微波組件細間距金絲鍵合工藝的可靠性分析

井津域 劉德喜 史磊 景翠 尹蒙蒙

（北京遙測技術研究所）

摘要：

細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鍵技術瓶頸。針對具體產品，分析了細間距小尺寸焊盤的球焊鍵合的工藝控制要點，提出了改進劈刀結構、改進焊線模式、優化工藝參數等方面的工藝優化手段，采用該優化方法后，焊接的可靠性和穩定性得到了很大的提高，達到了提升自動球焊鍵合質量和提高金絲鍵合工藝精度的目的。

0 引言

金絲鍵合是實現微波多芯片組件電氣互聯的關鍵技術，自動金絲鍵合具有速度快、一致性好、電氣性能穩定等優點，在微波毫米波領域有著廣泛應用。然而，隨著電子封裝產能和生產精度的提升，產品設計精度已經逼近自動化設備的工藝極限，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，芯片焊盤的設計尺寸一般為100 μm以上，以滿足鍵合點完全落在焊盤內的要求，如圖2所示。然而，隨著芯片設計不斷朝著小型化、高密度方向發展，芯片焊盤尺寸越來越小，互聯密度越來越高。在某產品的生產過程中使用的FPGA（Field-programmable Gate Array，現場可編程門陣列）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小于普通芯片的尺寸，極易導致焊點超出鍵合焊盤而造成短路。

本文結合具體產品，分析細間距小尺寸焊盤的球焊鍵合的難點，改進劈刀結構、優化工藝參數、改進焊線模式，實現細間距小尺寸焊盤的自動球焊鍵合，以滿足產品設計要求。

1 細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芯片的輸入/輸出端與外界電路或元器件的互聯，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生瞬時電壓，通過尖端放電將金絲的線尾部分燒成規則的空氣自由球（Free Air Ball，FAB）。

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，FAB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備參數及工藝參數進行調控，如超聲能量、鍵合壓力等，各參數相互關聯，共同決定了最終的鍵合結果。

在“打火桿燒球”階段，金絲根部由于受到尖端放電而產生局部高溫，金絲的尖端變為熔融狀態，在重力和表面張力的共同作用下，形成空氣自由球?？諝庾杂汕蛲ǔ闃藴实膱A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定性，焊盤尺寸的設計通常大于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。當芯片焊盤尺寸和焊盤間距減小時，金絲球焊鍵合可能會產生以下鍵合缺陷：

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決定的，當打火參數過小時，金絲獲得的熱量偏低，融化量較少，液態球的重力作用不明顯，形成的金球多呈偏置狀態，導致焊點位置偏移，增加了短路風險。由于燒球參數過小導致的偏頭球，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，假設焊球高度為0，焊盤尺寸為 X =55 μm，則相鄰焊盤應設計最小間距為( 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致鍵合過程中劈刀壓到已經鍵合的金絲，從而使金絲受損（如圖5所示）。

本文針對細間距小尺寸焊盤金絲鍵合，通過優化關鍵設備參數和工藝參數，完成了對細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優化，工藝參數選擇見表1。

圖6表示了直徑25 μm的金絲進行燒球參數調節工藝試驗的結果，可以看出，FAB球的直徑隨著打火電流和打火時間的減小而減小。當打火電流大于30 mA，且打火時間大于700 μs時，FAB球型較為規整，但FAB尺寸均大于55 μm。當打火電流小于30 mA，或打火時間小于700 μs時，FAB尺寸雖然會繼續減小，但此時FAB與金絲不同軸，FAB球型不完整、不規則，出現偏頭球的概率增大。由此可以得出，對于25 μm金絲，僅通過調節燒球參數，無法獲得細間距鍵合要求的FAB焊球結果。

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，重新調節打火電流和時間，獲得的試驗結果如圖7所示。試驗結果表明，針對20 μm金絲，當打火電流范圍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。

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生尖端放電，金原子吸收大量的熱產生熔化，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，根據金屬凝固理論，液體通常會將雜質表面、液-固界面處，以及未熔化的晶體表面作為形核點，發生非均勻形核，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，金球內部均為液態，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。

當打火電流很小或打火時間很短時，金球內部可能存在未熔化的固態金，這使得金球內部存在多個形核點，導致晶粒生長不再以大致統一的方向進行（如圖9所示）。同時固-液界面向金球內部延伸的面積較大，導致形核點半徑增大，形核擁有更大的驅動力Δ G 非 。因此最終形成的FAB可能存在球型不完整、不規則等情況，出現偏頭球的概率也會增大。

根據上述分析，確定了的FAB打火工藝參數：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果如圖10所示，可以看出焊點完整、形狀規則，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，當鍵合相鄰金絲時，后鍵合的金絲會對已鍵合的金絲產生干擾，如圖11所示，先鍵合的焊點被壓扁，導致焊線變彎。根據上文分析，發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，負責帶動FAB與芯片焊盤進行接觸，對焊點進行熱壓超聲，帶動引線根據設計好的拐點形成線弧，形成二焊點并切斷線尾?？梢娕对谇蚝告I合中的作用至關重要。

常用的球焊鍵合劈刀材質一般為氧化鋁陶瓷、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，應用于大多數的球焊鍵合場景 [6] ，針對本次產品，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，其剖面側視圖如圖12所示（圖中： H 為劈刀內徑； D W為金絲直徑； D C 為內切角直徑； 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）。劈刀的尺寸參數中，劈刀內徑 H 、內切角直徑 D C 、尖端直徑 T 等參數，對鍵合的焊點結果影響較大。

劈刀的內徑選擇一般由引線的線徑決定，計算公式為：

劈刀內切角直徑 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，則相鄰金絲不發生干擾的最大劈刀尺寸為：

對于本文產品，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的基礎上適當增大。根據實際情況，試驗過程中選擇了表2中的3款劈刀，劈刀的結構如圖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，結果見表3。根據鍵合結果可以看出，選擇C型號的劈刀，即當尖端直徑降為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產生損傷，其可靠性難以保證。

3 焊線模式優化

根據前文試驗結果，對于細間距小尺寸焊盤金絲鍵合，選擇了20 μm金絲和對應的細間距劈刀，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，由于選用了較細的金絲，金絲在自身重力的作用下有可能會產生塌陷或彎曲，實際鍵合效果如圖15所示?？梢钥闯?，鍵合過程中出現了金絲塌陷或彎曲現象，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，導致后續的多根金絲無法繼續鍵合。

金絲線弧的垂直穩定性問題通常與鍵合焊盤的平整度有關，當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，從而導致金絲線弧塌陷。在本文涉及產品中，由于產品加工誤差較小，排除了焊盤本身的平整度影響。由此判斷，可能是由于當前的焊線模式BSOB（Bond Stitch On Ball）造成了焊接面的不平整現象。

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，而是在預先墊的焊球上。

對于本文涉及產品，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險，使得金絲的結合力進一步提高。圖18為采用BBOS模式和BSOB模式分別對產品進行金絲鍵合的結果，可以看出BSOB模式下由于二焊點存在預置球，導致焊線與底面不垂直，焊線的工藝穩定性較低。而BBOS模式下，金絲垂直程度很高，無金絲彎曲現象發生。

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，其測試結果如圖19所示，從兩組拉力數據的分布可以看出：采用BBOS模式進行金絲鍵合，其結合力的平均值高于BSOB模式的金絲，且分布較為均勻；采用BSOB模式的金絲，其數值較為分散，說明金絲拉力值不穩定。

4 工藝參數優化

在對金絲線徑、劈刀尺寸以及焊線模式進行優化的基礎上，還需要對20 μm金絲的鍵合工藝進行優化。選取對鍵合過程影響較大的幾組參數，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，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，但如鍵合參數過小，金絲拉力值將不滿足可靠性要求，同時線弧的穩定性也會受到影響。

經過驗證，同時滿足芯片焊盤尺寸小、線弧穩定、鍵合拉力值較高的工藝參數為：超聲能量：110 mW，鍵合壓力：0.25 N，鍵合時間：20 ms。

5 總結

1）采用20 μm線徑的金絲和尖端直徑為80 μm的劈刀，實現了細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缺點，得出針對細間距小尺寸焊盤產品，應采用BBOS模式進行鍵合的結論，鍵合得到了垂直度和工藝穩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工藝參數，發現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，實現了細間距小尺寸焊盤芯片的精確穩定的鍵合。

審核編輯：湯梓紅