AG 1 -AG 2 FE-Analysen zur Thermoermüdung Test- und Feldzyklen - TU … · 2009. 1. 15. · LIVE AG 1 -AG 2 FE-Analysen zur Thermoermüdung Test- und Feldzyklen R. Dudek, R. Döring,

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AG 1 -AG 2

FE-Analysen zur ThermoermüdungTest- und Feldzyklen

R. Dudek, R. Döring, B. Wunderle

FhG/IZM, Berlin/Chemnitz

Projekttreffen 07./08.09.2006 in Dresden

LIVE

Kriechfunktionen SACN-Lot als Miniaturlotverbindung

1 10 1001E-10

1E-9

1E-8

1E-7

1E-6

1E-5

1E-4

1E-3

0,01

-Ag

-Cu

fit function (sinh):

SnAg2.7Cu0.4Ni0.05 SnAg1.3Cu0.2Ni0.05 SnAg1.3Cu0.5Ni0.05

Q=105 kJ Q=63 kJ Q=63 KJ

stea

dy s

tate

stra

in ra

te [1

/s]

stress [MPa]

20°C

125°C

75°C

Miniaturlotkontakt

⋅−

⋅

⋅=

][4exp

2sinh1

:3

KTRC

CC

tionKriechfunkC

Mσε&

M. Röllig, S. Wiese, TUD

06/2006


LIVE

different SAC creep laws:

Steady State Creep (after Schubert, SAC405 and Röllig/Wiese SAC xx)

Creep properties of SAC 407 show much higher creep resistance than SAC xx

SAC 305 bulk averaged values/ applied for all Simulations on MT1 (18.07.06)

SAC xx almost equal, except SnAg2.7Cu04Ni0.05

SnAgCu T= -40 C

1.0E-15

1.0E-14

1.0E-13

1.0E-12

1.0E-11

1.0E-10

1.0E-09

1.0E-08

1.0E-07

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1 10 100

Stress (MPa)

Seco

ndar

y cr

eep

rate

(1/s

ec)

Schu/SAC407SnAg2.5Cu0.5SnAg1.3Cu.2NiSnAg1.3Cu.5NiSnAg2.7Cu.4NiWi/SAC305

SnAgCu T=20 C

1.0E-15

1.0E-14

1.0E-13

1.0E-12

1.0E-11

1.0E-10

1.0E-09

1.0E-08

1.0E-07

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1 10 100

Stress (MPa)

Seco

ndar

y cr

eep

rate

(1/s

ec)


SnAgCu T=150 C

1.0E-15

1.0E-14

1.0E-13

1.0E-12

1.0E-11

1.0E-10

1.0E-09

1.0E-08

1.0E-07

1.0E-06

1.0E-05

1.0E-04

1.0E-03

1.0E-02

1.0E-01

1 10 100

Stress (MPa)

Seco

ndar

y cr

eep

rate

(1/s

ec)



LIVE

R. DudekR. Döring

Stabilized Creep Hystereses for SnPb und SAC Solders- Shear stress vs. shear strain

Capacitor 0402

Sn60Pb40: Secondarydouble power creeplaw after Grivas/Hacke

Sn59Pb40Ag1: Secondary double power+ primary lawafter Schubert

Sn95.5Ag3.8Cu0.7Secondary sinh+ primary creep law afterSchubert

SnAg2.7Cu0.4Ni0.05SnAg2.5Cu0.5Secondary sinh afterRöllig/Wiese

heating

SnAg3.8Cu0.7Schubert

Sn62Pb36Ag2Schubert

150 °C

cooling

3rd thermal cycle 150°C to –40 °CSn63Pb37 Grivas

Shear strain

She

arst

ress

(MP

a)

Higher shear strain amplitude for SnPb and lower-eutectic SAC soldersTemperature dependence of creep laws dominate stress responseSnPb- complete relaxation, SnAgCu – small residual stress remaining at upper hold

SnAg2.5Cu0.5Röllig/Wiese

SnAg2.7Cu0.4Ni0.05Röllig/Wiese

LIVEStabilized Creep Hystereses for SAC Solders

Sn59Pb40Ag1: Secondary double power+ primary lawafter Schubert

Sn95.5Ag3.8Cu0.7Secondary sinh+ primary creep law afterSchubert

SnAg2.7Cu0.4Ni0.05SnAg2.5Cu0.5Secondary sinh afterRöllig/Wiese

Shear stress vs. shear strain3rd thermal cycle 150°C to –40 °C

Shear strain

She

arst

ress

(MP

a)

∆ γ = 0.87%

R. DudekR. Döring

SnAg3.8Cu0.7Schubert

∆ γ = 0.65%

SnAg2.5Cu0.5Röllig/Wiese

SnAg2.7Cu0.4Ni0.05Röllig/Wiese

∆ γ = 1.8%

CeramicCapacitor 0402

LIVE

R. DudekR. Döring

Acc. equiv. creep strain afterone cycle150 ° C to -40 °C not related to MT1

Creep Strain for SAC Solders Dependent on the Creep Law

CeramicCapacitor 0402

SnAg2.7Cu0.4Ni0.05Max. creep strain 3.1 %

SnAg3.7Cu0.7Max. creep strain 2.3 %

SnAg2.5Cu0.5Max. creep strain 4.5 %

LIVEFE models of different components on TB1/2

QFN, V1

NiLBGA 260

LFBGA 345

CR 2512

CR 1206

CR 0201

LIVECR 0201, Real Geometry und FE- Modeling

solder orIMP, height 6 µm

Ni

solder

as solderedLP 283

as solderedLP 060

LIVE

Equivalent Creep Strain after Shock-Cycle 125 °C to –40 °C

Without intermetallics

With intermetallics in the solder gap

fatigue crack initiation expected

Creep straining in the gap is high, if a solder layer is assumed to exist in the gap and vanishes withthe intermetallics



LIVE


Creep straining at the fillet isslightly increased if intermetallicsare in the gap

Without intermetallics

With intermetallics in the solder gap


LIVECR 1206, Real Geometry und FE- Modeling

averagesolder gap25 µm

all examplesLP 624

LIVEResults after shock-cycle (cooling) 125 °C to –40 °C

Board warpage remains low, but is not zero (fully relaxed state)

LIVE


Creep straining at the fillet is differentlydistributed than for CR 0201maximum is along the end termination-solder interface

rescaled


• different creep strain distribution patternalong the end termination due to theeffects of local thermals mismatch and the changed solder geometry


LIVEDissipated energy density after shock-cycle 125 °C to –40 °C

• Creep dissipation density obeyssame distribution pattern than creepstrain• local maximum is situated along theinterfaces

rescaled

secondary fatigue crack initiation expected

LIVE

CR2512: Equivalent Creep Strain after Shock-Cycle 125 °C to –40 °C

Creep straining at the fillet is differentlydistributed than for CR 0201, butanalogeous to CR1206local maximum is along the end termination-solder interface

rescaled



LIVECR2512: Dissipated energy density after shock-cycle 125 °C to –40 °C

• Creep dissipation density obeyssame distribution pattern than creepstrain• local maximum is situated along theinterfaces

rescaled

secondary fatigue crack initiation expected

LIVE

Auf Basis der Kriechdehnung(TUD)

Ni/Au

CR1206, Bestimmung der krit. Zyklenzahlen für Durchriss Standoff für Testzyklen

Auf Basis derKriechdissipationsdichte(IZM)

( ) 98.0402 −∆= acc

crf WN

( ) 15.15.10 −= acc

crfN ε

( ) 15.119 −= acc

crfN ε

Standoff 50 µm chem. Sn


TEXP

FELD

TEST

TEST

FELD

TT

NNAF

∆∆

==

Beschleunigungsfaktor AF als Funktion derzyklischen Temperaturdifferenzen(empirische Hypothese)

Lot SAC305

Erfahrungswerte für SnPb Lot: Manson Coffin Exponent TEXP = 1,8 .... 2,0

SAC-Lote?

LIVE

1.951.041.05TW -40/150CR 2512

2.51.91.9TS -40/150CR 2512

6.62.32.3TS -20/90CR 2512

1.420.91.4TW -40/150CR 1206

1.951.31.2TS -40/150CR 1206

10210TS -20/90CR 1206

1.31.31.6TW -40/150CR 0402

1.51.31.6TS -40/150CR 0402

11.5313.8TS -20/90CR 0402

SAC 405SnPbInnolotZyklus

Beschleunigungsfaktoren AF aus dem Schertest bezogen auf TS -40/125 °C (Verhältnis umgekehrt)

LIVEZyklen bis 50% Abfall der Scherkraft („EoL“) für den Zyklus TS -40/125 °C(Innolot, SnPb alle Reflow-Profile gemittelt, SAC alle Reflow-Profile und alle SACxx gemittelt)

Sn/OSP: 485 Ni/Au: 660Simulation: 520 900

10001250CR 2512

Sn/OSP: 630 Ni/Au: 830Simulation: 750 1200

10701970CR 1206

Sn/OSP: 600 Ni/Au: 159017203190CR 0402

SACxx (gemittelt)SnPbInnolot

1.42, Simulation 1.3

1.95 , Simulation 1.3

10, Simulation 2

AF SACxx/ SAC 305

0.9 ?

2

1,8

TEXP SnPb

2.5, Simulation 21.111.4TW -40/150

CR 1206

4.6 , Simulation 21.31.2TS -40/150CR 1206

5.7, Simulation 1.8

210TS -20/90CR 1206

TEXP SACxx/ SAC 305

AF SnPbAF InnolotZyklus

Werte Simulation erste Schätzungen!

LIVE

Definition von Feldbelastungen für Automobilanwendungen

LFBGA 345 V3

Vorgaben Fa. Bosch

LIVE

Äquiv. zyklische Kriechdehnung max. 0.43 %Lot Sn95.5Ag3.8Cu0.7, m2

Äquiv. zyklische Kriechdehnung max. 1.5 %

mit IMP und weicher Löstopmaske (m3)mit IMP und weicher Lötstoppmaske (m3)

LBGA 260 Äquivalente Kriechdehnung, Vergleich von Test- und Feldzyklus 2

Testzyklus -40 ... 125 °C, 1 h Feldzyklus 2) 40 ... 110 °C, 11 h

Lot Sn95.5Ag3.8Cu0.7

LIVE

LBGA 260 Energiedissipation, Vergleich von Test- und Feldzyklus 2

Testzyklus -40 ... 125 °C, 1 h Feldzyklus 2) +40 ... 110 °C, 10 h

Äquiv. zyklische Kriech-Dissipationsdichte max. 0.42mJ/mm³

Äquiv. zyklische Kriech-Dissipationsdichte max. 0.032mJ/mm³

Lot Sn95.5Ag3.8Cu0.7, m3, mit IMP und weicher Lötstoppmaske

LIVE

Auf Basis der KriechdehnungMittelwerte IZM für Lot Sn95.5Ag3.8Cu0.7

Lot Sn95.5Ag3.8Cu0.7

Beschleunigungsfaktor für gemittelte WerteAF =4

LBGA 260, Bestimmung des Beschleunigungsfaktors für Testzyklus -40 ... 125 °C und Feldzyklus 2) +40 °C ... 110 °K

Auf Basis derKriechdissipationsdichte

( ) 02.1345 −∆= acc

crf WN( ) 295.15.4 −

= acccr

fN ε

Beschleunigungsfaktor für gemittelte WerteAF =7.3

Gemittelte Beschleunigungsfaktor AF = 5.6

Mittlere Zyklustemperatur Feldzyklus 2) 75 °C = 348 K, ∆T = 70 KMittlere Zyklustemperatur Testzyklus 42.5 °C = 315.5 K, ∆T = 165 K

LIVE

• Für die BGAs beeinflussen die intermetallische Phasen an den Metallisierungen die Beanspruchung im Lotvolumen, die sich an den Grenzflächen konzentriert, nur geringfügig. Als Ursache wird der vergleichsweise hohe Standoff im Vergleich zu den Schichtdicken gesehen. Analog gilt dies auch für die größeren Chipwiderstände.• Für die kleinen Chipwiderstände 0201 dominieren die intermetallische Phasen an den Metallisierungen das Ermüdungsverhalten, insbesondere im Lotspalt. Das dort befindliche Material zeigt nicht die üblicherweise auch im Lotspalt postulierten Kriecheigenschaften.• In intermetallischen Schichten erzeugt das thermische Mismatch eine große Stressbeanspruchung, die zur Schädigung der IMP oder BE/LP führen könnte. • Die Beschleunigungsfaktoren für die SAC Lote sind mindestens gleich oder größer als für SnPb Lote. Während aus ersten Simulationsergebnissen Coffin-Manson Exponenten von etwa 2 berechnet werden, ergeben die Schertests für kleine Belastungen vergleichsweise sehr hohe Lebensdauern und somit auch höhere Coffin-Manson Exponenten.

Zusammenfassung


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