劉麗君，趙修臣，李 紅，王迎春

(北京理工大學(xué) 材料學(xué)院，北京 100081)

目前芯片和封裝基板之間的互連主要有3種方式：引線鍵合(Wire Bonding)、載帶自動(dòng)焊(TAB-Tape Automated Bonding)和倒裝芯片焊(Flip Chip Bonding)。引線鍵合以工藝實(shí)現(xiàn)簡(jiǎn)單、成本低廉和適用多種封裝形式而在連接方式中占主導(dǎo)地位，目前90%以上的封裝管腳采用引線鍵合連接[1]。無論是封裝行業(yè)多年的事實(shí)還是權(quán)威的預(yù)測(cè)都表明，引線鍵合在可預(yù)見的未來仍將是半導(dǎo)體封裝，尤其是低端IC封裝，內(nèi)部連接的主流方式[2]。

按照能量作用方式，引線鍵合可以分為熱壓鍵合(Thermocom Pression，T/C)、超聲鍵合(Ultrasonic Bonding，U/S)和熱壓超聲鍵合(Thermosonic Bonding，T/S)[3-6]。目前，工業(yè)上最常見的鍵合方法是將熱壓和超聲波結(jié)合起來的熱壓超聲鍵合法，又稱為絲球鍵合或球鍵合(Ball Bonding)。其操作方便、靈活而且焊點(diǎn)牢固(直徑為25 μm的金絲的焊接強(qiáng)度一般為0.07～0.09 N)，壓點(diǎn)面積大(為焊絲直徑的2.5～3倍)，又無方向性，可實(shí)現(xiàn)微機(jī)控制下的高速自動(dòng)化焊接(焊接速度可高達(dá)14點(diǎn)/s以上)。

鍵合絲作為半導(dǎo)體器件(IC)互連材料，是大規(guī)模集成電路(LSIC)封裝產(chǎn)業(yè)中的四大重要結(jié)構(gòu)材料之一，主要有金絲、鋁絲和銅絲，可以起到連接引線框架的外部引出端子與硅片鋁膜蒸鍍電極的作用，并且可以傳遞電信號(hào)、散發(fā)芯片內(nèi)產(chǎn)生的熱量，因此尋找具有穩(wěn)定電導(dǎo)率、高可靠性的材料尤為重要[7-8]。金具有抗腐蝕性、抗氧化性和優(yōu)良的延展性、導(dǎo)電性能，用其作為引線，鍵合的自動(dòng)化程度高，工藝穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)，目前在引線鍵合工藝中應(yīng)用最廣泛。鍵合金絲，指純度為99.99%，線徑為18～50 μm的高純金合金絲，通常采用球焊方式鍵合。其按用途及性能分為普通金絲(Y)、高速金絲(GS)、高溫高速金絲(GW)和特殊用途金絲(TS)[9]。

目前，國外對(duì)引線鍵合工藝已有較為系統(tǒng)和深入的研究，而國內(nèi)對(duì)IC封裝的研究起步較晚，因此對(duì)關(guān)鍵技術(shù)掌握不足，缺乏成熟工藝的數(shù)據(jù)積累，加之國外的技術(shù)封鎖，有必要深入研究各種封裝工藝。本文主要研究超聲功率、超聲時(shí)間和焊接壓力對(duì)金絲球焊界面結(jié)合性能的影響規(guī)律，并選擇較優(yōu)參數(shù)研究不同加熱溫度和不同老化時(shí)間對(duì)引線結(jié)合性能的影響。通過對(duì)老化后球焊界面分析，探索其在老化過程中的界面反應(yīng)和影響引線結(jié)合性能的原因。

1 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)所用儀器主要有引線鍵合機(jī)(West Bond 747677E)、焊點(diǎn)強(qiáng)度測(cè)試儀(PTR—1101)、超景深三維光學(xué)顯微鏡(VHX—2000)和背散射掃描電子顯微鏡(S—4800)。焊點(diǎn)強(qiáng)度測(cè)試采用500 gf量程的剪切力測(cè)試和100 gf量程的拉力測(cè)試模式，載物臺(tái)使用普通載物臺(tái)和加熱載物臺(tái)。試驗(yàn)材料為直徑25 μm、純度99.99%的金絲(美國奧泰公司生產(chǎn))、1572—15—625GM型劈刀和鍍銀基板。

研究工藝參數(shù)的影響時(shí)，選取儀器建議參數(shù)(超聲功率0.7 W、超聲時(shí)間30 ms、焊接壓力30 gf)為基準(zhǔn)參數(shù)，采用單一變量法——分別增大和減小其中1個(gè)參數(shù)，固定另外2個(gè)參數(shù)，然后觀察每組參數(shù)下的焊點(diǎn)形貌是否符合要求，對(duì)符合要求的引線進(jìn)行剪切力測(cè)試和拉力測(cè)試，總結(jié)出各參數(shù)對(duì)引線結(jié)合性能的影響規(guī)律。各參數(shù)變化范圍見表1。

表1 各參數(shù)變化范圍

利用儀器建議的工藝參數(shù)進(jìn)行焊線，然后將已經(jīng)焊線的基板放置于不同環(huán)境溫度下進(jìn)行焊點(diǎn)強(qiáng)度測(cè)試。溫度設(shè)置規(guī)則為從室溫(25 ℃)以25 ℃為階梯依次升溫至175 ℃。

將已經(jīng)焊線的基板置于150 ℃恒溫箱中分別保溫25、50、75、100、125和150 h后，再進(jìn)行焊點(diǎn)強(qiáng)度測(cè)試。選取樣品鑲嵌至醫(yī)用牙托粉中，首先用較細(xì)砂紙打磨到剛露出金絲；然后分別用2 000目、3 000目和5 000目砂紙水磨數(shù)次，直至看到界面；最后用0.1 μm的金剛石研磨膏研磨20 min。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

工藝鍵合完成的金絲引線形狀如圖1所示。

圖1 金絲引線形狀的光學(xué)顯微鏡照片

金絲引線第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷和金絲引線拉伸斷裂載荷隨超聲功率、超聲時(shí)間以及焊接壓力的變化曲線分別如圖2～圖4所示。

圖2 第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨超聲功率的變化規(guī)律

圖3 第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨超聲時(shí)間的變化規(guī)律

圖4 第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨焊接壓力的變化規(guī)律

由圖2可知，隨超聲功率從0.5 W增大到0.75 W，第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷整體呈現(xiàn)逐步上升趨勢(shì)，強(qiáng)度從31.3 gf增大到46.0 gf，相對(duì)升高46.9%；隨超聲功率從0.5 W增大到0.75 W，引線拉伸斷裂載荷呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，超聲功率為0.6 W時(shí)達(dá)到最大強(qiáng)度12.5 gf，但總體強(qiáng)度變化不明顯。

由圖3可知，隨超聲時(shí)間從10 ms延長(zhǎng)至40 ms，第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷整體呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，強(qiáng)度從27.4 gf增大到49.8 gf，相對(duì)升高81.7%；鍵合引線的拉伸斷裂載荷隨超聲時(shí)間的延長(zhǎng)呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，當(dāng)超聲時(shí)間為15 ms時(shí)，拉伸斷裂載荷出現(xiàn)最大值12.3 gf，但整體強(qiáng)度變化不明顯。

由圖4可知，隨焊接壓力從20 gf增大到45 gf，金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷整體呈上升趨勢(shì)，最小強(qiáng)度為28.0 gf，而最大強(qiáng)度為64.8 gf，相對(duì)升高了131.4%；引線拉伸斷裂載荷整體呈上升趨勢(shì)，最小強(qiáng)度為7.9 gf，而最大強(qiáng)度為12.5 gf，相對(duì)升高了58.2%。

在焊接過程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)超聲功率達(dá)到0.75 W或超聲時(shí)間達(dá)到40 ms時(shí)，開始出現(xiàn)焊球偏離現(xiàn)象(見圖5)。

圖5 焊球偏離

上述各工藝參數(shù)對(duì)金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷以及引線拉伸斷裂載荷影響的對(duì)比結(jié)果見表2。由表2可知，焊接壓力對(duì)金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷的影響更大，而超聲功率的影響最小，可見，焊接壓力的增加可明顯提高金絲球焊第一焊點(diǎn)的強(qiáng)度。由超聲功率、超聲時(shí)間和焊接壓力對(duì)引線拉伸斷裂載荷影響對(duì)比可知，焊接壓力對(duì)引線拉伸強(qiáng)度的提高作用更明顯。因此，焊接壓力對(duì)引線鍵合強(qiáng)度的影響最大，超聲功率與超聲時(shí)間的影響程度相當(dāng)。

表2 各工藝參數(shù)對(duì)鍵合強(qiáng)度影響的變化率

在對(duì)基板進(jìn)行不同溫度加熱條件下測(cè)得的金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨基板加熱溫度變化曲線如圖6所示。由圖6可知，隨著溫度從25 ℃升高到175 ℃，金絲球焊第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷逐漸降低，強(qiáng)度從44.6 gf降低到33.5 gf，相對(duì)下降率為24.9%；鍵合金絲拉伸斷裂載荷隨溫度升高逐漸降低，強(qiáng)度從11.4 gf下降到7.2 gf，相對(duì)下降率為36.8%，其中，溫度從125 ℃升高到150 ℃時(shí)，拉伸斷裂載荷從9.3 gf急劇下降到7.3 gf，相對(duì)下降率為21.5%；溫度繼續(xù)升高25 ℃，強(qiáng)度無明顯變化。

圖6 第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨基板加熱溫度的變化規(guī)律

第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨老化時(shí)間的變化曲線如圖7所示。由圖7可知，隨著老化時(shí)間從0延長(zhǎng)至150 h，金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷先增大后減小，在老化100 h時(shí)出現(xiàn)最大值(69.7 gf)，老化時(shí)間超過100 h后，剪切斷裂載荷迅速下降；隨老化時(shí)間延長(zhǎng)，鍵合引線的拉伸斷裂載荷先增大后減小，在老化時(shí)間為50 h時(shí)出現(xiàn)最大值(14.4 gf)。

圖7 第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷隨老化時(shí)間的變化規(guī)律

金絲球與鍍銀基板鍵合后，結(jié)合界面背散射電子顯微(BSEM)照片如圖8所示，老化50和100 h后，金絲球與鍍銀界面背散射電子顯微(BSEM)照片如圖9所示。相較于未老化界面，老化50和100 h后Au/Ag和Ag/Cu這2種界面金屬間互相擴(kuò)散作用明顯，使界面原子接觸面積更大，結(jié)合力更強(qiáng)，導(dǎo)致老化后，金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷增大，而老化時(shí)間過長(zhǎng)后，由于不同金屬的擴(kuò)散速率不同，擴(kuò)散一定時(shí)間后，擴(kuò)散速率較快的一方將出現(xiàn)空洞，從而降低了界面結(jié)合力，致使金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷在超過一定老化時(shí)間后開始下降。

圖8 金絲球與鍍銀基板結(jié)合界面BSEM照片

圖9 老化后金絲球與鍍銀基板結(jié)合界面BSEM照片

3 結(jié)語

通過上述研究，可以得出如下結(jié)論。

1)隨著超聲功率增大，金絲球焊第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷呈上升趨勢(shì)，引線拉伸斷裂載荷整體呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)；隨著超聲時(shí)間延長(zhǎng)，第一焊點(diǎn)剪切斷裂載荷整體呈現(xiàn)逐步上升趨勢(shì)，鍵合引線拉伸斷裂載荷整體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，但變化不明顯；隨著焊接壓力增大，第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷和鍵合引線拉伸斷裂載荷均整體呈上升趨勢(shì)，即焊接壓力對(duì)引線結(jié)合性能的影響較顯著。

2)隨著引線強(qiáng)度測(cè)試過程中基板加熱溫度的升高，金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷和引線拉伸斷裂載荷均呈現(xiàn)隨溫度升高逐漸降低。

3)老化時(shí)間從0延長(zhǎng)至150 h，金絲球焊第一焊點(diǎn)的剪切斷裂載荷和引線的拉伸斷裂載荷均呈先增大后減小的趨勢(shì)，載荷下降可能是由于不同金屬在高溫下的擴(kuò)散速率不同導(dǎo)致擴(kuò)散速率快的金屬內(nèi)產(chǎn)生空洞，從而降低了界面結(jié)合力。

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