硅鋁絲引線鍵合參數(shù)化建模仿真

蔣玉齊，劉書利，夏晨輝，王毅恒，陳橋紅，周超杰

（無錫中微高科電子有限公司，江蘇無錫 214035）

1 引言

引線鍵合主要有球形焊接和楔形焊接兩種形式，具體工藝技術(shù)有熱壓焊、超聲焊、熱超聲焊等。鋁絲鍵合通過超聲振動能量和較低的鍵合壓力共同作用，將芯片壓焊區(qū)與管殼引腳用鋁絲（通常為硅鋁絲）連接起來。與金絲鍵合技術(shù)相比，鋁絲成本低，可在室溫下實現(xiàn)鍵合，在結(jié)合面不易生成金屬間化合物。因此，鋁絲楔焊的成本低、操作簡便、更可靠，廣泛應(yīng)用于功率器件、微波器件、光電器件和高可靠氣密性封裝中［1-4］。

廖小平等人［5］研究了鋁絲楔焊鍵合過程中的線弧參數(shù)對鍵合拉力的影響，分析了線弧高度、線弧起始角度、拉弧過程中反向距離與鍵合拉力之間的關(guān)系。張軍等人［6］研究了硅鋁絲鍵合的關(guān)鍵工藝參數(shù)，如劈刀高度、超聲功率、超聲時間和鍵合壓力對鍵合強(qiáng)度的影響。以提高鍵合強(qiáng)度為目標(biāo)，采用響應(yīng)曲面法，建立了鍵合強(qiáng)度與工藝參數(shù)之間的響應(yīng)曲面模型，確定最優(yōu)的工藝參數(shù)組合，通過試驗驗證了該方法的有效性，達(dá)到提高鍵合工藝可靠性的目的。引線鍵合拉力測試為破壞性試驗分析手段。目前尚未見到通過三維實體有限元模型來定量預(yù)測硅鋁絲鍵合的拉力測試強(qiáng)度的報道，也未見到鍵合過程中引入的初始塑性變形對鍵合拉力強(qiáng)度值的影響的報道。本文通過大型有限元分析軟件Abaqus 建立參數(shù)化三維硅鋁絲鍵合模型，將理論分析、有限元分析和實驗驗證相結(jié)合，分析拉力測試過程中硅鋁絲的應(yīng)力與變形，預(yù)測硅鋁絲的鍵合拉力強(qiáng)度，以期為工藝的評估提供快速有效的方法。

2 力學(xué)模型理論分析

硅鋁絲鍵合的弧線通常只有1 個彎折點(diǎn)。弧線可以簡單近似為2 段折線。當(dāng)弧線的2 個鍵合點(diǎn)位于同一高度平面時，在拉力測試狀態(tài)下，弧線兩端和最高點(diǎn)可以近似為三角形，如圖1（a）所示。假設(shè)弧線的水平長度（跨度）為L，弧線最高點(diǎn)靠近左端點(diǎn)，水平位置為xL，其中0＜x≤0.5。相應(yīng)地，最高點(diǎn)到右端點(diǎn)的水平距離為(1-x)L。

假設(shè)F 為拉脫力，在鍵合點(diǎn)的分力分別為F1和F2，則可建立式（1）和（2）：

圖1 硅鋁絲引線互連拉力測試

由于拉脫瞬間破斷點(diǎn)通常位于靠近弧線最高點(diǎn)的一端，根據(jù)上述方程式，拉脫力可表達(dá)為式（3）：

根據(jù)F1=σ·S=σ·，其中σ 為抗拉強(qiáng)度，S 為硅鋁絲的截面積，D 為硅鋁絲的直徑，式（3）可轉(zhuǎn)變?yōu)槭剑?）：

可見，對于相同線徑的硅鋁絲，其拉脫力的大小與形狀因子成正比。形狀因子越大，引線的拉脫力也越大。如圖1（b）所示，當(dāng)兩端鍵合點(diǎn)存在高度差h1時，弧線的形狀因子為：

圖2（a）反映了2 個鍵合點(diǎn)沒有高度差時，弧線最高點(diǎn)位置對形狀因子的影響，即對拉脫力的影響。當(dāng)x趨于0 時，形狀因子接近最大極限值1.0。當(dāng)x 取最大值時，也就是弧線最高點(diǎn)位于2 個焊點(diǎn)中間時，形狀因子有最小值，也就是拉脫力最小。從趨勢上看，x 越小，拉脫力越大。這一規(guī)律與實驗觀察一致。x=0.3～0.5 時，曲線相對平緩。工程上通常取x=0.3～0.4，同時觀察弧高與弧長這2 個鍵合參數(shù)的影響，當(dāng)弧高h(yuǎn)=0.2 mm時，弧長L=2 mm 時的拉脫力比L=3.5 mm 時的拉脫力大，弧高h(yuǎn)=0.3 mm 時也有類似規(guī)律；而對于相同弧長的引線，弧高h(yuǎn)=0.3 mm 時的拉脫力比h=0.2 mm 時的拉脫力要大。從效應(yīng)來看，弧長的影響更為顯著。2 個鍵合點(diǎn)不在同一高度時，距離弧線最高點(diǎn)最近的左鍵合點(diǎn)也相對較高時拉脫力相對較大，如圖2（b）所示。

圖2 弧線形狀參數(shù)對形狀因子的影響

3 有限元仿真模型

硅鋁絲楔形鍵合是在超聲波振動和劈刀壓力共同作用下實現(xiàn)的，因此鍵合時劈刀施加的超聲振動功率、劈刀壓力以及鍵合時間是影響鍵合點(diǎn)可靠性的主要工藝參數(shù)。在足夠高的超聲波鍵合能量、足夠大的鍵合壓力和足夠長時間的超聲波作用下，引線與焊盤形成牢固的冶金鍵合。如圖3 所示，形成的鍵合點(diǎn)形貌主要通過如下3 個參數(shù)來描述：厚度方向的形變量（例如45%的形變量表示焊點(diǎn)的厚度僅為引線直徑的55%）、鍵合點(diǎn)的寬度（L1）以及鍵合點(diǎn)的長度（L2）。本文提出的仿真模型假設(shè)引線與焊盤的鍵合界面足夠牢靠，在劈刀抬起時不會發(fā)生脫焊。將焊點(diǎn)簡化為上下都被削平了的紡錘體三維模型，只需提供焊點(diǎn)形變量參數(shù)（工藝上一般設(shè)定為40%～50%），取焊點(diǎn)形變量為45%，對應(yīng)紡錘體的厚度為線徑的55%。根據(jù)體積不變原理，通過Abaqus 有限元仿真軟件自帶的Python 程序不斷循環(huán)，可以自動確定焊點(diǎn)的鍵合寬度（L1），從而自動創(chuàng)建鍵合點(diǎn)模型。為了模擬鍵合過程中劈刀抬起時在第一焊點(diǎn)引入的初始塑性變形，引線鍵合仿真模型中增加了簡化的劈刀部件（見圖4）。

圖3 鍵合點(diǎn)的形貌尺寸參數(shù)

圖4 第一鍵合點(diǎn)及其附近的劈刀模型

最終的硅鋁絲鍵合及拉力測試的有限元仿真模型如圖5 所示，仿真模型中除了引線、焊盤、鍵合指之外，還有簡化的劈刀模型和拉鉤模型。由于劈刀和拉鉤的變形可以忽略，在模型中被設(shè)置為剛體部件，只需對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，而不需要對其設(shè)置材料屬性。其他材料的力學(xué)性能參數(shù)如表1 所示。其中，硅鋁絲的成分為99%的Al 和1%的Si，而焊盤（此時稱為鍵合指）為純鋁材料或銅。硅鋁絲的延伸率較小，僅有5%左右，且其應(yīng)力達(dá)到屈服點(diǎn)之后，應(yīng)力水平基本沒有變化［1］。

圖5 有限元仿真模型

表1 仿真模型中的材料參數(shù)

4 仿真結(jié)果與討論

4.1 仿真結(jié)果

仿真過程分為2 步。第一步模擬鍵合過程中劈刀上移對第一焊點(diǎn)造成的損傷。第二步模擬硅鋁絲拉力測試過程，獲得鍵合引線的拉脫力。劈刀的抬起動作在第一焊點(diǎn)引入的初始塑性變形就相當(dāng)于第二步弧線拉力測試之前的初始應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，弱化了第一焊點(diǎn)的抗拉能力。因此，在后續(xù)拉力測試時，第一焊點(diǎn)破斷是最常見的失效模式。硅鋁絲的塑性變形為延展性塑性變形，通常會伴隨一定的頸縮現(xiàn)象。為了更好地觀察這一現(xiàn)象，將拉鉤位于最高位置與第一焊點(diǎn)之間的中間部位，見圖6（a）。隨著拉鉤的逐漸上移，拉鉤兩側(cè)的弧線都首先被拉直，隨后在第一焊點(diǎn)或者第二焊點(diǎn)甚至拉鉤附近的弧線將在逐漸加大的拉力作用下發(fā)生塑性變形，嚴(yán)重時可觀察到明顯的頸縮現(xiàn)象。這一仿真結(jié)果與DANAHER［7］的實驗觀察相符。頸縮變形斷口兩側(cè)分別呈圓錐狀和杯狀，如圖6（b）所示。本模型僅展示硅鋁絲的塑性行為，并不展示硅鋁絲的損傷行為（如裂紋的開裂），因此隨著拉鉤的不斷上移，不會觀察到硅鋁絲的完全斷裂，僅呈現(xiàn)出越來越細(xì)的頸縮。

圖6 弧線拉力測試過程中硅鋁絲的應(yīng)力變化與頸縮變形

在弧線拉力測試仿真中，拉力的大小可以通過弧線施加給拉鉤的反作用力來表征，因此可以獲得拉鉤的反作用力隨時間變化的曲線。該曲線的最大值就對應(yīng)弧線的鍵合拉力，也對應(yīng)頸縮開始明顯的時刻。圖7為弧線拉力測試過程中拉力隨時間的變化曲線，在拉鉤與弧線接觸前，弧線施加給拉鉤的反作用力為0 N。隨著拉鉤上提并與弧線接觸，弧線施加給拉鉤的反作用力也逐漸加大（應(yīng)變硬化）。當(dāng)拉力達(dá)到最大值（約0.3 N），由于硅鋁絲的頸縮效應(yīng)，即使拉鉤繼續(xù)上提，所需克服的拉力卻變得越來越小。這個拉力的峰值就是測試得到的最大拉力值（拉脫力）。

觀察斷點(diǎn)的開裂失效部位，可見仿真結(jié)果與觀察到的典型的裂紋開裂部位相符（見圖8），開裂位置就是硅鋁絲與焊盤連接部位（焊點(diǎn)根部上表面）。

圖7 弧線拉力測試過程中拉力隨時間的變化曲線

圖8 弧線拉力測試斷點(diǎn)

4.2 劈刀動作對鍵合拉力的影響

針對線徑為50 μm、線長為2 mm、弧高為300 μm、高點(diǎn)水平位置x 為0.4、2 個鍵合點(diǎn)無高度差的情形，比較了劈刀動作對鍵合拉力的影響，拉鉤反作用力隨時間的變化曲線如圖9 所示。當(dāng)有限元模型中有劈刀升起，即在鍵合過程中引入初始塑性變形時，拉脫力等于3.13 N，小于沒有初始塑性變形時的拉脫力3.16 N。二者相差不明顯，可能是因為引入的初始塑性變形是擠壓變形而不是拉伸變形。不過，比較圖9（a）（b）兩條曲線的形狀可知，當(dāng)不考慮劈刀的作用即不考慮初始塑性變形時，曲線在到達(dá)峰值之前相對平緩，這意味著允許更多的延性塑性變形；而考慮劈刀作用時，曲線較為陡峭。分別觀察二者在拉鉤反作用力最大時刻焊點(diǎn)的塑性變形，表明模型中引入初始塑性變形時，在反作用力最大時塑性變形也更大。這使得拉力測試過程中弧線的破斷位置通常位于第一焊點(diǎn)。

圖9 拉鉤反作用力隨時間的變化曲線

4.3 拉鉤位移量的驗證

可以通過拉力測試過程中拉鉤的位移量來間接反映拉力與硅鋁絲的頸縮。為此設(shè)計弧線的弧長為3.0 mm（2 點(diǎn)間跨距），弧高為0.25 mm，弧線最高位置為中間位置，絲徑為31.75 μm，拉力測試位置為弧線的最高位置。通過仿真分析，觀察拉鉤的拉力及其位移，結(jié)果表明，拉鉤對弧線向上拖拉，根據(jù)作用力與反作用力原理，弧線對拉鉤施加反作用力。第一焊點(diǎn)的塑性變形如圖10 所示，拉鉤的位移達(dá)到51 μm 時，拉鉤的作用力達(dá)到峰值，之后繼續(xù)上拉時弧線繼續(xù)上移，反作用力回落，直到弧線在第一焊點(diǎn)的部位出現(xiàn)頸縮破斷，仿真預(yù)測斷點(diǎn)在第一焊點(diǎn)位置。為了驗證弧線對拉鉤的承拉能力，通過手動模式（此時設(shè)備無法感知測試?yán)Γ?，逐步提起拉鉤，當(dāng)拉鉤的位移達(dá)到80 μm 時，弧線完全斷開，斷點(diǎn)就在第一焊點(diǎn)，如圖11所示?？梢姡桎X絲鍵合拉力測試模型對弧線的頸縮與斷裂位置有較好的預(yù)測。

圖10 第一焊點(diǎn)的塑性變形

圖11 弧線在拉力作用下在第一焊點(diǎn)破斷

4.4 仿真模型的進(jìn)一步驗證與參數(shù)化仿真分析

為了進(jìn)一步驗證參數(shù)化硅鋁絲鍵合拉力測試模型，針對線徑、線長、弧高、高點(diǎn)水平位置及拉鉤位置共6 個參數(shù)做了相關(guān)實驗設(shè)計（DOE），見圖12。DOE 仿真結(jié)果和測試結(jié)果如表2 所示。表中給出了拉力測試實驗的均值及測試結(jié)果的波動（標(biāo)準(zhǔn)偏差/均值×100%）、仿真結(jié)果以及仿真結(jié)果與測試均值的誤差。通過DOE 仿真分析與測試對比驗證，如果不考慮測試波動，硅鋁絲互連仿真模型的拉力預(yù)測結(jié)果誤差在10%以內(nèi)，中位數(shù)變小時拉脫力變大，與理論分析相符。而由對比驗證組Test 1、Test 1a、Test 1c 可知，在弧線形狀固定的情況下，拉鉤位置位于弧線最高點(diǎn)位置時拉脫力相對最大。對比驗證組Test 3、Test 3a、Test 3c也有類似結(jié)論。

圖12 硅鋁絲鍵合仿真模型

表2 DOE 試驗的仿真與測試結(jié)果對比驗證

5 結(jié)論

本文研究了硅鋁絲引線鍵合和拉力測試過程中的受力情況。在力學(xué)理論計算模型中引入了弧線形狀因子，該因子的大小與拉脫力成正比，弧線的相關(guān)參數(shù)均在此形狀因子中得到體現(xiàn)。建立了三維、參數(shù)化的楔形焊點(diǎn)模型，考慮了鍵合過程中劈刀抬起動作對第一焊點(diǎn)的損傷的影響。針對鍵合工藝參數(shù)、模型參數(shù)（線徑、線長、弧高等）、測試參數(shù)（測試位置等）進(jìn)行參數(shù)化分析。通過建立硅鋁絲楔焊鍵合拉力測試仿真模型，預(yù)測鍵合拉力，分析相關(guān)參數(shù)對鍵合拉力的影響，總結(jié)歸納相關(guān)規(guī)律，為生產(chǎn)線提供工程技術(shù)參考。通過進(jìn)行DOE 仿真分析與測試對比驗證，結(jié)果表明，硅鋁絲互連仿真模型的拉力預(yù)測準(zhǔn)確度約為95%。在后續(xù)工作中，將會將此模型應(yīng)用于金絲鍵合和銅線鍵合研究。