柔性端電極多層瓷介電容器失效模式分析與改進措施

薄 鵬,曹 瑞,徐 琴,周丹丹,孟 猛

(1.中國空間技術研究院,北京 100098;2.成都宏科電子科技有限公司,四川 成都 610100)

表貼多層瓷介電容器(MLCC)在元器件封裝與電子產品板級裝聯中有廣泛的應用。然而,在裝聯或使用過程中,安裝板翹曲或焊接所產生的熱應力可能導致MLCC 的瓷體發生開裂,這也是MLCC 產品在使用過程中最主要的失效模式。在武器裝備和航空航天領域,長期可靠性是至關重要的,外力導致的MLCC 瓷體開裂和相應的潛在風險,會直接影響相關型號裝備的安全。

柔性端電極多層瓷介電容器(FTMLCC)是在不降低容量或增大安裝高度的前提下,提升電容經受外力性能、降低瓷體開裂風險的一種有效方案。其在端電極的底銀層與鍍鎳層間增加由樹脂-導電填充物構成的柔性電極層,柔性電極層通過發生彈性或塑性形變有效吸收焊接熱應力或在板機械應力,顯著降低了電容瓷體開裂的風險[1-4]。Keimasi 等采用應力仿真與高溫老化驗證的方法發現,在采用無鉛焊料或鉛錫共晶焊料進行組裝時,FTMLCC 相對于標準端電極MLCC表現出更出色的抗板彎性能[5]。Brock 和Gu 等認為柔性電極層可降低磁體開裂風險,但柔性層內存在的空洞為銀遷移提供了通道,因此FTMLCC 在經歷溫濕度偏壓測試后,其可靠性低于標準端電極MLCC[6-7]。曾雨和侯喜路從FTMLCC 柔性層制備工藝優化方面開展研究,通過改善柔性電極層的結合性與可鍍性,以提升電極層間結合性能[8-9]。Lee 等通過仿真模擬和可靠性評估試驗,展示了柔性電極的優異性能[10]。

上述研究從柔性層生產工藝優化和電容性能對比角度出發,對FTMLCC 進行評價。但在電容器的生產、質保與使用各環節中,理解與FTMLCC 相關的潛在失效模式,對開展有效的生產工藝提升、制定針對性質保方案和避免裝聯應用失效都至關重要。例如,柔性電極層與相鄰電極層的分離、柔性層自身強度不足或空洞過多,都是由生產階段引入的失效風險;柔性層內樹脂組分可能引入的長期可靠性衰減和吸潮等風險,需要在質保和使用階段進行控制。因此,為了有效識別和降低這些風險,應開展相關研究明確FTMLCC 產品的失效模式與機理,并制定針對性改進措施,提升FTMLCC 服役可靠性,滿足其在軍事和航空航天領域的高可靠應用需求。

本研究選取兩款1812 尺寸的典型FTMLCC 產品,通過分析其端電極結構和故障模式,探究其物理本征結構和焊接裝聯性能。采用掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope,SEM)、聚焦離子束(Focused Ion Beam,FIB)剖切與3D 重構分析方法,詳細研究了柔性端電極層的界面結構及樹脂-導電填充物的結構特征。在此過程中,識別與柔性電極層結構相關的薄弱環節及其對應的失效機制。結合PCB 彎曲測試,評估了這兩款FTMLCC 在外部板彎應力下的性能表現,表征兩款電容的容量變化及其內部結構的潛在損傷模式。根據試驗與結構表征的失效模式,提出產品改進方法或裝聯應用階段的控制措施。

1 材料與試驗

1.1 電容結構和材料

本研究選擇了兩款來自不同制造商的帶有柔性端電極的1812 尺寸的MLCC 作為主要的研究對象,分別標注為樣品1(S1)和樣品2(S2)。相較于典型的三層結構,柔性端電極增加的柔性層位于底銀層和鎳層之間。圖1 為柔性端電極的示意圖,柔性層由包含導電填充物(如銀顆粒或片條)的樹脂構成。柔性電極層提供了一定柔性特性,能夠吸收熱應力和機械應力,以最大程度降低瓷體開裂風險。上述的柔性端電極MLCC 通過回流焊接方法,使用63Sn37Pb 焊料裝聯于FR4 印刷電路板,以開展抗彎性能測試。

圖1 柔性端電極結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the flexible end electrode structure

1.2 試驗方法

參照IPC/JEDEC—9702 標準《Monotonic bend characterization of board-level interconnects》 標準中表貼電容器板彎實驗方法,將FTMLCC 樣品安裝在FR4 測試板上,按照試驗要求對其進行不同深度的彎曲。采用外觀檢查與電容容量原位測試的方法,評價電容是否發生失效: 當電容外觀有可見的損傷或原位測試電容衰減達到5%,即判定樣品已經失效。為評價柔性層的耐焊接性能,參照GJB 192B—2011 標準《有失效率等級的無包封多層片式瓷介固定電容器通用規范方法》相關要求,測試電極耐焊接性能。為評價柔性層服役可靠性,選取部分彎曲4 mm 試驗后的合格樣品,串聯進行了后續環境試驗: 溫度沖擊(-55～125 ℃,500 次循環)、穩態濕熱試驗(40 ℃,90%RH～95%RH,96 h)和高溫老化試驗(2 倍額定電壓,125 ℃,96 h)。

使用體式顯微鏡和金相顯微鏡對MLCC 橫截面進行結構檢查,利用掃描電子顯微鏡(SEM)和聚焦離子束(FIB)分析柔性端電極的界面結構。通過能量色散X 射線分析(EDX)分析了柔性層界面的成分和元素分布。

2 試驗結果與討論

2.1 結構檢查

圖2 為S1 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM形貌。如圖2(a)及2(b)所示,FTMLCC 的端電極由燒結銀層作為底層。在燒結底銀表面上,經由端涂固化以及電鍍等工序構建了柔性電極層、鍍鎳層和鉛錫層。柔性端電極的四層結構連續完整,未見明顯缺陷。觀察電極層整體結構,由于樹脂部分在固化過程中存在表面張力的收縮作用,使得電容瓷體端面和側面的柔性層較厚,而在邊角處柔性層則相對較薄。

圖2 S1 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM 形貌。(a)金相形貌;(b)端電極SEM;(c)底銀層與柔性層結合界面;(d)柔性層與鍍鎳層結合界面Fig.2 Metallographic and SEM morphologies of the cross section of S1 capacitor before welding.(a) Metallographic morphology;(b) SEM of end electrode;(c) Interface between bottom silver layer and flexible layer;(d) Interface between flexible layer and nickel plating layer

為了減少截面樣品制備過程中機械拋光引起的柔性層塑性變形對微小缺陷的掩蓋效應,使用FIB 剖切方法制樣以觀察柔性層與相鄰層之間的界面結構。如圖2(c)所示,底銀層由襯度較暗的玻璃相和襯度較亮的銀晶粒組成,柔性層由導電銀填充物和樹脂構成,其中導電銀填充物包括直徑為0.5～1.5 μm 的銀球和片狀銀帶。盡管底銀層和柔性層整體結合緊密,但在部分界面或柔性層內部仍存在一些交錯的空洞。如圖2(d)所示,柔性層的樹脂和銀填充物與表面鍍鎳層緊密結合,樹脂相中隨機分布有一些空洞。

圖3 為S2 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM 形貌。從圖3(a)可知,S2 電極的基本結構與S1 電極相似,但在端面的中部位置,S2 樣品的柔性層局部更厚,且側面電極翻邊的長度更短。如圖3(b)所示,柔性層中的導電填充物也由球狀和片狀銀填料構成,導電銀通過交叉和重疊的方式搭接,以確保良好的導電性能。如圖3(c)和3(d)所示,柔性層與底銀層結合的界面存在較多由銀片圍擋搭接形成的空洞,而柔性層與鍍鎳層的整體結合則良好。相比于S1 樣品,S2 樣品的柔性層內銀球填料為中空結構,而非實心,不過,兩者在柔性層內的樹脂組分占比較為接近。

圖3 S2 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM 形貌。(a) 金相形貌;(b) 端電極SEM;(c) 底銀層與柔性層結合界面;(d) 柔性層與鍍鎳層結合界面Fig.3 Metallographic and SEM morphologies of the cross section of S2 capacitor before welding.(a) Metallographic morphology;(b) SEM of end electrode;(c) Interface between bottom silver layer and flexible layer;(d) Interface between flexible ayer and nickel plating layer

前文所述的FIB 剖面僅反映出兩款電容器隨機制備的某一處柔性電極剖面的結構和層間結合狀態。為更客觀地表征電容柔性電極結構,采用步進式FIB 剖面方法,重構了S1 與S2 柔性層和底銀層結合界面附近的3D 結構。如圖4 所示,重構后可以對一定體積內環氧樹脂中隨機分布的空洞、銀填充物和環氧的相對含量以及銀填充物的典型幾何形狀進行表征和比較。根據SEM 的圖像襯度對比,染色標定了柔性層中樹脂和銀導電填充物的體積占比。結果顯示,S1 中導電銀填充物的體積分數為80.2%,而S2 中為77.3%。

圖4 步進FIB 重構的柔性層與底銀層界面位置的3D模型示意圖。(a) S1;(b) S2Fig.4 Schematic diagrams of the 3D model of the interface position between the flexible layer and the bottom silver layer reconstructed by step FIB.(a) S1;(b) S2

2.2 缺陷檢查

如圖5(a)所示,對于S1 樣品,柔性層表面某些位置的鍍鎳層不連續,導致柔性層直接與電極表面的鉛錫層接觸。使用FIB 方法觀察鎳鍍層不連續位置的界面,相關的SEM 形貌如圖5(b)所示。鍍鎳層在柔性層內部某些銀填充物的表面上呈現間歇覆蓋,這可能是由電鍍過程導致的。在電鍍過程中,過多的電鍍溶液滲入柔性層縫隙,并結合電流作用,使得電鍍鎳層在柔性層內部銀填充物和樹脂之間的縫隙內優先沉積,進而導致了柔性層相應區域表面上鎳鍍層的不連續。對于S2 樣品,觀察其柔性層表面鎳鍍層相應位置的金相和SEM 形貌如圖5(c,d)。結果顯示,S2 樣品表面呈現連續完整的鎳鍍層,并且在界面附近的柔性層內部銀填充物表面上沒有觀察到間隙覆蓋的鎳鍍層。

圖5 柔性層在S1 的不連續Ni 層附近的剖面形貌。(a)金相形貌;(b)SEM 形貌;柔性層在S2 的Ni 層附近的剖面形貌。(c)金相形貌;(d)SEM 形貌Fig.5 Cross-sectional morphologies of the flexible layer near the discontinuous Ni layer in S1.(a) Metallographic morphology;(b) SEM morphology.Cross-sectional morphologies of the flexible layer near the Ni layer in S2.(c) Metallographic morphology;(d) SEM morphology

同時,步進FIB 剖面檢查顯示,在S1 和S2 樣品的柔性層內部,均可觀察到直徑小于1 μm 的樹脂內空洞以及由填料圍擋形成的直徑大于2 μm 的空洞,這些空洞均呈現出隨機的分布模式。樹脂內空洞在圖2、圖3已有標注,其形成原因與樹脂相內氣泡未及時排出相關。直徑大于2 μm 的空洞結構如圖6 所示,這些空洞位于柔性層的樹脂相內部,是由于銀填充物交叉排列形成的內部空間阻礙氣體排出生成的。盡管這些空洞并未造成柔性層的導電性能失效,但有可能對其機械性能產生影響,相關性能需在后續試驗中進行關注。

圖6 柔性端電極中大尺寸空洞的形貌。(a) S1;(b)S2Fig.6 Morphologies of relative larger size voids in the flexible terminal electrode.(a) S1;(b) S2

如圖7 所示,部分S1 樣品在電極翻邊邊緣處出現了電極與陶瓷體之間的剝離。剝離發生在底銀層外沿處柔性層與瓷體的直接結合界面,其原因為柔性層與瓷體的粘接強度不足。值得注意的是,由于這種剝離尺度較小,因此在光學顯微鏡下進行目視檢查時,這種缺陷難以被檢測出來。

圖7 S1 中端電極翻邊邊緣柔性層與瓷體剝離處的截面形貌Fig.7 Cross-sectional morphology of the flexible layer peeling from the ceramic at the edge of the terminal electrode in S1

2.3 性能測試和失效分析

考慮到在MLCC 的端電極中引入導電柔性層可能會引入新的故障模式,選取標準端電極和柔性端電極MLCC 進行板彎曲性能比較分析。參照IPC/JEDEC-9702 標準,MLCC 樣品被裝配在FR4 板上,并在室溫下進行彎曲測試。在整個測試過程中,實時測量了電容和板載應變,以檢測MLCC 樣品的容量和抗彎性能。每個測試分組包含15 個MLCC 樣品,電容損失達到5%或外觀發生損傷時被定義為失效。測試結果見表1。

表1 印制電路板不同彎曲深度處的電容故障數量Tab.1 Number of capacitor failures at different bending depths of the printed circuit board

表1 的結果顯示,在彎曲深度為2 mm 時,具有標準端電極的1812 MLCC 樣品即開始出現失效。實驗結果表明,柔性端電極有效地提升了1812 電容器對板彎曲的抵抗能力。在板彎曲深度為4 mm 時,具有柔性端電極結構的S1 和S2 樣品并未發生故障。然而,在彎曲深度為5 mm 時,S1 的3 個樣品出現了故障。為了進行進一步的分析,選擇在彎曲深度為5 mm 時出現失效的S1 樣品和未出現失效的S1、S2 樣品進行截面檢查。

圖8(a)和圖8(b)展示了兩個失效的S1 樣品的橫截面形貌。雖然這兩個電容器都發生了超過5%的電容減少,但其失效原因卻不同。如圖8(a)所示,電容器陶瓷體的一端柔性層開裂的同時,瓷體出現了裂紋,裂紋起始于安裝表面電極的邊緣,并以45°的角度向陶瓷體內部的終端電極擴展,最終導致陶瓷體的斷裂。在圖8(b)中,S1 樣品的陶瓷體中并未觀察到明顯的裂紋。然而,柔性層和底銀層之間的界面出現了明顯的分層,這導致了電容器內部電極和終端電極的完全分離,從而使電容量減小。

圖8 印制板彎曲試驗后失效S1 樣品的橫截面形貌。(a) 瓷體開裂&柔性層分層;(b)柔性層分層Fig.8 Cross-sectional morphologies of failed S1 sample after printed circuit board bending test.(a) Ceramic body cracking&flexible layer delamination;(b) Flexible layer delamination

在板彎曲測試后,除了失效的S1 樣品外,部分未失效的S1 或S2 樣品的柔性層也出現了損壞或結構變化。如圖9 所示,柔性層內部(圖9(a))或柔性層和底銀層的界面(圖9(b))可能出現剝離或結構裂紋。柔性層和底銀層之間發生剝離,底銀層側并未出現可見的撕裂或殘留痕跡,說明S1 樣品底銀層與柔性層界面結合處為相對薄弱點。

圖9 未失效的S1 樣品中的柔性層損壞位置形貌。(a)柔性層內開裂分層;(b)柔性層與底銀層剝離Fig.9 Morphologies of damaged positions in the flexible layer of the unfailed S1 sample.(a) Internal cracking and delamination of the flexible layer;(b) Delamination of the flexible layer and the bottom silver layer

在S2 樣品的端面上,外觀并未顯示出柔性層的損壞跡象。如圖10 所示,個別樣品端面和側面的柔性層內出現了局部開裂。裂紋在柔性層內部擴展,但并未擴展到瓷體,說明柔性層經受外力超過彈性形變范圍時,發生塑性變形直至結構撕裂。此外,開裂界面兩側均粘附有柔性層,這表明在S2 樣品中,柔性層與相鄰電極層之間的結合良好。當受到來自印制電路板的彎曲應力時,柔性層以開裂形式吸收了應力,避免了瓷體發生開裂失效,并有一定概率保持電容容量正常引出而不發生容量衰減。鑒于前文所述,柔性層內隨機分布的空洞結構可能在受到外力時造成局部不均勻變形,進一步導致柔性層內的撕裂損傷。因此,為了使柔性層能夠發生均勻的彈性形變,努力減少甚至消除柔性層內的空洞成為一項必要的措施。

圖10 未失效的S2 樣品中的柔性層損壞位置形貌Fig .10 Morphology of the damaged position of the flexible layer in the non-failed S2 sample

此外,還應考慮FTMLCC 在使用過程中,結構偏離或裝聯工藝波動可能引發的失效風險,并考慮柔性層的裝聯應用風險。對于前文提及的S1 樣品柔性層表面鎳鍍層局部不連續的問題,圖11 展示了板彎曲試驗后,鍍鎳層不連續位置的焊接界面SEM 形貌,表2 為相應標注位置的局部EDS 結果。圖11 顯示在鍍鎳層處,鎳層與焊料形成了金屬間化合物(譜圖3)。然而在鍍鎳層不連續的區域,可觀察到焊料與柔性層內的銀填料發生反應,形成了銀錫化合物(譜圖1),而更深處銀填料不與焊料接觸則未形成銀錫化合物(譜圖2)。界面處銀錫化合物的生成,或附近區域柔性層與焊料接觸造成的樹脂分解,都可能導致界面結合強度的降低,進而發展成為鍍鎳層失效或從柔性層分離的裂紋的來源。為了避免這種情況的發生,有必要在生產階段就提升鍍鎳層的連續性以及層間的結合力[9]。

表2 圖11 標注位置能譜測試結果Tab.2 EDS results at the positions marked in Fig.11 %

圖11 鍍鎳層不連續處的焊接界面的SEM 形貌Fig.11 SEM morphology of the welding interface at the discontinuous nickel plating layer

在選擇FTMLCC 進行封裝或裝聯時,雖然柔性電極層可以減小陶瓷在外力下破裂的風險,但由于柔性電極層的存在,需對焊接工藝進行更為嚴格的管控。與標準電極MLCC 相比,過高的焊接溫度或侵入柔性層的水汽均可能對FTMLCC 的焊接特性有負面的影響。對S1和S2 樣品進行了三種不同條件的耐焊接熱試驗: 260℃,280 ℃和濕熱后未除潮的260 ℃,以評估柔性層的潛在失效風險。通過對剖面的檢查,260 ℃條件下并未觀察到柔性層的損傷。然而,當溫度升至280 ℃時,S1樣品的柔性層與底銀層出現了分層,如圖12(a)所示。在濕熱后未除潮的260 ℃條件下,S1 樣品的柔性層出現了開裂,如圖12(b)所示。而在上述三個條件下進行耐焊接熱試驗后,對S2 樣品進行金相檢查,其柔性層均未表現出結構損傷。經歷280 ℃耐焊接熱試驗后的S2樣品柔性端電極典型形貌見圖12(c)所示。

圖12 耐焊接熱試驗后的樣品剖面金相。(a) S1@280 ℃;(b) 未除潮S1@260 ℃;(c) S2@280 ℃Fig.12 Metallographic cross-sections of the samples after the welding heat resistance test.(a) S1 @280 ℃;(b) Non-dehumidified S1@260 ℃;(c) S2@280 ℃

過高的焊接溫度或水汽可能導致柔性層面臨潛在風險,表現為局部分層或開裂。柔性層內的樹脂組分對熱的耐受度低于金屬基電極材料,過高的焊接溫度可能導致樹脂分解。當水汽滲入FTMLCC 的樹脂層,可能在焊接的高溫下轉化為蒸汽,產生內部壓力,從而在柔性電極層內形成裂紋。此外,吸收的水汽可能與焊接材料發生反應,導致焊接點的可靠性下降。

為了降低這些裝聯工藝相關的潛在風險,可以采取幾項預防措施。首先,在焊接前,應該對電容器進行烘烤,以消除水汽;同時妥善的存儲至關重要,FTMLCC 應在濕度可控的環境中,用防潮包裝進行存儲。最后,焊接過程應遵循制造商推薦的焊接條件,特別是關于峰值溫度和持續時間的規定。遵守這些建議將有助于避免FTMLCC 中可能的吸潮或焊接溫度過高相關的裝聯失效。

研究表明,與標準電極MLCC 相比,FTMLCC 的服役可靠性、柔性層結構穩定性與內部填料遷移效應直接相關[5,10]。圖13 為在板彎曲4 mm 未失效的FTMLCC 經歷溫度沖擊、穩態濕熱和高溫老化試驗后的柔性層內部截面SEM 形貌。如圖13(a)所示,S1 樣品的柔性層內存在銀導電填料的聚集,且內部存在縫隙。在圖13(b)所示的S2 樣品中,柔性層內存在空洞,且與未經過環境試驗的樣品相比,銀填料的截面幾何形狀已發生改變。銀球截面不再呈正圓形,而片狀銀填料的邊緣發生了不規則變化,不再平滑。上述變化與銀的電遷移特性有直接的關系,因此對于有長期壽命需求的應用環境,應關注FTMLCC 電極層長期電化工作的穩定性,并進行針對性驗證。

圖13 環境試驗后柔性層剖面SEM 形貌。(a) S1;(b)S2Fig.13 SEM morphologies of the flexible layer cross-section after environmental testing.(a) S1;(b) S2

3 結論

通過對FTMLCC 的柔性端電極結構表征、電容抗彎曲與裝聯性能對比驗證以及對柔性層相關失效模式的研究,形成以下結論:

(1)FTMLCC 柔性端電極結構顯著提高了MLCC的抗彎曲性能。然而,柔性層內樹脂相中的空洞或較弱的層間結合力可能會引發新的失效模式,進而對FTMLCC 的長期可靠性產生負面影響。因此,對這些性能的改善顯得尤為重要。

(2)在理想情況下,柔性電極會通過彈性變形來應對外界的應力,從而減小瓷體經受的應力。然而,更大的應力可能導致柔性層發生內部開裂或界面剝離,以釋放應力。這種情況可能會導致電容量的降低,但相比由于瓷體破裂引發的短路和燒毀,其影響較小。

(3)在生產或選用FTMLCC 產品時,應充分考慮柔性層材料特性,生產方面,應提升柔性層的耐焊接性能,并清晰說明產品的焊接使用條件。使用方面,應嚴格控制裝聯條件,并在焊接前進行適當的除濕處理,以最大程度地發揮柔性電極對瓷體的保護作用,提高FTMLCC 焊接后的可靠性。

上述研究對FTMLCC 的設計、制造和應用提供了有價值的參考,有助于支撐其在航空航天和武器裝備等高可靠性需求領域的應用。