金絲在鍍銀銅支架上的鍵合性能研究*

肖雨辰，吳保安，唐會(huì)毅,，欒佰峰，譚驍洪， 楊曉玲，蔡欣男，謝 勇，孫 玲，李 鳳

(1. 重慶材料研究院有限公司，重慶 400707； 2. 重慶大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，重慶 400044； 3. 中國電子科技集團(tuán)公司 第二十四研究所，重慶 400030)

0 引 言

引線鍵合是集成電路及半導(dǎo)體分立器件在電子封裝中廣泛應(yīng)用的技術(shù)之一[1]。鍵合絲作為引線鍵合的關(guān)鍵材料，能夠?qū)崿F(xiàn)內(nèi)部芯片與外部框架的電連接，同時(shí)還能起到傳熱等輔助作用。鍵合絲主要包括金絲、硅鋁合金絲、銀絲、銅絲等。目前，金絲是在各個(gè)領(lǐng)域最常用的鍵合絲，銀絲則主要在LED照明領(lǐng)域應(yīng)用，而硅鋁合金絲、銅絲、等主要用于民用或低檔電路中[2-4]。在航空、汽車、導(dǎo)航等對電子元器件可靠性及壽命要求較高的領(lǐng)域，易氧化/硫化的銀絲、硬度大易損傷芯片的銅絲仍然無法替代傳統(tǒng)的金絲[5-6]。因此直至目前為止，金絲在鍵合絲材料中的地位仍然無可替代。

近年來，鍵合金絲的研究仍大多側(cè)重Au絲本身的組織優(yōu)化與機(jī)械性能提升[7, 8]，而在可靠性方面，由于Au絲在Al焊盤/支架上的鍵合是最傳統(tǒng)且較為常見的應(yīng)用情況，因此大多相關(guān)報(bào)道均局限于研究Au-Al鍵合界面的組織性能：通過在Au絲的基體中添加合金元素優(yōu)化Au-Al鍵合界面的可靠性[9-11]。然而，該類報(bào)道也表明，雖然添加Pd、Pt、Cu等元素對鍵合金絲機(jī)械性能及熱影響區(qū)的調(diào)控作用較為明顯，但在鍵合可靠性上，僅能在一定程度上抑制Au-Al鍵合高可靠性最大的障礙——“紫色瘟疫”AuxAl金屬間化物(IMC)的生長[12]。在長時(shí)間的時(shí)效后，脆性IMC層的厚度仍然能增大至數(shù)微米，且往往伴生微裂紋，引起焊點(diǎn)可靠性的大幅度降低及界面電阻的急劇增加[13]。鑒于Au-Al鍵合可靠性的不足，在需要高可靠性的應(yīng)用場合，相關(guān)電路往往采用Au-Ag鍵合、Au-Au鍵合等方式來規(guī)避AuxAl，然而對于Au-Ag鍵合界面可靠性研究的相關(guān)報(bào)道卻很少，在鍵合金絲日益國產(chǎn)化的今天，不利于高可靠場合中鍵合金絲及其應(yīng)用技術(shù)的進(jìn)步。

本文在該現(xiàn)狀下，以制備的4N高純Au絲(>99.99%)將2835LED芯片與鍍Ag支架鍵合，對LED燈珠樣品進(jìn)行較為系統(tǒng)的加速壽命試驗(yàn)，對比試驗(yàn)前后金絲鍵合強(qiáng)度的變化，研究分析Au-Ag鍵合界面的元素?cái)U(kuò)散情況，為高純金絲在更多場合的高可靠應(yīng)用起到一定的借鑒及推動(dòng)作用。

1 實(shí) 驗(yàn)

鍵合金絲制備時(shí)，采用5N級黃金為主原料，在真空感應(yīng)熔煉中加入約600×10-6的其他微量元素用于提升Au絲機(jī)械及加工性能，隨后進(jìn)行真空連鑄及多模拉拔制備出直徑25 μm的Au絲，最后經(jīng)過在線清洗及退火后復(fù)繞至線軸上，得到待用鍵合金絲樣品。制備的鍵合金絲最終純度>99.99%，拉斷力≥6cN，斷裂延伸率≥8%。鍵合試驗(yàn)采用的2835 LED芯片(Au焊盤)從晶元光電股份有限公司購置，支架(鍍Ag)從博羅沖壓精密工業(yè)有限公司購置。在支架上利用ASM860自動(dòng)固晶機(jī)進(jìn)行固晶后，采用BBOS模式進(jìn)行連續(xù)打線，以制備的Au絲將芯片與支架進(jìn)行鍵合(采用的設(shè)備為ASM-XTREME自動(dòng)焊線機(jī))。最終將LED燈珠以康美特1299硅膠(KMT-1299)進(jìn)行塑封。

針對Au絲封裝的LED燈珠進(jìn)行的3種加速壽命測試參數(shù)見表1，其中，高溫儲(chǔ)存壽命測試(High-temperature-storage lifetime tests, HTST)和溫度、偏壓和使用壽命(Temperature, bias and operating life, TBOL)試驗(yàn)在JX-3080B高溫恒溫箱中進(jìn)行，溫度循環(huán)測試(Temperature cycle test, TCT)在EXCAL4025TE溫度循環(huán)試驗(yàn)箱中進(jìn)行。TBOL試驗(yàn)后的破壞性拉力測試按照MIL-STD-883H 方法2011.8進(jìn)行，Au焊球的推力測試按照J(rèn)ESD22-B116B-2017進(jìn)行。

表1 加速壽命試驗(yàn)參數(shù)及參照標(biāo)準(zhǔn)Table 1 Parameters and reference standards of the accelerated life tests

通過機(jī)械拋光法制備用于Au-Ag鍵合點(diǎn)樣品，將制備的LED燈珠鑲嵌于透明樹脂中，并以砂紙研磨至2000目，最后用金剛石拋光膏拋光，得到Au-Ag鍵合點(diǎn)的截面樣品。掃描電鏡試驗(yàn)采用的設(shè)備型號為EVO 10 CARL ZEISS，元素面分布及線掃描測試在Shimadzu-EPMA 1720電子探針上進(jìn)行。

2 結(jié)果與討論

2.1 Au-Ag鍵合后的芯片形貌及鍵合強(qiáng)度分析

如圖1(a)所示，制備的Au絲表面光潔無劃痕且直徑均勻，從SEM照片中測量得到的直徑為25.05 μm。研究表明，適宜的燒球參數(shù)對Au絲的可靠性具有重要影響[14]，本文通過優(yōu)化電火花放電燒球的電流大小及時(shí)間，形成的無空氣球(Fee air ball, FAB)球形度好且無偏心，直徑為56.06 μm(圖1(b))，處于2倍至2.5倍絲徑之間，滿足鍵合使用要求。采用熱壓超聲焊工藝(BBOS模式)Au絲鍵合LED芯片Au焊盤和底部鍍Ag支架，可以看到Au-Au鍵合點(diǎn)(第一焊點(diǎn))大小均勻，F(xiàn)AB被劈刀壓扁后未超出金焊盤區(qū)域。Au-Ag鍵合點(diǎn)(第二焊點(diǎn))外觀及線弧外觀良好(圖1(c))，表明制備的高純Au絲具有良好的可鍵合特性。圖1(c)中標(biāo)明了燈珠正常工作時(shí)的電流方向(后文TBOL試驗(yàn)中施加偏壓時(shí)的電流方向)，LED燈珠中電流由鍍Ag支架流向正極Au絲并進(jìn)入芯片，隨后由負(fù)極Au絲流向鍍Ag支架。燈珠塑封后的外觀如圖1(d)所示，可知塑封后Au絲的線弧外觀及焊點(diǎn)均無明顯變化，無踏絲、歪絲，虛焊等現(xiàn)象，表明制備的Au絲能夠承受住塑封過程引起的應(yīng)力。

圖1 (a)Au絲的SEM照片；(b)Au絲FAB的SEM照片；(c)打線后的LED燈珠的光學(xué)照片；(d)塑封后的LED燈珠的光學(xué)照片F(xiàn)ig.1 (a) SEM image of as-prepared Au wire;(b) SEM image of the FAB of Au wire; (c) optical photograph of LED chips after bonding; (d) optical photograph of LED chip after sealing

采用自動(dòng)焊線機(jī)制備足夠的LED燈珠樣品后進(jìn)行了表1所示的3種加速壽命實(shí)驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示?？芍?，以制備的Au絲打線獲得的LED燈珠樣品在經(jīng)過HTST、TBOL及TCT后，均無死燈現(xiàn)象，即制備的Au絲仍然處于可實(shí)現(xiàn)芯片與支架電連接的正常工作狀態(tài)，表明制備的Au絲具有良好的可靠性。

表2 加速壽命試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of the accelerated life test

在LED燈珠的服役過程中，長時(shí)間的高溫及通電狀態(tài)是最為常見的一種工作條件。為進(jìn)一步確認(rèn)Au絲及鍵合界面在該環(huán)境條件下的性能變化情況，分別對TBOL試驗(yàn)前后Au絲的鍵合拉力及焊點(diǎn)推力進(jìn)行了測試，結(jié)果如圖2所示。由圖2(a)可知，TBOL試驗(yàn)前后Au絲的線弧拉力均處于0.012 kg左右，遠(yuǎn)大于MIL-883H要求的0.003 kg要求，且試驗(yàn)前后無明顯變化；從圖2(b)中可以看到，焊點(diǎn)的剪切力均大于0.05 kg，遠(yuǎn)大于JESD-22 B116A要求的0.033 kg，并且焊點(diǎn)(Au絲與Ag支架的鍵合點(diǎn))的推力值在加速壽命試驗(yàn)后明顯上升，其中，正極Au絲的Au-Ag焊點(diǎn)推力均值在TBOL試驗(yàn)后上升0.0057 kg(10.16%)，負(fù)極Au絲在試驗(yàn)后焊點(diǎn)推力均值上升0.0055 kg(9.52%)。以上結(jié)果表明，制備的鍵合Au絲在高溫/電流加載的試驗(yàn)條件下經(jīng)過1000 h后，其本身的力學(xué)性能無明顯下降(若有下降，將導(dǎo)致鍵合拉力下降)，且其鍵合推力的增大意味著Au絲與鍍Ag支架之間的可靠性反而有了提高。

圖2 TBOL試驗(yàn)前后的(a)引線拉力；(b)焊點(diǎn)推力Fig.2 (a) Wire pull strengths and (b) ball shear strengths before and after TBOL test

2.2 Au-Ag鍵合點(diǎn)的元素?cái)U(kuò)散行為研究

為進(jìn)一步確認(rèn)所制備的Au絲的可靠性，將TBOL試驗(yàn)后的LED燈珠中硅膠完全溶解去除后，進(jìn)行了表面形貌觀察。如圖3(a)所示，試驗(yàn)后Au絲的線弧外觀及焊點(diǎn)形貌均無明顯變化。為研究試驗(yàn)前后鍵合界面上的微觀組織變化，分別將燈珠中正極Au絲及負(fù)極Au絲的Au-Ag鍵合點(diǎn)機(jī)械拋光后進(jìn)行觀察。TBOL前的Au-Ag鍵合點(diǎn)如圖3(b)所示，從背散射電子(BSE)像上可見，Au絲、Ag鍍層及支架銅基底3種材料的界面較為清晰，鍵合界面附近未發(fā)現(xiàn)明顯的IMC存在。實(shí)際上，由于Au與Ag均具有立方結(jié)構(gòu)及近似的晶格參數(shù)，二者在液相及固相均能無限互溶[2，15]，即理論上Au-Ag鍵合界面不會(huì)形成二者的IMC。將圖3(c)和圖3(d)與圖3(b)對比可知，經(jīng)過1000 h的高溫/偏壓后，正極及負(fù)極絲的Au-Ag鍵合界面均無明顯變化，也未觀察到微裂紋擴(kuò)展及界面孔洞出現(xiàn)。另外，在非鍵合界面的地方，發(fā)現(xiàn)銀鍍層存在厚度略微變大現(xiàn)象以及孔洞的產(chǎn)生(如圖匯總箭頭所示)，可能與Ag的電遷移有關(guān)[16-17]。以上結(jié)果表明，Au-Ag鍵合界面相比于以往報(bào)道的Au-Al鍵合界面[18]，明顯具有更優(yōu)異的可靠性。

圖3 (a)TBOL試驗(yàn)后LED燈珠的SEM照片；(b)TBOL試驗(yàn)前Au-Ag鍵合點(diǎn)的BSE像；(c)TBOL試驗(yàn)后正極絲Au-Ag點(diǎn)的BSE像；(d)TBOL試驗(yàn)后負(fù)極絲Au-Ag鍵合點(diǎn)的BSE像Fig.3 (a) SEM image of LED chip after TBOL test; (b) BSE image of Au Ag bonding point before TBOL test; (c) BSE image of Au Ag point of positive wire after TBOL test; (d) BSE image of Au Ag bonding point of negative wire after TBOL test

為充分證實(shí)Au-Ag鍵合界面組織的穩(wěn)定性并進(jìn)一步深入探究Au-Ag鍵合界面強(qiáng)度提高的原因，采用EPMA對Au-Ag鍵合界面上的元素?cái)U(kuò)散行為進(jìn)行了研究。圖4所示為TBOL試驗(yàn)前Au-Ag鍵合界面上的元素分布特征。由圖4(b)可見，Ag元素全部分布在對應(yīng)于圖4(a)中的鍍Ag層附近，在Au與Ag的界面處，Au與Ag的元素強(qiáng)度計(jì)數(shù)均有下降(Au約下降3，Ag約下降7)，表明二者之間存在相互擴(kuò)散。另外，未觀察到異常的元素偏聚。

圖5為TBOL壽命試驗(yàn)后正極Au絲與鍍Ag支架之間鍵合界面的元素分布表征結(jié)果。相比于試驗(yàn)前，Au、Ag、Cu 3種元素的分布均無明顯變化，再次表明Au-Ag鍵合界面良好的組織穩(wěn)定性及可靠性。

圖4 TBOL試驗(yàn)前Au-Ag鍵合點(diǎn)的元素面分布：(a)面掃區(qū)域的BSE圖；(b)Ag La；(c)Au Ma；(d)Cu KaFig.4 Elements distribution of Au Ag bonding point before TBOL test: (a) BSEimage of the scanning area; (b)Ag La；(c)Au Ma；(d)Cu Ka

為了更精確分析TBOL試驗(yàn)前后Au-Ag界面上的元素?cái)U(kuò)散，對Au和Ag元素進(jìn)行了波普儀線掃描分析。測試時(shí)采用的步長為0.1 μm，工作電壓為20kV。從圖6(a-c)中Ag與Au的元素計(jì)數(shù)隨線掃距離的變化曲線中可知，在Au-Ag鍵合界面附近，兩種元素曲線重疊的區(qū)域(圖中的灰色陰影區(qū)域)在TBOL試驗(yàn)前后有略微的變大，表明經(jīng)過1 000 h的高溫與電流加載后，Ag與Au的相互擴(kuò)散程度加劇[19-20]。另外，圖6(b)與圖6(c)中的影響重疊區(qū)域面積區(qū)別不明顯，表明在1 000 h的加速壽命試驗(yàn)中，不同方向的電流加載對元素?cái)U(kuò)散的影響不顯著。

圖5 TBOL試驗(yàn)后Au-Ag鍵合點(diǎn)的元素面分布:(a)面掃區(qū)域的BSE圖；(b)Ag La;(c)Au Ma；(d)Cu KaFig.5 Elements distribution of Au Ag bonding points after tbol test: (a) BSE image of the scanning area; (b)Ag La(c)Au Ma；(d)Cu Ka

圖6 Au與Ag元素在鍵合界面附近的線掃結(jié)果；(a)TBOL壽命試驗(yàn)前的Au-Ag界面；(b)TBOL試驗(yàn)后的正極絲的Au-Ag界面；(c)TBOL試驗(yàn)后的負(fù)極絲的Au-Ag界面Fig.6 Line scan results of Au and Ag elements near the bonding interface: (a) Au Ag interface beforeTOL life test; (b) Au Ag interface of positive wire after TBOL test; (c) Au Ag interface of negative electrode wire after TBOL test

2.3 元素?cái)U(kuò)散對鍵合可靠性的影響

對推力測試后Au-Ag鍵合點(diǎn)的殘金進(jìn)行了表征，相關(guān)BSE照片如圖7所示?？梢娫赥BOL試驗(yàn)后Au-Ag鍵合點(diǎn)的殘金面積略有增加，且完整性提高。經(jīng)EPMA元素定量分析，在Au-Ag鍵合點(diǎn)推力試驗(yàn)產(chǎn)生的剪切斷口上，Ag含量從TBOL試驗(yàn)前的0.195%提高至1.584%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))。結(jié)合圖6的結(jié)果可知，TBOL試驗(yàn)后Ag與Au相互擴(kuò)散加劇，引起殘金面積增大，并且使Au絲焊點(diǎn)中Ag含量增大，固溶強(qiáng)化效應(yīng)增強(qiáng)，從而使Au焊點(diǎn)的推力測試值增大，即鍵合強(qiáng)度與可靠性提高。

圖7 Au-Ag鍵合點(diǎn)殘金的BSE照片：(a)TBOL試驗(yàn)前；(b)TBOL試驗(yàn)后Fig.7 BSE image of the residual gold at Au Ag bonding point: (a) before TBOL test; (b) after TBOL test

3 結(jié) 論

通過鍵合強(qiáng)度測試和高溫偏壓壽命試驗(yàn)等測試，結(jié)合SEM和EPMA表征分析，研究了高純Au絲及Au-Ag鍵合界面的可靠性。研究結(jié)果表明，Au絲與Ag支架鍵合后形成的Au-Ag鍵合界面組織較為穩(wěn)定，具有優(yōu)異的鍵合可靠性。在長時(shí)、高溫的作用下Au-Ag鍵合界面處Au、Ag元素之間的相互擴(kuò)散程度增加，使殘金面積變大，同時(shí)Au中Ag含量增高引起固溶強(qiáng)化效果增強(qiáng)，使得焊點(diǎn)推力增大，進(jìn)一步提高了鍵合界面的可靠性。