薄型IC 封裝基板翹曲分析與設計優化

張 波,謝添華,,崔永濤,肖 斐

(1.復旦大學材料科學系,上海 200433;2.廣州興森快捷電路科技有限公司,廣東廣州 510663)

高密度封裝基板作為集成電路(IC)封裝核心組件,承擔了與芯片形成一級互連的關鍵角色。更薄的封裝基板有助于減小封裝尺寸并帶來更好的電學性能。但基板薄型化后,自身抗彎剛度下降,易發生翹曲,超過一定限度的基板條翹曲會影響芯片與基板的貼裝良率及可靠性。

封裝體翹曲與原材料選用、結構設計及制造工藝中的溫度-機械作用關系緊密。有限元法常被用于研究翹曲問題,Lin等[1]研究了基于無芯基板組裝的封裝上封裝(PoP)的翹曲特性。劉培生等[2]研究了板級細間距球柵陣列封裝(FBGA)在注塑成型過程中的帶狀翹曲。Lin等[3]通過改進無芯基板的疊層結構改善了封裝體的翹曲。采用力學計算方法分析翹曲方面也有報道。Park等[4]基于多層板理論提出了雙曲率模型以解析芯片尺寸封裝(CSP)與板上芯片封裝(COB)的溫變翹曲。陳軼龍等[5]通過求解多層板彎曲微分方程,得到了PoP模組溫變翹曲的解析表達式。目前對于薄型封裝基板條在制造過程中翹曲的研究還較少,基板條具有厚度與長、寬尺度相差懸殊的結構特點,利用有限元法進行研究存在計算量大、效率低的問題;而復雜的翹曲影響因素又使得正交試驗加工基板的成本高昂。針對以上問題,筆者基于多層板彎曲理論與對稱性分析提出了一種薄型封裝基板設計參數計算與翹曲的評估方法,對基板特征參數設計不平衡問題進行了計算優化,并通過試制參數優化后的基板樣品與有限元模擬驗證了該分析方法的可行性,最后討論了特征參數不平衡對基板翹曲的影響。

1 基板翹曲優化及計算方法

1.1 非平衡特征參數與基板材料參數等效分析

影響基板翹曲的因素較為復雜,如基板材料的彈性模量、泊松比、熱膨脹系數(CTE)、各層結構厚度(阻焊層、布線層、介質層及芯板層等)及特征參數(布線層殘銅率、頂底面阻焊開窗率等)。本文重點關注基板特征參數對翹曲的影響。特征參數一般由客戶電路布線設計確定,若設計中存在失衡,基板便極易在室溫下發生翹曲超標。對于常規倒裝封裝基板,其布線層總殘銅率一般介于65%～85%,阻焊開窗率一般在5%～20%。特征參數失衡主要體現為各布線層殘銅率存在差異及上下阻焊層開窗率不一致。為應對這類基板設計失衡導致的翹曲問題,針對性地設計了表1中的特征參數組合用于分析優化,表2給出倒裝封裝基板常用材料參數。

表1 非平衡基板特征參數設計組合Tab.1 Unbalanced substrate design features

表2 封裝基板材料參數Tab.2 Material parameters for package substrates

在分析優化過程中,特征參數殘銅率與開窗率的影響可通過計算布線層與阻焊層的等效材料參數納入分析。特征參數值可轉化為不同材料占該層結構的體積比。布線層材料參數可依殘銅率由銅箔與阻焊材料等效計算,等效參數計算公式[4,6]如下:

式中:Eeff為等效彈性模量;μeff為等效泊松比;αeff為等效CTE;E、μ和α為各材料組分的彈性模量、泊松比與CTE;V為材料組分的體積分數。

阻焊層開窗后對應區域的材料被去除,在開窗率相對較小的情況下,可以假定其對阻焊層整體的CTE無顯著影響,阻焊層等效彈性模量及泊松比,可按開窗率進行折算。

1.2 基板結構與對稱性指標計算

基板翹曲狀態與基板結構、材料設計的對稱性關系緊密,分析并優化基板的對稱性,需關注兩個指標[7]:

(1)基板中性面與幾何中面位置差。在對稱設計的理想基板結構中,疊層結構的中性面會與幾何中面重合。兩層布線倒裝封裝基板結構如圖1所示,中性面位置可以通過彈性力學方法計算[5]:

式中:z0為中性面在基板中的位置;Hi與Hj為各層材料的厚度;Ei為相應的等效彈性模量;μi為等效泊松比;對于兩層布線基板,計算時k應取值為5。

圖1 兩層布線封裝基板及沿結構中性面分割的兩層等效層Fig.1 Simplify the package substrate to a bi-layer equivalent model along the neutral plane

(2)基板等效上下層CTE差。基于Egan等[8]對兩層材料疊層結構彎曲特性的分析,可將基板沿著中性面劃分為圖1中的上下兩層結構,并依據公式(2)分別計算這兩層的等效CTE。翹曲最小的基板結構設計應滿足上下等效層CTE之差最小。

1.3 基于板殼模型的基板翹曲計算方法[4-5]

封裝基板結構可簡化為由多種材料相疊而成的多層板結構。結構失衡與材料性質的失配會影響結構的翹曲狀態。當溫度發生改變時,各層材料形變不一,但作為一個整體需要保持結構變形協調,層間接觸應力也應保持匹配。根據封裝基板的結構特點,可將基板溫變翹曲簡化為平面應變問題。基板條溫變翹曲撓度可通過求解方程(4)獲得:

式中:D為基板的彎曲剛度;w為基板的撓度;MT為溫變所致彎矩,若結構溫度變化與位置無關則MT為常量。

考察MT為常量的理想情況,結合基板長短邊處彎矩與扭矩為0的自由邊界條件,可獲得基板撓度的特解w=C(x2+y2)。計算板邊撓度時x、y分別為基板條長寬值的一半,變量C與被考察點在基板上的位置有關,在板邊上的C值為:

式中:αi為各層材料的等效CTE;zi為各層材料到多層板結構中性面的距離。通過計算基板板邊撓度值可評估基板的溫變翹曲。實際基板制作完成后,一般會在150℃溫度下烘烤以釋放結構內部的殘余應力,而降溫至室溫時,多層板非平衡的結構設計與材料間CTE失配會導致翹曲出現。因而計算時設定150℃為參考溫度,考察基板降溫至25℃時的翹曲。

1.4 基板翹曲的有限元分析方法

有限元法可應用于分析基板翹曲問題,由于實際基板條中最薄的材料層可能僅為十幾微米,為了保證良好的網格質量,并縮減計算時間,分析采用了基板截面二維有限元模型。設定網格大小為20 μm,封裝基板的模型結構局部與相應網格劃分如圖2所示。

計算基板翹曲時選擇平面應變單元,設定參考溫度為150℃,室溫25℃為溫度載荷,邊界條件設置為自由邊界,與板殼模型計算過程保持一致。利用有限元法參數化分析可對基板非平衡設計所致翹曲進行優化,也可對板殼模型分析結果進行驗證。

圖2 兩層布線封裝基板模型局部及網格劃分Fig.2 2D FEM and mesh of the package substrate

2 結果與分析

2.1 板殼模型基板翹曲優化結果

針對表1中的非平衡設計基板進行優化分析,考察長、寬為240 mm×74 mm的封裝基板條?；谝话愕寞B層厚度設計,設定芯板厚度為100 μm,兩布線層厚均為20 μm。阻焊層厚度常被用于調整基板翹曲,可固定底阻焊厚度為常規設計值30 μm,分析基板對稱性并計算理論翹曲最小時的頂阻焊厚度。所得分析數據總結于表3,其中Dev為結構中性面與幾何中面間的距離;CTE差指基板等效為兩層結構后上、下等效層的CTE差;翹曲值為板殼模型計算結果。

表3 非平衡設計基板條的優化計算結果Tab.3 Optimized results for the substrate with unbalanced design features

從表3可以看出,優化的頂阻焊厚度比常規設計值30 μm略低,優化后基板翹曲計算值均低于通行驗收標準(翹曲值＜基板對角線長度的0.5%,本例對應值為1.25 mm)。

2.2 基板試制結果分析

為了驗證上述分析方法與計算結果的可靠性,選擇編號4的非平衡設計按照優化的頂阻焊厚度試制基板并進行翹曲測試。依據布線線路特點,制作封裝基板時可采用減成法、加成法或半加成法等[9]。本文采用減成法(Tenting)進行加工,基板完成總厚度約為0.2 mm。為了便于對比,將頂阻焊厚度加工目標值分別設置為優化后的27 μm和常規設計值30 μm。圖3為頂阻焊厚度為30 μm的試驗基板截面。在基板實際加工中,因工藝波動,各層材料厚度相較于目標值存在一定的正負偏差。

圖3 頂阻焊厚度為30 μm的試驗基板截面Fig.3 Cross section of the trial substrate with 30 μm top solder mask

經過150℃后烘工序后,利用塞規測量基板翹曲值,量具的測量范圍為0.20～4.98 mm,測量間隔為0.02 mm。圖4比較了隨機抽檢的兩種頂阻焊厚度設計下各五條基板的翹曲測量值(優化設計樣品標記為a～e,常規設計樣品標記為f～j)。結果表明,基于常規頂阻焊設計值加工的試驗基板平均翹曲為1.90 mm,而優化后的基板翹曲均值僅為0.68 mm,翹曲狀況明顯改善,且滿足通行翹曲驗收標準(＜1.25 mm)。以上通過試制基板驗證了本文優化設計方法的可行性。

圖4 優化設計基板與常規設計基板實際翹曲值對比Fig.4 Comparison of substrate warpage with and without optimization

2.3 基板翹曲的有限元分析

受基板試制成本及加工周期所限,未能對全部非平衡設計基板進行試驗驗證,鑒于有限元分析是一種常用且較為準確的計算方法,可利用其對表3中九組非平衡設計基板條結構進行優化,計算基板最優翹曲值,并與表3中板殼模型優化值一并繪制于圖5中。

圖5中數據表明,有限元模擬所得翹曲值與板殼模型結果較為一致,均滿足通行的翹曲驗收標準。頂阻焊優化厚度值方面,除編號2,3,9的有限元結果與表3中對稱性分析頂阻焊厚度值有1 μm左右的偏差外,其他項結果保持了一致。而這一偏差可能由對稱性分析計算頂阻焊厚度值時的簡化過程所致?？紤]到基板生產加工中的誤差,這一偏差對于翹曲優化在實際應用中的影響較小。

以上通過有限元分析進一步驗證了本文板殼模型方法優化基板設計的可靠性。相比于有限元分析,該方法簡化了復雜建模過程,計算更為便捷。比較編號4試驗板的翹曲實測值與兩種計算方法所得理論翹曲值,兩者之間也存在一定的偏差,除了計算方法上的近似處理因素外,復雜的基板加工過程及工藝波動也是造成這一偏差的重要原因。

圖5 有限元法與板殼模型優化非平衡設計基板翹曲對比Fig.5 Comparison of the optimized substrate warpage by the FEM and the lamination theory

2.4 非平衡特征參數對基板翹曲的影響

基于前述基板結構設定,固定頂底阻焊均為30 μm,采用板殼模型分別計算表3中九組基板的理論翹曲值,并根據計算結果分析了殘銅率差與開窗率差對基板翹曲的主效應,結果如圖6所示。

圖6 影響基板翹曲的特征參數主效應分析Fig.6 Main effect analysis for warpage by design features

結果表明,兩層布線倒裝基板翹曲對阻焊層開窗率的平衡性更為敏感,降低開窗率差是優化基板條翹曲更為有效的方法。

3 結論

針對兩層布線倒裝基板結構,本文采用基板對稱性分析與板殼模型計算方法優化了布線殘銅率差與阻焊開窗率差介于5%～15%的非平衡設計基板,獲取了最優的加工設計參數,其翹曲計算值均滿足通行驗收標準。按照頂阻焊厚度優化值試制基板的實驗結果和有限元分析基板翹曲的優化結果均驗證了板殼模型優化方法的可行性與可靠性?；诎鍤つＰ头治鎏卣鲄档闹餍砻?兩層布線倒裝基板的翹曲對頂底阻焊層開窗率差更為敏感。相比于成本高昂的正交試驗與計算耗時的有限元分析,采用板殼模型方法可更為便捷地分析基板制造過程中的翹曲問題,對于各類有芯及無芯基板的翹曲優化有良好的參考價值。