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焊点疲劳强度研讨焊点疲劳强度研讨 一疲劳强度 电子元器件的焊点必须能经受长时间的微小振动和电路发散的热量。随着电子产品元器件安 装密度的增加，电路的发热量增加，经常会发生焊接处的电气特性劣化，机械强度下降或出 现断裂等现象。材料在变动载荷和应变长期作用下，因累积损伤而引起的断裂现象，称为疲 劳。疲劳是一种低应力破坏。 二提高疲劳强度性能的方法 21提高焊点的可靠性 提高焊点可靠性的最好方法有三个：提高焊点合金的耐用性；减少元件与 PCB 之间热膨胀 系数（CTE）的失配；尽可能按照实际的柔软性来生产元件，向焊点提供更大的应变； 211 提高焊点合金的耐用性 2111选择合适的焊膏 211 润湿性能 对于焊料来说，能否与基板形成较好的浸润，是能否顺利地完成焊接的关键。如果一种 合金不能浸润基板材料，则会因浸润不良而在界面上产生空隙，易使应力集中而在焊接 处发生开裂。 焊料的润湿性主要的指标浸润角和铺展率。从现象上看，任何物体都有减少其自身表面 能的倾向。因此液体尽量收缩成圆球状，固体则把其接触的液体铺展开来覆盖其表面。 如果液体滴在固体表面，则会形成图一所示的情况。 图二和图三分别表示浸润不良和良好的现象。 为浸润角，显然浸润角越小，液态焊料越容易铺展，表示焊料对基板的润湿性能越好。 a. 当90时称为不润湿，B角越大，润湿性越不好，液体越不容易在固体表面上铺展开， 越容易收缩成接近圆球的形状; c. 当=00或180“时，则分别称为完全润湿和完全不润湿。 通常电子工业焊接时要求焊料的润湿角200。 影响焊料润湿性能主要有:焊料和基板的材料组分、焊接温度、金属表面氧化物、环境介 质、基板表面状况等。 IPCSPVC用润湿力天平来测量并用润湿时间以及最大润湿力来表示的方法评估了不同 组成的 SAC 合金的润湿性， 结果发现其中 （零交时间与最大润湿力） 并无差异， 见图 4。 各候选合金与锡铅共晶合金的润湿性比较见图 5。 图 4 不同组成的SAC的润湿性评估结果 结论：结论：同样条件下其润湿能力按如下顺序增加：同样条件下其润湿能力按如下顺序增加：SnCuSnAgSnAgCuSn63Pb37。 212焊料的物理性能比较 影响电子制造工艺及其产品可靠性的焊料物理性能主要包括：熔点温度（或液相线与 固相线）、表面张力、密度、电阻率、热导率以及热膨胀系数，详见表1。 表1 部份无铅焊料的物理性能 性能参数 Sn3.5Ag Sn0.7Cu SnAgCu Sn63Pb37 熔点（） 221 227 217 183 表面张力 460（260,air） 491(277,air) 510 (Sn2.5Ag0.8Cu0.5Sb) 380(260,air) 431(277,air) 461(277,N 2 ) 417(233,air) 493(271, N2) 464(233, N2) 密度（g/cm 3 ） 7.5 7.3 7.5 8.4 电阻率（cm） 10.8 1015 13 15 热导率 （W/cm.） 0.33(85) 0.35(85) 0.5（3085） 热膨胀系数 （CTE,ppm/K） 30 19.3 21.5 23.3 结论： a. 在熔点方面，低或越接近铅锡共晶焊料将越有利，可以降低高温对元器件、PCB的损 伤以及减少能耗。 b. 表面张力则会影响焊料的润湿性能，如211所述。 c. 电阻率越小，造成传输信号的损失越小。SnAg合金表现最好。 d. 热导率越大焊点的散热越快，可以改善器件的可靠性。 e. CTE将会拉大对铜焊盘的差距，显然对疲劳寿命影响会增大。 213焊料的机械性能比较 材料性能中与焊点性能密切相关的主要包括抗拉强度、剪切强度与延展率。如下表2。 表2 无铅材料的机械性能 性能参数 Sn3.5Ag Sn0.7Cu SnAgCu Sn63Pb37 抗拉强度（MPa） 35 23 48.5 46 剪切强度（MPa） 27 2023 23 1mm/min.reflow 焊点 （N/mm 2 .20） 焊点 （N/mm 2 .100） 39 28.5 34.5(60/40) 27 23 27 23 17 16 17 14 杨氏模量（GPa） 2656 / / 15.735 蠕变强度 N/mm 2 20 13.7 8.6 13 8.0 100 5 2.1 5 1.8 延展率（%） 39 45 36.5 31 结论： a. 抗拉强度、剪切强度主要影响焊点的强度以及PCBA互连的可靠性。 b. 延展率则决定焊材在使用或加工时的适应性，各焊料的延展率均无明显差异，都可以 满足制造与使用的要求。 214焊料合金成份选择 焊点的寿命主要与蠕变和疲劳的相互作用和/或者金属互化物的生长有关， 同时还要充分考 虑电子产品在实际应用环境下微结构的变化。实际应用环境可能会促进以蠕变为主的疲劳 造成损坏，或者以疲劳为主的蠕变造成损坏。造成焊点损坏的这类原因直接焊点的基本构 成和微结构的变化有关。 为了说明各种成份的普通无铅焊料的相对性能，图 6 列出了它们的应力-应变曲线（25、 6.210 4 /秒） 。 图 6 无铅合金的应力应变曲线 机械性能对银和铜含量的相互关系分别作如下总结： a. 当银的含量为大约3.03.1%时，屈服强度和抗拉强度两者都随铜的含量增加到大约 1.5%，而几乎成线性的增加。 b. 超过1.5%的铜，屈服强度会减低，但合金的抗拉强度保持稳定。整体的合金塑性对 0.5-1.5%的铜是高的，然后随着铜的进一步增加而降低。 c. 对于银的含量(0.5-1.7%范围的铜)，屈服强度和抗拉强度两者都随银的含量增加到 4.1%，而几乎成线性的增加，但是塑性减少。 d. 在锡/银/铜三重系统中，1.5%的铜(3-3.1%Ag)最有效地产生适当数量的、最细小的微 组织尺寸的Cu6Sn5粒子，从而达到最高的疲劳寿命、强度和塑性。 结论：结论： 根据对已有数据的分析，一般认为，焊点的疲劳寿命按如下顺序增加：根据对已有数据的分析，一般认为，焊点的疲劳寿命按如下顺序增加： SnPbSnCuSnAgSnAgCu。 最佳合金成分：最佳合金成分：95.4Sn3.1Ag1.5Cu 22减少元件与PCB之间热膨胀系数（CTE）的失配 自从表面贴装技术的开始， 温度膨胀系数(CTE, coefficient of thermal expansion)问题是经 常讨论到的，它发生在SMT连接材料特性的温度膨胀系数(CTE)通常相差较大的时候。一 个典型的装配由FR-4板、 焊锡和无引脚或有引脚的元件组成。 在温度的波动和电源的开关 下，这些CTE的差别增加焊接点内的应力和应变，缩短使用寿命，导致早期失效。 a合金的选择 不同的合金有不同的CTE，下表3为部份合金的CTE。 表3 各典型合金成份的CTE 物理性质 Sn/Pb Sn99.3/Cu0.7Sn/Ag3.0/Cu0.5 Viromet 349 (Sn/Ag/Cu/In) Viromet347 (Sn/Ag/Cu/In) 热膨胀系数 (um/m) 23.3 19.3 21.5 22.9 21.9 而FR-4（PCB主要材质）为16，聚酰亚胺薄膜（FPC主要材质）为40，铜引脚为16.5， 氧化铝（Al2O3）为6.4。 结论：结论： SAC合金与合金与SnPb相近，甚至与相近，甚至与FR-4（PCB） 、铜引脚（元件） 、氧化铝（） 、铜引脚（元件） 、氧化铝（SMD元件） 更靠近，以上 元件） 更靠近，以上4种合金皆可满足要求。种合金皆可满足要求。 b合理的系统温度管理设计 元件的散热要求不断增加，运行期间产生的热量必须有效地从元件（芯片）带出到包 装表面，然后到室温，减少焊接点的应力与应变。所以，元件的封装和电路的设计都 会影响到散热过程的效率。 焊锡连接使用期间暴露的环境下，冶金特性会发生七个不同的改变： 塑性变形(plastic deformation)：当焊锡受到外力，如机械或温度应力时，它会发生不 可逆变的塑性变形。连续的或周期性的塑性变形最终导致焊点断裂。 应变硬化(strain-hardening)：是塑性变形的结果，通常在应力与应变的关系中观察得 到。 回复过程(recovery process)：是应变硬化的相反的现象，是软化的现象，即，焊锡倾 向于释放储存的应变能量。该过程是热动力学过程，能量释放过程开始时快速，其后 过程则较慢。对焊接点失效敏感的物理特性倾向于恢复到其初始的值。 再结晶(recrystallization)：通常发生在相当较高的温度下，涉及比回复过程更大的从应 变材料内释放的能量。在再结晶期间，也形成一套新的基本无应变的晶体结构，明显 包括晶核形成和生长过程。 溶液硬化(solution-hardening)：或固体溶液合金化过程，造成应力增加。 沉淀硬化(precipitaion-hardening)：包括来自有充分搅拌的微沉淀结构的强化效果。 焊锡的超塑性(superplasticity)：出现在低应力、高温和低应变率相结合的条件下。 23选用合适的焊接表面处理方式抑制IMC的生长与老化 a能够被锡铅合金焊料(或称焊锡Solder)所焊接的金属，如铜、镍、金、银等，其 焊锡与被焊底金属之间，在高温中锡原子及被焊金属原子之相互结合、渗入、迁 移、及扩散等动作，会快速形成一薄层类似锡合金的化合物，且事后还会逐 渐成长增厚。此物称为IMC（Intermetallic compound的简写）。 IMC本身具有不良的脆性，将会损及焊点之机械强度及寿命，其中尤其对抗劳强 度危害最大。 IMC 会随时老化而逐渐增厚，通常其已长成的厚度，与时间大约形成抛物线的 关系，即： k t， kk exp(Q/RT) 表示 t 时间后 IMC 已成长的厚度。 K 表示在某一温度下 IMC 的生长常数。 T 表示绝对温度。 R 表示气体常数，即 8.32 J/mole。 Q 表示 IMC 生长的活化能。 KIMC 对时间的生长常数， 以 nm / 秒或 m / 日(1m / 日3.4nm / 秒)。 现将四种常见含锡的 IMC 在不同温度下，其生长速度比较在下表的数字中： 表 3 各种 IMC 在不同温度中之生长速度(nm / s) 金属介面 20 100 135 150 170 Sn/Au 40 Sn/Ag 0.08 1735 Sn/Ni 0.08 1 5 Sn/Cu 0.26 1.4 3.8 10 注 在 170高温中铜面上，各种含锡合金 IMC 层的生长速率，也有所不同；如 热浸锡铅为 5nm/s，雾状纯锡镀层为 7.7(以下单位相同)。 b锡铜介面 IMC 的生长与老化 锡铜之间最先所形成的良性 -phase(Cu6Sn5)，已成为良好焊接的必要条件。唯有 这 IMC 的存在才会出现强度好的焊点。但这种良好的 IMC 还会因铜的不断侵入而 逐渐劣化，逐渐变为不良的 -phase(Cu3Sn)。此两种 IMC 所构成的总厚度将因温 度上升而加速长厚，且与时俱增。下表 4 即为各种状况下所测得的 IMC 总厚度。 凡其总 IMC 厚度愈厚者，对以后再进行焊接时之焊锡性也愈差。 表 4 不铜温度中锡铜 IMC 之不同厚度 所处状况 IMC 厚度(mils) 熔锡板(指炸油或 IR) 0.030.04 喷锡板 0.020.037 170中烤 24 小时 0.22 以上 125中烤 24 小时 0.046 70中烤 24 小时 0.017 70中存贮 40 天 0.05 30中存贮 2 年 0.05 20中存贮 5 年 0.05 组装之单次焊接后 0.010.02 备注： 锡铜IMC的老化增厚，除与时间的平方根成比例关系外，并受到环境温度的强烈 影响，在斜率上有很大的改变。 结论：焊接表面应该需要做防氧化保护处理，并选用合适的焊料合金成份。结论：焊接表面应该需要做防氧化保护处理，并选用合适的焊料合金成份。 三测试方法与结果 评估焊锡的疲劳强度一般采用温度循环、老化、机械振动、机械冲击等方法。要针对具体的 方法选用适当的试验并且确定试验参数，并且根据焊接材料的固有特性进行调整。 31 老化 b. 如果系统的抗热疲劳性和抗蠕变性强，则可能是与微量沉淀和扩散有关的亚微 变化起主导作用。 c. 在环境温度下抗低循环疲劳好但抗热疲劳性能差，那么在温度上升时的微结构 可以会产生不利的变化。 33 焊点剪切力 焊点上的机械应力来源于插件板上施加的外力或焊接结构内部的不匹配热膨胀。在外加 机械负荷的情况下，尤其是系统机械冲击引起的负荷，焊料的蠕变应力总是比较大，原 因是这种负荷对焊点施加的变形速度比较大。因此，即使是足以承受热循环的金属间化 合物结构，也会在剪力或拉力测试期间最终成为最脆弱的连接点。以下为关于剪切力的 工程试验。 331试验方案与方法 考虑为了适应各种情况，选用了不同规格的元器件、不同可焊性涂层的 PCB 以及要考 察的焊料的焊锡膏，详细的资料见结果部分。具体将试验方案设计如下图 10： 332 试验结果 在回流工艺条件一致的情况下，使用不同可焊性涂覆层的 PCB 焊盘与焊料组合，同时还受 焊盘大小与钢网开口规格之比的影响，测试结果如下： 表5 不同PCB涂层与合金组合的推力比较 SnBi (有锡裂现 象150000DPPM SnAgCuBi (有气 孔与锡裂现象 100000DPPM) SnAg SnAgCu SnPb OSP 2.09 2.75 2.82 2.7 NiAu 2.40 2.88 2.74 2.68 Ag 1.83 2.45 2.72 2.52 SnAgCu 305L 2.66 305H 2.68 405 2.74 SnPb 2.43 平均 2.11 2.70 2.76 2.63 PWB Finish Push Force (Kg) Alloy 图11 焊点推力测试结果与分析 结论： 结果发现 OSP 的 PCB 上使用 SnAg 比 SAC的合金的推力基本一致，甚至要大。同时 也都比铅锡合金的大。 333环境试验后的推力分析 对用各焊料制造的 PCBA 焊点进行温度冲击试验（ESS），条件为：20100，过 程5分钟，高低温各停留10分钟，100次冲击后测试其推力，大于2.37kg为合格。 表6 ESS试验后的推力测试结果 Alloy PWB Finish SnBi SnAgCuBi SnAg SnAgCu SnPb OSP NG NG OK OK NiAu NG NG OK OK Ag NG NG NG NG SnAgCu OK SnPb Basis 334可靠性试验后焊点推力分析 依次分别对用各焊料制造的焊点进行可靠性测试，包括高温高湿（85，85RH，96h）、 温度循环（40，125各 30min，100cycles），随机震动 2.09g 每轴各一小时。试验 完成后测试推力。 表7 可靠性试验后的推力测试结果（均值） SnBi SnAgCuBi SnAg SnAgCu SnPb OSP 1.76 1.92 2.29 2.26 NiAu 1.54 2.01 2.21 2.15 Ag 2.22 2.57 2.56 2.09 SnAgCu 305L 2.16 305H 2.00 405 2.19 SnPb 1.97 平均 1.84 2.17 2.35 2.17 表8 不同规格元器件与焊料组合的焊点可靠性试验后的推力测试结果 SnBi SnAgCuBi SnAg SnAgCu SnPb 0603C（Sn） 1.06 0.85 0.97 1.09 1.12 0805C（Sn） 2.27 2.26 2.41 2.38 2.35 0603R（Sn） 1.5 1.49 1.75 1.88 1.78 0805R（Sn） 2.75 2.83 2.93 2.95 3.07 Diode（Sn） 2.25 1.76 2.78 3.46 2.50 Micro-Melf（Sn） 2.11 1.30 2.30 2.52 2.55 335结论 SAC焊料在抗剪切力方面的性能可与SnPb相比，甚至比SnPb还强。也能承受住环境及 可靠性试验的考验。 34 焊点热疲劳可靠性的研究 341 引言 在工作条件下，元件焊点经常处于温度循环负载中，长期的温度循环负载会在焊球内产生 周期性的应力应变过程,导致焊球的热疲劳失效。加速温度循环试验(ATC)经常被用来加速 热疲劳失效过程，并量化评估焊点的热疲劳性能。对元件焊接可靠性的研究主要是针对连 接器件和 PCB 板的焊球， 其失效机理主要是温度循环过程中器件基板和 PCB 板材料之间 的热膨胀系数(CTE)失配、焊球微结构和金属间化合物层厚度的变化。 Alloy PWB Finish Push Force (Kg) Alloy Push Force (Kg) Component (Finish) 有限元方法近来被广泛地应用于电子封装的可靠性研究中，如对封装结构和材料设计的优 化，模拟焊点在温度循环条件下的应力应变行为，以及芯下填料对倒扣芯片连接焊点的热 疲劳特性的影响等。 本试验以 vf-BGA(very thin fine pitch ball grid array)器件为例，未装 配的 vf-BGA 器件被置于温度循环试验中。通过焊球剪切强度测试，温度循环测试后焊球 金属间化合物(IMC)层和断裂面进行的电镜观察及分析，以及有限元模拟等方法，对未装 配的 vf-BGA 器件焊球的可靠性进行了综合研究， 讨论了焊球塑性应变能量的积累和分布， 金属间化合物层厚度和微结构变化导致的“界面脆性”等因素对焊点剪切疲劳强度的影响。 342 实验 实验采用的 vf-BGA 封装器件是一种芯片尺寸封装(CSP)，适用于移动电子类产品，如图 12 所示。它具有很小的焊球中心节距(0.75mm)，封装的整体厚度仅为 1mm，封装外形尺 寸为 7.0mm7.3mm，焊球阵列为 86，焊球的直径为 0.35mm，焊球材料为共晶铅锡焊 料。 图 12 vf-BGA 封装示意图 温度循环测试条件：温度范围为-55125，高低温停留时间分别为 10min，升、降温 时间各为 2min。循环周期为 24min，共进行了大约 1400 次循环。每循环约 200 次后， 取出样品使用 DAGE4000 系统的剪切力模式进行焊球剪切强度测试。 选取温度循环测试 后各焊球剪切力的平均值作为焊球平均剪切力。同时采用带有能量散射 X 射线能谱仪的 扫描电镜，对焊球截面和剪切强度测试后的断裂面进行了形貌、结构和组分的观察及分 析。SEM 的型号为 XL-30FEG。实验采用稀酸将 IMC 层上的铅锡焊料腐蚀掉，以便更好 地观察焊盘上的 IMC 层微结构的变化。 343 有限元模型 本次使用有限元分析软件 ANSYS 来模拟 vf-BGA 器件焊球在温度循环试验中的热疲劳特 性。根据 vf-BGA 封装器件的实际几何尺寸，考虑到结构的对称性，模拟时取器件的 1/4 建立三维实体模型。实体模型由衬底、Si 芯片、芯片粘结剂、塑封料、Cu 焊盘和铅锡焊 球等几部分组成。芯片厚度为 0.19mm，塑封料的厚度为 0.45mm，衬底厚度为 0.21mm。 1/4 简化模型用到了 4586 个节点。各种材料的参数列在表 9 中，其中焊料杨氏模量是与 温度相关的，在有限元模拟中，采用焊料粘塑性 Anand 模型。 模拟中加载与实验相同的温度循环负载， 取125为应力自由状态。 加载条件从高温(125) 开始冷却到低温(-55)。 表 9 Vf-BG 封装器件的材料参数 344 结果与讨论 a焊球热疲劳特性的有限元模拟结果 在经过一个温度循环周期的负载后，对于具有最大塑性应变能密度的单个焊球(如图 13 所示)，塑性应变能集中在焊球与焊盘接触面的外边缘。一周以上温度循环负载的模拟 结果中，塑性应变能密度的分布与一周的结果近似。这说明在温度循环负载下塑性应变 能量是在焊球与焊盘接触面的边缘区域不断积累的过程。这种积累过程将导致焊球的疲 劳和裂纹的初始化在这一区域产生。同时，这一区域也靠近 IMC 和焊料之间对应力应 变非常敏感的脆性界面，因此初始裂纹倾向于沿着该界面平行方向扩展，并可能最终导 致“丢球”失效。 图 14 中给出了三周温度循环后的模拟结果， vf-BGA 器件所有焊球在靠近焊盘部分的等 效塑性应变分布情况。在图中最外面的两列焊球比其他焊球有更大的等效塑性应变值。 因此，这些焊球在温度循环老化测试后，更容易发生疲劳失效。 b温度循环加载后焊球剪切强度测试和金属间化合物的生长b温度循环加载后焊球剪切强度测试和金属间化合物的生长 根据有限元模拟的结果，塑性应变能在焊球与焊盘接触面的外边缘处的积累和在全部焊 球上的分布将会影响焊球的长期可靠性。另外，温度循环老化试验还会影响焊球微结构 的变化和界面上金属间化合物的生长。这些变化将导致焊球剪切强度的退化。 金属间化合物生长的厚度对平均剪切力的影响 实验中采用扫描电子显微镜对金属间化合物生长进行了观察和测量。图 15 给出了在 121,248,644,783,901,1193,1400次温度循环试验后焊球的平均剪切力与IMC层厚度的 变化情况。 如图 15 所示，在温度循环试验之前，IMC 层已经有一定的厚度，这是在焊球装配的回 流过程中形成的。随着温度循环的进行，IMC 层的厚度继续增加。在 200 周到 600 周 循环的这一阶段，焊球的平均剪切力处于一个相对稳定值。通常认为在键合过程中一层 薄的 Ni3Sn4 金属间化合物是形成良好焊接点的一个必要条件，因此，可以认为在 IMC 层厚度达到一定临界值以前， 它对焊球的剪切强度的影响较小。 在 700 周循环之后， IMC 层的厚度继续增加，而剪切力开始迅速下降，以前的研究表明其主要原因是焊球疲劳裂 纹的扩展、金属间化合物层厚度的增加以及在焊料与金属间化合物层界面上由于扩散速 率不同形成的微孔洞。 金属间化合物层的“脆性”对焊球剪切强度和“丢球”失效的影响 采用腐蚀方法得到的焊球 IMC 层表面的 SEM 照片如图 16 和图 17 所示。 在温度循环的 初始阶段，部分 Ni3Sn4 金属间化合物晶粒开始再结晶并长大，在 Ni 层上形成大的但比 较稀疏的 Ni3Sn4 颗粒。随着温度循环次数的增加，稀疏的 Ni3Sn4 颗粒变得致密，并 在 Ni 层之上形成由连续的 Ni3Sn4 颗粒组成的 IMC 层， 这层由不均匀的颗粒状 Ni3Sn4 晶粒组成的连续 IMC 层与 Sn/Pb 焊料存在结构的失配，使得其界面变为脆性，脆性界 面不仅导致平均剪切力的迅速下降，而且容易产生“丢球”失效。 图 16 248 周温度循环后焊球 Ni3Sn4IMC 层表面的 SEM 照片 图 17 783 周温度循环后焊球 Ni3Sn4IMC 层表面的 SEM 照片 图 18 中的 IMC 层表面并不是用腐蚀方法得到的