ZUMIKROSYS 1. Teil - Mikroaufbautechnik am HSG-IMAT

Abschlussbericht zum IGF-Vorhaben 303 ZBG 

Zuverlässigkeit mikromechatronischer Systeme mit Chip 

auf MID und flexiblen Substraten (ZUMIKROSYS) 

Kurztitel: ZUMIKROSYS 

Bearbeitungszeitraum: 01.01.2009 – 30.06.2011 

Federführende Forschungsvereinigung: 3-D MID e. V. 

Kooperierende Forschungsvereinigung: Hahn-Schickard-Gesellschaft 

für angewandte Forschung e. V. 

Durchführende Forschungsstellen: 

Lehrstuhl für Fertigungsautomatisierung 

und Produktionssystematik (FAPS) 

Universität Erlangen-Nürnberg 

Dipl.-Ing. Andreas Reinhardt 

Dipl.-Wirtsch.-Ing. Christian Goth 

Prof. Dr.-Ing. J. Franke 

Institut für Mikroaufbautechnik 

der Hahn-Schickard-Gesellschaft 

für angewandte Forschung e. V. (HSG-IMAT) 

Dr.-Ing. Marc Schober 

Prof. Dr. rer. nat. Heinz Kück 

Institut für Mikro- und Sensorsysteme (IMOS) 

Otto-von-Guericke Universität Magdeburg 

Dipl.-Ing. Sören Majcherek 

Dipl.-Ing. Sebastian Höll 

Prof. Dr. rer. nat. Bertram Schmidt 

Das IGF-Vorhaben 303 ZBG der Forschungsvereinigungen Räumliche Elektronische Baugruppen 3-D MID e. V. und Hahn- 

Schickard-Gesellschaft für angewandte Forschung e. V. (HSG) wurde über die Arbeitsgemeinschaft industrieller 

Forschungsvereinigungen „Otto von Guericke“ e. V. (AiF) im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen 

Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des 

Deutschen Bundestages gefördert.

Inhaltsverzeichnis 


1 Motivation und Problemstellung ................................................................................ 2 

2 Material- und Prozesswahl sowie Prüfkörperkonzeption ............................................ 4 

3 Entwicklung und Anpassung des Sensorchips und dessen AVT ................................... 6 

3.1 Prozesstechnik .................................................................................................. 10 

3.2 UBM .................................................................................................................. 16 

3.3 Biegeversuche zur Sensorkalibrierung .............................................................. 17 

4 Aufbau der Demonstratoren .................................................................................... 20 

4.1 Planarisierung ................................................................................................... 21 

4.2 Aufbau Prüfkörper Flip-Chip-Löten ................................................................... 24 

4.3 Aufbau Prüfkörper Flip-Chip-Kleben ................................................................. 26 

4.4 Aufbau Prüfkörper Drahtbondvarianten .......................................................... 29 

5 Materialparameter Werkstoffverbund ..................................................................... 31 

5.1 Ermittlung der Temperaturabhängigkeit der Elastizitätskenngrößen .............. 31 

5.2 Ermittlung des dehnratenunabhängigen Spannungs-Dehnungs-Verhaltens ... 33 

5.3 Ermittlung des dehnratenabhängigen Kriechverhaltens .................................. 34 

5.4 Ermittlung des Wärmeausdehnungsverhaltens ............................................... 35 

5.5 Ermittlung der Geometrieparameter ............................................................... 37 

6 Simulation Verbund .................................................................................................. 38 

6.1 Erstellung von Materialmodellen ..................................................................... 38 

6.2 Erstellung und Analyse des thermomechanischen Modells ............................. 41 

7 Experimentelle Charakterisierung ............................................................................ 61 

7.1 Messmimik ........................................................................................................ 61 

7.2 Berechnung der mechanischen Spannungswerte ............................................ 67 

7.3 Metallisierung ................................................................................................... 69 

I


7.4 Charakterisierung der Scherkräfte der Lotbumps ............................................ 70 

7.5 Charakterisierung der Bondverbindungen ....................................................... 70 

7.6 Charakterisierung der Flip-Chip-Aufbauten ...................................................... 71 

8 Umwelttests ............................................................................................................. 72 

8.1 Temperaturwechseltest mit Funktionschips zur Erfassung der 

Differenzspannungen ........................................................................................ 72 

8.2 Flip-Chip-Kleben mit ICA ................................................................................... 74 

8.3 Flip-Chip-Kleben mit NCA .................................................................................. 74 

8.4 Flip-Chip-Löten .................................................................................................. 75 

8.5 Drahtbonden ..................................................................................................... 76 

8.6 Auswertung der Ergebnisse .............................................................................. 76 

9 Untersuchung von Ausfallart und Ausfallursachen ................................................... 84 

10 Zusammenfassung und Ausblick ............................................................................... 87 

II

Zusammenfassung 

Zusammenfassung 

Forschungsergebnisse dieses Vorhabens sind Zuverlässigkeitsaussagen bzw. Lebensdauermodelle 

über den Verbund von Chip auf MID und flexiblen Substraten. Im Vorhaben wurden die 

Verbindungstechnologien Drahtbonden, Flip-Chip-Löten und Flip-Chip-Kleben (mit NCA und 

ICA) untersucht. Hierzu wurden zunächst die thermomechanischen Materialparameter experimentell 

bestimmt, um durch Finite-Elemente-Analysen (FEA) Erkenntnisse über thermomechanisch 

induzierte Spannungen innerhalb des Siliziumchips sowie mögliche Versagenskriterien für 

den Verbund des Kunststoffteils mit einem Siliziumchip auf flexiblen (LCP, PI) und starren 

thermoplastischen (LCP, PET+PBT) im Vergleich zu duroplastischen (FR4) Substraten zu gewinnen. 

Mit Hilfe eines im Vorhaben weiterentwickelten Silizium-Testchips wurden die während 

der Temperaturwechseltests (-40 °C / +80 °C) im Chip aufgetretenen thermomechanischen Differenzspannungen 

mit einer Online-Messung charakterisiert und die über FEA berechneten Ergebnisse 

verifiziert. Es zeigte sich, dass die Chip-Spannungen auf MID-Substraten maßgeblich 

von der Wahl des Substratwerkstoffes und der Bauteilorientierung in Bezug zur Materialfließrichtung 

bestimmt werden. Für die Verbindungstechnologie Flip-Chip-Löten wurden End-of-Life 

Tests (Temperaturschock -40 °C / +150 °C) durchgeführt. Hierbei konnten die experimentell 

ermittelten Ausfallzeitpunkte und -kriterien über die FEA nachgestellt werden. Die Flip-Chip- 

Lötaufbauten zeigten insbesondere für LCP-Substrate zu herkömmliche Leiterplattenlösungen 

vergleichbare Lebensdauerwerte und Spannungen. 

Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht. Durch die erzielten Ergebnisse ist mit einer verstärkten 

Umsetzung der Technologie MID in Kombination mit den untersuchten Chipmontagetechnologien, 

vor allem bei KMUs, zu rechnen. Die Erkenntnisse ermöglichen einen höheren Miniaturisierungsgrad 

sowie eine schnelle und damit kostengünstigere Umsetzung von Produktideen 

durch Nutzung von FEA. 

1

1 Motivation und Problemstellung 


Molded Interconnect Devices (MID) als multifunktionale 3D-Packages für mikromechatronische 

Systeme haben in den letzten Jahren stark an Bedeutung gewonnen [1][2][3]. Neben der hohen 

Gestaltungsfreiheit ist vor allem auch der hohe mögliche Miniaturisierungsgrad eine starke 

Triebfeder für den zunehmenden Einsatz von MID-Technologien in unterschiedlichsten Bereichen 

wie z.B. Kfz-, Automatisierungs-, Kommunikations- und Medizintechnik. Bei der Strukturierung 

von MID mit feinsten Leiterbahnen hat insbesondere die LPKF-LDS®-Technologie in den 

letzten Jahren eine entscheidende Weiterentwicklung erfahren. Die Prozesse sind mittlerweile 

bei einer Reihe von MID-Herstellern, welche hauptsächlich kleine und mittlere Unternehmen 

(KMU) sind, fest etabliert. Durch diese Strukturierungsmöglichkeiten erweitert sich auch das 

Bauteilspektrum für MID-Baugruppen um Chips mit feinen Anschlussstrukturen. 

Die Montage von Nacktchips auf MID mit Drahtbond- und Flip-Chip-Technologien bietet vielfältige 

Möglichkeiten bei der Realisierung von kleinsten multifunktionalen 3D-Packages. So sind 

die Grundlagen für die Montage von Nacktchips auf MID in verschiedenen AiF-Projekten [4][5] 

erarbeitet worden. Im BMBF-Vorhaben IMDAKT [6] wurde die Flip-Chip-Technik erfolgreich zum 

Aufbau eines MID basierten Drehgebers für den Kfz-Bereich eingesetzt. Gegenüber den herkömmlichen 

Drehgebern konnte hierbei mit der MID-Technik eine deutliche Baugrößenreduzierung 

erreicht werden. Weiterhin ist eine Reihe von weiteren mikrosystemtechnischen Produkten 

wie z. B. Packages mit Druck- und Lichtsensoren bereits in MID-Technik realisiert worden 

[7][8][9]. Derzeit sehen vor allem KMU große Chancen, die MID-Technik in Kombination mit der 

Chipmontage zum Aufbau von elektromechanischen Komponenten in unterschiedlichsten Bereichen 

einzusetzen und so die Produktinnovation weiter vorantreiben zu können. 

Bei bisherigen Anwendungen sind in der Regel kleine Chips mit wenigen Anschlüssen eingesetzt 

worden, wobei Drahtbondtechniken oder klebstoffbasierte Flip-Chip-Techniken Verwendung 

fanden. Bei thermoplastischen Schaltungsträgern besteht jedoch die Problematik, dass der 

thermische Ausdehnungskoeffizient des Thermoplasten anisotrop und im Vergleich zur Leiterplatte 

relativ hoch ist. Weiterhin wird der Ausdehnungskoeffizient des Thermoplasten durch die 

Geometrie des Bauteils und den Spritzgießprozess bei der Herstellung beeinflusst. So entsteht 

bei der Verarbeitung von Nacktchips auf einem thermoplastischen Substrat ein Werkstoffverbund 

mit teilweise sehr unterschiedlichen Ausdehnungskoeffizienten. Die drahtgebondeten 

Nacktchips auf MID-Substraten werden durch einen zusätzlichen Verguss vor mechanischen 

Einflüssen geschützt, wobei die Vergussmasse wiederum Einfluss auf das thermomechanische 

Verhalten des Verbundes hat. Beim Aufbau mit Nacktchips und klebstoffbasierter Flip-Chip- 

Technik kommt den thermomechanischen Eigenschaften des Klebstoffs eine besondere Bedeutung 

zu. Der Ausdehnungskoeffizient des Thermoplasten kann jedoch durch geeignete Wahl 

von Polymer und Füllstoffen reduziert werden, wie am Beispiel des im Projekt IMDAKT für den 

aufgebauten Drehgeber verwendeten laseraktivierbaren Thermoplasten auf der Basis von LCP 

demonstriert wurde. Anhand der durchgeführten Umwelttests wie z.B. Temperaturschocktests 

konnte gezeigt werden, dass dieser MID basierte Drehgeber die Spezifikationen für Kfz im Motorraum 

voll erfüllt [6]. 

2

3 


Die Absicherung der Zuverlässigkeit wurde bisher in pragmatischer Weise bei allen untersuchten 

Baugruppen mittels beschleunigter experimenteller Umwelttests durchgeführt. Zuverlässigkeits- 

und Lebensdauermodelle existieren zu den thermoplastbasierten Baugruppen bisher 

nicht. Solche Modelle und die Kenntnis entsprechender Schadensmechanismen sind jedoch 

sehr wichtig bei der Extrapolation der Auswirkungen des stark beschleunigenden Belastungskollektivs 

kürzerer Umwelttests auf längere Zeiträume während der Lebensdauer einer Baugruppe. 

Bisher werden Zuverlässigkeitsprobleme erst bei aufgebauten Prototypen erkannt, was zu 

langen Entwicklungszyklen führt. Jedoch wurden in der Elektroniktechnologie bereits umfassende 

Untersuchungen zu diesem Thema durchgeführt und es ist zu prüfen, in wie weit diese 

Erkenntnisse Übertragbarsind oder neu entwickelt werden müssen. 

Der Aufbau geeigneter Modelle für mikromechatronische Systeme auf der Basis von Thermoplasten 

kann daher in Anlehnung an die Elektroniktechnologie erfolgen, wofür die genaue Beschreibung 

des thermoplastischen Trägers erforderlich ist. Mittlerweile ist bereits eine geeignete 

neue Software verfügbar, die in der Lage ist, Kunststoffbauteile anhand von temperatur- und 

richtungsabhängigen Materialparametern sowie von Werkzeuggeometrie und Werkzeugtemperierung 

zu modellieren [10]. Hiermit werden Aussagen über den Verzug, die intrinsischen Spannungen 

und die lokalen Materialparameter wie z.B. thermischer Ausdehnungskoeffizient und 

fließrichtungsabhängiges E-Modul getroffen. Diese Parameter können zusammen mit den zeitabhängigen 

Materialparametern in die thermomechanische Simulation zur Bestimmung der 

lokalen Spannungswerte integriert und somit im Vorfeld Aussagen über die thermomechanische 

Beanspruchung einzelner Komponenten der Baugruppe erzielt werden. 

Durch einen mikromechanischen Sensorchip können grundsätzlich die durch das Packaging auftretenden 

mechanischen Spannungen in-situ messtechnisch erfasst werden [11]. Durch die 

Nutzung solch eines Chips bei thermoplastbasierten Baugruppen wird die thermomechanische 

Simulation verifizierbar. Weiterhin sollte hiermit auch ein Monitoring des mechanischen Stresses 

während des Fügeprozesses und während der Lebensdauertests möglich sein. Aus der 

Kenntnis der tatsächlich auftretenden mechanischen Spannungen und deren zeitlichem Verlauf 

können die Stressmodelle verifiziert werden.

2 Material- und Prozesswahl sowie Prüfkörperkonzeption 


Ziel des Projektes ist es unter anderem Erkenntnisse zur Zuverlässigkeit von 

mikromechatronischen Systemen mit Chips auf laserdirektstrukturierten MID und flexiblen 

Substraten zu gewinnen. Um Aussagen zur Zuverlässigkeit zur erhalten wurden Demonstratoren 

aufgebaut und mittels beschleunigten Umwelttests charakterisiert. Für die Demonstratoren 

wurden in Absprache mit dem projektbegleitenden Ausschuss (PA) folgende Aufbautechnologien 

ausgewählt (siehe Abbildung 1). 

Abbildung 1: Übersicht der ausgewählten Aufbautechnologien 

Es wurde das Flip-Chip-Löten sowie das Flip-Chip-Kleben mit isotrop leitendem Klebstoff (engl.: 

Isotropic Conductive Adhesive, ICA) und nichtleitfähigem Klebstoff (engl.: Non-Conductive 

Adhesive, NCA) ausgewählt. Als weitere Standardaufbautechnik wurde das Drahtbonden ausgewählt. 

Aufgrund der im Vergleich zur Leiterplattentechnik hohen Rauheit der Metallschichten 

auf MID sowie der Ergebnisse des IGF-Vorhabens „Untersuchungen zur Verbesserung der Kontaktierung 

von LDS-MID durch Planarisierung“ [5]wurde das Aluminium Wedge-Wedge- 

Drahtbonden ausgewählt. 

Nach Auswahl der Aufbauvarianten wurden die eingesetzten AVT-Materialien ausgewählt. Für 

das Flip-Chip-Löten wurde eine Lotlegierung Sn96.5/Ag3/Cu0.5 der Firma Heraeus ausgewählt. 

Für das Flip-Chip-Kleben (ICA) wurde EPO-TEK H20E als ICA und HYSOL FP4511 als Underfill ausgewählt. 

Für das Flip-Chip-Kleben (NCA) wurde DELO-MONOPOX MK055 als NCA ausgewählt. 

Für das Drahtbonden wurde EPO-TEK H20E für den Die-attach ausgewählt. 

Als MID-Substratwerkstoff wurde ein LCP des Typs Vectra E840i LDS und ein PET+PBT-Blend des 

Typs Pocan DP T7140 LDS ausgewählt. Zum Aufbau der Chips auf flexiblen Foliensubstraten 

wurden Folienwerkstoffe der Typen ESPANEX SB II (PI-Laminat) und ULTRALAM® 3000 (LCP- 

Laminat) ausgewählt. 

Als Basis für die folgenden Simulationen in Kapitel 6 wurde der Chipaufbau einfach gestaltet. 

Dabei wurde insbesondere ein möglichst symmetrischer Aufbau des Chips berücksichtigt, um 

die Rechenzeit zu reduzieren und so die große Variantenvielfalt ausführlich untersuchen zu 

können. Die üblicherweise auf MID verwendeten Chipgrößen liegen derzeit im Bereich von ≤ 4 x 

4 mm². Je größer der Chip desto größer der Einfluss des unterschiedlichen thermischen 

Ausdehnungskoeffizenten zwischen Chip und Substrat und somit die in der Baugruppe induzierte 

thermomechanische Spannung. Aufgrund dessen wurde die Chipgröße auf eine maximale 

Kantenlänge von 4 mm festgelegt. Um kleinere Chips untersuchen zu können, sollte die Möglichkeit 

einer symmetrischen Anordnung der DMS bestehen, so dass ein Chip mit 4 x 4 mm² mit- 

4


tels Sägen auf 2 x 2 mm² vereinzelt werden kann. Um einen Vergleich mit standardmäßig verwendeten 

Chips ziehen zu können, wurde ein Chip mit einer Dicke von 300 µm ohne Membran 

verwendet. Die Anordnung der piezoresistiven Festkörperwiderstände erfolgte in den Ecken 

des Chips, um die Stellen mit den erwartungsgemäß am höchsten beanspruchten Bereichen 

vermessen zu können (siehe Abschnitt 3). Das Leiterbahnlayout auf dem MID- bzw. Foliensubstrat 

resultiert aus der notwendigen Anzahl von Kontaktstellen auf dem Chip sowie der bereits 

vorhandenen Testvorrichtung zum Auslesen des Chips. Dabei wurden die derzeitigen LDS- 

Designregeln mit einem Pitch von 300 µm berücksichtigt, was zum in Abschnitt 4 gezeigten Layout 

geführt hat. 

Abbildung 2: Übersicht über die verwendeten Materialien und Technologien 

5

3 Entwicklung und Anpassung des Sensorchips und dessen AVT 


In der Vergangenheit wurden verschiedene Systeme zur experimentellen Bestimmung von 

mechanischen Spannungen in mikrotechnologischen Aufbauten entwickelt. [12][13][14][15] 

Gemeinsam ist ihnen, dass sie alle auf der Basis der Siliziumtechnik entworfen wurde und 

charakteristische spannungssensitive Elemente in Form von Festkörperwiderständen, Hall- 

Elementen oder Transistoren aufweisen. Die in diesem Projekt eingesetzte modulare Technologieplattform 

erlaubt es, anwendungsspezifische Geometrieanforderungen und Anschlussraster 

zu berücksichtigen und somit eine maßgeschneiderte Lösung zur Verfügung zu 

stellen. Somit kann die Messzelle an das zu messende System angepasst werden und nicht 

umgekehrt 

Diese in den oben angeführten Quelle gezeigte experimentelle Arbeit ist notwendig, da bei 

der Vielfalt der eingesetzten Materialien mit zum Teil sehr kleinen Prozessvolumina Materialeigenschaften 

zum Tragen kommen, die bei großvolumigen standardisierten Prüfkörpern 

nicht feststellbar sind und somit eine Unbekannte bei der Definition der Randbedingungen 

der FE-Simulation darstellen. Auch geometrische Aspekte finden in den realen Aufbauten 

Berücksichtigung. So stellen sich in dem konstruktiven Entwurf der Aufbauten vorhandene 

ideale Symmetrien in den realen Aufbauten oft nicht als solche dar. Diese Einflüsse sind prozessspezifischer 

oder gar zufälliger Natur, wodurch ihre Einflüsse erst bei der experimentellen 

Charakterisierung der Aufbauten zum Tragen kommen. Für den Teil der experimentellen 

Verifikation der FE-Simulationen wurde ein auf Siliziumtechnologie basierender Test-Chip 

entworfen. Dieser soll mit den in Kapitel 2 ausgewählten Materialien und Technologien aufgebaut 

werden und anschließend auf die induzierten thermomechanischen Spannungen hin 

charakterisiert werden. In Absprache mit dem Projektbegleitenden Ausschuss wurden die 

geometrischen Eckdaten des Chips festgelegt und in einem ersten Entwurf, welcher in 

Abbildung 3 zu sehen ist, festgehalten. 

Abbildung 3: Geometrische Vorgabe für den Chipentwurf 

6


Dieser Entwurf wurde am IMOS anschließend als Ausgangspunkt für die Umsetzung der Vorgaben 

in ein System aus fünf Lithographiemasken genommen. Im Folgenden sind die Chipdaten 

dargestellt: 

� Kantenlänge Einzelchip 2x2 mm² 

� Kantenlänge eines Viererverbundes (Abbildung 4) 4,3x4,3 mm² 

� Chipdicke 300 µm 

� Padgröße 200x200 µm² 

� Padabstand 200 µm 

� Padanzahl Einzelchip 12 

� Padanzahl Viererverbund 48 

Abbildung 4: Layout der Lithographiemasken eines Chip-Viererverbundes 

Der Testchip besitzt spannungssensitive Sensorkomponenten in Form von Bor-dotierten 

Festkörperwiderständen. Auf jedem Einzelchip (2x2 mm²) sind 4 jeweils paarweise angeordnete 

Widerstände, die bei den späteren Messungen über die Chipverdrahtung automatisiert 

erfasst werden können. Die paarweise Anordnung der Widerstände ist der starken Temperaturabhängigkeit 

ihrer Werte geschuldet und kann zu derer Kompensation über die Bildung 

eines Differenzsignals genutzt werden. Die formale Funktionsweise der Sensorelemente und 

eine phänomenologische Beschreibung des Sensoreffektes sind im Folgenden vereinfacht 

dargestellt. 

7

Abbildung 5: 3D-Modell des Chipentwurfes 


Durch mechanische Belastung des Widerstandselements, verändert sich dessen Widerstandswert 

sowohl durch die Änderung der Geometrie als auch durch die Änderung der Materialkonstanten. 

In Silizium als Halbleiter ist hierbei die Änderung des spezifischen Widerstandes 

unter mechanische Belastung dominierend. Diese wird über die π-Konstanten 

beschrieben und es ergibt sich für die dreidimensionalen Fall, unter Berücksichtigung der 

Voigt‘schen Notation und der orthotropen Materialeigenschaften, folgender Zusammenhang 

1 

ρ ∙ 

� 

� 

� 

� 

� 

∆�� ∆�� 

∆�� 

∆� � �� 

∆�� ∆�� 0 0 0 

�� 0 0 0 

� 

� 

�� 0 0 0 

� 

= � 

� ∙ � 

� 0 0 0 �� 0 0 � � 

0 0 0 0 �� 0 

� 0 0 0 0 0 �� 

�� 

�� 

� � 

�� 

�� Dies ist für das Materialkoordinatensystem in Richtung gültig. Um eine Temperaturkompensation 

über ein Differenzsignal durchführen und darüber hinaus die im Vergleich zu 

den anderen deutlich größere π44-Konstante nutzen zu können, sind die Widerstände in 

-Richtung orientiert. Dadurch ist es notwendig die Matrix in das neue Berechnungskoordinatensystem 

zu transformieren. Durch eine Drehung um die Z-Achse um 45° ergibt 

sich die Matrix B zu 

8 

(1)


�� +�� +�� +�� −�� 0 0 0 

� 

2 

2 

�� +�� −�� +�� +� 

� 

�� 

� 

�� 0 0 0 � 

Π� = � 2 

2 

� 

� �� 0 0 0 � 

� 0 0 0 �� 0 0 � 

0 0 0 0 �� 0 

� 0 0 0 0 0 �� −�� Detaillierte Grundlagen über die Transformation der Matrizen der piezoresistiven und der 

mechanischen Konstanten sind in [16] zu finden. Für die spannungsinduzierte relative Widerstandsänderung 

der Widerstände lassen sich daraus folgende Zusammenhänge entnehmen 

Δ��° ��,�° Δ��° ��,��° =� � �� +� �� +� �� 

2 

=� � �� +� �� −� �� 

2 

��,� +� �� +�� −�� ,� +� 

2 

��,� +�Δ� (3) 

��,� +� �� +�� +�� ,� +� 

2 

��,� +�Δ� (4) 

Umgestellt nach den beiden Hauptspannungskomponenten ergibt sich 

� ��,� = 

� ��,� = 

� Δ� �° 

� �,�° 

+ Δ��° � 

��,��° 2(� �� +� ��) + 

� Δ� �° 

� �,�° 

+ Δ��° � 

��,��° 2(� �� +� ��) − 

� Δ� �° 

� �,�° 

� Δ� �° 

� �,�° 

9 

− Δ� ��° 

� �,��° 

2� �� 

− Δ� ��° 

� �,��° 

2� �� 

� 

�Δ� 

− 

(�� +��) � 

�Δ� 

− 

(�� +��) In der Abbildung 6 sind die drei Arbeitsbereiche eines Festkörperwiderstandes über die 

Temperatur dargestellt. Dabei ist die spezifische Leitfähigkeit logarithmisch über dem Reziproken 

der Temperatur aufgetragen. Daraus ist ersichtlich, dass die spezifische Leitfähigkeit, 

und somit auch der Widerstandswert, stark von der Temperatur abhängen. Der für die Versuche 

verwendete Temperaturbereich fällt dabei in den für das Arbeitsverhalten günstige 

Bereich der Störstellenerschöpfung. Dies bedeutet, dass alle in den Siliziumkristall eingebrachten 

Fremdatome elektrisch aktiv sind und sich somit die Gesamtladungsträgerzahl über 

die Temperatur in erster Näherung nicht verändert. Trotzdem stellt die Änderung der Widerstandswerte 

eine nicht zu vernachlässigbare Störgröße für die Spannungsanalyse dar, die 

kompensiert werden muss. Dazu kommt die oben bereits beschriebene paarweise Anordnung 

der Widerstände an einem Messpunkt zum Tragen. Da es sich jeweils um einen longitudinalen(0°) 

und einen transversalen (90°) Widerstand handelt, 

(2) 

(5) 

(6)


Abbildung 6: Schematische Darstellung der temperaturbedingten Arbeitsbereiche eines 

Festkörperwiderstandes 

besitzen sie bei einem eingebrachten Spannungswert ein betragsmäßig näherungsweise 

identisches Signal, welches sich aber im Vorzeigen unterscheidet. Das parasitäre Temperatursignal 

ist, eine homogene Temperaturverteilung vorausgesetzt, betragsmäßig und vom 

Vorzeichen her identisch. Somit kann durch eine Differenzbildung der beiden Signale der 

spannungsinduzierte Teil verdoppelt und der parasitäre temperaturinduzierte 

Teil kompensiert 

werden. Das resultierende Signal ergibt sich zu 

�� ,� −� ��,�� = 

� Δ� �° 

� �,�° − Δ� ��° 

� �,��° � 

Es können mit dem Chip also Temperaturkompensiert die Differenz der Spannungswerte der 

beiden Hauptspannungsrichtungen in der Ebene erfasst werden. In diesem Aspekt können 

somit die Daten der FE-Simulation verifiziert und somit das Modell bestätigt werden. 

3.1 Prozesstechnik 

Der Testchip wurde auf 100 mm Silizium Wafern mit (100)-Oberflächenorientierung und 

525 µm Dicke gefertigt. Die Prozessierung wurde im Reinraum des Lehrstuhls für Mikrosystemtechnik 

an der Universität Magdeburg durchgeführt. Die einzelnen Meilensteine der Prozesskette 

werden im Folgenden dargestellt. 

� �� 

Abbildung 7: Gesamtansicht eines fertig prozessierten Wafers 

10 

(7)

Tabelle 1: Meilensteine der Chipprozesskette 

Prozess Meilenstein Unterprozesspunkte 


Maskierung � Feuchtoxid 

� LPCVD-Nitrid 

Orientierung � Lithographie 

� Trockenätzen Nitrid/Oxid 

� Lack entfernen 

� Orientierungsabhängiges Ätzen 

Diffusion 

� Lithographie 

� Trockenätzen Nitrid/Oxid 


� Spin-on Dotierstoff 

� Pre-Deposition 950°C … 1050°C 

� HF-Ätzprozess 

Kontaktierung � HF-Dip 

� LPCVD-Nitrid 


� Trockenätzen Nitrid 


� Feuchtoxid 


Metallisierung � Trockenätzen natives Oxid 

� Sputterprozess AlSi 


� Nasschemisches Ätzen AlSi 


� Tempern 

Passivierung � Reinigung + Ausheizen 

� PECVD-Nitrid 




11

3.1.1 Orientierung 


Die oben gezeigte phänomenologische Beschreibung gilt so für Widerstände, die entlang der 

-Richtung des Siliziumkristalls ausgerichtet sind. Fertigungstechnologisch ist es eine 

Herausforderung, die widerstandsdefinierende Lithographiemaske mit einem möglichst geringen 

Winkelfehler am Siliziumkristall auszurichten. Dazu bietet der Waferflat einen ersten 

Anhaltspunkt, da dieser in -Richtung mit einer Toleranz von +- 3° ausgerichtet ist. Um 

den Fehler von +-3 ° weiter zu reduzieren, erfolgt vor der Diffusion der Widerstände ein 

Schritt der Präzisionsorientierung. Dazu wird mit einer Orientierungsmaske die Oxid/Nitrid- 

Schicht geöffnet und somit kreisförmige Ätzöffnungen freigelegt, die sich in einem Winkelabstand 

von 0,1° um den Wafermittelpunkt angeordnet sind. Jeweils dazu gehören ein Satz 

Justagemarken und eine binäre Nummerierung, um eine Identifikation zu gewährleisten. 

Durch einen anschließenden orientierungsabhängigen Ätzschritt kann die Kristallorientierung 

an den runden Ätzöffnungen sichtbar gemacht und der resultierende Satz 

Justagemarken, der den kleinsten Winkelfehler gegenüber der -Richtung hat, identifiziert 

werden. Dessen Nummer wird vermerkt, und dieser Satz wird in der weiteren Prozessführung 

für die Ausrichtung der folgenden Masken genutzt. Dadurch kann der Winkelfehler 

der Widerstände auf einen Wert von maximal +- 0,05 ° reduziert werden. 

Abbildung 8: Maskenstruktur zur Präzisionsorientierung mit kreisrunder Ätzöffnung, binärer 

Nummerierung und Referenzjustagemarken 

3.1.2 Diffusion 

Für die Definition der spannungssensitiven Festkörperwiderstände ist es notwendig, die 

elektrischen Eigenschaften des Siliziums lokal zu verändern. Dies wird durch das gezielte Dotieren 

des Siliziumkristalls mit Fremdatomen, hier Bor, erreicht. Bor als dreiwertiges Element 

erzeugt Fehlstellen im Netz der kovalenten Bindungen des Siliziumkristalls. Diese Fehlstellen 

stehen als freie Ladungsträger zur Verfügung und erhöhen lokal die Leitfähigkeit um mehrere 

Größenordnungen. Als Quelle für die Boratome wird ein flüssiges „Spin-on Dopant“ (Honeywell 

B40) aufgeschleudert. Nach der Oberflächenbelegung erfolgt in einem thermischen 

Prozessschritt das Einbringen der Boratome in den Siliziumkristall. 

Zur Prozesskontrolle der Diffusionsgebiete wurden verschiedene Methoden angewendet. 

Zur elektrischen Charakterisierung des Schichtwiderstandes kam ein 4-Spitzen-Messgerät 

CDE ResMap 168 zum Einsatz. Dazu wurde mit einem entsprechenden Prüfkopf die 

Waferoberfläche von dem Diffusionsprozess beigestellten Monitorwafern abgetastet und ein 

Mapping des Schichtwiderstandes aufgenommen. Dabei konnte ein Mittelwert von 

16,04 Ω/□ mit einer absoluten Streuung von 1,22 Ω/□ (7,65%) ermittelt werden(Abbildung 

11). 

12

Abbildung 9: Schematische Darstellung der 

4-Spitzen-Messung zur Bestimmung 

des Schichtwiderstandes 


Abbildung 10: Schematische Darstellung der 

Spreading-Resistance Messung 

(SRP) 

Eine Spreading-Resistance Messung (SRP) ermöglicht die Erfassung des Dotierprofils. Dem 

geht eine Präparation voraus bei der die Probe aus dem Wafer geschnitten und in einem 

kleinen Winkel( hier 0,43°) mit Diamantpaste feinster Körnung angeschliffen wird. Zwei 

Messspitzen erfassen in einer kontrollierten Bewegung entlang der Schlifffläche den spezifischen 

Widerstand. Hieraus lassen sich Dotierprofil und Lage des pn-Überganges ableiten.[17] 

y in mm 

50 

40 

30 

20 

10 

0 

-10 

-20 

-30 

-40 

16,51 

16,51 

16,48 

16,42 

16,51 

16,18 

16,13 

16,15 

16,52 

16,12 

16,03 

16,03 

16,18 

16,52 

15,72 

15,98 

15,88 

15,83 

15,74 

16,12 

16,54 

15,88 15,86 

15,73 

15,79 

15,33 

15,72 

16,07 

16,52 

15,68 

15,68 

15,62 

15,99 

16,38 

15,61 

15,85 

15,85 

15,92 

16,27 

15,85 

15,87 

15,80 

15,84 

16,19 

16,04 

16,12 

16,11 

16,19 

16,09 

-50 

-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 

x in mm 

Abbildung 11: Mapping des Schichtwiderstandes 

13 

R S 900°C ��sq� 

16,55 

16,53 

16,47 

16,41 

16,35 

16,29 

16,23 

16,17 

16,11 

16,05 

15,99 

15,93 

15,87 

15,81 

15,75 

15,69 

15,63 

15,57 

15,51 

15,45 

15,39 

15,33

C B 1000°C in 1/cm³ 

1E21 

1E20 

1E19 

1E18 

1E17 

1E16 

1E15 

1E14 

1E13 

1E12 

1E11 


1E10 

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 

z in µm 

Abbildung 12: SRP Messergebnis; Dotierstoffkonzentration an der Oberfläche 

1,945·10 19 cm -3 ; Tiefe des pn-Überganges 1124 nm 

3.1.3 Kontaktierung und Metallisierung 

Ziel der Kontaktierung der Festkörperwiderstände ist ein ohmscher Kontakt mit einem möglichst 

geringen Widerstand. Da die Austrittsarbeit von Aluminium niedriger ist als die eines 

dotierten Siliziumgebietes, bildet sich, wie in Abbildung 13 dargestellt, bei einem Kontakt 

eine Schottky-Barriere von 0,62 eV bis 0,74 eV aus, welche einen spezifischen Kontaktwiderstand 

von 233,89 Ωcm 2 bis 507,01 Ωcm 2 entspricht. Auf die Padgröße gesehen bedeutet dies 

Widerstände im MΩ-Bereich. Um dies zu verhindern und praktikable Werte für den Kontaktwiderstand 

zu erhalten, ist eine Dotierstoffkonzentration an der Oberfläche im Bereich 

von >3·10 19 °cm -3 notwendig. Dies bedeutet, dass an dieser Stelle das Fermieniveau im Valenzband 

des Halbleiters liegt und die entstehende Potentialbarriere so dünn ist, dass sie von 

den Ladungsträgern in beide Richtungen durchtunnelt werden kann (Abbildung 14). Die für 

den ohmschen Kontakt benötigte hohe Oberflächenkonzentration von Donatoratomen wird, 

wie in Abbildung 12 dargestellt, in weiten Teilen durch den Bordiffusionsprozess erzeugt. Bei 

einer anschließenden Oxydation der Waferoberfläche, die zur Erzeugung einer isolierenden 

Schicht zwischen den Diffusionsgebieten und der Chipverdrahtung notwendig ist, würde sich 

die Borkonzentration an der Oberfläche deutlich reduzieren. Dies ist in einem Segregationskoeffizienten 

des Bors von

Abbildung 13: Schottkykontakt da EM

Abbildung 15: Gesägte Chips im Chip-Tray 

3.2 UBM 


Die Drahtbondaufbauten und die Aufbauten mit den unterschiedlichen Arten von Klebstoff 

in Verbindung mit Stud-Bumps wurden direkt auf die AlSi-Oberfläche der Chippads aufgebaut. 

Für die Lötaufbauten muss jedoch eine lötbare und benetzbare Schicht erzeugt werden, 

damit eine Grenzfläche aus innermetallischen Phasen entstehen und eine entsprechende 

mechanische Stabilität der Fügestelle gewährleistet werden kann. Für die Erzeugung 

dieser UBM (under bump metallization) wurde auf die Sputtertechnik zurückgegriffen und 

eine Schichtfolge aus Chrom und Nickel auf dem AlSi-Pad abgeschieden. Dazu erfolgt zunächst 

ein Anätzen der AlSi-Schicht zum Entfernen des nativen Oxides auf dem Pad. Das 

Chrom (50 nm) dient als Haftvermittler für die Nickelschicht (500 nm), welche die eigentliche 

lötbare Schicht und die Diffusionsbarriere darstellt. Abschließend wird eine dünne Schicht 

aus Immersionsgold erzeugt, die als Passivierung und Korrosionsschutz dient.[19][20] 

Abbildung 16: Schichtaufbau der verwendeten UBM 

16

Abbildung 17: Prozessiertes Pad mit lötbarer UBM 


Zur Analyse der UBM wurden Schertests durchgeführt. Dazu wurde Lotpaste (Klasse 5; 

SnAg3Cu0,5) auf die Pads dispenst, welche anschließend in der Dampfphase umgeschmolzen 

wurden. Die Schertests wurden an einem Nordson Dage 4000 Bondtester durchgeführt. Die 

ermittelte Häufigkeitsverteilung ist in Abbildung 18 dargestellt und gute Ergebnisse von im 

Mittel 172,85 cN Scherkraft. 

Häufigkeit 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

200 

Scherkraft (cN) 

Abbildung 18: Häufigkeitsverteilung der Scherwerte 

3.3 Biegeversuche zur Sensorkalibrierung 

Da es Prinzip bedingt bei der Fertigung der Chips zu Schwankungen der für den Sensoreffekt 

entscheidende π-Konstanten kommt, ist ein Kalibrierschritt notwendig. Dazu sind auf jedem 

Wafer 3 Balken als Teststrukturen implementiert, die eine experimentelle Bestimmung der 

π44-Konstanten ermöglichen. Das Layout der Teststruktur ist in Abbildung 19 dargestellt. 

17

Abbildung 19: Layout der Biegebalkenstrukturen auf dem Wafer 


Abbildung 20: Schematischer Aufbau des 4-Punkt-Biegeversuches mit Krafteintrag über die 

Roten Pfeile 

Anwendung findet dabei eine 4-Punkt-Biegung. Diese ermöglicht es, die in den Biegebalken 

vorhandenen Widerstände quantitativ definiert mit nur einer Richtungskomponente einer 

mechanischen Spannung zu beaufschlagen. Der Versuchsaufbau ist schematisch in Abbildung 

20 dargestellt. Die durch den Biegeeinfluss in den Balken 

induzierte Spannung lässt sich mathematisch 

geschlossen beschreiben 

als 

mit 

�= 

�∙�∙(� −�) 

� � ∙� 

� σ unidirektionale mechanische Spannung 

� F Biegekraft 

� L Abstand der äußeren Auflagen 

� s Abstand der inneren Auflagen 

� d Dicke des Balken 

� b Breite des Balken 

Ausgehend von einer uniaxialen Belastungssituation, einer konstanten Umgebungstemperatur 

und unter Vernachlässigung der Konstanten π11 und π12, welche um ein bis zwei Größen- 

18 

(8)


ordnungen geringer sind als die Konstante π44, wandelt sich das Sensorsignal aus Formel (3) 

in 

� ��,� =�∙ 

� �� ° 

� �,�° � 

Aus den Formeln (8) und (9) lässt sich nun die relevante Konstante π44 ermitteln. Eine Messkurve 

eines auf den Testbalken implementierten Widerstandes ist in Abbildung 21 dargestellt. 

Dabei stellt der kurze steile Anstieg im unteren Bereich der Kurve das Einstellen der 

Vorkraft dar. Nach deren Erreichen erfolgt ein Kraftanstieg von 0,02 N/s bis zu einer Maximalkraft 

von 1,02 N. Dies entspricht bei der gewählten Anordnung eine maximale Auslenkung 

von 331,8 µm. 

R [Ohm] 

4140 

4120 

4100 

4080 

4060 

4040 

� �� 

0 50 100 150 200 

Messwerte 

Abbildung 21: Messkurve eines Widerstandes aus dem 4-Punkt-Biegeversuch 

Aus der Messkurve lässt sich nun rechnerisch die π44-Konstante zu 2,52·10 -10 Pa -1 bestimmen. 

Die daraus resultierende Kennlinie des Widerstandes auf der Teststruktur ergibt sich zu 

der in Abbildung 22 dargestellten. 

R [Ohm] 

4140 

4120 

4100 

4080 

4060 

4040 

0 50 100 150 200 

Stress [MPa] 

Abbildung 22: Aus dem Biegeversuch extrahierte Kennlinie des Wiederstandes bei 

π44=2,52E-10 Pa -1 

19 

(9)

4 Aufbau der Demonstratoren 


Der Aufbau der Demonstratoren gliedert sich in verschiedene Bereiche – Anfertigung von MID- 

Substraten, Bereitstellung von flexiblen Substraten und Chips sowie die anschließende Aufbau- 

und Verbindungstechnik zum Aufbau der in AP1 festgelegten Aufbauvarianten. 

Die Anfertigung von MID-Substraten beginnt mit dem Spritzgießen von Polymersubstraten aus 

den Werkstoffen LCP Vectra E840i LDS und PET+PBT Pocan DP T7140 LDS. Hierzu wurden am 

HSG-IMAT Platinen mit einer Kantenlänge von 37 mm x 37 mm und einer Dicke von 1,5 mm in 

einem bestehenden Werkzeug angefertigt. Die Spritzgießparameter wurden später zur Erstellung 

einer Spritzgießsimulation im Zuge des Reverse Engineering von Materialdaten verwendet. 

Da die Aufnahme der Demonstratoren zur Online-Messung im Temperaturwechseltest (TWT) 

eine Kantenlänge von 31 mm x 31 mm erfordert, wurden die Substrate am HSG-IMAT spanend 

nachbearbeitet. 

Abbildung 23: Layout für die FC-Aufbauten mit 

der reduzierten Kontaktanzahl 

zur Einhaltung der LPKF- 

Spezifikationen 

Abbildung 24: Layout für die FC-Aufbauten zur 

vollständigen Kontaktierung des 

Testchips 

Im Anschluss wurden die Substrate im LPKF-LDS®-Verfahren mit Leiterbahnlayout der Flip-Chip- 

und Drahtbondvariante strukturiert. Hierbei zeigte sich, dass die Design-Rules des LPKF-LDS®- 

Verfahrens aufgrund des geringen Kontaktierungsabstandes und der Kontaktierungsdichte im 

inneren Bereich des Chips nicht eingehalten werden konnten (Abbildung 24). Um eine zuverlässige 

Leiterbahnkontaktierung zu gewährleisten mussten einige Kontaktierungspositionen auf 

dem Chip entfernt werden, was dazu führte, dass nicht alle Sensoren während des späteren 

TWT ausgelesen werden konnten. Das Layout für beide Aufbaugrundvarianten wurde am HSG- 

IMAT entsprechend der Design-Rules überarbeitet (Abbildung 23). Um vergleichende Aussagen 

zur Strukturierung und Metallisierung machen zu können, wurden die MID-Substrate am IMOS 

und am HSG-IMAT im LPKF-LDS®-Verfahren strukturiert. 

20


Abbildung 25: Layout für die Drahtbondaufbauten mit der reduzierten Kontaktanzahl 

Für die end-of-life Tests wurde darüber hinaus ein Layout entworfen, mit dem die Verdrahtung 

des Chips in Form einer Kontaktlochkette verschaltet werden kann. Dadurch ist es möglich, alle 

Fügestellen während der Tests hinsichtlich Ausfallerscheinungen zu überwachen. Die Umsetzung 

ist in Abbildung 26 und Abbildung 27 dargestellt. 

Abbildung 26: Layout für die end-of-life Tests 

zum Monitoren der Fügestellen 

4.1 Planarisierung 

Abbildung 27: Verschaltung der Chipverdrahtung 

zur Kontaktlochkette 

Nach der Laserstrukturierung zeigt sich in der Regel eine raue Oberfläche, die zu einer guten 

Haftung der Metallisierung führt. Diese Oberflächenbeschaffenheit führt allerdings gleichzeitig 

auch zu Herausforderungen für den Drahtbondprozess, da zum Drahtbonden eine möglichst 

glatte Metallisierungsoberfläche angestrebt werden sollte. Untersuchungen zu dieser Thematik 

wurden im Rahmen eines IGF-Vorhabens [5] am HSG-IMAT durchgeführt. Hierbei zeigte sich, 

21


dass ein Planarisierungsschritt nach der Laserstrukturierung benötigt wird, um bondbare Oberflächen 

auf LDS-MID herzustellen. Aus diesem Grund wurden die Substrate aus Vectra 

E840i LDS am HSG-IMAT mittels CO2-Schneestrahl planarisiert. Für die Substrate aus Pocan 

DP T7140 LDS zeigte sich, dass eine Planarisierung mittels CO2-Schneestrahl nicht ausreichend 

war und eine Planarisierung mittels Stempelverfahren durchgeführt werden musste. Hierbei 

wurden die laseraktivierten Strukturen mit einem Metallstempel unter Temperatur- und Druckeinwirkung 

bei einer definierten Haltezeit planarisiert. Aufgrund der hohen Kontaktanzahl der 

aufzubauenden Chips wurde am HSG-IMAT mit einem vollflächigen Stempel gearbeitet. Es zeigt 

sich, dass ein metallischer Stempel in unstrukturierten Bereichen zu Fremdabscheidung bei der 

anschließenden außenstromlosen Metallisierung führt. Aus diesem Grund wurden beim Stempelprozess 

zwei verschiedene Folien als Zwischenlage untersucht. Hierfür müssen die Parameter 

Stempeltemperatur, -druck und Haltezeit optimiert werden, da die Bondbarkeit zwar durch 

eine möglichst glatte Metallisierungsoberfläche begünstigt wird, diese jedoch gleichzeitig zu 

einer unzureichenden Metallisierungshaftung führen kann. Da in anfänglichen Versuchen mit 

vollflächigem Stempel eine unzureichende Schichthaftung bei sehr glatter Oberfläche zu beobachten 

war, wurde ein Versuchsplan erstellt, um optimierte Planarisierungsparameter zu 

identifizieren. Als Einflussgrößen wurden hierbei zwei Parametersätze, zwei verschiedene Haltezeiten 

und zwei verschiedene Folien als Zwischenlage in einem faktoriellen Versuchsplan untersucht: 

� Stempelparameter: 80 °C, 60 N/mm² oder 100 °C, 80 N/mm² 

� Haltezeit: 1 s oder 5 s 

� Folie: Kunststofffolie oder Backpapier 

Die Ergebnisse der Vorversuche sind in Abbildung 28 und Abbildung 29 dargestellt. 

Folie 

Wechselwirkungsdiagramm für Rauheit Rz [µm] 

Datenmittelwerte 

1 5 

80 °C, 60 N/mm² 100 °C, 80 N/mm² 

Haltezeit [s] 

Stempelparameter 

Vorversuche zum Planarisieren; Pocan DP T7140 LDS; M. Schober (HSG-IMAT) 

24 

16 

8 

24 

16 

8 

Folie 

Transparent 

Backpapier 

Folie 

Transparent 

Backpapier 

Haltezeit [s] 

1 

5 

Abbildung 28: Einfluss der Planarisierungsparameter auf die Rauheit der Metallisierung 

In Abbildung 28 ist klar erkennbar, dass die transparente Kunststofffolie zu einer niedrigeren 

Rauheit führt als Backpapier. Unter Verwendung dieser Folie können die niedrigsten Rauheiten 

bei einem Stempelparametersatz von 100 °C bei 80 N/mm² erreicht werden. In Bezug auf die 

22


Wechselwirkung zwischen Stempelparametersatz und Haltezeit zeigt sich, dass in Bezug auf die 

Datenmittelwerte zwischen den Stempelparametersätzen kein Einfluss auf die Rauheit bei 1 s 

Haltezeit zu beobachten ist. 

Wechselwirkungsdiagramm für Haftfestigkeit [N/mm²] 


Folie 

1 5 

80 °C, 60 N/mm² 100 °C, 80 N/mm² 

Haltezeit [s] 

Stempelparameter 

Vorversuche zum Planarisieren; Pocan DP T7140 LDS; M. Schober (HSG-IMAT) 

6 

4 

2 

6 

4 

2 

Folie 

Transparent 

Backpapier 

Folie 

Transparent 

Backpapier 

Haltezeit [s] 

1 

5 

Abbildung 29: Einfluss der Planarisierungsparameter auf die Haftfestigkeit der Metallisierung 

Das Wechselwirkungsdiagramm für die Haftfestigkeiten der Metallisierung in Abbildung 29 

zeigt, dass höhere Haftfestigkeiten bei Verwendung von transparenter Kunststofffolie erreicht 

werden. Aufgrund dessen wird als Zwischenlage eine transparente Kunststofffolie genutzt, da 

diese eine hohe Haftfestigkeit bei gleichzeitig kleiner Metallisierungsrauheit ermöglicht. In Bezug 

auf die Stempelparameter wird eine höhere Haftfestigkeit bei 80 °C bei 60 N/mm² erreicht, 

da die Schichten laut Abbildung 28 rauer sind. Aufgrund der vorliegenden Ergebnisse muss bei 

der Auswahl der Stempelparameter ein Kompromiss zwischen guter Haftung und niedriger 

Rauheit getroffen werden. Daher wird der Stempelparametersatz 80 °C und 60 N/mm² verwendet, 

um eine gute Schichthaftung zu gewährleisten. 

Mittelwert 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

Wechselwirkungsdiagramm für Rauheit Rz [µm] 


1 

Haltezeit [s] 

80 °C, 60 N/mm²; Pocan DP T7140 LDS; M. Schober (HSG-IMAT) 

5 

Folie 

Transparent 

Backpapier 

Mittelwert 

6,0 

5,5 

5,0 

4,5 

4,0 

3,5 

3,0 

Wechselwirkungsdiagramm für Haftfestigkeit [N/mm²] 


Folie 

Transparent 

Backpapier 

1 

Haltezeit [s] 

80 °C, 60 N/mm²; Pocan DP T7140 LDS; M. Schober (HSG-IMAT) 

Abbildung 30: Wechselwirkungen für Rauheit und Haftfestigkeit bei einem Stempelparametersatz 

von 80 °C bei 60 N/mm² 

23 

5


Für den gewählten Stempelparametersatz sind in Abbildung 30 die Wechselwirkungen mit Folientyp 

und Haltezeit vergleichend dargestellt. Die Grafiken zeigen, dass durch Wahl der transparenten 

Kunststofffolie und einer Haltezeit von 5 s die besten Ergebnisse beim gewählten Stempelparametersatz 

erreicht werden. 

Aufgrund der Vorversuche zur Planarisierung wurden die MID-Substrate aus Pocan 

DP T7140 LDS mit einem Prägesatz von 80 °C bei 60 N/mm² und einer Haltezeit von 5 s unter 

Verwendung von transparenter Kunststofffolie als Zwischenlage planarisiert. Nach einem nasschemischen 

Reinigungsschritt wurde auf den MID-Substraten eine Standardmetallisierung aus 

Cu/Ni/Au am HSG-IMAT außenstromlos chemisch abgeschieden. Bei den Substraten mit Drahtbondlayouts 

wurde lediglich eine Kupfermetallisierung aufgebracht, da hierbei eine Endschicht 

aus Ni/Pd/Au durch das PA-Mitglied Gramm Technik GmbH zur Verbesserung der Bondbarkeit 

abgeschieden wurde. Die metallisierten MID-Substrate wurden an FAPS zum Aufbau der Flip- 

Chip-Varianten und an das PA-Mitglied HASEC-Elektronik GmbH zum Aufbau der Drahtbondvariante 

weitergeleitet. 

Im Anschluss an die Substratfertigung mit Spritzguss, Strukturierung und Metallisierung sowie 

die Chipherstellung ist am Lehrstuhl FAPS die Aufbau- und Verbindungstechnik erfolgt. Hierzu 

wurden für die Chipmontage das Flip-Chip-Kleben mit leitendem (ICA) und nicht-leitendem Kleber 

(NCA), das Flip-Chip-Löten sowie das Drahtbonden eingesetzt. Für das Flip-Chip-Kleben und 

das Flip-Chip-Löten wurden an die entsprechenden Stellen der Chips noch die entsprechenden 

Verbindungsstrukturen, also Au-Stud-Bumps bzw. Lotbumps, aufgebracht. Die genauen Prozessfolgen 

der einzelnen Verfahrensvarianten werden im Folgenden näher erläutert. 

Zur Erstellung der Prüfkörper wurden am Lehrstuhl FAPS der Reflowofen ERSA HOTFLOW 2/14, 

Schablonendrucker von DEK und EKRA, ein Fineplacer von FINETECH, ein Ultraschall-Bonder von 

DELVOTECH, der Schraubendispenser CAM/ALOT sowie ein Trockenschrank von BINDER eingesetzt. 

Abbildung 31: Schablonendrucker EKRA (links), Fineplacer FINETECH (Mitte) und Ultraschall- 

Bonder DELVOTECK (rechts) 

4.2 Aufbau Prüfkörper Flip-Chip-Löten 

Für die Verfahrensvariante Flip-Chip-Löten müssen die Chips zunächst mit Lotballs versehen 

werden. Hierfür werden auf einer kupferlosen Leiterplatte im Schablonendruck Lotdepots aufgedruckt 

(Abbildung 32). Die Schablone bildet die Maske für jeweils neun Layouts. Die einzelnen 

Lotdepots haben einen Durchmesser von ca. 280 µm bei einem Abstand von ca. 400 µm, 

gemessen zwischen zwei Bumps (Abbildung 33). Anschließend werden die Depots im Konvektionslötofen 

(Ersa Hotflow 2/14) mit einem an die SAC305-Lotpaste Heraeus F 640 angepassten 

24


Lötprofil umgeschmolzen und benetzen damit die UBM des Chips. Eine Benetzung mit der Leiterplatte 

findet aufgrund der fehlenden Metallisierung nicht statt. 

Abbildung 32: Verfahrensablauf der Variante Flip-Chip-Löten – oben: Lotbumps auf den Chip; 

unten: Chip auf das Substrat 

Das Druckbild der Dummy-Varianten für die End-of-Life-Tests unterscheidet sich dabei aufgrund 

der Änderung des Chiplayouts von den Funktionsvarianten zur Spannungsmessung. Die nicht 

benötigten Lotdepots der Funktionschips werden manuell entfernt um einen Kurzschluss zu 

vermeiden. 

Im nächsten Schritt werden die Substrate mit Lotpaste bedruckt und anschließend der Chip 

manuell mit dem Fineplacer bestückt. Anschließend erfolgt das Umschmelzen der Lotpaste im 

Lötofen. 

Abbildung 33: Einzelnes Lotdepot (links), Chip mit Bumps (Mitte) und Chip auf Substrat mit 

Underfill (rechts) 

25

Abbildung 34: Lotdepots auf FR4 (links), LCP (Mitte) und Espanex (rechts) 


Zur Steigerung der mechanischen Festigkeit wird der Underfill Hysol FP 4511 mit einer Dispensnadel 

an zwei Seiten des Chips aufgetragen. Die Prüfkörper liegen hierbei zur Verbesserung der 

Fließeigenschaften des Underfills auf einer Heizplatte bei 70 °C (Abbildung 33, rechts). Zum 

Aushärten des Underfills werden die Aufbauten für zwei Stunden bei 150 °C ausgehärtet. Für 

vergleichende Untersuchungen werden auch Aufbauten ohne Underfill für die Tests verwendet. 

4.3 Aufbau Prüfkörper Flip-Chip-Kleben 

Die Variante Flip-Chip-Kleben wird mit nicht-leitendem Kleber (NCA) und mit leitendem Kleber 

(ICA) durchgeführt. Für beide Varianten müssen die Mikrochips zunächst mittels 

Thermosonicbonden mit Au-Stud-Bumps versehen werden. Der Chip wird hierzu in die Aufnahme 

des Bonders eingespannt und auf 130 °C aufgeheizt. Die einzelnen Studs werden mit 

einer Bondkraft von 40 cN pro Bump aufgebracht. Die Studs haben im Ball-Bereich einen 

Durchmesser von ca. 100 µm und eine Länge im Bereich von 60 µm bis 80 µm. 

Abbildung 35: Einzelner Stud-Bump auf Aluminium UBM (links); Au-Stud-Bump in Schrägansicht 

(Mitte); Flip-Chip mit Stud-Bumps (links) 

Für die NCA-Aufbauten wird der nicht leitende Kleber DELO-MONOPOX® MK055 mit einem 

Handdispenser auf das Substrat aufgetragen. Der Kleber wird in Form eines Kreuzes auf dem 

Substrat platziert. Direkt nach dem Aufsetzen des Chips mit dem Fineplacer wird das Substrat 

für 60 s auf 175 °C erwärmt, um den Kleber anzuhärten. Dies erfolgt unter gleichmäßigem 

Druck mit dem Bestückwerkzeug. Anschließend wird der Kleber für 5 min bei 175 °C im Ofen 

vollständig ausgehärtet (Abbildung 36). Da der NCA alle Verbindungsstellen einschließt, ist ein 

separates Auftragen von Underfill nicht notwendig. 

26


Abbildung 36: Schematische Darstellung des Verfahrensablaufs der Variante Flip-Chip-Kleben 

mit NCA (Non Conductive Adhesive) 

Abbildung 37: Schematische Darstellung des Verfahrensablaufs der Variante Flip-Chip-Kleben 

mit ICA (Isotropic Conductive Adhesive) 

Bei der Leitklebervariante werden die Substrate im Schablonendruck (Schablone wie beim Flip- 

Chip-Löten) mit Leitkleberdepots EPO-TEK® H20E versehen (Abbildung 37). Die einzelnen Leitkleberdepots 

haben einen Durchmesser von ca. 210 µm (Abbildung 38, links). Die Leitkleberdepots 

sind demzufolge kleiner als die aufgetragenen Lotdepots, lassen sich aber im Schablonendruck 

sehr einheitlich abbilden (Abbildung 38, rechts). Auch hier erfolgt die Bestückung mit 

dem Fineplacer bei gleichzeitiger thermischer Aushärtung bei 175 °C. Zum mechanischen Schutz 

des Aufbaus wird der Underfill Hysol® FP4511 aufgetragen, der wie beim Aufbau Flip-Chip- 

Löten für zwei Stunden bei 150 °C ausgehärtet wird. 

Abbildung 38: Leitkleberdepots auf FR4 (links) und Espanex (rechts) 

Bei der Durchführung hat sich gezeigt, dass die Länge der Au-Stud-Bumps teilweise unterschiedlich 

ist. Bei der NCA-Variante wurde daher zusätzlich der Einfluss des Coinings auf die Ausbeute 

der Aufbauten und die induzierten Spannungen untersucht. Da keine Methode zur Verfügung 

stand, die das Aufbringen einer definierten (messbaren) Kraft ermöglicht hätte, wurden alle 

27


Stud Bumps (2) des Chips (3) vor dem Bestücken mit einem Stempel (1) auf gleiche Höhe 

(Abbildung 41) mittels einer Vorrichtung aus Endmaßen (4) gedrückt. 

Abbildung 39: Schematische Darstellung der Vorrichtung für das Coining 

Das Coining hat sich in verschiedenen Untersuchungen bereits als sinnvolle Ergänzung zum 

Standardprozess mit nicht geplätteten Stud-Bumps gezeigt. [21][22] 

Abbildung 40: Vermessung von Au-Stud-Bumps zeigt eine gleichmäßige Verteilung über die 

Chipbreite 

Nach dem Coining zeigt sich, dass die Au-Stud-Bumps über den Chip verteilt eine einheitliche 

Länge aufweisen (Abbildung 40). Allerdings wird durch ein zu starkes Glätten der Au-Stud- 

Bumps der deformierbare Anteil so stark reduziert, dass während dem Platzieren der Chips 

Höhenunterschiede nicht mehr ausgeglichen werden können (Abbildung 41). Da insgesamt keine 

deutliche Verbesserung im Prozess festgestellt werden konnte, wurde die Auswertung nur 

mit Au-Stud-Bumps im Originalzustand durchgeführt. Dies ermöglicht auch vergleichbare Aussagen 

zu der ICA-Variante. 

28


Abbildung 41: Au-Stud-Bump im Original-Zustand (links) sowie mit einer Höhe von 60 µm (Mitte) 

und 35 µm (rechts) 

4.4 Aufbau Prüfkörper Drahtbondvarianten 

Die Drahtbondvariante wurde von dem PA-Mitglied Fa. HASEC-Elektronik GmbH mit der Anlage 

Hesse & Knipps Bondjet 710L (100kHz) aufgebaut. Die optimalen Parameter wurden in Vorversuchen 

bei Verwendung von Standardwerten und Variation der Deformation ermittelt. Für den 

Aufbau wurden eine Drahtverformung von 45 %, eine Bondkraft von 30 cN und eine Ultraschallleistung 

von 45 % für beide Substrattypen gewählt. Bei der Herstellung konnten vereinzelt nicht 

vollständig ausgeformte Bondstellen beobachtet werden. Die unzureichend deformierten 

Bondverbindungen sind auf die hohe Rauheit der Oberfläche zurückzuführen. Das Werkzeug 

setzte während des Schweißprozesses seitlich auf einen hochstehenden „Metallisierungsberg“ 

auf und behinderte eine weitere Deformation. 

In Abbildung 42 sind die Verbindungsdrähte zwischen Chip und Substrat sowie der Kleber gut zu 

erkennen. Für die Drahtbondvariante wurden als Basismaterial nur die MID-Substrate Vectra® 

E840i LDS und Pocan DP T7140 LDS ausgewählt. Aufgrund der guten thermischen Leitfähigkeit 

wird als Klebstoff der Silberleitkleber EPO-TEK® H20E zum Die attachment verwendet. In das 

Kleberdepot wird der Chip bestückt, thermisch ausgehärtet und anschließend werden die 

Bondverbindungen mit 30 µm AlSi1-Draht realisiert (Abbildung 43). Der Chip und die Bonddrähte 

werden nicht vergossen, so dass die Untersuchungen zur Spannungsermittlung durchgeführt 

werden können. 

Abbildung 42: Aufgebauter Drahtbond-Prüfkörper (links) und Bonddrähte im Detail (rechts) 

29

Abbildung 43: Schematische Darstellung des Verfahrensablaufs Drahtbonden 

30 

4 Aufbau der Demonstratoren

5 Materialparameter Werkstoffverbund 


Für die in Kapitel 2 getroffene Auswahl an Werkstoffen sollte eine Materialdatenbasis von deren 

thermomechanischen Eigenschaften generiert werden, um diese später für Simulationsrechnungen 

nutzbar zu machen. Zur numerischen thermomechanischen Analyse von Baugruppen 

werden Materialdaten zu Steifigkeit und thermischer Ausdehnung der Fügepartner und - 

materialien benötigt. Bei den Materialien der beteiligten Fügepartner handelt es sich um im 

LPKF-LDS-Verfahren strukturierbare Thermoplaste Pocan DP T7140 LDS [(PET+PBT)-(GF+MD)44] 

und Vectra E840i LDS (LCP-X40), die flexiblen Foliensubstrate ESPANEX SB II (PI-Laminat) und 

ULTRALAM® 3000 (LCP-Laminat) sowie das Chipmaterial Silizium. Bei den Fügematerialien handelt 

es sich um DELO-MONOPOX MK055 als NCA, EPO-TEK H20E als ICA, Heraeus F640 als SAC- 

Lotpaste und HYSOL FP4511 als Underfill. 

Zur Bestimmung der Materialparameter für die Simulation wurden am FAPS Zugstäbe des Typs 

1BB (kleine Probekörper) nach EN ISO 572-2 aus den Materialien Hysol® FP4511, DELO- 

MONOPOX® MK055, EPO-TEK® H20E und SAC305-Lot erstellt. Zur Aushärtung der Klebstoffe 

wurden die gleichen Temperaturen verwendet, die auch beim späteren Erstellen der Aufbauten 

genutzt wird, um die gleichen Materialparameter erzielen zu können. Die Auswertung der Eigenschaften 

der Probekörper erfolgte am HSG-IMAT. 

Abbildung 44: Zugstäbe zur Bestimmung der Materialparameter für die Simulation 

Zur Ermittlung der Materialeigenschaften der flexiblen Foliensubstrate wurde die Metallisierung 

entfernt und Streifenprobekörper präpariert, um nur das Polymer messtechnisch zu charakterisieren. 

Bei den MID-Substratmaterialien sind die Materialeigenschaften von der Spritzrichtung 

abhängig und variieren aufgrund der Faserorientierung mit der Wandstärke. Um eine 

gute Datenbasis für die ebenen Demonstratoren zu schaffen, wurden geeignete Probekörper 

aus diesen Substraten präpariert. Die Außenabmessungen der Probekörper entsprechen 

EN ISO 527-2/1BB [23] mit einer Dicke von 1,5 mm. Zur Berücksichtigung der Spritzrichtung 

wurden die Proben parallel und normal zur Spritzrichtung präpariert. 

5.1 Ermittlung der Temperaturabhängigkeit der Elastizitätskenngrößen 

Da es sich beim Großteil der Fügepartner und -materialien um Polymere handelt, besitzen diese 

ein ausgeprägtes temperaturabhängiges Verhalten, welches sich insbesondere im Glasübergangsbereich 

stark ändert. Um die Änderung der mechanischen Steifigkeit in diesem Bereich 

31


besser beurteilen zu können, wurden Dynamisch-Mechanisch-Thermische Analysen (DMTA) 

durchgeführt, um Elastizitäts- bzw. Schubmodul (E bzw. G) in Abhängigkeit der Temperatur zu 

bestimmen. Die Daten wurden vom FAPS in Zusammenarbeit mit dem LKT Erlangen für alle Materialien 

außer Pocan DP T7140 LDS bei einer Messfrequenz von f = 1 Hz bereitgestellt. 

Ein Datensatz für Pocan DP T7140 LDS wurde durch die Firma LANXESS Deutschland GmbH bei f 

= 10.000 Hz zur Verfügung gestellt. Eine Übersicht zeigt einen ausgeprägten Glasübergangsbereich 

unterhalb der maximalen Einsatztemperatur des Chips Tmax,Chip = 85 °C bei EPO-TEK H20E 

und Pocan DP T7140 LDS (siehe Abbildung 45 und Abbildung 46). 

E / MPa 

14.000 

12.000 

10.000 

8.000 

6.000 

4.000 

2.000 

Pocan DPT7140LDS 000000 

Lot: 01CP5G0181 

0 

0,00 

-100 -50 0 50 100 150 200 250 

T / °C 

Quelle: LANXESS Deutschland GmbH 

0,14 

0,12 

0,10 

0,08 

0,06 

0,04 

0,02 

E'(10.000 Hz)/MPa 

E"(10.000 Hz)/MPa 

tan d(10.000 Hz) 

Abbildung 45: DMTA von PET+PBT zeigt einen ausgeprägten Glasübergangsbereich bei 60 °C 

Da sich im Glasübergangsbereich bei abnehmender Elastizität die thermische Ausdehnung erhöht, 

ist damit zu rechnen, dass das MID-Substrat Pocan DP T7140 LDS höhere Spannungen im 

Chip induziert als Vectra E840i LDS. 

G / MPa 

3000 

2500 

2000 

1500 

1000 

500 

DMTA EPO-TEK H20E (ICA), f = 1 Hz 

Quelle: LKT Erlangen 

0 

-50 -30 -10 T / °C 10 30 50 70 

Abbildung 46: DMTA des Leitklebers zeigt einen ausgeprägten Glasübergangsbereich bei 40 °C 

32 

G' 

G''


Im Gegensatz dazu wird beim ICA erwartet, dass die Spannungen im Chip bei Drahtbond- 

Aufbauten bei höheren Temperaturen abnehmen, da EPO-TEK H20E dort eine Steifigkeit nahe 

Null aufweist (siehe Abbildung 46). Der Chip würde in diesem Fall nur durch die Bonddrähte in 

Position gehalten werden. 

Da die DMTA nur als Torsions- oder Zugprüfung durchgeführt wurde, musste die Querkontraktionszahl 

� aus den Zugprüfungen über Grauwertkorrelation ermittelt werden. Auf diese Weise 

konnte unter Annahme einer konstanter Querkontraktionszahl die fehlende Größe über die 

Beziehung E = 2G(1+�) abgeleitet werden. Zur Verbesserung von künftigen Materialuntersuchungen 

sollte bei isotropen Werkstoffen immer E(T) und G(T) ermittelt werden, um �(T) abzuleiten. 

5.2 Ermittlung des dehnratenunabhängigen Spannungs-Dehnungs- 

Verhaltens 

Die dehnratenunabhängigen Spannungs-Dehnungs-Diagramme wurden für alle Werkstoffe mittels 

Zugversuch nach EN ISO 527-2/1BB/1 [23] in einer Temperaturkammer am HSG-IMAT 

durchgeführt. Hierbei wurden die Foliensubstrate bei 20 °C, 50 °C und 85 °C (siehe Abbildung 47 

für ESPANEX SB II), die MID-Substrate bei -40 °C, 20 °C, 85 °C und 125 °C und die Fügematerialien 

bei 20 °C und 85 °C geprüft. 

�/ MPa 

200 

150 

100 

50 

�-�-Diagramme für ESPANEX SB II (PI-Folie) 

0 

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 

Abbildung 47: Spannungs-Dehnungs-Diagramme der flexiblen PI-Foliensubstrate bei 

unterschiedlichen Prüftemperaturen 

� / - 

20 °C 

50 °C 

85 °C 

E (20 °C) = 4578 MPa 

E (50 °C) = 4033 MPa 

E (85 °C) = 3683 MPa 

Auf diese Weise ist es möglich die Zugprüfungen bei Raumtemperatur mit Datenblattangaben 

abzugleichen, exakte dehnratenunabhängige nichtlineare Daten bei der oberen Haltetemperatur 

zu ermitteln und die Daten mit den Ergebnissen aus der DMTA abzugleichen. 

Zur Aufnahme der Längenänderung wurde ein mechanisches Extensometer eingesetzt (siehe 

Abbildung 48), da hiermit die Steifigkeit der Halterung nicht in das Messergebnis eingeht. 

33


Abbildung 48: Halterung für Zugprüfung mit eingespannter Zugprobe und mechanischem 

Extensometer 

Die E-Modulermittlung aus den Spannungs-Dehnungs-Diagrammen nach [24] wies in der Regel 

ein anderes E-Modul als die DMTA auf. Bei Pocan DP T7140 LDS ist der Wert der DMTA um ca. 

9% höher als in der Zugprüfung mit EZug = 11.836 MPa – bei ESPANEX SB II liegt der Wert der 

DMTA nur bei etwa 37% des Wertes aus der Zugprüfung. Dies kann auf verschiedene Ursachen 

zurückzuführen sein, wie z. B. erhöhte Prüffrequenz der DMTA, Faserausrichtung der Proben 

oder der Art der Prüfung. Für die Datenbasis der Simulation wird angenommen, dass die temperaturbedingte 

Belastung mit niedriger Dehnrate aufgebracht wird, weswegen die E-Moduln 

der Zugprüfungen verwendet werden. Aufgrund dessen wurden die aus den Zugprüfungen ermittelten 

E-Moduln über einen aus den DMTA-Daten ermittelten temperaturabhängigen Skalierungsfaktor 

angepasst, um die Abhängigkeit E(T) einzuarbeiten. Durch die Zugprüfung von parallel 

und normal zur Spritzrichtung präparierten Prüfkörpern war es möglich 

richtungsabhängige Materialmodelle zu erstellen. 

5.3 Ermittlung des dehnratenabhängigen Kriechverhaltens 

Zur Gewinnung von Kriechdaten wurde ein Prüfstand aufgebaut, bei dem drei Probekörper vom 

Typ EN ISO 527-2/1BB [23] simultan in einer Temperaturkammer für insgesamt 1000 h mit einem 

konstanten Gewicht belastet wurden. Durch ein mechanisches Extensometer pro Probekörper 

wurde die Längenänderung � über der Zeit t aufgenommen. Bei den Messungen zeigte 

sich, dass Probekörper aus umgeschmolzener SAC-Lotpaste aus der Halterung kriechen (siehe 

Abbildung 49). Auch durch eine zusätzliche Fixierung über einen Bolzen konnte keine Verbesserung 

der Halterung erzielt werden. 

Eine Verkleinerung der Probengröße mit Einspannung an den Fügepartnern konnte nicht getestet 

werden, da am HSG-IMAT für die kleinen Wegänderungen keine optische Messeinrichtung 

zur Verfügung stand. Aufgrund dessen war es nicht möglich Kriechdaten für Lot mit den bestehenden 

Probekörpern zu ermitteln, weswegen Literaturparameter nach [25] für eine vergleichbare 

Lotlegierung bei stationärem Kriechen genutzt wurden. 

34


Abbildung 49: Klemmbereich von SAC-Proben zeigt starke plastische Deformation im 

Klemmbereich durch Kriechen 

Da die Kriechprüfungen mit einer Dauer von mindestens 1000 h einen erheblichen Zeitaufwand 

bedeuten und alle Messungen nicht innerhalb der Projektzeit abgeschlossen werden konnten, 

sollte der Messaufwand zur Ermittlung des dehnratenabhängigen Verhaltens von Polymeren 

verkürzt werden. Unter der Annahme, dass Kriechen nur bei langer Lasteinwirkung (Tage, Wochen 

…) und Viskoelastizität in kürzeren Zeiträumen (Minuten, Stunden …) auftritt [26], wäre 

demnach bei Temperaturwechseltests eher mit einem viskoelastischen Verhalten zu rechnen 

und nur bei Hochtemperaturlagerung für 500 h mit einem Kriechverhalten. Durch die Durchführung 

von Relaxationsversuchen kann demnach die Versuchszeit erheblich verkürzt werden, sofern 

die folgenden numerischen Untersuchungen auf den Temperaturwechseltests aufbauen. 

5.4 Ermittlung des Wärmeausdehnungsverhaltens 

Parallel zur Charakterisierung der richtungs-, zeit- und temperaturabhängigen Steifigkeit über 

DMTA und Zugprüfungen wurden die thermischen Ausdehnungskoeffizienten (engl. Coefficient 

of Thermal Expansion, CTE) als zweite essenzielle Kenngröße für thermomechanische Simulationen 

über thermomechanische Analysen (TMA) ermittelt. Hierbei wurden die MID-Substrate 

parallel und normal zur Spritzrichtung charakterisiert, um die Richtungsabhängigkeit des CTE zu 

erfassen (siehe Abbildung 50). 

Die Auswertung in Abbildung 50 stellt beispielhaft die Auswertung einer TMA für zwei normal 

zur Fließrichtung präparierte Proben aus Pocan DP T7140 LDS dar. Gemessen wird die Längenänderung 

über der Temperatur, die in die thermische Dehnung �th umgerechnet wird. Dabei 

fällt auf, dass es zwei annähernd gerade Bereiche gibt, welche durch Regressionsgeraden approximiert 

werden können, die sich bei der Glasübergangstemperatur Tg schneiden. Die Steigung 

der Geraden (im Diagramm als � in gekennzeichnet) wird in Datenblättern häufig als CTE < Tg 

und CTE > Tg angegeben und auch in ANSYS® Workbench [27] verwendet. 

35

epsth / 1e-3 

6 

4 

2 

0 

-2 

-4 

-6 

-8 

-10 

-12 

-14 

Pocan DP T7140 LDS 

[TMA laut ISO 11359-2 ; Probekörper ISO 527-2/1BB quer] 

Quelle: HSG-IMAT 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 

2010-03-30 P1 

2010-03-29 P2 

T / °C 

alpha in 

Tref=20 °C, alpha se 


Abbildung 50: TMA-Auswertung von PET+PBT für normal zur Fließrichtung präparierte Probe 

Zur Materialerstellung in digimat-MF [28] wird der Sekanten-CTE � se genutzt, der die Steigung 

der Sekante bei der Referenztemperatur Tref und der Temperatur T mit den dazugehörigen 

�th(Tref) und �th(T) kennzeichnet. 

Tabelle 2: Übersicht der durchgeführten Materialprüfungen 

AVT-Material Substrat 

Art Bezeichnung Material E-Modul Poissonzahl 

TemperaturabhängigkeitZeitabhängigkeit 

CTE 

längs quer längs quer 

MID 

Folie 

Vectra E840i LDS LCP 1BB+GL (ZV+T) 1BB+GQ (ZV+T) - ZV+T - 1BB+GL (TMA) 1BB+GQ (TMA) 

Pocan DP T7140 LDS PET+PBT 

1BB+GL (ZV), 

1A/1BB (ZV+T) 

1BB+GQ (ZV) - ZV+T, (Z)DMA 1BB+GL (KV) 1BB+GL (TMA) 1BB+GQ (TMA) 

ULTRALAM 3000 LCP FS (ZV+T) - ZV+T, (Z)DMA - - 

ESPANEX SB II PI FS (ZV+T) - ZV+T, (Z)DMA - - 

NCA DELO-MONOPOX MK055 Epoxy 1BB (ZV+T) 1BB (ZV+V) (T)DMA 1BB (KV) 1BB (TMA) 

ICA EPO-TEK H20E Epoxy+Ag 1BB (ZV+T) 1BB (ZV+V) (T)DMA - 1BB (TMA) 

Underfill HYSOL FP4511 Epoxy 1BB (ZV+T) 1BB (ZV+V) (T)DMA 1BB (KV) 1BB (TMA) 

Lotpaste F 640 Sn96.5Ag3Cu0.5 1BB (ZV+T) 1BB (ZV+V) (T)DMA - 1BB (TMA) 

Zur Übersicht werden die durchgeführten Prüfungen in Tabelle 2 aufgeführt. Bei einer Kennzeichnung 

mit „-“ wurde keine Prüfung innerhalb der Projektzeit durchgeführt. Die verwendeten 

Abkürzungen kennzeichnen hierbei die Art des Prüfkörpers sowie die Art der durchgeführten 

Prüfung: 

� 1A/1BB: Abmessungen nach EN ISO 527-2 

+GL: gefräst längs zur Spritzrichtung 

+GQ: gefräst quer zur Spritzrichtung 

� FS: Folienstreifenprobe mit Breite 20 mm und Länge 50 mm 

� KV: Kriechversuch bei konstanter Kraft 

� DMA: Dynamisch-Mechanisch-Thermische Analysen 

(T)… : unter Torsionsbeanspruchung zur Messung des Schubmodul 

36 

160 

140 

120 

100 

80 

60 

alpha / 1e-6/K

(Z)… : unter Zugbeanspruchung zur Messung des Elastizitätsmoduls 

� TMA: thermomechanische Analyse 

� ZV: Zugversuch nach EN ISO 527-1 

+T: bei verschiedenen Temperaturen 

+V: inkl. Auswertung über Grauwertkorrelation 

5.5 Ermittlung der Geometrieparameter 


Zur Bestimmung der geometrischen Abmessungen des Werkstoffverbundes wurden von den 

einzelnen Aufbauten entsprechende metallografische Untersuchungen durchgeführt. Die 

Schliffbilder ermöglichen in der Simulation eine Abbildung des tatsächlichen Stand-Off, der 

Lötstellendimensionen und weiterer geometrischer Abmessungen. Des Weiteren ergeben sich 

vorab Erkenntnisse über den Aufbau, die ggf. auf eine später auftretende Abweichung zwischen 

berechnetem und experimentell ermitteltem Ergebnis hinweisen können. 

Abbildung 51: Ausgewählte Schliffbilder zur Bestimmung der geometrischen Abmessungen der 

Aufbauten 

Beispielhaft werden Schliffbilder der Aufbauten Drahtbonden auf Vectra® E840i LDS (Abbildung 

51, links) und NCA-Kleben auf ULTRALAM® 3000 dargestellt (Abbildung 51, rechts). Die Schliffbilder 

zeigen den Stand-off der Chips, die Chipdicke sowie die Geometrie der Verbindungsstelle 

(z. B. Länge und Breite der Au-Studbumps und Radius des ICA-Mensikus). 

37

6 Simulation Verbund 


Die Simulation des Verbundverhaltens einer Baugruppe gliedert sich in verschiedene Bereiche – 

Materialmodellierung, Erstellung und Analyse des thermomechanischen Modells, Aussagen 

zum Ausfallverhalten und Abgleich mit dem Experiment. 

6.1 Erstellung von Materialmodellen 

Im Anschluss an die Materialcharakterisierung aus Kapitel 5 mussten zunächst Materialmodelle 

erstellt werden, die in der Lage sind das Verhalten eines Werkstoffes unter thermischer und 

mechanischer Lasteinwirkung hinreichend genau zu beschreiben. Hierzu wurden die Materialmodelle 

für isotrope Werkstoffe im Simulationsprogramm ANSYS® Workbench [27] und für 

die anisotropen MID-Substrate ein Materialmodell in der Software digimat [28] erstellt. 

Ziel der Materialmodellierung über das Programmmodul digimat-MF war in diesem Vorhaben 

einerseits die Anpassung von Materialmodellen an die Materialorientierung aus dem Spritzguss 

über Reverse Engineering. Andererseits sollte die Kopplung von Spritzgusssimulation mit der 

thermomechanischen Simulation über den Export von Materialorientierungen realisiert werden, 

um auch für Polymerbauteile mit komplexer Geometrie genaue Verzugsaussagen treffen 

zu können. Zum Zeitpunkt der Materialmodellerstellung bot das digimat-MF als Materialverhalten 

nur ein linear thermoelastisches Verhalten an, welches plastische Verzerrungen �pl der 

Polymermatrix nicht berücksichtigt. In der aktuellen Version 4.1.2 des Programms wurde gegen 

Ende der Projektlautzeit ermöglicht auch thermoelasto(visko-)plastisches Verhalten in die Materialmodelle 

zu implementieren. Dieses Verhalten konnte jedoch während der Projektlaufzeit 

nicht mehr berücksichtigt werden. Aufgrund dessen werden die Materialmodelle erst nach der 

Projektlaufzeit entsprechend erweitert, um die Ergebnisse für KMU innerhalb einer Zusammenarbeit 

nutzbar zu machen. 

Über digimat-MF wird das Materialverhalten eines aus verschiedenen Phasen bestehenden 

Compounds durch Homogenisierung phänomenologisch beschrieben. Das Hauptanwendungsgebiet 

sind neben universeller Einsatzmöglichkeit zur Materialmodellierung insbesondere kurzglasfaserverstärkte 

Polymercompounds. Für die Fasern können Orientierungen fest, zufällig und 

als Richtungstensoren vorgegeben werden. Die Aspektverhältnisse von Länge zu Durchmesser 

der Fasern sind hierbei ein Maß für die Anisotropie des Materials und lassen sich als Konstante 

oder als Verteilung angeben. Auf diese Weise ist es möglich die Materialorientierung von 

Polymerteilen aus der Spritzgusssimulation oder experimentellen Untersuchungen bei der Erstellung 

des Materialmodells zu berücksichtigen. Eine Voraussetzung zur Nutzung von Orientierungen 

aus der Spritzgusssimulation ist, dass diese in der Lage ist die Materialorientierung des 

realen Bauteils für verschiedene Wandstärken möglichst exakt abzubilden. Innerhalb einer am 

HSG-IMAT betreuten Diplomarbeit zum wandstärkenabhängigen Verhalten [29] hat sich herausgestellt, 

dass die Spritzgusssimulation mittels SIGMASOFT® [30] in der Regel höhere Orientierungen 

ergibt als real vorliegen. Der Hersteller forscht derzeit an einem alternativen Orientierungsmodell, 

welches eine Kopplung der Faserorientierung mit der Rheologie berücksichtigt 

und daher zu einer anderen Faserorientierung in der Kernschicht führt. Aufgrund der im Vergleich 

zur Realität zu hohen Faserorientierung konnte ein Materialmodell nur für eine spezielle 

Wandstärke – in diesem Vorhaben 1,5 mm – exakt erstellt werden. Für davon abweichende 

Wandstärken ist mit einer Abweichung des Modells vom realen Materialverhalten zu rechnen. 

38

Einfluss der Faser- 

Orientierung über 

der Wandstärke 


Abbildung 52: Schematische Darstellung der Kopplung zwischen SIGMA-thermoplast und ANSYS 

über digimat 

Das Vorgehen der Materialmodellierung über Reverse Engineering in digimat ist schematisch in 

Abbildung 52 dargestellt und soll im Folgenden anhand des Werkstoffes Pocan DP T7140 LDS 

kurz erläutert werden. Zunächst wurden die Materialeigenschaften in Kapitel 5 ermittelt. Hierbei 

wurden die Probekörper am HSG-IMAT angefertigt und die Spritzparameter aufgezeichnet. 

Basierend auf dem Spritzprotokoll wird eine Spritzgusssimulation für das Prüfkörperspritzteil 

durchgeführt und im Anschluss die Faserorientierung im Prüfbereich – Messlänge der Zugstabprobe 

in der Zugprüfung nach EN ISO 527-2/1BB/1 [23] – extrahiert. 

Abbildung 53 stellt die Ausrichtung der Fasern einer parallel zur Fließrichtung präparierten Probe 

dar. Hierbei ist farblich die Größe des ersten Eigenwerts dargestellt, der im Randbereich 

Werte um 0,9 und in der Kernschicht Werte um 0,5 annimmt. Die Form der Ellipsoide kennzeichnen 

die Größe der Eigenwerte im Hauptachsensystem ist. Es ist erkennbar, dass die Kernschicht 

schmal ausgeprägt ist und eine isotrope Ausrichtung in der Ebene parallel zur 

Spritzlingsoberfläche hat. 

Abbildung 53: Die Faserorientierung der in Fließrichtung präparierten Zugstabprobe zeigt eine 

nahezu ebene Orientierung in der Kernschicht 

39

Häufigkeit 

4800 

3600 

2400 

1200 

0 

100 

75 

50 

25 

0 

Histogramm des Rechteckzugstabes längs (WS 1,5 mm) 

Normal 

a11 

-0,0624 

0,0000 

0,0624 

0,1248 

0,1872 

0,2496 

0,3120 

0,3744 

-0,00300 

-0,00225 

-0,00150 

-0,00075 

0,00000 

0,00075 

0,00150 

0,00225 

2000 

1500 

1000 

500 

0 

a22 a33 

6000 

0,04128 

0,05160 

0,06192 

0,07224 

0,08256 

0,09288 

0,10320 

0,11352 

-0,0192 

-0,0128 

-0,0064 

0,0000 

0,0064 

0,0128 

0,0192 

0,0256 

4500 

3000 

1500 

a12 a13 a23 

300 

2000 

200 

100 

0 

0 

1500 

1000 

500 

0 

0,4650 

0,5425 

0,6200 

0,6975 

0,7750 

0,8525 

0,9300 

1,0075 

-0,2304 

-0,1536 

-0,0768 

0,0000 

0,0768 

0,1536 

0,2304 

a11 

Mittelwert 0,1218 

StdAbw 0,08575 

N 24960 

a22 



N 24960 

a33 



N 24960 

a12 


StdAbw 0,0008090 

N 24960 

a13 


StdAbw 0,005529 

N 24960 

a23 

Mittelwert -0,0007275 

StdAbw 0,1266 

N 24960 


Abbildung 54: Mittelwertbildung über statistische Auswertung der Orientierungsverteilungen 

Im Anschluss an den Export der Faserorientierung wird über den Prüfbereich der Mittelwert der 

Tensorkomponenten gebildet (siehe Verteilung in Abbildung 54) und für die Orientierung der 

Faserphase in digimat-MF verwendet. 

Bei der Materialmodellierung in digimat-MF wird vereinfachend angenommen, dass der mit 

Glasfaser und Mineral gefüllte Werkstoff Pocan DP T7140 LDS nur aus zwei Phasen besteht – 

einer Matrix- und einer Faserphase. Dies ist in guter Näherung möglich, sofern der Mineralfüllstoff 

mit isotropem Verhalten und homogener Verteilung in der Polymermatrix angenommen 

werden kann. Der Faserphase werden thermoelastische Materialeigenschaften nach Literaturparametern 

zugewiesen und die Orientierung aus der Spritzgusssimulation zugewiesen. Das 

einheitliche Aspektverhältnis der Fasern bleibt als Parameter enthalten und nimmt erfahrungsgemäß 

Werte von 20–30 an. Über das Aspektverhältnis lässt sich während der Anpassung die 

Anisotropie bzw. der Unterschied der Materialeigenschaften zwischen parallel und normal zur 

Spritzrichtung einstellen. Für die Matrix werden während des Reverse Engineering das E-Modul 

und der CTE angepasst, bis die Steigung der Spannungs-Dehnungs-Diagramme aus den experimentellen 

Untersuchungen bei einer Temperatur angepasst wurde. Abbildung 55 stellt die experimentell 

ermittelten Spannungs-Dehungs-Daten für eine längs und quer zur Fließrichtung 

präparierte Probe als schwarze und rote Kurve dar. Das thermoelastische Materialmodell wurde 

in diesem Beispiel an die anfängliche Steigung der Kurve im Nullpunkt angepasst und ist als 

blaue und grüne Gerade dargestellt. 

Im Anschluss an diese Anpassung wird unter Annahme von temperaturunabhängigen Eigenschaften 

des Faserwerkstoffes die Temperaturabhängigkeit von E-Modul und CTE der Matrix 

eingearbeitet. Nach Fertigstellung des Materialmodells kann dieses in thermomechanischen 

Untersuchungen für ein Substrat derselben Orientierung wie die des Probekörpers genutzt oder 

die Kopplung zu einer anderen Spritzgusssimulation über die neue Faserorientierung und das 

Modul digimat-MAP hergestellt werden. 

40


Abbildung 55: Angepasstes thermoelastisches Materialverhalten für Pocan DP T7140 LDS längs 

und quer zur Spritzrichtung 

6.2 Erstellung und Analyse des thermomechanischen Modells 

Innerhalb des Vorhabens wurden vier verschiedene Aufbauvarianten auf ebenen MID- und Foliensubstraten 

untersucht. Dies führt zu einer Anzahl von acht zu modellierenden Geometrien, 

die jeweils ein Substrat, einen Chip und die Verbindungselemente beinhalten. Aufgrund der 

durch die Laserstrukturierung und Metallisierung geänderten Anordnung der Kontaktierungselemente 

auf dem Chip und der Materialorientierung bei den MID-Substraten bzw. des Leiterbahnbildes 

war es bei allen Aufbauvarianten außer der Drahtbond-Variante nicht möglich 

Symmetrien für die Modellierung auszunutzen. 

6.2.1 Modellannahmen 

Im Folgenden werden die in den Modellen getroffenen Annahmen zur Geometrieerstellung, 

den Materialgesetzen und verwendeten Randbedingungen nach Bauteilart – Substrate, Chip 

und Verbindungselemente – gegliedert und erläutert. 

Substrate 

Die MID-Substrate wurden als Quader ohne Formabweichung oder durch den Spritzguss verursachte 

Einfallstellen modelliert. Die Leiterbahnen dieser Substrate wurden in guter Näherung 

des Baugruppen-Deformationsverhaltens vernachlässigt, da diese mit einer wirksamen Dicke 

von ca. 10 µm gegenüber einer Polymerwandstärke von 1,5 mm keinen signifikanten Steifigkeitseinfluss 

besitzen. Bei den flexiblen Substraten konnte diese Vereinfachung aufgrund des 

Verhältnisses von Leiterbahnmetallisierung zu Foliendicke bei ca. 1/3 nicht vorgenommen werden, 

weswegen in diesem Fall die Leiterbahnen modelliert wurden. Aufgrund der getroffenen 

Vereinfachung erfolgte keine Auswertung der Belastung von Leiterbahnmetallisierungen. Die 

MID-Substratmaterialien besitzen nach der Materialmodellerstellung in digimat-MF ein anisotropes, 

thermoelastisches Materialverhalten mit homogener Orientierung (siehe vorhergehender 

Abschnitt), die Foliensubstrate besitzen ein isotropes, thermoelastoplastisches und die Leiterbahnmetallisierung 

ein linear elastisches Materialverhalten. Die Leiterbahnmetallisierung bei 

Foliensubstraten wurde als Kupferlegierung mit Werten aus der internen Datenbank von 

ANSYS® Workbench angenommen. 

41

Chip 


Der Chip wurde als Quader mit einer Kantenlänge von 4,2 mm und einer Dicke von 545 µm für 

Dummychips und 292 µm für Messchips modelliert. Der Chipwerkstoff Silizium wurde mit anisotropem, 

linear elastischem Steifigkeitsverhalten mit Werten nach [31] und isotropem CTE 

nach [32] angenommen. Die Ausrichtung des Siliziumkoordinatensystems entspricht einer Rotation 

um 45° senkrecht zur Chipoberfläche. 

Verbindungselemente 

Die Verbindungselemente konnten nach Querschliffen von Demonstratorbauteilen (siehe 

Abbildung 56 und Abbildung 57), durch Modellierung der Lötstellen über Surface Evolver [33] 

und Annahmen für Menisken und Benetzungswinkel modelliert werden. 

Quelle: FAPS 

37 µm 

Abbildung 56: Schliff der Variante FC- 

Kleben (NCA) auf MID- 

Substrat im Bereich eines 

Au-Studbumps. 

Testaufbau 

Ø 215 µm 

Quelle: FAPS 

Abbildung 57: Schliff eines Testaufbaus 

der Variante FC- 

Löten auf MID-Substrat 

im Bereich eines 

Lotballs. 

Bei der Variante FC-Löten wurde das Lotvolumen des umgeschmolzenen Lotballs über die freie 

Software Surface Evolver [33] modelliert und an das Schliffbild in Abbildung 57 angepasst. Das 

Surface Evolver Modell beinhaltet die Möglichkeit einen Versatz in beiden Richtungen in der 

Substratebene sowie einen variablen Stand-Off und eine variable Lotmenge zu berücksichtigen. 

Abbildung 58–Abbildung 60 zeigen eine Auswahl möglicher Varianten der Lotballausformung 

mit Lotgewichten von 20 µg, 25 µg und 30 µg sowie ohne und mit Versatz in der Bestückebene. 

42

Abbildung 58: 20 µg ohne 

Versatz 

Abbildung 59: 25 µg mit y- 

Versatz 50 µm 


Abbildung 60: 30 µg mit x-y- 

Versatz von 

25 µm 

Die Abformung der achteckigen Chip- oder der viereckigen Substratpadgeometrie zeigte sich 

erst bei größeren Lotvolumina oder Versatz in der Bestückebene. Für die Variante FC-Löten 

wurde ein durchschnittlicher Lotball ohne Versatz gewählt, um ein Ergebnis zu gewinnen, welches 

der Mehrzahl der Proben nahe kommt. Für weiterführende Untersuchungen nach der Projektlaufzeit 

kann das Surface Evolver Modell genutzt werden, um weitere Geometrievarianten 

mit Versatz und Lotmengenschwankungen zu untersuchen und so die Auswirkung von Fertigungstoleranzen 

zu erfassen. Sollte keine Untersuchung hinsichtlich der Auswirkungen eines 

Versatzes in der Bestückebene stattfinden, wäre es auch möglich die Lotballs vereinfacht über 

einen Formparameter wie in [34] zu modellieren. 

Der Stand-Off des Chips von Substrat wurde aus den zuvor dargestellten Schliffbildern bestimmt 

und bei den Varianten FC-Kleben und -Löten konstant gelassen. Die Menisken von ICA, 

NCA und Underfiller mussten angenommen werden, da im Zeitraum der Geometrieerstellung 

keine repräsentativen Schliffe zur Modellierung bereitgestellt werden konnten. 

Das Materialverhalten der Verbindungselemente wurde als isotrop thermoelastisch angenommen 

sofern eigene Messungen verfügbar waren. Für die Au-Studbumps wurden linearelastische 

Materialdaten aus [32] übernommen. Das dehnratenabhängige Verhalten des Lotes 

wurde über ein Garofalo-Kriechgesetz für sekundäres Kriechen mit Koeffizienten aus [25] beschrieben. 

Zur Auswertung der Chipspannungen wurde das viskoelastische Verhalten von NCA 

und Underfiller vernachlässigt. Dies führt dazu, dass die berechneten Spannungen im Chip als 

Worst-Case angesehen werden können, die aufgrund des Materialverhaltens bei längeren Zeiträumen 

relaxieren und dadurch abnehmen. 

Definition von Randbedingungen 

Das Ziel der Analysen war ein Vergleich der Chipspannungen an der Sensorelementoberfläche 

über einem Temperaturbereich zwischen -40 °C und 85 °C und eine Betrachtung des Ausfallmechanismus 

der gelöteten Chipaufbauten. Im Modell wurden zeitlich schnell veränderliche Vorgänge 

vernachlässigt und die Berechnung als stationäre mechanische Analyse definiert. Die 

Temperaturen wurden als homogene Temperaturverteilung in allen Bauteilen angenommen. 

Für die Untersuchung der Chipspannungen wurde der Temperaturbereich zwischen -40 °C und 

90 °C in Schritten von 10 °C je Lastschritt definiert. Für die Variante FC-Löten sollten Aussagen 

zur Lebensdauer bzw. dem Ausfallmechanismus zusätzlich zur Spannungsauswertung gemacht 

43


werden. Entsprechende experimentelle Temperaturschocktests (TST) zwischen -40 °C und 

150 °C bei 30 min Halte- und 10 s Umlagerungszeit wurden beim PA-Mitglied Binder Elektronik 

GmbH durchgeführt. Da eine thermisch transiente Voruntersuchung des Modells nur geringfügige 

Temperaturabweichungen von ca. 0,5 °C zwischen den modellierten Bauelementen ergab, 

wurde die Temperatur auch bei dieser Analyse als homogene Verteilung definiert. Der Temperaturzyklus 

wurde als Solltemperaturprofil mit o. g. Zeiten sowie als Temperaturprofil mit thermischer 

Zeitkonstante vorgegeben. 

Die Messchips wurden während der experimentellen Charakterisierung des mechanischen 

Spannungszustands so gemessen, dass die Werte zur Auswertung der eindiffundierten Widerstände 

bei Raumtemperatur ein Differenzspannungssignal von Null liefern. Um diesen Zustand 

in der Simulation abzubilden wurde die Referenztemperatur aller Baugruppenkomponenten auf 

Tref = 20 °C gesetzt. In thermomechanischen Analysen kennzeichnet Tref den dehnungs- und 

damit auch spannungsfreien Zustand einer Baugruppe. Durch die AVT verursachte Eigenspannungen 

können durch Definition von Tref ≠ 20 °C berücksichtigt werden. Da keine 

Spannunsgmesswerte bei Raumtemperatur bzw. keine Oberflächenvermessung der Demonstratoren 

zur Anpassung von Tref verfügbar war, wurden Eigenspannungen in der Lebensdauerprognose 

nicht berücksichtigt und Tref = 20 °C gesetzt. 

Abbildung 61: Demonstratoraufbau auf Foliensubstrat mit mechanischen Randbedingungen 

Als mechanische Randbedingungen wurde eine mechanisch bestimmte Lagerung zur Verbesserung 

der Löserkonvergenz vorgesehen. Hierzu wurden zwei Seiten des Substrats als reibungsfreie 

Lagerung definiert und die Bewegung in der dritten Raumrichtung als fixierte Lagerung 

eines Eckpunktes eingeschränkt (siehe Abbildung 61). 

6.2.2 Auswertung der thermomechanischen Analysen 

Im Folgenden werden die Ergebnisse der Analysen zu der Aufbauvariante Drahtbonden und den 

Flip-Chip-Aufbauten NCA-Kleben, ICA-Kleben und Löten vorgestellt. Die Graphen sind mit zwei 

Buchstaben entsprechend Substratmaterial (Vectra, Pocan, FR4, ESPANEX und ULTRALAM) und 

Aufbauvariante (Bonden, NCA, ICA und Löten) gekennzeichnet. Bei der Auswertung der MID- 

Substrate wird zwischen der Orientierung der Fließrichtung in x- und y-Richtung (entsprechend 

Kennzeichnung FRx und FRy) der mechanischen Spannung unterschieden, da während der Laserstrukturierung 

der spanend bearbeiteten Substrate prinzipiell eine Vertauschung der Fließrichtung 

möglich ist. Für alle Aufbauten wurde ein Simulationsergebnis für die mechanische 

44


Differenzspannung (�x - �y) im Mittelpunkt der Widerstandspaare R3/R4, R5/R6, R11/R12 und 

R13/R14 generiert. Ziel der Analysen war zunächst ein qualitativer Vergleich der verschiedenen 

Aufbauvarianten unter Verwendung von Dummychips mit einer Dicke von 545 µm. Im Anschluss 

an den Demonstratoraufbau in Kapitel 4 war ein Abgleich der Geometrie durch Schliffbilder 

möglich. Hierbei wurden Messchips mit einer durchschnittlichen Dicke von 292 µm verwendet. 

Für die Aufbauvariante Löten wurde eine Bewertung des Ausfallverhaltens sowie eine 

Lebensdauerprognose für niederzyklisches Versagen nach Literaturparametern durchgeführt. 

Drahtbonden 

Für das Modell der Aufbauvariante Drahtbonden konnte im Gegensatz zu den Flip-Chip- 

Aufbauten die zweifache Symmetrie des Aufbaus unter Vernachlässigung der Leiterbahnen und 

Bondpads ausgenutzt werden. Im Modell wurde nur die Metallisierung direkt unterhalb des 

Chips berücksichtigt da diese die Steifigkeit der Folie in der Nähe des Chips beeinflusst. Das an 

Querschliffe angepasste Geometriemodell mit einer Chipdicke von 292 µm ist in Abbildung 62 

dargestellt. 

Abbildung 62: Geometriemodell (hier für Foliensubstrat) und Kennzeichnung der Auswertepositionen 

der Drahtbondvariante. 

Hierbei handelt es sich um einen Aufbau aus vier Körpern – Foliensubstrat aus ESPANEX® SB II 

(blaugrau), Metallisierung aus einer Kupferlegierung (grünlich), ICA aus EPO-TEK® H20E (transparent 

grau) und Chip aus Silizium (bräunlich). Zur Auswertung sind nur die Positionen R3/R4 

und R5/R6 enthalten. Die Ergebnisse für R11/R12 und R13/R14 entsprechen aufgrund der 

Spiegelsymmetrie denen von R3/R4 und R5/R6. Die für den Drahtbondaufbau ermittelte Differenzspannung 

(�x - �y) ist über der Temperatur in Abbildung 63 dargestellt. 

Alle Graphen besitzen eine Differenzspannung von Null bei 20 °C, die auf die gesetzte Referenztemperatur 

der Komponenten zurückzuführen war. Da bei den MID-Substraten ein anisotropes 

Materialverhalten vorliegt, stellte sich bei R3/R4 aufgrund der ungleichmäßigen Wärmedehnung 

längs und quer zur Materialfließrichtung eine Differenzspannung ungleich Null ein. Bei 

einer Ausrichtung der x- oder y-Achse parallel zur Fließrichtung (FRx oder FRy) zeigte sich ein 

Verhalten symmetrisch zur Differenzspannung Null, da in diesem Fall der Abstand in beiden 

Raumrichtungen gleich war. 

45

(SX-SY) / MPa 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R3/R4 (WB-Variante) 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VB FRx 

VB FRy 

PB FRx 

PB FRy 

UB 

EB 

(SX-SY) / MPa 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R5/R6 (WB-Variante) 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 


Abbildung 63: Differenzspannungen (SX-SY) für Drahtbonden auf MID- und Foliensubstrat 

VB FRx 

VB FRy 

PB FRx 

PB FRy 

UB 

EB 

Die Auswertung zeigte, dass die Differenzspannungen bei den Foliensubstraten am kleinsten 

waren. Dies konnte dadurch begründet werden, dass das Deformationsverhalten der Aufbauten 

auf flexiblen Substraten eher der Deformation des mechanisch steifen Siliziumchips als der des 

Foliensubstrats folgt. Aufbauten auf Pocan zeigten im Durchschnitt die größten Differenzspannungen 

mit einem ausgeprägten Abknicken der Kurve bei ca. 60 °C. Dieser Knick kennzeichnet 

den Glasübergang des Polymers mit dem damit verbundenen Anstieg des CTE normal zur Fließrichtung 

(siehe Abbildung 50) und der steigenden Anisotropie des Materials. Bei Auswerteposition 

R5/R6 zeigte sich eine weitere Beeinflussung des Kurvenverlaufs zwischen 40 °C und 60 °C, 

die auf den Glasübergang des ICA zurückgeführt werden konnte. Bei R3/R4 war dieser Effekt 

nicht erkennbar, da er sich auf beide Normalspannungen auswirkte. Im Gegensatz zu den Flip- 

Chip-Aufbauten befinden sich die Sensorstrukturen auf der Chipoberseite, weswegen Zug- und 

Druckspannungen bei Flip-Chip- und Drahtbondvariante vertauscht sind. Dies führte dazu, dass 

die Differenzspannung z. B. bei R3/R4 für VB FRx mit steigender Temperatur zunahm während 

sie bei Flip-Chip-Aufbauten abfiel. 

Abbildung 64: Spannungsintensität des ICA bei 90 °C (links) und -40 °C (rechts) bei Aufbau auf 

Vectra® E840i LDS 

Zur Beurteilung des Ausfallverhaltens kann die Verteilung der Spannungsintensität im ICA über 

der Temperatur betrachtet werden, um Rückschlüsse auf kritische Bereiche hoher Spannungen 

zu ziehen. Die Verteilungen in Abbildung 64 für einen Aufbau auf Vectra® E840i LDS zeigen ho- 

46


he Spannungswerte im Bereich des ICA-Meniskusansatzes an den Chipseiten und der unteren 

Chipecke. Aufgrund des thermomechanischen Materialverhaltens resultierten höhere Spannungen 

bei niedrigen Temperaturen. Daher ist eine Überschreitung der Haftfestigkeit am Interface 

Chip/ICA bei tiefen Temperaturen oder eine durch Kriechvorgänge bedingte Delamination 

bei hohen Temperaturen als Ausfallart denkbar. Die Spannungsspitzen im Bereich der unteren 

Chipkanten parallel zur Materialfließrichtung könnten bei hohen Temperaturen zu einer Rissbildung 

durch Kriechvorgänge führen. 

Der Aufbau auf Foliensubstrat vom Typ ESPANEX® SB II zeigt in Abbildung 65 ein ähnliches 

Temperaturverhalten bezüglich der Spannungshöhe und der Orte maximaler Spannung. Da es 

sich um ein isotropes Material handelt, traten Spannungsspitzen im ICA an allen substratnahen 

Chipkanten auf. 

Abbildung 65: Spannungsintensität des ICA bei 90 °C (links) und -40 °C (rechts) bei Aufbau auf 

ESPANEX SB II 

Bei den Verteilungen zur Spannungsintensität im ICA zeigte sich, dass der ICA bei Vectra® 

E840i LDS und ESPANEX® SB II im Bereich der unteren Chipfläche vergleichbar hohe Spannungswerte 

bei hoher Temperatur aufweist. Es erscheint daher sinnvoll nicht nur die Differenzspannungen 

als Zuverlässigkeitskriterium einer Verbindung zu betrachten, sondern auch die 

Spannungswerte in den Raumrichtungen experimentell auszuwerten. 

Bedingt durch den Aufbauprozess können sich unterschiedliche Klebschichtdicken einstellen. 

Daher wurde die Auswirkung dieser Einflussgröße für einen Drahtbondaufbau mit Dummychips 

der Dicke 545 µm vor Aufbau der Demonstratoren in Kapitel 4 untersucht. Die Klebschichtdicke 

wurde im Bereich 70 µm ± 25 µm variiert, um die Auswirkungen dieser Einflussgröße auf MID- 

und Foliensubstrataufbauten bewerten zu können. In Abbildung 66 sind die Ergebnisse dieser 

Untersuchung bei einem Aufbau auf Vectra E840i LDS dargestellt. Es zeigte sich, dass die Klebschichtdicke 

/ der Stand-Off nur eine Auswirkung besitzt, sofern die Glasübergangstemperatur 

des ICA überschritten wird. Bei zunehmendem Stand-Off zeigte sich eine geringfügige Reduzierung 

der Differenzspannungen, die vermutlich darauf zurückzuführen war, dass die thermisch 

induzierten Spannungen besser durch das erhöhte Materialvolumen abgefangen werden konnten. 

47

(SX-SY) / MPa 

10 

5 

0 

-5 

Differenzspannung R3/R4 (VB FRx) 


-10 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

SO +25 µm 

SO +-0 µm 

SO -25 µm 

(SX-SY) / MPa 

10 

5 

0 

-5 

Differenzspannung R5/R6 (VB FRx) 


-10 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 


SO +25 µm 

SO +-0 µm 

SO -25 µm 

Abbildung 66: Vergleich der Differenzspannungen (SX-SY) für Drahtbonden auf Vectra E840i LDS 

und Ausrichtung der y-Achse in Fließrichtung bei Variation des Stand-Off und 

Chipdicke 545 µm 

Ein anderer Effekt zeigte sich für ESPANEX® SB II PI-Folie in Abbildung 67. Hierbei reduzierte ein 

kleinerer Stand-Off die Differenzspannungen im höheren Temperaturbereich und führte zu höheren 

Differenzspannungen im niedrigen Temperaturbereich. Bei einer gewünschten Spannungsoptimierung 

könnte daher so vorgegangen werden, dass ein Stand-Off ermittelt wird, der 

in beiden Bereichen möglichst kleine Differenzspannungen ergibt. Anhand der Differenzspannungsskala 

ist jedoch erkennbar, dass der Effekt sehr gering ausgeprägt ist. 

(SX-SY) / MPa 

1 

0.5 

0 

-0.5 

Differenzspannung R3/R4 (EB) 


-1 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

SO +25 µm 

SO +-0 µm 

SO -25 µm 

(SX-SY) / MPa 

1 

0.5 

0 

-0.5 

Differenzspannung R5/R6 (EB) 


-1 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

SO +25 µm 

SO +-0 µm 

SO -25 µm 

Abbildung 67: Vergleich der Differenzspannungen (SX-SY) für Drahtbonden auf ESPANEX SB II 

bei Variation des Stand-Off 

NCA-Kleben 

Die der Berechnung zugrunde liegenden Geometrien der Variante NCA-Kleben auf MID- 

Substrat und Foliensubstrat sind in Abbildung 68 und Abbildung 69 dargestellt. 

48

Abbildung 68: Geometriemodell für FC- 

Kleben (NCA) auf ebenem 

MID-Substrat 

Pocan DP T7140 LDS 


Abbildung 69: Geometriemodell für FC- 

Kleben (NCA) auf Foliensubstrat 

ESPANEX SB II 

Die Aufbauten bestehen aus Substrat, Chip, NCA und Au-Studbumps. Bei Foliensubstraten wurden 

die Leiterbahnen im Modell berücksichtigt, da die Metallisierungsschichtdicke ca. 1/3 der 

Foliensubstratdicke entspricht. Die Positionen zur Auswertung der Spannungen sind in 

Abbildung 70 für MID- und in Abbildung 71 für Foliensubstrate in Aufsicht auf das Leiterbahnlayout 

dargestellt. 

Abbildung 70: Auswertungspositionen bei 

Variante FC-Kleben (NCA) 

auf MID-Substrat 

Abbildung 71: Auswertungspositionen bei 

Variante FC-Kleben (NCA) 

auf Foliensubstrat 

Die Auswertungsrichtung für die Differenzspannung (�x - �y) wird durch die Koordinatensysteme 

an den Auswertepositionen dargestellt. Die Ergebnisse der Differenzspannung über der 

Temperatur für die Auswertepositionen R3/R4 und R5/R6 der an Querschliffe angepassten Geometrie 

mit einer Chipdicke von 292 µm sind in Abbildung 72 dargestellt. 

49

(SX-SY) / MPa 

60 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R3/R4 (NCA-Variante) 


-60 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VN FRx 

VN FRy 

PN FRx 

PN FRy 

UN 

EN 

(SX-SY) / MPa 

60 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R5/R6 (NCA-Variante) 


-60 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 


VN FRx 

VN FRy 

PN FRx 

PN FRy 

UN 

EN 

Abbildung 72: Differenzspannungen (SX-SY) für FC-Kleben (NCA) auf MID- und Foliensubstrat 

Die Auswertung zeigt, dass die resultierenden Differenzspannungen bei Vectra® E840i LDS ungefähr 

ein Drittel derer bei Pocan DP T7140 LDS betragen. Bei Orientierung der y-Achse in Fließrichtung 

(FRy) zeigten sich bei Auswerteposition R5/R6 hohe Differenzspannungen durch eine 

dominierende Spannung in x-Richtung. Hierbei ist erkennbar welche Auswirkung eine Fehlorientierung 

der Auswerteposition in Bezug zur Fließrichtung haben kann. Beide flexiblen Substrate 

zeigten erwartungsgemäß die kleinste Differenzspannung, da die Steifigkeit der Folien aufgrund 

der Foliendicke im Vergleich zum Chip sehr niedrig ist. 

Da es innerhalb der Projektzeit aufgrund der Verfügbarkeit der Chips nicht mehr möglich war 

einen dreidimensionalen MID-Demonstrator aufzubauen, wurde in Abstimmung mit dem PA 

beschlossen eine Simulationsrechnung zu dieser Thematik durchzuführen. Aufgrund des in 

digimat-MF erstellten Materialmodells ist es möglich beliebige Materialorientierungen einzustellen. 

Daher wurde beschlossen die Extremfälle der Orientierung für einen ebenen Demonstrator 

mit Dummychipdicke 545 µm zu untersuchen – eine zufällige und eine in einer 

Raumrichtung vollständig orientierte Faserorientierung. Diese Fälle entsprechen einem isotropen 

Materialverhalten und einem bei sehr kleinen Wandstärken dominierenden Materialverhalten. 

Die Simulation der Aufbauvariante NCA-Kleben sollte zeigen, welcher Differenzspannungsbereich 

für Pocan DP T7140 LDS in diesen beiden Fällen möglich ist. 

(SX-SY) / MPa 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R3/R4 (PN) 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

FRx 

FRy 

FRx Fixed 

FRy Fixed 

Random3D 

(SX-SY) / MPa 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R5/R6 (PN) 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

FRx 

FRy 

FRx Fixed 

FRy Fixed 

Random3D 

Abbildung 73: Differenzspannungen (SX-SY) für Pocan DP T7140 LDS mit unterschiedlichen Materialorientierungen 

50


Die Auswertung zu dieser Untersuchung ist in Abbildung 73 dargestellt und zeigte für eine zufällige 

Orientierung in allen Raumrichtungen (Random3D) wie zu erwarten eine Differenzspannung 

von Null bei R3/R4. Die höchsten Spannungen stellten sich erwartungsgemäß für eine 

vollständige Orientierung in einer Raumrichtung ein, da der Grad der Materialanisotropie in 

diesem Fall maximal ist. Bei vollständiger Orientierung lagen die Spannungen bei 90 °C und Orientierung 

der Fließrichtung in y-Richtung um ca. 16% höher als im Ausgangsfall. Im Falle eines 

isotropen Materialverhaltens lagen die Spannungen bei R5/R6 um 53% niedriger. Aufgrund der 

Beobachtungen zur Faserorientierung in [29] ist zu erwarten, dass die Differenzspannungen in 

beiden Fällen höher liegen, da die Ausrichtung der Fasern in SIGMA-thermoplast höher als in 

der Realität eingeschätzt wird. Dennoch verdeutlichen die Ergebnisse, dass die Platzierung der 

Elemente auf dem 3D-Bauteil einen maßgeblichen Einfluss auf den im Nacktchip eingeprägten 

Spannungszustand hat. 

ICA-Kleben 

Studbumps und ICA mussten in der Analyse der Foliensubstrate vernachlässigt werden, da diese 

bei der Modellerstellung zu Problemen führten. Im Vergleich zur Variante NCA-Kleben (siehe 

Abbildung 72) zeigen die in Abbildung 74 dargestellten Ergebnisse einen ähnlichen Verlauf. 

(SX-SY) / MPa 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R3/R4 (ICA-Variante) 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VI FRx 

VI FRy 

PI FRx 

PI FRy 

UI 

EI 

(SX-SY) / MPa 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R5/R6 (ICA-Variante) 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

Abbildung 74: Differenzspannungen (SX-SY) für FC-Kleben (ICA) auf MID-Substrat 

T / °C 

VI FRx 

VI FRy 

PI FRx 

PI FRy 

UI 

EI 

Die Ergebnisse werden im Vergleich mit den anderen Aufbauvarianten im Folgenden näher erläutert. 

Löten 

Bei der Aufbauvariante Löten ist der Stand-Off des Chips aufgrund der Lotballs größer als bei 

den Varianten Flip-Chip-Kleben. Daher wäre es denkbar, dass sich lokale Spannungserhöhungen 

durch die Lötstellen stärker auf die Spannungen im Bereich der Sensorpositionen auswirken. 

Die den Berechnungen zugrunde liegende Geometrie ist in Abbildung 75 dargestellt. 

51


Abbildung 75: Geometriemodell für FC-Löten auf ebenem MID-Substrat Pocan DP T7140 LDS 

Die Auswertung der Geometrie erfolgte einerseits bezüglich der Spannungen im Chip und andererseits 

hinsichtlich des Ausfallverhaltens. Letzteres wird in einem der folgenden Abschnitte 

näher behandelt wird. 

(SX-SY) / MPa 

60 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R3/R4 (Lötvariante) 


-60 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VL FRx 

VL FRy 

PL FRx 

PL FRy 

FL 

UL 

EL 

(SX-SY) / MPa 

60 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Differenzspannung R5/R6 (Lötvariante) 


-60 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

Abbildung 76: Differenzspannungen (SX-SY) für FC-Löten auf MID- und Foliensubstrat 

T / °C 

VL FRx 

VL FRy 

PL FRx 

PL FRy 

FL 

UL 

EL 

Nach Auswertung der Differenzspannungen (siehe Abbildung 76) ist erkennbar, dass ein ähnliches 

Verhalten wie bei den Varianten Flip-Chip-Kleben vorlag. Zum Vergleich mit MID- und flexiblen 

Substraten wurde ebenfalls ein FR4-Substrat untersucht. Die höchsten Differenzspannungen 

lagen wie bei den zuvor behandelten Aufbauten bei Pocan DP T7140 LDS vor, die 

niedrigsten bei FR4. 

Vergleich der Differenzspannungen bei den Varianten 

Im Folgenden werden die Differenzspannungen aller Aufbauvarianten gruppiert in Aufbauten 

auf MID-Substraten und flexiblen Substraten miteinander verglichen. 

Abbildung 77 stellt den Vergleich für MID-Substrate dar. Hierbei fällt auf, dass die Graphen für 

die Flip-Chip-Varianten nur geringfügig voneinander abweichen. Eine mögliche Erklärung hierfür 

ist die maßgebliche Bestimmung des Deformationsverhaltens durch das steife MID-Substrat. 

Die Höhe des Underfillers sowie die höhere Steifigkeit der Lotballs besitzen hinsichtlich der Differenzspannungen 

bei MID-Substraten nur einen untergeordneten Charakter. 

52

|SX-SY| / MPa 

60 

50 

40 

30 

20 

10 


Differenzspannung R3/R4 

0 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VI FRx 

VN FRx 

VB FRx 

VL FRx 

PI FRx 

PN FRx 

PB FRx 

PL FRx 

|SX-SY| / MPa 

60 

50 

40 

30 

20 

10 



0 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 


VI FRx 

VN FRx 

VB FRx 

VL FRx 

PI FRx 

PN FRx 

PB FRx 

PL FRx 

Abbildung 77: Vergleich der Differenzspannungen (SX-SY) bei allen Aufbauvarianten auf MID- 

Substraten und Ausrichtung der x-Achse in Fließrichtung 

Die Drahtbondvariante führte insbesondere im Temperaturbereich über 20 °C zu den kleinsten 

Differenzspannungen. Im Gegensatz zu den Flip-Chip-Aufbauten zeigte sich gerade bei Messposition 

R5/R6 die niedrige Glasübergangstemperatur des ICA durch einen Spannungsabfall ab 

ca. 40 °C. Im Temperaturbereich unterhalb von 20 °C zeigten die Drahtbondaufbauten auf MID 

geringfügig höhere Spannungen als die Flip-Chip-Aufbauten bei Messposition R5/R6. Die Abhängigkeit 

der Normalspannung in y-Richtung bei allen Aufbauvarianten auf MID-Substraten 

wird in Abbildung 78 dargestellt. 

|SY| / MPa 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

10 


Normalspannung R3/R4 

0 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VI FRx 

VN FRx 

VB FRx 

VL FRx 

PI FRx 

PN FRx 

PB FRx 

PL FRx 

FL 

|SY| / MPa 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

10 



0 

-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

VI FRx 

VN FRx 

VB FRx 

VL FRx 

PI FRx 

PN FRx 

PB FRx 

PL FRx 

FL 

Abbildung 78: Vergleich der Normalspannung SY bei allen Aufbauvarianten auf MID-Substraten 

und Ausrichtung der x-Achse in Fließrichtung 

Bei Pocan DP T7140 LDS ist deutlich der Einfluss des Glasübergangs erkennbar. Zum Vergleich 

ist auch die Normalspannung �y für die Lötvariante auf FR4-Substrat aufgeführt, welche ähnliche 

Werte wie auf Vectra-Substrat besitzt. Die Normalspannungen bei den Drahtbondaufbauten 

betragen ungefähr nur 1/3 derer bei den Flip-Chip-Aufbauten. 

Der Vergleich der Aufbauvarianten auf flexiblen Substraten ist in Abbildung 79 dargestellt. 

53

|SX-SY| / MPa 

10 

8 

6 

4 

2 

0 



-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

UI 

UN 

UB 

UL 

EI 

EN 

EB 

EL 

|SX-SY| / MPa 

10 

8 

6 

4 

2 

0 




-40 -20 0 20 40 60 80 100 

Abbildung 79: Vergleich der Differenzspannungen (SX-SY) bei allen Aufbauvarianten auf flexiblen 

Substraten 

Anhand der Ergebnisse zeigte sich, dass die LCP-Folie ULTRALAM® 3000 zu niedrigeren Differenzspannungen 

führt als die ESPANEX® SB II PI-Folie. Bezüglich der Varianten FC-Kleben und 

FC-Löten zeigte sich, dass bei flexiblen Substraten die ICA-Variante die kleinsten Differenzspannungen 

der FC-Aufbauten aufwies. Eine mögliche Erklärung für diese Beobachtung könnte ein 

maßgeblicher Einfluss des Underfiller aufgrund der geringen Foliendicke darstellen. Da der CTE 

von Hysol® FP4511 nur ca. 1/3 dessen von DELO-MONOPOX® MK055 beträgt, ist die eingeprägte 

Spannung im Chip bei gleichbleibendem Stand-Off geringer. Es fällt auf, dass die Ergebnisse 

der Variante Löten mit der Variante NCA-Kleben vergleichbar sind obwohl unterschiedliche 

Underfillermaterialien genutzt wurden. Bei den Drahtbondvarianten lagen unterhalb von 20 °C 

die niedrigsten Spannungen in den Aufbauten vor. Bei Temperaturen im Bereich 40 °C bis 60 °C 

wechselt dieses Verhalten und zeigte ab 60 °C höhere Spannungen als die FC-Aufbauten. 

|SX| / MPa 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 



-40 -20 0 20 40 60 80 100 

T / °C 

UI 

UN 

UB 

UL 

EI 

EN 

EB 

EL 

|SX| / MPa 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 


T / °C 


-40 -20 0 20 40 60 80 100 

Abbildung 80: Vergleich der Normalspannung SX bei allen Aufbauvarianten auf flexiblen Substraten 

Da die Differenzspannung lediglich einen Spannungsunterschied zwischen verschiedenen Richtungen 

darstellt, ist in Abbildung 80 der Betrag der Normalspannung in x-Richtung dargestellt. 

In der Grafik sind die nichtlineare Temperaturabhängigkeit der Normalspannung im Bereich ab 

20 °C und der Unterschied zwischen den beiden Folientypen besser erkennbar. 

54 

T / °C 

UI 

UN 

UB 

UL 

EI 

EN 

EB 

EL 

UI 

UN 

UB 

UL 

EI 

EN 

EB 

EL


Als bisheriges Fazit der Untersuchungen hinsichtlich der induzierten Differenzspannungen können 

folgende Punkte aufgeführt werden: 

� Die LCP-Substrate induzieren niedrigere Spannungen im Chip als das jeweils andere 

MID- oder Flex-Substratmaterial. 

� Vectra® E840i LDS induziert im Temperaturbereich ab 20 °C vergleichbare Normalspannungen 

in y-Richtung wie FR4. 

� Beim Drahtbond-Layout erfährt die Sensorchipfläche im Mittel die kleinsten Differenzspannungen, 

was auf den Glasübergang des ICA als auch auf die weitere Entfernung der 

Sensorfläche zum Materialverbund zurückgeführt werden kann. 

� Bei Flip-Chip-Aufbauten können die Differenzspannungen im Chip in guter Näherung 

durch einen Aufbau aus Substrat, Underfiller und Chip ohne weitere Verbindungselemente 

berechnet werden. 

� Bei Flip-Chip-Aufbauten auf MID-Substraten werden die Spannungen maßgeblich durch 

die Wahl des Substratwerkstoffes bestimmt, bei Flip-Chip-Aufbauten auf flexiblen Substraten 

durch die Wahl des Underfiller bzw. Die-attach. 

� Die Platzierung der Elemente auf einer räumlichen elektronischen Baugruppe besitzt in 

Abhängigkeit der Materialorientierung einen maßgeblichen Einfluss auf den im Nacktchip 

eingeprägten Spannungszustand. 

6.2.3 Lebensdauerprognose FC-Löten 

Zur Prognose der Ausfallstellen wurde die Aufbauvariante Löten ohne und mit Underfiller bei 

Temperaturbelastung untersucht. Es wurden zwei Temperaturprofile untersucht – gegebene 

Solltemperaturen und durch thermische Zeitkonstante erreichte Temperatur. Die thermische 

Zeitkonstante �th wurde über ein Ersatzmodell aus Chip mit Underfiller ohne Lötverbindungen 

auf starrem Substrat im Rahmen von Voruntersuchungen bestimmt. Hierbei wurden Temperaturen 

in der Mitte des Chips, des Underfiller und des Substrates als Ausgabegrößen verglichen. 

Zum Einprägen der Temperatur in das thermisch-transiente FE-Modell wurde ein Wärmeübergangskoeffizient 

h = 10 W/(m² K) für Konvektion angenommen. Die Voruntersuchungen haben 

gezeigt, dass die Maximal- und Minimaltemperaturen innerhalb der Baugruppe mit ca. 0,5 °C 

nur unwesentlich voneinander abweichen. Daher kann ein Temperaturprofil für die gesamte 

Baugruppe definiert werden. Weiterhin konnte auf Basis des thermisch-transienten FE-Modells 

ein strukturanaloges Netzwerkmodell aus thermischen Widerständen und Kapazitäten in 

LTspice IV aufgebaut werden, um das transiente Verhalten der Baugruppe in Näherung zu beschreiben 

(siehe Abbildung 81). Aus den Analysen für Vectra® E840i LDS, Pocan DP T7140 LDS 

und FR4 wurde in guter Näherung eine einheitliche Zeitkonstante �th = 251 s zur Lebensdauerprognose 

ermittelt (siehe Abbildung 82). 

55

R7 

R8 

Amb Amb 

{Rh_dt} 

{Rh_sb} 

R1 

{Rth_die} 

R9 

{Rh_ds} 

C1 

{Cth_die} 

Amb 

T_die 

R2 

{Rth_die} 

C2 

{Cth_die} 

R3 

{Rth_adh} 

C3 

{Cth_adh} 

R4 

{Rth_adh} 

C4 

{Cth_adh} 

R5 

{Rth_sub_u} 

C5 

{Cth_sub_u} 

Cdie 

R10 

{Rh_as} 

Cadh Csub 

.param h = 10 

.param Rh_dt = {1/(h*W_die*L_die)} 

.param Rh_ds = {1/(h*(2*T_die*(W_die+L_die)))} 

.param Rh_as = {1/(h*(2*T_adh*(W_die+L_die)))} 

.param Rh_sb = {1/(h*(W_die+T_sub)*(L_die+T_sub))} 

Amb 

T_adh 

.param T_adh = 0.137e-3 

.param rho_adh = 1800 

.param cp_adh = 1850 

.param lam_adh = 0.21 

.param Rth_adh = {T_adh/2/(W_die*L_die)/lam_adh} 

.param Cth_adh = {cp_adh*rho_adh*W_die*L_die*T_adh/2} 

T_sub 

R6 

{Rth_sub_l} 

C6 

{Cth_sub_l} 

Ambient temperature profile according to IPC-9701-3-1 

Amb 

V2 


.param Ts_max = 150 upper temperature in °C 

.param Ts_min = -40 lower temperature in °C 

.param td_max = 179/6 upper dwell time in min 

.param td_min = 179/6 lower dwell time in min 

.param tr_2max = 1/6 ramp time from lower to upper temperature in min 

.param tr_2min = 1/6 ramp time from upper to lower temperature in min 

.tran 0 {(tr_2max+td_max+tr_2min+td_min)*60} 0 60 startup 

Die/Chip Adhesive/Solder Substrate Temperature cycle 

INFO - Thermal analysis of bare silicon die glued to LCP substrate. 

- thermal cycle conditions according to IPC-9701 

- thermal load applied via convection (coefficient h = 10 W/(m² K)) 

- current material choice: 

* die ... silicon 

* adhesive ... HYSOL FP4511 (cp and lam from DELO MONOPOX MK055) 

.param T_sub = 1.5e-3 

* substrate ... LCP, type Vectra E840i LDS by Ticona 

.param rho_sub = 1710 

.param T_die = 0.292e-3 W_die = 4.2e-3 L_die = 4.2e-3 .param cp_sub = 1649 

T... thickness of body 

.param rho_die = 2329 

.param lam_sub = 0.46 

W... width of body 

.param cp_die = 702 

.param Rth_sub_u = {T_sub/2/((W_die+T_sub/2)*(L_die+T_sub/2))/lam_sub} L... length of body 

.param lam_die = 124 

.param Rth_sub_l = {T_sub/2/((W_die+3*T_sub/2)*(L_die+3*T_sub/2))/lam_sub} h... convection heat transfer coefficient 

.param Rth_die = {T_die/2/(W_die*L_die)/lam_die} .param Cth_sub_u = {cp_sub*rho_sub*(W_die+T_sub/2)*(L_die+T_sub/2)*T_sub/2} rho... density of body 

.param Cth_die = {cp_die*rho_die*W_die*L_die*T_die/2} .param Cth_sub_l = {cp_sub*rho_sub*(W_die+3*T_sub/2)*(L_die+3*T_sub/2)*T_sub/2} cp... specific heat at constant pressure of body 

lam... thermal conductivity of body 

Abbildung 81: thermisch analoges Netzwerkmodell der Baugruppe mit starrem Substrat zur 

Abschätzung des thermischen Baugruppenverhaltens 

T / °C 

160 

140 

120 

100 

80 

60 

40 

20 

0 

-20 

-40 

Temperaturprofil für ZUMIKROSYS Lötvariante 

0 600 1200 1800 2400 3000 3600 

t / s 

VL UF PL UF FL UF fit MW Soll 


Abbildung 82: Über thermisch analoges Netzwerkmodell ermittelte Temperaturprofile zur Lebensdauerprognose 

Abbildung 82 stellt die Solltemperatur mit einer Haltezeit von 30 min entsprechend 1800 s und 

einer Umlagerungszeit von 10 s dar. Temperaturschwankungen aufgrund eines Temperaturausgleichs 

beim Umlagern wurden in der Näherungslösung nicht berücksichtigt. 

In der Lebensdauerprognose werden die Zyklen bis zum Ausfall der kritischen Verbindung mit 

Solltemperaturprofil und Temperaturprofil mit Zeitkonstante �th = 251 s berechnet. Ein Kohäsionsbruch 

des Lotes wurde als dominierender Ausfallmechanismus angenommen. Bei Lötverbindungen 

kann aufgrund einer homologen Temperatur Th = T [K] / Tm [K] > 0,5 (mit Schmelz- 

56


temperatur Tm) bei Raumtemperatur davon ausgegangen werden, dass Kriechen den dominierenden 

Ausfallmechanismus der irreversiblen nichtelastischen Dehnung darstellt. Aufgrund 

dessen wurde ein Garofalo-Kriechgesetz als Materialmodell des Lotes verwendet und die Lebensdauer 

nach der Coffin-Manson-Gleichung für Versagen im niederzyklischen Bereich abgeschätzt. 

Die Parameter des sekundären Kriechgesetztes und der Coffin-Manson-Gleichung wurden 

[25] entnommen. Danach kann die Anzahl von Zyklen bis zum Versagen � über die 

Gleichung: 

� � 

4, 

5 

� 

� � 295 , 1 akk � 

�� 

cr (10) 

in Abhängigkeit des über den angenommenen Risspfad gemittelten Kriechdehninkrementes 

über einen Temperaturzyklus abgeschätzt werden. Die Parameterwerte 4,5 und -1,295 sind abhängig 

von der gewählten Auswertemethode und den gewählten Randbedingungen der Simulation. 

Daher ist die prognostizierte Lebensdauer ohne Anpassung der Parameter an experimentelle 

Versuchsreihen lediglich als Vergleichswert anzusehen. Es wurde davon ausgegangen, dass 

der höchstbelastete Lotball die Lebensdauer der Baugruppe bestimmt. In Abbildung 83 ist die 

Verteilung der äquivalenten Kriechdehnung über die Lotballs für einen Aufbau ohne Underfiller 

und Solltemperaturprofil dargestellt. 

Fließrichtung 

DNP 

Auswertung 

Abbildung 83: Verteilung der äquivalenten Kriechdehnung über den Lotballs zeigt bei FC-Löten 

eine stärkere Belastung der Balls an den Chipkanten parallel zur Fließrichtung. 

Auswertung hier für Pocan ohne Underfiller. 

Wie zu erwarten, war der höchstbelastete Lotball derjenige mit der größten Entfernung zum 

dehnungsneutralen Punkt (DNP). Die Lebensdauer wurde daher für den in Abbildung 83 mit 

„Auswertung“ gekennzeichneten Lotball durchgeführt. Bei der Kriechdehnverteilung fiel auf, 

dass die Fließrichtung des LDS-Polymers einen maßgeblichen Einfluss auf die Belastung der 

Lotballs hatte. Die Lotballs an den Kanten parallel zur Fließrichtung waren höher belastet als die 

quer zur Fließrichtung. Die Ursache hierfür liegt in der höheren Ausdehnung des MID-Substrats 

normal zur Fließrichtung. 

57


Für den auszuwertenden Lotball wird in Abbildung 84 die Kriecharbeit im Schnitt dargestellt. 

Kleine Werte wurden grau dargestellt, um den vermutlichen Risspfad farbig zu kennzeichnen. 

Dieser deutet auf einen schalenförmigen Verlauf des Risses bei einem Aufbau ohne Underfiller. 

Da der Risspfad in der Mitte des Schnittes noch einen Abstand zur Chipmetallisierung besitzt, ist 

ein Kohäsionsbruch des Lotes zu erwarten. 

Risspfad 

Abbildung 84: Akkumulierte Kriecharbeit bei Aufbau ohne Underfiller deutet auf schalenförmigen 

Kohäsionsbruch des Lotes nahe Chipinterface. Über ein Auswerteskript werden 

die Elemente im Risspfad automatisch ausgewählt. 

Zur Auswahl der Elemente entlang des Risspfades wurde ein Auswerteskript erstellt. Dieses 

prüft zunächst den kleinsten und größten Wert der Kriechdehung (�cr, min und �cr,max) in allen 

Elementen des auszuwertenden Lotballs. Im Anschluss werden die Elemente gewählt deren 

Knotenwerte im Bereich zwischen 0,3 bis 0,9·(�cr,max- �cr, min)+ �cr, min liegen. Die Elementauswahl 

zeigt, dass aufgrund von Singularitäten auch Elemente an der Substratmetallisierung gewählt 

werden, die nicht im Risspfad liegen (siehe Abbildung 84 links unten im Lotvolumen). Diese liefern 

jedoch keinen großen Beitrag zum Durchschnittswert des Kriechdehninkrements und sind 

daher vernachlässigbar. Die Wahl der Netzgröße und des o. g. Bereiches beeinflusst die Elementauswahl 

und damit die zu erwartende Lebensdauer der Verbindung. 

Mit Underfiller zeigte sich ein anderes Ausfallverhalten. Dieses wird im Folgenden über 

Abbildung 85 erläutert. Bei Verwendung von Underfiller wird ein großer Teil der Belastung 

durch diesen aufgenommen. Daher war die akkumulierte Kriechdehnung kleiner und somit eine 

höhere Lebensdauer zu erwarten. Außerdem zeigte sich ein anderer Verlauf des Risspfades, 

welcher in der Nähe der Chipmetallisierung verlief und auf einen Adhäsions- oder Mischbruch 

hinwies. Bei Auftreten eines Adhäsionsbruchs ist ein früheres Versagen zu erwarten, da das vor 

der Metallisierung liegende Lot nicht reißen sondern sich die Metallisierung kurzzeitig ablösen 

würde. 

58

Risspfad 


Abbildung 85: Auswertung der akkumulierten Kriecharbeit bei Aufbau mit Underfiller deutet auf 

Mischbruch nahe Chipinterface. 

In Tabelle 3 sind die Lebensdauern für einzelne Substrattypen für beide Temperaturprofile und 

das Experiment aufgeführt. 

Tabelle 3: Vergleich der geschätzten Lebensdauern von FC-Lötaufbauten ohne und mit 

Underfiller für Solltemperaturprofil, Temperaturprofil mit Zeitkonstante und 

Experiment 

Temperaturprofil 

Underfiller 

Pocan DP T7140 

LDS 

� 

Soll 

ohne 

� 

Soll 

mit 

� 

�th 

ohne 

� 

�th 

mit 

�DC 

Exp. 

ohne 

� 

Exp. 

ohne 

15 1000 13 1194 25 29 

Vectra® E840i LDS 94 1243 87 1510 163 254 

FR4 95 1246 92 1540 287 318 

ESPANEX® SB II 158 2500 - - 101 164 

ULTRALAM® 3000 238 2443 - - 220 268 

Die numerische Lebensdauerprognose zeigte eine nahezu vergleichbare Lebensdauer von Aufbauten 

auf FR4 und Vectra® E840i LDS. Ohne Underfill zeigten Lötaufbauten auf Pocan eine 

sehr niedrige Lebensdauer von nur wenigen Zyklen, was sich auf den großen thermischen Ausdehnungskoeffizienten 

des Materials zurückführen lässt. Bei allen Lötaufbauten sollte daher ein 

Underfillprozess durchgeführt werden, um die Lebensdauer zu erhöhen. 

59

60 


Mit Underfiller wurden Lebensdauern � ≥ 1000 Zyklen erreicht, die in einem für Flip-Chip- 

Aufbauten üblichen Bereich liegen und plausibel erschienen. Ein Auswerteskript, welches die 

Kriechdehninkremente entlang des Risspfades auswertet, scheint daher zur Lebensdaueraussage 

geeignet zu sein. Durch Verwendung eines Temperaturprofils mit einheitlicher Zeitkonstante 

�th = 251 s ergaben sich mit Underfiller um ca. 21 % größere erreichbare Zyklenzahlen als mit 

Solltemperaturprofil. Diese können dadurch erklärt werden, dass die obere Haltetemperatur 

mit größerer Kriechdehnung erst später erreicht wird. Bei Aufbauten ohne Underfiller waren 

die Lebensdauern mit thermischer Zeitkonstante tendenziell kleiner, wichen aber nur geringfügig 

ab. Bei allen Aufbauten ohne Underfiller sollten laut numerischer Lebensdauerprognose 

Ausfälle durch Kohäsionsbruch bis 250 Zyklen zu beobachten sein. Dieses Verhalten konnte 

durch die Online-Messungen der experimentellen Temperaturschockests bei PA-Mitglied Binder 

Elektronik GmbH teilweise bestätigt werden.

ZUMIKROSYS 1. Teil - Mikroaufbautechnik am HSG-IMAT

Sie wollen auch ein ePaper? Erhöhen Sie die Reichweite Ihrer Titel.

Template löschen?

Als Template speichern?