BGA热疲劳仿真报告
热分析实验报告仿真(3篇)
第1篇一、实验目的本实验旨在通过仿真软件对某电子设备进行热分析，了解设备在正常工作状态下的温度分布，分析设备的散热性能，为设备的结构优化和热设计提供理论依据。
二、实验背景随着电子技术的不断发展，电子设备的功能和复杂程度不断提高，集成度也越来越高。
然而，电子设备单位体积的功耗不断增大，导致设备温度迅速上升，从而引起设备故障。
因此，对电子设备进行热分析，优化散热设计，对于提高设备的可靠性和使用寿命具有重要意义。
三、实验方法1. 选择仿真软件：本实验选用Ansys Fluent软件进行热分析。
2. 建立模型：根据实际设备结构，在CAD软件中建立三维模型，并将其导入Ansys Fluent中进行网格划分。
3. 定义材料属性：设置模型的材料属性，包括热导率、比热容、密度等。
4. 设置边界条件：根据设备的工作环境，设置边界条件，如环境温度、热流密度等。
5. 定义求解器：选择适当的求解器，如稳态热传导、瞬态热传导等。
6. 运行仿真：启动仿真计算，获取设备在正常工作状态下的温度分布。
7. 分析结果：对仿真结果进行分析，评估设备的散热性能。
四、实验结果与分析1. 温度分布通过仿真计算，得到设备在正常工作状态下的温度分布如图1所示。
由图可知，设备的热量主要集中在散热器附近，温度最高点约为80℃，远低于设备的最高工作温度。
2. 散热性能从仿真结果可以看出，设备散热性能良好，主要表现在以下几个方面：（1）温度分布均匀：设备内部温度分布较为均匀，没有出现明显的热点区域。
（2）散热器效果显著：散热器可以有效降低设备温度，提高设备散热性能。
（3）环境温度影响较小：在环境温度较高的情况下，设备温度升高幅度较小。
3. 优化建议根据仿真结果，提出以下优化建议：（1）优化散热器设计：考虑采用更大面积的散热器，提高散热效率。
（2）改进结构设计：优化设备内部结构，提高散热通道的流通性。
（3）采用新型散热材料：研究新型散热材料，降低设备的热阻。
BGA不良分析、改善报告
8
7
6
5 Percentage of Voids
4
3
2
1
0 OSP
Pad Surface Finish
Tin
ENIG
Silver
HASL
OSP板储存、使用注意事项
一、供应及储存条件 1. 供应商在完成OSP制程后, 在受管控的温湿度环境下,
应在12H内完成真空包装. 在不受管控的温湿度环境下, 则必须在4H内完成真空包装. 2.来料外包装箱的识别卡料号后面要有”(OSP)”字样。OSP PCB 来料应采用真空包装. 3.仓库记录进料日期, 按先进先出原则发料. 4.PCB拆封前的储存环境为:温度16 ～ 40 ℃、相对湿度： 10 ～ 65％。 5.符合上述储存条件并未开封的真空包装储存时间最长为 3个月，如超超3个月则必须由IQC协助送回PCB板供应 商重工OSP制程。
OSP工艺焊盘氧化不良图片
ENIG板储存、使用注意事项
ENIG PCB抗氧化能力强，所以储存环境 要求不是很严格。一般储存要求，温度： 20~30℃，湿度：40~60%RH，拆包前 可以保存一年，拆包后可以保存3天。
ENIG工艺PCB出现焊接不良，主要是PCB 板供应商的制程出现问题。如：Ni层涂 覆不均匀，Au层表面裂纹导致焊接不良。
3、TBGA（TAPE BGA）带载BGA 其优点是： ①尽管在芯片连接中局部存在应力，当总体上同环氧
板的热匹配较好。 ②贴装是可以通过封装体边缘对准。 ③是最为经济的封装形式。 其缺点是： ①对湿气敏感。 ②对热敏感。 ③不同材料的多元回合对可靠性产生不利的影响。
2、CBGA（CERAMIC BGA）陶瓷封装BGA 其优点是： ①封装组件的可靠性高。 ②共面性好，焊点形成容易，但焊点不平行度交差。 ③对湿气不敏感。 ④封装密度高。 其缺点是： ①由于热膨胀系数不同，和环氧板的热匹配差，焊点
BGA失效分析报告
随着电子设备向高集成度、高可靠性 方向发展，BGA封装广泛应用于各类 电子产品中。然而，BGA失效问题逐 渐凸显，对产品性能和可靠性产生严 重影响。
BGA封装介绍
01
BGA封装特点
高密度、低电感、低热阻、易于 实现高速信号传输等。
02
BGA封装工艺流程
03
BGA失效类型
芯片粘接、引脚焊接、塑封固化 等。
01
03
一款笔记本电脑在使用过程中频繁出现蓝屏和死机现 象，拆解后发现芯片与BGA基板间的粘接材料老化，
芯片脱落导致电路故障。
04
一款平板电脑在使用过程中突然发生屏幕破裂，经检 查发现BGA封装体存在制造缺陷，无法承受机械冲击 。
失效影响分析
性能下降
BGA失效会导致电路性能下降，引发 各种故障现象，如死机、重启、数据 丢失等。
可靠性。
04 BGA失效预防和改进措施
优化封装设计
优化封装设计是预防BGA失效的重要 措施之一。
通过改进BGA的封装设计，可以减少 潜在的缺陷和问题，提高其可靠性和 稳定性。这包括优化焊球间距、改进 焊球材料和减小焊球直径等措施。
提升制造工艺水平
提升制造工艺水平是降低BGA失效风险的关键。
通过采用先进的制造技术和设备，提高BGA的制造精度和一致性，可以显著降低制造过程中可能出现的缺陷和问题。这包括 采用高精度的焊接设备、优化焊接工艺参数和加强过程控制等措施。
BGA失效进行分析和预测，为预防性维护提供支持。
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安全风险
对于关键性电子设备，BGA失效可能 引发严重安全问题，如设备损坏、数 据泄露或人身伤害等。
生产成本
极限温度下CBGA焊点热冲击疲劳寿命预测
第38卷第10期焊接学报8938 N o. 10 2 0 17年 10 月TRANSACTIONS OF THE CHINAWELDINGINSTITUTION O ctober 2017极限温度下CBGA焊点热冲击疲劳寿命预测田茹玉\王晨曦\田艳红\赵利有2(1.哈尔滨工业大学先进焊接与连接国家重点实验室，哈尔滨150001;2.上海航空航天技术研究院，上海201109)摘要：深空探测的环境多为极低温大温变环境，研究电子器件在此极限条件下的可靠性具有重要意义.采用多 线性等向强化（M I SO)本构模型描述S n63Pb37 P S n96. 5Ag3.0C u0. 5 (SAC305)焊料的力学本构行为，分析陶瓷球 栅阵列（ce ramic b all g rid array，CBGA)焊点阵列在极限温度（-180 ~+150 j)热冲击载荷下的应力应变分布情 况，最后根据基于能量的D a r e u x疲劳模型预测CBGA焊点的热冲击疲劳寿命.结果表明，局部热失配导致应力最 大点出现在边角焊点陶瓷载体一侧的焊盘与钎料界面，极限温度热冲击载荷下焊点的疲劳寿命远低于标准温度循 环载荷下的疲劳寿命.关键词：陶瓷球栅阵列；极限温度；热冲击；疲劳寿命；有限元中图分类号：TG405 文献标识码：A doi：10.12073/j.hixb.201512080050序 言航天技术水平是国家综合实力的重要体现，月球、火星等深空探测是近年来全球航天技术的热点 领域.电子设备是深空探测器的重要组成部分.焊 点在电子系统中起着机械支撑、电气连接和信号通 道的作用.大量研究和应用实例表明，互连焊点是 电子系统中最脆弱的部位，电子系统的失效多由互 连焊点的失效引起，其中，温度因可以改变焊点内应 力和微观组织，是焊点失效最重要的影响因素之一.深空探测环境多为极低温大温变环境[1]，例如 月球（-180 S+150 j)，火星（-140 ~+20j)，木卫二（-188 143 °C)等.为保证电子产品在极端环境中的可靠运行，目前一般都采用热保护方 式来维持电子器件的环境温度.但是一些舱外设备，如太阳翼上电池片互连焊点，由于难以采用热控 措施，将直接暴露在极端温度环境下.极低温、大温 变的工作环境中，电子产品封装材料之间的热膨胀 系数不匹配，将在焊点内部产生热应力，从而导致焊 点中裂纹的萌生和扩展，最终失效.因此，有必要对 典型器件焊点在极低温、大温变条件下的可靠性进 行研究.目前对于电子器件可靠性的研究主要集中在 -40 ~+125j，-55 ~+125j及 0 ~+150j等 标准温度范围之内[2-3].从2000年开始，N A S A以收稿日期：2015 -12-08基金项目：上海航天科技创新基金资助项目（SAST201465)及欧盟宇航局等机构与一些高校以及研究所采用的 加速寿命试验的方法就-185 ~+125 j极低温大 温变环境下B G A，QFP，C G A等典型器件焊点可靠性 开展了一系列研究工作[4_5].Ramesh a m等人[4]研 究了 CCGA717 器件 Sn63Pb37 焊点在-185 ~+12 j极限温度热循环条件下的可靠性，发现经历664 周循环时，63.2%的菊花链发生失效.采用试验手段 研究焊点可靠性需要耗费大量的人力物力，而数值模 拟能有效分析焊点的应力应变，短时间内预测电子器 件的寿命，被广泛应用于焊点热疲劳行为的研究.文中借助有限元分析软件，通过采用多线性等 向强化(MISO)本构模型描述焊点的力学本构行为，研究典型C B G A焊点在极限温度（-180 ~+150 j)热冲击条件下的应力应变分布，并基于Darveaux 能量模型预测焊点的疲劳寿命.1有限元模型的建立!1C B G A有限元模型及网格划分选用T opline公司标准封装尺寸的16 X16封装 阵列的C B G A作为模拟对象.为了忽略器件本身内 部结构对文中计算结果的影响，将器件模型简化为 陶瓷载体、焊球阵列、铜焊盘以及P C B基板五层结 构.器件结构尺寸见表1.为简化问题的求解，在建 立C B G A模型时做出以下假设：（1)整个结构中除 了钎料定义为多线性等向强化材料，其它材料均设 定为线性材料；（2)假定模型各个部分温度始终相 同，忽略热传导和热对流所带来的影响；（3)焊球为94焊接学报第38卷顶球体，焊接界面接触良好，焊点致密，无空穴、气 孔等缺陷.表1 CBGA 器件结构尺寸Table 1 Geometry of CBGAmodel类尺寸3/m m类尺寸3/m m焊盘上侧厚度0.05焊盘下侧厚度0.05上焊盘直径0.60下焊盘直径0.60焊球间距 1.27球径0.75A 6M 基板厚度1.80A 6M陶瓷外形尺寸21 X 21P C B 基板厚度2.00P C B 基板外形尺寸55 x 55文中重点研究焊点的应力应变行为与疲劳寿 命，故划分 时焊点的 划分较细.在热冲击过程中由同的系数，导致边角处的热应力最大，最失效[2].此边角处三个焊点的 划分最细，其余分 .模型具有结构和约束的对称性，为节省计算时间，采用1/8对 称模型.网格划分后的模型如图1所示.图1 CBGA 封装模型的网格划分Fig . 1 FEM model of CBGA package19温度加载与材料参数选择为了研究极 、大 条件下器件焊点的可靠性，将模型的热冲设定为-180〜+ 150j， 时为5t ，中峰值内各保900 S，为 1 810 t 热冲图2所示.图2热冲击温度曲线Fig . 2 Temperature curve of thermal shock 文中主要研究-180〜+ 150 j 热冲击下焊点 的可靠性，目有适用此低温的Anand参数.MIS 0模型使用化的应力-应 ，用多线性来表示Von M is e T ，适用于大应变分析.因此，采用MIS 0. 模型描述钎的力学行为，适用基的相关塑性.模拟过程中输入的应力应 用拉伸试验得到的结果(图3).模型中各相关材料的参数如表2所示[6].图3不同温度下钎料拉伸应力-应变曲线Fig . 3 Tensile stress - strain curves of solders at different temperatures采用A N S Y S 有限 件，利用MIS 0模焊点疲劳寿命.锡基钎料的单元类型为S 9d 185,型，分析极限冲击下焊点的应力应变行为，分用S 9d45.第10期田茹玉，等：极限温度下CBGA焊点热冲击疲劳寿命预测95表2模型中材料性能参数Table2 Properties of materials in FEM model材料弹性模量.M P a热膨胀系数$/(10-6K-1)泊松比MSn63P b3775 842 -152T( K)24.50.35 S A C30586748-176T( K)250.35铜焊盘128 93213.8+9.4x10-3T0.34陶瓷82 00070.26PC B 27 924-37T(A B)12 204-16 T(Z)16 (XY)84 (Z)0. 11(X Y)0. 39 ( YZ&XZ)2计算结果与分析29C B G A关键焊点位置图4和图5为-180〜+150°C热冲击载荷下，第九冲击中S n63P b37焊点的应力和应图.可以，B G A器件中应力、应最大的位置均距离器件中心最远（角"的焊点上，S A C305焊点的应力及应有类似结果，这是由于此失最严重.可见在热冲击条件下，边角最外侧焊点处最易由于应力应大而萌生裂纹，导致器件失效，是C B G A焊点阵列的关键焊点（最危险焊点）•图4 -180 X保温后Sn63Pb37焊点应力分布Fig.4 Stress distribution of Sn63Pb37 solder joints after dwelling at -180 X图5 +150 X保温后Sn63Pb37焊点应变分布Fig.5 Strain distribution of Sn63Pb37 solder roints after dwelling at +150 X 29C B G A关键焊点应力结果分析最大应力应在边角最外侧焊点，所以选取关键焊点进行应力分析.图6为第冲击过程中关键焊点的应力云图，极限（+ 150C"开始和极限（-180C"保温开始最大应力在S n63P b37焊t 面的左上角，即陶瓷载体一侧焊盘与界面，S A C305关键焊点的应力分布基本相同.研究表明，热循下速，允系统达到均匀，失由整体热失成，因此循环下C B-G A器件焊点的失一般基板一侧焊盘与界面;热冲的速，失由局失成的，失在陶瓷载体一侧焊盘与界面上[&].图6第十个温度冲击中边角焊点应力分布Fig.6 Stress distribution of the corner during the 10th temperature shock取S n63P b37和S A C305焊点应力最大节点，即 105节点进行应力分析，应力冲击的变化如图7所示.发现无论是S n63P b37还是S A C305,应力冲性变化.极限保温，应力$降，焊点内部应力急增大，升时，相.：由降低，与铜焊盘的系数失增大，钎96焊接学报第38卷的弹性模量 大，温度降至极限-180°C V应力值最高，Sn63Pb37焊点的最大应力值为142 MPa，SAC305 达到 166 MPa.Sn63Pb37 和 SAC305 焊点分别在经过第六和第 ，应力趋 .此夕卜，对比两条应力 ，SAC305焊点的应力略 同条件下Sn63Pb37焊点的应力值，这是由 SAC305 的性模量Sn63Pb37 ，而两者的 系数相 大，故近似的应变产生的应力也更高.由分析可 冲 下最大应力 角最外侧焊点的上侧焊盘与 交界处，因此焊点的最 点，可用于焊点寿命 .图7 CBGA器件焊点105号节点的应力曲线Fig.7 Stress curves of105th node in CBGA package2.3寿命预测结果分析采用基于能量的Darveaux模型计算焊点在每循 的裂纹萌生和裂纹扩展率，在此基上 焊点的疲劳寿命.Darveaux模型中关于裂纹产生和裂纹扩展的 式[8]为1=X (A?ae)X2(1)d adN=X3(A?ae)X4(2)1 :a=0+d a/d1(3)N%'A?A?ae= ：11(4)式中(1为焊点中裂纹萌生时经历的周期数;1为焊 点的 疲劳失效寿命，即失效率为63. 2%时经历的数;#为断裂 ，在里取焊球和铜焊盘的连接直径;d#/d1为裂纹扩展速率;表示体积为R的第： 的塑性应 ；A?ae为两循环的累计 性应 ；X，X，X和X为裂纹扩展常数.分别提取Sn63Pb37和SAC305最边角焊点的 A?a V e，Darveaux寿命预测公式，可分别得到Sn63Pb37 和 SAC305 焊点在-180 〜+ 150 C热冲击下的疲劳寿命预测结果，见表3.表3焊点疲劳寿命预测结果Table3 Fatigue life of solder joints裂纹萌生时的循环数特征疲劳失效寿命焊占1(周）1(周）S n63P b37 77 207S A C305 163 373从表3中可以看出，SAC305焊点裂纹萌生时的 循 次和 疲劳寿命都略 同条件下的Sn63Pb37焊点，说明SAC305器件焊点相比Sn63Pb37焊点具有更高的可靠性；文[9]显示C B G A在-55〜125 C循环下的疲劳寿命在1 142〜2 320周次之间，极限 冲击下焊点的疲劳寿命远 此，由速的 冲击导致焊点发生 形，内应力大量 ，不太可生蠕变，而极限 冲击的大范 化导致黏塑性功增大[10]，此焊点的疲劳寿命大幅度降.3结论(1)极限温度（-180〜+150 C"热冲击载荷 下，C B G A器件关键焊点 角最外侧焊点处;较的速率导致 失配，因此应力最大值 在边角焊点陶瓷载体一侧焊盘与界面.第10期田茹玉，等：极限温度下CBGA焊点热冲击疲劳寿命预测97(2)焊点内部应力随温度载荷呈周期性变化; 温度降低时，热膨胀失配度增大，且钎料低温时弹性模量相对较高，导致焊点应力急剧增大;温度升高时，正好相反;保温阶段，应力水平保持不变.(3)S A C305焊点的应力总是略高于相同温度载荷条件下的S n63P>37焊点.(4)基于D a r v e a u x模型，对C B G A焊点的疲劳寿命进行预测，发现S n63P>37和S A C305两个焊点在_1"0~+150°C热冲击载荷下的特征疲劳寿命分别为207周和373周，远低于-55~125°C温度循环下的疲劳寿命，为评定C B G A焊点在极低温大温变条件下的可靠性提供了理论依据.参考文献：& 1'R a h i m M K，S u h lin g J C , Jaeger R C , et al.R e lia b ility o f f lipc h ip assem blies subjected to extreme lo w te m p e ra tu re s&C] )T h eT e n th In te rs o c ie ty C onference on T h e rm a l and T h e rm o m e ch a n ica lP henom ena in E le c tro n ic s S ystem s，I E E E，2006：1379 -1389.[2]韦何耕，黄春跃，梁颖，等.热循环加载条件下P B G A叠层无铅焊点可靠性分析[J].焊接学报，2013, 34(10":91 -94.W e i H e g e n g，H u a n g C h u n y u e，L ia n g Y in g，et al.R e lia b ility analysis o f p la s tic b a ll g rid a rra y d o u ble -bu m p lead - free solderjo in t u n d e r th e rm a l c y c le[ J]. T ransactio ns o f th e C h in a W e ld in gIn s titu tio n，2013，34(10)：91 -94.[3]叶焕，薛松柏，张亮，等.C S P器件无铅焊点可靠性的有限元分析[J].焊接学报，2009, 30(11":93 -96.Y e H u a n，X u e S o n g b a i，Z ha ng L ia n g，et a l. F in ite elem e nt analysis on r e lia b ility o f lead - fre e soldered jo in ts fo r C S P d e v ic e[J].Transactio ns o f the C h in a W e ld in g In s titu tio n，2009，30(11)：93-96.[4]R a m e s h a m R. R e lia b ility assessm ent o f ce ram ic c o lu m n g rid array(C C G A717)in te rc o n n e c t packages u n d e r extrem e tem peraturesfo r space a p p lic a tio n s( -185 C to + 125 C) & C]) Proceedings o f S P LE—the In te rn a tio n a l S o ciety fo r O p tics and P h o to n ic s，2010, 7592：75920F-1-16.[5]Ram esham R. R e lia b ility o f h ig h I/O h ig h d e n s ity C C G A in te rconn ect e le c tro n ic packages u n d e r extrem e th e rm a l enviro nm e nts& C]) P roceedings o f S P LE—the In te rn a tio n a l S o ciety fo r O pticsand P h o to n ic s，2012，8250：82500A - 1 -15.[6]田艳红，贺晓斌，杭春进•残余应力对混合组装B G A热循环可靠性影晌[J]•机械工程学报，2014, 50(2)：86-91.T ia n Y a n h o n g，H e X ia o b in，H a n g C h u n jin. Infliae nce o f tlie h yb rid B G A re s id u a l stress a fte r re flo w on the th e rm a lc y c lin g re liab ilit y [ J].Jo u rn a l o f M ec h a n ic a l E n g in e e rin g，2014，50(2)：86-91.[7]G h a ffa ria n R. A cce le ra te d th e rm a l c y c lin g and fa ilu re m echanism s fo r B G A and CSP a s e m b lie s & J ].Jo u rn a l o f E le c tro n icP a c k a g in g，2000, 122(4)：335 -340.[8 ] D a rvea ux R. E ffe c t o f s im u la tio n m eth odology on so ld e r jo in tcra ck grow th co rre la tio n and fa tig u e life p re d ic tio n[ J]. Jo u rn a l o fE le c tro n ic P a c k a g in g，2002，124(3)：147 -154.[9]G h a fa ria n R. C C G A p a c k a g e s fo r space a p p lic a tio n s[ J]. M ic roele ctro n ics R e lia b ilit y，2006，46(12)：2006-2024.[10]C h aparala S C，Roggem an B D，P ita rre s i J M，et a l. E ffe c t o fgeom etry and tem p era ture cycle on the r e lia b ility o f W L C S P solderjo in ts[ J ].Com ponents and P a ckagin g T e c h n o lo g ie s，IE E ETransactio ns o n，2005，28(3)：441-448.作者简介：田茹玉，女，1988年出生，博士研究生.主要从事电子 封装可靠性方面的研究•E m a il：tia n ru y u3@163.c o m通讯作者：田艳红，女，教授•E m a il：tia n y h@h it.e d u.c n。
混合组装BGA焊点可靠性模拟与试验研究
哈尔滨工业大学工学硕士学位论文
both reflow process, and the presence of Cu6Sn5, Ag3Sn and Cu-Ni-Sn ternary was confirmed. The growth of IMC during aging stage was proportional to the square root of time, which was in line with bulk diffusion mechanism, and lead accumulation, crack and IMC fragmentation severely reduce reliability. However, no obvious lead aggregation and IMC thickness growth were observed during thermal cycling stage. The crack initiation and propagation after long-period cycle was pointed out to be subject to stress accumulation and weak interface. Through dyeing test and MAP diagram four kinds of solder joint failure was figured out, and the stress of four corners was greater than that of sides and even center. Component of ceramic package possessed lower reliability due to mismatch of thermal expansion, with long-term aging or thermal cycling test having the same result, and eventually the process Ⅱ was evaluated to be slightly better than process Ⅰ. Key Word ： Mixed Pb-free BGA/SnPb solder paste assemblies, Reliability, FEM, Microstructure evolution, Fractography
BGA封装循环弯曲试验与温度循环试验的关系
BGA封装循环弯曲试验与温度循环试验的关系张筌钧【摘要】随着手持式产品在IC封装可靠性的需求增加,业界正在研究可减少时间与成本的可靠性评估方式.就我们所知,温度循环试验(thermal cycle testing)是验证焊点可靠性的重要测试之一,但其验证往往需要很长时间才知道结果.为了缩短验证时间,文章研究机械疲劳性试验取代温度循环试验的可能性.选择四点循环弯曲试验(cyclic bending test)为研究的重点,在JEDEC22-B113规范中的定义,四点循环弯曲试验条件包含频率跟位移来仿真实际的条件.【期刊名称】《电子与封装》【年(卷),期】2010(010)011【总页数】6页(P5-10)【关键词】球栅阵列封装;循环弯曲试验;温度循环试验;Coffin-Manson【作者】张筌钧【作者单位】宜特科技股份有限公司,台湾新竹,30072【正文语种】中文【中图分类】TN305.941 引言一般被应用来评估焊点老化效应的测试方法都使用循环弯曲试验（cyclic bending test）与温度循环试验（thermal cycle test）。
在以往的一些文章研究当中发现这两种失效机构是相似的。
基于这个因素，此文章将以寿命预测的观点去探讨两种试验方法的关系，透过疲劳寿命与应变结果去研究其关联性，并针对试验后所产生的失效模式观察彼此是否相符合。
文章将使用0.5 mm 间距（pitch）TFBGA封装元器件去研究其焊点疲劳期间的应变变异效应，使用表面焊点的疲劳寿命作为研究的重点，透过电子显微镜（Scanning Electron Microscope，SEM）观察分析失效机构的微结构并以聚焦离子束显微镜（Focused Ion Beam，FIB）对金属晶格进行分析。
循环弯曲试验与温度循环试验在不同条件下的疲劳寿命预估，将使用应变寿命预估方法。
此方法将根据Coffin-Manson方程式去预估无铅焊点疲劳寿命，在这两种测验方法的应变变化大小与疲劳寿命关系曲线上研究他们的相关性。
BGA热疲劳仿真报告
1.1 电子封装发展过程为了便于晶体管在电路中使用和焊接，要有外壳外接引脚；为了固定半导体芯片，要有支撑它的外壳底座；为了防护芯片不受大气环境污染，也为了使其坚固耐用，就必须有把芯片密封起来的外壳等，这样产生了微电子封装技术。
概括起来，微电子封装技术经历了以下几个发展阶段：第一阶段：20世纪60、70年代，IC芯片的制造还处于初始阶段，集成度很低，对IC封装没有更多的要求。
此阶段采用了以双列直插(DIP)为主，以单列直插式(SU）与针栅阵列(PGA)为辅的封装。
特点是封装尺寸大，占印刷电路板(PCB)面积大，集成度和频率难以提高。
第二阶段：进入80年代，出现了表面组装技术(SMT)，该技术以回流焊代替波峰焊，进一步提高了PCB成品率，对IC的封装提出了新要求，开发出了塑封有引线芯片载体(PLCC)、四边引出线扁平封装(QFP)的紧凑型封装。
第三阶段：90年代中前期，随着个人计算机的普遍使用，带来了计算机产业质与量上的重大变化，原有的PLCC、QFP、封装上的系统(SOP)已不能满足它的发展要求，从而进一步引入了更小更薄的封装形式：窄间距小外形封装(SSOP)、窄间距四边引出线扁平封装(SQFP)、内引线的球栅阵列(BGA)封装及壳内系统封装(SIP)。
特别是BGA封装形式，使IC引出脚大大增加。
至此，多年来一直大大滞后于芯片发展的微电子封装，由于BGA的开发成功而终于能够适应芯片发展的步伐。
第四阶段：IT产业的不断繁荣，促进了电子设备向高性能、高集成、高可靠性方向发展，而支持其发展的关键技术就是IC组装技术。
封装技术进入了高速发展期，先进的封装技术和形式不断涌现，如多芯片组件技术(MCM)、芯片尺寸封装技术(CSP)、芯片直接贴装技术（DCA)、晶圆规模集成技术(WSI)等。
其中，CSP主要是由BGA向小型化、薄型化方向发展而形成的一类崭新的封装形式。
1.2 电子封装分级从一个晶体管到几个集成电路板，电子封装技术可以分为以下五级：(1)零级封装。
BGA不良分析改善报告
二、计划&生产管控 1. OSP PCB生产必须于拆封后24小时内完成SMT，生管计划根据SMT的
工时排线,不得超过规定时限。 2. 计划把握进料状况. 料齐后才可以安排上线。 3. BGA一般布置在PCB的B面，先生产完A面后，B面有机防护膜被高温破
坏，所以，计划需要保证生产连续性，要求A面生产后，B面生产时间 间隔不超过24小时。 4. OSP工艺PCB一般不要烘烤；如果回潮必须要烘烤，条件：100℃，4h。 5. 生产时不能一次拆很多包，使用完一包再拆一包； 6. 禁止裸手接触PCB板内元件焊盘。 7. 拆包前检查包装是否破裂，确认PCB焊盘是否变色，如果变形，需要 退回仓库，待供应商重工处理。
本文主要针对BGA失效原因及质量提升方法进行分析，并提供相 应失效原因的解决办法，为提高含BGA元件PCBA合格率提供技 术参考。希望能为公司当前在生产制造含BGA产品中遇到的问题， 提供帮助。
BGA有不同类型，不同类型的BGA有不同的特点，只有 深入了解不同类型BGA的优缺点，才能更好地制定满 足BGA制程要求的工艺，才能更好地实现BGA的良好装 配，降低BGA的制程成本。
目前含BGA的PCB板采用的工艺形式较多是 OSP（有机保焊剂）和 ENIG（化镍金）。我 公司产品对两种工艺的PCB都有使用。
两种不同工艺的PCB，因为其本身的工艺特 点，使用不当，会导致不同方式的失效。有 必要分别予以详细介绍。
业界对含BGA PCB工艺选用情况：
8
7
6
5 Percentage of Voids
左图是ENIG工艺PCB焊盘NI层 存在裂纹，当有裂纹存在时， 镍层的表面致密性差，后续浸 金工艺中的酸液容易残留其中， 致使NI层腐蚀氧化，导致焊盘 的可焊性不好。由于焊盘的可 焊性较差才导致焊盘与焊料之 间润湿不良，不能形成良好的 金属间化合物层。出现：“黑 焊盘”、不浸润等不良现象。
BGA焊点的有限元模拟仿真分析_王艳良
（1）核整机的内消磁强度：冷机 30 分钟以上，开机验证内 消磁功能和强度。
（2）考核整机的热膨胀补正特性：从冷机到热机 30 分钟 以上，整个过程画面的色纯均应处于良好状态。
（3）考核整机的环境温度适应性：对样品进行 0~40℃的高 低温试验，按试验要求恢复后的产品色纯应处于良好状态。
Wang Yan-liang1,2，Qiu Bao-jun2 （1．School of Material and Energy，Guangdong University of Technology， Guangdong Guangzhou 510075；2．State Key Laboratory for Electronic Components Reliability Physics and Application，CEPREI，Guangdong Guangzhou 510610）
21
PCB 基板 1.27×1.27×1.58 FR4
18 0.25
18
表 2 63Sn- 37Pb 的 Anand 模型的参数
Q
参数 S 0
R
Байду номын сангаас
A
ξm
h0
S赞
n
a
单位 Mpa K 1/s ～ ～ Mpa Mpa ～ ～
56.3 1083 1.49
数值
11
3 0 E7
0.30
80.4 0.02
2640
等效应力a和等效应变b分布云纹图可靠性分析eliabilityanalysis252009绿色质量工程从ansys通用后处理器中分别提取出产生最大应力最大剪切应力最大vonmises应力最大塑性应变最大剪切塑性应变最大vonmises塑性应变的六个点来研究通过ansys的时间历程后处理器可以得出这些点的应力应变在热循环过程中随时间变化的关系其中产生最大应力和最大塑性应变的点为同一个点此点位于焊点与下焊盘的相接处应力应变随时间的变化过程如图4所示
陶瓷球栅阵列封装热致疲劳寿命分析
第39卷 第10期2007年10月哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报JOURNAL OF HARB I N I N STI T UTE OF TECHNOLOGYVol 139No 110Oct .2007陶瓷球栅阵列封装热致疲劳寿命分析邵宝东1,2,孙兆伟1,王丽凤2,王直欢1(1.哈尔滨工业大学卫星技术研究所,哈尔滨150080,E 2mail:shbd -1221@sina .com;2.昆明理工大学建筑工程学院工程力学系,云南650093)摘 要:建立改进的整体与局部(gl obal/l ocal )相结合的有限元模型,并用模型对FF1152(1152-Ball Fli p -Chi p Fine -Pitch BG A )中的复合焊点用有限元软件MARC 进行应力应变以及塑性功累积分析,确定了最危险焊点位置;同时根据以上分析结果,采用Darveaux 等人提出的塑性能量累积方程,在循环温度0～100℃的加速失效条件下,预测危险焊点的热疲劳寿命,所得结果与国外相关文献数据相一致.首次利用Nastran 软件的优化功能和手动拟合相结合的方法确定等效焊点的等效参数,与真实焊点的比较结果显示,等效的结果总体误差为3101%,表明改进的三维有限元模型是非常准确而有效的分析模型,并可以用来方便地分析不同类型的S M T 封装.关键词:有限元法;热疲劳;C BG A 封装;复合焊点中图分类号:T N305194文献标识码:A文章编号:0367-6234(2007)10-1625-06Therma l resulted fa ti gue li fe ana lysis of ceram i c ba ll gr i d array packageSHAO Bao 2dong 1,2,S UN Zhao 2wei 1,WANG L i 2feng 2,WANG Zhi 2huan1(1.Research I nstitute of Satellite Technol ogy,Harbin I nstitute of Technol ogy,Heil ongjiang,Harbin 150080,China,E 2mail:shbd -1221@sina .com;2.Depart m ent of EngineeringM echanics,Kun m ingUniversity of Science and Technol ogy,Kun m ing 650093,China )Abstract:A full three -di m ensi onal (3-D )finite ele ment analysis is not possible any more .I n order t o deal with the p r oble m ,a modified gl obal/l ocal finite ele ment model was established .A finite ele ment s oft w are na med MARC was used t o analyze the ther mal strain /stress and accumulated p lastic energy of the comp lex s olders in FF1152(1152-Ball Fli p -Chi p Fine -Pitch BG A ).Thus,the l ocati on of the most critical s older was identified .Then under the accelerated fatigue conditi on of 0℃t o 100℃,a p lastic energy accumulate based fatigue life p redicti on model was used t o p redict the most critical s older ’s ther mal fatigue life .And the result is quite app r oxi m ate t o the foreign data .The op ti m izing functi on of Nastran s oft w are and manual draft j oin was used t o confir m equivalent para meter of equivalent s older .The results which compare with real s older indicate that the err or of equivalent result is 3101%.Theref ore,the validity and correctness of the modified model is de monstrated,and the modified model can be used t o analyze different types of S MT encap sulati on .Key words:finite ele ment method;ther mal fatigue life;CBG A package;comp lex s older收稿日期:2005-09-26.基金项目:国家重点基础研究发展规划资助项目(5131201).作者简介:邵宝东(1971—),男,博士研究生,讲师;孙兆伟(1963—),男,教授,博士生导师. 国内外对航空航天电子设备焊点形态的研究主要都集中在早期的方形扁平封装和后来的单一材料的P BG A 焊点形态的研究上,对于近些年才出现的复合焊点如:由10Sn90Pb 和63Sn37Pb 两种材料构成的陶瓷球栅阵列(C BG A )的焊点形态的研究则相当的少.在研究方法上,主要是通过二维和片式或者不完全的三维有限元方法来研究,显然,这并不能真正模拟真实的焊点,其精度有待于进一步的提高.故本文提出一种改进的整体与局部(gl obal/l ocal )相结合的三维有限元新模型,采用Patran 建模,Marc 求解器求解,研究结构和材料复杂的C BG A 的复合焊点的热疲劳问题.1 基本原理本文采用的是有限元法,在Marc有限元程序中根据增量应变预测得到每个积分点的中间增量步状态.对于每步的第一个循环的预测是基于前一步的应变增量.采用平均法线建立弹塑性响应,计算每步的割线刚度矩阵.如果残余应力或每个增量步结束时的位移满足选择的容差,将不再迭代.在迭代过程中从前一个迭代得到的应变作为估算的应变来进行刚度矩阵的计算,这种迭代过程可防止较差的应变估算影响求解结果.本文研究的SnPb合金材料在热循环作用下,经受复杂的弹塑性变化.描述超出线弹性范围的材料行为的塑性理论由三个重要的概念组成:(a)屈服准则,它确定一个给定的应力状态是在弹性范围内还是发生了塑性流动;(b)流动定律,描述塑性应变张量增量与当前应力状态的关系并以此形成弹塑性本构关系表达式;(c)硬化定律,确定随着变形的发展屈服准则的变化.2 CBG A物理模型211 CBGA复合焊点结构FF1152是X I L I N X公司于2001年制造的,总共包括1152个焊球,重14124g,并且已在国家973项目“微小卫星新机理、新概念研究”中所采用,目前已进入综合调试阶段.其封装形式属于CBG A封装,其复合焊点的热疲劳寿命情况是本文讨论的重点.复合焊点的封装结构是影响焊点的重要因素之一.C BG A封装的结构主要有三层组成,最上面一层为陶瓷材料的衬底层;中间层是复合焊点,由10Sn90Pb和63Sn37Pb两种锡铅合金组成,10Sn90Pb 焊料的熔点为268℃,比63Sn37Pb的183℃的熔点要高,所以在焊接过程中只有63Sn37Pb熔解而10Sn90Pb是没有熔解,它位于焊料层的中间,呈椭圆形.而63Sn37Pb分布在10Sn90Pb焊料的上下两侧,分别经由上下焊盘与陶瓷衬底和最下面一层印刷电路板(Print Circuit Board)连接.印刷电路板的材料是环氧树脂(FR4).212 复合焊点的等效为了尽量简化有限元模型的结构,进一步提高等效焊点的精度,本文采用把上下焊盘,63Sn37Pb焊料和10Sn90Pb焊球等效成一个等体积和等高的实体圆柱体即等效焊点.如图1所示.其中,焊盘的材料为Cu,上下两个焊盘,都为半径为01325mm,高0103mm的圆柱体.两焊盘总共有676个节点和336个实体单元.低熔点焊料63Sn37Pb分别位于焊球10Sn90Pb和上下两个焊盘之间.该焊料在封装过程中融化而成,有其自身的特别的形状.上下两层63Sn37Pb焊料总共由1012个节点和576个实体单元构成.而最中间层是椭圆形的焊球,位于上下两层63Sn37Pb焊料之间.其材料为高熔点的Sn-Pn合金10Sn90Pb.焊球由1523个节点和1440个实体单元组成.因此,焊盘,焊球10Sn90Pb和焊料63Sn37Pb三部分的总共实体单元数为2352个.而等效的圆柱体总共才8个实体单元,显然,从2352个单元等效为8个实体单元,其运算效率将大大提高.图1 1/2焊点模型 为了确定等效弹性模量Ee和等效屈服应力σye,本文首先分别建立单个焊点的真实模型和等效模型,见图2.从图中可以看出两个模型都可以分为三层,类似于真实的CBG A封装结构.而且,这两个模型的上下两层在材料、几何结构以及有限元划分上完全一样,只有中间的焊点不同,真实模型用真实焊点而等效模型的焊点则为等效焊点.其中下层为PCB,而上层则由两部分构成,模型中左侧单元划分较稀的为陶瓷衬底,而左侧剪切力作用点位置则是外加的弹性模量非常大的纯刚体,其主要目的是使作用力均匀力地作用在衬底的侧面上,从而更好地模拟焊点的受力情况. 213 确定等效焊点参数在等效过程中有三个等效焊点参数需要确定:等效半径re,等效弹性模量E e和等效屈服应力σye.其中焊点的等效半径可以由等体积的原则得到.・6261・哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第39卷 本文确定等效焊点的E e 和σye 的方法并不相同,因为焊点首先产生弹性变形,然后才进入塑性变形范围的,故必须把E e 和σye 分开来求,先求E e ,然后在此基础上再求σye .求解E e 主要采用Nastran 软件的优化功能.对于一个具体的有限元模型,它可以实现包括弹性材料参数在内的很多参数优化,但是这部分内容并没有做到Patran 软件中,必须通过手动填Nastran 中相关的卡片.本文用到的卡片主要有DES VAR,DVMREL1,DRE 2SP1,DRESP2,DE QAT N 和DCONSTR,然后自己编写BDF 文件才能实现.而求解σye 采用的方法是在相同剪切力的作用下,对比真实单个焊点模型和等效焊点模型的位移,再手动调整σye 值,使X 与A 值尽量逼近.在-55℃-150℃的温度范围内等效弹性模量E e 和等效屈服应力σye 的优化结果见表1.表2给出0℃时水平位移的真实和等效结果.图2 求等效参数模型表1 E e 和σye 的优化结果温度/℃等效弹性模量E e /MPa等效屈服应力σye /MPa-5542680321503574028185030966211210025215131015018302618 表2的等效结果表明,虽然等效焊点和真实模型的位移有一定的出入,但是在一定的范围内其拟合的效果是令人满意的.图3显示了在0℃时,等效模型和真实模型的总体等效情况.从图中可以看出,在弹性变形部分,真实曲线和等效曲线基本上重合,而在塑性变形范围内有一定的波动,但其波动的幅度很小,其最大的偏差为016μm,通过计算可得其等效曲线的平均相对误差为3101%.在5%以内,等效数据均能很好地拟合真实数据.显然,该等效焊点完全可以用来代替真实焊点的.表2 真实和等效水平位移F s /N018110115117210212215217真实位移X ×10-3/mm 21673141517871109188121618192515等效位移A ×10-3/mm21653134513061459185131119132419图3 在0℃真实曲线与等效曲线比较214 有限元模型本文有限元模型如图4所示,最危险焊点被真实焊点代替.该有限元模型总共由11718个单元,15883个节点组成.其中PCB 由4222个实体单元组成,衬底则由4000个实体单元构成,而已经含有一个真实焊点模型的焊点阵列包含3496个实体单元.该模型的载荷和约束条件为:热载荷为0℃到100℃的热循环载荷,参考温度为0℃,循环时间200s,并且在芯片中心,PCB 板底面一侧的那个节点的Z 方向的自由度被约束.分析方式为非线性、弹塑性、瞬态分析.图4 整体与局部相结合的三维有限元模型・7261・第10期邵宝东,等:陶瓷球栅阵列封装热致疲劳寿命分析3 计算结果及分析在对模型进行位移分析时,芯片对角线上焊点的位移是本文最关心的.在芯片对角线上的焊点的水平位移分布如图5所示,焊点水平位移基本上呈线性变化,这和文献[1]的报道相符合.由于PC B 的热膨胀系数远远大于陶瓷衬底,所以在焊点和PC B 一侧受到的水平位移明显比在陶瓷衬底处受的位移大,并且在离芯片中心越远的地方两者的错位越大,从图6可以看出,在距离中心点距离达到焊点阵列边缘时,纯剪切变形不再呈线性变化,而是以更快的速度增加.这说明随着芯片尺寸的不断加大,剪切错位越来越大,增加速率也明显加快.图7显示,PC B 和陶瓷衬底在Z 方向的位移基本上相同,只是PC B 侧的位移稍微大一点,并且随着焊点离中心距离的变大,位移增加非常剧烈.但是其错位却没有加大,这说明焊点在Z 方向的位移并不是焊点失效的主要原因.图5 在模型对角线上焊点上下接触面的水平位移图6 模型对角线上焊点的水平位移图7 Z 方向位移 由有限元分析结果可知,在芯片边缘的焊点的塑性应力和应变都相当高,如图8所示,特别是在接近对角线的区域明显比别的区域要高出好几倍.如图9(a )和(b )所示,危险焊点中的危险位置主要在四个地方,即焊点切面的四个角,在这四个位置中最大塑性能量密度和最大塑性变形的位置基本上重合,即在焊点的远离芯片中心一侧靠近陶瓷衬底的地方,如图9(a )中的上侧左右两深色区域,但是这样并不能就断定这就是焊点的最危险位置,下面通过对这四个位置的塑性能量密度来分析确定最终的最危险位置.图10分别表示了在各不同焊点位置的塑性能量密度累积曲线.由图可知,焊点剖面的左上角,右上角,左下角,右下角稳定后的单周循环塑性能量密度增加量分别为0122(N /mm 2),0117(N /mm 2),0107(N /mm 2)和0106(N /mm 2),其中左上角的单周能量密度增量最大,其次是右上角位置,故焊点的左上角是焊点的最危险位置,如图11所示.这符合国外对其它CBG A 封装尺寸的实验结果[1,2],以及吴懿平等[3]的实验结果.并且和文献[4]的研究结果相一致.图8 焊点阵列塑性变形分布图9 最危险焊点剖面塑性能量密度和塑性变形分布・8261・哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第39卷 图10 四个危险角的塑性能量曲线图11 实验中裂纹萌发位置[5]4 热疲劳寿命预测对焊点热疲劳寿命的预测模型主要有两类:修正的Coffin -Mans on 方程和基于损伤累积的模型.C -M 方程由于非常简单而被广泛的应用,但是该方法对疲劳寿命的估计趋于保守[6].基于能量的方法已经被越来越多的人采用,本文采用基于损伤累积模型中的能量方法对焊点热疲劳寿命进行估计.非弹性能量密度方法[7]将被用来计算CBG A 封装焊点的热疲劳寿命.该模型以一个热循环载荷作用下的非弹性能量密度(ΔW )作为衡量疲劳的一个重要参数.ΔW 是和裂纹的萌发和增长相关的.由于弹性应变能是可以恢复,所以只有塑性和蠕变能量密度被用来估算疲劳寿命.在数学上ΔW =∫cτij d ξp ij +∫cτij ξij d t .式中:τij 为应力分量;d ξpij 为塑性变形增量;ξij 为蠕变比率;c为循环范围从上式可以看出,∫c τijd ξpij 表示一个周期内的塑性变形能量密度,而∫cτijξijd t 表示蠕变变形能量密度.由于本文并不考虑蠕变,故∫cτijξijd t =0,则得ΔW =∫cτij d ξpij.即ΔW 等于塑性能量密度,而塑性能量密度随着热载荷循环不断的累积,并发现每个周期能量密度的增加值为33(p si ).根据Darveaux 在文献[7]中的研究发现N 0=7860ΔW -1100.式中:N 0为裂纹形成前的热循环次数d A /d N =10-9ΔW -1100.式中:d A /dN 为裂纹扩展速率.则热疲劳寿命预测模型为N f =N 0+A 0/d A /d N .(1)式中:A 0为焊盘的截面积由式(1)可计算得焊点在63%失效的疲劳寿命为N 63=1489.该疲劳寿命和文献[2,3]实验结果较接近.5 结 论1)建立了一种改进的整体与局部相结合的三维有限元分析模型.该模型采用1/8对称模型,在0℃到100℃的热循环加速失效条件下,通过对FF1152复合焊点阵列应力应变以及塑性能量功积累分析,确定焊点阵列的最危险焊点位置,以及危险焊点中最危险点的位置在远离中心靠近衬底一侧.・9261・第10期邵宝东,等:陶瓷球栅阵列封装热致疲劳寿命分析2)首次利用Nastran软件的优化功能和手动拟合相结合的方法确定等效焊点的等效参数.与真实焊点的比较结果显示,等效的结果总体误差为3101%.3)根据Darveaux提出的关于Sn-Pb合金焊点的基于能量法的热疲劳寿命分析模型,预测了FF1152芯片封装中最危险焊点的在63%失效的热疲劳寿命,预测结果与国外文献关于CBG A复合焊点疲劳寿命的报导相当接近,说明了该模型的有效性.参考文献:[1] MASTER R N,DOLBE AR T P.Cera m ic ball grid ar2ray for AMDK6m icr op r ocess or app licati on[C].I n:ECTC98,Seattle,W ashingt on,1998:702-706. [2] MARTI N G B,C OLE M arie S,B r of man J P,et a l.The Effect of Substrate Thickness on CBG A FatigueL ife[C]//.Pr oc Surface MountI nternati onal’97,SanJose,Sep t.7-11,1997:172-177.[3] 吴懿平,崔昆,张乐福.焊膏厚度对CBG A组装板可靠性的影响[J].电子工艺技术.2000,21(4):153-156.[4] Bart Vandevelde,Dom iniek Degryse,Eric Beyne,eta l.modified m icr o—macr o ther mo-mechanical mod2eling of cera m ic ball grid array packages[J].M icr oe2lectr onics Reliability2003,43:307-318.[5] 张 群,陈 柳,程 波,等.倒装焊Sn-Pb焊点的热疲劳失效[J].金属学报.2001,37(7):727-732.[6] ZHAO Y,BAS ARAN C,CART W I GHT A,et a l.Ther momechanical behavi or of m icr o scale s olderj oints:an experi m ent observati on[J].J M ech BehavMater1999,10:135-146.[7] LAU J H.Reliability of Plastic Ball Grid A rray A s2se mblies,McGra w-H ill,1995.(编辑 姚向红)(上接第1582页).在高频段可以看到,加入苯酚后有明显的吸附容抗弧,对存在苯酚情况下的交流阻抗数据用图7(a)的等效电路Rs (Q(Rt(CaR a))),采用美国PRAC公司的软件ZSi m p W in(3110)进行拟合得到图7(b),可以看到有较好的拟合效果,表明该等效电路较好表征该过程,其中用Ca 、Ra分别代表吸附电容和吸附电阻,可以表明苯酚在铂电极表面存在吸附过程.4 结 论1)苯酚在多晶铂电极上可发生不可逆电催化氧化反应,苯酚的氧化峰位置在01926V(vs. Ag/AgCl,扫描速度50mV/s).2)采用了Tafel曲线研究了铂电极的析氧反应,测得Tafel斜率为149mV.3)循环伏安、交流阻抗以及降解性能测试表明苯酚在铂电极的电化学氧化反应中存在吸附现象.参考文献:[1] MAT OS J P F,PROE NC A L,LOPESM I S,et a l.Theelectr ochem ical oxidati on of xylit ol on Pt(Ⅲ)in acidmediu m[J].J Electr oanal Che m,2004,571:111-117.[2] VLYSSI D ES A G,LO I ZI D OU M,K ARL I S P K,et a l.Electr oche m ical oxidati on of a textile dye waste water u2sing a Pt/Ti electr ode[J].J Hazard Mate,1999,70:41-52.[3] 赵国华,李明利,李琳,等.纳米铂微粒电极催化氧化有机污染物的研究[J].环境科学,2003,24(6):90-95.[4] ANDREES CU S,ANDREESC U D,S AD I K O A,et a l.A ne w electr ocatalytic mechanis m f or the oxidati on ofphenols at p latinu m electr odes[J].Electr oche m Com2mun,2003,5(8):681-688.[5] F I N O D,JARA C,S ARACCO G,et a l.Deactivati onand regenerati on of Pt anodes f or the electr o-oxidati onof phenol[J].J App l Electr oche m,2005,35(4):405-411.(编辑 刘 彤)・361・哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第39卷 。
使用FloTHERM对TBGA封装芯片热特性进行热仿真
使用FloTHERM对TBGA封装芯片热特性进行热仿真Eric TanTaiwan Semiconductor Technology Co.HsinChu Science-Based Industrial Park, Taiwan, R.O.C.Eric ChoFlotrend Co. FloTHERM Agent in TaiwanTaipei, Taiwan, R.O.C.摘要众所周知自从QFP系列到目前的BGA系列封装，封装的芯片热性能变得越来越重要。
集成电路中的元件越多，工程师所要面对的散热问题越严重。
许多半导体企业都采用ANSYS 软件对具有对称性的1/4个封装芯片进行热仿真。
这种基于有限元的方法似乎无法仿真完整的封装模型或具有详细封装模型的板级热分析。
此外，ANSYS的仿真需要耗费很多时间，并且在强迫对流的案例仿真中无法给出对流换热系数。
本文使用FloTHERM软件仿真位于PCB板上的一个完整的TBGA模型，以判断其是否能满足高热功耗（6 W）工作的要求。
由FloTHERM.PACK生成的TBGA模型也被进行分析。
本文的研究重点主要集中在封装级和板级分析。
我们通过实验数据对自然对流和强迫对流情况下，三种封装芯片模型（一种自己建模，两种FloTHERM.PACK建模）在不同风速下(v=1m/s,2m/s,3m/s)的热性能进行了研究，并且比较了安装在PCB上PBGA和TBGA的热特性。
正如板级分析所显示的结果，在自然对流情况下TBGA要比PBGA的热阻（R ja）小20%。
同时我们也发现即便在PBGA封装模型的Die和基板之间放置100个导热球，PBGA的散热性能也没有TBGA好。
介绍众所周知电子行业必须研发高输入/输出的芯片去满足3D图形处理卡，高速处理器和网络连接装置的要求。
这些元件将引起更高的热损耗和时钟频率。
普通的PBGA 在200MHZ 工作条件下，只能散去3~5W的热量。
Cavity-Down封装技术被研究，以满足目前封装芯片高散热性能的要求。
无铅BGA焊点的疲劳寿命评估技术研究
无铅BGA焊点的疲劳寿命评估技术研究在热循环过程中，焊点受到芯片端和PCB端各组件及本身热膨胀不匹配效应的影响，局部位置会产生大的应力应变，过度疲劳后会有裂纹产生并且扩展直至断裂，引起焊点失效。
利用有限元分析工具对焊点进行建模仿真，得出应力应变的分布状态、时间历程及迟滞回线，可以理解焊点的热循环疲劳过程，根据相关的疲劳寿命预测准则，可以对焊点的寿命进行评价，从而指导焊点的可靠性设计。
这种方法是现代微电子封装领域内经常使用的手段，它可以在工艺制作完成前对焊点的疲劳寿命作出前瞻性地预测。
本文针对无铅焊料Sn．3．5Ag的BGA焊点进行了有限元模拟仿真的研究，主要内容及成果如下：1．利用有限元分析工具ANSYS建立了PBGA封装的1／4组件模型，并采用统一的粘塑性Anand本构方程来描述焊点的力学行为，之后对模型施加一定约束条件并加载温度循环载荷经ANSYS求解器计算，提取其计算结果来研究焊点的疲劳性能；考虑到热循环过程中焊点所受的复杂应力情况，依照第四强度理论，提取von Mises应力应变作为研究对象，同时将第三强度理论要求的最大剪切应力应变也作为研究对象来与第四强度理论的分析结果进行对比。
2．研究显示：随着温度循环载·荷的施加，焊点阵列会产生不均匀的应力应变分布，局部位置会产生应力集中和大的塑性应变，考虑此两方面的因素，得知阵列的内侧焊点为疲劳失效最易首先发生的所在；进一步分析了这些疲劳失效点处的应力和应变的时间历程和相应的迟滞回线，从分析中得知随循环时间的增加，应力变化比较平稳，但在高温保持段的两侧出现了大的瞬间波动；而塑性应变有明显增大的趋势，从迟滞回线的分析中得知随着循环次数的增加，回线会逐渐趋于平稳，这是疲劳失效的显著特征。
3．建立了带空洞的BGA返修台焊点模型，并对其进行有限元分析。
通过研究得出：中心空洞的存在对焊点的底部和项部的高应力区向焊点内部的延伸有阻碍作用，但若空洞和焊点的截面积比超过20％，高的应力会出现在空洞内部靠近焊点顶部的位置；若空洞位于无空洞的模型分析里焊点本身的高应力区(焊点顶部)，会使应力分布发生很大的改变，在降低了空洞所在焊点处应力应变的同时，原本的高应力区已经扩散进入空洞区域，随着空洞尺寸的增大，扩散区会越来越大；若空洞位于无空洞的模型分析里焊点本身的低应力区(焊点底部)，同样会对原本的应力分布产生大的影响，使高应力区的范围向焊点内部延伸，但此位置空洞的尺寸对应力分布的改变作用不大；不论空洞出现在高应力区，还是低应力区，都使得阵列中原本存在最大应力和最大塑性应变的点从空洞所在的焊点处转移到了别的与此焊点受力完全不同的焊点上，这体现了存在空洞的焊点表现出的与完整无空洞的焊点在力学性能上的区别；最后，通过对带空洞的焊点进行寿命评估，得出不论空洞存在于焊点中的哪个部位，都会使整个组件的寿命下降。
项目xxx-热仿真报告
一. 仿真目的 为减少设计中的反复，降低样品的成本，提高灯具产品的一
次成功率。针对项目XXX进行热设计仿真。 散热模型简化说明：
1.并将有些对散热影响很小的螺钉等小零件取消。 2.对于LED和驱动电源进行模块处理。
3.Ts可作为焊点温度，Tc为零件外壳温度,Td为电源的环境温度。 4.因为对热源赋予了材料属性，所以图表中的上限温度以及颜色 显示可能呈现热源温度过高。（建议不考虑，因为模型建立的是 面热源，并没有针对LED做热阻等参数设置,Tj=Ts + Rjs * P) 5.考虑实际应用，将两个组件联合使用，并赋予墙体属性。
96 870 2710 600 -
2
预埋槽 ABS 0.01 4182 1040 >120 -
2
墙体 复合定义
1 1800 3000 700
-
1
表格说明：
1.整体复合定义为将多种材料的零件定义为单一材料特性，对整体散热或温度几乎不影响，达 到简化模型的目的。
2.最高使用温度对金属材料无影响，数据只表面现有最高测得导热系数时候的温度；对非金属 材料则定义为可靠温度上限。
3.辐射定义为做表面处理，且对散热有贡献的表面。其余为材料本身的辐射系数，不做定义。
五.求解目标值 温升曲线图
温升数据表
数据说明：
Ts1为MCPCB1上可测点温度； Ts2为MCPCB2上可测点温度； Tc1-pre-embeded-trough-innershell 为预埋槽内壁的温度； Tc2-pre-embeded-trough-innershell 为预埋槽内壁的温度； Tc1 为外壳表面的温度；Tc2为外壳 表面的温度；（标注1为重力方 向在上的灯；2为1底下的。
关于BGA封装焊点可靠性及疲劳寿命的探讨
关于BGA封装焊点可靠性及疲劳寿命的探讨高军【摘要】随着高密度电子技术的不断发展,BGA逐渐成为高I/O、多功能、高性能、高密度封装的最优选择.基于此,本文首先简单介绍了BGA封装,其次,从BGA焊接材料、BGA焊接性能、BGA焊接温度等方面论述了BGA封装焊点的可靠性,最后,从预测焊点疲劳寿命的方法、封装尺寸对疲劳寿命的影响、疲劳寿命常数的估计、Sn/Pb焊点振动下的疲劳寿命等方面入手,详细的探讨了BGA封装焊点的疲劳寿命.【期刊名称】《电子测试》【年(卷),期】2019(000)002【总页数】2页(P71-72)【关键词】BGA封装焊点;可靠性;疲劳寿命【作者】高军【作者单位】上海民航职业技术学院,上海,200232【正文语种】中文1 BGA封装随着现代微米技术、设备技术以及集成技术的广泛应用，芯片集成度也随之不断提高，这使得I/O引脚需求大幅度增加，且相应的功耗也越来越大，对集成电路进行封装的要求也更高。
因此，为了满足现代社会发展的各类需求，科研人员提出了球栅阵列封装，也就是BGA封装。
利用BGA技术对内存进行封装，在体积大小不变的情况下，物体内存容量可以提高到原来的2-3倍。
BGA与传统封装技术相比，有着更好的电性能、散热性能以及更小的体积。
在利用BGA进行封装过程中，其I/O端子主要是以柱状或者是圆形依据阵列形式，依次分布在下面。
2 BGA封装焊点的可靠性2.1 BGA焊接材料的可靠性现阶段，市场中有很多BGA焊接材料在出售，通过对BGA焊接工艺和成本进行充分的考虑，确定Sn/Pb焊接材料的应用是最为合适的，常用的有10Sn/90Pb、63Sn/37Pb。
通常情况下，焊接材料中Pb越高，其熔点的温度也会越高。
然而在集成混合电路内部的一些元器件在高温条件下，会出现损坏的现象，同时温度过高也会使应力变大、基板翘曲。
一般而言，在工作温度小于等于150°的产品中，使用的焊接材料为63Sn/37Pb，这种焊接材料主要应用与BGA植球工艺中，它的熔点温度是183℃。
BGA_INT现象品质分析报告
3. 焊点原因分析
鱼骨分析图法
人
料
BGA 物料问题
焊接的温度曲线不合适 操作不规范,BGA 焊球受损
气孔
环
法
机
3.1. 焊点原因分析
3.1.1. BGA (Uxxx), 在不正确的操作中受损; 在不正确的操作中受损; a. 我们检查了所有剩余的BGA, 没有发现焊球受损的情况; 我们检查了所有剩余的BGA, 没有发现焊球受损的情况; 数量:300PCS, 供应商: 生产日期: 数量:300PCS, BGA 供应商: xxxxx, 生产日期: xxxx, b. 我们需要跟踪下一批生产时,BGA的操作过程; 我们需要跟踪下一批生产时,BGA的操作过程 的操作过程; c. 我们需要继续跟踪下一批生产时,检查BGA 来料时锡球焊接状态, 我们需要继续跟踪下一批生产时,检查BGA 来料时锡球焊接状态, 生产日期和测试结果。 生产日期和测试结果。
3.1. 焊点原因分析
3.1.2. 焊接曲线的分析 a. 我们检查和分析现在使用的焊接曲线,发现恒温时间可能过长,使 我们检查和分析现在使用的焊接曲线,发现恒温时间可能过长, 的锡浆中助焊剂的活性过早的失去作用, 的锡浆中助焊剂的活性过早的失去作用,不利于获的更好的焊接 质量,需要进一步的精确调整, 质量,需要进一步的精确调整, b. 参考现在使用的焊接曲线,BGA 的焊接曲线和锡浆的焊接曲线说 参考现在使用的焊接曲线,BGA 明:
3.1. 焊点原因分析
3.1.3. BGA 物料的分析 a. 我们将功能坏机的BGA (Uxxx), 在修理位加热后直接取出; 我们将功能坏机的BGA 在修理位加热后直接取出; b. 在40倍的放大镜下观察: 40倍的放大镜下观察 倍的放大镜下观察: c. 观察PCB与焊球的焊接状态,发现所有焊球与PCB的焊接状态 观察PCB与焊球的焊接状态 发现所有焊球与PCB的焊接状态 与焊球的焊接状态, 是可以接受的，如图所示; 是可以接受的，如图所示; 参考图片说明: 参考图片说明:
BGA不良分析、改善报告
BGA不良分析、改善报告目录一、内容概括 (1)二、BGA不良现象概述 (1)三、BGA不良详细分析 (2)3.1 不良现象描述 (4)3.2 不良现象原因分析 (4)3.3 不良现象影响评估 (5)四、BGA不良改善方案 (6)4.1 改善方案制定原则 (7)4.2 改善方案实施步骤 (8)4.3 改善方案效果预测 (8)五、BGA不良改善成果展示 (10)5.1 改善前后对比分析 (11)5.2 改善成果量化评估 (12)5.3 改善成果应用前景展望 (13)六、结论与建议 (14)6.1 结论总结 (16)6.2 建议提出 (16)一、内容概括本报告旨在深入分析BGA（球栅阵列）不良品产生的原因，并提出针对性的改善措施。
通过对不良品的详细统计与分析，结合生产工艺、材料特性等多方面因素，我们识别出主要的不良模式及成因，为后续的改进工作提供了明确的方向。
在改善方案方面，我们提出了切实可行的改进措施，并对实施效果进行了预测。
通过这些改善措施的实施，我们期望能够有效降低BGA不良率，提升产品的整体质量和可靠性，从而满足客户的需求和期望。
本报告还强调了持续改进的重要性，建议公司应建立长期的不良分析与改善机制，不断优化生产工艺和管理流程，以实现产品质量的持续提升。
二、BGA不良现象概述在电子制造行业中，BGA（Ball Grid Array，球栅阵列）封装技术因其高密度、高可靠性和良好的电性能而广泛应用。
随着电子产品向高性能、小型化发展，BGA封装的不良品率也逐渐上升，给企业带来了巨大的经济损失和市场竞争压力。
焊球缺陷：焊球是BGA封装的重要组成部分，其质量直接影响到BGA的整体性能。
焊球缺陷主要包括焊球偏移、焊球缺失、焊球断裂等，这些问题会导致BGA无法正常工作，甚至引发更严重的产品故障。
封装体破裂：BGA封装体的强度和密封性对其性能至关重要。
在制造过程中或使用过程中，由于各种因素的影响，如高温、湿度、压力等，可能导致封装体破裂，从而影响产品的可靠性。
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1.1 电子封装发展过程为了便于晶体管在电路中使用和焊接，要有外壳外接引脚；为了固定半导体芯片，要有支撑它的外壳底座；为了防护芯片不受大气环境污染，也为了使其坚固耐用，就必须有把芯片密封起来的外壳等，这样产生了微电子封装技术。
概括起来，微电子封装技术经历了以下几个发展阶段：第一阶段：20世纪60、70年代，IC芯片的制造还处于初始阶段，集成度很低，对IC封装没有更多的要求。
此阶段采用了以双列直插(DIP)为主，以单列直插式(SU）与针栅阵列(PGA)为辅的封装。
特点是封装尺寸大，占印刷电路板(PCB)面积大，集成度和频率难以提高。
第二阶段：进入80年代，出现了表面组装技术(SMT)，该技术以回流焊代替波峰焊，进一步提高了PCB成品率，对IC的封装提出了新要求，开发出了塑封有引线芯片载体(PLCC)、四边引出线扁平封装(QFP)的紧凑型封装。
第三阶段：90年代中前期，随着个人计算机的普遍使用，带来了计算机产业质与量上的重大变化，原有的PLCC、QFP、封装上的系统(SOP)已不能满足它的发展要求，从而进一步引入了更小更薄的封装形式：窄间距小外形封装(SSOP)、窄间距四边引出线扁平封装(SQFP)、内引线的球栅阵列(BGA)封装及壳内系统封装(SIP)。
特别是BGA封装形式，使IC引出脚大大增加。
至此，多年来一直大大滞后于芯片发展的微电子封装，由于BGA的开发成功而终于能够适应芯片发展的步伐。
第四阶段：IT产业的不断繁荣，促进了电子设备向高性能、高集成、高可靠性方向发展，而支持其发展的关键技术就是IC组装技术。
封装技术进入了高速发展期，先进的封装技术和形式不断涌现，如多芯片组件技术(MCM)、芯片尺寸封装技术(CSP)、芯片直接贴装技术（DCA)、晶圆规模集成技术(WSI)等。
其中，CSP主要是由BGA向小型化、薄型化方向发展而形成的一类崭新的封装形式。
1.2 电子封装分级从一个晶体管到几个集成电路板，电子封装技术可以分为以下五级：(1)零级封装。
包括芯片粘接和芯片互连技术。
芯片粘接只需将芯片固定安装在基板上，方法有Au-Si合金共熔法、Pb-Sn合金片焊接法、导电胶粘接法、有机树脂基粘接法；芯片互连技术包括引线键合(Wire Bonding)、载带自动焊(Tape Automated Bonding)和倒装焊腰（Flip Chip Bonding)--种。
(2)一级封装。
它是将一个或多个IC芯片用适宜的材料(金属、陶瓷、塑料或它们的组合)封装起来，同时在芯片的焊区与封装的外引脚间用上述三种芯片互连方法连接起来，使之成为有实用功能的电子元器件或组件。
该级封装包括封装外壳制作在内的单芯片组件(SCM)和多芯片组（MCM)两大类，在各个不同的发展时期都有相应的封装形式．(3)二级封装。
这一级封装实际上是组装，即将上一级各种微电子封装产品、各类元器件及板上芯片(Chip On Broad)--同安装到PWB或其他基板上。
该级组装技术包括通孔安装技术(THT)、表面安装技术（SMT）和芯片直接安装技术(DCA)三部分。
(4)三级封装。
这是一级密度更高、功能更全、更加庞大复杂的组装技术，是由二级组装的各个插板或插卡再共同插装在一个更大的母板上构成的，是一种立体组装技术。
(5)三维(3D)封装。
以上所述的几种微电子封装技术都是在xy平面内实现的二维(2D)封装。
由于电子产品小型化、轻型化、薄型化等高密度封装的要求，电子封装必然要在二维的基础上向z方向发展，形成三维封装技术。
3D封装主要包括三种方法：埋置型、有源基板型和叠层法。
在零级和一级封装中，倒装焊(FCB)技术得到了广泛应用，该技术是最有前途的一种芯片互连技术，它比WB和TAB的综合性能高，是正在迅速发展和应用的高新技术。
图1-1图1-1给出了印刷电路板上的塑料球栅阵列(PBGA)、芯片尺度封装(CSP)和直接芯片贴装(DCA)结构示意图。
PBGA和CSP都是高密度器件封装，而DCA 则省略了器件封装这一环节。
2.1 BGA封装简介球形触点阵列(BGA)是近几年才迅速发展起来的最新表面安装技术中的一类封装形式。
它是在基板的背面按阵列方式制出球形触点作为引脚，在基板正面装配集成电路，而形成的一种表面贴装技术。
按基板材料的类型，BGA的封装类型主要有：塑料球栅阵列(Plastic Ball Grid Array，简称PBGA)、陶瓷球栅阵列(Ceramic Ball Grid Array，简称CBGA)、陶瓷柱栅阵列(Ceramic Column Grid Array，简称CCGA)、载带自动键合球珊阵列(Tape Automatic Ball Grid Array，简称TBGA)。
BGA焊球直径有0.89mm和0.76mm等多种，间距通常由1.27mm和1.Omm。
这种封装器件具有以下特点：1．器件引脚很短，使信号路径短，减小了引线电感和电容，增强了电性能；2．改善共面问题，再流焊时具有自对正效应；3．能与原有的SMT贴装工艺和设备兼容，原有丝印机、贴片机和再流焊设备都能使用；4．BGA适合MCM的封装需要，有利于实现MCM的高密度、高性能。
当然，BGA本身尚具有一些不尽人意之处：1．焊点隐藏在封装之下，焊点质量检测困难：2．BGA的返修需要专用设备；3．BGA的可靠性问题。
2.2.1 CBGA与铜或合金引脚(线)相比，球形焊点更便宜，也非常适应SMT生产技术的要求，因此各大芯片制造公司(如Motorola，IBM，Hitachi，NEC等)纷纷将PGA(Pin Grid Array)针栅阵列封装中的插针用焊球来代替，从而演变出CBGA陶瓷球栅阵列封装。
陶瓷封装因其良好的气密性，而主要应用于军事领域。
CBGA采用了多层陶瓷基底，并使用了两种不同的焊点连接方式。
一种是在小一点的陶瓷基片上，采用了球形焊点：另一种连接方法是更大的陶瓷基片上采用柱形焊点，它现在被称为陶瓷柱形网格阵列封装(Ceramic Column Grid Array，CCGA)。
图2-1 典型CBGA结构示意图2.2.2 PBGA由于BT树脂(双马来酞亚胺三氮杂苯树脂)或聚酰亚氨(PI)比陶瓷便宜，并且有很好的电性能，因此被用来代替CBGA中的陶瓷基底，并用塑料将基底与晶片密封起来，形成塑料球栅阵列封装(PBGA)，应用于民用。
钎料球(Solder ball)组成为共晶钎科63Sn37Pb或62Sn36Pb2Ag，目前钎料球直径分为0.76mm、0.5mm和0.3mm几种，间距一般为1.5mm、1.27mm和1mm。
早在1989年，Motorola公司就由类似PBGA形式的封装器件成功用于便携式的电子产品中。
图2-2 典型PBGA结构示意图图2-2为典型的PBGA封装结构示意图。
封装时首先采用导电的芯片粘接剂将Si芯片与BT树脂基板粘接起来，再通过印刷铜导线和过孔将电路引至BT基片底部的焊盘阵列。
为了保护芯片不受损坏，采用模压化合物对芯片进行密封，最后将共晶钎料球与基板上的cu焊盘(Pad)连接起来形成钎料凸点(Solder bump)，这些以阵列方式排列的钎料凸点即为PBGA封装器件的I/0引脚。
2.3.1 ANAND本构模型在BGA热疲劳寿命预测中的应用黏性形变是指黏性物体在剪切应力作用下发生不可逆的流动形变，该形变随时间的增大而增大，具有率相关的特性；塑性是指材料在外应力去除后仍能保持部分应变的特性，材料发生塑性形变而不断裂的能力称为延展性，塑性变形与时间无关，具有率无关性；蠕变是指在恒定应力作用下材料的应变随时间增加而逐渐增大的现象，低温下表现为脆性的材料，在高温下往往具有不同程度的蠕变性为，蠕变与时间相关，具有率相关性。
自然界中实际存在的材料，其形变一般介于理想弹性固体与理想黏性液体之间，既具有固体的弹性，又具有液体的黏性，即黏弹性。
黏弹性材料的力学性质与时间有关，具有力学松弛的特性，常见的力学松弛现象有蠕变、应力松弛、滞后和力损耗等。
焊点的寿命预测一直是焊点可靠性问题的重要内容，已经提出了多种寿命预测模型，如基于应变范围的Coffin-Manson经验模型、基于断裂力学的裂纹扩展模型和基于损伤累积的能量模型等。
当前普遍认为，SnPb类焊点在热循环条件下的失效机制是蠕变疲劳的交互作用，SnPb焊点的失效断口既有疲劳断裂的疲劳辉纹，又具有蠕变断裂特征的沿晶辉纹。
这是因为焊点的熔点较低，在常温时就已经发生了不可忽略的蠕变。
所以单纯应用传统的疲劳分析模块是不足以预测焊点的热疲劳寿命的，在进行有限元分析时，必须考虑蠕变效应。
在温度循环加载或者功率循环加载实验中，对于SnPb焊点钎料通常采用两种不同的理论来描述其非弹性行为。
一种是采用与时间无关的塑性形变和与时间有关的蠕变形变分开处理的模型：另一种则透过建立统一型粘塑性本构模型来对其进行分析。
与前者相比，采用统一型粘塑性本构模型避免了大量材料常数的定义，而且从连续介质热力学角度出发，塑性形变和蠕变产生于同一机制，即位错理论，并考虑到SnPb基钎料具有较强的温度和加载速率的相关性，所以采用统一型粘塑性本构关系能更准确逑反映材料力学行必。
统一型粘塑性本构方程与传统塑性本构理论不同的是，它考虑材料内部状态变化对形变的影响，导致在本构方程中引入内部变量，并用准确的演化方程描述内部变量。
目前，已发展了多种形式的粘塑性本构模型，其中比较有代表性的有：(1)Miller模型；(2)Bodncr-Partom模型；(3)Anand模型。
由于Anand本构方程同时描述塑性和蠕变形变时准确可靠，并且在ANSYS中可以方便地定义与调用，因此本文采用Anand本构模型来分析钎料的力学行为。
1982年，Anand等人根据金属的高温成形采用单一内变量描述材料内与时闻有关及无关的非弹性形变，建立了金属热成形的粘塑性本构模型—ANAND模型。
和其他材料模式相比，它具有两个基本特征：(1)在应力空间没有明确的屈服面，因此在形变过程中，不需要加载／卸载准则，塑性形交在所有非零应力条件下产生；(2)采用单一内部变量描述材料内部状态对非弹性流动的阻抗。
内部变量(或称形变阻抗)用s标记，具有应力量纲。
Anand本构模型可以反映粘塑性材料与应变速率、温度相关的形变行为，以及应变率历史效应、应变硬化和动态回复等特征。
在ANSYS\Workbench中可以方便地定义ANAND本构模型的材料参数，ANAND本构模型的相关参数一共有九个，常见的63Sn37Pb的ANAND参数如下表2-1 63Sn37Pb由于金属的高温成形与钎料的热循环响应产生于相似的位错运动机制，具有相同的粘塑性特征，所以它在钎料力学性能的研究方面的到广泛的应用。