共讀好書

伍藝龍 羅建強 丁義超 陳緒波 李亞茹 季興橋 康菲菲 周文艷

(中國電子科技集團公司第二十九研究所 貴研鉑業股份有限公司)

摘要:

鍵合引線的電流承載能力是封裝設計的重要考慮因素之一，如果設計不當會導致引線熔斷失效。目前小線徑鍵合金絲在高集成度、多I/O、高頻率封裝中的應用越來越多，但對小線徑金絲熔斷特性的研究較少。文中分析了熔斷電流理論計算的局限性，設計了熔斷電流測試樣件及測試軟件，對小線徑金絲的熔斷電流進行了測試，并給出了安全設計電流建議。

0引言

引線鍵合是微電子領域應用廣泛的互聯技術［1］。伴隨著封裝向高集成度、多輸入/輸出(I/O)、高頻率方向發展，小尺寸焊盤的引線鍵合需求也與日俱增。受限于焊盤尺寸，必須選擇足夠小線徑的鍵合絲，才能實現小尺寸焊盤的可靠鍵合［2］。例如，部分超高頻芯片的焊盤尺寸為30μm×30μm左右，按照鍵合工藝中焊盤尺寸是金絲線徑的1.2～2.5倍，必須使用25μm以內線徑的引線才能實現制程穩定、質量可靠的鍵合。金由于良好的電性能和機械性能，是制造小線徑鍵合絲的優良材料。常見的小線徑鍵合金絲直徑有25μm、18μm、15μm等，美國coining等公司甚至可以提供12μm線徑的鍵合金絲。小線徑金絲使小焊盤鍵合成為可能，也帶來一些應用問題。例如，金絲的電流承載能力是金絲直徑的函數，當金絲線徑減小時，其電阻增加，相應的電流承載能力也會越低，這就使小線徑金絲在高功率應用過程中熔斷的概率更高。通常將金絲熔斷時的電流認為是最大承載電流，在電路設計時需要根據熔斷電流值進行適當的降額。當對金絲的承載電流考慮不足時，會出現金絲熔斷導致的失效(見圖1)。有金絲廠商給出了長度10mm、線徑25μm及以上金絲的熔斷電流值供參考［3］;也有文獻報道了當長度1mm時，線徑25μm的金絲熔斷電流約為1.8A，隨著金絲長度增加熔斷電流顯著降低，當金絲長度接近5mm或大于5mm時，熔斷電流值變化不大，約為0.6A［4］。但是，關于長度1mm以內的小線徑金絲的熔斷電流數據較少，該范圍是目前高密度封裝應用的關注點。因此，本文以12μm、18μm、25μm線徑金絲為研究對象，對其熔斷電流進行測量與分析，旨在給出小線徑金絲的使用建議。

1熔斷電流理論計算的局限性

關于熔斷電流的理論計算，已有諸多文獻報道，文獻［5］給出10mm長度金絲在標準大氣壓下熔斷電流與引線直徑的線性關系經驗公式，該公式為

式中:I為金絲熔斷電流，A;D為金絲線徑，in;a為熔斷系數(金絲為12675);C為常數(金絲為1.46)。

文獻［6］用溫度對基本微分方程中的電導率求解導出了熔斷電流與引線長度的函數公式，該公式為

式中:D為金絲線徑，mil;L為金絲長度，mil。

文獻［7］給出了瞬態大電流情況下金絲的熔斷電流計算公式，該公式為

式中:θ為引線承受電流的時間;D為引線直徑;ρ為引線密度;c為引線比熱容;I為通過引線的電流;α為引線的電阻率溫度系數;ρeo為基準溫度時的電阻率;t*為相對溫度。

公式(1)～(3)源于理論推導或經驗曲線的模擬，可以得出熔斷電流隨直徑、引線長度等的變化趨勢與熔斷電流的大概估值。但是，理論計算存在以下問題:

1)計算精度差。例如，公式(2)在計算25μm金絲熔斷電流時，在某些長度條件下計算精度偏差大于20%;

2)難以獲得準確的金絲參數。在實際使用公式計算時，對于封裝內的某特定型號引線，通常很難確定引線承受電流的時間與相對溫度，以及比熱容、電阻溫度系數、電阻率等全部準確參數(以金絲的電阻率為例，德國賀利氏不同型號金絲的電阻率為2.2μΩ/cm～3.3μΩ/cm);

3)理論模型與實際情況不同。上述公式均未提及鍵合方式、封裝形式、工作環境等因素的影響。因此，在某些重點關注引線熔斷電流的工程實踐中，需要通過試驗方法獲得準確的熔斷電流值。

2鍵合金絲熔斷電流測試

2.1試驗設計

在封裝中，小線徑金絲一般用于芯片與芯片、芯片與基板、基板與基板之間的連接，典型跨距為0.5mm，某些應用場景下跨距為0.1mm(如基板上的短接絲、超高頻應用的直連絲)。考慮到長金絲的自持性，一般要求金絲跨距不宜超過100倍金絲直徑［8］，因此，以12μm為典型線徑，設計0.1mm～1.2mm跨距、步進0.1mm的鍵合樣件。考慮到樣件的實現成本及測試便利性，選擇在0.381mm厚度的氧化鋁陶瓷基板上濺射、電鍍上述間距的金焊盤，焊盤尺寸1mm×1mm。分別選取12μm、18μm、25μm線徑的某國產品牌4N金絲進行平弧楔形鍵合，以保證鍵合后兩焊盤之間的金絲長度近似于兩焊盤間距。完成金絲鍵合的樣件見圖2。

為對金絲持續加電，設計熔斷電流測試程序(見圖3)。測試時，使用2根探針分別接觸金絲兩端的焊盤，通過程序控制直流電源(艾德克斯IT6724)對金絲兩端的焊盤施加電壓，并實時自動記錄通過金絲的電流值;根據設定的起始電壓及電壓步進逐步增大電壓，直至金絲熔斷，此時測得的電流值即為金絲的熔斷電流。

2.2試驗結果及分析

(1)單次測量過程

在進行單次熔斷電流測試時，首先，連接測試系統、裝夾被測件;之后，啟動軟件并根據摸底試驗，選擇合適的起始電壓及電壓步進(以長度0.5mm線徑12μm金絲為例，起始電壓選擇400mV，步進20mV，此參數設置可獲得合適的測試精度及測試效率);軟件對被測件進行加電，從起始電壓開始步進增加金絲兩端的電壓值并實時監控通過金絲的電流值;當金絲即將到達熔斷狀態時，通過金絲的電流使金絲溫度上升、阻值變大，在金絲中產生的焦耳熱使金絲中部變紅、直至熔斷，熔斷時測試結束，軟件自動存儲測試結果，其中最后一個電流值即金絲熔斷的最小電流值。長度0.5mm線徑12μm金絲單次熔斷電流測試樣件見圖4、測試數據見圖5、金絲熔斷結果見圖6。由熔斷結果可見，金絲熔斷點在金絲的正中央，這是由于在熔斷試驗時，電流產生的焦耳熱以熱傳導方式從鍵合焊盤處傳遞走，并通過對流和輻射傳遞至周邊環境中。熱量從金絲兩端鍵合處傳遞走的速度是近似的、向周邊環境的對流和輻射是近似的，熔斷就正好發生在引線的正中央。

(2)不同長度、不同線徑金絲的熔斷電流

使用單次測量方法，對0.1mm～1.2mm(步進0.1mm)的12μm、18μm、25μm線徑金絲進行熔斷電流測試，每個長度樣本量為11，取有效測試數據的均值，得出不同長度、不同線徑金絲的熔斷電流值，見表1及圖7。由測試結果可得出，對于鍵合良好的引線，引線長度越長，熔斷電流越小;相同引線長度情況下，線徑越小熔斷電流約小。這是因為引線越長、線徑越小，引線電阻越大，同等電流負載情況下產生的焦耳熱越大，越容易使金絲達到熔點。

(3)多根金絲熔斷電流

為分析多根金絲的熔斷情況，做本組試驗。選取0.5mm間距的焊盤，分別并排鍵合2根、3根12μm金絲，每個測試組樣本量為11，測得熔斷電流后與單根0.5mm間距12μm金絲進行比對。測試過程中，隨著電壓的增加，多根金絲的中部均因焦耳熱變紅，直至熔斷;多根金絲幾乎同時熔斷，熔斷后的殘余金絲長度呈現遞減狀態的程度(見圖8)。這是因為多根金絲可承載的電流更大，當其中一根金絲首先熔斷后，其余根金絲所承受的瞬態電流值遠大于單根金絲的熔斷電流，所以也會隨即依次熔斷。多根金絲的熔斷電流測試結果見表2。

2.3安全設計電流

在MIL-M-38510及GJB597A—1996《半導體集成電路總規范》中均提到了內引線的最大允許電流，即

式中:I設計為最大允許電流，A;K為常數(金絲長度≤1mm時，K為234;金絲長度＞1mm時，K為160);D為引線線徑，mm。而文獻［6］中指出了該公式在計算鍵合絲方面的局限性，并給出了最大允許電流是熔斷電流一半的設計建議。因此，在設計時可參考本試驗結果，將熔斷電流值減半，作為金絲的最大允許電流。

當單根確定長度的金絲無法承載待傳遞的電流時，在焊盤尺寸、鍵合可操作性等方面滿足要求的情況下，可以選擇線徑更大的金絲或多根金絲。

另外，金絲的熔斷電流還受引線的工作環境(如氣密性封裝或灌封)、鍵合類型(楔焊或球焊)、被鍵合元件或基板的散熱條件等影響，對于需要獲得熔斷電流精確值的應用場景，應設計與金絲實際應用狀態相同的樣件進行熔斷電流測試。

3結語

小線徑金絲使小尺寸焊盤鍵合成為可能，但金絲線徑減小熔斷電流也隨之減小。本文分析了金絲熔斷電流理論計算的局限性，設計了熔斷電流測試樣件與測試程序，測量了12μm、18μm、25μm線徑金絲的熔斷電流值，并給出了安全設計電流建議。該測試結果與分析，對應用小線徑金絲的封裝電氣設計具有參考意義。

金絲球焊工藝參數影響性分析和優化驗證

閆文勃王玉珩李成龍

（山西科泰航天防務技術股份有限公司）

摘要：

通過采用單因素試驗方法，研究了金絲球焊鍵合過程中超聲功率、超聲時間、超聲壓力和加熱臺溫度對于鍵合強度的影響，分析了各個參數對金絲鍵合強度的影響規律，給出了手動球焊控制參數的參考范圍。通過采用正交試驗，驗證產品鍵合工藝參數，優化了鍵合參數組合，并進行了試驗驗證，對金絲鍵合工藝具有一定的指導意義。

金絲球焊工藝是目前元器件封裝過程中的主要鍵合工藝之一，其基本過程是通過加熱臺對工件加熱到一定的溫度，將金絲在打火桿的瞬間高電壓作用下產生大電流，使金絲端頭部熔化，并在尾部形成金球，隨后超聲波換能器通過劈刀對金球施加相應的鍵合壓力、超聲功率、超聲作用時間等控制條件，從而實現金絲連接各元件的方法。目前有９０％左右的電子器件采用球焊工藝，球焊工藝是針對直流、數字電路鍵合的首選工藝［１］。金絲球焊連接點質量的優劣與各元件材料介質類型、表面處理情況等材料本身狀態有關系，而鍵合過程中的工藝參數如鍵合壓力、超聲功率、熱臺溫度和超聲時間等參數的匹配情況，對鍵合點質量起著重要的影響作用。本文是通過單因素試驗方法分析球焊工藝各主要控制因素對于鍵合強度拉力測試值的影響，并結合具體產品，通過采用正交試驗方法，對該產品金絲球焊工藝開展參數驗證和優化試驗研究，以提高產品金絲球焊破壞性鍵合強度拉力試驗水平。

1試驗設備與方法

1.1試驗設備

試驗設備采用ＷＥＳＴＢＯＮＤ７７００Ｄ深腔球焊機和ＭＦＭ１２００推拉力測試儀，分別如圖１和圖２所示。

1.2試驗方法

試驗采用與某型產品相同技術狀態的材料，選取金絲球焊工藝主要參數：超聲功率、時間、壓力和溫度作為研究試驗的控制對象，通過改變單因素變量的方法進行研究試驗。根據標準ＧＪＢ５４８Ｃ—２０２１《微電子器件試驗方法和程序》中方法２０１１．１鍵合強度（破環性鍵合拉力試驗）２５μｍ的金絲拉力測試方法進行測試，分析不同因素對于鍵合強度的影響規律。

設計正交試驗，通過對各組參數破壞性鍵合強度拉力測試進行對比分析，驗證產品金絲球焊工藝參數窗口的合理性，并確定較優的工藝參數組合。

2單因素試驗

2.1超聲功率對破壞性鍵合拉力測試值的影響

試驗時保持超聲時間３０ｍｓ、鍵合壓力４０ｇｆ、熱臺溫度１５０℃不變，超聲功率步進值由１００增加至９９９，對破壞性鍵合拉力測試值進行單因素變量研究。每組參數取５根金絲測試破壞性鍵合拉力值的均值，所得見表１，對應的折線圖如圖３所示。

通過上述試驗過程及數據分析可知：當超聲功率步進值小于２００時，會出現鍵合不良或鍵合點脫鍵的情況；當超聲功率參數設置在２００～５００步進值范圍內，鍵合強度拉力測試值均大于１２ｇｆ，觀察所形成的鍵合點形貌規則；當超聲功率參數進一步增加時，鍵合強度拉力測試值有減小的趨勢，鍵合點根部受損跡象逐漸變大。

2.2超聲時間對破壞性鍵合拉力測試值的影響

試驗時保持超聲功率步進值３００、鍵合壓力４０ｇｆ、熱臺溫度１５０℃不變，超聲時間由１０ｍｓ增加至３００ｍｓ，對破壞性鍵合拉力測試值進行單因素變量研究。每組參數取５根金絲測試破壞性鍵合拉力值的均值，所得見表２，對應的折線圖如圖４所示。

通過上述試驗過程及數據分析可知：在超聲時間參數設置小于１０ｍｓ的情況下，會出現不能鍵合或鍵合點容易脫鍵的現象；當超聲時間參數設置在３０～７０ｍｓ范圍內時，鍵合強度拉力測試值相對穩定，觀察鍵合點形貌規則；當超聲時間進一步增大時，拉力測試值有減小的趨勢，而且試驗過程中發現隨著超聲時間的增加，對于手動型球焊設備和操作員之間的指令與動作的協調性，以及操作者手部動作穩定性要求更高，兩者之間的匹配度直接影響球焊鍵合點的形狀和拉力測試結果。

2.3鍵合壓力對破壞性鍵合拉力測試值的影響

試驗時保持超聲功率步進值３００、超聲時間３０ｍｓ、熱臺溫度１５０℃不變，鍵合壓力由１０ｇｆ增加至６５ｇｆ，對破壞性鍵合拉力測試值進行單因素變量研究。每組參數取５根金絲測試破壞性鍵合拉力值的均值，所得見表３，對應的折線圖如圖５所示。

通過上述試驗過程及數據分析可知：當鍵合壓力小于１０ｇｆ時，會出現鍵合不上或鍵合點容易出現脫鍵的情況；當鍵合壓力在２０～４０ｇｆ范圍內時，鍵合點形貌和拉力測試值均滿足要求；當鍵合壓力進一步增大時，拉力測試值有減小的趨勢，且鍵合點變形較大，有根部受損跡象逐步增大的現象。

2.4熱臺溫度對破壞性鍵合拉力測試值的影響

試驗時保持超聲功率步進值３００、超聲時間３０ｍｓ、鍵合壓力４０ｇｆ不變，熱臺溫度由常溫２０℃增加至１５０℃，對破壞性鍵合拉力測試值進行單因素變量研究。每組參數取５根金絲測試破壞性鍵合拉力值的均值，所得見表４，對應的折線圖如圖６所示。

通過上述試驗過程及數據分析可知：當熱臺溫度小于８０℃時，破壞性鍵合拉力值相對較小，熱臺溫度越高拉力測試值越大，服從材料溫度越高越利于材料分子間擴散結合的一般規律。在實際生產中，應視所采用基板材料的Ｔｇ玻璃化溫度等綜合情況而定。

3正交試驗

試驗選取超聲功率、超聲時間、鍵合壓力和熱臺溫度４個因素，每個因素在被驗證產品規定的工藝參數要求范圍內選取３個參數。因素Ａ為超聲功率，設置參數選擇為Ａ１＝３００、Ａ２＝３５０、Ａ３＝４００；因素Ｂ為超聲時間，參數設置選擇為Ｂ１＝３０ｍｓ、Ｂ２＝４０ｍｓ、Ｂ３＝５０ｍｓ；因素Ｃ為鍵合壓力，參數設置選擇為Ｃ１＝２０ｇｆ、Ｃ２＝３０ｇｆ、Ｃ３＝４０ｇｆ；因素Ｄ為熱臺溫度，參數設置選擇為Ｄ１＝１２０℃、Ｄ２＝１３５℃、Ｄ３＝１５０℃。

3.1選擇正交表

本試驗設計３種參數的４種因素試驗，采用Ｌ９（３４）正交表，試驗過程需進行９次試驗（見表５）。

3.2試驗數據收集

試驗樣本采用與該產品技術狀態相同的材料、操作人員和設備完成金絲鍵合過程，然后按照標準ＧＪＢ５４８Ｃ—２０２１《微電子器件試驗方法和程序》中方法２０１１．１鍵合強度（破環性鍵合拉力試驗）２５μｍ的金絲拉力測試方法進行測試，２５μｍ金絲最小鍵合強度為３．０ｇｆ。每組試驗參數取１０次試驗結果的平均值，對試驗情況進行極差分析，計算結果見表６。

4工藝參數改進及驗證

從表６試驗數據分析可知，該產品金絲球焊工藝參數窗口內各組參數條件下，破壞性鍵合拉力試驗測試值均滿足標準要求的最小鍵合強度３．０ｇｆ的要求；因素Ｃ和因素Ａ對破壞性鍵合拉力測試值結果影響較大，因素Ｄ次之，因素Ｂ的影響相對最小；在破壞性鍵合拉力值最優化方面，要取得拉力測試值最大的效果，其較優搭配的參數組合為Ｃ１、Ａ１、Ｄ３、Ｂ２。

采用Ｃ１、Ａ１、Ｄ３、Ｂ２參數組合，即超聲壓力為２０ｇｆ、超聲功率步進值為３００、熱臺溫度為１５０℃、超聲時間為４０ｍｓ的組合進行驗證，測試１００根金絲拉力測試值，均值可達１２．８３６ｇｆ，且拉力測試值分布相對均勻，破壞性拉力測試過程中失效模式基本一致。

5結語

針對高性能環氧樹脂板上２５μｍ的手動金絲球焊，為分析不同因素對于鍵合強度的影響規律，設計正交試驗，通過對比分析可以得出如下結論。

１）超聲功率步進值小于２００時，將出現鍵合不良或鍵合點容易脫鍵的現象；在２００～４００步進值范圍內，鍵合強度較好；進一步增加超聲功率步進值時，鍵合強度測試值有減小的趨勢；當超聲功率過大時，會出現鍵合點根部受損嚴重的現象。

２）在超聲時間參數設置小于１０ｍｓ的情況下，會出現鍵合不上或容易出現脫鍵的現象；在３０～７０ｍｓ范圍內，鍵合強度拉力測試值相對穩定，鍵合點形貌規則；當超聲時間參數進一步增大時，鍵合強度拉力測試值變化趨于平緩狀態，但采用手動型設備時，隨著超聲時間的延長，對球焊設備和操作員的協調配合性及動作穩定性要求更高，更容易增加人為不穩定因素的影響。

３）在鍵合壓力參數設置小于１０ｇｆ的情況下，會出現鍵合不上或容易出現脫鍵的現象；鍵合壓力設置在２０～４０ｇｆ范圍內，鍵合強度拉力測試值相對穩定，鍵合點形貌規則；當鍵合壓力參數進一步加大時，鍵合強度拉力測試值有減小的趨勢，且球焊點變形逐步增大，根部受損跡象呈增長的趨勢。

４）當熱臺溫度小于８０℃時，破壞性鍵合拉力值相對較小，熱臺溫度越高拉力測試值越大，服從材料溫度越高越利于材料分子間擴散結合的一般規律。在實際生產中，應視所采用基板材料的Ｔｇ玻璃化溫度等綜合情況而定。

５）通過正交試驗分析得出，產品金絲球焊的優選參數組合（超聲壓力為２０ｇｆ、超聲功率步進值為３００、熱臺溫度為１５０℃、超聲時間為４０ｍｓ），其鍵合點形貌好，破壞性鍵合強度拉力測試值大且相對穩定，滿足產品研制生產要求。

６）采用手動型鍵合設備，鍵合過程會受到一定的人為因素影響，操作人員的技能狀態、疲勞程度等波動情況都會直接影響到最終的鍵合點質量，在產品研制生產工作中需要根據情況，綜合分析各種因素，如原材料、劈刀及前道工序工藝狀態等都會對鍵合質量造成影響［２］。因此，應采用科學的試驗和過程控制方法，選取相對優化的工藝參數組合，從而提高金絲球焊工藝鍵合點的可靠性和一致性。

金絲引線鍵合的影響因素探究

劉鳳華

中電科思儀科技股份有限公司

摘要：

鍵合對設備性能和人員技能的要求極高，屬于關鍵控制工序，鍵合質量的好壞直接影響電路的可靠性。工藝人員需對鍵合的影響因素進行整體把控，有針對性地控制好各個關鍵點，提升產品鍵合的質量和可靠性。通過對金絲引線鍵合整個生產過程的全面深入研究，分析了鍵合設備調試、劈刀選型、超聲、溫度、壓力、劈刀清洗和產品的可鍵合性7個主要影響因素，并且通過實際經驗針對各個影響因素給出了合理的改善建議。

1?研究背景

金絲引線鍵合始于1957年，是應用時間最早、應用范圍最廣的鍵合方式之一[1]。金絲引線鍵合分為球焊和楔焊兩種。球焊的難度較低，拉線靈活，適合鍵合高度差和線長變化大的產品，由于球點的存在，弧高無法做得足夠低，對應的電路指標也會降低，適合低頻電路，一般用于直流偏置線和接地線的鍵合。楔焊的焊點小且弧高可以對稱漸變地控制在75μm以內，電路指標特性好，一般應用于通路的電路互連。

鍵合的本質是兩種材料之間形成原子間的相互融合和可靠連接。想要實現兩種材料原子間的相互融合連接，需要增加額外的能量驅動，從而使得兩種材料之間形成鍵合形成層。

如圖1所示，經過超聲熱壓的鍵合作用，材料1和材料2在接觸面形成了牢固的鍵合形成層，從而可靠地連接在一起。鍵合點的拉力測試和剪切力測試也是為了測試鍵合形成層的強度，如何保證鍵合形成層的可靠性是金絲引線鍵合技術的關鍵。

2?金絲引線鍵合的影響因素探究

對整個鍵合過程進行研究分析，金絲引線鍵合有7個主要影響因素：鍵合設備調試、劈刀選型、超聲、溫度、壓力、劈刀清洗和產品的可鍵合性。

2.1鍵合設備調試

手動球焊機調試的關鍵點是打火桿與劈刀的間距、尾絲長度、打火電流和打火時間。打火桿與劈刀的間距應在1 mm左右，間距過大會導致送絲參數和打火參數的數值設置偏大，鍵合過程中的不穩定性增加。尾絲長度應合適，太小會導致球點偏小、送絲不穩定，太大會使金絲碰觸打火桿導致打火失敗。打火電流和打火時間應有合適的區間，太小會導致球點偏小、球不成型，太大會導致球點偏大、根部傷線。類似于Westbond機型的鍵合機通過凸輪帶動線夾的機械往復運動進行送絲，會存在凸輪復位點偏移導致送絲量變化的問題。針對這一問題，可以在凸輪上畫線標記復位點，如果出現復位點偏移可以手動進行恢復。

自動球焊機對送絲的要求更高，其通過氣控送線和真空回吸的共同作用進行線控，設備整體輸入氣壓不能太大，太大會導致整體線控不穩定，同時回吸真空量設置應合適，能夠始終使金絲在鍵合過程中呈現直線送絲狀態。

楔焊機調試最重要的是劈刀的垂直度調試和斷絲參數的設置。楔焊難度大，對劈刀垂直度的要求極高，如果劈刀鍵合面與產品被鍵合面之間接觸不充分，會嚴重影響鍵合效果。斷絲參數的設置應以盡量形成最完整的焊點，同時又不會導致第二焊點后異常斷線和跳線為宜。

2.2劈刀選型

球焊一般選用陶瓷劈刀，劈刀選型的關鍵是劈刀前端的形狀。如圖2所示，球焊劈刀根據前端的形狀變化分為很多種。對于鍵合效果來說，劈刀前端的整體形狀變化越劇烈，鍵合穩定性越差。因此，沒有深腔近壁鍵合需求的產品可首選常規款的劈刀。

楔焊劈刀根據材料的不同也分為多種：硬金屬陶瓷劈刀、軟金屬陶瓷劈刀、碳化鈦劈刀、碳化鎢劈刀及其他類合金鋼劈刀。不同材質的劈刀鍵合特性也不同，工藝人員需要根據自身產品有針對性地進行選型。一般來說硬金屬陶瓷劈刀耐臟、耐磨，但是鍵合效果差，適合可鍵合性高的產品；碳化鈦和碳化鎢劈刀性能相對均衡，適合大多數產品；其他類合金鋼劈刀根據材料的不同會有各自不同的鍵合特性。工藝人員需要以產品的實際鍵合效果為選型依據，選擇最適合自身產品的劈刀。如果自身產品的可鍵合性差，可以嘗試采用某些特殊材質的劈

刀。例如，深圳市海志億半導體工具有限公司生產的一款國產合金鋼劈刀，在應對某些可鍵合性差的鍍層時，其鍵合適配特性就表現得非常優異。

2.3超聲對鍵合的影響

鍵合設備最核心的部分是超聲功能，包括超聲觸發和超聲傳遞。

如圖3所示，超聲板中進行特定頻率電壓的發生與轉化，最終形成交流電壓作用到壓電陶瓷換能器；壓電陶瓷換能器經過交流電壓的激勵后，會根據電壓幅度的變化產生前后的伸縮振動；前后的伸縮振動再通過劈刀作用到鍵合面，從而實現超聲能量的傳遞，過程中能量的轉化是電能轉化為機械能[2]。

鍵合機的超聲發生器一般分為3種：65 kHz的低頻超聲發生器、110 kHz的高頻超聲發生器和自動楔焊機用的140 kHz超聲發生器，不同頻率的超聲發生器匹配不同的換

能器。頻率低的鍵合機通用廣泛性更高、穩定性更強，指標窗口范圍更廣；頻率越高的鍵合機指標窗口范圍越窄，需要更強的阻抗匹配、劈刀選型和機械調試。

對于球焊來說，低頻鍵合機在針對一些特殊的長柱狀結構面的鍵合時，存在超聲損耗的問題，需要采用高頻的球焊機進行解決。除特殊情況外，球焊和楔焊都應在滿足自身產品鍵合要求的情況下，盡量選擇低頻鍵合機，以降低使用難度。

2.4溫度對鍵合的影響

溫度是金絲引線鍵合過程中重要的外加能量驅動，特別是對楔焊來說，鍵合機環形加熱絲可以加熱軟化金絲，加熱臺可以加熱活化產品鍵合面，均有利于產品的鍵合。需要注意的是，鍵合機加熱絲的溫度設置不能太高，太高會影響換能器的性能，而且加熱絲不能碰觸劈刀，否則將會影響超聲的鍵合作用。

加熱臺的溫度設置需要根據產品內部實際情況、錫焊的耐受溫度以及各種器件的耐受溫度等進行綜合考量，在楔焊過程中盡量提高鍵合溫度。此外，加熱臺需要定期進行測試，當顯示溫度和實際測試溫度差異較大時，需要進行溫度補償校準。

2.5壓力對鍵合的影響

壓力在鍵合過程中用于將劈刀的超聲能量、加熱絲和加熱臺熱能進行綜合驅動。影響壓力效果的因素有機械結構穩定性和劈刀垂直度兩個方面。如果是單純采用機械彈簧進行手動調節壓力，則應定期檢查壓力的穩定性和準確性；如果是電子校準的壓力系統則須通過鍵合前的壓力校準進行確認。另外，鍵合壓力與鍵合超聲功率之間有合適的匹配區間，并不是固定

不變的。鍵合壓力過大會影響超聲的運動，鍵合壓力過小會導致超聲作用不穩定，因此，工藝人員需要根據劈刀特性和最終的鍵合點情況綜合考量設置合適的鍵合壓力。在實際運用中經常犯的錯誤就是針對所有劈刀采用同樣的固定鍵合壓力，在鍵合過程中只是調節鍵合功率和鍵合時間的大小，此方法明顯未考慮到不同材質的劈刀具有不同的鍵合特性。

鍵合過程中一定要保證劈刀的前端鍵合面與產品的被鍵合面充分接觸、摩擦，以充分進行超聲能量的傳遞。實際操作過程中可以在實驗板上進行不穿線的空打，調節鍵合功率的大小并觀察鍵合印跡的變化，如果鍵合印跡與劈刀端面的形狀不相符，則判定劈刀垂直度有問題。

如圖4所示，鍵合時的劈刀垂直度不良，會影響焊點的形狀和可靠性。如果是設備的機械軸垂直度不良，可以用直角規進行換能器垂直度的調節；如果是劈刀本身的原因，則應更換合格的劈刀。經過實際經驗驗證，采購的劈刀會有一定比例存在垂直度不良的問題，工藝人員可以根據實際情況，對采購的劈刀進行入庫前的檢驗篩選。

2.6劈刀清洗

楔焊劈刀和球焊劈刀在使用一定時間后，前端鍵合面均會出現污染物和氧化膜層，在顯微鏡下觀察表現為發黑、發灰。

如圖5所示，球焊劈刀在使用一段時間后前端鍵合面粘污嚴重，進行清洗后又恢復到干凈的狀態。劈刀鍵合面出現污染物和氧化膜層會導致鍵合過程中抓線不牢，劈刀與線的相對滑動增大，有效作用到焊點上的超聲能量減少，可能會出現打不上、打不牢、焊點不全等各種異常現象。對于楔焊來說這一問題則更加明顯，劈刀粘污嚴重會直接導致無法鍵合。因此，劈刀使用一段時間后需要根據實際情況采用專門的劈刀清洗液進行清洗。劈刀清洗液分為堿性和酸性兩種，目的都是去除劈刀鍵合面的污染物和氧化膜層。應根據劈刀的材質選擇合適的清洗方法，清洗不當可能會導致劈刀腐蝕。另外，劈刀有使用壽命限制，如果在顯微鏡下觀察到劈刀端面磨損嚴重，則應及時做廢棄處理，磨損嚴重的劈刀不能反復清洗使用。

2.7提升產品的可鍵合性

產品的可鍵合性主要體現在鍍層的加工控制、組裝過程中的鍍層污染控制、鍵合前的等離子清洗3個方面。

鍍層的加工控制是提升可鍵合性最關鍵的措施：合適的電鍍電流可以保證鍵合時鍍層表面的附著力；合適的鍍層厚度可以改善鍵合的指標；純凈單一的電鍍槽環境可以改善鍍層的軟硬度，防止出現多種離子的電鍍污染，使鍍層光滑堅硬。當然，對整個電鍍過程進行完全有效的控制非常困難，產品鍍層難免會出現批次性的波動，因此對電鍍產出品及時進行有效的可鍵合性測試跟蹤非常有必要。

鍍層在組裝過程中需要經歷焊接、膠粘、高溫固化等各種工藝。其中，在控制組裝過程中防止鍍層表面的污染非常重要，需要根據各自的產品特點對組裝過程加以控制。焊接完成后應有效清除鍍層表面的松香等污染物，以及在膠粘過程中控制膠水印的污染。此外，在高溫固化過程中選擇厭氧潔凈型烘箱，可減少鍍層在高溫下的氧化污染。

鍵合前的等離子清洗可以提高鍵合點的黏接力，增強鍵合可靠性。等離子清洗機一般有中頻等離子清洗機和射頻等離子清洗機兩種。中頻等離子清洗機單顆離子的能量大，整體密度低，更適合宏觀的粗洗；射頻等離子清洗機單顆離子的能量和整體密度都相對適中，更適合微觀的改性清洗，一般應用于鍵合前鍍層表面的清洗。

另外，也要重視鍵合金絲的存儲，建議采用專用的氮氣柜進行厭氧干燥環境下的密封保存。產品的可鍵合性提升屬于微觀概念，涉及的范圍非常廣，任何細小環節的改善都會對產品的可鍵合性起到提升效果。如果所有前端的過程均不加以有效控制，全部累積到最后的鍵合工序，那么鍵合難度會非常大，問題會難以解決。

3?鍵合生產過程中的管理問題

鍵合要求高，難度大，屬于關鍵控制工序，鍵合生產過程中的管理問題同樣需要引起高度重視，主要體現在以下4個方面。

（1）冗長繁雜的過程記錄。一味追求書面的嚴謹性將導致實際生產過程很難操作，書面的過程記錄時間占比太大，在最終操作層面得到的結果往往是失真的。

（2）操作人員缺乏對鍵合本質和鍵合設備原理的基礎認知。雖然實際生產過程受制于追求人員低成本和產品趕進度等現實要求，但是想辦法提高操作員對于鍵合本質和鍵合設備原理的基礎認知水平也有較高收益率，可以提高產品的質量水平和正向激勵操作效率。

（3）鍵合設備混用。基于現實考量，鍵合設備往往是多人混用，很容易造成鍵合設備管理的混亂和失控，因此應設立鍵合設備專人專用制度。

（4）鍵合質量問題的處理措施。鍵合出問題可能是多個方面導致的，不進行充分的分析和預防措施的改進，而只是一味地處罰操作人員或者是重復進行產品返工，往往會導致操作人員發現問題后擔心被處罰或者增加個人工作量而不敢上報，最終導致很多隱性質量問題的發生。

鍵合生產過程中的管理問題最容易被忽視，隱秘性更強，對鍵合生產的實際影響也較大。相較于管理人員單純催生產進度的模式，采用鍵合綜合能力強的人員進行專管的有效性會更強。

4?結論

金絲引線鍵合已經深入應用到電子組裝類的各個行業，由金絲引線鍵合作為基礎，又延伸出了金帶鍵合、鋁絲鍵合和銅絲鍵合等多種方式[3]。鍵合效果的影響因素眾多，在實際運用過程中不能有思維定式，如果簡單直接地引用國外或者其他單位的相關工藝，很可能會存在不適用的情況。工藝人員需要以各自的實際情況為出發點，從細節上進行全面的分析處理。在半導體產業鏈國產化的趨勢下，建議工藝人員優先選擇國產相關鍵合設備與國產相關耗材，并在國產技術支持下，探尋更加有利于自身鍵合工藝研究和發展的道路。

審核編輯 黃宇