鍵合過程中金屬間化合物形成區(qū)域的分布研究

劉 美，王志杰，孫志美，牛繼勇，徐艷博

（恩智浦半導(dǎo)體（中國）有限公司，天津300385）

1 引言

近年來，隨著電子科技的發(fā)展，家用及汽車電子中芯片技術(shù)節(jié)點(diǎn)已經(jīng)更新到了90 nm、40 nm、28 nm、16 nm等，但在電子封裝引線鍵合中仍會(huì)遇到因金屬間化合物（IMC）覆蓋率低而導(dǎo)致在可靠性實(shí)驗(yàn)中發(fā)生銅球脫離鋁層等問題[1]。在引線鍵合中，金線與鋁層相對于銅線與鋁層更易形成金屬間化合物。在同樣的工藝條件下，提高銅線與鋁層之間形成的金屬間化合物的覆蓋率可以通過優(yōu)化鍵合參數(shù)和改變鍵合工具（如設(shè)計(jì)傳輸能量更有效的劈刀）等途徑來實(shí)現(xiàn)。在追求分布均勻并且致密的IMC過程中，常見的有兩種分布，一種是IMC分布較均勻但密度疏松；另一種是IMC致密分布在鋁層與銅球邊緣接觸處，但鍵合區(qū)中心幾乎沒有IMC形成。因此，系統(tǒng)分析引線鍵合過程中IMC形成區(qū)域的分布等問題越來越受到人們的重視。目前，對于該領(lǐng)域人們主要通過有限元模擬和實(shí)驗(yàn)的方法來研究，PAN[2]等用有限元方法比較了鍵合過程中銅引線和金引線產(chǎn)生的應(yīng)力及對焊盤形變的影響，而對于金屬間化合物形成的分析關(guān)注較少。CHEN[3]等人主要研究鍵合參數(shù)pre-bleed對Al-Cu金屬間化合物的分布與IMC覆蓋率的相關(guān)性。JAAFAR[4]研究了Au、Cu、Ag 3種引線與Al在相同溫度不同烘烤時(shí)間下形成的金屬間化合物以及這些條件下的推球測試后鋁層上的裂紋與形貌。TIAN[5]等人研究了Cu/Al金屬間化合物的演化過程，并提出IMC的形成是從銅球邊緣向內(nèi)部形成。目前，通過分析引線鍵合工藝參數(shù)對IMC形成區(qū)域的分布研究較少。因此，本文首先借助有限元模擬仿真來分析引線鍵合工藝參數(shù)對銅球及鋁層的應(yīng)變分布，然后通過開展實(shí)驗(yàn)來分析引線鍵合參數(shù)的變化對IMC形成區(qū)域分布的影響。系統(tǒng)分析引線鍵合過程中各個(gè)階段參數(shù)對IMC形成區(qū)域分布的影響對于電子封裝的引線鍵合工藝具有指導(dǎo)意義。

2 銅引線鍵合機(jī)理及實(shí)驗(yàn)材料與方法

2.1 銅引線鍵合過程和金屬間化合物形成過程

銅引線和焊盤鋁層在法向正壓力（機(jī)器焊頭施加）和切向高頻超聲波振動(dòng)（超聲波的振動(dòng)方向）的共同作用下，引線鍵合界面上發(fā)生高頻切向摩擦，通過產(chǎn)生的高速塑性形變和摩擦升溫，使純凈的裸露銅原子與鋁原子發(fā)生接觸，以金屬鍵的形式形成金屬間化合物。

金屬間化合物是合金組元間發(fā)生相互作用而形成的新相。其晶格類型和性能均不同于任一組元。金屬間化合物形成過程按引線鍵合過程可分為4個(gè)階段，第一階段為在參數(shù)待機(jī)功率的影響下，銅球的表面接近熔融狀態(tài)，大的沖擊參數(shù)對焊盤鋁層形成大的沖擊力與鋁層接觸，在此階段的銅球與鋁層接觸區(qū)域上形成IMC，即此階段銅球有一定大小的形變；第二階段是銅球成形階段；第三階段是機(jī)械摩擦階段，在第一、二階段后銅鋁界面的局部區(qū)域上暫時(shí)形成點(diǎn)連接，然后在正壓力作用下，將超聲波振動(dòng)能量通過形成的點(diǎn)連接傳遞到接觸界面，在界面上產(chǎn)生相對摩擦，由第一、二階段的個(gè)別點(diǎn)摩擦逐漸擴(kuò)大到線、面摩擦；第四階段是固相鍵合階段，在法向正壓力作用下，超聲波振動(dòng)引起的切向應(yīng)力不能切斷形成的連接時(shí)，即金屬間化合物大面積形成。

2.2 典型金屬間化合物形貌及金屬間化合物物相種類

常見的IMC有兩種分布，如圖1（a）和（b），一種是IMC分布較均勻，但密度疏松；另一種是IMC致密地分布在鋁層與銅球邊緣接觸處，但鍵合區(qū)中心幾乎沒有IMC形成。這兩種常見IMC的分布都沒有很好地達(dá)到IMC分布的標(biāo)準(zhǔn)。

圖1 常見的IMC分布的典型形貌

金屬間化合物的種類按照Cu-Al相圖（圖2）可知有很多種類，但是實(shí)際的X射線衍射（X-Ray Diffraction，XRD）檢測中，含量小于5%的相是檢測不出的，而檢測出的物相則為整個(gè)樣品的主要物相。正常條件下，金屬間化合物層的厚度約為100 nm，而目前為止，XRD微區(qū)最小光斑為25 μm。受XRD微區(qū)最小光斑的限制，擴(kuò)散方向即銅金屬向鋁層縱向擴(kuò)散的截面上不能使用XRD檢測金屬間化合物的物相。對于擴(kuò)散方向的截面上的金屬間化合物，本文采用透射電子顯微鏡（Transmission Electron Microscopy，TEM）檢測金屬間化合物的物相[6]。由于TEM的最大制樣大小為7 μm×7 μm，整個(gè)銅球的直徑約50 μm，受樣品大小和TEM檢測中采樣大小的限制，很多區(qū)域的物相是不能完全檢測到的。

圖2 Cu-Al兩相相圖

2.2.1 XRD技術(shù)對IMC物相種類的分析

在XRD實(shí)驗(yàn)中，設(shè)定的實(shí)驗(yàn)條件為銅靶微焦斑光源為30 W，五軸尤拉環(huán)，樣品激光視頻定位，萬特500二維探測器。圖3為XRD實(shí)驗(yàn)中的樣品形貌及微區(qū)檢測區(qū)域。XRD實(shí)驗(yàn)樣品為正常工藝流程的產(chǎn)品在開蓋后顯示出的金屬間化合物如圖3所示，通過X射線微區(qū)結(jié)構(gòu)分析（見圖4）可知金屬間化合物表面及表面向下1 μm深度的物相有Cu、Al、CuAl和CuAl2。

圖3 XRD樣品（50 μm×50 μm）及檢測微區(qū)區(qū)域

圖4 X射線微區(qū)結(jié)構(gòu)分析圖譜

2.2.2 TEM技術(shù)對IMC物相種類的分析

在TEM檢測中，首先在HAADF-STEM模式下確定要分析的金屬間化合物區(qū)域上銅、鋁金屬元素的含量；然后在HRTEM模式下選取要分析位置的物相。本文在HAADF-STEM模式下，確定了要分析金屬間化合物物相的區(qū)域，如圖5所示。然后在要分析的金屬間化合物區(qū)域上從銅球向鋁層做STEM掃描，可得出不同元素隨縱向位置變化的EDX分布，如圖6所示。再通過銅和鋁的EDX分布，可知金屬間化合物層的物相中銅元素原子含量為30%左右，鋁元素原子含量為35%左右。最后在HRTEM模式下分析不同位置處的金屬間化合物的物相：（1）靠近銅球邊緣處的金屬間化合物的結(jié)構(gòu)；（2）在金屬間化合物整個(gè)層的中心靠上、靠下位置的金屬間化合物的結(jié)構(gòu)；（3）靠近鋁層邊緣處的金屬間化合物的結(jié)構(gòu)。在不同位置處的金屬間化合物的物相種類見圖7，通過倒易空間點(diǎn)陣計(jì)算可知，在靠近銅球位置處的金屬間化合物的物相結(jié)構(gòu)為Cu3Al，在金屬間化合物整個(gè)層的中心靠上、靠下位置和靠近鋁層邊緣處的金屬間化合物的結(jié)構(gòu)為CuAl2。

圖5 在HAADF-STEM模式下金屬間化合物層上的物相檢測區(qū)域

圖6 STEM模式下不同元素隨圖5縱向位置變化的EDX分布

圖7 HRTEM模式下不同位置金屬間化合物的物相結(jié)構(gòu)

結(jié)合XRD和TEM分析手段可知，在銅引線鍵合過程中形成的金屬間化合物的主要物相為CuAl2。

2.3 實(shí)驗(yàn)材料與儀器

實(shí)驗(yàn)材料有CMOS 90 nm測試芯片（焊盤大小63 μm×131 μm，鋁層厚度1.2 μm），22.9 μm Pd-Cu引線；實(shí)驗(yàn)設(shè)備為焊線機(jī)；實(shí)驗(yàn)分析儀器有SEM掃描儀JEOL JSM-1T100和推球測試儀Dage-BS250；XRD型號為D8 DISCOVER微聚焦二維衍射儀；TEM型號為Talos F200X。

2.4 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文主要研究引線鍵合過程中不同鍵合階段的不同參數(shù)對形成的IMC分布區(qū)域的影響。本文參數(shù)研究的模式為Force-Scrub-Force(FSF)模式。沖擊速度（Constant Velocity Value，C/V）對鋁層能產(chǎn)生沖擊力的影響，pre-bleed為待機(jī)電流，使銅球處于能量活化的狀態(tài)，恒定值的沖擊速度和一定大小待機(jī)電流作用到銅球的過程設(shè)定為沖擊階段即F沖擊。FSF模式中第一個(gè)F為銅球的成形階段即F成形，研究的參數(shù)有USG成形和F成形；S為銅球和鋁層之間的摩擦階段即S摩擦，研究的參數(shù)主要有USG摩擦和F摩擦；最后一個(gè)F為銅球鍵合階段即F鍵合，研究的參數(shù)有USG鍵合和F鍵合。根據(jù)焊線機(jī)參數(shù)設(shè)置操作界面，具體參數(shù)見表1。首先利用有限元（FEA）模型計(jì)算分析不同的引線鍵合過程中F沖擊、F成形、F摩擦和F鍵合參數(shù)對銅球和焊盤鋁層的應(yīng)變分布和影響，再通過引線鍵合實(shí)驗(yàn)分析不同引線鍵合參數(shù)下的IMC形成區(qū)域的分布。對于沖擊階段，配合引線鍵合參數(shù)pre-bleed來觀察IMC形成區(qū)域的分布；對于成形階段，只改動(dòng)USG成形電流參數(shù)來觀察IMC形成區(qū)域的分布。對于摩擦階段，為了分析此過程中的USG電流、正應(yīng)力、幅值等各個(gè)參數(shù)的作用，首先通過如表2所示的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)（Design of Experiments，DOE）分析所有摩擦參數(shù)USG摩擦、F摩擦、摩擦周期和摩擦幅度對IMC覆蓋率的影響，再通過具體實(shí)驗(yàn)參數(shù)驗(yàn)證DOE結(jié)論并觀察不同摩擦參數(shù)對IMC分布區(qū)域的影響。對于鍵合階段，采用恒定的USG鍵合電流和不同大小的正應(yīng)力F鍵合來觀察IMC形成區(qū)域的分布。通過比較IMC分布區(qū)域的差異、精準(zhǔn)優(yōu)化鍵合參數(shù)來提高IMC覆蓋率。

表1 銅球Force-Scrub-Force的引線鍵合模式和參數(shù)

表2 摩擦階段的參數(shù)對形成IMC影響的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

3 有限元模型及計(jì)算分析

3.1 有限元模型及參數(shù)取值

為研究不同引線鍵合參數(shù)F沖擊、F成形、F摩擦和F鍵合對IMC形成區(qū)域的影響機(jī)理，首先通過有限元分析手段來分析銅球和鋁層應(yīng)力/應(yīng)變分布。有限元（FEA）模型（如圖8所示）是按照同比例放大繪制三維模型后建立，模型中Y軸方向即為劈刀對銅球施加垂直向下力的方向（定義為法向），XOZ面垂直于Y軸并平行于焊盤表面方向（定義為切向）。硅層底部的X、Y、Z方向的自由度為0，劈刀的X、Z方向自由度為0。圖9是在外力作用下銅球底部平面與銅球豎截面形的對應(yīng)圖，通過對比模擬結(jié)果圖片與實(shí)際銅球形變后的圖片有助于分析以下有限元結(jié)果。銅球與Al層之間，劈刀與銅球之間通過面-面接觸連接。模型選用solid185六面體8節(jié)點(diǎn)單元，模型是彈塑性變形模型，在劈刀的上表面施加一定的位移（或外力）。模擬中設(shè)置的材料性質(zhì)參數(shù)見表3。模擬過程中不包含超聲波的傳輸作用，只考慮劈刀、銅球和焊盤鋁層之間的受力、傳力情況。對于焊盤的結(jié)構(gòu)，只考慮簡單的鋁層和硅層，主要去觀察施加的外力對焊盤鋁層的應(yīng)力/應(yīng)變集中位置的影響，即IMC可能形成的位置。由于銅引線鍵合過程中銅球表面為熔融狀態(tài)，銅球內(nèi)部已達(dá)到高溫軟化狀態(tài)，因此銅球的楊氏模量按照軟體材料的楊氏模量做參考，而鋁層在鍵合過程中被加熱到200℃左右，因此選擇200℃時(shí)鋁層的楊氏模量63 GPa。在焊線參數(shù)F沖擊、F成形、F摩擦和F鍵合的模擬中采用顯示動(dòng)力學(xué)和靜力學(xué)耦合分析的形式來分析。

圖9 銅引線后銅球底部平面與銅球豎截面形的對應(yīng)圖

表3 仿真實(shí)驗(yàn)中設(shè)置的材料性質(zhì)參數(shù)

3.2 計(jì)算結(jié)果分析

計(jì)算結(jié)果主要分析不同引線鍵合階段的參數(shù)（F沖擊、F成形、F摩擦和F鍵合）對IMC形成區(qū)域分布的影響。為研究不同引線鍵合參數(shù)對IMC形成區(qū)域的影響機(jī)理，首先通過有限元分析手段來分析銅球和鋁層的應(yīng)變分布。在模擬過程中，考慮重力和沖擊的影響，沖擊階段形成的變形模型直接導(dǎo)入成形階段作為初始模型，然后成形階段變形后的模型再導(dǎo)入摩擦階段作為初始模型進(jìn)行模擬分析，同樣隨后的摩擦階段后的模型導(dǎo)入鍵合階段作為初始模型進(jìn)行模擬分析。在各個(gè)階段模型導(dǎo)入過程中，只導(dǎo)入上階段變形的模型作為下階段的初始模型，而不導(dǎo)入上階段應(yīng)變結(jié)果，因此每一階段產(chǎn)生的應(yīng)變沒有上階段應(yīng)變的疊加作用，每一階段的應(yīng)變分布只代表當(dāng)前階段受到的影響。

3.2.1F沖擊對IMC形成分布的影響

從圖10和圖11的應(yīng)變圖中可以看出，在沖擊力的作用下，銅球與鋁層接觸區(qū)域的應(yīng)變最大。因此，此階段的IMC主要分布在銅球底部尖端與焊盤鋁層接觸的應(yīng)變區(qū)域。圖11中銅球與劈刀接觸區(qū)域應(yīng)變很大，而銅球底部尖端幾乎沒有應(yīng)變。這是因?yàn)榇穗A段銅球處于高溫熔融狀態(tài)，整個(gè)銅球非常軟、有彈性，劈刀對銅球施加的作用力傳輸不到銅球底部尖端；同時(shí)力加載于黏彈性體中將發(fā)生能量損耗，轉(zhuǎn)化為熱能形式，促使界面間更大面積發(fā)生軟化，并在壓力作用下與鋁層緊密接觸。一般液態(tài)金屬中溶質(zhì)擴(kuò)散系數(shù)通常為10-5cm2/s，而固態(tài)金屬中溶質(zhì)擴(kuò)散系數(shù)通常為10-8cm2/s，兩者相差約1000倍。擴(kuò)散系數(shù)的差別反映了擴(kuò)散激活能的差異，說明液態(tài)原子具有較高的勢能。因此，銅球在沖擊階段的原子擴(kuò)散能力最強(qiáng)。

圖10 不同載荷步焊盤鋁層受到的應(yīng)變云圖

圖11 不同載荷步銅球受到的應(yīng)變云圖

3.2.2F成形對IMC形成區(qū)域的影響

在銅球成形階段，隨著銅球變形量的增大，鋁層上的應(yīng)變區(qū)域也在增大，應(yīng)變集中點(diǎn)隨機(jī)分布在鋁層上，如圖12所示，這是因?yàn)樾巫冎饾u變化的過程中，受劈刀形貌、尺寸的影響，銅球整體受力不均勻，此時(shí)的銅球與鋁層的界面已經(jīng)有微小的凹凸不平，因此成形階段后已經(jīng)不存在絕對平的表面，見圖13，銅球底部區(qū)域存在著應(yīng)變分布不均勻現(xiàn)象，因此在銅球底部或鋁層表面上將存在著一定高度和一定面積的突起區(qū)域和凹陷區(qū)域，區(qū)域的尺寸取決于鋁層的厚度和硬度。在IMC界面形成過程中兩個(gè)表面在外力的作用下相互接觸，表面上凸起區(qū)域之間直接接觸后形成IMC，而未能處于緊密接觸狀態(tài)的區(qū)域?qū)]有IMC的形成，此凹凸區(qū)域?qū)㈦S機(jī)分布在銅球和鋁層之間。

圖12 不同載荷步焊盤鋁層受到的應(yīng)變云圖

圖13 不同載荷步的銅球應(yīng)變云圖

3.2.3F摩檫對IMC形成區(qū)域的影響

在銅球與焊盤鋁層的摩擦階段，設(shè)焊盤沿X軸直線平移3 μm。從不同時(shí)刻的應(yīng)變云圖（圖14、15）中可以看出，焊盤鋁層與銅球的邊緣接觸區(qū)域有較大的應(yīng)變，而銅球底面與焊盤鋁層接觸區(qū)域應(yīng)變在不斷地增大。因此，此階段形成的IMC在焊盤鋁層與銅球接觸區(qū)域都存在，并且在應(yīng)變集中區(qū)域形成的IMC更多、更致密。

圖14 不同摩擦載荷步的焊盤鋁層應(yīng)變云圖

3.2.4F鍵合對金屬間化合物形成的影響

此階段的F鍵合大小設(shè)置遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于F成型的大小。從圖16和圖17中可以看出，在F鍵合的作用下，銅球底部平面中心區(qū)和焊盤鋁層中心處應(yīng)變最小，焊盤鋁層上與銅球邊緣接觸處的應(yīng)變最大。因此銅球邊緣與鋁層接觸的區(qū)域最容易形成金屬間化合物，并且隨著施加F鍵合的時(shí)刻改變，整個(gè)接觸區(qū)受到的應(yīng)變也逐漸增加，因此，此階段有利于整個(gè)區(qū)域的IMC形成。

圖15 不同摩擦載荷步的銅球應(yīng)變云圖

圖16 在一定大小的F鍵合下焊盤鋁層不同載荷步受到的應(yīng)變云圖

圖17 在一定大小的F鍵合下銅球在不同載荷步受到的應(yīng)變云圖

4 實(shí)驗(yàn)過程與結(jié)果分析

通過有限元分析與實(shí)驗(yàn)一一對應(yīng)，分析不同引線鍵合參數(shù)下IMC形成的分布區(qū)域。參數(shù)研究的模式為FSF模式。圖18是在較弱參數(shù)下（摩擦周期為1，摩擦幅度為2 μm）的劈刀作用銅球后，銅球的幾何形狀與鋁層上IMC分布的位置，能看出在劈刀的孔尺寸與劈刀倒圓直徑尺寸之間幾乎沒有IMC的形成，或形成的IMC已脫落，沒能牢固地與鋁層結(jié)合。通過有限元模擬結(jié)果可知，此區(qū)域受到的應(yīng)變較小。因此，與各個(gè)階段的模擬仿真實(shí)驗(yàn)相對比，可通過研究不同引線鍵合階段參數(shù)對IMC形成及其分布的影響來尋找提高IMC覆蓋率的方法。研究的焊線參數(shù)有C/V（F沖擊），待機(jī)電流（Pre-bleed），USG成形電流，F(xiàn)成形，USG摩擦電流，F(xiàn)摩擦，摩擦周期，摩擦幅度，USG鍵合電流和F鍵合。以生產(chǎn)線的使用參數(shù)值為基準(zhǔn)值進(jìn)行不同倍數(shù)的調(diào)節(jié)，觀察IMC形成的分布區(qū)域。

圖18 劈刀作用銅球后，銅球幾何形狀與鋁層上IMC形成區(qū)域分布的對應(yīng)圖

在FSF模式下，實(shí)驗(yàn)測試不同引線鍵合階段影響IMC的主要分布區(qū)域如圖19所示，通過對比SF模式和FSF模式可知，當(dāng)USG成形電流趨于零的前提下，它們幾乎沒有太大區(qū)別；當(dāng)關(guān)閉S摩擦后即FF模式，IMC的覆蓋率變化很大；當(dāng)關(guān)閉F鍵合即FS模式后，整個(gè)區(qū)域的IMC都變差了，鋁擠很大，銅球邊緣處的鋁擠上幾乎沒有IMC形成。

圖19 鍵合過程中開關(guān)不同階段的參數(shù)時(shí)形成的典型IMC形貌

以下研究通過配合不同超聲波功率大小來比較和判斷此階段形成的IMC區(qū)域。

4.1 F沖擊對IMC形成區(qū)域分布的影響

在本節(jié)實(shí)驗(yàn)中使用不同大小的待機(jī)電流pre-bleed配合恒定大小的F沖擊來觀察金屬間化合物形成區(qū)域的分布，為了更有效地區(qū)分IMC形成的位置，把FSF模式中的S摩擦關(guān)閉，形成的IMC區(qū)域即是不同pre-bleed參數(shù)下形成的IMC，通過圖20對比不同參數(shù)下IMC的分布，可知IMC形成區(qū)域的變化：當(dāng)待機(jī)電流為0 mAmps，鋁層上與銅球中心接觸區(qū)域幾乎沒有IMC的形成；當(dāng)待機(jī)電流為0.6倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上與銅球中心接觸區(qū)域有少量的IMC形成；待機(jī)電流為2倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上與銅球接觸區(qū)域有大量致密的IMC形成；待機(jī)電流為4倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上與銅球心接觸區(qū)域幾乎有100%覆蓋率且致密的IMC形成。因此，在沖擊階段，在一定大小待機(jī)電流的影響下，鋁層上與銅球的中心接觸區(qū)域首先形成IMC，隨著待機(jī)電流的增大，IMC的形成區(qū)域向銅球的邊緣方向擴(kuò)大。

從圖20中可以看出，當(dāng)待機(jī)電流為2倍基準(zhǔn)值時(shí)，在鋁層上以銅球球心處的水平線分為上下兩個(gè)橢圓區(qū)域，這是由于超聲波是以熔融的銅球球心為振動(dòng)原點(diǎn)，分別沿Y向傳播和振動(dòng)。在沖擊的過程中，銅球也有一定大小的接觸形變，由于受超聲波的影響，因此IMC形成的形貌為2個(gè)橢圓。隨著待機(jī)電流的提高，超聲波的振動(dòng)幅度也增大，銅球的整體能量也升高，當(dāng)待機(jī)電流為4倍基準(zhǔn)值時(shí)，焊盤中心上形成的金屬間化合物覆蓋率更大、更致密。因此，在沖擊階段，IMC主要分布在鋁層與銅球底部尖端接觸的區(qū)域。

圖20 在F沖擊的作用下不同待機(jī)電流形成的IMC形貌

4.2 F成形對IMC形成和分布的影響

在成形階段，在關(guān)閉S摩擦的前提下，當(dāng)F成形恒定時(shí)，通過使用不同大小的USG成形電流來分析觀察IMC的形成區(qū)域。

通過圖21分析可知，當(dāng)USG成形電流為0.5倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上形成的IMC比較少；當(dāng)增加USG成形電流到2倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上的IMC已經(jīng)分布到整個(gè)與銅球接觸的區(qū)域，但這個(gè)過程中，由于USG成形電流的增大，銅球的整體尺寸也變大了；當(dāng)繼續(xù)增加USG成形電流到3.3倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上的IMC已經(jīng)均勻致密地分布到了整個(gè)與銅球接觸的區(qū)域，銅球的鋁擠很明顯。因此，在銅球的變形階段，只要增加USG成形電流，也能增加IMC的覆蓋率。這是因?yàn)檫M(jìn)入成形階段后，由于銅球成形消耗很多能量，銅球整體的能量降低，此時(shí)的銅球已處于軟體狀態(tài)。當(dāng)對成形階段的銅球施加小電流的超聲波時(shí)，銅球仍處于軟體狀態(tài)；當(dāng)對銅球施加大電流的超聲波時(shí)，銅球整體的能量升高，有助于形成致密的IMC。因此，此階段的IMC主要分布在鋁層與銅球接觸的所有區(qū)域。

圖21 在F成形的作用下不同USG成形電流形成的IMC典型形貌

4.3 S摩擦對IMC形成和分布的影響

圖19 中，S摩擦關(guān)閉后，鋁層上幾乎沒有IMC形成，因此可知沒有IMC形成的區(qū)域?yàn)槟Σ岭A段作用的區(qū)域。在本節(jié)實(shí)驗(yàn)中使用摩擦階段的參數(shù)USG摩擦電流、F摩擦、摩擦周期和摩擦幅度設(shè)計(jì)DOE如表4所示，觀察摩擦階段各個(gè)參數(shù)對于摩擦區(qū)域形成的IMC的影響。

表4 摩擦階段各個(gè)參數(shù)對摩擦區(qū)域IMC形成的影響

從表5和圖22中可以看出摩擦階段各個(gè)參數(shù)對摩擦區(qū)域的IMC形成的影響和趨勢：隨著USG摩擦電流的增加，形成的IMC的覆蓋率先降低后升高；隨著摩擦幅度的增大，形成的IMC的覆蓋率增大；隨著F摩擦的增大，形成的IMC覆蓋率減小。

圖22 摩擦階段各個(gè)參數(shù)對摩擦區(qū)域IMC形成影響的趨勢預(yù)測

表5 摩擦階段各個(gè)參數(shù)對摩擦區(qū)域IMC形成影響的評估

4.3.1 摩擦周期和摩擦幅度對IMC形成和分布的影響

為了驗(yàn)證DOE中摩擦周期和摩擦幅度對IMC形成區(qū)域的影響，選不同大小的摩擦周期和摩擦幅度觀察形成的IMC的區(qū)域和覆蓋率，如表6所示。

表6 在FSF模式的不同摩擦周期和摩擦幅度參數(shù)下的推球值和典型IMC形貌

觀察表6可知，通過改變摩擦周期和摩擦幅度能有效控制摩擦區(qū)域IMC的覆蓋率致密度，當(dāng)摩擦周期等于0.5倍基準(zhǔn)值或基準(zhǔn)值時(shí)，隨著摩擦幅度的增大，推球值和IMC的覆蓋率都在增加；當(dāng)摩擦周期等于基準(zhǔn)值時(shí)，隨著摩擦幅度的增大，推球值和IMC的覆蓋率幾乎不再增加。當(dāng)摩擦幅度從0.67倍基準(zhǔn)值增加到1.33倍基準(zhǔn)值的過程中IMC的覆蓋率比摩擦周期增加的過程中IMC的覆蓋率增加明顯。因此，摩擦階段的摩擦幅度比摩擦周期更重要。

4.3.2 USG摩擦對IMC形成和分布的影響

為了觀察參數(shù)USG摩擦電流對摩擦階段形成的IMC的作用區(qū)域，設(shè)定研究的模式為FS模式，F(xiàn)成形的USG成形電流為較小值，S摩擦的摩擦幅度為較小值時(shí)，觀察隨著參數(shù)USG摩擦電流的增大S摩擦的IMC形成的區(qū)域。從表7中可以看出，隨著參數(shù)USG摩擦電流的增大，S摩擦的作用區(qū)域形成的IMC覆蓋率幾乎沒有變化，但是可以清晰地看出，S摩擦的作用區(qū)域（即銅球底部邊緣與鋁層的接觸區(qū)域）形成的IMC的致密度是逐漸增加的。當(dāng)F摩擦較小時(shí)，隨著USG摩擦電流的增加，超聲波很難被抑制住，此時(shí)鋁層上的鋁擠很大。

表7 在FS模式下不同的USG摩擦電流下形成的IMC形貌

4.3.3F摩擦對IMC形成和分布的影響

為了驗(yàn)證DOE中F摩擦對IMC形成的影響，選不同大小的USG摩擦電流和F摩擦觀察形成的IMC區(qū)域和覆蓋率，如表8所示。為了直接體現(xiàn)該過程中IMC的形成規(guī)律，摩擦幅度和摩擦周期設(shè)定為較小值。

通過表8可知，當(dāng)F摩擦較小時(shí)，形成的IMC覆蓋率隨著USG摩擦電流的增大先減小后增大。這是因?yàn)槌暡ㄊ茄豗向傳播和振動(dòng)的，USG摩擦電流越大，超聲波的Y方向的切割作用越顯著，因此，當(dāng)USG摩擦電流增大到1.25倍基準(zhǔn)值時(shí)，摩擦階段形成的IMC的覆蓋率顯著降低；當(dāng)繼續(xù)增大USG摩擦電流到2倍基準(zhǔn)值時(shí)，形成的IMC形貌與USG摩擦電流較小時(shí)形成的IMC明顯不一樣。這是因?yàn)楫?dāng)USG摩擦電流很大時(shí)，形成的IMC主要是超聲波的傳輸摩擦生成的，而且此時(shí)的鋁擠很大、很明顯。當(dāng)F摩擦較大時(shí)，形成的IMC覆蓋率隨著USG摩擦電流的增大而增大。這是因?yàn)楫?dāng)F摩擦較小時(shí)，銅球和鋁層之間的摩擦運(yùn)動(dòng)為滑動(dòng)摩擦，由于滑動(dòng)摩擦產(chǎn)生的摩擦熱而生成一定量的IMC；當(dāng)F摩擦增大到2倍基準(zhǔn)值和3倍基準(zhǔn)值時(shí)，銅球和鋁層之間的滑動(dòng)摩擦力增大，增大的滑動(dòng)摩檫力使銅球和鋁層之間產(chǎn)生了滑移即產(chǎn)生的摩擦熱減少，因此沒有IMC形成；當(dāng)繼續(xù)增大F摩擦到5倍基準(zhǔn)值時(shí)，增大的F摩擦阻礙銅球和鋁層之間的移動(dòng)，由于工作平臺使鋁層運(yùn)動(dòng)，此時(shí)的靜摩擦力也變大，因此在界面上迅速生成大量IMC晶核，IMC的覆蓋率明顯增加，在IMC圖片上能夠看到很大的IMC粗條紋在鋁層上。因此，隨著F摩擦的增加，IMC的覆蓋率先減小后增大。

表8 在FSF模式下，不同的USG摩擦電流形成的IMC形貌

圖23 和圖24是表8中IMC的覆蓋率平均值對不同大小的USG摩擦電流和不同范圍的F摩擦參數(shù)而做的IMC覆蓋率變化的曲線圖。從圖中可知，在不同大小的USG摩擦電流的影響下，F(xiàn)摩擦參數(shù)在1倍基準(zhǔn)值到5倍基準(zhǔn)值的范圍內(nèi)時(shí)，當(dāng)USG摩擦電流較小時(shí)，IMC覆蓋率隨著F摩擦的增大先減小后增大；當(dāng)USG摩擦電流較大時(shí)，IMC覆蓋率隨著F摩擦的增大而增大；在不同大小的F摩擦的影響下，USG摩擦電流參數(shù)在0 mAmps到2.5倍基準(zhǔn)值的范圍時(shí)，當(dāng)F摩擦較小時(shí)，IMC覆蓋率隨著USG摩擦電流的增大先減小后增大；當(dāng)F摩擦較大時(shí)，IMC覆蓋率隨著USG摩擦電流的增大而增大。

圖23 在不同大小USG摩擦電流影響下不同范圍F摩擦參數(shù)對形成IMC覆蓋率影響的趨勢

圖24 在不同大小F摩擦影響下不同范圍的USG摩擦電流參數(shù)對形成IMC覆蓋率影響的趨勢

因此，在摩擦階段，IMC在鋁層與銅球接觸的區(qū)域形成，但I(xiàn)MC主要分布在鋁層與銅球邊緣接觸的位置。

4.4 F鍵合對IMC形成和分布的影響

通過對比圖19中F鍵合關(guān)閉的FS模式和F鍵合打開的FSF模式的IMC狀態(tài)可知，鍵合階段能夠影響整個(gè)鋁層與銅球接觸的IMC形成區(qū)域，此階段能夠提高IMC的覆蓋率。在本節(jié)實(shí)驗(yàn)中首先關(guān)閉S摩擦，即在FF模式下觀察不同大小參數(shù)USG鍵合電流和F鍵合對形成的IMC覆蓋率的影響；然后使用鍵合階段恒定的USG鍵合電流配合不同大小的F鍵合來觀察金屬間化合物形成的區(qū)域。

從圖25中可以看出，S摩擦關(guān)閉時(shí)，當(dāng)F鍵合為基準(zhǔn)值時(shí)，隨著USG鍵合電流的增大，銅球底部邊緣處與鋁層接觸區(qū)域的IMC變得更致密；當(dāng)F鍵合為5倍基準(zhǔn)值時(shí)，隨著USG鍵合電流的增大，整個(gè)銅球底部與鋁層接觸區(qū)域IMC變得更均勻、更致密。因此，大的USG鍵合電流和大的F鍵合配合使用能有效提高IMC的覆蓋率。

圖25 FF模式下，不同大小的USG鍵合電流和F鍵合時(shí)形成的IMC形貌（SEM放大倍數(shù)相同）

通過圖25可知，大的F鍵合有利于提高IMC的覆蓋率，設(shè)定恒定的USG鍵合電流配合不同大小的F鍵合來觀察對IMC形成區(qū)域的影響，如圖26。在恒定的USG鍵合電流下，當(dāng)鍵合力為基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上的IMC區(qū)域較小，鋁擠較大；當(dāng)逐漸增加鍵合力到6倍基準(zhǔn)值時(shí)，鋁層上的IMC區(qū)域逐漸增大，鋁擠逐漸減小。因此，在相同USG電流狀態(tài)下（保證USG電流滿足IMC大量形成），壓力大小直接決定了IMC形成的區(qū)域大小，F(xiàn)鍵合越大，越有利于銅球邊緣處形成IMC。

圖26 恒定USG鍵合電流下不同大小的F鍵合時(shí)形成的IMC形貌（SEM放大倍數(shù)相同）

因此，在鍵合階段，鋁層與銅球接觸的區(qū)域都有IMC的形成，但I(xiàn)MC主要分布在鋁層與銅球邊緣接觸的位置。參數(shù)USG鍵合電流和F鍵合的增加有利于鋁層與銅球邊緣接觸區(qū)域IMC的形成。

5 結(jié)論

本文采用有限元仿真模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的分析方法開展研究。首先通過建立有限元模型來模擬銅引線鍵合過程中不同階段參數(shù)對焊盤鋁層應(yīng)變的分布，然后通過實(shí)驗(yàn)分析不同階段引線鍵合參數(shù)對IMC形成區(qū)域分布的影響，得到以下結(jié)論：

（1）有限元模擬的應(yīng)變分布與實(shí)際的金屬間化合物形成的分布位置一一對應(yīng)，即在沖擊階段，IMC主要分布在鋁層與銅球底部尖端接觸的區(qū)域；在成形階段，IMC主要分布在鋁層與銅球接觸的所有區(qū)域；在摩擦階段和鍵合階段，鋁層與銅球接觸的區(qū)域都有IMC的形成，但I(xiàn)MC主要分布在鋁層與銅球邊緣接觸的位置。

（2）IMC形成是由沖擊階段的鋁層與銅球底部尖端接觸區(qū)域開始形成，通過成形階段，摩擦階段和鍵合階段向銅球邊緣逐漸形成；

（3）在劈刀的作用下，銅球與鋁層接觸后，產(chǎn)生的應(yīng)變越大，越有利于IMC的形成；

（4）摩擦周期和摩擦幅度能補(bǔ)全沒有IMC形成的區(qū)域，通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)比較，摩擦幅度對于摩擦階段的IMC形成更重要；IMC的覆蓋率與USG摩擦電流和F摩擦形成的曲線表明，當(dāng)F摩擦較小時(shí)，IMC覆蓋率隨著USG摩擦電流的增大先減小后增大；當(dāng)F摩擦較大時(shí)，IMC覆蓋率隨著USG摩擦電流的增大而增大。