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Inhaltsverzeichnis Abschlussbericht FV-Nr.: 15839N Simulationsunterstützte Auslegung von Kontaktelementen zur SMT-kompatiblen Montage von 3D-MID Packages auf Leiterplatten Kurzbezeichung: MID auf Leiterplatte Auftraggeber: IGF – AiF Projektleiter: Dipl.-Ing.Ulrich Keßler Dr. Marc Schober Bearbeitungszeitraum: 01.11.2008 bis 28.02.2011 HSG-IMAT • Hahn-Schickard-Gesellschaft • Institut für Mikroaufbautechnik Allmandring 9 B • 70569 Stuttgart • Telefon: +49 711 685-83712 • Telefax: +49 711 685-83705 Institutsleiter: Prof. Dr. H. Kück Seite 1 Inhaltsverzeichnis 1 Einleitung ............................................................................................................................. 4 2 Modellierung und Simulation ............................................................................................... 6 2.1 Geometrieerstellung ..................................................................................................... 6 2.2 Materialdefinition........................................................................................................... 9 2.3 Randbedingungen der Simulation .............................................................................. 12 2.4 Ergebnisse der Parametervariation ............................................................................ 13 3 Experimentelle Arbeiten zum Aufbau von MID auf Leiterplatten ....................................... 18 3.1 Versuchsausstattung .................................................................................................. 18 3.2 Bumpgeometrien ........................................................................................................ 19 3.3 MID Demonstratoren .................................................................................................. 19 3.4 Leiterplatten ................................................................................................................ 21 3.4.1 Layout „Lotmengenbestimmung“ .......................................................................... 21 3.4.2 Layout „Daisy Chain“ ............................................................................................ 22 3.4.3 Layout „Eckbump“................................................................................................. 23 3.4.4 Layout „Querschliff“ .............................................................................................. 24 3.5 Lotmengenbestimmung .............................................................................................. 25 3.6 Anpassung der Lotgeometrie im Modell ..................................................................... 26 4 Lebensdauerabschätzung ................................................................................................. 30 5 Experimentelle Zuverlässigkeitsuntersuchungen .............................................................. 39 5.1.1 Temperaturschocktest .......................................................................................... 40 5.1.2 Hochtemperaturlagerung ...................................................................................... 44 5.1.3 Drop-Test .............................................................................................................. 45 5.2 Analyse der Ausfallmechanismen............................................................................... 46 6 Analyse der Ergebnisse und Vergleich zwischen Simulation und Experiment .................. 49 6.1 Porenbildung............................................................................................................... 49 6.2 Integration des Porenmodells in die Simulation .......................................................... 50 6.3 Vergleich mit BGA ...................................................................................................... 54 7 Fazit und Ausblick.............................................................................................................. 58 8 Literaturverzeichnis............................................................................................................ 59 9 Danksagung....................................................................................................................... 60 Seite 2 Zusammenfassung Ziel des Forschungsvorhabens war die Auslegung MID-seitiger Kontaktelemente für zuverlässige Lötverbindungen von MID auf Leiterplatten. Dies wurde einerseits durch Simulation mit Hilfe der finiten Elemente Methode (FEM) und andererseits durch experimentelle Untersuchungen durchgeführt. Zu Beginn des Projekts wurde ausgehend von einer Startgeometrie eine geometrische Parametervariation mittels FEM durchgeführt. Ziel war es, den mechanischen Stress in der Kontaktstelle durch die Wahl geeigneter Parameter zu minimieren, und dadurch die Zuverlässigkeit der Baugruppe zu erhöhen. Durch Optimierung konnte eine Bumpgeometrie mit einer deutlich verringerten Spannungsbelastung in der Lötstelle ermittelt werden. Die Optimierte Bumpgeometrie zeigte gegenüber der Startgeometrie in der gesamten Lötstelle eine deutlich geringere Spannungsbelastung. Zur experimentellen Untersuchung und Verifikation der Simulationsergebnisse wurden entsprechende laserdirektstrukturierte MID mit unterschiedlichen Kontaktelementen bereitgestellt. Um mögliche Auswirkungen der Spritzrichtung, der geometrischen Einflüsse oder des Verhältnisses der MID-Größe zur Anzahl der Kontaktstellen identifizieren zu können, wurden MID von verschiedener Größe und Form untersucht. Weiterhin wurden FR4- und Flexleiterplattensubstrate mit geeigneten Layouts aus für Daisy-Chain und Vierleitermessungen bereitgestellt. Mittels Reflowlöten wurden die MID auf den Leiterplattensubstraten aufgebaut und elektrisch charakterisiert. Anhand der aufgebauten Demonstratoren konnte die tatsächliche Lotausformung bestimmt und in das Modell übernommen werden. Eine Lebensdauerabschätzung nach Coffin-Manson bestätigte, dass die optimierten Bumps eine höhere Zuverlässigkeit erwarten lassen. Diese Ergebnisse wurden schließlich mit experimentell durchgeführten Zuverlässigkeitstests verglichen. Dabei stellte sich heraus, dass Poren im Lot das Ergebnis erheblich beeinflussen und die optimierten Bumps keine höhere Zuverlässigkeit besitzen als die nicht optimierten Bumps. Durch Querschliffe konnte gezeigt werden, dass Porenposition und -größe stark von der Form des Bumps abhängen. Die Poren beeinflussen damit die Lebensdauer der Lötstellen abhängig von der Bumpgeometrie. Durch Erweiterung des Simulationsmodells um Porenmenge und –position konnten die experimentellen Ergebnisse nachgebildet werden. Einige der aufgebauten Varianten zeigten nach über 3000 Zyklen im Temperaturschocktest (-40 / 125°C) keinerlei Ausfälle. Die Lebensdauerabschätzung aus der Simulation und die Zuverlässigkeitsergebnisse aus den Experimenten stimmten dabei in erster Näherung gut überein. Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht. Seite 3 1 Einleitung Für mechatronische Systeme mit komplexer Geometrie, hohem Miniaturisierungsgrad und anspruchsvollen Anforderungen an die Aufbau- und Verbindungstechnik kann die MIDTechnik oft die entscheidende Schlüsseltechnologie für die Umsetzung sein. Aufgrund der hohen Gestaltungsfreiheit von Moulded Interconnect Devices (MID) bieten diese ein hohes Maß an geometrischer Freiheit. Bei der LPKF-LDS®-Technologie [12] lassen sich z.B. die Vorteile der 3D-Gestaltung hervorragend zusätzlich mit Möglichkeiten der Miniaturisierung, Erhöhung der Packungsdichte und minimalen Strukturbreiten verknüpfen. Eines der Kernthemen bei der Anwendung der MID-Technik ist die zuverlässige elektrische Verbindung der MID mit deren Umwelt. Häufig ist dabei eine dauerhafte elektrische Kontaktierung des MID auf einer Leiterplatte notwendig. Die Kompatibilität des Fügeprozesses zu den bekannten Verfahren der SMT-Technik ist dabei von erheblichem Vorteil. So kann das MID wie ein SMD-Bauteil behandelt werden und in einem hybriden Aufbau idealerweise mit den anderen Komponenten gemeinsam bestückt werden. Daher kommt für einen solchen Prozess vor allem das Reflowlöten in Betracht. Leitfähiges Kleben bietet alternativ einige Vorteile, vor allem bezüglich der niedrigen Prozesstemperaturen. Aufgrund der geringen Verfügbarkeit von geeigneten Bauteilen und der hohen Anforderungen an die Klebeflächen bleibt aber Löten weiterhin das wichtigste Verfahren. Aus diesem Grund wurde im Rahmen des Projektes ausschließlich das bleifreie Reflowlöten untersucht. Wichtige Einflussgrößen bei der Verwendung von thermoplastischen Werkstoffen sind die Temperaturbeständigkeit und der thermische Ausdehnungskoeffizient (coefficient of thermal expansion, CTE). Letzterer kann je nach Werkstoff und Umgebungsbedingungen zu erheblichen thermomechanischen Spannungen zwischen MID und Leiterplatte führen, welche von den Lötstellen aufgenommen werden müssen. Durch den spritzgießtechnischen Herstellungsprozess des MID ist die Integration und individuelle Formgebung von Kontaktelementen ohne zusätzliche Kosten möglich. Daher ist es naheliegend die Form der Kontaktelemente innerhalb der herstellungsbedingten Grenzen so zu optimieren, dass eine Minimierung der Spannungen erreicht werden kann. Abbildung 1.1 zeigt exemplarisch unterschiedliche Formgebungsvarianten um die weitreichenden Möglichkeiten zu verdeutlichen. Seite 4 Abbildung 1.1: Schematische Darstellung von Beispielen möglicher MID-seitiger Kontaktelemente. Als MID-Strukturierungsverfahren wurde im Projekt die LPKF-LDS®-Technologie (LaserDirekt-Strukturierung, LDS) eingesetzt. Als MID-Werkstoff wurde LCP Vectra E840i LDS, ein Liquid Crystal Polymer [4] der Firma Ticona ausgewählt. Dieser Thermoplast zeichnet sich durch einen niedrigen CTE aus. Beim LPKF-LDS®-Verfahren werden die Leiterbahnen hergestellt indem die Oberfläche des laseraktivierbaren Substratwerkstoffes mittels eines IR-Lasers aktiviert und aufgeraut wird. Im Anschluss an eine Reinigung wird in einem außenstromlos chemischen Metallbeschichtungsprozess ein Metallschichtstapel aus ca. 5-10 µm Kupfer, ca. 5 µm Nickel und ca. 0,1 µm Tauchgold selektiv auf den aktivierten Bereichen abgeschieden. Abbildung 1.2 zeigt den Prozessablauf schematisch. Abbildung 1.2: Schematische Darstellung der LPKF-LDS®-Technologie Seite 5 2 Modellierung und Simulation Das Ziel der Modellierung und Simulation war die Entwicklung einer optimierten Kontaktmöglichkeit für eine zuverlässige Montage von 3D-MID auf Leiterplatten mittels Löten. Die Geometrieerstellung erfolgte durch das CAD-Systems Pro/Engineer, die finite Elemente Analyse mit dem FEM-Tool Ansys®. Im ersten Schritt wurden diejenigen MIDspezifischen Komponenten thermomechanische Stress der Lötstelle eingeprägt identifiziert, wird. Durch in die denen der Variation höchste einzelner Geometrieparameter konnte eine optimierte Bump-Geometrie gefunden werden, welche in weiteren Schritten, unter einbeziehen von experimentellen Daten und Ergebnissen, auf ihre Zuverlässigkeit untersucht wurde. 2.1 Geometrieerstellung Für die Optimierung der Kontaktelemente wurde die räumliche Gestaltungsfreiheit bei der Herstellung von MID ausgenützt. Es wurden zwei allseitig metallisierte Bump-Geometrien mit variablen Parametern erstellt, ein rotationssymmetrischer Kegelstumpf und eine Halbkugel. Diese sind schematisch in Abbildung 2.1 zu sehen. a) b) LCP LCP Lot Lot LP LP Abbildung 2.1: a) Kegelstumpf-Bump, b) Halbkugel-Bump, jeweils allseitig metallisiert Die Lotmenge wurde dabei so angenommen, dass eine konkave Ausformung der Lötstelle entsteht. Das Lötpad auf der Leiterplatte wurde mit demselben Durchmesser modelliert wie der des Bumps. Um eine Optimierung durchführen zu können wurde für beide Geometrien jeweils ein parametrisiertes Modell erstellt. Die Parameter der Kegelstumpfvariante sind die Höhe H, der Durchmesser D, der Flankenwinkel α und der Radius R1 am Fuß des Bumps (Übergang des Kontaktelements zum MID). Der Radius R2 am Kopf des Bumps, der Pitch sowie der Kontaktwinkel β des Lots wurden nicht verändert. Die Halbkugelvariante bietet aufgrund der Geometrieeigenschaften weniger Variationsmöglichkeiten. Die Parameter sind hier der Kugelradius RKugel sowie der Radius am Fuß des Halbkugel-Bumps R1. Der Pitch Seite 6 sowie der Kontaktwinkel des Lots wurden in der folgenden Analyse ebenfalls nicht verändert. Der Parametersatz für Kegelstumpf und Halbkugel ist jeweils in Abbildung 2.2 dargestellt. Pitch Pitch D R2 H R1 R1 α RKugel R1 0,05 mm; 0,15 mm; 0,3 mm R1 0,05 mm; 0,15 mm; 0,15 mm R2 0,02 mm RKugel 0,15 mm; 0,25 mm; 0,35 mm H 0,05 mm; 0,15 mm; 0,3 mm; 0,5 mm; Pitch 1,27 mm 0,8mm D 0,5 mm; 0,8 mm; 1 mm α 60°; 70°; 75° β 60° Pitch 1,27 mm → Parameterwerte der Startgeometrie sind fett gedruckt Abbildung 2.2: Parametersatz für Kegelstumpf und Halbkugel Die Abmessungen des Fußradius R1 sowie des Durchmessers D des Bumps waren durch den Pitch begrenzt, die Höhe H durch den Flankenwinkel α. Die parametrisierten CAD Modelle wurden mit den in Abbildung 2.2 fett gedruckten Standardparametern erstellt. Der Aufbau des Kegelstumpfmodells ist in Abbildung 2.3 dargestellt. Seite 7 b) 50 µm 20 µm 0,8 mm a) 10 µm d) c) 60 1,55 mm 60 Abbildung 2.3: a) Metallisierter Kegelstumpf-Bump b) mit Lötpad der Leiterplatte c) mit Lötpad und ausgeformtem Lot d) gesamter Aufbau Das Modell des MID ist auf einer quadratischen Grundfläche aufgebaut, welche als Kantenlänge das Maß des Pitches besitzt. Die Dicke der MID-Grundplatte beträgt 0,8 mm. Die Metallschicht auf dem Bump hat eine Dicke von 10 µm. In Abbildung 2.3 b) ist dargestellt, dass das Lötpad auf der Leiterplatte denselben Durchmesser wie der Bump hat. Diese Eigenschaft ist bei der Parametervariation beibehalten worden. Das substratseitige Pad hat eine Dicke von 50 µm. Der Abstand zwischen MID-seitiger und substratseitiger Metallschicht beträgt 20 µm. Der Abstand wurde zunächst nicht variiert. Das Lot ist rotationssymmetrisch zwischen MID-Bump und Lötpad angeordnet. Die Leiterplatte hat denselben quadratischen Querschnitt wie die MID-Grundplatte und besitzt eine Dicke von 1,55 mm. Das CAD Modell des Halbkugel-Bumps wurde nach dem gleichen Vorgehen und mit den gleichen Abmessungen von MID-Substrat und Leiterplatte erstellt. Es ist in Abbildung 2.4 zu sehen. Seite 8 50 µm 0,8 mm 20 µm b) a) 10 µm d) c) 1,55 mm 60 60 Abbildung 2.4: a) Metallbeschichteter Halbkugel-Bump b) mit Lötpad der Leiterplatte c) mit Lötpad und ausgeformtem Lot d) gesamter Aufbau 2.2 Materialdefinition Die für die Simulation notwendigen Materialdaten wurden teils aus der Literatur teils aus eigenen Messungen entnommen. Der E-Modul sowie der thermische Ausdehnungskoeffizient der FR-4 Leiterplatte [1] sind in Abbildung 2.5 dargestellt. Das Materialverhalten wurde orthotrop sowie temperaturabhängig modelliert. Die Glasübergangstemperatur Tg liegt oberhalb 140°C und wurde bei den Temperaturzyklen (siehe Kapitel 4 und 6.2) nicht erreicht. Die Z-Richtung für E-Modul und CTE ist als senkrecht zur Verschiebungsachse definiert. Seite 9 18000 300 E-Modul-XY E-Modul-Z CTE-XY 15000 250 12000 200 9000 150 6000 100 3000 50 0 -50 0 50 100 150 CTE [ppm/K] E-Modul [Mpa] CTE-Z 0 200 Temperatur [ C] Abbildung 2.5: E-Modul und CTE der FR-4 Leiterplatte [1] Die weiteren Materialdaten, welche für die Simulation der Parametervariation in Kapitel 2.4 verwendet wurden sind in Tabelle 2.1 dargestellt. Für das substratseitige Lötpad wurde Kupfer [2] gewählt. Die MID Metallschicht besteht aus Cu/Ni/Au [3]. Das Lot ist vom Typ Sn96Ag03Cu0,4 der Firma EFD Inc. (Firmenbezeichnung 6-SN96,5-277). Das MID-Substrat wurde orthotrop als LCP Vectra E840i LDS [4] modelliert. Tabelle 2.1: In der Parametervariation verwendete Materialien Komponente Material Materialverhalten CTE [ppm/K] E-Modul [MPa] LP-Lötpad Lot MID Metallschicht Cu Sn96Ag03Cu0,4 Cu/Ni/Au linear elastisch linear elastisch linear elastisch 18 17,6 14,9 110 000 50 000 76 000 MID-Substrat LCP Vectra E840i LDS orthotrop α║: 13 α┴: 30 E║:9300 E┴: 4000 Da der Trend in der Industrie zu Loten mit einem Ag-Gehalt von < 4% geht, wurde für die Zuverlässigkeitsuntersuchungen zusammen mit dem PBA eine Sn96.5Ag3.0Cu0.5 Lotpaste der Firma Heraeus [5] gewählt. Die temperaturabhängigen Materialdaten wurden im IGF Seite 10 Vorhaben 303 ZBG mittels DMA und TMA bestimmt [6]. Der E-Modul sowie die thermische Dehnung sind in Abbildung 2.6 zu sehen. Auf das nicht lineare Materialverhalten des Lots wird in Kapitel 4 näher eingegangen. 40000 0,003 35000 E-Modul [Mpa] 30000 0,001 25000 0 20000 15000 -0,001 10000 -0,002 E-Modul SAC-Lot 5000 Therm. Dehnung [mm/mm] 0,002 Therm. Dehnung SAC-Lot 0 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 -0,003 140 Temperatur [ C] Abbildung 2.6: E-Modul (aus DMA) und thermische Dehnung (aus TMA) von Sn96.5Ag3.5Cu0.5 Lot Für die Berechnungen in Kapitel 6.2 wurden für das LCP zusätzliche Materialdaten ermittelt. Hierfür wurden eine TMA sowie Zugversuche bei Raumtemperatur durchgeführt. Die TMA Daten wurden nach ISO 11359 ausgewertet und sind in Abbildung 2.7 zu sehen. Die Zugversuche ergaben einen gemittelten E-Modul in Einspritzrichtung von 9500 MPa und quer dazu von 5874 MPa. Seite 11 0,003 30 In Spritzrichtung Quer zur Spritzrichtung 0,0025 27 y = 2,99E-05x - 1,23E-03 CTE quer zur Spritzrichtung 0,002 24 0,0015 21 y = 1,26E-05x - 4,12E-04 0,001 0,0005 15 0 12 y = 7,88E-06x - 1,52E-04 -0,0005 -0,001 18 CTE [ppm/K] Therm. Dehnung [mm/mm] CTE in Spritzrichtung 9 y = 1,39E-05x - 3,50E-04 6 -0,0015 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 3 140 Temperatur [ C] Abbildung 2.7: Thermische Dehnung und daraus bestimmter CTE von LCP Vectra E840i LDS 2.3 Randbedingungen der Simulation Die parametrisierte CAD Geometrie wurde in Ansys® Workbench importiert. Zur Bestimmung des mechanischen Stresses im Bauteil wurde eine statisch mechanische Analyse durchgeführt. Es wurde immer nur ein Parameter variiert, die übrigen Parameter wurden auf den Werten der Startgeometrie konstant gehalten. Es wurde adaptiv gerechnet, d.h. das Netz wurde automatisch verfeinert bis ein Konvergenzkriterium von ≤ 5% erreicht war. Es wurden die über das jeweilige Bauteilvolumen gemittelten Vergleichsspannungen nach von Mises ausgewertet. Die für die Auswertung relevanten Bauteile waren das Lot, die Metallisierung und der Bump (LCP). Diese sind in Abbildung 2.8 zu sehen. Seite 12 Feste Einspannung Feste Einspannung LCP LCP Metallisierung Metallisierung Lot Lot Lötpad Lötpad Leiterplatte Leiterplatte Verschiebung in x-Richtung um 1 µm Verschiebung in x-Richtung um 1 µm y x y x Spannungsauswertung Abbildung 2.8: Randbedingungen der Simulation Um den mechanischen Stress in die Baugruppe einzuprägen, wurde das MID an seiner Oberseite fest eingespannt und die Leiterplatte um 1 µm quer zur Einspritzrichtung des LCP verschoben. 2.4 Ergebnisse der Parametervariation Das Lot war bei jeder Berechnung das Element in welchem die höchsten Spannungen auftreten. In Abbildung 2.9 ist gezeigt, welchen Einfluss die Veränderung des Fußradius R1 auf die Spannungsverteilung im Lot hat. Durch Vergrößerung von R1 ist bei gleichbleibendem Kontaktwinkel mehr Lotvolumen vorhanden. Die Spannungen verteilen sich somit auf mehr Material. Dies resultiert in einer niedrigeren Maximal- sowie Gesamtbelastung der Lötstelle. Das Maximum der Vergleichsspannungen wird außerdem in Richtung Bumpfuß verschoben. Zusätzlich zu einem Anriss in der Mitte der Lötstelle wäre eine Abhebung an dieser Stelle eine mögliche Defektstelle. Seite 13 mögliche Risseinleitung mögliche Abhebung R1 = 0,05 mm R1 = 0,15 mm Abbildung 2.9: Einfluss der Veränderung des Fußradius R1 auf die Vergleichsspannungen In Abbildung 2.10 sind die Ergebnisse der Parametervariation des Kegelstumpfs dargestellt. Die Vergrößerung des Fußradius R1 von 0,05 mm auf 0,3 mm erzielt die größte Spannungsreduktion in allen 3 Elementen. Bei der Vergrößerung der Höhe H sowie des Durchmessers D zeigt sich ein ähnliches Verhalten. Bei kleiner werdendem Flankenwinkel α können zwei Trends beobachtet werden. Zum Einen nehmen die Spannungen im Lot ab, zum Anderen ist eine Spannungserhöhung im LCP und in der Metallisierung erkennbar. 16 16 Lot Lot Metallisierung 14 Metallisierung 14 LCP LCP Vergleichsspannungen [MPa] Vergleichsspannung [MPa] 12 10 8 6 4 2 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0 0,3 0,1 0,2 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 16 16 Lot Lot Metallisierung 14 14 Metallisierung LCP LCP 12 Vergleichsspannung [MPa] Vergleichsspannung [MPa] 0,3 Höhe [mm] Radius R1 [mm] 10 8 6 4 2 12 10 8 6 4 2 0 0,4 0,5 0,6 0,7 Durchmesser [mm] 0,8 0,9 1 0 55 60 65 70 75 Winkel [°] Abbildung 2.10: Simulationsergebnisse Parametervariation Kegelstumpf Seite 14 Die Parametervariation des Halbkugel-Bumps zeigt gleiche Tendenzen wie beim Kegelstumpf-Bump. Der größer werdende Kugelradius RKugel sowie die Vergrößerung von R1 resultieren ebenfalls in einer Spannungsreduktion bei allen 3 Bauteilelementen. Die Simulationsergebnisse zum Halbkugel-Bump sind in Abbildung 2.11 dargestellt. 24 24 LCP 22 Lot 18 Vergleichsspannungen [MPa] Vergleichsspannung [MPa] 20 Lot 22 Metallisierung 16 14 12 10 8 6 4 2 Metallisierung 20 LCP 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 Radius RKugel [mm] 0,35 0,4 0 0,03 0,05 0,07 0,09 0,11 0,13 Radius R1 [mm] Abbildung 2.11: Simulationsergebnisse Parametervariation Halbkugel Bei beiden Bumpvarianten konnte durch Anpassung einzelner Parameter die Steifigkeit in der Lötstelle erhöht werden. Dies ist auf das größere angenommene Lotvolumen zurückzuführen. Das Vergleichen der Ergebnisse von Kegelstumpf zu Halbkugel zeigt, dass die aufgebrachte Last im Kegelstumpf eine geringere Spannungsbelastung erzeugt. Der Grund hierfür wird beim Gegenüberstellen der Varianten mit vergleichbaren Geometrieabmessungen deutlich. Die Halbkugel ist dabei mit einem Kugelradius von 0,4 mm, der Kegelstumpf mit einem Durchmesser von 0,8 mm und einer Höhe von 0,4 mm modelliert worden. Der Fußradius R1 ist bei beiden 0,05 mm. In Abbildung 2.12 ist gezeigt, dass bei gleichem Kontaktwinkel β die Stelle der geringsten Wandstärke des Lotes beim Kegelstumpfmodell dicker ist als bei der Halbkugel. Die Spannungen können sich so beim Kegelstumpf auf mehr Lotvolumen verteilen. Dies führt zu einer geringeren Spannungsbelastung im Bauteil. Seite 15 0,15 Weniger Material dadurch höhere Spannungen Abbildung 2.12: Vergleich Halbkugel mit Kegelstumpf Aus diesem Grund wurde die Halbkugel in den folgenden Simulationen und Experimenten nicht weiter betrachtet. Mit den gewonnenen Erkenntnissen der Parametervariation wurde eine optimierte BumpGeometrie erstellt. Diese wird im Weiteren optimierter Bump genannt und ist in Abbildung 2.13 zu sehen. • R1 = 0,28 mm → vergrößert • H = 0,65 mm → vergrößert • R2 = 0,1 mm → vergrößert • D = 0,68 mm → verkleinert Abbildung 2.13: CAD – Modell und Parameter des optimierten Bumps Die Vergrößerung des Fußradius R1 hat den größten Einfluss auf die Spannungsreduktion. Um bei gleichbleibendem Pitch einen möglichst großen R1 modellieren zu können, wurde der Seite 16 Durchmesser D von 0,8 mm auf 0,68 mm verkleinert. Der Flankenwinkel α wurde aufgrund der Prozessführung bei der Laserstrukturierung auf 70° belassen. Somit war eine maximale Höhe H des Bumps von 0,65 mm möglich. Der Kopfradius R2 wurde auf 0,1 mm vergrößert, um eine mögliche Risseinleitung an dieser Stelle im Lot zu vermeiden. Der optimierte Bump wurde ebenfalls in Ansys berechnet, und mit dem mit den Startparametern modellierten Kegelstumpf verglichen, welcher im weiteren Standard Bump genannt wird. Die Gegenüberstellung der Spannungsauswertung beider Varianten ist in Abbildung 2.14 zu sehen. 12 Standardbump Optimierter Bump Vergleichsspannungen [MPa] 10 8 6 4 2 0 1 LCP 2 Metallisierung 3 Lot Abbildung 2.14: Vergleich Standard Bump mit Optimiertem Bump Der Vergleich zeigt eine deutliche Spannungsreduktion in der optimierten Lötstelle gegenüber der Standardlötstelle. Es wurde daher angenommen, dass durch die Optimierungsmaßnahmen die Lebensdauer der Lötstelle erhöht werden könnte. Um diese Ergebnisse zu verifizieren wurden MID mit beiden Bump-Geometrien konstruiert und hergestellt, und anschließend experimentell auf ihre Zuverlässigkeit hin getestet. Seite 17 3 3.1 Experimentelle Arbeiten zum Aufbau von MID auf Leiterplatten Versuchsausstattung In diesem Kapitel werden die verwendeten Materialien, die eingesetzten Anlagen und die durchgeführten Prozesse vorgestellt. Es wurde Wert auf die Verwendung von Standardgeräten und -verfahren gelegt, um eine Implementierung des Prozesses in eine bestehende SMT-Linie beim Anwender ohne große Hürden zu ermöglichen. Durch Variation von Prozessparametern und Verfahren, sowie der verwendeten Substrate wurden verschiedene Einflussgrößen verglichen und die Prozessführung optimiert. Die untersuchten MID wurden aus LCP Vectra E840i LDS hergestellt. Neben dem weit verbreiteten Metallschichtaufbau aus außenstromlos chemisch Kupfer, Nickel und Tauchgold (ca. 5-10 µm, ca. 5 µm, ca. 0,1 µm) wurden MID mit außenstromlos chemisch Kupfer, Nickel, Palladium und Tauchgold (ca. 5-10 µm, ca. 7 µm, ca. 0,1 µm, ca. 0,1 µm) beschichtet. Als Substrate wurden FR-4 Leiterplatten mit einem standardisierten Schichtaufbau aus Kupfer, chemisch Nickel und Tauchgold (35µm, 5µm, 0,1µm) gewählt. Alternativ wurden auch MID auf flexiblen Leiterplatten (Flex Boards) aufgebaut, um den Einfluss der Substratsteifigkeit auf die thermomechanischen Spannungen und damit auf die Zuverlässigkeit des Aufbaus zu untersuchen. Diese Flex-Leiterplatten bestehen aus einer 50 µm dicken Polyimidfolie ohne Kleber und einer beidseitigen Kupferschicht mit einer Dicke von 25 µm. Die Endoberfläche besteht aus ca. 4 µm Nickel und ca. 0,1 µm Tauchgold. Die Bestückung der MID erfolgte manuell mit einem Chipbestücker Fineplacer 145 der Firma Finetech. Als Lot wurde in Absprache mit dem projektbegleitenden Ausschuss ein SAC-Lot mit einer Zusammensetzung von 95,5 % Zinn, 4 % Silber und 0,5 % Kupfer festgelegt. Es wurde ein Sn95,5Ag4Cu0,5 der Firma Heraeus [5] gewählt. Die verwendete Lotpaste besitzt einen Metallanteil von 88 Gew.% und eine Pulvergröße von 25 µm bis 45 µm. Das Aufbringen der Lotdepots für den Aufbau von Demonstratoren erfolgte mittels Schablonendruck mit einem DEK 248 der Firma DEK. Der Reflowlötprozess wurde in einem Dampfphasen-Reflowofen SLC 500 von IBL-Löttechnik bei einer Peak-Temperatur Tmax = 235°C durchgeführt. Alternativ wurden Vergleichslötungen in einem Konvektions-Durchlaufofen bei Rehm Thermal Systems GmbH durchgeführt. Für die Umweltsimulationstests wurde ein Zweikammer-Temperaturschockschrank TSS-70/130 von der Firma CTS verwendet. Die Hochtemperaturlagerung wurde in einem Umluftofen von Heraeus durchgeführt. Sowohl die elektrischen Onlinemessungen während des Temperaturschocktests, als auch die elektrische Auswertung der in regelmäßigen Abständen vermessenen Demonstratoren wurden mit Hilfe eines Multiplexersystems MUX 2575 von National Instruments durchgeführt. Seite 18 3.2 Bumpgeometrien Wie in Kapitel 2 beschrieben, wurden die beiden Bumpgeometrien Standard Bump und Optimierter Bump untersucht. Als dritte Variante wurden zusätzlich MID aufgebaut welche über keinerlei Bumps verfügten (Abbildung 3.1). Hier wurden anstelle der Bumps ebene Pads auf der Oberfläche erzeugt. Diese dienten als Vergleich, da sie den klassischen SMDProzess ohne spezielle spritzgießtechnisch hergestellte Kontaktelemente repräsentieren. Abbildung 3.1: Untersuchte Bump-Geometrien: Standard Bump (links), Optimierter Bump (Mitte) und flaches Pad (rechts) Somit konnte untersucht werden inwieweit sich durch Optimierung der Bump-Geometrie eine signifikante Erhöhung der Zuverlässigkeit erreichen lässt. Weiterhin wurde durch den Vergleich von Lötstellen mit und ohne Bump eine Aussage darüber möglich, ob die Verwendung von Bumps überhaupt vorteilhaft ist. Schließlich konnten die Ausfallmechanismen von Lotstellen mit und ohne Bump identifiziert und charakterisiert werden. Die Höhe des Standard Bumps beträgt 0,5 mm, der Durchmesser der Grundfläche 0,87 mm. Der Optimierte Bump ist 0,65 mm hoch, der Durchmesser beträgt 1,07 mm. Beim flachen Pad wurde der Durchmesser ebenfalls auf 1,07 mm festgelegt. Die Neigung der Seitenflächen wurden, da diese noch laseraktiviert werden müssen, auf maximal 70° zur Substratoberfläche begrenzt. 3.3 MID Demonstratoren Damit die MID je nach Anwendung individuell unterschiedlich gestaltet werden können, wurde im Projekt Wert darauf gelegt, den Einfluss unterschiedlicher MID-Größen zu kennen. Die Anzahl und Anordnung der vorhandenen Lötverbindungen ist dabei ebenfalls von Bedeutung. Als Basis dient das in Abbildung 3.2 schematisch dargestellte MID. Die Außenmaße betragen 16 x 16 x 0,8 mm³. Die dargestellten Sägelinien geben das Verhältnis an, in dem das MID in kleinere MID geteilt werden kann. Durch die dargestellte Anordnung der Bumps kann eine solche Teilung umgesetzt werden. Durch die Teilung ergeben sich vier kleinere Seite 19 MID unterschiedlicher Größe und Ausrichtung, davon zwei mit quadratischer Grundfläche (9,3 x 9,3 mm² und 4,7 x 4,7 mm²) und zwei rechteckige MID (9,3 x 4,7 mm² bzw. 4,7 x 9,3 mm²). Die beiden rechteckigen MID lassen später Aussagen darüber zu, welche Auswirkung die Spritzrichtung und damit die Orientierung im Terhmoplasten auf die Zuverlässigkeit des gesamten Aufbaus hat. Der Pitch der Bumps wurde in Absprache mit dem projektbegleitenden Ausschuss auf 1,27 mm festgelegt. Dies ist ein verbreitetes Rastermaß in der SMT-Technik und ermöglicht es, die untersuchten MID mit einer für ihre Größe typischen Anzahl an Kontaktstellen auszustatten. Abbildung 3.2: MID mit Bumpanordnung, Sägelinien und Spritzrichtung Im Folgenden werden die MID wie in Abbildung 3.3 dargestellt bezeichnet. Die Bezeichnung richtet sich nach der Anzahl der Bumps in Spritzrichtung und die Anzahl der Bumps quer zur Spritzrichtung. Bezeichnung: 9x9 6x6 3x6 6x3 3x3 Abbildung 3.3: Bezeichnung der MID-Varianten Um eine Aussage darüber treffen zu können, welche Rolle die Größe des MID im Verhältnis zur Anzahl der Kontaktstellen spielt, wurden zwei Ausführungen des Leiterbahnbildes erarbeitet. Seite 20 In einer Ausführung wurden nur die vier jeweils in den Ecken des MID liegenden Bumps metallisiert und über Leiterbahnen auf dem MID elektrisch verbunden (vgl. Abbildung 3.4 links). Bei dieser Variante sind die Verbindungsstellen dem stärksten thermomechanischen Stress ausgesetzt. Aufgrund der geringen Verbindungszahl und des maximalen Abstands zum neutralen Punkt in der Mitte des MID sind hier die Spannungen am größten. Bei der zweiten Ausführung wurden alle vorhandenen Bumps metallisiert, jeweils zwei Bumps sind auf dem MID elektrisch miteinander verbunden (vgl. Abbildung 3.4 rechts). Hierbei wird das MID durch die maximale Anzahl Verbindungsstellen mit dem Substrat verbunden. Das Verhältnis von MID-Größe zur Anschlusszahl ist deutlich geringer und damit thermomechanisch günstiger. Die beiden Ausführungen wurden jeweils für alle MID-Varianten, von 3 x 3 bis 9 x 9, untersucht. Damit konnten umfangreiche Erkenntnisse zum Einfluss der MID-Größe, der Anspritzrichtung und der Anschlusszahl gewonnen werden. Abbildung 3.4: Ausführung 1 (links) und Ausführung 2 (rechts) des Leiterbahnbildes auf dem MID 3.4 Leiterplatten Um die Lotverbindungen qualitativ und quantitativ zu untersuchen, wurden die in Kapitel 3.3 beschriebenen MID auf Leiterplatten aufgebaut. Als Substrat dienten doppelseitige FR4Platinen mit Cu/Ni/Au Leiterbahnstrukturen. Insgesamt wurden vier Leiterbahnlayouts für unterschiedliche Tests entworfen. Der elektrische Anschluss wurde teilweise mittels 50poligen D-Sub-Steckern realisiert. Der Paddurchmesser auf der Leiterplatte wurde auf 1 mm festgelegt. 3.4.1 Layout „Lotmengenbestimmung“ Um die Schablone für die Aufbringung des Lotes richtig auslegen zu können, musste zunächst die notwendige Lotmenge bestimmt werden. Hierfür wurden MID auf Leiterplatten Seite 21 mit vereinfachtem Testlayout aufgebaut. Abbildung 3.5 zeigt das Leiterplattenlayout. Es ist für MID-Varianten mit verschiedenen Abmessungen geeignet und besitzt lediglich eine Metallschicht an den Anschlusspads, hat aber ansonsten keine elektrische Funktion. Abbildung 3.5: Leiterplattenlayout für Lotmengenbestimmung 3.4.2 Layout „Daisy Chain“ Um eine möglichst große Anzahl elektrischer Verbindungen auf einer Leiterplatte herstellen und testen zu können, wurde das Leiterplatten-Layout „Daisy Chain“ (vgl. Abbildung 3.6) erarbeitet. Die verwendeten Leiterplatten haben das Format einer Europlatine (160 x 100 mm²). Auf einer Leiterplatte können fünf 9 x 9-MID und jeweils sieben vereinzelte MID jeder Größe aufgelötet werden. Auf diese Weise können mittels 48 Einzelmessungen 672 Lötverbindungen auf einen Ausfall hin kontrolliert werden. Je Einzelmessung werden zwischen 8 und 20 Verbindungsstellen zusammengefasst. Bei dieser Leiterbahnlayoutvariante sind alle Bumps des MID strukturiert, metallisiert und mittels Löten mit der Leiterplatte verbunden. Seite 22 Abbildung 3.6: Leiterplattenlayout „Daisy Chain“ Ziel dieses Demonstrators war der Test einer anwendungsnahen Anschlusssituation, das heißt einer für die MID-Größe typischen Anzahl an Kontaktstellen. Die Widerstände wurden in Zweileitermessanordnung ermittelt. Dies bedeutet, dass durch die Reihenschaltung einer größeren Anzahl an Lotkontakten eine Widerstandsänderung keiner bestimmten Verbindung zugeordnet werden kann. Weiterhin enthält der Messwert immer auch die Widerstände der Leiterbahnen, der Messleitungen und der Steckerkontakte. Die Messmethode ist daher vor allem dafür geeignet aus einer großen Menge an Kontaktstellen schnell Ausfälle zu detektieren. Für eine genaue Zuordnung der Ausfallstelle stehen weitere Pads zur gezielten manuellen Nachkontrolle zur Verfügung. 3.4.3 Layout „Eckbump“ Ziel des Leiterplatten-Layouts „Eckbump“ ist die Untersuchung einer „worst-case“-Situation. Verwendet werden hierfür die MID mit der zweiten Ausführung des Leiterbahnbildes. Jedes MID wird also nur über die vier Bumps in den Ecken auf die Leiterplatte gelötet (vgl. Seite 23 Abbildung 3.7). Durch die geringe Anzahl an Kontaktstellen werden bewusst Ausfälle zu einem frühestmöglichen Zeitpunkt provoziert. Dies ermöglicht dann den Vergleich mit der Lebensdauervorhersage aus der Simulation und die gezielte Untersuchung der Ausfallmechanismen. Die Leiterplatte hat das Format einer halben Europlatine (100 x 80 mm²). Auf einer Platine können zwei 9 x 9-MID und jeweils zwei vereinzelte MID aller Größenvarianten aufgelötet werden. Als Widerstandsmessverfahren wird die 4-Leitermessung verwendet. Damit ist die exakte Bestimmung des Widerstandes in der Kontaktstelle möglich und auch kleine Veränderungen können erkannt werden. Auf diese Weise werden mittels 20 Einzelmessungen 20 Lotverbindungen auf beginnende Ausfälle oder Widerstandänderungen kontrolliert. Pro Einzelmessung wird also stets nur eine Lotverbindung ausgewertet. Abbildung 3.7: Layout „Eckbump“ 3.4.4 Layout „Querschliff“ Für die Analyse der Fehlermechanismen und der Rissentstehung in der Lotverbindung besteht neben der Widerstandsmessung auch die Möglichkeit anhand von Querschliffen den Ort der Risseinleitung und den Rissverlauf zu bestimmen. Hierfür wurde ein geeignetes Leiterplattenlayout erarbeitet (Abbildung 3.8). Die Leiterplatten sind 30 x 23 mm² groß und für jeweils ein 9 x 9-MID ausgelegt, welches nur über die Eckbumps angelötet wird. Zu verschiedenen Zeitpunkten wurden dann jeweils einige Leiterplatten aus dem Temperaturschocktest entnommen und quergeschliffen. Seite 24 Abbildung 3.8: Layout „Querschliff“ 3.5 Lotmengenbestimmung Die Lotmenge spielt für eine gute Verbindungsbildung eine entscheidende Rolle. Weiterhin müssen die im Experiment verwendete Lotmenge und die geometrische Ausbildung des Lotes in der Lötstelle im Simulationsmodell möglichst exakt nachgebildet werden um eine bestmögliche Übereinstimmung zu erreichen. Der Lotpastenauftrag wurde im Projekt üblicherweise mittels Schablonendruck durchgeführt. Um aber die Schablone auslegen zu können, wurde zunächst die richtige Lotmenge bestimmt. Dazu wurden mittels Dispensverfahren auf Leiterplatten mit dem Layout „Lotmengenbestimmung“ Lotdepots unterschiedlicher Größe aufgebracht. Das Dispensen bietet sich an, da auf diese Weise eine flexible Variation der Lotmenge möglich ist. Die mit Lotdepots versehenen Leiterplatten wurden zur Lotmengenbestimmung abgewogen. Mittels Röntgentomographie und Querschliffanalyse (Abbildung 3.9) konnten die fertigen Lotverbindungen analysiert und verglichen werden. Schließlich wurde aus diesen Daten die geeignete Lotmenge bestimmt. Auswahlkriterien waren eine gleichmäßige Lotausformung entlang der gesamten Verbindungsstelle und das Ausbleiben von Kurzschlüssen. Seite 25 Abbildung 3.9: Röntgentomographie (links) und Schliffbild (rechts) einer Lotverbindung Als Ergebnis wurde eine Lotpastenmasse von ca. 0,9 mg je Depot als optimal befunden. Dies entspricht einer Masse von ca. 0,8 mg Lot nach dem Umschmelzen. Anhand der Angaben des Herstellers zu Dichte und Flussmittelanteil konnte daraus auf das benötigte Volumen der Kavität in der Schablone rückgeschlossen werden. Es wurde eine 300 µm dicke Schablone gewählt. Die Kavitäten sind rund und haben einen Radius von 500 µm, daraus ergibt sich ein Depotvolumen von 0,23 mm³. Bei 88 % Gewichtsanteil Metall und 12 % Flussmittel in der Lotpaste [5] ergibt sich nach dem Austreiben des Flussmittels durch den Reflowlötprozess eine rechnerische Lotmasse von 0,79 mg. Es wurde eine Schablone mit elektropolierter Oberfläche gewählt, da dies die Auslöseeigenschaften der Lotpaste beim Drucken verbessert. 3.6 Anpassung der Lotgeometrie im Modell Um die Lebensdauer der Lotverbindungen korrekt abschätzen zu können, muss im Modell unter anderem die Geometrie des Lots an die experimentell durch Querschliffe ermittelten realen Verhältnisse angepasst werden. Die rechnerisch ermittelte Lotmasse von 0,79 mg bildet dabei den ersten Referenzpunkt zur Modellierung des Lots. Die in Abbildung 3.10 dargestellten Querschliffe des Standard Bump und des optimierten Bump wurden zum Abgleich der Geometrie herangezogen. Die dargestellten Lotmassen entsprechen mit hinreichender Genauigkeit den geforderten 0,79 mg (Masse der Lotpaste = 0,9 mg) hatte. Seite 26 a b ) ) mLotpaste = 880 µg mLotpaste = 940 µg Abbildung 3.10: a) Querschliff Standard Bump mit Lotmasse 880 µg vor Reflowlöten, b) Querschliff optimierter Bump mit 940 µg Lotmasse vor Reflowlöten Der zweite Referenzpunkt der Geometrieerstellung ist der Benetzungswinkel zwischen Metallschicht und Lot. Dieser wurde aus den Querschliffen gemessen und beträgt beim Standard Bump 60° und beim optimierten Bump 28°. Der jeweilige Winkel wurde sowohl am Fuß als auch am Kopf der Bumps gemessen und in das Modell übernommen. Um die gewünschte Lotmasse zu modellieren wurde das Volumen im CAD Modell bestimmt und mit einer Dichte von 7,4 g/cm³ multipliziert. Das Volumen des Lots wurde dementsprechend mit Hilfe des Parameters Radius R angepasst. Der Abstand von Bumpspitze zum Leiterbahnpad beträgt 20 µm. In Abbildung 3.11 a) und b) sind die Querschliffe den Geometriemodellen gegenübergestellt. Im Weiteren werden diese beiden Modellgeometrien als zentrierte Variante bezeichnet. a) 60° 60° R 60° 20 µm 60° b) 28° 28° R 28° 20 µm 28° Abbildung 3.11: a) Modellierung der zentrierten Variante Standard Bump b) Modellierung der zentrierten Variante optimierter Bump Für eine umfangreiche Lebensdauerabschätzung wurde die Modellgeometrie um drei weitere Parameter erweitert. Durch die Variation der Parameter „Dezentrierung“, „Bumpabstand“ und Seite 27 „Lotmenge“ können prozessbedingte Schwankungen der geometrischen Verhältnisse berücksichtigt werden. Der Benetzungswinkel zwischen Lot und Metallisierung wurde dabei nicht verändert. Die Toleranzmodelle sind in Abbildung 3.12 für den Standard Bump und in Abbildung 3.13 für den Optimierten Bump dargestellt. a) b) 10µm 50µm c) d) mLot = 0,87 mg mLot = 0,71 mg Abbildung 3.12: Modellierte Toleranzen des Standard Bump b) Verringerung Abstand c) +10 % Lotmasse d) -10 % Lotmasse a) Dezentrierung In Abbildung 3.12 a) sowie in Abbildung 3.13 a) ist die Dezentrierung des MID zur Leiterplatte von 50 µm in Spritzrichtung und quer zur Spritzrichtung gezeigt. Dies repräsentiert die Platziergenauigkeit eines SMD Bestückers vom Stand der Technik. Um den Einfluss des Abstands von Bump zu Lötpad zu untersuchen, wurde dieser auf 10 µm verkleinert (Abbildung 3.12 b) sowie in Abbildung 3.13 b)). Die Schwankung der Lotpastenmasse wurde experimentell bestimmt und beträgt ca. ± 10 %. Sie ist in Abbildung 3.12 c) und d) und in Abbildung 3.13 c) und d) dargestellt. Seite 28 a) b) 10µm 50µm c) d) mLot = 0,87 mg mLot = 0,71 mg Abbildung 3.13: Modellierte Toleranzen des optimierten Bump a) Dezentrierung b) Verringerung Abstand c) +10 % Lotmasse d) -10 % Lotmasse Für die in Kapitel 4 beschriebene Lebensdauerabschätzung wurde mit der in Abbildung 3.14 gezeigten 9 x 9 Eckbumpvariante gerechnet. Die Abmessungen des MID sind 16 x 16 mm². Der Abstand zwischen den Bumps beträgt 13,34 mm. 16 mm 16 mm 13,34 mm 13,34 mm Abbildung 3.14: 9 x 9 Eckbumpanordnung Seite 29 4 Lebensdauerabschätzung Die homologe Temperatur TH wird gebildet aus dem Quotienten der Anwendungstemperatur und der Schmelztemperatur Tm (beides in K). Bei typischen Anwendungsbereichen ist die homologe Temperatur von SAC Loten (Tm = 217°C) relativ hoch, weshalb Kriechen die dominierende Ausfallursache von Lotverbindungen ist. Ab einer Temperatur T > 0,4 Tm (entspricht TH > 0,4; für SAC Lote T > -77°C) ist das Verhalten von Loten empfindlich gegenüber Kriechen, ab T > 0,6 Tm (entspricht TH > 0,6; für SAC Lote T > 21°C) ist Kriechen der dominierende Effekt, welcher zum Materialversagen führt. Die Härte über der Temperatur ist schematisch in Abbildung 4.1 gezeigt. Abbildung 4.1: Schematische Darstellung der Härte über der Temperatur für Metalle Das Kriechverhalten des Lotes wurde daher im Modell abgebildet. In Abbildung 4.2 sind die drei Teilbereiche des Kriechmechanismus zu sehen. Im ersten Teilbereich der Verformung tritt primäres Kriechen auf. Die Dehnung nimmt dort im Lauf der Zeit zu. Dabei nimmt die Dehnrate stetig ab, bis sich ein stationärer Zustand einstellt, welcher als sekundäres Kriechen bezeichnet wird. Danach nimmt die Kriechgeschwindigkeit stark zu, bis es zum Bruch kommt. Dies wird als tertiäres Kriechen bezeichnet und kann nicht durch die Simulation abgebildet werden [7]. Seite 30 ε x Bruch I II III ε& = const. ε0 t ε& x Bruch t Abbildung 4.2: Schematische Darstellung der Dehnung ε und Dehnrate ε& von Lot über der Zeit [7] Für die Lebensdauerabschätzung wurde Kriechen als Materialmodell in Ansys® implementiert. Dies erfolgte über die empirische Garofalo Beziehung, welche sekundäres Kriechen über einen längeren Zeitraum beschreibt (z.B. die Haltezeit eines Temperaturzyklus). Für die unelastische Dehnrate ε& gilt: C ε& = C1 ⋅ [sinh(C2 ⋅ σ )] 3 ⋅ e − C4 T 4.1 Dabei ist σ die Vergleichsspannung, T die absolute Temperatur und C1 bis C4 sind experimentell ermittelte Konstanten. Diese wurden für das verwendete Lot von Schubert et al. [8;9;10] bestimmt und sind in Tabelle 4.1 abgebildet. Tabelle 4.1: Deformationskonstanten für sekundäres Kriechen für Sn96.5Ag3.5Cu0.5 [8;9;10] C1 277 984 C2 0,02447 C3 6,41 C4 6500 Die dazugehörigen temperaturabhängigen Kriechkurven sind in Abbildung 4.3 dargestellt. Seite 31 Abbildung 4.3: Dehnrate in Abhängigkeit der Spannung und Temperatur [8;9;10] Zur Lebensdauerabschätzung wurden zwei Zyklen eines Temperaturschocktests (TST) von -40 °C bis 125 °C definiert (siehe Abbildung 4.4). Die Wechselzeit beträgt dabei 10 s, und die Haltezeit je Temperatur 30 min. Die Referenztemperatur des gesamten Systems, und somit der spannungsfreie Zustand, beträgt 20°C. 140 120 Temperatur [ C] 100 80 60 40 20 0 -20 -40 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 Zeit [s] Abbildung 4.4: Für die Lebensdauerabschätzung definierter Temperaturzyklus. Die Anzahl an TST-Zyklen bis zur Rissbildung Na wurde mittels der Coffin-Manson Gleichung (4.2) abgeschätzt werden. Seite 32 ( Na = Θ 1 ⋅ Δε akk cr ) Θ2 4.2 Δε crakk ist die akkumulierte Kriechdehnung in einem thermischen Zyklus. Diese wurde durch Subtraktion der akkumulierten Dehnung am Ende des ersten Zyklus von der akkumulierten Dehnung am Ende des zweiten Zyklus ermittelt. Die Koeffizienten Θ 1 und Θ 2 für die CoffinManson Gleichung wurden für µBGAs und VQFNs von Schubert et al. [8;9;10] experimentell ermittelt. Diese in Tabelle 4.2 zu sehenden Konstanten wurden für eine erste Lebensdauerabschätzung und Validierung verwendet. Tabelle 4.2: Coffin-Manson Konstanten nach Schubert et al. [8;9;10] Θ1 4,5 Θ2 -1,295 Um den Ort der Risseinleitung zu definieren wird das Element mit der höchsten akkumulierten Kriechdehnung nach dem zweiten TST-Zyklus identifiziert, und für die Berechnungen verwendet. Wie in Kapitel 3.5 erwähnt, wurde zur Berechnung der Anzahl der Zyklen bis zur Rissbildung die 9 x 9 Eckbumpvariante modelliert. In Abbildung 4.5 bis Abbildung 4.10 sind die ersten Lebensdauerabschätzungen von Standard Bump zu Optimierten Bump gegenübergestellt. Um die Position der möglichen Risseinleitung graphisch darzustellen, wurden die Vergleichsspannungen nach von Mises betrachtet. Die dargestellte Größe Na für die Lebensdauer repräsentiert die ermittelte Anzahl Zyklen bis zur Risseinleitung. Seite 33 mögliche Risseinleitung FR mögliche Risseinleitung FR Na = 179 Na = 824 Abbildung 4.5: Lebensdauerabschätzung: Zentrierte Variante, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump Wie bei den Voruntersuchungen zeigte der Optimierte Bump auch nach der Geometrieanpassung an die experimentell ermittelten Verhältnisse eine niedrigere Spannungsbelastung. Dies führt in der Lebensdauerabschätzung zu einer höheren Anzahl an Zyklen bis zur Rissbildung. In Abbildung 4.5 ist zu erkennen, dass beim Standard Bump durch thermische Belastung höhere Vergleichsspannungen eingeprägt werden als beim Optimierten Bump. Die Anzahl an TST-Zyklen bis zum Ausfall ist beim zentrierten Optimierten Bump um das 4,6 fache höher als beim Standard Bump. Eine mögliche Stelle der Risseinleitung war bei beiden Lötstellen das Interface zwischen Lot und Lötpad. Der Optimierte Bump zeigte zusätzlich einen möglichen Rissbeginn an der Stelle mit der dünnsten Wandstärke des Lots (Mitte der Lötstelle). Die Spannungsbelastung ist quer zur Faserrichtung FR am größten, da in dieser Richtung der thermische Ausdehnungskoeffizient des MID-Substrats höher ist als parallel dazu. Seite 34 mögliche Risseinleitung FR Na = 172 mögliche Risseinleitung FR Na = 795 Abbildung 4.6: Verringerung des Abstands auf 10 µm, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump Durch Verringerung des Abstandes zwischen Bump und Lötpad von 20 µm auf 10 µm reduziert sich bei beiden Bump-Varianten die Zahl der Zyklen bis zur Rissbildung (siehe Abbildung 4.6). Dies ist darauf zurückzuführen, dass aufgrund des geringeren Abstands zwischen Bump und Lötpad an dieser Stelle weniger Lot vorhanden war und der Bereich dadurch geschwächt wurde. Die Stelle der möglichen Risseinleitung war am Interface Lot / Lötpad. mögliche Risseinleitung mögliche Risseinleitung FR Na = 124 FR Na = 804 Abbildung 4.7: Dezentrierung in Einspritzrichtung, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump In Abbildung 4.7 ist die Dezentrierung des MID zur Leiterplatte in Spritzrichtung dargestellt. Es sind hier zusätzliche Spannungserhöhungen an Kanten mit geringer Materialstärke des Lotes zu erkennen. Beide Lötstellen zeigen bei dieser Variante weniger TST-Zyklen bis zur Seite 35 Rissentstehung als die zentrierte Variante. Auffällig ist, dass die Dezentrierung eine größere Auswirkung auf die Lebensdauerabschätzung bei der Standardkontaktierung hat als bei der Optimierten. Die prozentuale Verringerung der Zyklen gegenüber der zentrierten Variante beträgt beim Optimierten Bump 2,5%, beim Standard Bump 30,7%. Das gleiche Bild zeigt sich auch bei der Dezentrierung quer zur Einspritzrichtung. Diese Ergebnisse sind in Abbildung 4.8 zu sehen. mögliche Risseinleitung FR Na = 117 mögliche Risseinleitung FR Na = 740 Abbildung 4.8: Dezentrierung quer zur Einspritzrichtung, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump Die thermisch induzierten Spannungen sind bei der Dezentrierung quer zur Einspritzrichtung am höchsten. Diese Variante hatte bei beiden Bumps das kleinste Na. mögliche Risseinleitung FR Na = 187 mögliche Risseinleitung FR Na = 840 Abbildung 4.9: Vergrößerung der Lotmasse um 10 %, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump Seite 36 Die Erhöhung der Lotmasse um 10% vergrößert Na. Dies bestätigt die Erkenntnis aus Kapitel 2.4, dass mehr Masse die Spannungen im Lot reduziert und auf eine erhöhte Lebensdauer geschlossen werden kann. Dementsprechend zeigt eine Reduktion der Lotmasse um 10% eine geringere Zahl an TST-Zyklen bis zur Risseinleitung. mögliche Risseinleitung FR Na = 162 mögliche Risseinleitung FR Na = 742 Abbildung 4.10: Verringerung der Masse um 10 %, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump In Abbildung 4.10 fällt auf, dass sich beim Optimierten Bump die am höchsten belastete Stelle vom Interface Lot / Lötpad in die Mitte der Lotverbindung verlagert. Modellbedingt ist dort die dünnste Stelle des Lots. Beim Standard Bump zeigt sich wie bei den anderen Varianten die mögliche Stelle der Risseinleitung am Interface Lot / Lötpad. In Tabelle 4.3 sind die Ergebnisse der ersten Lebensdauerabschätzung übersichtlich zusammengefasst. Die prozentuale Abweichung wurde auf die zentrierte Variante bezogen. Seite 37 Tabelle 4.3: Berechnete TST – Zyklen bis zur Rissbildung Variation Na Standardbump Abweichung in % Na optimierter Bump Abweichung in % Zentriert 179 --- 824 --- Abstand 10 µm 172 -3,9 795 -3,5 +10% Lotmasse 187 +4,5 840 +2,0 -10% Lotmasse 162 -9,5 742 -9,9 Dezentrierung in FR 124 -30,7 804 -2,5 Dezentrierung quer zur FR 117 -34,5 740 -10,2 höchste Anzahl an Zyklen niedrigste Anzahl an Zyklen Die ersten Abschätzungen aus der Parametervariation in Kapitel 2.4 wurden erhärtet. Der Optimierte Bump zeigte bei der ersten Lebensdauerabschätzung nicht nur eine geringere Spannungsbelastung und somit eine höhere Zuverlässigkeit, sondern auch eine geringere Empfindlichkeit gegenüber möglichen Prozessschwankungen als der Standard Bump. Zusätzlich zu der Eckbumpvariante wurde auch noch eine Variante berechnet, bei der die 9 x 9 MID mit allen Bumps kontaktiert wurden. Dies entspricht nicht mehr der worst-case Annahme, sondern repräsentiert eine typische Anschlussdichte für ein MID dieser Größe. Dieses Modell wurde mit dem zentrierten optimierten Bump simuliert. Die Spannungsauswertung hierfür ist in Abbildung 4.11 zu sehen. Seite 38 mögliche Risseinleitung FR mögliche Risseinleitung FR Na = 1460 FR Abbildung 4.11: Lebensdauerabschätzung: MID Variante „9 x 9“, alle Bumps kontaktiert, zentrierte Variante, Optimierter Bump. Rechts: Detaildarstellungen des höchstbelasteten Bumps. Der Einfluss der Spritzrichtung des MID ist gut zu erkennen. Parallel zur Spritzrichtung ist die Spannungsbelastung der Lötverbindungen niedriger als quer dazu. Der am höchsten belastete Bump ist der mit dem größten Abstand zur Mitte des MID, also zum neutralen Punkt der Dehnung. Die mögliche Risseinleitung befindet sich am Interface Lot / Lötpad. Der thermisch induzierte Stress verteilt sich bei dieser Variante auf eine größere Anzahl von Lotverbindungen. Dadurch ist Na mit 1460 Zyklen beinahe doppelt so hoch wie bei den vorangegangenen Berechnungen. 5 Experimentelle Zuverlässigkeitsuntersuchungen Zur experimentellen Bestimmung der Zuverlässigkeit der Lötverbindungen wurden die mit optimierten Prozessen aufgebauten Demonstratoren in beschleunigten Umweltsimulationstests gezielt thermomechanisch belastet. In Absprache mit dem projektbegleitenden Ausschuss wurden hierfür Temperaturschocktest und Hochtemperaturlagerung ausgewählt, weiterhin wurde ein Drop-Test durchgeführt. Als Ausfallkriterium für die mittels Vierleitermessung ermittelten Kontaktwiderstände wurde die Überschreitung eines Schwellenwertes von 1,3 mΩ festgelegt. Dieser Wert entspricht der doppelten Messgenauigkeit welche mit dem verwendeten Messaufbau unter den vorliegenden Randbedingungen erzielt werden kann. Für die Zweileitermessung wurde als Ausfallkriterium der Schwellenwert 4,5 Ω festgelegt. Dieser Wert wurde empirisch ermittelt. Der Grund für den deutlich höheren Widerstandswert liegt vor allem darin begründet, dass Seite 39 bei dieser Messmethode sowohl die Leitungswiderstände der Leiterbahnen auf der Leiterplatte, die Kontaktwiderstände der verwendeten D-Sub-Stecker und die Zuleitungen des gesamten Messaufbaus im Messwert addiert sind. Es ist mit der Zweileitermessung daher nicht möglich, die beginnende Rissbildung an einzelnen Kontakten bereits im Anfangsstadium am Widerstandsanstieg zu detektieren. 5.1.1 Temperaturschocktest Für den Temperaturschocktest wurden für jede der drei Bump-Geometrien je zwei Leiterplatten der Layout-Varianten „Daisy Chain“ und „Eckbump“ bestückt und untersucht. Weiterhin wurden zusätzlich pro Bump-Geometrie jeweils zwei Leiterplatten mit dem Layout „Eckbump“ verwendet um die Prozesse Cu/Ni/Au-Metallbeschichtung und Kondensationsreflowlöten mit Alternativprozessen zu vergleichen. Dazu wurden einmal chemisch außenstromlos mit Cu/Ni/Pd/Au beschichtete MID verwendet und einmal wurde der Lötprozess in einem Konvektion-Durchlaufofen durchgeführt. Beide Prozesse konnten bei Mitgliedsfirmen des projektbegleitenden Ausschusses durchgeführt werden. Schließlich wurden jeweils zwei Flex-Leiterplatten pro Bump-Geometrie, ebenfalls mit dem Layout „Eckbump“ mit MID bestückt und im TST untersucht. Von der Layout-Variante „Querschliff“ wurden zehn Demonstratoren pro Bump-Geometrie aufgebaut und in regelmäßigen Abständen aus dem TST entnommen und quergeschliffen. Der TST wurde in einem Zweikammerschockschrank bei -40°C und +125°C durchgeführt. Die Haltezeit je Kammer betrug 15 min, die Dauer des Temperaturwechsels war kleiner als 10 s. Der Test wurde zu bestimmten Zeitpunkten unterbrochen und die Leiterplatten wurden entnommen um die Widerstandswerte der Verbindungstellen zu analysieren. Weiterhin wurde an ausgewählten Proben eine kontinuierliche Onlinemessung der Übergangswiderstände über den gesamten Testverlauf durchgeführt, um so bereits frühzeitig abweichende Widerstandswerte und damit Ausfälle im Anfangsstadium erkennen und den Ausfallzeitpunkt exakt detektieren zu können. Weiterhin können dabei auch temperaturabhängige Widerstandsschwankungen sichtbar gemacht werden. Für diese Onlinemessungen wurde pro Bump-Geometrie je eine Leiterplatte mit dem Layout „Eckbump“ verwendet. Da Demonstratoren mit diesem Layout per Vierleitermessung geprüft werden, können auch sehr geringe Widerstandsänderungen zuverlässig erkannt werden. Die Ergebnisse der Demonstratoren mit dem Layout „Eckbump“ sind in den Tabellen 5.1 bis 5.3 nach Bump-Geometrie unterschieden dargestellt. Tabelle 5.2 zeigt die Ergebnisse der Demonstratoren welche mit MID bestückt wurden die eine Cu/Ni/Pd/Au-Metallschicht besitzen. Tabelle 5.3 zeigt die Ergebnisse Demonstratoren welche im Konvektionslötofen Seite 40 gelötet wurden. Tabelle 5.1 zeigt die Ergebnisse der Demonstratoren ohne die Vergleichsvarianten. Eine Ausfallrate von 12,5 % entspricht einem ausgefallenen Kontakt. MID-Varianten bzw. Bump-Geometrien, die bis zum Ende des jeweiligen Tests keine Ausfälle aufwiesen sind in den folgenden Tabellen grün hinterlegt dargestellt. Tabelle 5.1: Ausfälle im TST; Demonstratoren ohne Vergleichsvarianten; Layout „Eckbump“ Tabelle 5.2: Ausfälle im TST; Demonstratoren mit Cu/Ni/Pd/Au-Metallbeschichtung; Layout „Eckbump“ Seite 41 Tabelle 5.3: Ausfälle im TST; Demonstratoren mit Konvektionslöten; Layout „Eckbump“ Es fällt auf, dass bei den 9 x 9-MID bereits vor Beginn des TST (0 Zyklen) erste Ausfälle messbar sind. Das heißt, dass große MID auf Grund der Temperaturbelastung und des CTE-Mismatch bereits während des Lötprozesses, bzw. während des Abkühlens auf Raumtemperatur nach dem Löten ausfallen. Eine Vorschädigung der vor dem TST noch nicht ausgefallenen Lotverbindungen von 9 x 9-MID kann als wahrscheinlich angesehen werden. Mit kleiner werdenden MID nimmt deren Zuverlässigkeit zu, 3 x 3-MID zeigen selbst nach 3200 Temperaturzyklen eine geringe Ausfallwahrscheinlichkeit. Die Größe der MID hat also bei gleich bleibender Anzahl an Kontaktstellen deutlichen Einfluss auf die Zuverlässigkeit. Ein Einfluss der Materialorientierung (Spritzrichtung) auf die Zuverlässigkeit ist nicht erkennbar. Die thermomechanischen Spannungen auf die Verbindungen in den 3 x 6-MID sollte aufgrund der größeren räumlichen Ausdehnung quer zur Spritzrichtung gegenüber den 6 x 3-MID ebenfalls größer sein und somit die Zuverlässigkeit verringern. Die experimentellen Ergebnisse zeigen aber eine im Rahmen der statistischen Schwankungen vergleichbare Ausfallwahrscheinlichkeit. Die Ergebnisse der TST Untersuchungen der Demonstratoren mit den Vergleichsprozessen zeigen kein erkennbar anderes Verhalten. Es kann also geschlossen werden, dass die untersuchten Alternativprozesse keinen signifikanten Einfluss auf die Zuverlässigkeit der MID Verbindungen besitzen. Der Einfluss der Bump-Geometrie hingegen ist klar ersichtlich. Wie aus Tabelle 5.1 hervorgeht zeigen MID mit Standard Bump die geringste Ausfallwahrscheinlichkeit. Die Verbindungen ohne Bump und die Verbindungen mit optimierten Bumps zeigten beide eine höhere Ausfallwahrscheinlichkeit. Dieses Ergebnis steht zunächst im Widerspruch zu den Lebensdauervorhersagen aus der Simulation und wird in Kapitel 6 ausführlich diskutiert. Seite 42 Tabelle 5.4 zeigt die Ergebnisse der Demonstratoren mit dem Layout „Daisy Chain“. Hierbei wurden alle Kontakte der MID verlötet. Die Anzahl der Verbindungsstellen hängt bei diesem Layout von der Größe des MID ab, ist aber bei allen Varianten größer als beim Layout „Eckbump“ und spiegelt damit eher die typische Anschlusssituationen bei realen MID wieder. Es wird deutlich, dass hier die Zuverlässigkeit deutlich höher ist als bei den MID mit „Eckbumplayout“. Eine Verteilung der auftretenden thermomechanischen Spannungen auf mehr Kontaktstellen erhöht also die Lebensdauer der Verbindungen stark. Bei den 9 x 9-MID entspricht eine Ausfallrate von 10 % einem MID. Bei den vereinzelten MID entspricht eine Ausfallrate von 7 % einem MID. Tabelle 5.4: Ausfälle im TST; Demonstratoren ohne Vergleichsvarianten; Layout „Daisy Chain“ Nach 1000 Temperaturzyklen ist bei keinem der untersuchten MID ein Ausfall zu erkennen. Der Ausfall beim 9 x 9-MID mit Standard-Bump vor Testbeginn wird auf einen Messfehler zurückgeführt, da dieser in den nachfolgenden Messungen nicht wieder detektierbar war. Die beiden MID-Varianten 6 x 3 und 3 x 3 sind sogar nach 3200 Temperaturzyklen im Temperaturschocktest ohne Ausfälle. Insgesamt schneidet die Bump-Geometrie Standard Bump am besten ab. Die für Vergleichsuntersuchungen auf Flex-Leiterplatten mit dem Layout „Eckbump“ aufgebauten MID zeigen selbst nach den insgesamt knapp 1000 durchgeführten Temperaturzyklen keinen Ausfall. Selbst die 9 x 9-MID fallen nicht aus, wie dies bei FR-4 Leiterplatten der Fall ist. Die auftretenden thermomechanischen Spannungen sind hier auf Grund des geringen E-Moduls des Substratmaterials deutlich geringer, die Zuverlässigkeit verbessert sich daher deutlich (vgl. Tabelle 5.5). Der TST mit Flex-Leiterplatten wurde nach 1000 Zyklen abgebrochen, da zu diesem Zeitpunkt die erheblich verbesserte Zuverlässigkeit gegenüber den FR4-Leiterplatten bereits ausreichend nachgewiesen werden konnte. Seite 43 Tabelle 5.5: Ausfälle im TST; MID auf Flex-Leiterplatten; Layout „Eckbump“ 5.1.2 Hochtemperaturlagerung Für die Hochtemperaturlagerung (HTL) wurden je zwei Demonstratoren der LayoutVarianten „Daisy Chain“ und „Eckbump“ pro Bump-Geometrie aufgebaut und untersucht. Hinzu kamen zehn Demonstratoren von der Layout-Variante „Querschliff“ pro BumpGeometrie, hiervon wurden in regelmäßigen Abständen Proben entnommen und quergeschliffen. Die Lagerung der Demonstratoren erfolgte 2000 h bei 150°C. Elektrische Messungen wurden vor Beginn, nach 1000 h und nach Beendigung des Tests durchgeführt. Die Ergebnisse der Demonstratoren mit dem Layout „Eckbump“ sind in Tabelle 5.6 für alle Bump-Geometrien gemeinsam dargestellt, da kein Einfluss der Geometrie auf die Ergebnisse erkennbar war. Tabelle 5.7 zeigt die ermittelten Ausfälle der Demonstratoren mit dem Layout „Daisy Chain“, ebenfalls für alle Bump-Geometrien gemeinsam dargestellt. Ein ausgefallener Kontakt entspricht etwa 4 %. Seite 44 Tabelle 5.6: Ausfälle in HTL; Demonstratoren ohne Vergleichsvarianten; Layout „Eckbump“ Tabelle 5.7: Ausfälle in HTL; Demonstratoren ohne Vergleichsvarianten; Layout „Daisy Chain“ Auch hier ist wieder erkennbar, dass große MID welche nur über die vier Eckbumps mit dem Substrat verlötet sind, bereits während des Lötprozesses ausfallen. 9 x 9-MID mit mehreren Verbindungsstellen wie in der Daisy-Chain Layoutvariante zeigen dieses Verhalten nicht. Sie überstehen den Lötprozess unbeschadet. Bei allen MID gilt, dass über den gesamten Testverlauf keine Ausfälle zu beobachten sind, welche nicht auf die Schädigung nach dem Löten zurückzuführen sind. Nach 2000 h sind keine Widerstandsänderungen messbar. 5.1.3 Drop-Test Mit Hilfe des Drop-Tests wird die Auswirkung von mechanischer Stoßbelastung auf die Kontaktstelle untersucht, wie sie beispielsweise bei einem Sturz des Bauteils entsteht. Der Testaufbau wurde dem Vorbild des in JEDEC Standard JESD22-B111 beschriebenen Aufbaus nachempfunden. Die Durchführung des Tests erfolgte in Anlehnung an die Vorgaben des JESD22-B110, gewählt wurden die Bedingungen für Standgeräte. Ausgehend Seite 45 von dem zur Verfügung stehenden Testaufbau wurde eine Fallhöhe von 91,4 cm gewählt. Untersucht wurden jeweils zwei Flex-Leiterplatten pro Bump-Geometrie mit dem Layout „Eckbump“. Die Testleiterplatten wurden senkrecht auf dem beweglichen Schlitten montiert um die Lotverbindungen auf Scherung zu beanspruchen. Nach JEDEC-Standard kann bei diesen Testbedingungen von einer auf die Kontaktstellen wirkenden Beschleunigung von etwa 105 G ausgegangen werden. Die Beurteilung von Ausfällen erfolgte mittels Widerstandsmessung. Die Ergebnisse des Drop-Tests sind in Tabelle 5.8 dargestellt. Kontaktstellen mit Standard Bumps und Kontaktstellen mit Optimierten Bumps zeigen auch nach 100 Drop-Vorgängen keinen Ausfall. Bei 9 x 9-MID mit Kontaktstellen ohne Bump wurden die ersten Ausfälle nach zehn Drop-Vorgängen festgestellt. Nach weiteren 20 Drop-Vorgängen sind bereits alle Kontakte ausgefallen. Nach 100 Drop-Vorgängen waren 25 % der Kontaktstellen von 6 x 6-MID ausgefallen. Tabelle 5.8: Ausfälle im Drop-Test; Demonstratoren ohne Vergleichsvarianten; Layout „Eckbump“ Die Verbindungen Beanspruchung. zeigen Weiterhin also lässt eine sich gute Festigkeit feststellen, dass gegenüber der mechanischer Einsatz von MID- Kontaktelementen eine deutliche Verbesserung gegenüber der Variante mit flachen Kontaktpads mit sich bringt. 5.2 Analyse der Ausfallmechanismen Während des TST wurden an jeweils einem Demonstrator mit Layout „Eckbump“ pro BumpGeometrie Bestimmung Onlinewiderstandsmessungen des Ausfallzeitpunkts, durchgeführt. Dies was für den ermöglicht Vergleich die mit genaue den Seite 46 Lebensdauerabschätzungen aus der Simulation notwendig ist. Weiterhin kann auf diese Weise der Widerstandsverlauf bis zum Erreichen des Ausfallkriteriums aufgezeichnet werden, was Rückschlüsse auf den Ausfallmechanismus und die Rissfortpflanzung ermöglicht. Abbildung 5.1 zeigt beispielhaft drei typische Verlaufskurven dieser Onlinemessung. Die drei Kurven stammen von 6 x 6 Bauteilen mit unterschiedlicher Bump-Geometrie. Die in blau dargestellte Linie zeigt den Widerstandsverlauf einer Kontaktstelle mit Standard Bump. Diese weist auch nach über 3000 Zyklen keine Veränderung des Übergangswiderstands auf. Die rote Linie zeigt ebenfalls den Widerstandsverlauf einer Kontaktstelle mit Standard Bump. Nach knapp 1000 Zyklen ist hier ein ansteigender Übergangswiderstand zu verzeichnen. Nach insgesamt 2400 Zyklen steigt der Widerstandswert über den für Ausfälle festgelegten Schwellenwert und gilt damit als ausgefallen. Die gelbe Linie zeigt den Widerstandsverlauf einer Kontaktstelle ohne Bump. Während der ersten 1700 Zyklen ist keine signifikante Veränderung des Kontaktwiderstands zu erkennen. Der Ausfall der Kontaktstelle erfolgt dann sehr plötzlich und ohne sich bereits vorher anzukündigen. Der teilweise Verlauf der gelben und roten Kurve im negativen Bereich des Übergangswiderstands ist auf die Messungenauigkeit der verwendeten Messeinrichtung zurückzuführen. Die Messungenauigkeit ist hier größer als der zu messende Widerstand, weshalb die Messwerte teilweise vom Gerät als negativ dargestellt werden. Der Kurvenverlauf und damit das Ausfallverhalten von Kontaktstellen mit Optimierten Bumps entspricht qualitativ dem von Standard Bumps. Abbildung 5.1: Widerstandsentwicklung im TST (Legende mit Varianten) Um die Gründe für die unterschiedlichen Ausfallverhalten von Kontaktstellen mit Bump und Kontaktstellen ohne Bump analysieren zu können, wurden die angefertigten Querschliffe betrachtet. Hierfür Temperaturlagerung wurden in während regelmäßigen des Abständen Temperaturschocktests Demonstratoren mit und dem der Layout Seite 47 „Querschliff“ entnommen und quergeschliffen. Auf diese Weise kann der Risspfad bzw. -verlauf dargestellt werden. Die Abbildungen 5.2 und 5.3 zeigen Querschliffe durch Standard Bumps (Abbildung 5.2) und Optimierte Bumps (Abbildung 5.3). Die beiden linken Bilder zeigen Lotverbindungen ohne Beschädigung. Auf den beiden mittleren Bildern ist die beginnende Rissbildung sichtbar. Dabei zeigt sich, dass sich der Riss jeweils an der Außenwand einer Pore bildet und sich dann durch das Lot hindurch in Richtung Bumpspitze fortsetzt. Auf den jeweils rechten Bildern ist der Riss bereits vollständig durch die Lotverbindung hindurch gewachsen, der Bump hat nun keine Verbindung zur Leiterplatte mehr. Hier zeigt sich, dass der Riss im schmalsten Bereich zwischen Bumpspitze und Kontaktpad nicht durch das Lot verläuft. An dieser Stelle hebt die Metallbeschichtung des MID ganz oder teilweise vom thermoplastischen Bumpkörper ab. Insgesamt liegt also ein Mischbruch vor. Die beiden vorkommenden Brucharten sind Kohäsionsbruch innerhalb des Lotes, ausgehend von den vorhandenen Poren und Adhäsionsbruch der Metallbeschichtung vom MID. Der langsame Anstieg des gemessenen Widerstands, welcher sich vom Anfangsniveau bis zur Ausfallgrenze über mehr als 1000 Zyklen erstrecken kann (vgl. Abbildung 5.1), spiegelt die Verringerung des leitenden Querschnitts durch das kontinuierliche, langsame Wachstum des Risses wider. Abbildung 5.2: Querschliffe durch Lotverbindungen mit Standard Bumps: unbeschädigte Lotverbindung (links); Risseinleitung (mitte); Abriss der Lotverbindung (rechts) Abbildung 5.3: Querschliffe durch Lotverbindungen mit Optimierten Bumps: unbeschädigte Lotverbindung (links); Risseinleitung (mitte); Abriss der Lotverbindung (rechts) Die in Abbildung 5.4 gezeigten Querschliffe durch Lotverbindungen ohne Bumps zeigen einen anderen Rissverlauf. Ein Risswachstum durch das Lot ist bei Lotverbindungen ohne Seite 48 Bumps nicht erkennbar. Das Schadensbild zeigt hier ausschließlich ein Abheben der Metallbeschichtung vom MID. Der plötzliche Anstieg des Übergangswiderstands in Abbildung 5.1 lässt sich anhand der in Abbildung 5.4 gezeigten Querschliffe erklären. Bei Kontaktstellen ohne Bump erfolgt die Unterbrechung des elektrischen Leiterpfades nicht durch langsame Rissbildung durch die Lötstelle, sondern durch Bruch der Metallschicht auf dem MID neben der Lötstelle in Folge des Abhebens der Metallschicht vom Kunststoffkörper. Die MID-äLeiterbahn ist sehr spröde und bricht daher innerhalb kurzer Zeit komplett durch, weshalb kein Widerstandsanstieg vor dem Ausfall zu beobachten ist. Abbildung 5.4: Querschliffe durch Lotverbindungen ohne Bumps: unbeschädigte Lotverbindung (links); Abriss der Lotverbindung (rechts) 6 6.1 Analyse der Ergebnisse und Vergleich zwischen Simulation und Experiment Porenbildung Die bei der Querschliffanalyse festgestellten Poren im Lot stehen vor allem bei den Varianten mit Bumps in offensichtlichem Zusammenhang mit der Rissbildung. Um diesen Umstand näher zu betrachten wurden die Lötstellen mit Hilfe einer orthogonalen RöntgenDurchstrahlprüfung analysiert. Damit lässt sich sowohl die Lage und Größe der Poren als auch deren Flächenanteil an der gesamten projizierten Lötfläche bestimmen. Die Bewertung erfolgte in Anlehnung an etablierte Verfahren der SMD-Technik. Abbildung 6.1 zeigt Röntgenbilder von Lötverbindungen mit den drei untersuchten Bump-Geometrien. Abbildung 6.1: Röntgen-Durchstrahlprüfung von Lotverbindungen mit Standard Bump (links), Optimiertem Bump (Mitte), ohne Bump (rechts) Seite 49 Es wurde eine flächenbezogene Auswertung des Porenanteils bei jeweils 20 Proben pro Bump-Geometrie durchgeführt. Im Durchschnitt nehmen die Poren bei Lotverbindungen mit Standard Bump einen Flächenanteil von 13 % ein, bei Lotverbindungen mit Optimiertem Bump liegt der Durchschnitt bei 9 % und bei Verbindungen ohne Bump liegt er bei 16 %. Doch trotz des geringeren Flächenanteils der Poren bei Lötverbindungen mit Optimiertem Bump als bei Lötverbindungen mit Standard Bump ist deren Zuverlässigkeit geringer. Die Ursache liegt mutmaßlich in der Anordnung der Poren im Lot. Aufgrund der unterschiedlichen Geometrien der Bumps ordnen sich die Poren auch unterschiedlich an. Bei beiden Varianten ordnen sich die Poren in einem Kreis um die Kante herum an. Beim Optimierten Bump ist der Kopf jedoch deutlich spitzer als beim Standard Bump, der Radius des Kreises ist daher deutlich geringer. Zusätzlich sind die einzelnen Poren größer als beim Standard Bump. Die engere Anordnung der Poren und deren größerer Durchmesser haben zur Folge, dass es lokal in diesem Bereich zu einer sehr hohen Porendichte und damit zu einer Schwächung dieser Zone kommt. Diese wirkt sich negativ auf die Zuverlässigkeit der Verbindung aus und erklärt die geringere Zuverlässigkeit der Optimierten Bumps in den experimentellen Untersuchungen. Zur Überprüfung dieser These wurde das Modell der Simulation nochmals angepasst. 6.2 Integration des Porenmodells in die Simulation Aufgrund der beobachteten Vorschädigung der 9 x 9 Eckbump MID im Lötprozess wurden diese in der Simulation nicht mehr weiter betrachtet. Für den Abgleich mit dem Experiment wurde daher hier die 6 x 6 Eckbumpvariante gewählt. Da der Zeitpunkt der Risseinleitung im Experiment nicht exakt genug zu ermitteln ist, wurden für die Simulationen im Folgenden nicht mehr die Zyklen bis zur Risseinleitung, sondern die Anzahl der TST-Zyklen Nf bis zum Ausfall abgeschätzt. Die für die Coffin-Manson Gleichung benötigte akkumulierte Kriechdehnung wurde über das Volumen der Elemente des Risspfades gemittelt. Um die neuen Annahmen im Modell mit den bisherigen Berechnungen zu vergleichen wurde im ersten Schritt überprüft, ob der Optimierte Bump immer noch eine höhere Anzahl Zyklen bis zum Ausfall zeigt als der Standard Bump. In Abbildung 6.2 ist der deutliche Unterschied zu erkennen. Die Kriechdehnungen verteilen sich beim Optimierten Bump auf eine größere Fläche als beim Standard Bump. Der Optimierte Bump zeigt daher mehr Zyklen bis zum Ausfall als der Standard Bump. Seite 50 Nf = 2111 Nf = 2789 Abbildung 6.2: Anzahl an Zyklen bis zum Bruch ohne Poren für zentrierte Variante, links Standard Bump, rechts Optimierter Bump Im zweiten Schritt wurde nun mittels einer vereinfachten Modellannahme der Einfluss der Poren auf die Lebensdauer untersucht. Hierfür wurde für die weitere Abschätzung ein einfaches Porenmodell erstellt. Wie die Querschliffuntersuchungen zeigten ordnen sich die Poren vermehrt am Kopf des Bumps und weniger in der Mitte oder am Fuß an. Diese Erkenntnis wurde in das Porenmodell mit übernommen. Es wurde ein 10 Vol.-% Porenanteil verteilt auf 6 Poren modelliert. Die Poren mit einem Durchmesser von 150 µm wurden gleichmäßig auf einer Ebene parallel zum Lötpad mit dem Abstand 10 µm verteilt. Dies ist für den Standard Bump in Abbildung 6.3 und für den Optimierten Bump in Abbildung 6.4 dargestellt. Seite 51 a Abbildung 6.3: Modellierung der Poren für den Standard Bump a Abbildung 6.4: Modellierung der Poren für den Optimierten Bump Es ist deutlich zu erkennen, dass der Abstand a der einzelnen Poren geometriebedingt beim Standard Bump größer ist als beim Optimierten Bump. In diesem Bereich des Modells ist daher mehr Lotmasse und damit eine höhere Stabilität vorhanden. In Abbildung 6.5 sind die Kriechdehnungen des Porenmodells von Standard Bump und Optimiertem Bump dargestellt. Es zeigt sich, dass die hier modellierten Poren den Risspfad beeinflussen. Dies bestätigt die Beobachtungen aus den experimentellen Untersuchungen. Des Weiteren zeigt sich, dass die Poren die Lebensdauer herabsetzen. Basierend auf dem Porenanteil von 10 Vol.-% zeigte der Optimierte Bump weniger TST-Zyklen bis zum Ausfall Seite 52 als der Standard Bump. Der Einfluss der Poren auf die Zuverlässigkeit ist beim Optimierten Bump also tatsächlich ausgeprägter als beim Standard Bump. Nf = 1664 Nf = 1500 Abbildung 6.5: Porenmodell und Risspfad aus dem Experiment Das beschriebene Verhalten zeigt sich auch in der Simulation der weiteren MID Varianten. Die Ergebnisse hierzu sind in Tabelle 6.1 dargestellt. Seite 53 Tabelle 6.1: Berechnete TST-Zyklen der Kontaktierungsvarianten Standard Bump und Optimierter Bump bei Berücksichtigung der Poren in der Lotverbindung 6x6 3x3 3x6 Optimierter Bump Nf Nf Nf 4-Leiter (Eckbumps) 1500 2741 6124 2-Leiter (alle kontaktiert) 2158 3159 7264 4-Leiter (Eckbumps) 1664 2892 6230 2-Leiter (alle kontaktiert) 2626 3513 7352 Standardbump Es wurden die Varianten mit Kontaktierung der Eckbumps sowie aller Bumps für die MID Varianten 6 x 6, 3 x 6 und 3 x 3 berechnet. Wie erwartet zeigen die Eckbump-Varianten gegenüber den komplett kontaktierten Anordnungen eine geringere Lebensdauer. Die höchste Anzahl an Zyklen bis zum Ausfall wurde für die 3 x 3 Varianten mit Kontaktierung aller Bumps berechnet, die niedrigste für die 6 x 6 Eckbump-Variante. 6.3 Vergleich mit BGA Um die ermittelten Zuverlässigkeiten nicht nur innerhalb der MID Varianten vergleichen zu können, sondern um eine Einordnung der Ergebnisse in etablierte Technologien zu ermöglichen wurden die MID-Bumps zusätzlich mit einer Lötstellengeometrie verglichen wie sie für Ball Grid Arrays (BGA) üblich ist. Als Bauteilmaterialien wurden LCP Vectra E840i LDS für die MID Variante sowie die Mouldmassen LS#1 (Low Stress) und LS#2 [10] für die BGA Variante angenommen. Die mechanischen Eigenschaften der Mouldmassen sind in Abbildung 6.6 zu sehen. Seite 54 60 30000 CTE [ppm/K] 50 25000 40 20000 30 15000 20 10000 10 5000 0 -50 0 50 100 150 E-Modul [Mpa] LS#1 (CTE) LS#2 (CTE) LS#1 (E-Modul) LS#2 (E-Modul) 0 200 Temperatur [ C] Abbildung 6.6: CTE und E-Modul der Mouldmassen LS#1 und LS#2 [10] LS#1 besitzt eine niedrigere Glasübergangstemperatur TG als LS#2. Die Höhe H = 350 mm sowie der Durchmesser D = 600 mm der Lötstelle des BGA wurde typischen Abmessungen aus der Praxis nachempfunden. Die auf dem LCP modellierte Metallschicht ist 10 µm dick. Der in Abbildung 6.7 a) gezeigte Querschliff eines BGA [11] besitzt das passende Aspektverhältnis von Höhe zu Breite. Daraus konnte der Lötpaddurchmesser von 450 mm abgemessen werden. Das Modell des Lotballs ist in Abbildung 6.7 a) zu sehen. 600 mm a) 350 mm 450 mm b) Abbildung 6.7: a) Querschliff [11] b) Modellerstellung eines typischen Lotballs Seite 55 Für den Vergleich wurde eine 6 x 6 Variante mit allen Kontakten modelliert. In Abbildung 6.8 sind die auftretenden Kriechdehnungen dargestellt. Der Risspfad verläuft beim BGA in Form einer Schale durch das Lot. Anders als bei den MID-Bumps verläuft der Riss nicht am Interface Lot / Lötpad, sondern oben oder unten vollständig durch das Lotmaterial. Die Berechnung mit der Mouldmasse LS#1 zeigte die geringste Anzahl an TST-Zyklen bis zum Ausfall. Dies ist auf die niedrige Glasübergangstemperatur und die dadurch bedingt höhere CTE Differenz zum FR4 zurückzuführen. Die Lebensdauerabschätzung der BGA-Geometrie ergab für LCP Vectra E840i LDS die größte Anzahl an Zyklen bis zum Bruch. LS#1 LS#2 Nf = 662 Nf = 1587 LCP Vectra E840i LDS Nf = 1680 Abbildung 6.8: Vergleich der BGA-Geometrie mit unterschiedlichen Substratmaterialien In Tabelle 6.2 ist der Vergleich der 6 x 6-BGA zu den 6 x 6-MID mit allen Kontakten gezeigt. Der Standard Bump sowie der Optimierte Bump wurden mit Poren gerechnet. Seite 56 Tabelle 6.2: Vergleich BGA mit MID-Bumps Kontaktierung Material Nf Standardbump Vectra E840i LDS 2626 Optimierter Bump Vectra E840i LDS 2158 BGA Vectra E840i LDS 1680 BGA LS#2 1587 BGA LS#1 662 Die vereinfacht modellierten BGA-Varianten zeigten hier deutlich weniger TST-Zyklen bis zum Ausfall als die MID-Bumps. Bei gleichem Substratmaterial konnte für den Standard Bump eine 56 % höhere Lebensdauer abgeschätzt werden als für den BGA. Seite 57 7 Fazit und Ausblick Im Rahmen des Vorhabens wurden verschiedene Kontaktgeometrien für das Löten von MID auf Leiterplatten entwickelt und verglichen. Dazu wurden in mehreren Iterationen thermomechanische Simulationen mittels FEM und Lebensdauerabschätzungen mittels Coffin-Manson-Gleichung durchgeführt. Weiterhin wurden im Rahmen von experimentellen Untersuchungen drei verschiedene Kontaktgeometrien auf ihre Zuverlässigkeit überprüft und mit den Ergebnissen der Simulation verglichen. Es zeigte sich, dass die Annahmen, die für die erste Optimierung der Kontaktgeometrie getroffen wurden, die für die Zuverlässigkeit entscheidenden Parameter nicht vollständig widerspiegeln. Die von der Simulation vorhergesagte höhere Zuverlässigkeit der Optimierten Bumpgeometrie gegenüber der Standard Bumpgeometrie wurde von den experimentellen Untersuchungen nicht bestätigt. Dort zeigten die Standard Bumps eine höhere Anzahl Zyklen bis zum Ausfall. Als Ursache konnte die Porenverteilung in der Lötstelle identifiziert werden. Porenanzahl, -größe und -anordnung spielen bei MID-Bumps eine erhebliche Rolle. Durch Erweiterung des Simulationsmodells durch eine erste Implementierung der Poren konnten die experimentellen Ergebnisse qualitativ nachvollzogen werden. Eine Übereinstimmung von Experiment und Simulation in erster Näherung wurde so erreicht. Es konnte gezeigt werden, dass durch Integration von MID-Bumps als Kontaktelemente die Zuverlässigkeit von gelöteten MID auf Leiterplatten gegenüber herkömmlichen, flachen Kontaktstellen verbessert werden kann. Es konnte weiterhin gezeigt werden, dass viele der untersuchten MID-Varianten in den durchgeführten Umwelttests bereits eine sehr gute Zuverlässigkeit besitzen. Die Ergebnisse sind dabei neben der Bumpgeometrie vor allem abhängig von MID-Größe und Anschlusszahl. MID mit typischen Abmessungen und Kontaktzahlen zeigen selbst nach 3200 Zyklen im Temperaturschocktest bzw. nach 2000 Stunden in der Hochtemperaturlagerung keine Ausfälle. Es zeigte sich aber auch, dass große MID mit geringer Anschlusszahl bereits durch die Temperaturbelastung des Lötprozesses geschädigt werden können. Es kann abschließend gesagt werden, dass Poren bei Verwendung von Lötverbindungen mit MID einen größeren Einfluss auf die Zuverlässigkeit besitzen, als dies aus der SMD-Technik sonst bekannt ist. Für die Zukunft kann daher einerseits durch die weitere Verfeinerung des Simulationsmodells durch eine realitätsnahe Abbildung der Porensituation die Grundlage für eine Geometrieoptimierung und eine quantitativ belastbare Lebensdauerprognose geschaffen werden. Andererseits können Untersuchungen zur gezielten Verringerung der Porenbildung und lokalen Porenanhäufung die Zuverlässigkeit erhöhen und die Verarbeitung größerer MID ermöglichen. Seite 58 8 Literaturverzeichnis [1] Weinberg, K., Müller, W.H., “A strategy for damage assessment of thermally stressed copper vias in microelectronic printed circuit boards'', Elsevier Ltd.2007, pp.68-82 [2] ANSYS Workbench 12.1 material database [3] Dissertation, Warkentin, D., “Untersuchungen zu kapazitiven Beschleunigungssensoren aus metallbeschichtetem Kunststoff“, Institut für Zeitmesstechnik, Fein- und Mikrotechnik Universität Stuttgart, 2005 [4] Datenblatt Ticona, www.ticona.de, 13.8.2010 [5] Datenblatt Heraeus, Solder Paste Series F 640, www.heraeus.de [6] IGF - Vorhaben 303 ZBG: „Zuverlässigkeit mikromechatronischer Systeme mit Chip auf MID und flexiblen Substraten“ [7] Rösler J., Harders H., Bäker M., „Mechanisches Verhalten der Werkstoffe“, 2. 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Thermal, Mechanical and Multi-Physics Simulation Experiments in Microelectronics and Micro-Systems EuroSime 2007, pp. 1-7 [11] Robert Darveaux et.al., „Shear Deformation of Lead Free Solder Joints”, th Proc. 55 Electronic Components and Technology Conf, 2005, pp. 882-893 [12] Heininger, N.: „Selektive Metallisierung von thermoplastischen Spritzgießteilen durch Laser Aktivierung“, Firmeninformation der LPKF Laser & Electronics AG Seite 59 9 Danksagung Das IGF-Vorhaben 15839N der Forschungsvereinigung Hahn-Schickard-Gesellschaft für angewandte Forschung e. V. – HSG, Wilhelm-Schickard-Straße 10, 78052 VillingenSchwenningen wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung und –entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Für diese Förderung sei gedankt. Dem projektbegleitenden Ausschuss sei für die Unterstützung und die Hinweise aus den zahlreichen Diskussionen gedankt. Namentlich sind dies: - Dyconex AG - Festo AG & Co. KG - Gramm Technik GmbH - HARTING AG Mitronics - HASEC – Elektronik GmbH - KIRRON GmbH & Co. KG - LPKF Laser & Electronics AG - Rehm Thermal Systems GmbH - Robert Seuffer GmbH & Co. KG - SIGMA Engineering GmbH Seite 60