井津域 劉德喜 史磊 景翠 尹蒙蒙

（北京遙測技術(shù)研究所）

摘要：

細(xì)間距小尺寸的焊盤鍵合工藝是微波組件自動鍵合工藝面臨的關(guān)鍵技術(shù)瓶頸。針對具體產(chǎn)品，分析了細(xì)間距小尺寸焊盤的球焊鍵合的工藝控制要點，提出了改進劈刀結(jié)構(gòu)、改進焊線模式、優(yōu)化工藝參數(shù)等方面的工藝優(yōu)化手段，采用該優(yōu)化方法后，焊接的可靠性和穩(wěn)定性得到了很大的提高，達到了提升自動球焊鍵合質(zhì)量和提高金絲鍵合工藝精度的目的。

0 引言

金絲鍵合是實現(xiàn)微波多芯片組件電氣互聯(lián)的關(guān)鍵技術(shù)，自動金絲鍵合具有速度快、一致性好、電氣性能穩(wěn)定等優(yōu)點，在微波毫米波領(lǐng)域有著廣泛應(yīng)用。然而，隨著電子封裝產(chǎn)能和生產(chǎn)精度的提升，產(chǎn)品設(shè)計精度已經(jīng)逼近自動化設(shè)備的工藝極限，這對金絲鍵合提出了更高的工藝要求。其中，細(xì)間距小尺寸焊盤的鍵合是金絲鍵合需要突破的重要工藝難題 [1] 。

目前有90%左右的電子器件采用球焊鍵合工藝（如圖1所示），球焊工藝是針對直流、數(shù)字電路鍵合的首選工藝 [2-3] 。通常情況下，微波電路鍵合采用的金絲直徑為25 μm，而球焊鍵合點尺寸可達到65~80 μm [4] ，基于此，芯片焊盤的設(shè)計尺寸一般為100 μm以上，以滿足鍵合點完全落在焊盤內(nèi)的要求，如圖2所示。然而，隨著芯片設(shè)計不斷朝著小型化、高密度方向發(fā)展，芯片焊盤尺寸越來越小，互聯(lián)密度越來越高。在某產(chǎn)品的生產(chǎn)過程中使用的FPGA（Field-programmable Gate Array，現(xiàn)場可編程門陣列）芯片，其金絲鍵合的焊盤尺寸為55 μm，焊盤間距為15 μm，在這種情況下，焊盤尺寸和焊盤間距遠(yuǎn)小于普通芯片的尺寸，極易導(dǎo)致焊點超出鍵合焊盤而造成短路。

本文結(jié)合具體產(chǎn)品，分析細(xì)間距小尺寸焊盤的球焊鍵合的難點，改進劈刀結(jié)構(gòu)、優(yōu)化工藝參數(shù)、改進焊線模式，實現(xiàn)細(xì)間距小尺寸焊盤的自動球焊鍵合，以滿足產(chǎn)品設(shè)計要求。

1 細(xì)間距小尺寸焊盤的金絲鍵合工藝概述

金絲鍵合的目的是實現(xiàn)芯片的輸入/輸出端與外界電路或元器件的互聯(lián)，球焊鍵合采用熱壓和超聲方式，將提前燒制的空氣自由球焊接到芯片焊盤或基板焊盤上，再通過劈刀的空間運動形成穩(wěn)定形狀的線弧，最后將金絲焊接到二焊點，完成一根金絲的鍵合過程。球焊鍵合的工藝過程如圖3所示。

通常情況下，球焊鍵合的工藝過程可以分為四個步驟：

1）劈刀下方的打火桿產(chǎn)生瞬時電壓，通過尖端放電將金絲的線尾部分燒成規(guī)則的空氣自由球（Free Air Ball，F(xiàn)AB）。

2）劈刀下移接觸到一焊點焊盤，同時給劈刀施加壓力和超聲能量，在壓力和超聲的作用下，F(xiàn)AB與焊盤表面金屬層相互摩擦，破壞掉金屬表面的污染及氧化層，形成原子級別的緊密連接，從而完成一焊點的鍵合。

3）劈刀在鍵合頭的帶動下，按照規(guī)劃的軌跡進行運動，在空間中將金絲彎折成一定的角度和形狀，形成線弧，隨后拉伸到第二焊點位置，在超聲和壓力的作用下形成二焊點。

4）形成二焊點后，劈刀在二焊點處進行截尾焊，將金絲截斷。隨后劈刀抬起，線夾閉合，準(zhǔn)備第二次燒球。此時，整個引線線弧和鍵合點全部完成。

以上四個步驟均可通過設(shè)備參數(shù)及工藝參數(shù)進行調(diào)控，如超聲能量、鍵合壓力等，各參數(shù)相互關(guān)聯(lián)，共同決定了最終的鍵合結(jié)果。

在“打火桿燒球”階段，金絲根部由于受到尖端放電而產(chǎn)生局部高溫，金絲的尖端變?yōu)槿廴跔顟B(tài)，在重力和表面張力的共同作用下，形成空氣自由球。空氣自由球通常為標(biāo)準(zhǔn)的圓球形。而在“鍵合—焊點”階段，空氣自由球由于在劈刀的作用下被壓扁，尺寸會再次變大，一焊點的尺寸約為金絲直徑的2.5~3.0倍，對于25 μm金絲而言，焊點尺寸約為70~80 μm，為保證鍵合的可靠性和穩(wěn)定性，焊盤尺寸的設(shè)計通常大于100 μm。而隨著芯片功能及運算能力的集成，焊盤的設(shè)計尺寸逐漸減小，本文涉及的芯片焊盤的尺寸僅為55 μm，而相鄰焊盤的間距僅為15 μm，如圖2所示。當(dāng)芯片焊盤尺寸和焊盤間距減小時，金絲球焊鍵合可能會產(chǎn)生以下鍵合缺陷：

1）由于芯片焊盤尺寸只有55 μm，若采用25 μm金絲，則要求FAB尺寸不能超過55 μm，否則焊點會超出芯片焊盤，造成短路。

FAB尺寸是由打火電流、打火電壓、打火時間等工藝參數(shù)決定的，當(dāng)打火參數(shù)過小時，金絲獲得的熱量偏低，融化量較少，液態(tài)球的重力作用不明顯，形成的金球多呈偏置狀態(tài)，導(dǎo)致焊點位置偏移，增加了短路風(fēng)險。由于燒球參數(shù)過小導(dǎo)致的偏頭球，如圖4所示 [5] 。

2）劈刀本身具有一定的寬度，普通劈刀底部寬度 T =120 μm，假設(shè)焊球高度為0，焊盤尺寸為 X =55 μm，則相鄰焊盤應(yīng)設(shè)計最小間距為( T -X )/2=32.5 μm，以保證劈刀不會壓到相鄰焊盤上的焊點。然而對于本文涉及芯片，相鄰焊盤的距離為15 μm，過小的焊盤間距會導(dǎo)致鍵合過程中劈刀壓到已經(jīng)鍵合的金絲，從而使金絲受損（如圖5所示）。

本文針對細(xì)間距小尺寸焊盤金絲鍵合，通過優(yōu)化關(guān)鍵設(shè)備參數(shù)和工藝參數(shù)，完成了對細(xì)間距小尺寸焊盤金絲鍵合的高精度、高可靠性自動球焊鍵合試驗。試驗采用自動球焊鍵合機，試驗金絲純度高于99.99%。

2 金絲及劈刀優(yōu)化

2.1 金絲直徑的選擇

由前文可知，金絲的直徑直接決定了FAB的尺寸范圍，試驗首先選擇25 μm金絲進行燒球工藝參數(shù)優(yōu)化，工藝參數(shù)選擇見表1。

圖6表示了直徑25 μm的金絲進行燒球參數(shù)調(diào)節(jié)工藝試驗的結(jié)果，可以看出，F(xiàn)AB球的直徑隨著打火電流和打火時間的減小而減小。當(dāng)打火電流大于30 mA，且打火時間大于700 μs時，F(xiàn)AB球型較為規(guī)整，但FAB尺寸均大于55 μm。當(dāng)打火電流小于30 mA，或打火時間小于700 μs時，F(xiàn)AB尺寸雖然會繼續(xù)減小，但此時FAB與金絲不同軸，F(xiàn)AB球型不完整、不規(guī)則，出現(xiàn)偏頭球的概率增大。由此可以得出，對于25 μm金絲，僅通過調(diào)節(jié)燒球參數(shù)，無法獲得細(xì)間距鍵合要求的FAB焊球結(jié)果。

因此，試驗過程中將金絲直徑改為20 μm，保持打火電壓為5 000 V，重新調(diào)節(jié)打火電流和時間，獲得的試驗結(jié)果如圖7所示。試驗結(jié)果表明，針對20 μm金絲，當(dāng)打火電流范圍30~40 mA，且打火時間范圍在300~400 μs時，自動鍵合可以獲得工藝穩(wěn)定且球型完整的FAB，同時可以將FAB球的尺寸控制在55 μm以內(nèi)。

分析金絲打火并形成FAB的過程，首先是打火桿在高壓下對金絲根部產(chǎn)生尖端放電，金原子吸收大量的熱產(chǎn)生熔化，在重力和表面張力的作用下，熔化部分成球狀。這個階段由于金絲吸收的熱量全部來自尖端放電的能量，因此增大打火電流或電壓、延長打火時間，均會增加金絲吸收的熱量，使得凝固后FAB球的直徑增加。

在金球凝固過程中，由于存在液-固界面，根據(jù)金屬凝固理論，液體通常會將雜質(zhì)表面、液-固界面處，以及未熔化的晶體表面作為形核點，發(fā)生非均勻形核，形核如圖8所示。

非均勻形核的體系自由能為：

式中：Δ G 非 表示非均勻形核的體系自由能；Δ G 均 表示均勻形核的體系自由能；Δ G V 表示自由能變化量； r 表示形核點半徑；θ 表示形核點液固界面的浸潤角；σ 表示表面張力； S ( θ )表示表面能。打火電流大、打火時間長的金球由于吸收熱量較多，金球內(nèi)部均為液態(tài)，不存在形核點，非均勻形核點僅存在于液-固界面處，因此凝固初期的溫度梯度方向大致垂直于液-固界面。

當(dāng)打火電流很小或打火時間很短時，金球內(nèi)部可能存在未熔化的固態(tài)金，這使得金球內(nèi)部存在多個形核點，導(dǎo)致晶粒生長不再以大致統(tǒng)一的方向進行（如圖9所示）。同時固-液界面向金球內(nèi)部延伸的面積較大，導(dǎo)致形核點半徑增大，形核擁有更大的驅(qū)動力Δ G 非 。因此最終形成的FAB可能存在球型不完整、不規(guī)則等情況，出現(xiàn)偏頭球的概率也會增大。

根據(jù)上述分析，確定了的FAB打火工藝參數(shù)：打火電流30 mA，打火電壓5 000 V，打火時間400 μs。在小尺寸焊盤上的鍵合結(jié)果如圖10所示，可以看出焊點完整、形狀規(guī)則，且焊點尺寸小于55 μm，焊點一致性較好。

2.2 劈刀的選擇

選擇較細(xì)金絲可以較好地解決焊球尺寸超出焊盤的問題，然而在實驗過程中，當(dāng)鍵合相鄰金絲時，后鍵合的金絲會對已鍵合的金絲產(chǎn)生干擾，如圖11所示，先鍵合的焊點被壓扁，導(dǎo)致焊線變彎。根據(jù)上文分析，發(fā)生問題的原因可能是劈刀尺寸過大。

劈刀是進行球焊鍵合的直接工具，在整個球焊鍵合中，負(fù)責(zé)帶動FAB與芯片焊盤進行接觸，對焊點進行熱壓超聲，帶動引線根據(jù)設(shè)計好的拐點形成線弧，形成二焊點并切斷線尾。可見劈刀在球焊鍵合中的作用至關(guān)重要。

常用的球焊鍵合劈刀材質(zhì)一般為氧化鋁陶瓷、紅寶石和鎢鋼，氧化鋁陶瓷劈刀因其硬度高、易加工、成本低等特點，應(yīng)用于大多數(shù)的球焊鍵合場景 [6] ，針對本次產(chǎn)品，選擇氧化鋁劈刀。

球焊鍵合的劈刀在空間中沿著中軸線對稱，其剖面?zhèn)纫晥D如圖12所示（圖中： H 為劈刀內(nèi)徑； D W為金絲直徑； D C 為內(nèi)切角直徑； D MB 為壓扁之后的焊球直徑； T 為尖端直徑； B P 為焊盤間距； P 為焊盤尺寸）。劈刀的尺寸參數(shù)中，劈刀內(nèi)徑 H 、內(nèi)切角直徑 D C 、尖端直徑 T 等參數(shù)，對鍵合的焊點結(jié)果影響較大。

劈刀的內(nèi)徑選擇一般由引線的線徑?jīng)Q定，計算公式為：

劈刀內(nèi)切角直徑 D C 是由壓扁之后的焊球直徑D MB 和焊盤尺寸決定的， D C 的大小需滿足：

如果焊點的厚度為0，則相鄰金絲不發(fā)生干擾的最大劈刀尺寸為：

對于本文產(chǎn)品，劈刀的尖端直徑可選擇的最大值為71 μm。然而實際情況下，由于焊球具有一定厚度，劈刀不會接觸到焊盤底部，因此劈刀尖端直徑的最大值可在71 μm的基礎(chǔ)上適當(dāng)增大。根據(jù)實際情況，試驗過程中選擇了表2中的3款劈刀，劈刀的結(jié)構(gòu)如圖13所示。

針對3種不同尺寸的劈刀，選擇相同芯片、相同尺寸及間距的焊盤，對相鄰金絲依次進行鍵合，鍵合結(jié)果如圖14所示。

使用Dage 4000拉力測試儀對鍵合的3組金絲進行拉力檢測，結(jié)果見表3。根據(jù)鍵合結(jié)果可以看出，選擇C型號的劈刀，即當(dāng)尖端直徑降為80 μm時，相鄰焊點完整清晰，焊線互不干擾，相鄰焊線的拉力值相差不大，且均在0.10 N以上。當(dāng)尖端直徑≥90 μm，相鄰焊點會被劈刀壓到，焊線會受到干擾而變彎。其中，先鍵合的焊線拉力值較低，說明并此時焊線已經(jīng)產(chǎn)生損傷，其可靠性難以保證。

3 焊線模式優(yōu)化

根據(jù)前文試驗結(jié)果，對于細(xì)間距小尺寸焊盤金絲鍵合，選擇了20 μm金絲和對應(yīng)的細(xì)間距劈刀，避免了焊球尺寸超出焊盤以及劈刀對相鄰焊線的干擾和損傷。然而在實際鍵合過程中，由于選用了較細(xì)的金絲，金絲在自身重力的作用下有可能會產(chǎn)生塌陷或彎曲，實際鍵合效果如圖15所示。可以看出，鍵合過程中出現(xiàn)了金絲塌陷或彎曲現(xiàn)象，一旦金絲所在的平面與地面不垂直，塌陷的金絲就會阻礙相鄰金絲鍵合，導(dǎo)致后續(xù)的多根金絲無法繼續(xù)鍵合。

金絲線弧的垂直穩(wěn)定性問題通常與鍵合焊盤的平整度有關(guān)，當(dāng)鍵合底面平整度較低時，鍵合的線弧會由于焊接面的不平整而偏移豎直面，從而導(dǎo)致金絲線弧塌陷。在本文涉及產(chǎn)品中，由于產(chǎn)品加工誤差較小，排除了焊盤本身的平整度影響。由此判斷，可能是由于當(dāng)前的焊線模式BSOB（Bond Stitch On Ball）造成了焊接面的不平整現(xiàn)象。

BSOB金絲線弧模式是熱超聲金絲球焊鍵合的一種焊線模式，該模式的鍵合過程如圖16所示。鍵合前，先確定一焊點和二焊點，一焊點通常為芯片，二焊點則為電路焊盤。鍵合時，先在第二焊點預(yù)置一個金球，然后劈刀進行一焊點鍵合，并形成線弧，隨后進行的二焊點鍵合并切線尾。這種模式下，二焊點鍵合平面并不在電路焊盤上，而是在預(yù)先墊的焊球上。

對于本文涉及產(chǎn)品，由于其焊盤表面平整度和潔凈度較高，BBOS鍵合過程近似理想狀況，因此鍵合出的線弧垂直程度很高，從而降低了相鄰金絲相互干擾的風(fēng)險。同時，BBOS模式會在鍵合完成后，在二焊點位置再次植球，這種工藝降低了二焊點虛焊的風(fēng)險，使得金絲的結(jié)合力進一步提高。圖18為采用BBOS模式和BSOB模式分別對產(chǎn)品進行金絲鍵合的結(jié)果，可以看出BSOB模式下由于二焊點存在預(yù)置球，導(dǎo)致焊線與底面不垂直，焊線的工藝穩(wěn)定性較低。而BBOS模式下，金絲垂直程度很高，無金絲彎曲現(xiàn)象發(fā)生。

對BSOB模式的焊線與BBOS模式的焊線分別選取20根金絲，進行破壞性拉力測試，其測試結(jié)果如圖19所示，從兩組拉力數(shù)據(jù)的分布可以看出：采用BBOS模式進行金絲鍵合，其結(jié)合力的平均值高于BSOB模式的金絲，且分布較為均勻；采用BSOB模式的金絲，其數(shù)值較為分散，說明金絲拉力值不穩(wěn)定。

4 工藝參數(shù)優(yōu)化

在對金絲線徑、劈刀尺寸以及焊線模式進行優(yōu)化的基礎(chǔ)上，還需要對20 μm金絲的鍵合工藝進行優(yōu)化。選取對鍵合過程影響較大的幾組參數(shù)，分別為超聲能量、鍵合壓力、鍵合時間。利用控制變量法，分別改變每組參數(shù)，每組選擇20根金絲，測量鍵合金絲的拉力值以及一焊點尺寸（見表4）。

由試驗結(jié)果可以看出，超聲能量和鍵合壓力均會對最終的金絲拉力值和焊點尺寸產(chǎn)生較大影響，增大超聲能量和鍵合壓力，金絲的拉力值會顯著增加，但如果超聲能量和鍵合壓力過大，則會導(dǎo)致一焊點尺寸超出焊盤。減小超聲能量和鍵合壓力，金絲拉力值和焊點尺寸隨之減小，但如鍵合參數(shù)過小，金絲拉力值將不滿足可靠性要求，同時線弧的穩(wěn)定性也會受到影響。

經(jīng)過驗證，同時滿足芯片焊盤尺寸小、線弧穩(wěn)定、鍵合拉力值較高的工藝參數(shù)為：超聲能量：110 mW，鍵合壓力：0.25 N，鍵合時間：20 ms。

5 總結(jié)

1）采用20 μm線徑的金絲和尖端直徑為80 μm的劈刀，實現(xiàn)了細(xì)間距小尺寸焊盤的自動球焊鍵合過程。研究了不同燒球參數(shù)對FAB球的影響，解決了焊點超出芯片焊盤的問題。

2）對比了BSOB鍵合和BBOS鍵合兩種焊線模式的過程和優(yōu)缺點，得出針對細(xì)間距小尺寸焊盤產(chǎn)品，應(yīng)采用BBOS模式進行鍵合的結(jié)論，鍵合得到了垂直度和工藝穩(wěn)定性較高的金絲焊線。

3）通過控制變量法，得到了適合20 μm金絲球焊鍵合的最優(yōu)工藝參數(shù)，發(fā)現(xiàn)鍵合壓力對焊球大小影響較大，超聲能量則對焊線的鍵合拉力值影響較大。通過改進金絲線徑、劈刀尺寸、焊線模式等工藝參數(shù)，實現(xiàn)了細(xì)間距小尺寸焊盤芯片的精確穩(wěn)定的鍵合。

審核編輯：湯梓紅