microélectronoiques-application au domaine de l’intégration 3D

Rien que d’écrire ces lignes me fait sourire, montrant à quel point j’ai aimé partager cet espace ouvert avec vous. A Thibaut (A208 un jour, A208 toujours !), Laetitia (« L'Equipe » !), Elodie, Fabien et Bérenger, je vous souhaite également de terminer une bonne thèse et de réussir vos projets professionnels (« lycka till » Fabien , C'est Père, Mère, si je suis là aujourd'hui, c'est grâce à vous et ma plus grande fierté est de vous rendre fier.

CARACTÉRISATION MÉCANIQUE DES COUCHES

Les domaines concernés et enjeux associés

• L’intégration 3D
• Les procédés de fabrication

Dans le cas de la pulvérisation cathodique, les ions argon sont accélérés à l'aide d'un champ électrique. Une fois exposée, la résine est développée à l'aide d'un solvant afin de dissoudre la partie dépolymérisée et de protéger les zones de la sous-couche qui ne nécessitent pas de mordançage. La figure I.7 illustre les profils obtenus en fonction du caractère isotrope ou anisotrope de la gravure.

Les moyens de modélisation mécanique

• Rappel sur le comportement mécanique des matériaux
• Le modèle de Stoney pour la détermination des contraintes

Elles se différencient des contraintes thermiques car elles sont présentes à la température de dépôt de la couche. Le substrat et la couche sont tous deux élastiques isotropes. - La courbure =1/R due à la tension est uniforme. Les autres modèles généralisant cette formule nécessitent également de prendre en compte les propriétés élastiques de la couche déposée.

Les techniques de caractérisation

• Détermination des contraintes des couches minces
• Mesure pour l’évaluation des propriétés élastiques et thermiques

Un faisceau laser réfléchi sur un miroir balaie la surface de la plaque selon un profil. Le champ de déplacement des points sur la surface de l'échantillon est ainsi reconstruit par traitement numérique des données de la caméra. Les constantes radiocristallines sont liées aux propriétés élastiques de la couche mince à travers les relations.

DÉTERMINATION DES PROPRIÉTÉS ÉLASTIQUES

Détermination du Module d’Young par nanoindentation

• Contexte et limites expérimentales
• Mesures expérimentales
• Modèles de nanoindentation disponibles dans la littérature
• Analyse par éléments finis
• Mesures des propriétés élastiques du TiN par acoustique picoseconde

A l'inverse, une analyse par éléments finis permet d'identifier le module d'Young de la couche mince. Le module de l'échantillon est en effet une combinaison de celui de la couche E'f et du substrat E's : E'éq = f(E'f,E's). Les expressions sont déterminées à l'aide d'une expression analytique dépendant du module réduit du substrat E's et de la couche E'f.

Connaissant celui du substrat silicium, le module d'Young du TiN est déterminé en ajustant la courbe théorique à la courbe expérimentale (fixation du coefficient de Poisson). 55 Ces relations empiriques sont obtenues à partir d’une analyse par éléments finis de la nanoindentation. Dans la figure II.8, nous présentons les variations du module réduit équivalent prédit par les deux modèles en fonction de la profondeur d'indentation.

Exemple de maillage : vue de dessus (a), zoom autour de la zone de contact (b), miroir 1/3 de la structure (c), zoom près de la couche mince (d). Compte tenu de la géométrie de la pointe et de l'anisotropie du substrat, une analyse 3D est nécessaire. La géométrie de la pointe est reproduite et illustrée sur la figure II.11 ci-contre.

Les résultats sont présentés dans le graphique de la figure II.14., pour deux valeurs du module d'Young du TiN.

Détermination du Module d’Young par profilométrie mécanique

• Fabrication des structures libérées
• Modélisation et principe de la mesure
• Poutre homogène d’oxyde de Silicium SiO 2
• Poutre hétérogène bicouche SiGe/Si

Détermination du coefficient de dilatation thermique par mesure de

• Principe de détermination du CTE
• Réflectométrie optique en température

DÉTERMINATION DES CONTRAINTES DES

Contraintes d’un film mince sur substrat épais

• Mesures de courbure de plaque et diffraction des rayons X (DRX)
• Modèle pour la détermination des contraintes
• Méthodologie de détermination des déformations intrinsèques

Les incertitudes de mesure ont été déterminées et prises en compte dans l'évaluation de la contrainte de couche par DRX. Le tableau suivant regroupe les différentes valeurs de contraintes en fonction de l'épaisseur de la couche mince et de la technique de mesure. 91 Qualitativement, la tendance à augmenter la contrainte de compression avec la diminution de l'épaisseur de la couche est observée pour les deux techniques de mesure.

En raison des conditions de dépôt, les déformations inélastiques sont limitées à la déformation propre de la couche. La résolution de ce système d'équations détermine la répartition des contraintes dans la couche et le substrat lorsque la couche est déposée à Tdep. Dans les travaux précédents, nous avons présenté les équations d'équilibre mécanique qui doivent être résolues pour chaque phase du processus de dépôt : variation de température et formation de couche.

Le degré d’apparence des couches révèle un terme de déformation intrinsèque difficile à quantifier. Pour cette étape de calcul, le module d'Young de la couche a sa valeur réelle. Enfin, la dernière étape de la simulation consiste à utiliser la même évolution de température dans la couche et le substrat pour reproduire le retour à la température T du système bicouche {substrat + couche}.

Le tableau suivant résume les étapes de la méthodologie de calcul par éléments finis développée pour simuler le processus de dépôt d'une couche sur un substrat.

Contraintes d’un multicouches sur substrat épais

• Sigmap  ps : utilisation du modèle analytique en prédictif
• Validation de Sigmap  ps

Les déformations thermiques de chaque couche sont exprimées comme écrit dans l'équation (III.5), et les déformations intrinsèques sont déterminées selon la méthodologie décrite dans la section précédente. Les équations du bilan mécanique et du système à résoudre sont résumées dans le tableau suivant pour l'étape de calcul correspondant à la formation de la ou des couches à la température Tdep. L'opérateur définit l'empilement pour lequel il souhaite suivre l'évolution des limites et de la flèche : matériaux, épaisseurs, température d'application, surface d'impact, ainsi que le type et la taille du substrat.

Grâce à lui, l'opérateur peut relancer le calcul et déterminer la répartition des contraintes et l'évolution de l'écart en fonction des valeurs qu'il a saisies. De cette manière, il est possible de suivre l'évolution de la contrainte dans chaque couche de l'empilement, après chaque dépôt et en température. Ainsi, elle permet non seulement d'estimer la répartition des contraintes dans le pieu, mais surtout de prédire l'évolution de la courbure au cours des dépôts, sans avoir besoin de mesures expérimentales pour autant que les déformations internes soient connues. .

Des mesures expérimentales et des calculs par éléments finis permettent de valider les résultats de la modélisation. La déformation de la plaque a ensuite été évaluée par Sigmapps après chaque dépôt, en tenant compte des propriétés élastiques et thermiques des couches et de leur épaisseur. Les résultats présentés sur la figure III.16 représentent la déflexion de la plaque d'un diamètre de 300 mm à la température de dépôt pour chaque couche avant leur dépôt.

Il est intéressant dans ce contexte d'étudier la validité des résultats de modélisation pour le cas où le substrat est aminci après dépôt des couches supérieures.

Contraintes avec l’amincissement du substrat

• Contexte et enjeux
• Modélisation de l’amincissement

Ce calcul indique que la variation rapide de la déflexion avec une épaisseur de substrat décroissante est La figure III.26 montre l'évolution de la courbure selon ces axes en fonction de l'épaisseur du silicium. Les études actuelles sur la limitation des déformations portent sur une épaisseur de silicium de 80 µm.

La figure IV.5 ci-contre illustre qualitativement cette idée : elle représente l'évolution de courbure d'une interface en fonction de la température. Les couches de la face arrière ne limitent pas la déformation thermique provoquée par la face avant, ni ne la renforcent. Les caractéristiques des différents matériaux à prendre en compte pour l'activation arrière sont résumées dans le tableau IV.2.

Il faut d'abord connaître le comportement en température de la face à compenser. Un choix judicieux permettra de réduire la déflexion observée sur la figure IV.14 induite par les dépôts en face. Sur la figure IV.6, un matériau polymère est considéré comme la couche de passivation pour la face arrière.

Le but de ces matériaux est de réduire la déformation de la plaque provoquée par le pliage de la face avant en température.

APPLICATION À UN DISPOSITIF 3D

Présentation générale et contexte

• Les interposeurs et l’intégration 3D
• La fabrication des interposeurs et ses enjeux
• Méthodologie d’optimisation des matériaux

Tout d’abord, à l’échelle de la plaque, la limitation des déformations permet de réaliser les différentes étapes du procédé sans dommage. Il faut donc assurer une déformation minimale jusqu'à l'étape de découpe des copeaux après amincissement du substrat et activation de l'envers. 132 A l'échelle des interposeurs, les puces supérieures sont transférées vers ces derniers à une température donnée différente de la température ambiante lors de l'utilisation des appareils.

Ceci vise à déposer des matériaux adaptés en face arrière pour compenser en température la déformation due aux matériaux en face avant, compte tenu de la faible épaisseur du substrat. Une étude précédente a montré que le remplissage en cuivre des lignes TSV n’avait qu’un faible effet sur la déformation des plaques. Par conséquent, l’idée est de maintenir une déflexion positive acceptable à température ambiante après l’intégration de la face avant, de sorte qu’après l’intégration des couches de la face arrière et l’amincissement du substrat, la courbure de la plaque conserve un niveau tolérable (< 100 µm).

De ce point de vue, l'évolution de courbure en température ne joue pas de rôle dans l'optimisation des conditions de dépôt des couches de face avant. La deuxième partie de la méthodologie consiste à adapter les couches arrières à cet effet. Les matériaux des plaques frontales sont optimisés pour minimiser la déformation des plaques après chaque processus et chaque retour à température ambiante.

La configuration de gauche représente le cas où la courbure à température ambiante est contrôlée par le front end pour maintenir un niveau tolérable, et est également contrôlée à la température de transfert des copeaux grâce à l'intégration du back end.

Optimisation des dépôts de la face avant

• Couches de passivation sur substrat épais
• Prédiction de la courbure avec l’amincissement du substrat

Compensation en température par dépôt de couches sur la face

• Comportement en température des couches de la face avant
• Caractérisation en température des matériaux face arrière
• Caractérisation du polymère de passivation
• Limitations et évolution de l’approche planaire
• L’approche tridimensionnelle de l’intégration 3D
• Marché et challenges
• Réalisation des couches
• Création de motifs
• Gravure des couches
• Amincissement du substrat
• Collage
• Loi de comportement élastique et paramètres associés
• Origine des contraintes
• Comportement viscoélastique des polymères
• Principe général et hypothèses
• Application du modèle à la détermination du CTE des couches minces
• Limites au modèle de Stoney
• Les techniques de mesure de courbure
• Diffraction des rayons X (DRX)
• Nanoindentation
• Acoustique picoseconde
• Technique de flexion de poutres
• Analyse dynamique mécanique

La déflexion de la plaque avant le dépôt des couches de passivation est donc prédite par Sigmapps comme étant d'environ 94 µm. Le graphique de la figure suivante représente la variation de la flèche avec l'épaisseur des deux couches modifiable. Grâce à Sigmapps, la déflexion de la plaque apportée par chacun des dépôts sur la face est évaluée.

Dans cette partie nous essayons d'étudier le comportement mécanique des dépôts front-end en fonction de la température, afin de bénéficier d'une référence pour le choix des matériaux à intégrer sur le back-end. Considérons le comportement en température de la figure IV.14 comme celui d'une monocouche à module Ef*, épaisseur tf et coefficient de dilatation thermique (CTE) f réduits. La figure IV.16 montre la variation de déflexion en fonction de la température des échantillons de la figure IV.15.

Cette incertitude est plus faible dans le cas de SiO2 {1far}, car la flèche varie davantage avec la température (de l'ordre de 40 µm pour 200 °C). L'extraction de la pente de la courbe température-déformation en régime linéaire (avant la température de transition vitreuse) permet d'accéder au produit du module d'Young du polymère par son coefficient de dilatation thermique (CTE). Dans le cas des matériaux élastiques utilisés en microélectronique, ce n'est pas une approximation déraisonnable de supposer le module d'Young indépendant de la température.

La connaissance de la température de transition vitreuse est très importante dans la base de données des matériaux. Une fois la façade empilée, son comportement mécanique en terme de température est caractérisé afin de la considérer comme référence pour le choix des matériaux à intégrer au dos.