鍵合絲隨機(jī)振動(dòng)應(yīng)力極限仿真分析

朱朝軒，羅俊，楊少華

（1.中國(guó)電子科技集團(tuán)公司第二十四研究所，重慶 40060；2.工業(yè)和信息化部電子第五研究所，廣東 廣州 510610）

0 引言

隨著半導(dǎo)體集成電路朝著微型化、低功耗、智能化和高可靠性的方向發(fā)展，封裝技術(shù)也在不斷地革新。在半導(dǎo)體集成電路的封裝工藝中，內(nèi)部器件的互連是整個(gè)工藝的關(guān)鍵。目前，引線鍵合因具有工藝簡(jiǎn)單、成本低廉和適用多種封裝形式等優(yōu)點(diǎn)而在連接方式中占主導(dǎo)地位，并廣泛地應(yīng)用于集成電路封裝領(lǐng)域。因此，鍵合的質(zhì)量和可靠性也直接決定了集成電路封裝的質(zhì)量與可靠性。據(jù)統(tǒng)計(jì)，在半導(dǎo)體器件的失效模式分布中，引線鍵合失效占了器件總失效的1/4～1/3[1]。但目前設(shè)計(jì)人員在選擇鍵合絲時(shí)，往往只考慮最大額定電流和簡(jiǎn)單的力學(xué)性能，而且在制定器件隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)方案時(shí)，沒(méi)有相關(guān)可靠的鍵合絲應(yīng)力信息作為參考。因此，本文基于仿真分析，獲得了不同材料、絲徑、鍵合形式和跨度的鍵合絲隨機(jī)振動(dòng)極限應(yīng)力及其對(duì)應(yīng)的功率譜密度 （PSD：Power Spectral Density），為鍵合設(shè)計(jì)和選型提供了一定的參考。

1 鍵合形式及其特點(diǎn)

引線鍵合工藝分為熱壓鍵合、超聲鍵合和熱超聲鍵合3種，主要影響焊點(diǎn)與焊盤結(jié)合面的質(zhì)量，不會(huì)改變鍵合絲自身的結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能，故不考慮鍵合工藝對(duì)鍵合絲極限應(yīng)力的影響[2]。而引線鍵合的形式有如圖1-2所示的球鍵合與楔鍵合兩種，鍵合形式和劈刀是鍵合絲結(jié)構(gòu)和形貌的主要影響因素，其主要特點(diǎn)如表1所示[3-5]。

圖1 球鍵合示意圖

圖2 楔鍵合示意圖

表1 球鍵合與楔鍵合的基本特點(diǎn)

2 隨機(jī)振動(dòng)仿真

對(duì)不同絲徑、鍵合形式和跨度的鍵合絲進(jìn)行隨機(jī)振動(dòng)仿真，需要聯(lián)合參數(shù)化的三維CAD軟件和仿真軟件，因此本文采用Pro/E與ANSYS聯(lián)合進(jìn)行隨機(jī)振動(dòng)仿真。仿真的基本流程如圖3所示[6]。

其中，采用族表和關(guān)系式實(shí)現(xiàn)模型的參數(shù)化，并給參數(shù)名添加前綴 “DS_”，以便實(shí)現(xiàn)模型在Pro/E與ANSYS之間的傳遞；隨機(jī)振動(dòng)激勵(lì)的步進(jìn)初值選為0.02 g2/Hz，當(dāng)激勵(lì)小于0.1 g2/Hz時(shí)步長(zhǎng)為0.02 g2/Hz，當(dāng)激勵(lì)大于0.1 g2/Hz時(shí)步長(zhǎng)為0.1 g2/Hz，并且振動(dòng)激勵(lì)的方向與鍵合絲的最大響應(yīng)應(yīng)力的方向一致。在鍵合絲的隨機(jī)振動(dòng)仿真過(guò)程中，關(guān)鍵是要完成參數(shù)化建模、仿真系統(tǒng)搭建、加載并求解3個(gè)步驟。

圖3 Pro/E與ANSYS聯(lián)合隨機(jī)振動(dòng)仿真流程

2.1 參數(shù)化建模

在Pro/E的參數(shù)化工具中，族表主要用于參數(shù)眾多且參數(shù)之間耦合度較低的產(chǎn)品族參數(shù)化，參數(shù)越多，參數(shù)化效率越低；而關(guān)系式則主要用于參數(shù)之間耦合度較高的產(chǎn)品參數(shù)化，耦合度越高，效率越高。由于鍵合絲的形貌和尺寸與絲徑、劈刀參數(shù)相關(guān)，部分參數(shù)與絲徑耦合，但劈刀屬于同類產(chǎn)品族，綜合考慮參數(shù)化的效率和工作量，本文采用 “族表+關(guān)系式”的方式進(jìn)行鍵合絲的參數(shù)化建模。參數(shù)化的具體過(guò)程如圖4所示，主要為：首先，用族表驅(qū)動(dòng)鍵合絲的絲徑和由劈刀決定的尺寸參數(shù)；然后，根據(jù)參數(shù)的耦合關(guān)系，編輯關(guān)系式以實(shí)現(xiàn)絲徑值驅(qū)動(dòng)與絲徑耦合的尺寸參數(shù)；最后，實(shí)現(xiàn)鍵合絲的參數(shù)化。

由于球鍵合與楔鍵合的鍵合形式不同，鍵合點(diǎn)形貌差異很大，為了提高參數(shù)化效率，在建模時(shí)分別對(duì)球鍵合與楔鍵合進(jìn)行參數(shù)化建模，其結(jié)果如圖5-6所示。

圖4 鍵合絲參數(shù)化過(guò)程

圖5 Au絲球鍵合參數(shù)化模型

圖6 Al-Si絲楔鍵合參數(shù)化模型

圖7 隨機(jī)振動(dòng)仿真系統(tǒng)

2.2 仿真系統(tǒng)的搭建

隨機(jī)振動(dòng)仿真是基于假設(shè)隨機(jī)振動(dòng)過(guò)程為平穩(wěn)隨機(jī)過(guò)程，并以模態(tài)分析為前提，求得模型的各階模態(tài)響應(yīng)，再采用模態(tài)疊加法，求解模型在頻域的隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)。一個(gè)完整的隨機(jī)振動(dòng)仿真系統(tǒng)應(yīng)如圖7所示，主要包含模態(tài)分析和隨機(jī)振動(dòng)兩個(gè)子系統(tǒng)，由于要與Pro/E共享變型參數(shù)和模型數(shù)據(jù)，仿真系統(tǒng)中增加了參數(shù)設(shè)置模塊 “Parameter Set”，用于驅(qū)動(dòng)Pro/E實(shí)現(xiàn)模型的變形和導(dǎo)入。

2.3 加載并求解

仿真系統(tǒng)搭建好后，需要為仿真模型劃分網(wǎng)格，添加材料信息 （如表2所示）、約束關(guān)系、振動(dòng)激勵(lì)和方向等。本文利用系統(tǒng)自由分網(wǎng)，只對(duì)網(wǎng)格疏密采取人為控制，以保證仿真的效率和精度。根據(jù)鍵合絲的實(shí)際工作情況，分別在第一、第二焊點(diǎn)與焊盤的接觸面上添加固定約束。由于通過(guò)對(duì)比各個(gè)方向同等量級(jí)的振動(dòng)及響應(yīng)發(fā)現(xiàn)，垂直于鍵合絲所在平面的振動(dòng)產(chǎn)生的響應(yīng)最大，因此，本文將該方向設(shè)置為振動(dòng)激勵(lì)方向。而根據(jù)GJB 548B《微電子器件試驗(yàn)方法和程序》中隨機(jī)振動(dòng)部分的內(nèi)容，本文設(shè)計(jì)了如圖8所示的振動(dòng)仿真激勵(lì)譜，考慮到產(chǎn)品在實(shí)際使用條件下的共振問(wèn)題，將鍵合絲的一階固有頻率納入振動(dòng)頻率范圍，在步進(jìn)仿真中根據(jù)振動(dòng)的量級(jí)改變W0、W1，便可實(shí)現(xiàn)步進(jìn)的振動(dòng)激勵(lì)。

表2 鍵和絲材料信息

圖8 隨機(jī)振動(dòng)仿真激勵(lì)譜

3 仿真結(jié)果及分析

由于隨機(jī)振動(dòng)的PSD是振動(dòng)在頻域的統(tǒng)計(jì)值，因此鍵合絲所受的振動(dòng)應(yīng)力也應(yīng)是統(tǒng)計(jì)值。結(jié)合高斯分布和Miner方法，鍵合絲在振動(dòng)過(guò)程中1、2、3區(qū)間應(yīng)力發(fā)生的時(shí)間分別占振動(dòng)時(shí)間的68.3%、95.4%和99.73%，假定大于3范圍的應(yīng)力不造成任何損傷，本文將3應(yīng)力作為鍵合絲在隨機(jī)振動(dòng)仿真中所受的最大應(yīng)力。

在不考慮鍵合強(qiáng)度、炭化和腐蝕等因素的影響時(shí)，鍵合絲主要的失效模式有引線脆性斷裂和疲勞斷裂，而斷裂的部位通常是焊點(diǎn)頸部。脆性斷裂是由于所受應(yīng)力過(guò)大，超過(guò)了鍵合絲材料的強(qiáng)度極限而發(fā)生的斷裂失效；疲勞斷裂是由于溫度、振動(dòng)等能量在一段時(shí)間內(nèi)的積累超過(guò)了某一界限，使鍵合絲發(fā)生屈服疲勞而引起的斷裂。這兩種應(yīng)力中，引起疲勞斷裂的應(yīng)力要比引起脆性斷裂的應(yīng)力小得多。因此，在分析仿真結(jié)果時(shí)應(yīng)將3應(yīng)力與鍵合絲材料的屈服極限進(jìn)行比較，保證鍵合絲所受的3應(yīng)力值小于鍵合材料的屈服極限值。

通過(guò)仿真，獲得了鍵合絲在振動(dòng)過(guò)程中所受的最大應(yīng)力，其位置在鍵合點(diǎn)頸部區(qū)域 （如圖9所示），說(shuō)明與實(shí)際相符。用MATLAB分別仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，取安全系數(shù)S=1.4并得到如圖10-11所示的鍵合絲所受應(yīng)力與PSD的對(duì)應(yīng)關(guān)系曲線。

圖9 鍵合絲所受最大應(yīng)力所在位置

圖10 Au絲球鍵合PSD與振動(dòng)應(yīng)力關(guān)系曲線

圖11 Al-Si絲楔鍵合PSD與振動(dòng)應(yīng)力關(guān)系曲

根據(jù)圖10-11可獲得如表3所示的不同鍵合形式、材料、絲徑和跨距的鍵合絲的極限應(yīng)力與激勵(lì)PSD關(guān)系表。

表3 鍵合絲極限應(yīng)力及激勵(lì)PSD表

由表3可知：當(dāng)材料相同時(shí)，絲徑越大，跨度越大，能承受的激勵(lì)PSD越小，此時(shí)鍵合絲跨度成為影響振動(dòng)承受能力的主要因素；當(dāng)材料不同而絲徑、跨度相同時(shí)，Al絲所能承受的PSD大于Au絲所能承受的PSD，因?yàn)锳u絲的力學(xué)性能雖優(yōu)于Al絲，但Au絲的密度遠(yuǎn)大于Al絲，從而導(dǎo)致鍵合Au絲的頸部更容易疲勞。

根據(jù)仿真分析結(jié)果可知，在進(jìn)行鍵合絲設(shè)計(jì)和選型時(shí)需要注意的原則有：首先，應(yīng)使需鍵合的焊盤之間的距離盡可能短，從而縮短鍵合絲的跨度，增大鍵合絲的耐振能力；其次，在滿足電性能和其他特殊條件的前提下，應(yīng)優(yōu)先選用Al-Si鍵合絲，因?yàn)樵谕瓤缍认翧l-Si絲的振動(dòng)性能優(yōu)于Au絲的振動(dòng)性能；最后，由于大絲徑、大跨度的鍵合絲的振動(dòng)性能會(huì)大幅下降，因此在設(shè)計(jì)鍵合點(diǎn)時(shí)不能盲目地參照規(guī)范要求，應(yīng)使鍵合距離小于絲徑的100倍，從而使鍵合絲的振動(dòng)性能保持在較高的水平。

4 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)鍵合Au絲和Al-Si絲的隨機(jī)振動(dòng)仿真分析，本文研究了球鍵合與楔鍵合的隨機(jī)振動(dòng)性能，擬合了振動(dòng)應(yīng)力與激勵(lì)功率譜密度的關(guān)系曲線，獲得了不同材料、絲徑、鍵合形式和跨度的鍵合絲在極限應(yīng)力下所能承受的激勵(lì)PSD，上述結(jié)果在一定程度上可為鍵合絲的設(shè)計(jì)和選型提供參考。

[1]何田.引線鍵合技術(shù)的現(xiàn)狀和發(fā)展趨勢(shì) [J].電子工藝專用設(shè)備，2004， 33 （10）： 12-14.

[2]董江，胡蓉.微系統(tǒng)封裝內(nèi)引線鍵合的可靠性[J].電子工藝技術(shù)，2015， 36 （5）： 260-264.

[3]宮在磊，王秀峰，王莉麗.微電子領(lǐng)域中陶瓷劈刀研究與應(yīng)用進(jìn)展 [J].材 料 導(dǎo) 報(bào) ， 2015， 29（9）： 89-94.

[4]呂磊.引線鍵合工藝介紹及質(zhì)量檢驗(yàn) [J].電子工業(yè)專用設(shè)備， 2008 （5）： 53-60.

[5]晁雨晴，楊兆建，喬海靈.引線鍵合技術(shù)發(fā)展 [J].電子工藝技術(shù)，2007，28（4）：205-210.

[6]楊斌.電子設(shè)備的隨機(jī)振動(dòng)仿真分析 [J].電子工藝技術(shù)， 2013， 34 （5）： 299-302.

[7]周桐，張志旭，任萬(wàn)發(fā)，等.典型結(jié)構(gòu)振動(dòng)——加速度綜合環(huán)境試驗(yàn)研究 [J].裝備環(huán)境工程，2015，12（5）：50-55.