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熊化兵,李金龍,胡 瓊,趙光輝,張文烽,談侃侃

(中國電子科技集團(tuán)公司)

摘要:

研究了 18 、25 、 30 μ m 三種金絲和 25 、 32 、 45 μ m 三種硅鋁絲鍵合引線在不同溫度循環(huán)次數(shù)下的鍵合強(qiáng)度衰減規(guī)律,并研究了拉斷模式的比例。結(jié)果表明,所有試驗(yàn)樣品,無論是否經(jīng)歷溫度循環(huán),均達(dá)到了 GJB548B-2005 方法 2011.1 中的最小鍵合強(qiáng)度要求,均未出現(xiàn)焊點(diǎn)拉脫的現(xiàn)象。隨著溫度循環(huán)次數(shù)的增加,金絲鍵合強(qiáng)度先略微增大,后緩慢減小并趨于平緩。硅鋁絲鍵合強(qiáng)度先較快減小,后緩慢減小,并趨于平緩。相比于金絲,硅鋁絲在 0~50 次的溫度循環(huán)下鍵合強(qiáng)度衰減較快。通過曲線擬合,獲得不同絲徑下的鍵合強(qiáng)度衰減變化方程。

0 引言

在微電子封裝工藝中,引線鍵合技術(shù)具有極其廣泛的應(yīng)用 [1-3 ] 。在高可靠封裝領(lǐng)域,主要使用金絲或硅鋁絲將芯片 Al 焊盤引線鍵合至管殼鍍金內(nèi)引腳上,因鍵合絲與芯片焊盤及管殼內(nèi)引腳表面金屬材料不同,須考慮金鋁系統(tǒng)之間的界面效應(yīng)。 J.W.Park 等人[ 4 ] 的研究表明,Au-Al 系統(tǒng)在高溫長時間環(huán)境下的失效原因主要是界面缺陷、金屬間化合物(IMC )以及 Kirkendall 孔洞的形成。在 Au / Al擴(kuò)散過程中,不僅會生成 IMC ,還會在 Au / Al 界面留下一部分空位,這一部分空位不斷聚集,形成孔洞,即 Kirkendall 孔 洞,隨著 保溫 時間 的延 長, Kirkendall 孔洞急劇增加,導(dǎo)致鍵合強(qiáng)度迅速降低,甚至出現(xiàn)某些鍵合點(diǎn)強(qiáng)度為零,即焊點(diǎn)脫離的情況。

現(xiàn)有文獻(xiàn)對 300℃ 不同保溫時間下的強(qiáng)度衰減規(guī)律及現(xiàn)有鍵合工藝的可靠性有比較清晰的認(rèn)識,然而關(guān)于鍵合強(qiáng)度在溫度循環(huán)下的衰減規(guī)律并沒有詳細(xì)的數(shù)據(jù)可參考,所以有必要研究溫度循環(huán)條件下的鍵合強(qiáng)度衰減規(guī)律,并對當(dāng)前鍵合工藝可靠性進(jìn)行評估。

1 試驗(yàn)方法

芯片鍵合焊盤為 Al ,每只芯片 15 個焊盤,每只樣品共計(jì) 15 根鍵合線,管殼采用 HTCC 鍍金外殼。試驗(yàn)過程為:管殼清洗 → 燒結(jié)貼片 → 引線鍵合 → 封前烘焙 → 封帽 → 檢漏 → 可靠性試驗(yàn) → 開蓋 → 鍵合強(qiáng)度測試。

以 18 、25 、 30 μ m 三種金絲和 25 、 32 、 45 μ m 三種硅鋁絲為例,可靠性試驗(yàn)參考標(biāo)準(zhǔn) GJB548B-2005方法 1010.1 ,試驗(yàn)條件 C ( -65 ℃ 至 150 ℃ ),研究鍵合引線分別在溫度循環(huán) 5 、10 、 50 、 100 、 200 次下的鍵合強(qiáng)度衰減規(guī)律。

2 結(jié)果與討論

2.1 金絲鍵合強(qiáng)度隨溫度循環(huán)次數(shù)的關(guān)系

金絲在溫度循環(huán)后的鍵合強(qiáng)度隨循環(huán)次數(shù)的關(guān)系如圖 1 所示。測試結(jié)果表明,樣品無論是否經(jīng)歷溫度循環(huán),均達(dá)到了 GJB548B-2005 方法 2011.1 中的最小鍵合強(qiáng)度要求(18 μ m / 1.5g 、 25 μ m / 2.5g 、30 μ m / 3.2g )。

由金絲在溫度循環(huán)后的鍵合強(qiáng)度隨循環(huán)次數(shù)的關(guān)系可見,隨著溫度循環(huán)次數(shù)的增加,其鍵合強(qiáng)度先略微增大,后緩慢減小并趨于平緩。所有試驗(yàn)樣品均未出現(xiàn)焊點(diǎn)拉脫的現(xiàn)象。

鍵合壓點(diǎn)發(fā)生脫鍵,是金絲鍵合強(qiáng)度值急劇下降的轉(zhuǎn)折點(diǎn),在大量的脆性 IMC 和 Kirkendall 孔洞形成之前,金絲的拉斷位置全部集中在頸部。 L.N.SUN 等人[ 5 ] 認(rèn)為,在EFO ( ElectronicFlameOff )成球的過程中,金絲尖端溫度迅速達(dá)到熔點(diǎn), EFO結(jié)束后,又快速降溫淬火,導(dǎo)致在頸部形成了大量的晶格缺陷和結(jié)構(gòu)應(yīng)力 [6 ] ,強(qiáng)度最低的位置距離頸部約 100~200 μ m ,比引線的其他任何部分都脆弱,這個區(qū)域的強(qiáng)度只有其他區(qū)域的 20% ,被稱為熱影響

區(qū)域( HeatAffectZone ,HAZ )。 HAZ 具有中等大小的晶粒尺寸,是最大晶粒與正常晶粒大小的過度區(qū)域,在后期的強(qiáng)度測試中為主要的斷開點(diǎn)。

在初始的溫度循環(huán)階段(0~10 次),隨著循環(huán)次數(shù)的增加,晶粒之間發(fā)生重結(jié)晶,晶格缺陷逐漸減少,應(yīng)力逐漸釋放,晶粒緩慢生長,所以 HAZ 的拉斷力略微增大,即為圖 1 中所示的鍵合強(qiáng)度略微上升區(qū)域,在 出 現(xiàn) 壓 點(diǎn) 脫 鍵 前,拉 斷 力 與 IMC 及Kirkendall 孔洞無關(guān)。

在后續(xù)的溫度循環(huán)階段(10~200 次),晶粒尺寸逐漸生長,晶界能降低,較小的晶界面積和大的晶粒尺寸降低了 HAZ 的強(qiáng)度,所以,此階段鍵合強(qiáng)度緩慢下降。

溫度循環(huán) 10 次及以后的鍵合強(qiáng)度變化呈線性規(guī)律,對其進(jìn)行線性擬合,獲得不同絲徑下的衰減變化線性方程,如圖 2 所示。通過線性擬合獲得 18 、25 、 30 μ m 金絲鍵合強(qiáng)度 Force (/ g )與溫度循環(huán)次數(shù) N的 關(guān) 系: Force18 = -0.0021 N +5.112 、 Force 25 =-0.0063 N +10.895 、 Force 30 =-0.0095 N +15.955。

2.2 硅鋁絲鍵合強(qiáng)度隨溫度循環(huán)次數(shù)的關(guān)系

硅鋁絲在溫度循環(huán)后的鍵合強(qiáng)度隨循環(huán)次數(shù)的關(guān)系如圖 3 所示。測試結(jié)果表明,樣品無論是否經(jīng)歷溫度循環(huán),均達(dá)到了 GJB548B-2005 方法 2011.1中的最小鍵合強(qiáng)度要求(25 μ m / 1.5g 、 32 μ m / 2.0g 、45 μ m / 2.5g )。由硅鋁絲在溫度循環(huán)后的鍵合強(qiáng)度隨循環(huán)次數(shù)的關(guān)系可見,隨著溫度循環(huán)次數(shù)的增加,硅鋁絲鍵合強(qiáng)度先較快減小,后緩慢減小,并趨于平緩。所有試驗(yàn)的樣品均未出現(xiàn)焊點(diǎn)拉脫的現(xiàn)象。相比于金絲,硅鋁絲在 0~50 次的溫度循環(huán)下強(qiáng)度衰減較快。

L.YANG 等人[ 7 ] 的研究表明,在溫度循環(huán)過程中,溫度循環(huán)導(dǎo)致的缺陷主要聚集在材料缺陷的尖端,并且逐漸向鍵合材料中擴(kuò)展,形成塑性區(qū)域,此塑性區(qū)域沿著界面缺陷向材料中傳播,如圖 4 所示。 Y.YAMADA 等人 [8 ] 通過對功率器件進(jìn)行溫度循環(huán)試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)了同樣的界面缺陷。 A.HAMIDI等人 [9 ] 對 IGBT 功率模塊進(jìn)行了功率循環(huán),其試驗(yàn)方法與溫度循環(huán)具有相似之處,從試驗(yàn)結(jié)果上亦觀察到了界面缺陷的形貌。

以上試驗(yàn)結(jié)果及理論分析表明,硅鋁絲鍵合溫度循環(huán)下的強(qiáng)度衰減模式主要為:熱膨脹系數(shù)不同導(dǎo)致應(yīng)力與應(yīng)變增大,從而導(dǎo)致松弛狀態(tài)的產(chǎn)生,其缺陷主要聚集在鍵合引線的頸部,并且逐漸向鍵合材料中擴(kuò)展,形成塑性區(qū)域,此塑性區(qū)域沿著界面缺陷向材料中傳播,最終形成鍵合點(diǎn)頸部的裂紋或缺陷。 0~50 次的溫度循環(huán)使硅鋁絲鍵合頸部靠近焊接的接觸面處產(chǎn)生微裂紋或晶格缺陷,最終使鍵合線頸部強(qiáng)度降低。因硅鋁絲與管殼鍍金層熱膨脹系數(shù)差異較大,所以斷開點(diǎn)主要集中在管殼端。

A.HAMIDI 等人[ 9 ] 通過EBSD 和定向誤差圖進(jìn)行分析,結(jié)果表明,在 50 次及后續(xù)的溫度循環(huán)試驗(yàn)下,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,未見明顯的重結(jié)晶過程。經(jīng)過溫度循環(huán)后的應(yīng)變完全小于初始狀態(tài),表明鋁線中的應(yīng)力在溫度循環(huán)過程中得到了釋放,最終,鍵合強(qiáng)度趨于平緩。

溫度循環(huán) 5 次及以后的變化呈指數(shù)級減小,使用指數(shù)方程對其進(jìn)行非線性擬合,獲得不同絲徑下的衰減曲線,如圖 5 所示。通過非線性擬合得到,25 、 32 、 45 μ m 硅鋁絲鍵合強(qiáng)度 Force (/ g )與溫度循環(huán)次 數(shù) N 的關(guān) 系分 別為: Force25 =9.11 N-0.06、Force 32 =9.71 N-0.04、Force 45 =11.98 N-0.06。

2.3 溫度循環(huán)后鍵合線的拉斷模式比例

所有樣品在經(jīng)歷溫度循環(huán)后做破壞性鍵合強(qiáng)度測試,只存在 a1 (引線在緊縮點(diǎn)靠芯片端斷開)和 a2(引線在緊縮點(diǎn)靠管殼端斷開)兩種拉斷模式,未出現(xiàn)焊點(diǎn)直接拉脫的現(xiàn)象。

前面的試驗(yàn)結(jié)果分析表明,在經(jīng)歷溫度循環(huán)試驗(yàn)后,影響金絲鍵合強(qiáng)度的主要因素為 HAZ ,所以金絲鍵合拉力測試的主要斷開點(diǎn)集中在芯片端,而影響鋁絲鍵合強(qiáng)度的主要原因?yàn)闊崤蛎浵禂?shù)不同導(dǎo)致應(yīng)力與應(yīng)變增大,所以鋁絲鍵合拉力測試的主要斷開點(diǎn)集中在管殼端。為了分析兩者的差異,統(tǒng)計(jì)分析了金絲和鋁絲在不同絲徑下經(jīng)歷不同次數(shù)的溫度循環(huán)后拉斷模式 a1 所占比例( a1 /( a1+ a2 )) ×100% ,如圖 6 所示。

由各種絲徑下 a1 所占比例可見,金絲的 a1 明顯多于硅鋁絲,約占總拉斷模式的 90% 及以上,即金絲主要在芯片上斷開。硅鋁絲的 a1 占比小,約占總拉斷模式的 30% 及以上,即硅鋁絲主要在管殼引腳上斷開。兩種材料鍵合絲的拉斷模式對于絲徑、隨溫度循環(huán)的次數(shù)并沒有呈現(xiàn)規(guī)律性的變化。

3 結(jié)論

所有試驗(yàn)樣品,無論是否經(jīng)歷溫度循環(huán),均達(dá)到了 GJB548B-2005 方法 2011.1 中的最小鍵合強(qiáng)度要求,均未出現(xiàn)焊點(diǎn)拉脫的現(xiàn)象。

隨著溫度循環(huán)次數(shù)的增加,金絲鍵合強(qiáng)度先略微增大,后緩慢減小并趨于平緩,硅鋁絲鍵合強(qiáng)度先較快減小,后緩慢減小,并趨于平緩。相比于金絲,硅鋁絲強(qiáng)度在 0~50 次的溫度循環(huán)下衰減較快。由各種絲徑下的拉斷模式所占比例分析表明,金絲的a1 明顯多于硅鋁絲,即金絲主要在芯片上斷開,硅鋁絲主要在管殼引腳上斷開。但兩種材料鍵合絲的拉斷模式隨溫度循環(huán)次數(shù)的增加并沒有呈現(xiàn)規(guī)律性的變化。

審核編輯 黃宇