스마트폰, 태블릿, TV 등과 같은 전자 기기에 대한 수요는 증가하고 있으며 소비자들은 디스플레이의 고해상도와 고성능화를 요구하고 있다[1,2]. 이러한 요구를 충족시키기 위해 입출력(input/output, I/O) 단자 수가 증가하고 있으며, 이로 인해 미세 전극 간의 선폭과 피치(pitch)가 줄어들고 있는 추세이다[1-3]. 기존에 디스플레이 구동 칩과 기판을 연결하기 위해 사용하던 와이어 본딩(wire bonding) 방식의 경우 신호 전달 속도가 느리며 I/O 단자 수가 제한되고 부피적으로도 한계가 있다[1,4,5]. 이를 해결하기 위해 범프(bump)를 이용하여 접합하는 플립칩 접합(flip chip bonding) 기술이 대안으로 제시되었으며, 플립칩 접합기술은 작은 공간에 많은 I/O 단자를 배치함으로써 신호 전달 속도가 빠르기 때문에 다양한 분야에 적용되고 있다[3-6]. 이때 사용되는 범프 소재로는 접촉 저항이 낮고 내식성이 우수한 Pt, Au, Ag 등과 같은 귀금속 소재를 사용하며, 그 중 Au는 부식 환경에서도 우수한 내식성과 접촉 저항이 낮고 내산성과 내약품성 등의 화학적 성질이 우수하여 많이 사용되고 있다[4,6-10]. Au를 범프로 적용하여 계면 반응이나 접합 특성에 관한 연구들이 보고되어 왔다[11,12]. 스퍼터 Cr/스퍼터 Cu/Au도금 구조를 150 °C와 200 °C에서 열처리를 진행하면 전단강도가 감소하였는데, 이는 Cu/Au 계면에 Cu₃Au 금속간 화합물 형성으로 인해 전단강도가 감소한다고 보고하였다[11]. 또한, Au stud/Sn 구조에서 120, 150, 180 °C 온도에서 300시간 동안 열처리 후 계면 미세구조 변화 분석 결과, 리플로우 공정에서 형성된 AuSn, AuSn₂, AuSn₄ 금속간 화합물이 열처리 시간이 증가할수록 금속간 화합물의 두께가 두꺼워진다고 보고하였다[12]. 그러나 기존 Au 범프는 시안화물(cyanide) 기반의 Au 도금액을 사용하여 형성하였으며[9,13,14], 이러한 시안화물은 독성이 강하고 산성에서는 시안화수소가스(HCN)를 발생시키므로 독극물로 분류가 되어 사용이 어렵다고 보고되었다[15-18]. 또한, 시안화물이 포함된 Au 도금액을 이용하여 도금할 경우 도금액이 포토레지스트(photoresist)를 침투하여 균열 및 박리가 발생하거나 용해되어 도금층 형성이 어렵다[17-19]. 이러한 문제를 해결하기 위해 최근에는 시안화물이 포함되지 않은 무시안(non-cyanide) Au 도금액이 개발되고 있다[17-20]. 무시안 Au 도금액을 이용할 경우, 도금액이 포토레지스트를 침투하지 않기 때문에 패턴 형성에 문제가 없다고 보고되었다[19]. 무전해 도금으로 형성된 Si/Au-Ti wiring/무시안 Au 구조를 진공 분위기에서 100, 150, 200, 250 °C의 온도 조건으로 30분 동안 열처리 진행한 후 전단강도 평가한 결과, 250 °C에서 전단강도가 증가하였는데 이는 Au 범프와 Ti-Au wiring이 서로 반응하여 하나의 층으로 형성되어 전단강도가 증가한다고 보고되었다[21]. 이러한 무시안 Au 범프에 대해서는 도금액 개발에 관한 연구들은 보고되고 있지만 공정 조건에 따른 기계적 신뢰성에 관한 연구는 많이 보고되어 있지 않다. 따라서, 본 연구에서는 Au 도금 후 열처리 온도가 Si/스퍼터 TiW/스퍼터 Au/무시안 Au 범프 구조에서 미세구조 및 접합 특성에 미치는 영향을 확인하기 위해 Au 범프 형성 후 N₂ 분위기에서 250, 280, 300, 320 °C의 온도 조건으로 60분 동안 열처리를 진행한 후 shear test 장비를 이용하여 전단강도를 평가하였다. 전단강도 평가 후 전계 방출형 주사전자현미경(field emission scanning electron microscopy, FE-SEM)과 에너지 분산형 X선 분광기(energy dispersive x-ray spectroscopy, EDS), 집속이온빔(focused ion beam, FIB) 장비를 이용하여 박리 파면과 접합 구조에 대한 미세구조를 확인하였으며, 정확한 박리 경로를 확인하기 위해 오제 전자 분광기(Auger Electron Spectroscopy, AES) 분석을 진행하여 열처리 온도 조건에 따른 미세구조 및 전단강도와의 상관관계를 규명하였다. 이후 최적 도금 공정 조건을 선정하여 대기 분위기에서 -40~125 °C의 온도 범위에서 1000 사이클 동안 열 사이클 시험 후 전단강도 평가를 진행하였으며, 박리 파면 및 단면 미세구조 분석을 통해 열사이클 시험이 전단강도에 미치는 영향을 확인하였다.

그림 1은 무시안 Au 범프의 열처리 온도 조건에 따른 Si/스퍼터 TiW/스퍼터 Au/무시안 Au 범프 구조의 전단강도를 평가하기 위한 전단강도 평가 시스템을 나타내고 있다.

Au 도금 후 열처리 조건에 따른 무시안 Au 범프의 단면 미세구조 분석 및 전단강도 평가를 위해 그림 1(a)와 같이 시편을 제작하였다. 먼저 650 μm 두께의 Si 웨이퍼(wafer)에 RF 스퍼터링을 이용하여 0.245 μm 두께의 TiW를 증착 시킨 후 0.17 μm 두께의 Au를 증착하였다. 그리고 패턴을 형성하기 위해 스핀 코터(spin coater) 장비에 금속 박막이 증착된 웨이퍼를 고정시킨 후 포토레지스트를 웨이퍼 전면에 도포한 후 노광(exposure) 및 현상(development) 공정을 통해 31.5 μm × 70 μm 크기의 패턴을 형성하였다. 이후 55 °C의 온도에서 0.8 A/dm²의 전류 밀도 조건으로 도금을 실시하여 15 μm 두께의 Au 범프를 형성하였으며, 스트립(strip) 공정을 통해 포토레지스트(photoresist)를 제거한 후 남아있는 불순물을 제거하기 위해 N₂와 O₂ 가스를 사용하여 디스컴(descum) 공정을 진행하였다. 이후 Au 도금 후 열처리 온도에 따른 Au 범프의 전단강도를 평가하기 위해 N₂ 분위기에서 250, 280, 300, 320 °C 조건으로 60분 동안 열처리를 진행하였다. 전단 강도 평가는 Nordson사의 Stellar 4000 접합강도 장비를 사용하였으며 250 gf의 로드셀(load cell)을 장착한 후 50 μm × 50 μm 크기의 전단 팁(shear tip)을 이용하여 평가를 진행하였다. 본 연구에서 시행한 전단강도 평가 조건은 American Society for Testing and Materials(ASTM)의 ASTM-F1269 규격[22]과 Joint Electron Device Engineering Council(JEDEC)의 JESD22-B117A 규격[23]을 참고하여 전단속도는 150 μm/s, 전단 높이는 4.5 μm으로 설정하였다. 그림 1(b)와 같이 하중-변위 그래프에서 최대 하중을 시편의 단면적으로 나누어 전단강도를 도출하였다. 또한, 열 사이클 조건이 무시안 Au 범프의 기계적 신뢰성에 미치는 영향을 분석하기 위해 Dong Young International사의 열 충격 시험기(DYI-TSC-02)를 사용하여 -40~125 °C의 온도 범위에서 50, 100, 200, 300, 500, 700, 1000 사이클 후 전단강도를 평가하였다. 이때 고온과 저온에서의 유지시간은 각각 15분으로 하여 한 사이클당 소요시간은 30분으로 설정하였다. 열처리 온도에 따른 TiW/Au의 미세구조 및 박리 파면은 FE-SEM, EDS와 FIB를 이용하여 분석하였다. 또한, 정확한 박리 경로를 확인하기 위해 AES depth 분석을 진행하였다.

도금 후 열처리 온도에 따른 Si/스퍼터 TiW/스퍼터 Au/무시안 Au 범프 구조의 접합 계면과 Au 범프의 미세구조를 확인하기 위해 FE-SEM과 FIB 장비를 이용하여 단면 분석을 진행하였으며, 그림 2에 나타내었다.

그림 2(a)는 Si/TiW/Au 구조의 접합 계면을 분석한 결과다. 모든 열처리 조건에서 TiW/Au 계면에 금속간 화합물이 형성되지 않은 것을 확인할 수 있었으며, 이는 다른 연구자들의 연구결과에서도 TiW/Au 계면에서는 금속간 화합물이 형성되지 않는다고 보고되었다[24-27]. 열처리하지 않은 시편의 경우 Si/스퍼터 TiW/스퍼터 Au/Au 범프 계면이 확연하게 관찰되었으나 250 °C 이상의 열처리 온도에서는 스퍼터 Au층과 Au 범프가 서로 확산하여 단일 층으로 형성된 것을 확인하였다. 열처리하지 않은 시편과 250 °C 시편 내부에 보이드(void)처럼 보이는 부분은 폴리싱 과정에서 생긴 것으로 생각되며, 280 °C 이상의 온도에서는 TiW/Au 범프 계면 및 Au 범프 내부에 형성된 보이드는 도금 진행 과정에서 형성된 것으로 생각된다. 보이드는 도금 과정에서 도금액 첨가물과 H₂ 가스가 열처리 시 결정립계를 따라 외부로 이동하면서 형성된 것으로 판단된다. 또한, TiW과 Au 계면에서 크게 형성된 이유는 도금 과정에서 발생한 H₂ 가스가 도금막층에 혼입되고, 열처리 시 결정립계를 따라 확산되기 때문이다. 이때, TiW층으로의 가스 확산이 어려워 TiW과 Au 계면에 농축된 것으로 판단된다[28,29]. 그림 2(b)는 열처리 온도에 따른 Au 결정립 변화를 확인하기 위해 Au 범프의 단면 분석 결과이며, 열처리하지 않은 시편과 250 °C 열처리 시편은 Au 결정립이 주상정으로 형성되었으나, 280 °C 이상에서는 Au 결정립이 등방성으로 성장한 것을 확인할 수 있었으며, 이는 280 °C의 온도에서 Au 결정립의 재결정화로 인한 것으로 생각된다[30,31].

열처리 온도가 Au/TiW/Si 구조의 접합 특성에 미치는 영향을 확인하기 위해 shear test를 진행하였으며, 이 때 얻어진 전단강도를 그림 3에 나타내었다.

열처리 전의 전단강도는 44.58±3.60 MPa로 도출되었며, 250, 280, 300, 320 °C에서의 전단강도는 각각 127.48 ±3.76, 101.27±3.95, 96.16±2.73, 99.61±3.00 MPa 로 도출되었다. 250 °C에서 전단강도가 증가하였다가 280 °C 이상 열처리 온도에서 전단강도가 감소한 후 일정하게 유지되는 것을 확인하였다. Au 범프/Ti-Au wiring/Si 구조에서 전단강도 평가한 다른 연구자의 연구 결과에서도 열처리하지 않았을 때는 전단강도가 약 5 mN으로 도출되었으나 250 °C에서 열처리 후 전단강도가 20 mN 이상으로 4배정도 높게 도출되었으며, 이는 250 °C에서 열처리 시 Au 범프와 Au wire층이 서로 확산하여 하나의 층으로 형성했기 때문에 전단강도가 증가하였다고 보고되었다[21]. 그림 4는 전단강도 평가 후 시편의 박리 파면을 FE-SEM과 EDS를 이용하여 분석한 결과이다.

열처리하지 않은 시편의 박리 파면에서는 다량의 Au와 소량의 Ti, W이 검출된 것으로 보아 Au 범프와 스퍼터 Au 계면에서 박리가 발생한 것으로 생각된다. 250 °C에서는 다량의 Au가 검출된 것으로 보아 Au 범프 내부에서 박리가 발생하였으며, 280, 300, 320 °C에서는 다량의 Ti와 W이 검출되었기 때문에 280 °C 이상 열처리 온도 조건에서는 Au 범프/TiW 계면에서 박리가 발생한 것으로 생각된다. 따라서, 250 °C에서 전단강도가 높게 도출된 이유는 Au 범프 내부에서 박리가 발생하였기 때문인 것으로 판단된다.

Au 범프 내부 박리가 아닌 Au 범프/스퍼터 Au 계면과 Au 범프/TiW 계면에서 박리가 발생한 원인을 규명하기 위해 박리된 열처리하지 않은 시편과 280 °C 시편으로 AES depth 분석을 실시하여 그림 5에 나타내었다.

그림 5(a)는 열처리하지 않은 시편의 AES depth 분석 결과이며, 박리 표면에서 Au, S, C, Si, O 조성이 각각 46.80, 4.03, 38.99, 1.95, 9.78 at.%로 검출되었다. 약 0.4 nm 이후로는 Au를 제외한 다른 조성들은 더 이상 검출되지 않았다. 그림 5(b)는 280 °C 열처리 진행한 시편의 AES depth 분석 결과이며, 박리 표면에서 Au, C, Ti, W, O, Na이 각각 2.90, 44.23, 2.36, 15.70, 26.98, 4.09 at.%로 검출되었다. Au, C, Ti, O는 4 nm 깊이까지 존재하였으며, Au는 전단강도 평가 시 Au와 TiW 계면에서 깨끗하게 박리가 발생하지 않고 TiW 표면에 Au가 수 nm 두께로 island 모양처럼 남아 있기 때문에 depth 분석 시 검출된 것으로 생각된다. 표면에 C이 검출된 원인으로는 분석 과정에서의 표면 오염도 일부 영향이 있으나, Au 도금 용액 중 첨가제에 C이 포함되어 있기 때문인 것으로 생각된다. FE-SEM, EDS와 AES depth 분석결과를 바탕으로 하여 박리 경로를 그림 6에 나타내었다.

열처리하지 않은 시편은 Au 도금 용액 중 첨가제에 포함된 C이 스퍼터 Au 표면에 존재하여 Au 범프와의 접합을 저하시켰기 때문에 Au 범프와 스퍼터 Au 계면에서 박리가 발생하였으며, 250 °C에서는 Au 범프와 스퍼터 Au가 서로 확산하여 단일 층으로 형성되었기 때문에 Au 범프 내부에서 박리가 발생하였다. 280 °C 이상 온도에서 TiW과 Au 계면에서 박리가 발생한 이유는 TiW과 Au 계면에 존재하는 C과 도금 과정에서 생성된 H₂ 가스가 열처리 시 결정립계를 따라 이동하게 되며, 이때 TiW과 Au 계면에 보이드가 형성된다. 이러한 2가지 원인으로 인해 280 °C 이상 온도에서 TiW과 Au 계면에서 박리가 발생한 것으로 생각된다. 열처리 온도에 따른 파괴거동 해석을 위해서는 전단강도보다는 파괴가 발생하는데 필요한 전체 에너지인 인성(toughness)를 도출하여 해석하는 것이 더 적합하다고 판단되며, 솔더 범프 구조에서는 솔더 접합부의 파괴 거동 해석을 위해서 전단강도가 아닌 인성을 도출하여 파괴 거동을 해석한다고 보고되었다[32,33]. 선행연구결과에 따르면 인쇄회로기판 위에 솔더를 접합한 후 전단 속도에 따른 전단강도 및 인성을 도출한 결과, 전단 속도가 증가할수록 전단강도는 증가하였으나, 인성은 감소하였다. 이는 전단 속도가 증가할수록 솔더에서 파괴가 발생하는 연성 파괴모드에서 금속간 화합물에서 파괴가 발생하는 취성 파괴모드로 바뀌었기 때문이라고 보고되었다[32,33]. 따라서, 파괴 거동 해석을 위해 열처리 온도에 따른 인성 도출 후 전단 강도와 비교하여 그림 7에 나타내었다.

그림 7(a)는 전단강도가 증가 후 감소하는 구간인 열처리하지 않은 시편과 250 °C와 280 °C에서 열처리한 시편의 응력-변형률 곡선이며, 300 °C와 320 °C의 경우 280 °C의 하중-변위 그래프와 유사하게 도출되었기 때문에 280 °C의 결과를 대표적으로 나타내었다. 응력은 측정된 하중을 Au 범프의 단면적으로 나누어 도출하였으며, 변형률은 전단 평가 시 변형된 길이를 초기 길이로 나눈 값에 100을 곱하여 산출하였다. 이 때 초기 길이는 접합된 Au 범프의 길이를 대입하여 계산하였다. 인성은 응력-변형률 그래프에서 파괴가 일어날 때까지의 면적을 계산하였으며, 그림 7(b)에 전단강도와 인성의 상관관계 그래프를 나타내었다. 인성 도출 결과, 열처리하지 않은 시편은 4.42±3.76 J/m³으로 인성이 가장 낮게 도출되었다. 250 °C에서 123.34±3.24 J/m³로 급격히 증가하였고 280 °C 이상의 온도에서는 인성이 약 86 J/m³으로 감소한 후 유지되는 경향을 보였으며, 이는 전단강도 평가 결과 거동과 일치하였다. 열처리하지 않은 시편의 경우 Au 도금 과정에서 Au 도금 용액 중 첨가제에 포함된 C이 스퍼터 Au 표면에 존재하여 스퍼터 Au와 Au 범프의 계면 접착력을 저하시킴으로써 스퍼터 Au와 Au 범프 계면에서 박리가 발생하였기 때문에 인성이 매우 낮게 도출된 것으로 생각된다. 또한, 250 °C에서 열처리를 진행하면 스퍼터 Au와 Au 범프가 서로 상호확산을 하여 단일 층으로 형성되어 Au 내부에서 박리가 발생하는 연성 파괴가 발생하였기 때문에 인성이 가장 높게 도출되었으며, 280 °C 이후로는 TiW과 Au 계면으로 도금 첨가제에 포함된 C의 존재와 도금 과정에서 생성된 H₂ 가스가 TiW/Au 계면으로 확산하여 보이드를 형성시킴으로써 인성이 감소한 것으로 생각된다.

열 사이클 조건이 Au/TiW 구조의 접합 특성에 미치는 영향을 알아보기 위해 최적 열처리 조건인 250 °C 시편을 이용하여 열 사이클 시험을 진행하였다. 열 사이클 조건에 따른 전단강도 평가 결과를 그림 8에 나타내었다.

열 사이클 시험을 1000 사이클까지 진행하여도 전단강도가 약 100 MPa로 유지되었으며, 이를 규명하기 위해 0과 1000 사이클의 접합 단면과 박리 파면을 분석하여 그림 9와 10에 각각 나타내었다. 그림 9는 0 사이클과 1000 사이클의 접합 단면 이미지이며, 열 사이클 시험 후에도 Au와 TiW 계면에 금속간 화합물이 형성되지 않았으며, Au 범프 미세구조 또한 주상정 형태로 변화가 없는 것을 확인하였다.

그림 10은 열 사이클 조건에 따른 박리 파면 분석 결과이며, 모든 조건에서 Au 범프 내부 박리가 발생한 것을 확인하였다.

이를 통해 열 사이클 시험을 진행하여도 전단강도가 유지되는 이유는 열 사이클 시험을 진행한 후에도 Au와 TiW 간의 금속간 화합물이 형성되지 않았으며 Au 결정립 또한 주상정 형태로 변화가 없기 때문에 전단강도가 유지된 것으로 판단된다.

디스플레이 구동 칩 접합을 위한 무시안 Au 범프의 도금 후 열처리 온도 조건이 접합 특성에 미치는 영향을 분석하기 위해 250, 280, 300, 320 °C 온도에서 열처리 후 미세구조 분석 및 전단강도를 평가하였다. 열처리하지 않은 시편에서는 각 층의 계면이 명확하게 관찰되었으나, 250 °C 이상 열처리를 진행하면 Au 범프와 스퍼터 Au 층이 서로 확산하여 단일층으로 형성되었다. 또한, 280 °C 이상에서 Au 범프와 TiW 계면에 보이드가 존재하는 것을 확인하였다. 열처리 온도 조건에 따른 전단강도 평가 결과, 250 °C에서 전단강도가 증가하였다가 280 °C 이상 열처리 온도에서 전단강도가 감소한 후 일정하게 유지되는 것을 확인하였으며, 인성 또한 전단 강도 경향과 일치하게 도출되었다. 열처리하지 않은 시편은 스퍼터 Au 표면에 C의 존재로 인해 스퍼터 Au와 Au 범프 계면에서 박리가 발생하였기 때문에 전단강도가 낮게 도출되었으며, 250 °C에서 전단강도가 증가한 이유는 열처리를 통해 Au 범프와 스퍼터 Au가 서로 확산하여 단일층으로 형성되어 Au 내부에서 박리가 발생하였기 때문에 전단강도가 증가한 것으로 판단된다. 280 °C 이상 온도에서 전단강도가 감소한 후 유지된 이유는 TiW과 Au 계면에 형성된 보이드와 도금액에 포함된 C이 Au/TiW 계면으로 확산되었기 때문인 것으로 생각된다. 전단강도가 가장 높은 250 °C 시편으로 열 사이클 시험 진행한 결과, 1000 사이클까지 진행하여도 전단강도는 약 100 MPa로 유지되었으며, 이는 열 사이클 시험 후에도 TiW과 Au 간의 금속간 화합물이 형성되지 않았으며 Au 결정립 또한 주상정 형태로 변화가 없이 유지되었기 때문이다.