1. 서 론
유해물질제한지침 (Restriction of hazardous substances, RoHS)과 같은 국제 환경규제로 인하여 무연솔더 (Pb-free solder)로 대체 사용되는 가운데1,2) Sn-3.0Ag-0.5Cu (SAC305)는 우수한 기계적 특성으로 인하여 대표적으로 사용되어 오고 있는 무연솔더 합금 조성이다3-6). SAC305는 고상 융점 217°C로7) 리플로우 공정 중 충분한 용융이 이루어지기 위해 250°C 정도까지 승온하여 리플로우 공정을 진행한다. 하지만 높은 공정온도는 부품, 기판 및 솔더와의 열팽창계수 (Coefficient of thermal expension, CTE) 불일치에 따른 휨 (Warpage) 발생을 유발하여 솔더링 불량 또는 열화와 같은 문제를 발생시킨다8,9).
따라서 낮은 융점을 갖는 비스무트 (Bismuth, Bi) 기반의 저온 솔더 (Low-melting-temperature solder, LTS)는 앞서 언급한 문제들을 해결하며, 공정 중 소비되는 에너지 및 비용 절감 등의 긍정적 효과를 얻을 수 있다. Bi는 Sn 기반의 솔더 합금에서 고용 강화 효과가 있지만 Sn-Bi계 솔더의 경우 Bi의 취성으로 인해 신뢰성이 저하될 수 있다는 연구결과가 있다10). SAC305와 같이 3.0 wt%로 높은 함량의 은 (Silver, Ag)을 함유한 경우, 낙하충격에 취약한 특성을 보인다11). Ag 원소 첨가는 솔더의 젖음성 향상에 기여하지만 Ag3Sn 금속간화합물 (Intermetallic compound, IMC)이 조대화됨에 따라 충격 저항성이 저하되는 문제를 야기한다. 이에 따라 낙하충격 특성을 향상시키기 위해 Ag 함유량을 감소시키거나 제외하는 솔더 조성 개발에 대한 연구가 필요한 실정이다. 낮은 함량의 Ag는 젖음성이 저하되고 온도 변화에 대한 신뢰성이 감소하지만 IMC의 생성이 제한되어 낙하충격 특성이 향상된다12). 또한 낮은 분율의 Ag를 함유한 SAC 솔더 (Low-Ag solder)에 미량의 Bi를 첨가할 경우, 결정립 미세화 효과와 열 피로 저항성 (Thermal fatigue resistance)이 향상된다는 연구결과도 보고되고 있다13).
본 연구에서는 조대한 Ag3Sn의 생성을 억제하고 낙하충격 특성을 향상시키기 위하여 Ag를 첨가하지 않았으며, 계면 안정화를 위해 미량의 Ni, Bi 원소를 첨가한 Sn-0.75Cu(-Ni,Bi) (SCN) 합금조성의 솔더 볼을 사용하였다. SCN 솔더 볼은 기판 패드 (Pad) 면에 SAC305 솔더 페이스트를 인쇄하여 합금조성이 혼합된 비균질 (Heterogeneous) 솔더 볼 접합부를 형성하였으며, SAC305 솔더 볼과 페이스트를 사용한 균질 (Homogeneous) 솔더 볼 접합부와 비교분석하였다. 솔더 조성의 조합에 따른 접합부 신뢰성을 평가를 위해 접합공정 후 열사이클시험 (Thermal cycling test, TCT)을 2000 Cycles 진행한 후 솔더 접합부의 미세조직 변화를 확인하였다.
2. 실험 방법
2.1 사용재료
접합공정에 사용한 기판은 Fig. 1 (e)와 같이 FR-4 인쇄회로기판 (Printed circuit board, PCB, 127× 125mm)을 사용하였다. 볼-그리드-어레이 (Ball grid array, BGA) 패키지의 전기적 특성 평가를 위해 데이지 체인 (Daisy chain) 회로를 형성하였고, 기판의 Pad는 Non-solder mask defined (NSMD) 디자인의 유기 솔더링 보호제 (Organic solderability preservative, OSP) 표면처리된 Cu 패드를 적용하였다. BGA의 패드 직경은 300 ㎛ 이었고, 데이지 체인으로 전기적 특성 평가가 가능하도록 제작되었다. BGA 패키지의 패드 디자인은 Solder mask defined (SMD) 였으며, Ni/Au 표면처리 된 패드에 228개의 솔더 볼이 접합되었다. 사용된 솔더 볼 조성은 SAC305 (Fig. 1 (a,b))와 SCN (Fig. 1 (c,d))으로 개발 솔더볼 SCN과 기존의 상용 솔더 볼 SAC305를 비교 분석하였다.
2.2 열풍 리플로우 공정 및 열 사이클 시험
BGA 패키지 접합공정은 질소 분위기의 리플로우 솔더링 공정을 적용하였다. 스크린 프린팅 장비 (MK- 878Mx, Minami Co. Ltd., Japan)를 사용하여 Type 4 SAC305 솔더 페이스트를 PCB 기판 위에 프린팅한 후 (Fig. 2 (a,b)), 칩 마운팅 장비 (CP-45FV NEO, Samsung Techwin Co. Ltd., Korea)로 BGA를 실장하고 (Fig. 2 (c,d)) 열풍 리플로우 솔더링 장비 (Hot air reflow soldering machine, 1809UL, HELLER Co., USA)를 이용하여 BGA 패키지 접합공정을 진행하였다 (Fig. 2 (e)). 열풍 리플로우 공정 온도 프로파일은 다음 Fig. 2 (f)의 그래프에 나타난 바와 같이 접합공정 최대온도는 249.5°C로 유지하였다. 리플로우 공정 후 접합이 완료된 쿠폰의 측면 외관분석 결과를 Fig. 3 (a,b)에 나타내었다. 솔더 볼 조성은 1절에서 언급했던 SAC305와 SCN 조성이었고, SAC305 솔더 볼 + SAC305 페이스트의 Homogeneous 접합부와 SCN 솔더 볼 + SAC305 페이스트의 Heterogeneous 접합부가 양호하게 형성된 것을 확인하였다.
Fig. 2
Photographs of (a) a screen printing machine and (b) printing process, (c) a chip mounting machine and (d) mounting process, (e) a hot air reflow machine and (f) a temperature profile for hot air reflow soldering
Fig. 3
Steromicroscope images of BGA solder ball joint after reflow soldering, (a) SAC305 and (b) SCN solder balls with SAC305 solder paste
솔더 볼 조성에 따른 솔더 접합부의 신뢰성을 평가하기 위하여 TCT을 진행하였다. Fig. 4의 프로파일과 같이 -40~+85°C, 10 min의 Dwell time 조건으로 2000 Cycles 진행하였다. TCT 전/후의 IMC 층의 두께 및 분포 형상, 접합부의 균열 진행 양상을 확인하여 온도 변화에 대한 솔더 접합부의 열화 및 파괴 메커니즘을 분석하였다.
2.3 전단강도 측정
TCT 전/후의 접합부 전단강도를 측정하기 위하여 Fig. 5 (a)의 시험장비 (Dage 4000, Nordson Co. Ltd., UK)를 사용하여 Fig. 5 (b)와 같이 시편을 고정하여 전단시험을 진행하였다. 전단 속도 167 ㎛/s, 전단 높이 200 ㎛의 시험 조건을 적용하여 전단강도를 측정하였다. 전단강도 측정 결과는 단위면적 당 강도 [MPa]으로 나타내었으며 3.2절에서 전단강도 측정 결과를 나타내었다.
2.4 단면분석
솔더 접합부의 미세조직 거동을 확인하기 위하여 단면분석을 진행하였다. 주사전자현미경 (Scanning electron microscopy, SEM)과 에너지분산스펙트럼 (Energy dispersive spectroscopy, EDS) 분석을 통해 TCT 전/후 접합부에 형성된 IMC를 확인하였으며, 접합부에 형성된 IMC의 두께를 확인하기 위하여 IMC의 면적을 측정한 후 길이로 나누어 평균 두께를 분석하였다. 전자후방산란회절 (Electron back-scattered diffraction, EBSD) 분석의 역극상 지도 (Inverse pole figure mappings, IPFM)를 통해 TCT로 인해 가해진 응력에 기인된 결정 방위 차이를 분석하였다. IPFM은 하나의 결정방향을 기준으로 그에 대한 방위차 (Misorientation)를 색으로 나타내어 변형된 미세조직을 관찰할 수 있는 분석기법으로14), BGA 패키지의 TCT 후 균열 양상에 따른 결정 방위차 변화를 확인하였다.
3. 실험 결과
3.1 원자재 분석 결과
접합 공정 전 원자재의 단면분석을 진행하였다. Fig. 6 (a,b)에 SAC305 BGA 패키지, Fig. 6 (c,d)에 SCN BGA 패키지의 단면 미세조직 분석 결과를 나타냈다. BGA 패키지의 SAC305와 SCN 솔더 볼 접합부에서 침상형의 (Cu,Ni)6Sn5 IMC가 형성된 것을 확인하였다15). 선행 연구에 따르면 Cu 패드에서 Cu가 패키지의 Ni/Au 도금층으로 확산됨에 따라 면심입방구조 (Face centered cubic, FCC) 결정구조이고 원자 크기가 비슷한 Ni과 Cu가 치환되어 Cu6Sn5보다 안정한 (Cu,Ni)6Sn5 IMC를 형성하는 경향을 보인다16,17). Ni이 미량 첨가된 SCN 접합부의 경우 Ni로 인하여 솔더 볼 모재 내 침상형의 IMC가 분포된 것을 관찰할 수 있었다.
3.2 전단강도 측정 결과
전단강도 측정 결과는 Fig. 7에 나타내었다. 시험 결과 As-reflowed의 경우 SAC305와 SCN은 각각 39 MPa, 40 MPa으로 비슷한 강도를 보였으나, TCT 2000 Cycles 후의 접합강도는 SAC305에서 12.4 MPa, SCN에서 22.6 MPa으로 SCN에서 강도의 저하가 더 적은 경향을 보였다.
3.3 단면분석 결과
BGA 접합부의 위치별, 조성별 분석결과를 Fig. 8에 나타내었으며, Fig. 8 (a)와 같이 솔더 볼의 위치에 따라 좌측 L1부터 우측 R1까지 위치별 번호를 부여하여 솔더 볼의 위치를 표기하였다. Fig. 9의 TCT 이후 균열 양상을 확인해보면, BGA/솔더 접합부의 경우 솔더 Neck에서 시작하여 30˚ 방향의 모재 내로 진전한다. 이러한 균열 형태는 해당 영역의 소성영역 (Plastic zone)의 영향이며18) 입계파단(Intergranular cracking)의 형태를 보인다. Roumanille19)에 따르면 위와 같은 입계파단은 Sn의 재결정과 석출물 조대화 (Strain- enhanced precipitate coarsening)으로 인하여 발생하는 것으로 보고되고 있다.
Fig. 8
SEM micrographs of solder joints, (a) a cross-sectional image of BGA package, (b-d) as-reflowed homogeneous SAC305 solder ball joint, (e-g) homogeneous SAC305 solder ball joint after TCT 2000 cycles, (h-j) as-reflowed heterogeneous SCN solder ball joint and (k-m) heterogeneous SCN solder ball joint after TCT 2000 cycles
Fig. 9
SEM micrographs of solder joints after TCT 2000 cycles, (a,b) homogeneous SAC305 solder joint of BGA Package side, (c,d) heterogeneous SCN solder joint of BGA Package side, (e,f) homogeneous SAC305 solder joint of PCB side and (g,h) heterogeneous SCN solder joint of PCB side
IMC의 두께 측정 결과 (Fig. 10, Fig. 11), 전반적으로 TCT 이후에 IMC가 성장하였고 TCT 2000 Cycles 후 PCB/Solder 접합부에서 SAC305와 SCN의 IMC 두께는 각각 4.5 ㎛, 3.7 ㎛로 SAC305 접합부에서 IMC가 더 두껍게 성장한 것으로 관찰되었다. IMC의 과도한 성장은 CTE 불일치와 IMC의 취성으로 인해 기계적 특성을 저하 시키는데, Bi를 첨가할 경우 IMC의 성장을 제한하는 효과가 있는 것으로 알려져 있다20). 이에 따라 Bi가 첨가된 SCN은 SAC305 보다 적절한 두께의 IMC를 형성하였으며 3.2절의 결과와 같이 우수한 접합강도를 나타내었다.
Fig. 10
Intermetallic compound thickness of homogeneous SAC305 and heterogeneous SCN solder joints in the BGA package side before/after thermal cycling
Fig. 11
Intermetallic compound thickness of homogeneous SAC305 and heterogeneous SCN solder joints in the PCB side before/after thermal cycling
Fig. 12, Fig 13의 SAC305 솔더 볼의 BGA 패키지 및 PCB 접합부의 미세조직 분석 결과에서 BGA 패키지/솔더 접합부에서는 침상의 (Cu,Ni)6Sn5 IMC가 형성되었으며, PCB/솔더 접합부에서는 조가비 형태의 Cu6Sn5 IMC가 형성되었다. 솔더 볼 내부의 미세조직은 전반적으로 (Cu,Ni)6Sn5, Cu6Sn5, Ag3Sn IMC가 분포하였으며, TCT 시험 후 IMC가 조대화 되었다. Fig. 13 (a)와 같이 PCB와 솔더 접합부에 균열이 발생했을 때 조대한 Cu6Sn5 IMC 경계면을 따라 균열이 진전되었고 Cu6Sn5 IMC 내부에도 미세 균열이 발생한 것이 관찰되었다. 이를 통해 조대한 IMC 성장이 솔더 접합부의 접합특성 저하를 야기하는 것으로 판단되었다.
Fig. 12
SEM micrographs of solder joints after TCT 2000 cycles, (a,b) IMCs of package side in SAC305 solder ball and (c) EDS analysis
Fig. 13
SEM micrographs of solder joints after TCT 2000 cycles, (a,b) IMCs of PCB side in SAC- 305 solder ball and (c) EDS analysis
EDS 분석결과, BGA 패키지/솔더 (Fig. 14 (d)) 및 PCB/솔더 (Fig. 15 (c))의 SCN 접합부에서 모두 미세하게 분포된 IMC에서 Bi 성분이 검출되었다. 상부 SCN 솔더 볼의 Bi 성분이 하부 SAC305 솔더 페이스트 접합부의 IMC까지 확산이 된 것으로 보아, 솔더 페이스트와 볼 모두 용융 및 응고되어 접합부를 형성한 것을 알 수 있었다.
TCT 시험 전/후 솔더 접합부에 대한 IPFM 결과를 Fig. 16에 나타냈다. 상의 분포와 결정 방향은 솔더 접합부의 열적-기계적 변화를 이해하기 위한 주요 인자이다21). Fig. 16 (a,b)와 (e,f)는 각각 SAC305과 SCN 솔더의 As-reflowed 상태에서의 접합부를 패키지 좌측과 우측 위치별로 나타내었다. SAC305 솔더는 동일한 조성의 페이스트와 솔더 볼을 사용하여 SCN 솔더에 비해 균일한 접합부를 보이고 있으며, 3개의 결정 방향을 가지고 기판 계면에서 미세한 결정립 방향 (Fine grain orientation)을 보이고 있다. Fig. 16 (c,d)는 Homogeneous SAC305의 TCT 후 접합부이며, Fig. 16 (c)의 경우 PCB/솔더 접합부의 IMC와 솔더 계면을 따라 균열이 진전되었고 솔더 모재는 하나의 결정 방향을 가지며 균열 주변에서 결정 방향의 변화를 보였는데, 솔더 모재 내에 재결정이 이루어지기 전에 Cu6Sn5층을 따라 균열이 발생하여 솔더 모재 내에서 결정립 미세화가 이루어지지 않고 균열 주변에서 결정립 방향이 변화한 것으로 사료된다. TCT 이후의 미세조직을 나타내는 Fig. 16 (d,g,h)의 경우 균열이 솔더 모재를 향해 진전하며 Sn 결정립의 재결정이 이루어지고 전반적으로 미세한 결정립 방향을 형성하였다. Lee는22) Bi의 전위의 움직임을 막는 전위 고정 (Dislocation pinning site) 역할과 Bi 분율의 증가에 따른 결정립 미세화 경향에 대하여 보고하였다. 따라서 Heterogeneous SCN는 Bi로 인해 결정립이 미세화되며 결정 방향 (Fig. 16 (g,h))은 등축정 결정립 (Equiaxed grain)을 보이는데, 이는 높은 항복강도를 유도하여 균열 발생을 억제하고 솔더의 열 피로 수명을 향상시킬 수 있는 미세조직으로 판단된다. 따라서 Bi의 고용강화23)로 인하여 솔더 내의 균열 발생이 작았으며 미량 원소를 첨가한 Heterogeneous 접합부에서 보다 안정된 솔더 접합부를 형성한 것을 확인하였다.
Fig. 14
SEM micrographs of solder joints after TCT 2000 cycles, (a,b) IMCs of package side in SCN solder ball and (c) EDS analysis
Fig. 15
SEM micrographs of solder joints after TCT 2000 cycles, (a,b) IMCs of PCB side in SCN solder ball and (c) EDS analysis
Fig. 16
EBSD IPFM images of BGA package solder joint : (a,b) as-reflowed homogeneous SAC305 solder ball joint, (c,d) homogeneous SAC305 solder ball joint after TCT 2000 cycles, (e,f) as-reflowed heterogeneous SCN solder ball joint and (g,h) heterogeneous SCN solder ball joint after 2000 cycles thermal cycling
4. 결 론
본 연구는 SAC305와 미량 Ni, Bi 원소가 첨가된 SCN 조성의 솔더 볼과 SAC305 솔더 페이스트 접합부를 형성하여 Heterogeneous와 Homogeneous 솔더 접합부를 형성하였으며, 2000 Cylces 열사이클시험 후 접합부 열화특성을 정량적으로 비교분석한 결과는 다음과 같다.
1) BGA/솔더 접합부와 PCB/솔더 접합부에서 각각 (Ni,Cu)6Sn5, Cu6Sn5 IMC 층이 형성되었으며 솔더 모재 내에 (Ni,Cu)6Sn5, Cu6Sn5, Ag3Sn가 분포함을 확인하였다.
2) TCT 전/후 접합강도 측정 결과 SAC305와 SCN 접합부의 전단강도는 각각 68.2%, 43.5% 감소하였고, 솔더 접합부의 단면 미세조직 분석 결과 SAC305보다 SCN에서 균열이 더 적게 발생한 것을 확인하였다. SAC305의 Homogeneous 솔더 접합부의 경우 TCT 이후 조대화된 IMC의 계면이 균열을 더 빠르게 진전시키는 것으로 관찰되었다.
3) BGA와 솔더의 접합부의 경우 Sn 재결정과 석출물 조대화로 인한 입계 파단이 일어났으며, PCB와 솔더의 접합부의 경우 Cu6Sn5 IMC층과 조대한 IMC로 인하여 IMC 주변에서 파단이 발생하였다.
4) IPFM 분석 결과, TCT 이후 As-reflowed보다 결정립이 미세화되었으며 균열 주위에서 Sn 재결정이 이루어진 것을 알 수 있었다. Bi 원자는 전위의 이동을 억제하는 역할을 함으로써 등축정 결정립을 형성하였고, 높은 항복강도로 인해 균열 발생을 늦추어 Heterogeneous 접합부의 접합수명을 연장시키는 효과를 얻었다.
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