摘要 隨著封裝技術從平面演進到立體的堆疊, 其中接點尺寸的微縮將無可避免, 許多研究中指出, 介金屬化合物的脆性, 將不利於三維積體電路封裝的發展, 但在越來越小的接點中, 介金屬化合物將佔據大部分的體積比例, 研究介金屬化合物對於微凸塊接點機械性質的影響, 是個相當重要的議題 本研究利用不同的金屬

國立交通大學 加速器光源科技與應用學位學程 碩士論文 不同金屬墊層結構對錫 2.3 銀微凸塊經熱循環測試後裂縫形成之研究 Crack Formation after Thermal Cycling Tests for Sn2.3Ag Microbumps with Different Under-Bump-Metallization Structures 研究生 : 莫竣傑指導教授 : 陳智博士林宏基博士鄭裕庭博士 中華民國一百零一年六月 1

摘要 隨著封裝技術從平面演進到立體的堆疊, 其中接點尺寸的微縮將無可避免, 許多研究中指出, 介金屬化合物的脆性, 將不利於三維積體電路封裝的發展, 但在越來越小的接點中, 介金屬化合物將佔據大部分的體積比例, 研究介金屬化合物對於微凸塊接點機械性質的影響, 是個相當重要的議題 本研究利用不同的金屬墊層去製備出銲錫高度 10 µm 與 40 µm 的微凸塊接點, 其結構可分為 Cu/Sn2.3Ag/Cu Ni/Sn2.3Ag/Cu Ni/Sn2.3Ag/Ni, 接著在 260 o C 經過不同的時間迴銲熱處理, 最後進行 -55 o C 到 125 o C 的熱循環測試, 探討不同熱處理時間 銲錫高度與金屬墊層結構對於微凸塊接點破壞模式的影響 觀察微凸塊接點在兩端的介金屬化合物接合之前, 在介金屬化合物與銲錫的界面產生疲勞裂縫, 提高銲錫高度則使得裂縫產生從介面轉移至銲錫內部, 改變 under-bump-metallization (UBM) 結構後, 發現三元的介金屬化合物能穩定與銲錫的界面, 進而抑制裂縫生成, 而完全轉變成介金屬化合物的微凸塊接點, 擁有良好抗熱循環測試的能力, 甚至在經過 2000 次的熱循環測試後, 依舊沒有任何破壞現象產生, 可見介金屬化合物並沒有如報導中預期, 在熱循環測試後有因材料脆性而發生破壞的現象 i

Abstract Due to the progress of packaging technology from 2-dimension to 3-dimension (3D) stacking, the decreasing in pitch of microbumps is inevitable. It was reported the intermetallic compounds (IMCs) are brittle and thus not good for 3D integrated circuit (IC) reliability. While the microbumps are getting smaller, the IMCs will occupy a large percentage of joint volume. Therefore, it is important to study the effect of IMC formation in mechanical properties of microbumps. In this study, different kinds of structures, Cu/solder/Cu, Cu/solder/Ni, and Ni/solder/Ni, were used to study the effect of different IMCs on the crack resistance during thermal cycling test (TCT). The solders are Sn2.3Ag, and the heights were 10µm and 40µm. After various reflow time at 260, the microbumps were tested under TCT. (-55 o C to 125 o C) We will discuss the effect of reflow times, solder heights, and the IMC compositions on the failure mechanisms of microbumps under TCT. After long period of reflow, the IMC bridging phenomena was observed in most of the low solder height samples. Before IMC ii

bridging, we can observed the crack appeared from the edge of the IMC/solder interface. The length of cracks increased as the solder height. Comparing the Cu/solder/Cu and Cu/solder/Ni system, the ternary IMCs can significantly reduce the cracks between the IMC/solder interface and inhibit the cracks propagation. The IMC-bridged microbumps can endure 2000-cycle TCT and reduce crack propagation. According to these obtained results, the IMC bridging is an advantageous to the TCT in microbumps. The IMC bridging effectively minimize the crack initiation and propagation. iii

致謝 能夠在兩年的碩士生活內完成論文研究, 要感謝的人實在太多了, 首先要感謝陳智老師這兩年來的照顧, 無論在專業領域的研究上或是待人處世上, 都讓我學到了不少, 老師對於研究源源不絕的熱情與實踐力, 讓本人有幸能夠親眼見證 Science 從無到有的過程, 也感謝陳智老師兩年來查經班的洗禮, 讓我對於生命 對於家人和對於信仰都有了更深一層的體會 再來要感謝的是同步輻射中心共同指導教授林宏基博士, 謝謝林伯願意傾聽我所有的困擾, 不論是對於學業 對於未來 對於人生, 每次跟您聊過之後, 總是又對未來充滿希望, 也謝謝您總是當我的後盾, 在我需要幫助的時候推我一把, 讓我對於磁性材料與同步輻射有更深層的了解 還有電子所的共同指導教授鄭裕庭老師, 感謝老師啟發我對於微機電的無限可能, 以及讓我見識到學界跟產業合作的前瞻性, 發現到自己的不足及眼光的短淺, 都驅使我想更努力的充實自己 本研究能夠順利的完成, 要特別感謝本研究的合作夥伴 - 工研院, 感謝陸蘇財博士對於實驗進行的大力相助, 並對在討論的過程中給予寶貴的意見, 大大的豐富了本研究的深度, 並擔任本人的口試委員, 再來要感謝莊敬業學長, 感謝學長總是不厭其煩地幫助我進行各項的實驗測試, 並在研究的過程中給予寶貴的意見與指導, 沒有你們的幫助, 本研究不能如此 iv

順利的進行 接下來更不能忘掉這一路下來一起打拼的好夥伴們 : 感謝高人一等的翔耀學長, 領我進門, 總是不厭其煩的聽我問各種的鳥問題, 賽恩斯的你真的很帥, 在新加坡也要幸福喔 ; 特別要感謝的是阿丸, 請容許我叫你一聲丸神, 打從我第一次聽你報 paper 我就開始全身起雞皮疙瘩, 你思考的邏輯 嘴砲的口條 有效率的做事方式都是我努力的目標, 感謝您拼命的熬夜幫我趕出模擬的 data, 並教會我嘴砲的真諦, 我永遠都會記得, 一踏進實驗室, 只要看到阿丸, 真的會有種安心的感覺 ; 宗寬學長, 人好到爆炸又帥到爆表, 還有那 S 級的 SEM 操作技術, 都讓我羨慕到不行 ; 甜蜜到不行的 Q 毛學長, 你總是可以淡定的放出閃倒爆表的必殺技, 讓我受益良多 ; 菜頭學長, 後來才發現, 原來你是砍外線的, 感謝你教我如何用 IR 對接, 還不怕我用壞 ; 跑跑跑的健民學長, 感謝你教我無電鍍的技術, 跟你講話總是切中要害, 非常直爽, 有你的地方就有笑聲 ; 佳凌學姊, 感謝你總是幫我擦屁股, 還有學姊你真的很能聊耶 ; 舞棍以撒學長, 有你的地方總是非常好笑, 感謝你在實驗上的各種幫助, 你做實驗的能力, 強到讓我下巴都快掉了, 看你做實驗是種享受 ; 還有即將變成當紅炸子雞的韋嵐, 下一篇賽恩斯可以讓我掛個名嗎?; 潮男女天麟, 恩, 你就閃吧!; 道奇學長, 我的好酒友, 感謝就等到下次把酒言歡時再告訴你 ; 交大守護神 _ 郭明墉, 感謝我在的兩年都有你在守護交大 ; 阿丸接班人同時也是登山大隊長的小手, v

結果畢業前還是沒有爬到山, 感謝你總是幫我解答許多疑惑 ; 帥氣的史丹利, 你好帥!; 還有才子偉豪, 你也好帥, 快點找個千金嫁了吧!; 還有美食大隊隊長秉儒, 有你的地方就有美食? 感謝你總是讓實驗室充滿歡樂 ; 萬能的玉龍, 簽了吧!! 你是下一個扛霸子 ; 要叫我學長的奕丞, 叫我學長. 磁學小組的盈君 昌洋 孟潔 花枝 韋均 韋丞 凡修, 感謝您們陪我聊天 一起吃大餐, 還有熬夜做實驗 當然更不能忘掉點綴我生活的調酒班的好戰友 ; 乾媽 ChiChi 乾姊樂梅 Melissa 志偉 奶油 永遠的好室友: 舒服 Kevin 宗翰 彥樺, 希望畢業後我們還可以常常吃寢聚 此外感謝系辦的傅小姐, 幫我解決很多瑣事加上免費的星巴克 ; 還有程昶學長, 在實習期間對我的照顧, 讓我收穫不少 最後要感謝永遠在我背後支持我的家人 : 爸爸 媽媽 雅如 美姊, 還有專屬攝影師如肥與生活調劑師佳燕, 感謝你們對我毫無保留的付出, 在這裡要向你們致上最高的謝意, 接下來的人生, 換我為你們付出了, 我真的畢業了!! vi

目錄 摘要... i Abstract... ii 致謝... iv 目錄... vii 圖目錄... ix 表目錄... xiv 第一章緒論... 1 第二章文獻回顧... 4 2-1 三維積體電路封裝技術... 4 2-2 錫銀銲錫... 9 2-3 微接點的體積效應... 12 2-4 熱循環測試與常見的破壞現象... 14 2-4-1 蠕變現象... 15 2-4-2 疲勞裂縫... 16 2-5 介金屬化合物對於微接點的影響... 18 2-6 有限元素分析... 20 第三章實驗方法... 22 3-1 不同金屬墊層結構的試片... 22 vii

3-2 樣品製備... 24 3-3 迴銲熱處理... 26 3-4 熱循環測試... 27 3-5 微結構觀測... 28 第四章結果與討論... 31 4-1 迴銲熱處理時間的影響... 31 4-1-1 Cu/Sn2.3Ag /Cu System... 31 4-1-2 Ni/Sn2.3Ag /Cu System... 40 4-1-3 Ni/Sn2.3Ag /Ni System... 48 4-2 銲錫高度的影響... 52 4-2-1 Cu/~40 µmsn2.3ag/cu System... 52 4-2-2 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu System... 59 4-2-3 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni System... 65 4-3 不同 UBM 組成的影響... 70 4-4 以 FEA 模擬 microbump 的應力應變分析... 74 4-4-1 銲錫高度對於破壞起始位置的影響... 80 4-4-2 IMC 成分對於裂縫產生的影響... 83 第五章結論... 85 參考文獻... 86 viii

圖目錄 圖 2-1-1 打線接合示意圖..6 圖 2-1-2 覆晶封裝示意圖......6 圖 2-1-3 3D 與 2D 封裝的導線長度比較示意圖.. 7 圖 2-1-4 3D 與 2D 封裝的接點密度比較示意圖.. 7 圖 2-1-5 系統單晶片 (SoC) 系統級封裝(SiP) 直通矽穿孔(TSV) 三種技術的示意圖...8 圖 2-2-1 深度蝕刻後的片狀 Ag 3 Sn 形貌....11 圖 2-2-2 片狀 Ag 3 Sn 析出導致局部高應力處產生使得接點產生裂縫. 11 圖 2-3-1 接點的幾何結構與體積的流變圖.13 圖 2-4-1 Sn0.7Cu 銲錫邊緣經熱循環測試後產生的疲勞裂縫與蠕變現 象... 17 圖 2-4-2 Sn-3.5Ag 不同構裝剛度對於應力 - 非彈性應變的遲滯迴線圖...17 圖 3-2-1 樣品製備示意圖...25 圖 3-3-1 熱循環測試溫度曲線圖.27 圖 3-4-1 研磨位置示意圖.30 圖 4-1-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖..34 ix

圖 4-1-2 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L2 (b) L6 (c) L8........35 圖 4-1-3 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L4 (c) L5.. 36 圖 4-1-4 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L4 (b) L5 (c) L3 37 圖 4-1-5 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1(b) L3(c) L6......38 圖 4-1-6 IMC 抑制疲勞裂縫比較. 39 圖 4-1-7 Cu/Sn2.3Ag/Cu IMC 接合體積百分比與裂縫發現機率作圖..39 圖 4-1-8 Ni/Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖 42 圖 4-1-9 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L6 (b) L9...43 圖 4-1-10 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1(b) L4(c) L5.....44 圖 4-1-11 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1(b) L4.....45 圖 4-1-12 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L5(b) L6...46 圖 4-1-13 Ni/Sn2.3Ag/Ni 在熱循環測試前經迴銲熱處理的 BEI 側視圖 (a) 0 分鐘 (b) 0 分鐘局部放大圖 (c) 10 分鐘 (d) 10 分鐘局部放大圖 (e) 30 分鐘 (f) 30 分鐘局部放大圖.......49 x

圖 4-1-14 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 局部放大圖 (b) L1 局部放大圖...50 圖 4-1-15 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L8 (b) L8 局部放大圖 (c) L9 (d) L9 局部放大圖....50 圖 4-1-16 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L9 (b) L9 局部放大圖.... 51 圖 4-2-1 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖. 54 圖 4-2-2 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L3 (b) L4 (c) L9...55 圖 4-2-3 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L5 (c) L6 (d) L9 56 圖 4-2-4 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L7..57 圖 4-2-5 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L2..58 圖 4-2-6 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖 60 圖 4-2-7 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L2 (c) L3 (d) L5....61 圖 4-2-8 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L5 (b) L8 (c) L9...62 xi

圖 4-2-9 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L4 (b) L8....63 圖 4-2-10 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L7 (c) L8 (d) L9..64 圖 4-2-11 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 在熱循環測試前經迴銲熱處理的 BEI 側視圖 (a) 0 分鐘 (b) 0 分鐘局部放大圖 (c) 30 分鐘 (d) 30 分鐘局部放大圖 (e) 180 分鐘 (f) 180 分鐘局部放大圖....66 圖 4-2-12 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a )L3 (b) L8 (c) L9.67 圖 4-2-13 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a)l 1 (b) L9 68 圖 4-2-14 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 迴銲 180 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L2 (b) L4 (c) L8.69 圖 4-3-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu 經熱循環測試 1000cycles 研磨位置未到中間區域的 BEI 側視圖...71 圖 4-3-2 四種 UBM 結構的 microbump 經熱循環測試 2000 cycles 的 BEI 側視圖 Cu/Sn2.3Ag/Cu (b)ni/sn2.3ag/cu (c)ni/sn2.3ag/ni (d ) Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu.72 圖 4-4-1 模擬幾何尺寸側視示意圖... 77 xii

圖 4-4-2 Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於晶片最角落參考溫度 @226 o C 的應力分佈模擬 (a) 最低溫 (-55 o C) (b) 最高溫 (125 o C) 78 圖 4-4-3 Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於晶片最角落參考溫度 @260 o C 的應力分佈模擬 (a) 最低溫 (-55 o C) (b) 最高溫 (125 o C).......78 圖 4-4-4 Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 在最低溫 (-55 o C) 參考溫度 @226 o C 的應力分佈模擬 (a) 最角落位置 (b) 最邊排中間位置 (c) 最接近晶片中心位置...79 圖 4-4-5 (a) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈 (c) Cu/~40 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Cu/~40 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈...81 圖 4-4-6 (a) Ni/~10 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Ni/~10 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈 (c) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈....82 圖 4-4-7 (a) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 接點結構應變分佈 (c) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 接點結構應變分佈...84 xiii

表目錄 表 2-5-1 Cu, Sn3.5Ag 銲錫與四種微凸塊中常見介金屬化合物的關鍵性質 理...19 表 2-5-2 Cu, Sn3.5Ag 與四種介金屬化合物的晶體結構與晶格常數...19 表 2-6-1 14 種銲錫接點破壞模型整理...21 表 3-1-1 不同 UBM 結構試片示意表. 23 表 3-2-1 樣品結構與測試條件總表...25 表 4-1-1 Cu 6-x Ni x Sn 5 (x =0, 1, 2) 的晶格常數 體積 總能 生成熱 與內聚能計算結果...47 表 4-3-1 四種 UBM 組成與測試條件對於 microbump 的破壞分析整理..73 表 4-4-1 銅墊層 銲錫與 IMC 的降伏強度表 77 xiv

第一章緒論 隨著半導體產業的發展, 帶動科技的日新月異, 現在的電子產品講究高整合性 多工處理 高效能, 最重要的是輕薄短小, 如何提升積體電路 ( Integrated Circuit, IC ) 的效能, 一直是業界與學術界努力的目標, 過去一直是著重在元件製程的微縮上, 然而近年來摩爾定律 ( Moore s Law ) 也快要走到了物理極限, 逐漸無法因應潮流的需求, 因此開始有人著眼於先進構裝上, 試圖打破傳統的平面構裝方式, 朝向三維積體電路堆疊整合技術 ( Three Dimension Integrated Circuit Stacking Technology ), 以立體的堆疊的方式來追求高功率 高密度與低成本的製程發展 當先進封裝從覆晶 ( Flip Chip ) 製程走到了三維整合製程時, 首先面臨到的問題就包括銲錫接點尺寸的微縮, 從傳統的覆晶封裝的銲錫接點 ( Solder Joint ) 的結構來看, 其銲錫的體積大於金屬墊層 ( Under Bump Metallization, UBM ), 而三維構裝中的銲錫微凸塊 ( Microbump ) 則是金屬墊層的體積已和銲錫體積差不多, 甚至還遠大於銲錫的體積 因此我們可以預期, 銲錫微凸塊在製程的過程中, 將會大部分甚至全部轉變為介金屬化合物 ( Intermetallic Compound, IMC ) 的接點, 而以往所探討發生在覆晶封裝的銲錫接點行為, 是否還能套用在微凸塊接點上, 需要更進一步的去研究 1

在過去, 由於添加了鉛在銲錫內部後, 會有良好的物理 機械 化學和熱等等特性, 電子封裝的接點材料一直以來都是使用鉛與錫混合的合金 近年來, 環保意識抬頭, 人們開始杜絕鉛對人體的危害, 於 2006 年 7 月 1 日召開的歐洲代表大會 ( European Congress ), 開始禁止含有以鉛為基底的銲錫消費性產品進入歐洲市場 在這強而有力的律法加壓下, 科學家開始尋找其它不含鉛的接點材料, 以錫為基底的無鉛銲錫系統被視為是最有可能的取代含鉛銲錫的材料 而在以錫為基底的合金材料中, 最常被使用的合金為 : 錫銅 ( Sn-Cu ) 合金 錫銀銅 ( Sn-Ag-Cu ) 合金以及錫銀 ( Sn-Ag ) 合金 錫銀銅因為是三元合金, 在三者之中, 是最穩定的合金, 但是由於三元合金不易電鍍, 無法精確掌控其成分, 在工業界電鍍量產與追求良率的前提之下, 並不是個好選擇 而錫銀合金在機械性質方面有較良好的表現 [1, 2], 是故工業界一般較常採用此種材料做為無鉛銲錫的材料, 而本研究也是以錫銀銲錫為研究主題, 採用 Sn2.3Ag 當作銲錫成分 銅與鎳是業界最常使用的 UBM 材料, 過去覆晶封裝的銲錫接點, 也絕大部分都是構築在這兩種材料的 UBM 之上, 而於 UBM 與銲錫的界面會產生 IMC, 一般認為其脆性在未來的三維封裝上, 會產生可靠度的議題, 但很少有人針對 IMC 的微凸塊接點作機械性質的探討, 在三維封裝的直通矽穿孔技術 ( Through-Silicon Via, TSV ) 上, 銅與鎳仍然會是主流的材料, 而 IMC 在越來越小的銲錫體積中, 將扮演的主導的角色, 本論文主要的研究 2

方向就是利用銅與鎳這兩種材料, 去搭配出不同 UBM 組合及不同高度的 microbump, 在 260 o C 進行不同時間的迴銲熱處理, 用意在於改變其 IMC 的生長厚度, 甚至使其完全轉變成 IMC 接點, 接著進行 -55 o C~125 o C 的熱循環測試 ( Thermal Cycling Test ), 在熱漲與冷縮不斷交替所產生的應力下, 去研究 microbump 的破壞模式, 並探討 UBM 組合 銲錫高度和迴銲熱處理時間的不同對於破壞模式的影響, 也藉此比較微凸塊的尺度下, 和覆晶封裝的尺度下破壞模式是否有所差異 3

第二章文獻回顧 2-1 三維積體電路封裝技術 ( 3D IC Packaging Technology ) 在過去, 半導體封裝一直是以二維平面的打線接合與覆晶封裝為主流, 不僅技術非常的成熟, 相關的研究報導也很豐富, 產線也設立的相當完備, 再加上過去半導體業一直著重於電子元件的微縮上, 僅管在很早之前就有人提出三維立體的封裝概念, 但也是到了最近製程的微縮瀕臨了物理極限, 才投入了大量的資源, 積極的發展先進構裝技術, 並視為是延續摩爾定律的契機 直觀的, 平面的堆放終究無法創造最大的空間效益, 勢必朝向三維的立體堆疊, 而三維的封裝技術有著許多突破性的優勢, 根據 Sarawi 等人 [3] 與 Ladani [4] 針對 3D-IC 所做的整理回顧中, 我們得知當封裝技術由二維走到三維將具有以下這些優勢 :(1) 晶片尺寸與重量的微縮 (2) 降低訊號延遲與減少雜訊 (3) 低功率消耗 (4) 於相同體積下提升接點的密度 (5) 整合異質元件於單一封裝上 (6) 利用垂直連結取代以往冗長平面連結以提升效能 (7) 系統整合帶來並行處理的效果 現今在半導體製造端, 採用的技術為系統單晶片 ( System on Chip, SOC ), 所謂的系統單晶片, 就是將許多帶有不同功能的異質電路高度的整合在一個晶片當中, 並利用導線連接, 使得一個晶片自成一個系統, 這樣的方式可以有效地提升效能, 如果無法將所有的功能放 4

進 SOC 中, 亦可在半導體的封裝端採用系統級封裝 ( System in Package, SIP ), 也就是說在一個封裝內不僅可以組裝多個晶片, 還可以將不同類型的器件和電路晶片疊在一起, 搭配引腳與打線連結, 以構建成更為複雜的 完整的系統, 而此種技術也可說是三維封裝技術的出發點, 然而利用引腳與打線連結的技術, 不利於效能的表現與限制元件體積的縮減, 甚至影響元件於高頻下的表現 [5], 因此提出了新一代的三維整合封裝連結技術, 直接在矽晶片上開孔, 鍍入導線, 利用晶片間的垂直連結, 這種直通矽穿孔的封裝技術, 將導線縮短到矽基板厚度, 除了提供極好的電性表現, 並大幅度的提升系統的整合度與效能, 成功的實現立體的堆積方式, 矽晶穿孔除了有更小的接點及熱應力外, 還能減少延遲效應與訊號損失, 實現快速應答的需求, 此技術再縮小連結點及導線的同時, 不再需要一味的縮小電晶體的尺寸, 未來希望能透過這樣的技術使得積體電路繼續的跟上摩爾定律的腳步 [6] 5

圖 2-1-1 打線接合示意圖 [7] 圖 2-1-2 覆晶封裝示意圖 [7] 6

圖 2-1-3 3D 與 2D 封裝的導線長度比較示意圖 [3] 圖 2-1-4 3D 與 2D 封裝的接點密度比較示意圖 [3] 7

圖 2-1-5 系統單晶片 (SoC) 系統級封裝 (SiP) 直通矽穿孔 (TSV) 三種技術 的示意圖 [8] 8

2-2 錫銀銲錫 在反鉛議題尚未被重視之前, 錫鉛銲錫被視為是最理想的接點材料, 不僅成本低取得容易,K.N.Tu [9] 在 Solder Joint Technology 提到, 在共晶錫鉛與銅墊層的反應中, 鉛並不會參與銅與錫的反應, 還能透過鉛的添加來調整銲錫熔點, 提升銲錫的延展性, 也因此強化了各項機械性質的表現, 更重要的是, 共晶錫鉛系統並不會有錫鬚晶 (Whisker) 的現象發生 但由於環保意識的抬頭, 禁止含鉛銲料的使用, 業界與學術界紛紛投入無鉛銲錫 ( Lead-free Solder ) 的議題中, 試圖找出能夠取代共晶錫鉛的材料, 有許多的無鉛銲料先後出爐, 而其中以錫為基底的合金系統最為大宗, 在許多的文獻中都不難發現錫銀銅 ( Sn-Ag-Cu ) 銲錫的報導, 擁有低熔點與優越的機械性質, 有不少人視之為最具潛力的接點材料, 但由於電鍍製程無法精確掌控三元系統的成分, 以追求良率的半導體業來說, 需要克服的問題還很多, 因此容易掌握成分的含錫二元合金系統受到高度的注目, 像錫銀 ( Sn-Ag ) 錫銅( Sn-Cu ) 錫鋅( Sn-Zn ) 錫鉍( Sn-Bi ) 錫銦( Sn-In ) 等等 而在這眾多的無鉛銲錫之中, 根據 Tomlinson 與 Fullylove[1] 對許多以錫為基底的無鉛銲錫做強度的比較, 發現銀的添加會與錫形成微小的 Ag 3 Sn 介金屬化合物粒子, 散佈在銲錫的晶界上, 達到分散強化的效果, 因此相 較於其他的無鉛銲錫, 錫銀銲錫有著最高的強度 ; 在疲勞測試方面, 更有 9

著不輸共晶錫鉛的抗疲勞性質 ; 至於抗腐蝕方面, 也有不錯的表現, 整體而言, 是很有可能成為未來三維整合封裝技術的主流接點材料 然而由於錫是體心正方 ( Body-Centered Cubic, BCC) 的晶體結構 [9], 所以它對於機械及電性的表現是非等向性的, 原子在錫的 C 軸有較快的擴散速率, 導致非均質的介金屬化合物生成 有研究指出當銀濃度達到 3.5wt% 時, 會開始析出大塊的片狀 Ag 3 Sn[10], 造成高應力的區域, 產生破壞, 因此在使用錫銀銲錫的前提, 就是要降低銀的含量 [11], 避免片狀 Ag 3 Sn 的生成 而本研究使用 Sn2.3Ag 的用意也在於此 10

圖 2-2-1 深度蝕刻後的片狀 Ag 3 Sn 形貌 [12] 圖 2-2-2 片狀 Ag 3 Sn 析出導致局部高應力處產生使得接點產生裂縫 [12] 11

2-3 微接點的體積效應 隨著封裝技術的演進, 所需要的接點尺寸也越來越小, 其體積的縮減從早期的錫球陣列封裝 ( Ball Grid Array, BGA ) 錫球, 直徑 250μm 間距 500μm, 到微凸塊銲錫錫球直徑 30μm 間距 60μm, 接點的流變圖如下所示 由於銲錫體積的縮減, 在接點處產生的微結構變化與反應將更顯著的影響到整個接點的材料特性, 尤其在機械性質方面 Chandra Rao 等人 [13] 針對微凸塊的體積效應與機械性質做了一系列探討, 在銅金屬墊層上電鍍 50 μm 與 200 μm 厚的純錫, 接著進行多次的迴銲測試, 發現 50μm 的微凸塊其介金屬化合物的成長速率比 200μm 來的快, 而 Choi 等人 [14] 與 Huebner 等人 [15] 也有類似的研究報導, 認為體積較小的錫可以在較短的時間達到銅濃度的飽和, 因而加速介金屬化合物的形成, 並針對銲錫的體積縮減, 直觀的提出兩個重要觀點 :1. 銲錫與 UBM 間介金屬化合物的成長變得很重要 2. 介金屬化合物的體積將佔據大部分的銲錫體積 而 Islam 等人 [16] 使用 Sn3.5Ag0.5Cu 銲錫針對不同銲錫體積與銅墊層做探討, 認為銲錫與銅墊層的接觸表面積對銲錫體積的比越大, 其介金屬化合物的形成速率越快 12

圖 2-3-1 接點的幾何結構與體積的流變圖 [15] 13

2-4 熱循環測試與常見的破壞現象 熱循環測試是業界最常用來鑑定產品可靠度的指標之一, 以確保在極端的操作環境下仍具有可靠的產品功能性, 也就是說, 任何的電子產品在出廠之前, 其內部的電子零件都必須通過熱循環的可靠度測試, 而在整個半導體封裝中, 扮演連接角色的接點是容易產生破壞的地方, 而在積極發展三維封裝的現今, 銲錫微接點可靠度變得更為重要, 任何以往在 BGA 尺寸所觀察到的細微破壞, 對於微凸塊接點來說, 都是需要重視的可靠度議題 在熱循環測試中, 影響的變因有循環溫度範圍 ( Temperature Range ) 溫升速率 ( Ramp Rate ) 和持溫時間 ( Dwell-time ), 溫度的範圍越大, 代表測試的環境越嚴苛, 通常破壞也會越早發生, 而 Mattila 等人 [17] 針對熱循環測試的參數對於銲錫接點的壽命週期 ( Lifetimes ) 與破壞機制影響中指出, 當持溫時間增加, 將會降低破壞發生的循環次數 ( Cycles To Failure, CTF ), 至於增加溫升速率, 對於 CTF 並沒有顯著的影響, 但會明顯的減少破壞發生的時間 ( Time To Failure, TTF ) 14

2-4-1 蠕變現象 ( Ratcheting ) 熱循環測試是屬於應變速率較慢的一種可靠度測試, 相較於應變速率高的掉落測試 ( Drop Test ) 與衝擊測試 ( Impact Test ), 銲錫在熱循環的過程中, 有足夠的時間去完成整個塑性應變的過程,Darveaux 等人 [18] 在研究銲錫接點的裂縫起始與成長中發現,Sn0.7Cu 的銲錫接點經過一定次數的熱循環測試後, 於側視圖中的銲錫邊緣上觀察到蠕變現象, 原本平滑的銲錫邊緣, 變成了參差不齊的曲面, 並指出在銲錫接點中, 在潛變行為 ( Creep Behavior ) 構裝剛度( Assembly Stiffness ) 與熱循環曲線的交互作用下, 使得應力應變遲滯迴線圖 ( Stress-strain Hysteresis Loop ) 不為封閉 [19], 也就是說在每一次的熱循環中, 都會有少量的永久應變 ( Permanent Strain ) 在銲錫接點中累積, 而這些微小的應變量經過百次甚至千次加總, 將會改變銲錫接點的形貌 15

2-4-2 疲勞裂縫 ( Fatigue Crack) 不同的材料間有不一樣熱傳導特性, 通常用熱傳導係數 ( Coefficient of Thermal Expansion, CTE ) 來代表材料受冷熱影響的程度, 而在一個完整的半導體封裝中, 包含著許多不同的材料彼此連結, 建構出一套複雜的熱傳導系統, 而傳統的覆晶封裝, 在接點的兩端, 一端是矽晶片,CTE 為 2.8ppm/ o C, 另一端為高分子基板, 常見為 FR-4,CTE 為 18ppm/ o C[20], 而且高分子基板的面積遠大於矽晶片的面積, 因此在整個封裝的架構中, 接點的兩端存在著相當大的熱膨脹係數不匹配 ( CTE Mismatch ), 在經過冷熱不斷地交替的環境中, 相當於施予一個反覆的應力, 而導致銲錫接點處在變動的應力應變的環境下, 進而產生疲勞裂縫 而在直通矽穿孔中的微接點, 其兩端均為矽晶片, 不像覆晶封裝中存在熱膨脹係數不匹配的情形, 但由於晶片是三維的層層堆疊, 其熱傳導系統將更為複雜,Wright 等人 [21] 研究 microbump 於矽基板的覆晶封裝的各項可靠度測試, 意即 microbump 兩端都是矽基板, 但仍然觀察到疲勞裂縫的現象, 但並沒有徹底研究破壞發生的起始, 可見在三維的封裝技術當中, 因熱循環產生的疲勞裂縫仍然是相當重要的可靠度議題 16

圖 2-4-1 Sn0.7Cu 銲錫邊緣經熱循環測試後產生的疲勞裂縫與蠕變現象 [19] 圖 2-4-2 Sn-3.5Ag 不同構裝剛度對於應力 - 非彈性應變的遲滯迴線圖 [19] 17

2-5 介金屬化合物對於微接點的影響 對於所有的銲錫接點而言, 要成功的扮演好連接的角色, 首要的條件就是要有介金屬化合物的生成, 提供銲錫與金屬墊層間的良好接合, 但介金屬化合物的生成並不是一個靜止的反應, 會隨著電子產品的使用而不斷的產生變化, 而且從許多的文獻中可以得知 [22-25], 過去的研究認為介金屬化合物屬於脆性材料 但事實似乎並非如此? Lee 等人於 2007 年的 Electronic Components and Technology Conference( ECTC ) 上提出了一個有趣的觀點 [26], 並將常見介金屬化合物特性做了個整理如下表所示 首先從脆的定義發想, 從各種版本的字典中都可以查到, 脆 指的就是 容易破壞, 介金屬化合物的確具有高硬度以及高熔點, 但並沒有明確的指標可以代表脆性, 將覆晶封裝中常見的破壞作個整理後發現, 破壞的表面或介面可以大致上可區分成四種 : 1. 銲錫內部 2. 銲錫與介金屬化合物的界面 3. 介金屬化合物內部 4. 介金屬化合物與金屬墊層的界面, 在以上四種分類, 只有第三種可能與介金屬化合物的脆性有關, 但從文獻找尋的過程中, 我們可以發現, 第三種情形通常都是發生在具有多種介金屬化合物的結構中, 且破壞絕大部分都是發生在不同介金屬化合物的界面, 而非單一介金屬化合物內部, 也就是說直到現在, 依然沒有直接的實驗數據可以證實介金屬化合物的脆性, 也就是說不論破壞發 18

生在何種介面, 都與介金屬化合物的脆性無關 從以上論述可得知, 對於 介金屬化合物的脆性, 還有很多疑點等待我們去釐清 表 2-5-1 Cu, Sn3.5Ag 銲錫與四種微凸塊中常見介金屬化合物的關鍵性質 整理 [26] 表 2-5-2 Cu, Sn3.5Ag 與四種介金屬化合物的晶體結構與晶格常數 [26] 19

2-6 有限元素分析 ( Finite Element Analysis, FEA ) 有限元素分析是最常被用來模擬銲錫接點中的電流分布 熱傳導和應力應變分布等等, 進而探討電遷移 熱遷移與其它的可靠度議題, 對於預測與瞭解材料在使用過程中可能會產生的問題, 提供了相當有力的佐證 電子產品在使用過程中的開開關關, 對於銲錫接點而言, 都是一種不斷升溫與降溫的變動環境, 在反覆冷熱循環產生的應變下, 銲錫接點容易產生疲勞破壞, 因此精準預測銲錫接點的疲勞壽命, 一直是業界努力的目標, 在過去, 有相當多的研究報導, 主要目的就是希望能建立一套預測破壞發生的模型,Lee 等人 [27] 將文獻中報導過 14 種主要的破壞模型, 整理並歸類成 5 大類, 分別為 : 基於應力 基於塑性應變 基於潛變應變 基於能量和基於損傷, 另外將疲勞模型歸類到第六類的其他經驗模型中 對於利用 FEA 來模擬接點經熱循環測試的應力應變分布, 在選擇模型上提供了相當有用的資訊,Pang 等人 [28] 利用 FEA 來探討 flip-chip-on-board ( FCOB ) 經熱循環測試後的可靠度分析, 發現利用 3 維建構的模型比起 2 維更能準確預測銲錫接點的疲勞壽命 然而早期 BGA 等級的接點尺寸很大, 可以針對單一顆銲錫接點進行可靠度測試, 破壞的鑑定上也只需要利用到光學顯微鏡, 在實驗數據的收集上相當容易, 因此有大量的實驗數據可以配合 FEA 模擬的結果, 然而到了 microbump 的接點尺寸, 各項實驗數據的收集變得相當困難, 在破壞的鑑定 20

上相當費時, 整體而言, 要建立一套客觀的實驗方式, 還有相當的難度, 因此利用 FEA 來建立 microbump 的破壞模型是目前的當務之急, 如何建構有 限元素模型並從實驗上取得校正用的資料變的相當重要 表 2-6-1 14 種銲錫接點破壞模型整理 [27] 21

第三章實驗方法 3-1 不同金屬墊層結構的試片 本研究所使用的試片, 是在矽基板上沉積不同的金屬墊層, 為了避免金屬墊層在反應時與矽晶片擴散反應, 因此在金屬墊層與矽晶圓之間, 濺鍍了一層薄薄的鈦金屬 ( 厚度約 1000 Å ), 做為擴散的阻障層 ( Diffusion Barrier ), 而這層鈦金屬, 亦可做為與金屬墊層的黏結層 ( Adhesion Layer ), 此外, 為了使電鍍金屬與鈦金屬有良好的接著, 在電鍍之前, 先在鈦金屬上, 濺鍍了一層薄薄的銅 ( 厚度約 2000 Å ) 作為電鍍晶種層 ( Electroplating Seed Layer ), 以利之後的電鍍 而錫銀銲錫亦是以電鍍的方式鍍在凸塊金屬墊層上, 錫銀合金的成分為 Sn-2.3wt%Ag, 所有試片結構整理於表 3-1-1 中 本實驗的晶片大小為 2.3 mm X 2.3 mm, 銲錫的間距 (Pitch) 為 200 μm, 銲錫凸塊金屬墊層的直徑為 100 μm, 所有試片均已在 260 迴銲 ( Reflow ) 一分鐘以固定銲錫 22

表 3-1-1 不同 UBM 結構試片示意表 23

3-2 樣品製備 本實驗利用三種 UBM 結構的試片, 然後搭配不同的銲錫高度, 對接出一系列不同 UBM 組成與不同接點高度的樣品來進行熱循環測試, 為確保不受晶片形狀因子的影響, 微接點上下兩端的晶片大小必須相等且形狀完整, 在進行接合前, 將所需要的不同結構的晶圓進行晶圓切割 ( Die Saw ), 以確保每片試片的大小皆相同 接著為了確認晶片上所有的微接點都能完整接合, 本實驗樣品利用紅外線波段可穿透矽基板此一特性來確認每顆 microbump 接合情形, 使用紅外線顯微鏡 ( Infrared Microscopy ) 搭配加熱源來進行 microbump 的接合, 在進行接合前, 利用紅外線顯微鏡來對準所有接點的位置, 然後提高加熱源溫度, 當溫度一達到 260, 開始計時三分鐘並上助銲劑 ( Flux ), 在接合過程中持續觀測所有接點的接合情形, 所以全部的樣品再進行熱循環測試前已經經過相當於四分鐘迴銲效果的熱處理 ( 試片電鍍製程後一分鐘迴銲加上對接過程的三分鐘迴銲 ) 樣品製備示意圖如下圖所示 所有樣品條件整理於下表 24

圖 3-2-1 樣品製備示意圖 表 3-2-1 樣品結構與測試條件總表 25

3-3 迴銲熱處理 在樣品製備完成後, 利用烘箱 ( Oven ) 作為熱源, 在溫度為 260 o C 下進行迴銲熱處理, 並針對不同條件的樣品去設計迴銲測試的時間, 訴求是比較兩端介金屬化合物在沒有接合 部分接合和完全接合下的情況去做比較, Cu/Solder/Cu 與 Ni/Solder/Cu 的 10 μm 銲錫高度下, 迴銲時間為 0 5 10 和 30 分鐘, 在 10 分鐘左右, 就能看到部分的介金屬化合物開始接合, 而 30 分鐘就能達到大部分接合的效果, 而在 40 μm 銲錫高度下, 與 10 μm 銲錫高度設計一樣的熱處理時間來當作對照組, 在 Ni/Solder/Ni 系列中, 由於 Ni 墊層與銲錫的反應相較於銅墊層而言, 慢了許多, 因此在銲錫高度上做了調整, 設定為 4 μm 左右, 迴銲時間為 0 10 和 30 分鐘, 而對照組則選擇 10 μm 的銲錫高度, 迴銲時間則變成 0 30 和 180 分鐘 26

3-4 熱循環測試 最後將迴銲處理過後的所有樣品送至工研院, 利用單槽式的氣態溫度循環測試機 ( Air to Air Temperature Cycling ) 進行 1000~2000 cycles 的熱循環測試, 測試的條件遵照著 JEDEC( Joint Electron Device Engineering Council, JEDEC )Temperature Cycling 規範 [29] 的標準, 採用最嚴苛的測試條件, 測試的溫度區間為 -55 到 125, 溫升為每分鐘 15, 在最高溫度與最低溫度的持溫時間為 5 分鐘, 完整的一個熱循環測試下來耗時 30 分鐘 測試的溫度曲線示意圖與測試條件如下圖所示 圖 3-3-1 熱循環測試溫度曲線圖 27

3-5 微結構觀測 由於本實驗中的樣品沒有灌入底部填充膠, 因此做完熱循環測試的樣品, 必須泡入專用於金相切片的冷鑲埋液中, 待冷鑲埋液硬化後取出, 避免沒有灌入底部填充膠試片在研磨過程中裂開, 再分別以 80 1000 2000 4000 號砂紙研磨到試片上端最靠近邊緣的一排, 共有九顆 microbump, 從最左邊開始編號 L1 到 L9, 接著以 1 μm 及 0.3 μm 的氧化鋁粉 ( Aluminum Oxide Suspension ) 進行表面的拋光處理, 為了使介金屬化合物與銲錫的冶金反應介面更容易觀察, 拋光處理的最後, 會加入 ph 9.8 的矽酸膠 ( Colloidal Silica ) 微腐蝕液, 稍加蝕刻約一分鐘, 使金屬墊層與銲錫的冶金反應介面更為明顯 最後利用光學式顯微鏡 ( Optical Microscope, OM ) 來做初步的觀察並確定其研磨狀態 研磨位置示意圖如下圖所示 在完成分析前的處理工作後, 先使用光學式顯微鏡觀察每一個微接點側視圖的形貌, 由於光學顯微鏡的景深不是很大, 往往無法將整顆銲錫內部的形貌顯現出來, 但足以提供像研磨狀況 大致的破壞位置和需要進一步分析的部分等等訊息, 是故, 經由光學顯微鏡觀察完的試片, 會再放入電子顯微鏡做進一步的觀察, 觀察之前會先利用濺鍍 ( Sputter ) 的方式鍍上一層鉑 ( Pt ), 以改善試片表面的導電度及保護表面不受氧化 本研究所使用的電子顯微鏡為熱場發式電子顯微鏡 ( Field Emission Scanning Electron Microscope, FESEM ), 廠牌為日本電子光學株式會社 ( Japan Electron Optics 28

Laboratory, JEOL ), 型號為 :JEOL_JSM-6500F, 場發射電子槍 由於試片表面的起伏會影響二次電子 ( Secondary Electron ) 產生的數量, 因此, 藉由二次電子影像, 可以很清楚的呈現整顆銲錫的表面形貌 而背向散射電子則對質量敏感, 其產生的數量, 會因不同元素的差異而有所差異, 可以更清楚的區別不同成分的介金屬化合物, 對於疲勞裂縫的觀察也更加清晰 利用二次電子影像 ( Secondary Electron Image, SEI ) 與背向散射電子影像 ( Backscatter Electron Image, BEI ) 根據不同需求來作為觀測的影像, 大部分的觀測會以 BEI 為主 在觀察完銲錫表面的形貌之後, 利用 SEM 附加的 INCA 公司之 X 光能量分析圖譜 ( Energy Dispersive Spectroscope, EDS ), 作為特定區域 IMC 成分分析之依據, 而 X 光能量散分析儀可以提供半定性半定量, 點掃描 線掃瞄以及面掃描的分析 29

圖 3-4-1 研磨位置示意圖 30

第四章結果與討論 本章節大致上分為四個部分來分析 microbump 經熱循環測試後的破壞模式, 首先討論迴銲熱處理時間對於三種不同系統的 microbump 的影響, 接著改變銲錫高度探討破壞模式的改變, 再來是針對各種 UBM 組成的 microbump 做可靠度評估, 最後利用有限元素分析來模擬 microbump 在熱循環測試過程中, 應力與應變的分布, 藉此來佐證前三小節的結果 4-1 迴銲熱處理時間的影響 在進行熱循環測試前, 利用烘箱作為熱源, 在溫度為 260 o C 下進行迴焊熱處理, 使其在液態下進行冶金反應, 生成 IMC, 並控制時間長短來改變介金屬化的程度, 最後幾乎完全形成 IMC 的 microbump, 藉此來了解介金屬化程度對於 microbump 經熱循環測試後是否造成破壞模式的改變 4-1-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu System 圖 4-1-1 為 Cu/Sn2.3Ag/Cu 的 microbump 接合完成後, 在 260 o C 進行 0 5 10 30 分鐘的迴焊熱處理, 尚未進行熱循環測試的側視圖, 銲錫高 度控制在約 10 μm, 在兩端銅與銲錫的界面均生成扇貝狀 Cu 6 Sn 5 的介金屬 31

化合物, 而在銅與 Cu 6 Sn 5 之間還有一層薄薄的 Cu 3 Sn, 由於銅墊層與銲錫的反應速率很快, 在 10 分鐘過後, 兩端的 Cu 6 Sn 5 開始接合, 到了 30 分鐘, 已經完全轉變成 IMC 接點, 只剩下少部分由於過高的銀濃度而無法轉變成 IMC 的殘留銲錫 不同介金屬化的樣品經過 2000 次的熱循環測試後的結果如圖 4-1-2 到圖 4-1-5, 比較在熱循環前後的樣品, 測試後的樣品, 銲錫邊緣受到冷熱交替所產生的應力作用, 產生了蠕變現象, 從原先的平滑變成參差不齊甚至有擠出的現象 從圖 4-1-2 與 4-1-3 中, 可以明顯地觀察到在兩端 IMC 尚未接合的情況下, 在兩端與銲錫的界面均有裂縫的產生, 而在 10 分鐘 IMC 開始接合的樣品, 則可以觀察到裂縫依然產生於 Cu 6 Sn 5 與銲錫的界面 ( 如圖 4-1-4), 但有些裂縫是發生在銲錫內部 ( 如圖 4-1-4-c ), 至於完全轉變成介金屬化合物的 microbump 則沒有發現任何的破壞產生 Cu/Sn2.3Ag/Cu 系統的 microbump, 經過熱處理後, 轉變成 Cu/Cu 3 Sn/Cu 6 Sn 5 /Sn2.3Ag/Cu 6 Sn 5 /Cu 3 Sn/Cu 的結構, 由於 IMC 具有良好的硬度與強度, 因此銲錫部分成為此結構中最弱的區域, 在 2000 次的循環過後, 累積的應變量除了使得銲錫邊緣產生蠕變, 同時也在 Cu 6 Sn 5 /Sn2.3Ag 的界面產生疲勞裂縫, 而在 IMC 開始接合後, 疲勞裂縫則是發生在銲錫內部, 當 microbump 幾乎完全轉變成 IMC 的接點後, 能有效的抑制疲勞裂縫的成長 32

在這個系列中, 最值得探討的部分就是迴銲十分鐘後的樣品, 樣品處於部分 IMC 接合的條件下, 為了找出 IMC 能抑制疲勞裂縫的有力證據, 針對此樣品做了更多的分析, 因而找到在同一顆 microbump 的兩端, 一端為 IMC 接合並有效抑制裂縫成長, 另一端則為尚未接合且裂縫沿著 IMC/Solder 的界面成長, 如圖 4-1-6 所示 將此系統中所有觀察到的側視圖統計後發現,IMC 在接合之前, 所有的 microbump 側視圖都能看到裂縫的產生, 而 IMC 開始接合之後, 發現裂縫的機率開始下降, 最後完全轉變成 IMC 的 microbump 中, 裂縫的蹤跡完全消失, 將尚未接合的樣品定義為 0% 的 IMC Bridging, 而只要有一小部分的 IMC 接合, 分別計算其所有尚未轉變成 IMC 的面積與 IMC 加上銲錫的所有面積, 最後將 IMC 面積除上所有面積, 去計算出 IMC 接合體積的比例, 在統計各個條件下發現裂縫的機率, 迴銲 10 分鐘,IMC 接合程度為 70% 左右的樣品, 裂縫發現的機率由 100% 下降到 33%, 而迴銲 30 分鐘,IMC 接合程度為 90% 的樣品, 裂縫發現機率降至 0%, 結果如圖 4-1-7, 藉由這樣一個簡單的估算, 就能明顯觀察到 IMC 接合抑制裂紋成長的效果 33

圖 4-1-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖 34

圖 4-1-2 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L2 (b) L6 (c) L8 35

圖 4-1-3 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L4 (c) L5 36

圖 4-1-4 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L4 (b) L5 (c) L3 37

圖 4-1-5 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L3(c) L6 38

圖 4-1-6 IMC 抑制疲勞裂縫比較 圖 4-1-7 Cu/Sn2.3Ag/Cu IMC 接合體積百分比與裂縫發現機率作圖 39

4-1-2 Ni/Sn2.3Ag/Cu System 圖 4-1-8 為 Ni/Sn2.3Ag/Cu 的 microbump 接合完成後, 在 260 o C 進行 0 5 10 30 分鐘的迴焊熱處理, 尚未進行熱循環測試的側視圖, 銲錫高度控制在約 12 μm, 由於銅與銲錫的反應速率比鎳與焊錫反應快得多, 在銅與銲錫的界面生成扇貝狀的 (Cu,Ni) 6 Sn 5 的介金屬化合介金屬化合物, 而在鎳與銲錫的介面生成薄薄一層的 (Cu,Ni) 6 Sn 5, 在銅端的 IMC 部分不時會發現到與矽基板高度約為 20 μm 左右的孔洞, 是由於電鍍銅製程中所殘留的雜質所導致, 與 Cu/Sn2.3Ag/Cu System 不同的是, 此系列的樣品由於一端是 Ni, 生成介金屬化合物的速率較慢, 直到 30 分鐘才明顯看到 IMC 接合 不同介金屬化的樣品經過 2000 次的熱循環測試後的結果如圖 4-1-9 到圖 4-1-12, 比較在熱循環前後的樣品, 測試後的樣品, 銲錫邊緣也同樣觀察到了蠕變現象, 而裂縫大多都產生在銅端的 IMC 與銲錫的界面上, 少部分產生在銲錫內部, 至於鎳端的 IMC 則沒有發現任何疲勞裂縫的產生, 而迴銲 30 分鐘大部分轉變成 IMC 的樣品依然沒有發現任何疲勞裂縫的產生 在 Ni/Sn2.3Ag/Cu 的系統下, 經過熱處理後, 轉變成 Ni/(Cu,Ni) 6 Sn 5 /Sn2.3Ag/(Cu,Ni) 6 Sn 5 /Cu 的結構, 銲錫部分依然為此結構中最弱的區域, 在 2000 次的循環過後, 累積的應變量使得銲錫邊緣產生蠕變, 但是疲勞裂縫絕大部分只發生在銅端的 (Cu,Ni) 6 Sn 5 /Sn2.3Ag 的介面上, 少部 份發生在銲錫內部, 而鎳端 IMC/Solder 的介面則沒有發現任何的破壞產生, 40

與 Cu/Sn2.3Ag/Cu 系統相比, 在這個系統中的 IMC 為三元的化合物, 直觀的以熱力學的觀點來看, 三元的介金屬化合物相較於二元來說, 要來的更加穩定, 但兩端的 IMC 都一樣是 (Cu,Ni) 6 Sn 5, 推測決定性的差異應該是在於兩端 IMC 中鎳的含量可能有所差別, 將樣品進行成分分析後發現, 在靠近鎳端的 IMC 中所量到的鎳含量為 8.97wt%, 而靠近銅端的 IMC 中所量到的鎳含量為 2.48wt%, 差了將近快 7% 之多, 推測鎳端的 IMC/Solder 的界面相較於銅端而言是更穩定的, 而 IMC 接合後, 也依然沒有發現疲勞裂縫的產生, 再次驗證 IMC 能夠抑制裂縫成長 Chun Yu 等人 [30] 利用第一原理來探討 Cu 6-x Ni x Sn 5 ( x =0, 1, 2 ) 介金屬化合物的結構與電子性質, 並得到了以下結論 : 當銅被鎳取代後, 晶格的體積縮減, 原子間的距離也會減少, 進而強化了原子間的鍵結能, 其生成熱與內聚能也會變大, 也就是說相對於 Cu 6 Sn 5 而言,Cu 6-x Ni x Sn 5 在熱力學上是相對穩定的, 且 Cu 4 Ni 2 Sn 5 比 Cu 5 NiSn 5 具有更大的生成熱以及內聚能, 詳細計算結果如表 4-1-1 所示, 意即隨著鎳取代的銅越多, 其介金屬化合物的性質將更為穩定, 其報導結果相當符合本研究在 Ni/Sn2.3Ag/Cu 系統中所觀察到的現象 41

圖 4-1-8 Ni/Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖 42

圖 4-1-9 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L6 (b) L9 43

圖 4-1-10 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L4(c) L5 44

圖 4-1-11 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1(b) L4 45

圖 4-1-12 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L5(b) L6 46

表 4-1-1 Cu 6-x Ni x Sn 5 (x =0, 1, 2) 的晶格常數 體積 總能 生成熱 與內聚 能計算結果 [28] 47

4-1-3 Ni/Sn2.3Ag/Ni System 這個系統中沒有銅金屬墊層的存在, 兩端都是 IMC 成長速率相當慢的鎳金屬墊層, 因此一開始在設計實驗參數時, 為了要比較 IMC 連接前後的破壞情形, 於是降低銲錫的高度, 設定為 4 μm, 但根據以往的實驗經驗, 當兩端的 UBM 都是鎳時, 接合時的銲錫高度將會難以控制, 圖 4-1-13 為 Ni/Solder/Ni 的 microbump 接合完成後, 在 260 o C 進行 0 10 30 分鐘的迴焊熱處理, 尚未進行熱循環測試的側視圖, 其銲錫高度的控制並不理想, 在兩端鎳與銲錫的界面均生成 Ni 3 Sn 4 不同介金屬化的樣品經過 2000 次的熱循環測試後的結果如圖 4-1-14 到圖 4-1-16, 雖然銲錫高度的差異性無法提供一個客觀性的比較, 但仍然能提供一些有用的訊息, 經過 0 分鐘迴銲處理的樣品, 雖然 IMC 生成速率緩慢, 但由於銲錫高度實在太低, 大部分 microbump 在樣品製備完成後, 就已經有大部分的 IMC 接合, 在此將之視為 IMC 接合的樣品, 而 10 分鐘迴銲處理的樣品, 由於銲錫高度過高,IMC 根本沒有接合, 至於 30 分鐘迴銲處理的樣品則處於部分接合的情形 在 Ni/Sn2.3Ag/Ni 的系統中, 經熱處理後, 轉變成 Ni/Ni 3 Sn 4 /Sn2.3Ag/Ni 3 Sn 4 /Ni 結構的接點, 我們從 IMC 沒有接合的樣品中可以觀察到, 疲勞裂縫亦是產生於 IMC/Solder 的界面 ( 如箭號所示 ), 而完全 接合的樣品, 仍舊不見任何疲勞裂縫的產生 48

圖 4-1-13 Ni/Sn2.3Ag/Ni 在熱循環測試前經迴銲熱處理的 BEI 側視圖 (a) 0 分鐘 (b) 0 分鐘局部放大圖 (c) 10 分鐘 (d) 10 分鐘局部放大圖 (e) 30 分鐘 (f) 30 分鐘局部放大圖 49

圖 4-1-14 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a)l1 局部放大圖 (b) L1 局部放大圖 圖 4-1-15 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L8 (b) L8 局部放大圖 (c) L9 (d) L9 局部放大圖 50

圖 4-1-16 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L9 (b) L9 局部放大圖 51

4-2 銲錫高度的影響 在樣品製備時, 選用銲錫層較厚的試片去對接出銲錫高度較高的 microbump, 接著與 4-1 節相同, 接著利用烘箱作為熱源, 在溫度為 260 o C 下進行迴焊熱處理, 使其在液態下進行冶金反應, 生成 IMC, 為了與低銲錫高度的比較, 採取一樣的熱處理時間, 藉此來了解改變銲錫高度對於 microbump 經熱循環測試後是否造成破壞模式的轉變 4-2-1 Cu/~40 µmsn2.3ag/cu System 圖 4-2-1 為 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 的 microbump 接合完成後, 在 260 o C 進行 0 5 10 30 分鐘的迴焊熱處理, 尚未進行熱循環測試的側視圖, 銲錫高度控制在約 36 μm, 在兩端銅與銲錫的界面均生成扇貝狀 Cu 6 Sn 5 的介金屬化合物, 而在銅與 Cu 6 Sn 5 之間還有一層薄薄的 Cu 3 Sn 雖然經過不同的迴銲時間, 但銲錫高度過高, 因此所有的樣品都沒有 IMC 接合, 而經過 2000 次熱循環測試後的結果如圖 4-2-2 到圖 4-2-5, 銲錫邊緣產生的蠕變現象相較於 4-1-1 節的低銲錫高度, 明顯的嚴重許多, 從平滑曲面變成鋸齒狀, 導致多條疲勞裂縫同時成長於蠕變造成的局部應力集中點, 如圖 4-2-2-c, 甚至看到有些 microbump 銲錫的嚴重擠出呈蝸牛狀, 導致局部的質量不均, 受重力引響導致裂縫生成於 IMC 與銲錫的界面, 如 圖 4-2-3 52

在 Cu/Sn2.3Ag/Cu 高銲錫高度的系統中, 經過熱處理後, 轉變成 Cu/Cu 3 Sn/Cu 6 Sn 5 /Sn2.3Ag/Cu 6 Sn 5 /Cu 3 Sn/Cu 的結構, 銲錫部分成為此結構中最弱的區域, 又銲錫與銅墊層的接觸表面積對銲錫體積的比相較於低銲錫高度來的小, 其介金屬化合物的成長速率也比低銲錫高度慢得多 [16], 因此 IMC 與銲錫的界面反應對於高銲錫高度而言, 沒有像低銲錫高度系統中來的重要, 破壞合理的發生在最弱且又佔據大部分表面積的銲錫內部 單純比較 IMC 沒有接合的情形下, 在兩端 UBM 均為銅, 提升銲錫高度, 使得疲勞裂縫的成長由 IMC/Solder 的介面發生, 轉變成銲錫表面往內部生成, 且破壞模式不隨著迴銲時間而有所改變 53

圖 4-2-1 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖 54

圖 4-2-2 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a) L3 (b) L4 (c) L9 55

圖 4-2-3 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a) L1 (b) L5 (c) L6 (d) L9 56

圖 4-2-4 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a) L1 (b) L7 57

圖 4-2-5 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a) L1 (b) L2 58

4-2-2 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu System 圖 4-2-6 為 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 的 microbump 接合完成後, 在 260 o C 進行 0 5 10 30 分鐘的迴焊熱處理, 尚未進行熱循環測試的側視圖, 銲錫高度控制在約 40 μm, 在銅與銲錫的界面生成扇貝狀的 (Cu,Ni) 6 Sn 5 的介金屬化合 IMC 物, 而在鎳與銲錫的介面生成條狀的 (Cu,Ni) 6 Sn 5 雖然經過不同的迴銲時間, 但銲錫高度過高, 因此所有的樣品都沒有 IMC 接合, 而經過 2000 次熱循環測試後的結果如圖 4-2-7 到圖 4-2-10, 銲錫邊緣產生的蠕變現象相較於 4-1-2 節的低銲錫高度, 明顯的嚴重許多, 從平滑曲面變成鋸齒狀, 導致多條疲勞裂縫同時成長於蠕變造成的局部應力集中點 在 Ni/Sn2.3Ag/Cu 高銲錫高度的系統中, 經過熱處理後, 轉變成 Ni/(Cu,Ni) 6 Sn 5 /Sn2.3Ag/(Cu,Ni) 6 Sn 5 /Cu 的結構, 其中 Ni 的楊氏模數為 200Gpa Cu 為 128Gpa, 破壞合理的發生在最弱且佔據大部分表面積的銲錫內部, 且相對於 Cu/Sn2.3Ag/Cu 的對稱結構, 有一端為較薄又硬的 Ni, 系統在承受應力的過程中, 兩端受力是不均勻的, 累積的應變量也更大, 因此觀察到的疲勞裂縫, 相較於同樣是高銲錫高度的 Cu/Sn2.3Ag/Cu 系統, 還要來的劇烈 單純比較 IMC 沒有接合的情形下, 在 UBM 一邊為銅, 另一邊是鎳, 提升銲錫高度, 使得疲勞裂縫的成長由 IMC/Soder 的介面發生, 轉變成銲 59

錫內部發生, 且破壞模式不隨著迴銲時間而有所改變 圖 4-2-6 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 在熱循環測試前經 (a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘迴銲熱處理的 BEI 側視圖 60

圖 4-2-7 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L2 (c) L3 (d) L5 61

圖 4-2-8 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L5 (b) L8 (c) L9 62

圖 4-2-9 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a) L4 (b) L8 63

圖 4-2-10 Ni/~40 µmsn2.3ag/cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a) L1 (b) L7 (c) L8 (d) L9 64

4-2-3 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni System 圖 4-2-11 為 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 的 microbump 接合完成後, 在 260 o C 進行 0 30 180 分鐘的迴焊熱處理, 尚未進行熱循環測試的側視圖, 原先設定高度為 10 μm, 但銲錫高度控制依舊不理想, 稍微不同於低銲錫高度系統, 將一組迴銲時間由 10 分鐘調整為 180 分鐘, 目的是在於想嘗試將兩端 UBM 都是鎳, 銲錫高度 10 μm 的 microbump 全部轉變成 Ni 3 Sn 4 的 IMC 接點, 但效果卻不如預期, 所有的樣品都沒有 IMC 接合, 而經過 2000 次熱循環測試後的結果如圖 4-2-12 到圖 4-2-14, 0 分鐘迴銲時間的樣品, 銲錫高度接近預期, 銲錫邊緣也發現到了蠕變現象, 且疲勞裂縫發生於銲錫內部, 180 分鐘迴銲時間的樣品, 銲錫高度則過高, 因為銲錫體積量固定, 高度拉高, 導致銲錫往內縮, 變成圖 4-2-11-e 中的形貌, 也同樣發現到疲勞裂縫成長於銲錫內部 單純比較 IMC 沒有接合的情形下, 在 UBM 兩端均是鎳, 提升銲錫高度, 使得疲勞裂縫的成長由 IMC/Soder 的介面發生, 轉變成銲錫內部發生 65

圖 4-2-11 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 在熱循環測試前經迴銲熱處理的 BEI 側視 圖 (a) 0 分鐘 (b) 0 分鐘局部放大圖 (c) 30 分鐘 (d) 30 分鐘局部放大圖 (e) 180 分鐘 (f) 180 分鐘局部放大圖 66

圖 4-2-12 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a )L3 (b) L8 (c) L9 67

圖 4-2-13 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖 (a)l 1 (b) L9 68

圖 4-2-14 Ni/~10 µmsn2.3ag/ni 迴銲 180 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側 視圖 (a) L2 (b) L4 (c) L8 69

4-3 不同 UBM 組成的影響 於 4-1 節中的三種 UBM 組成的 microbump, 銲錫高度均為 10 μm 左右, 在不考慮 IMC 接合的情形下, 均有疲勞裂縫的產生 在 Cu/Sn2.3Ag/Cu 的樣品中, 雖然整體來看是屬於對稱結構的系統, 但 IMC 與局部的熱膨脹係數不匹配與材料強度差異, 造成裂縫產生 ; 在 Ni/Sn2.3Ag/Cu 系統中, 雖然形成三元的介金屬化合物, 但不對稱的結構, 使得銲錫承受更大的應變, 造成裂縫產生 ; 在 Ni/Sn2.3Ag/Ni 中, 亦是屬於對稱結構, 相似於兩端均為銅的系統, 由於 IMC 與局部的熱膨脹係數不匹配與材料強度差異, 造成裂縫產生 在實驗的過程中, 都是以研磨到接近中心位置當作側視的標準, 所觀察到的疲勞裂縫, 似乎對整體而言影響不大, 為探討裂縫發生的起始, 將研磨位置調整到側邊, 得到結果如圖 4-3-1, 發現裂縫在 microbump 側邊沿著 IMC 與銲錫的界面成長, 且破壞的程度相較於中心位置的側視圖還要劇烈, 可見疲勞裂縫是由銲錫的外部往內部成環狀生長 最後加入 Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 的系統, 四種高度均為 10 μm 左右的 microbump, 在 IMC 尚未接合的情況下進行 1000 cycles 的熱循環測試, 再次比較各個系統的機械性質並檢視疲勞裂縫的再現性, 發現 Cu/Sn2.3Ag/Cu Ni/Sn2.3Ag/Cu 與 Ni/Sn2.3Ag/Ni 的系統, 在經過 1000 cycles 的測試後, 就 已經產生疲勞裂縫 ( 如箭號所示 ), 而 Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 的系統卻沒有發現任 70

何破壞產生, 其兩端均生成 (Cu,Ni) 6 Sn 5 的 IMC, 推測由於在 20 μm 銅墊層再電鍍上 3 μm 的鎳墊層, 相較於 Ni/Sn2.3Ag/Cu 系統, 減少了不對稱結構造成的應變, 再加上三元介金屬化合物於兩端生成, 使得此系統能夠承受 1000 cycles 的熱循環測試 將不同 UBM 組成與所有測試條件對於 microbump 的破壞分析整理如表 4-3-1 所示, 不管 UBM 的組成為何, 在形成 IMC 的接點後, 都能提高抵抗熱循環測試的能力 圖 4-3-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu 經熱循環測試 1000cycles 研磨位置未到中間區域 的 BEI 側視圖 71

圖 4-3-2 四種 UBM 結構的 microbump 經熱循環測試 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) Cu/Sn2.3Ag/Cu (b) Ni/Sn2.3Ag/Cu (c) Ni/Sn2.3Ag/Ni(d)Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 72

表 4-3-1 四種 UBM 組成與測試條件對於 microbump 的破壞分析整理 73

4-4 以 FEA 模擬 microbump 的應力應變分析 本小節利用 FEA 來模擬 microbump 進行熱循環測試時, 最高溫度 (125 o C) 與最低溫度 (-55 o C) 的應力與應變的分布, 而參考溫度 ( Reference Temperature ) 採用錫銀銲錫熔點 ( 226 o C ) 與迴銲熱處理溫度 ( 260 o C ), 主要觀察的 microbump 有位於最角落 最邊排中間與最中間 從文獻中得知 [20], 利用 FEA 進行銲錫接點經熱循環測試時的應力應變分布時, 最常採用的參考溫度為填充底膠的固化溫度與銲料熔點, 但在本研究的 microbump 系統中, 並沒有上填充底膠, 因此加入迴銲熱處理的溫度進行對照, 而與以往的報導做比較, 由於參考溫度設於較高溫度的錫銀銲錫熔點 ( 226 o C ), 又熱處理結束後採用空冷的方式, 在 microbump 系統中會有過冷現象 ( Overcooling ) 發生, 導致銲錫的固化溫度下降, 因此 FEA 所模擬出來應力與應變的數值, 有略為高估的趨勢, 相較於其他文獻的報導, 大約大上 3 ~ 4 倍 [31-32], 但是並不影響其分布的情形 若由破壞裂縫之臨界應力 σ c 來討論, 則 σ c 可表示如下列關係式 : c 2E s. Griffith strength relation a a 為裂縫長度之半 γ s 為表面能 E 為楊氏模數 ( Young s Modulus ) 根據 Griffith theory 關係式得知裂縫成長的臨界應力 ( Critical Stress for the crack 1 to propagate ) 與楊氏模式的次方成正比 [33], 所以當材料的楊氏模數越 2 大, 其裂縫成長所需的應力值越大, 裂縫越不容易成長 74

此外, 在討論材料的破壞現象時, 降伏強度 ( Yield Strength) 為材料開始產生永久的塑性應變所承受的應力, 可以用來判斷系統中何處最先開始產生破壞, 從 Deng 等人利用有限元素分析搭配奈米硬度測試的實驗數據 [34], 去量測並估算對於 Cu 與 Sn-Ag 銲錫系統中所出現 IMC 的降伏強度, 並整理如表 4-4-1 所示, 其降伏強度的數據提供本研究作為討論 microbump 中破壞發生的依據, 相當符合本研究所觀察到的現象 模擬的幾何尺寸側視示意圖如圖 4-4-1 所示, 銅墊層高度為 20 µm, 鎳墊層為 3 µm, 兩端 IMC 均設為 1 µm, 銲錫高度則有 4 µm 10 µm 與 40 µm, 以上直徑均為 100 µm, 進行不同 UBM 結構模擬時, 利用示意圖中的結構進行 UBM 的變換 邊界條件 ( Boundary Condition ) 從溫度與位移 ( Displacement ) 去定 義, 溫度上為參考溫度 226, 體載荷 ( Body Load ) 在 125 o C 與 -55 o C 下均溫 ; 位移方面則考慮到轉動及移動之平衡, 故設定在 X > 0 Z = 0 的平面上,Z 方向位移為 0, 在 X = 0 Z = 0 的直線上,X 方向的位移為 0, 與在 X = 0 Y = 0 Z = 0 的點上,Y 方向的位移為 0; 去檢查位移的邊界條件, 會發現在這樣子的設定下, 系統不會有總位移, 也不會有轉動的現象 75

從應力分布的結果中發現,microbump 在最高溫與最低溫的分布趨勢皆相同 ( 如圖 4-4-2 ), 兩種參考溫度模擬的結果趨勢也相同 ( 如圖 4-4-2 與 4-4-3 ), 且不同位置的 microbump 並不會造成應力分布的改變 ( 如圖 4-4-4 ), 因此接下來的探討皆是採用最高溫度 ( 125 o C ) 參考溫度 226 o C 且位於最角落的 microbump, 且以下有關於應力與應變的模擬圖 皆是形變放大 40 倍後的結果 跟早期的 FCOB 相比, 少了高分子基板與矽晶片間極大熱膨脹係數不匹配造成的應力, 本研究中的 microbump 在熱循環測試後, 仍然可以觀察到疲勞裂縫的產生, 且不用考慮 microbump 與晶片中心的位置, 可見 microbump 系統中局部的膨脹係數不匹配仍然會造成應力分布不均, 使得應變累積在結構中降伏強度最小的部分, 進而形變造成破壞 76

圖 4-4-1 模擬幾何尺寸側視示意圖 表 4-4-1 銅墊層 銲錫與 IMC 的降伏強度表 [34] 77

圖 4-4-2 Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於晶片最角落參考溫度 @226 o C 的應力分 佈模擬 (a) 最低溫 (-55 o C) (b) 最高溫 (125 o C) 圖 4-4-3 Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於晶片最角落參考溫度 @260 o C 的應力分 佈模擬 (a) 最低溫 (-55 o C) (b) 最高溫 (125 o C) 78

圖 4-4-4 Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 在最低溫 (-55 o C) 參考溫度 @226 o C 的應力 分佈模擬 (a) 最角落位置 (b) 最邊排中間位置 (c) 最接近晶片中心位置 79

4-4-1 銲錫高度對於破壞起始位置的影響 根據表 4-3-1 的整理, 在低銲錫高度 ( ~10 μm ) 的系統中, 破壞通常都發生在 IMC 與銲錫的界面上, 而高銲錫高度系統 ( ~40 μm ) 則是於銲錫表面破壞, 為了釐清銲錫高度造破壞起始位置的改變, 利用 FEA 模擬 Cu/Sn2.3Ag/Cu 與 Ni/Sn2.3Ag/Cu 兩種銲錫高度, 其銲錫內部應變的分布情形如圖 4-4-5 與圖 4-4-6 不論 UBM 組成與銲錫高度為何, 銲錫部分為 microbump 結構中最弱的區域, 楊氏模數 ( Young s modulus ) 為結構中最低者, 裂縫成長所需的臨界應力最小, 其降伏強度亦為結構中最小者, 在熱循環測試的過程中, 銲錫內部無法承受應力集中造成的應變累積, 進而產生形變, 破壞最先發生在銲錫部分, 然而從模擬銲錫內部應變分布的結果中發現, 當銲錫高度改變時, 銲錫內部所承受到的應變不同, 在銲錫高度 10 μm 中的應變分布明顯的大於銲錫高度 40 μm, 推斷在低銲錫高度的系統中, 在熱循環測試的過程中, 處於較高應力應變的環境, 因此銲錫在測試過程中, 來不及釋放應變, 而直接於最弱的介面上產生裂縫, 而高銲錫高度的系統中, 承受的應力應變較小, 在測試過程中, 銲錫有足夠時間的釋放應變, 於銲錫表面向內部產生裂縫 80

圖 4-4-5 (a) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈 (c) Cu/~40 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Cu/~40 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈 81

圖 4-4-6 (a) Ni/~10 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Ni/~10 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈 (c) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 銲錫內部的應變分佈 82

4-4-2 IMC 成分對於裂縫產生的影響 根據 4-1-1 與 4-1-2 節的結果中發現, 銲錫高度為 10 μm 左右, Cu/Sn2.3Ag/Cu 的系統中可以發現在兩端的 IMC 與銲錫的界面上均有疲勞裂縫的產生, 而 Ni/Sn2.3Ag/Cu 的系統中的疲勞裂縫都是發生在銅端 IMC 與銲錫介面上, 在鎳端 IMC 與銲錫介面上沒有觀察到破壞的現象, 利用 FEA 模擬 Cu/Sn2.3Ag/Cu 與 Ni/Sn2.3Ag/Cu 兩種結構, 在 10 μm 銲錫高度下的應變分佈情形如圖 4-4-7 從結構中應變的分布圖中可以得知, 在兩種系統中, 銲錫外部承受到的應變都是均勻的, 在 Ni/Sn2.3Ag/Cu 的結構中, 一端是 3 μm 的鎳墊層, 另一端是 20 μm 的銅墊層, 其結構上的不對稱, 使得銲錫內部所受到的應力應變比起兩端皆是 20 μm 的銅墊層 Cu/Sn2.3Ag/Cu 系統, 還大上 20% 的形變量,Cu/Sn2.3Ag/Cu 在兩端均能發現裂縫的產生, 然而 Ni/Sn2.3Ag/Cu 只在銅端 IMC 與銲錫介面上產生裂縫, 也再次佐證先前的推測, 三元的 IMC 相較於二元, 更能穩定 IMC 與銲錫的界面, 進而抑制裂縫的產生 83

圖 4-4-7 (a) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Cu/~10 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 接點結構應變分佈 (c) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Ni/~40 μmsn2.3ag/cu 於最高溫 (125 o C) 接點結構應變分佈 84

第五章結論 銲錫高度 10μm 左右的 microbump, 除了 Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 的結構, 其它三種 UBM 組成在 IMC 尚未接合之前, 在經過熱循環測試後, 均會有疲勞裂縫的生成, 且大多沿著 IMC 與銲錫的界面, 由外部往內部成環狀成長, 在 Ni/Sn2.3Ag/Cu 系統中發現,(Cu,Ni) 6 Sn 5 的三元 IMC 相較於 Cu 6 Sn 5 更能穩定與銲錫的界面, 降低疲勞裂縫的產生, 而提高銲錫高度, 將使得破壞的發生從 IMC 與銲錫的界面轉變成銲錫內部, 且蠕變現象與疲勞裂縫比低銲錫高度來的劇烈, 透過 FEA 模擬應力應變分布的結果, 也再次佐證了先前的結論, 在四種 UBM 組成, 銲錫高度 10μm 的結構中,Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 結構的 microbump 在經過 1000cycles 的熱循環測試後, 擁有最佳抗熱循環測試的能力 從許多的文獻報導中可得知, 許多研究者認為 IMC 脆性將不利於三維的封裝技術, 但在本研究中, 加長迴銲熱處理的時間後,IMC 開始接合, 並有效的抑制裂縫的成長, 不同 UBM 結構的 microbump 在 IMC 完全接合的情形下, 即使經過了 2000 cycles 的熱循環測試, 均沒有發現破壞的產生, 可見轉變成 IMC 的 microbump 擁有良好的機械性質, 能大幅度提升抵抗熱循環測試的能力 本研究對於常見的 UBM 組合, 提供了相當完整的比較, 包括不同 UBM 的組成 銲錫高度與介金屬化程度對於 microbump 機械性質的影響 85

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