800 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻型炉 ( ジャパンハイテック株製 ) 中にセットされた. 小型炉は光学顕微鏡のステージ上に取り付けられ, リフロー中のボールの溶融, 凝固状態を TV モニターで観察しながらリフローを行った. リフローは窒素雰囲気中で行われ, 昇温速度 50 K

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みりあおなか
5 years ago
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1 日本金属学会誌第 66 巻第 8 号 (2002) Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 1 野口邦広 1, 2 池田真由美 1, 2 清水勲 1 大野恭秀 1 中森孝 2 1 熊本大学工学部知能生産システム工学科 2 新日本製鉄株式会社技術開発本部 J. Japan Inst. Metals, Vol. 66, No. 8 (2002), pp The Japan Institute of Metals Influence of Silver Addition and Reflow Cooling Rate on Microstructure and Strength of Tin Lead System Solder Ball Bonding Kunihiro Noguchi 1, 2, Mayumi Ikeda 1, 2,IsaoShimizu 1, Yasuhide Ohno 1 and Takashi Nakamori 2 1 Department of Material Science and Engineering, Kumamoto University, Kumamoto Technical Development Bureau, Nippon Steel Co., Tokyo Sn 37 mass Pb and Sn 36 mass Pb 2 mass Ag solder balls have been bonded on Cu pads at the cooling rates of reflow. The microstructure and the mechanical properties of the ball bonding have been investigated. The eutectic lamellar structure (Sn phase/pb phase) of both ball was finer. The lamellar spacing of Sn 36 mass Pb 2 mass Ag solder ball was much smaller than that of Sn 37 mass Pb one at the faster cooling rates. The lamellar structure became finer since Ag may interrupt the diffusion of Sn and Pb. The ball hardness depended on the cooling rate and increased with the smaller lamellar spacing at the faster cooling rate. Since the eutectic Ag 3 Sn intermetallic compound formed in Sn 36 mass Pb 2 mass Ag solder ball, the hardness of this alloy ball was higher than that of Sn 37 mass Pb one. The shear strength of both ball bonding dropped remarkably at 10 K/min since Ni 3 Sn 4 reaction layer at the bonding interface was thicker. The shear strength of Sn 36 mass Pb 2 mass Ag ball was lowerthanthatofsn 37 mass Pb one at each cooling rate. The primary needle shape Ag 3 SnwasobservedinSn 36 mass Pb 2mass Ag ball and near the bonding interface. The lower shear strength of Sn 36 mass Pb 2 mass Ag ball bonding was due to the primary needle shape Ag 3 Sn near the bonding interface and the brittle Ni 3 Sn 4 reaction layer. Since the fracture face of the Sn 36 mass Pb 2 mass Ag ball was flatter than that of the Sn 37 mass Pb ball, the brittle fracture occurred at the Sn 36 mass Pb 2 mass Ag ball bonding interface. (Received December 25, 2001; Accepted June 10, 2002) Keywords: tin lead, solder ball, reflow, cooling rate, lamella, hardness, shear 1. 緒言 BGA(Ball Grid Array) 技術は, プリント基板の Cu パッド上にはんだボールを配置し, その上から IC チップを乗せ, 熱処理することによって接合させる技術である. この技術により半導体デバイスの高集積化と同時に小型化, 薄型化, 軽量化が達成される. 近年の実装技術の発達により, 実装部品は狭いスペースに高密度で複雑に組み込まれるようになった. BGA 技術における接合は, 半導体デバイスを大気中あるいは窒素雰囲気中でリフローすることによって行われるが, 基板上の熱分布を正確にしかも均一になるように制御することは難しい. 同じプリント基板上でも部品の集積密度が異なれば, 昇温, 保温, 冷却時における温度分布は変化する. また同じ IC チップでもはんだボールの溶解凝固速度が異なると接合特性, はんだ特性の不均一が生じデバイスの耐久性の年 3 月 29 日日本金属学会春期大会において一部発表熊本大学大学院生 (Graduate Student, Kumamoto University) 劣化につながる. 従って, 冷却速度がボール接合体の微細組織や強度に及ぼす影響を調べることは, 最適なリフロー条件の選定と同時に破損した接合領域がどのようなリフローの下で作製されたのかを推測する上で重要と言える. 現在, 様々な冷却速度で接合したボール接合体の微細組織や強度特性のデータベース化が進められている 1 7). 本報では, 最も汎用性が高い Sn37 mass Pb( 以下,37Pb),Sn36 mass Pb 2 mass Ag( 以下,36Pb2Ag) はんだボール接合体に関する結果を報告する. 2. 実験方法使用したボールは,37Pb および 36Pb2Ag ボール ( 日鉄マイクロメタル株製, 組成は全て mass ) で, 両ボールとも直径約 600 mm である.Cu パッドには厚さ約 4 mm の Ni P 無電解めっきを施し, その上に厚さ約 0.1 mm の Au 蒸着を行ったものを用いた. プリント基板 (10 mm 10 mm 正方形 ) の Cu パッド上に市販のフラックスを塗布後, はんだボールをピンセットで乗せた. ボールを配置したプリント基板は小

800 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻型炉 ( ジャパンハイテック株製 ) 中にセットされた. 小型炉は光学顕微鏡のステージ上に取り付けられ, リフロー中のボールの溶融, 凝固状態を TV モニターで観察しながらリフローを行った. リフローは窒素雰囲気中で行われ, 昇温速度 50 K/min で 513 K に昇温後,1 分間保持し冷却を開始した.

2 800 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻型炉 ( ジャパンハイテック株製 ) 中にセットされた. 小型炉は光学顕微鏡のステージ上に取り付けられ, リフロー中のボールの溶融, 凝固状態を TV モニターで観察しながらリフローを行った. リフローは窒素雰囲気中で行われ, 昇温速度 50 K/min で 513 K に昇温後,1 分間保持し冷却を開始した. 冷却速度は 10 K/min, 50 K/min, 60 K/min, 100 K/min および 200 K/min の 5 種類とした. その他のリフロー条件, 冷却速度の調整は, 別報 1) と同様である. リフローにより接合されたボール表面や内部組織および接合界面の組織は, SEM(JEOL 株製, 加速電圧 15 kv) を用いて観察した. ボールや接合部の元素分布は,EPMA( 加速電圧 15 kv) を用いて調査した. なお, 断面の SEM,EPMA 分析は試料を樹脂埋め後,#1500 までの SiC エメリー研磨およびバフ研磨による鏡面仕上げを施してから行った.SEM 観察用の試料作製には, 樹脂埋め, 鏡面仕上げなどにより, リフロー後 1 日を要した. よって組織観察までに試料は 1 日間室温に放置されたことになる. 接合界面の TEM 試料は, ミクロトーム法 ( 切削速度 30 mm/s, 膜厚 50 nm) によりスライス後, Cu メッシュに乗せ, 数分間のカーボン蒸着を行って作製した. ボールおよび接合部の強度は, マイクロビッカース硬度測定 ( 負荷時間 15 s, 負荷荷重 0.05 N) とシェア試験 8 10) ( シェア高さはプリント基板表面より約 50 mm, シェアスピード約 2.7 mm/s) により調べた. なおシェア高さは, シェア試験機ステージ上に取り付けられたマイクロメータ ( 最小目盛は 0.05 mm) で測定した. 硬度測定は, 鏡面仕上げした試料に対して, ボール全域にわたり 10 点の測定を行い, その平均値により評価した. なお硬度測定用の試料は,SEM 観察に用いたものを使用し, 組織観察後, 直ちに硬度測定を行った. シェア試験は, 各試料に対して少なくとも 20 回の測定を行い, その平均値により評価した. 3. 実験結果および考察 3.1 ボール組織の SEM 観察 Fig. 1 に冷却速度 100 K/min と 10 K/min で接合した 37Pb ボール表面 (Fig. 1(a), (b)) および 36Pb2Ag ボール表面 (Fig. 1(c), (d)) の SEM 写真を示す. 写真中の白色部が Pb 相, 灰色部が Sn 相である. 両ボールともラメラ組織が観察される.Fig. 1(a) と (c) を比較すると, 倍率は異なるが, より高倍率で撮影された 36Pb2Ag ボールのラメラ間隔は 37Pb ボールのそれと変わらない. よって同じ冷却速度でもラメラ間隔は 37Pb ボール (Fig. 1(a)) より 36Pb2Ag ボール (Fig. 1(c)) の方が微細であることがわかる. 詳細なラメラ間隔については後述する.Fig. 1(a) 中において表面に起伏が観察されるが, 凹部を境界にラメラ方向が異なることから, 凹部が共晶セル境界部に対応していると考えられる. 冷却速度 10 K/min で接合した 37Pb ボールおよび 36Pb2Ag ボール表面の SEM 写真について (Fig. 1(b), (d)), 両ボールとも 100 K/min と比較するとラメラ組織が粗大化している.10 K/min においてもラメラ組織は 37Pb ボールより 36Pb2Ag ボールの方が微細である. 両ボールとも冷却速度が遅いと共晶組織が粒状化した領域が増加している.Fig. 2 Fig. 1 SEM micrographs of Sn37Pb ball surface and Sn36Pb2Ag ball surface cooled at 100 K/min (a), (c) and 10 K/min (b), (d), respectively.

第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 801 に冷却速度 200 K/min の 37Pb ボール断面 (Fig. 2(a)) と 36Pb2Ag ボール断面 (Fig. 2(b)) の SEM 写真を示す. 表面組織と同様に, 冷却速度が同じでもラメラ組織は 36Pb2Ag の方が微細であることがわかる.

3 に冷却速度とボール断面におけるラメラ間隔の関係を示す. ボール表面におけるラメラ間隔は, 両ボールとも断 Fig. 4 Relation of cooling rate and micro Vickers hardness. Fig. 2 SEM micrographs of Sn37Pb ball cross section (a) and Sn36Pb2Ag ball cross section (b) cooled at 200 K/min, respectively.

3 第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 801 に冷却速度 200 K/min の 37Pb ボール断面 (Fig. 2(a)) と 36Pb2Ag ボール断面 (Fig. 2(b)) の SEM 写真を示す. 表面組織と同様に, 冷却速度が同じでもラメラ組織は 36Pb2Ag の方が微細であることがわかる. 本研究におけるラメラ間隔は,SEM 観察中最もラメラ組織が微細な領域を選び写真撮影し, その SEM 写真中のスケールと対比させて算出した. 冷却速度が遅くなるとボール表面と同様にラメラ組織の領域は少なく, 断面の大部分が粒状の共晶組織であった. これは冷却速度が遅くなることで相の粒状化が進んだためである. 3.2 冷却速度に対するラメラ間隔と硬度 Fig. 3 に冷却速度とボール断面におけるラメラ間隔の関係を示す. ボール表面におけるラメラ間隔は, 両ボールとも断 Fig. 4 Relation of cooling rate and micro Vickers hardness. Fig. 2 SEM micrographs of Sn37Pb ball cross section (a) and Sn36Pb2Ag ball cross section (b) cooled at 200 K/min, respectively. Fig. 3 Relation of cooling rate and lamellar spacing in the ball cross section. Fig. 5 TEM micrographs of Sn36Pb2Ag ball cooled at 100 K/ min. Bright field image (b) magnifiestheareaain(a) by 3.75 times.

802 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻 Fig. 6 Results of EDX analysis of Sn36Pb2Ag ball cooled at 100 K/min. Each analysis was performed at the area B, C, D in Fig. 5(b), respectively. Fig. 7 Relation of cooling rate and shear strength.

この結果は冷却速度の変化に伴うラメラの微細化の程度が, 本研究におけるボール組成の違いによっては影響を受けないことを示唆している. 両ボールとも冷却速度が速くなるとラメラ間隔は微細化する.C 1 は 37Pb ボールにおいて約 0.9 mm,36pb2ag ボールにおいて約 0.3 mm で,Ag 添加により小さくなった.

4 802 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻 Fig. 6 Results of EDX analysis of Sn36Pb2Ag ball cooled at 100 K/min. Each analysis was performed at the area B, C, D in Fig. 5(b), respectively. Fig. 7 Relation of cooling rate and shear strength. 面における結果と同様であった.Fig. 3 において, 両ボールのラメラ間隔と冷却速度の-1/2 乗値が, 以下の式 ( 1 ) の直線におよそ合致する傾向にある. l=c 0 R (-1/2) c +C 1 ( 1 ) C 0 はボール組成に依存する定数である. 本研究では 37Pb, 36Pb2Ag ボールともに 3.33 であった. この結果は冷却速度の変化に伴うラメラの微細化の程度が, 本研究におけるボール組成の違いによっては影響を受けないことを示唆している. 両ボールとも冷却速度が速くなるとラメラ間隔は微細化する.C 1 は 37Pb ボールにおいて約 0.9 mm,36pb2ag ボールにおいて約 0.3 mm で,Ag 添加により小さくなった. 全冷却速度で粒状組織が観察されたが, その割合は冷却速度の遅い方が多かった. 全冷却速度において 36Pb2Ag ボールの Fig. 8 Results of EPMA plane analysis of Sn36Pb2Ag ball cross section cooled at 200 K/min; SEI (a), Sn(b), Pb(c) and Ag (d) image of (a). The bonding interface is shown by arrows.

第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 803 ラメラ組織がより微細であったことから Ag の添加が組織に影響を与えていると考えられる.Fig. 4 に冷却速度とマイクロビッカース硬度値の関係を示す. 両ボールとも冷却速度が速くなると硬度が上昇していることがわかる.

5 第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 803 ラメラ組織がより微細であったことから Ag の添加が組織に影響を与えていると考えられる.Fig. 4 に冷却速度とマイクロビッカース硬度値の関係を示す. 両ボールとも冷却速度が速くなると硬度が上昇していることがわかる.37Pb ボールより 36Pb2Ag ボールの硬度が全冷却速度において高く, これはラメラ組織の微細化および後述する共晶の Ag 3 Sn 金属間化合物の分散強化によるものと考えられる. 3.3 ボール内部組織の TEM 観察 Fig. 5 および Fig. 6 は,100 K/min で冷却し接合した 36Pb2Ag ボール組織の TEM 観察結果および EDX 元素分析の結果である.Fig. 5(a) が接合界面近傍のボール組織の明視野像で,Fig. 5(b) が Fig. 5(a) 中の領域 A の拡大写真である.SEM 写真と同様にラメラ組織が観察される.Fig. 6 は Fig. 5(b) 中の領域 B, C および D の EDX 元素分析の結果である. なお図中には Cu のピークが観察されるが, これは Cu メッシュによるものである.Fig. 6(a) では Pb のピーク, Fig. 6(b) では Sn のピーク,Fig. 6(c) では Sn と Ag のピークが強く検出される. よって Fig. 5(b) 中の領域 B, C はそれぞれ Pb 相,Sn 相で, ボール内の組織は Sn 相と Pb 相のラメラ組織であることが確認される. また領域 D のような両相のラメラ境界に生成した相は,Fig. 5(c) の化学分析の結果 (Ag Sn=3 1 で他の元素は含まなかった ) や平衡状態図 11) から考察して, 共晶の Ag 3 Sn 金属間化合物と考えられる.Sn Ag 系や Pb Ag 系平衡状態図より,Ag は Sn 相や Pb 相には全く固溶しない. よって Ag が Sn や Pb の拡散を妨げ,Sn 相と Pb 相のラメラ組織の粗大化を抑制したものと推測される.Ag 含有によるラメラ微細化の効果は,Fig. 3 における比較的小さな C 1 にも現れている. 最終的に Ag は Sn と反応し Ag 3 Sn となり,36Pb2Ag ボール中に分散析出したと考えられる. 以上から 36Pb2Ag ボール中のラメラ組織が 37Pb ボールのそれより微細になり, これに加えて共晶 Ag 3 Sn の分散強化により硬度が高くなったものと推測される. 3.4 ボール接合体のシェア強度と界面組織 Fig. 7 に冷却速度とシェア強度の関係を示す.37Pb ボールにおいて 200 K/min および 100 K/min の冷却速度では, シェア強度はほとんど変化しない. しかし 10 K/min と冷却速度が遅くなるとシェア強度は低下している.36Pb2Ag ボールにおける冷却速度とシェア強度の関係も 37Pb ボールのそれと変わらない. 全冷却速度において,36Pb2Ag ボールのシェア強度が 37Pb ボールのそれより低いことがわかる. Fig. 8 に冷却速度 200 K/min でリフローした 36Pb2Ag ボール接合体界面の EPMA 面分析の結果を示す.Fig. 8(a) は二次電子像,Fig. 8(b)~(d) は,Sn, Pb, Ag の元素分布を示している. 図中には, 接合界面を示す矢印を示した.Fig. 8(d) より界面の一部に Ag が観察される. これは,Ag が凝固過程で Sn 相,Pb 相から排出され偏析した共晶セル境界部の一部が, 接合界面に現れたためである. またボール内でラメラの方向が相対した領域は共晶セル境界部であるが, ここにも Ag の偏析が観察される. 先に述べた TEM 観察の結 Fig. 9 Results of EPMA plane analysis of Sn36Pb2Ag ball cross section; Ni (a) image in Fig. 8 (a), Ni images of the ball bonding interface cooled at 100 K/min (b) and 10 K/min (c), respectively. The bonding interface is shown by arrows. 果から,Ag が分布した領域に共晶 Ag 3 Sn が生成しているものと考えられる.Fig. 9 は,Fig. 8 と同じ界面における Ni 分布 (Fig. 9(a)), 冷却速度 100 K/min,10 K/min でリフローした接合界面における Ni 分布を示す EPMA 面分析の結果 (Fig. 9(b), (c)) である. なお図中には接合界面を示す矢印を示したが, これは接合前の無電解 Ni P めっき膜の厚さが約 4 mm であることを考慮して位置付けした. 冷却速度が遅くなるにつれて,Ni の拡散が進行し反応層が厚くなっていることがわかる. 反応層の厚さは,200 K/min,100 K/ min および 10 K/min においてそれぞれ約 1.3 mm, 約 5 mm および約 10 mm であった. よって両ボールとも 10 K/min

6 804 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻 Fig. 10 TEM micrograph and EDX analysis results of Sn36Pb2Ag ball bonding interface cooled at 100 K/min; Bright field image (a) and analysis results (b), (c), (d) attheareab,c,din(a), respectively. でシェア強度が著しく低下した原因は, 反応層厚の増大によるものと考えられる.Fig. 10 は,100 K/min でリフローした 36Pb2Ag ボール接合界面の TEM 明視野像 (Fig. 10(a)) および (a) 中の領域 B, C, D における EDX 元素分析の結果である.Ni P 無電解めっき膜から Ni が拡散し, ボール中の Sn と反応層を形成している.Fig. 10(d) より反応層域の Ni と Sn の割合が 3 4 であることから, 反応層は Ni 3 Sn 4 金属間化合物と考えられる.37Pb ボール界面も Ni の拡散分布や組織形態は同様であった.TEM 試料はミクロトーム法で作製されたが, 全ての TEM 試料が Fig. 10(a) に示されるように Ni 3 Sn 4 層で割れていた. これはこの領域が最も脆く破壊されやすいことを示唆している.Fig. 11 は,200 K/ min でリフローした 36Pb2Ag ボールで観察された針状晶出物の EPMA 面分析の結果である.Fig. 11(b), (d) より針状晶出物に Sn と Ag の分布が観察されたことから, 前述した平衡状態図や融点の高さ ( 約 753 K) より Ag 3 Sn の初晶と推測される. このような針状晶出物は, 全冷却速度による 36Pb2Ag ボール接合体において観察されたが, 界面近傍やネック部およびボール表面よりボール中央に向かって成長していた. ボール表面から外部雰囲気への熱伝導が速く, 表面に晶出した結晶がボール中央に向かって成長したものと考えられる.Fig. 12 は,Fig. 11 と同様の針状晶出物における線分析の結果である. なお分析は,Fig. 11(a) 中に示されたライン A B に沿って行った. 線分析の結果より晶出物における Ag と Sn の割合が 3 1 で,Pb(Fig. 12(b)) や Ni は検出されなかったことから, 針状晶出物は Ag 3 Sn であることが確認される.Fig. 13 は,100 K/min で冷却した 36Pb2Ag 接合体界面近傍で観察された針状晶出物の EPMA 面分析の結果である.Fig. 13(a) は二次電子像,Fig. 13(b)~(d) は, Sn, Pb, Ag の元素分布を示している. 図中の矢印は接合界面を示している. これまでの結果と同様に, 針状 Ag 3 Sn に他の元素は全く含まれていなかった.Fig. 13(a) における針状 Ag 3 Sn は, ボール接合体のネック部より内部に向かって成長していた. このように 36Pb2Ag 接合体の界面近傍やネック部に晶出した針状 Ag 3 Sn は, 全冷却速度において観察された. 本研究において Ag 3 Sn が界面の Ni 3 Sn 4 反応層上に晶出, 成長した組織は確認できなかった. よって界面上における共晶セル境界部の Ag 3 Sn の形状や Ni 3 Sn 4 層との整合性は不明であるが, 前述した Ni 3 Sn 4 層で破壊されやすい結果 (Fig. 10) を加味すると,Ni 3 Sn 4 層上に針状 Ag 3 Sn が点在する場合 (Fig. 8 のように,Ag 3 Sn が晶出した共晶セル境界部の一部が, 接合界面上に現れる場合 ), シェア強度の低下を助長すると考えられる. また Fig. 13(a) のように, 針状 Ag 3 Sn がネック部のような界面に接近した領域で晶出, 成

第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 805 Fig. 11 Results of EPMA plane analysis of Sn36Pb2Ag ball cross section cooled at 200 K/min; SEI (a), Sn(b), Pb(c) and Ag (d) image of (a).

12 Results of EPMA line analysis of the needle shape precipitate in Fig. 11 (a);sn(a),pb(b),andag(c) concentration analyzed along the line A B infig.11(a). Fig. 14 にシェア試験後の破面を SEM 観察した結果を示す.

7 第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 805 Fig. 11 Results of EPMA plane analysis of Sn36Pb2Ag ball cross section cooled at 200 K/min; SEI (a), Sn(b), Pb(c) and Ag (d) image of (a). 長してもシェア破壊を容易にすると推測される. 以上より両ボールの接合体界面および界面近傍における組織の相違が, 36Pb2Ag ボール接合体のシェア強度が 37Pb ボール接合体のそれより低い原因と考えられる. 3.5 シェア試験後のボール接合体の破面組織 Fig. 12 Results of EPMA line analysis of the needle shape precipitate in Fig. 11 (a);sn(a),pb(b),andag(c) concentration analyzed along the line A B infig.11(a). Fig. 14 にシェア試験後の破面を SEM 観察した結果を示す. 本研究におけるシェア試験のシェア高さは, プリント基板表面から約 50 mm とした.37Pb ボール (Fig. 14(a)) において, 破面にはフラットな部分とデインプル部が観察され, 破壊形態が延性破壊と脆性破壊の混合型であることがわかる. シェア方向 ( 図中矢印 ) から考えて, 破壊は界面で脆性的に生じ, 亀裂がボールに及んだ場合に延性破壊が生じると考えられる. 対照的に 36Pb2Ag ボール (Fig. 14(b)) において, ほぼ破面全体がフラットであることから脆性破壊が生じたことがわかる. 以上の結果から, 両ボール接合体におけるシェア強度が, 冷却速度が遅くなるにつれて低下した原因は, Ni 3 Sn 4 相の生成, 成長によるものと考えられる. また 37Pb ボールより 36Pb2Ag ボールのシェア強度が, ボール本体の硬さが高いにもかかわらず低下した原因は, 両ボール間の界面近傍における組織の相違によるもので, 界面近傍やネック部で晶出, 成長した針状 Ag 3 Sn の影響が大きいと推測される.

リフロー後の冷却時に Ag が Sn と Pb の拡散を妨げ, Sn 相と Pb 相の成長を抑制することで,Sn36Pb2Ag ボールのラメラ組織は,Sn37Pb ボールのそれより微細になった.

8 806 日本金属学会誌 (2002) 第 66 巻 Fig. 13 Results of EPMA plane analysis of Sn36Pb2Ag ball cross section cooled at 100 K/min; SEI (a), Sn(b), Pb(c) and Ag (d) image of (a). The bonding interface is shown by arrows. 4. 結言本研究では, 様々な冷却速度 (10 K/min~200 K/min) で接合した Sn37Pb, Sn36Pb2Ag ボールおよび接合体の組織や強度を調査した. 以下にその結果を示す. ボール表面や内部のラメラ組織は, 冷却速度が速くなるほど微細化した. リフロー後の冷却時に Ag が Sn と Pb の拡散を妨げ, Sn 相と Pb 相の成長を抑制することで,Sn36Pb2Ag ボールのラメラ組織は,Sn37Pb ボールのそれより微細になった. ボールの硬度は冷却速度が速く, ラメラ間隔が狭くなるほど上昇し, ラメラ組織微細化や共晶 Ag 3 Sn の分散強化によって Sn36Pb2Ag ボールの方が Sn37Pb ボールより高い硬度値が得られた. Sn36Pb2Ag ボール接合体の界面近傍, ネック部やボール内では, 針状 Ag 3 Sn が初晶として晶出した. Sn36Pb2Ag ボール接合体のシェア強度は, 界面近傍やネック部で晶出, 成長した針状 Ag 3 Sn の影響によって Sn37Pb ボール接合体のそれより全冷却速度において低かった. 文献 Fig. 14 SEM micrographs of the fracture face of Sn37Pb (a) and Sn36Pb2Ag (b) ball side cooled at 10 K/min after the shear test. 1) K. Noguchi, M. Ikeda, I. Shimizu, Y. Kawamura and Y. Ohno: Mater. Trans. 42(2001) ) P.L.Tu,Y.Chan,K.C.HumgandJ.K.L.Lai:IEEETrans. 23(2000)

9 第 8 号 Sn Pb 系はんだボール接合体の組織と強度に及ぼす Ag 添加とリフロー冷却速度の影響 807 3) Y. Kariya, Y. Tanaka, Y. Nakagishi and M. Ohtuka: Proc. 7th Sympo. on Micro joining and Assembly Technology in Electronics (2001) pp ) M. Itou, M. Yoshikawa, A. Hirose and K. Kobayashi: Proc. 7th Sympo. on Micro joining and Assembly Technology in Electronics (2001) pp ) I. Artaki, G. W. Finley, A. M. Jankson, U. Ray and P. T. Vianco: Proc. Surface Mount International (1995) pp ) T. Takemoto: Proc. EcoDesign '99: First International Sympo. on Environmetally Conscious Design and Inverse Manufacturing, Feb. 1 3, Tokyo (1999) pp ) K. Suganuma, K. S. Kim and S. H. Huh: 2001 Int. Symposium on Microelectronics, pp ) K.Tatsumi,T.Uno,O.Kitamura,Y.Ohno,T.Katsumataand M. Furusawa: Proc. of 1995 IEMT Symposium Austin USA. (1995) pp ) T. Uno, K. Tatsumi and Y. Ohno: Proc. Of the Joint ASME/ JSME ``Advances in Electronic Packaging'' 2(1992) ) A. Kuwabara, K. Mizuno, K. Tatsumi, T. Uno and Y. Ohno: Trans. Mater. Res. Soc. Jpn. 16B(1994) ) M. Hansen: Constitution of Binary Alloys, (McGraw Hill Book Co., Inc, New York, 1958) pp

渡辺(2309)_渡辺(2309)

渡辺(2309)_渡辺(2309) [ 29 p. 241-247 (2011)] ** *** ** ** Development of a nickel-based filler metal containing a small amount of silicon by WATANABE Takehiko, WAKATSUKI Ken, YANAGISAWA Atsusi and SASAKI Tomohiro Authors tried