多層瓷介電容器端電極制備工藝對端電極附著力影響研究

侯喜路,秦英德,楊秀玲,衛(wèi)冬娟,唐文澤

(成都宏科電子科技有限公司,四川 成都 610100)

多層瓷介電容器(MLCC,Multi-Layer Ceramic Capacitors)作為主要的基礎元件之一,市場需求巨大,在軍用、民用等各種電子裝備中得到廣泛應用,它是電子技術(shù)尤其是表面組裝技術(shù)(SMT)不可缺少的電子元件之一[1]。近年來,隨著軍品市場對電子元件可靠性要求的進一步提高,各大主要廠商均已加大MLCC生產(chǎn)制備環(huán)節(jié)的基礎研究,以減少其在使用過程的失效幾率。其中,端電極附著力導致的開路失效作為印制電路板最常見的失效類型之一[2],嚴重影響整機可靠性。

MLCC 端電極附著力與端漿、瓷體基材、工藝條件和產(chǎn)品設計等均存在影響關(guān)系[3]。尚小東等[4]通過對漿料中的玻璃料進行改良,有效改善了漿料與瓷體間的匹配性問題,提升了端電極的附著力;曾雨等[5]使用柔性電極漿料制備得到柔性端電極MLCC,實現(xiàn)端電極物理機械性能的提升。由于電子瓷料種類較多,端電極漿料匹配性開發(fā)存在一定的滯后,而在航空、航天等高可靠領(lǐng)域,柔性電極MLCC 尚未進行系統(tǒng)的可靠性驗證,因此基于MLCC 端電極制備的封端、燒端工藝對端電極附著力的基礎性研究顯得十分必要。本文從MLCC 制備工藝環(huán)節(jié)中的封端和燒端工藝入手,試驗分析了產(chǎn)品翻邊寬度、底銀層厚度、燒端峰值溫度、燒端峰值溫度保溫時間以及燒端裝載密度對端電極附著力的影響。

1 試驗

1.1 樣品制備

使用1210-100V-104 型多層瓷介電容未封端芯片,采用某D 型純銀可鍍端漿,調(diào)整控制封端參數(shù),制備得到不同翻邊寬度、不同底銀層厚度的試驗樣品(圖1);通過調(diào)節(jié)設備燒端峰值溫度和帶速,制備得到不同燒端峰值溫度和峰值溫度保溫時間的試驗樣品;通過承燒板裝載數(shù)目不等的待燒端芯片,制備得到不同燒端裝載密度的試驗樣品。

圖1 MLCC 結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of MLCC

1.2 測試評價方法

1.2.1 破壞性物理分析(DPA)

按照GJB 4027A-2006 方法0202 進行試驗評估。過程使用TEGRAMIN 公司生產(chǎn)的Labopol-60 全自動金相拋磨機進行制樣,使用Carl Zeiss 公司的Scope.A1 型金相顯微鏡進行樣品觀察分析。

1.2.2 端面結(jié)合強度

按照GB 2693-90 第4.35 條試驗。每組樣品抽樣8 只,樣品采用回流焊接方式安裝至PCB 板上,試驗時采用電容器朝下的方式將PCB 板置于彎曲夾具中,下壓探頭以1 mm/s 的速率下降(見圖2)。下壓探頭每下降1 mm 測試記錄產(chǎn)品容量,直至產(chǎn)品容量下降超過初始容量10%即判定失效并停止試驗。

圖2 PCB 板彎曲示意Fig.2 The sketch of PCB bending

1.2.3 抗剪切強度

按照GJB 548B-2005 方法2019.2 試驗。每組樣品抽樣10 只,樣品采用回流焊接方式安裝至PCB 板上,采用MFM1200 型拉力剪切力測試儀對樣品進行破壞性試驗,試驗過程中芯片以0.1 mm/s 速率水平駛向推頭,直至樣品從基板脫落,試驗后統(tǒng)計其抗剪切力數(shù)值。試驗方法示意如圖3。

圖3 抗剪切試驗示意Fig.3 The sketch of shearing strength test

2 結(jié)果與討論

2.1 封端工藝影響

封端過程即是在一定的工藝參數(shù)條件下,在經(jīng)燒結(jié)處理后的芯片端頭制備一定翻邊寬度和底銀層厚度的端電極,以實現(xiàn)端電極和內(nèi)電極的導通。封端工藝主要是產(chǎn)品翻邊寬度和底銀層厚度對產(chǎn)品外觀、尺寸和性能產(chǎn)生影響。

2.1.1 端面結(jié)合強度試驗

不同翻邊寬度和底銀層厚度產(chǎn)品其端面結(jié)合強度試驗結(jié)果見表1。

表1 結(jié)果顯示,隨著翻邊寬度和底銀層厚度的增加,產(chǎn)品端電極的抗彎曲性能得到明顯提升。分析認為,在PCB 基板受到外力彎曲變形時,端電極翻邊在杠桿效應下,翻邊寬度越寬此時作用于產(chǎn)品瓷體上的力相對越小,同時翻邊寬度越寬可為端電極提供的抓附面積越大,可減少單位瓷體面積的受力強度,避免應力集中;端電極附著力很大程度依靠端漿中玻璃料實現(xiàn),底銀層厚度越厚含有的玻璃料越多,可為端電極提供更大的附著力。因此,具備較寬翻邊寬度和較厚底銀層厚度的產(chǎn)品可承受PCB 基板更大的形變量。

表1 各樣品在抗彎曲試驗中PCB 板的彎曲高度Tab.1 The bending height of the PCBs in the anti-bending test of each sample mm

MLCC 的失效機理和失效原因很多,單一失效模式可能對應著多種的失效機理和原因[6]。采用熱風槍對失效產(chǎn)品解焊并進行DPA 分析,結(jié)果顯示,底銀層厚度為14.37 μm 時4 種不同翻邊寬度制備的產(chǎn)品均存在一定比例的底銀浮起缺陷(圖4(a)),其余組別產(chǎn)品失效表征均始于翻邊的45°角瓷體裂紋(圖4(b))。分析認為,14.37 μm 底銀層厚度產(chǎn)品,其端頭底銀玻璃料總含量偏低,在燒端時玻璃料向瓷體滲入量不足,導致產(chǎn)品底銀浮起致使失效[7-8];當?shù)足y層厚度≥26.25 μm,底銀中玻璃料總含量較為充裕,在基板極限彎曲狀態(tài)下底銀附著力仍具有較大的富余量,此時瓷體發(fā)生脆性變形導致產(chǎn)品失效。

圖4 彎曲試驗失效樣品的DPA 照片F(xiàn)ig.4 The DPA pictures of failure samples after anti-bending test

2.1.2 抗剪切強度試驗

抗剪切強度試驗對于端電極附著力具有一定的“量化”參考意義,并可根據(jù)失效狀態(tài)識別產(chǎn)品機械性能方面的薄弱點。各組產(chǎn)品失效時的平均抗剪切力數(shù)據(jù)見表2。

表2 各樣品在抗剪切強度試驗中平均抗剪切力Tab.2 The average shearing strength force of each sample in shearing strength test N

表2 試驗數(shù)據(jù)結(jié)果顯示,增加翻邊寬度有利于提升產(chǎn)品的抗剪切強度,底銀層厚度的增加對提升產(chǎn)品抗剪切性能無明顯影響。對失效產(chǎn)品進行觀察,發(fā)現(xiàn)翻邊寬度為0.235 mm、不同底銀層厚度的3 組試驗樣品和翻邊寬度0.371 mm、底銀層厚度14.37 μm 試驗樣品均存在一定比例的端電極剝離情況(圖5(a)),其余組別均表現(xiàn)為瓷體碎裂或焊點脫落失效(圖5(b,c))。分析認為,產(chǎn)品在承受剪切應力時,過窄的翻邊寬度不利于應力分散,此時剪切應力主要集中于與內(nèi)電極結(jié)合的端頭底銀,從而導致底銀存在一定程度的剝離。而具有較寬翻邊寬度的樣品因應力相對分散,對產(chǎn)品起到了較好的保護作用,在極限剪切應力下,出現(xiàn)瓷體碎裂或焊點脫落失效。

圖5 抗剪切失效樣品形貌Fig.5 The pictures of failure samples after shearing strength test

由上述試驗結(jié)果可以看出,更寬的翻邊寬度和更厚的底銀層厚度可提升產(chǎn)品端電極的物理機械性能,但過寬的翻邊寬度可能降低產(chǎn)品的耐電壓,導致產(chǎn)品短路失效。經(jīng)測試,上述產(chǎn)品耐電壓均滿足GJB 4157A-2011 要求的最高4UR控制要求,試驗樣品耐電壓值與翻邊寬度未見明顯對應關(guān)系。基于成本控制和機械性能要求,1210-100V-104 型產(chǎn)品翻邊寬度控制在0.5 mm,底銀層厚度控制在26 μm 左右,產(chǎn)品的抗彎曲性能>8 mm,平均極限抗剪切性能為165.17 N。

2.2 燒端工藝影響

燒端的過程,即為產(chǎn)品封端后端電極內(nèi)殘留的溶劑、載體、樹脂等有機物的分解揮發(fā),高溫下玻璃料熔融、底銀致密化并逐漸形成穩(wěn)定端電極的過程。

2.2.1 擴散層的形成

通過對燒端后產(chǎn)品進行DPA 解剖,可在端頭瓷體位置觀察到一個明顯的“擴散層”(圖6),該擴散層的寬度在一定程度反映了玻璃料的滲入深度[9-11]。

圖6 燒端后產(chǎn)品擴散層Fig.6 The diffusion layer picture of sample after sintering process

燒端時,在一定燒端溫度下,玻璃料逐漸熔融并通過“毛細現(xiàn)象”浸潤滲入端頭瓷體,玻璃熔體冷卻后,在底銀與端頭瓷體結(jié)合界面位置形成一個上下帶“刺”的空間網(wǎng)狀結(jié)構(gòu),“刺”的兩端分別嵌入端頭瓷體和底銀,為端電極提供穩(wěn)定可靠的附著力[12]。燒端時,燒端爐發(fā)熱管以熱輻射形式使產(chǎn)品(端電極)吸收熱量、內(nèi)能增加,根據(jù)公式(1)可知,燒端峰值溫度、峰值溫度保溫時間及燒端裝載密度均會影響玻璃料的浸潤性和滲入程度,進而影響擴散層寬度。

式中:Q為產(chǎn)品吸收的熱量;C為比熱容;M為產(chǎn)品的質(zhì)量;ΔT為溫度差。

不同燒端峰值溫度、峰值溫度保溫時間制備的產(chǎn)品擴散層寬度如表3 所示。

表3 不同燒端條件下產(chǎn)品擴散層寬度Tab.3 The diffusion layer range of the samples prepared under different sintering conditions μm

不同燒端裝載密度制備的產(chǎn)品擴散層寬度如表4所示。

表3 結(jié)果表明,提高燒端峰值溫度和峰值溫度保溫時間促進了玻璃料的滲入,形成更寬的擴散層;在表4 試驗條件下,隨著燒端裝載密度的增加,單位產(chǎn)品吸收的熱量減少,降低了玻璃熔體的浸潤滲入性能,產(chǎn)品擴散層寬度呈現(xiàn)降低的趨勢。

表4 不同燒端裝載密度下產(chǎn)品擴散層寬度Tab.4 The diffusion layer range of the samples prepared with different sintering loading densities μm

2.2.2 端面結(jié)合強度試驗

不同燒端峰值溫度、峰值溫度保溫時間制備的產(chǎn)品端面結(jié)合強度如表5 所示。

表5 不同燒端條件樣品在抗彎曲試驗中PCB 板的抗彎曲高度Tab.5 The bending height of the PCBs in the anti-bending test of different sintering condition samples mm

不同燒端裝載量制備的產(chǎn)品端面結(jié)合強度如表6所示。

表6 不同裝載密度樣品在抗彎曲試驗中PCB 板的抗彎曲高度Tab.6 The bending height of the PCBs in the anti-bending test of different sintering loading density samples mm

表5 結(jié)果顯示,峰值溫度保溫時間15 min 時,隨著燒端峰值溫度從750 ℃升高至800 ℃,產(chǎn)品抗彎曲高度從3 mm 增至8 mm 以上,隨著燒端峰值溫度進一步升高至850 ℃,產(chǎn)品抗彎曲性能無明顯提升;燒端峰值溫度800 ℃時,峰值溫度保溫時間從7.5 min 升至15 min,產(chǎn)品抗彎曲高度從5 mm 提升至8 mm 以上,隨著峰值溫度保溫時間增加至30 min,產(chǎn)品抗彎曲高度回落至3 mm;表6 裝載量試驗結(jié)果顯示,隨著裝載巴塊數(shù)的增加,產(chǎn)品抗彎曲能力有逐漸降低的趨勢。

將失效產(chǎn)品解焊進行DPA 試驗,結(jié)果顯示750℃、15 min 燒端條件制備的樣品存在底銀附著力不足導致的底銀浮起(圖7(a)),其余各組失效均表現(xiàn)為始于翻邊位置的45°瓷體裂紋(圖7(b))。結(jié)合表3、表4擴散層數(shù)據(jù)和DPA 解剖結(jié)果,分析認為750 ℃、15 min 的燒端條件下,產(chǎn)品端頭玻璃料滲入量不足,導致產(chǎn)品底銀附著力欠佳,當提升至775 ℃,較高的燒端峰值溫度增大了玻璃熔體內(nèi)能,促進了玻璃熔體的浸潤和滲入深度,形成了較寬的擴散層,提高了底銀的附著性能,樣品端面結(jié)合強度試驗表現(xiàn)為瓷體裂紋失效;800 ℃燒銀峰值溫度下,增加峰值溫度保溫時間在一定程度促進了玻璃料的滲入,形成了更寬的擴散層,但由于峰值溫度恒定,玻璃熔體內(nèi)能未增加,玻璃熔體傾向于瓷體“原位”浸潤程度,這可能導致玻璃熔體已浸潤瓷體的強度降低,在端面結(jié)合強度試驗上表現(xiàn)為峰值溫度保溫時間從15 min 增加至30 min,樣品抗彎曲高度不升反降。

圖7 彎曲試驗失效樣品DPA 圖片F(xiàn)ig.7 The DPA pictures of failure samples after anti-bending test

2.2.3 抗剪切強度試驗

不同燒端峰值溫度、峰值溫度保溫時間制備的產(chǎn)品抗剪切力如表7 所示。

表7 不同燒端條件下產(chǎn)品平均抗剪切力Tab.7 The average shearing strength force of samples prepared under different sintering conditions N

不同燒端裝載密度制備的產(chǎn)品抗剪切力如表8所示。

表7 結(jié)果顯示,隨著燒端峰值溫度從750 ℃升高至800 ℃,產(chǎn)品平均抗剪切力無明顯變化,但隨著燒端峰值溫度進一步升高至850 ℃,平均抗剪切力呈現(xiàn)下降趨勢,這可能與端電極“過燒”以及玻璃熔體過量滲入降低了瓷體強度有關(guān);另外,在800℃燒端峰值溫度下,7.5 min 峰值溫度保溫時間制備的樣品其平均抗剪切力明顯較15 min 和30 min 保溫時間的低,這可能因為7.5 min 峰值溫度保溫時間較短,玻璃料滲入程度不足所致;表8 燒端裝載密度試驗結(jié)果顯示,巴塊裝載密度從1.2 只/cm2提升至10 只/cm2,產(chǎn)品平均抗剪切力數(shù)值從165.23 N 降低至128.02 N,分析認為,過大的裝載量降低了單位產(chǎn)品對熱量的吸收,從而降低了玻璃料的滲入程度。

表8 不同燒端裝載密度下產(chǎn)品平均抗剪切力Tab.8 The average shearing strength force of samples prepared in different sintering loading density N

觀察試驗后樣品的失效形貌,產(chǎn)品失效表征為焊點脫落、端電極脫落和瓷體碎裂三類。統(tǒng)計各組樣品失效模式數(shù)量,結(jié)果見表9。

表9 統(tǒng)計結(jié)果顯示,750 ℃燒端峰值溫度制備的樣品出現(xiàn)了較大比例的端電極脫落,而當燒端峰值溫度≥775 ℃,無產(chǎn)品出現(xiàn)端電極脫落導致的失效,失效模式傾向于焊點脫落和瓷體碎裂,且隨著燒端峰值溫度和峰值溫度保溫時間的增加,產(chǎn)品瓷體裂紋失效模式數(shù)量逐步增加,這與表3、表4 擴散層寬度增長趨勢相吻合。分析認為,過寬的擴散層削弱了產(chǎn)品端頭瓷體強度,在受到極限剪切力時,易導致產(chǎn)品端頭瓷體碎裂而失效。

表9 產(chǎn)品抗剪切失效模式統(tǒng)計Tab.9 Statistical information of samples failure mode after shearing strength test

3 結(jié)論

通過封端和燒端工藝對1210-100V-104 型電容器端電極附著力的影響試驗可以得出:

(1)增加產(chǎn)品翻邊寬度和底銀層厚度有利于提升產(chǎn)品端電極附著力。綜合產(chǎn)品成本控制和機械性能要求,1210-100V-104 型產(chǎn)品翻邊寬度控制在0.5 mm、底銀層厚度控制在26 μm 左右,產(chǎn)品具備最佳的抗彎曲性能和極限抗剪切性能。

(2)擴散層寬度一定程度上反映了玻璃料的浸潤滲入深度。提升產(chǎn)品燒端峰值溫度、延長峰值溫度保溫時間和降低燒端裝載密度均可促進玻璃料的滲入,形成更寬的擴散層。燒端裝載密度在1.2 只/cm2、燒端峰值溫度800 ℃、峰值溫度保溫時間15 min 制備得到的產(chǎn)品具備最佳的抗彎曲性能和極限抗剪切性能。

(3)擴散層具有寬度和程度兩種屬性,玻璃料過量的滲入深度和滲入程度均可能降低產(chǎn)品瓷體強度,在產(chǎn)品受到極限外應力時,易導致產(chǎn)品端頭瓷體碎裂。