小线径键合金丝熔断电流测试与分析

共读好书

伍艺龙 罗建强 丁义超 陈绪波 李亚茹 季兴桥 康菲菲 周文艳

(中国电子科技集团公司第二十九研究所 贵研铂业股份有限公司)

摘要:

键合引线的电流承载能力是封装设计的重要考虑因素之一，如果设计不当会导致引线熔断失效。目前小线径键合金丝在高集成度、多I/O、高频率封装中的应用越来越多，但对小线径金丝熔断特性的研究较少。文中分析了熔断电流理论计算的局限性，设计了熔断电流测试样件及测试软件，对小线径金丝的熔断电流进行了测试，并给出了安全设计电流建议。

0引言

引线键合是微电子领域应用广泛的互联技术［1］。伴随着封装向高集成度、多输入/输出(I/O)、高频率方向发展，小尺寸焊盘的引线键合需求也与日俱增。受限于焊盘尺寸，必须选择足够小线径的键合丝，才能实现小尺寸焊盘的可靠键合［2］。例如，部分超高频芯片的焊盘尺寸为30μm×30μm左右，按照键合工艺中焊盘尺寸是金丝线径的1.2～2.5倍，必须使用25μm以内线径的引线才能实现制程稳定、质量可靠的键合。金由于良好的电性能和机械性能，是制造小线径键合丝的优良材料。常见的小线径键合金丝直径有25μm、18μm、15μm等，美国coining等公司甚至可以提供12μm线径的键合金丝。小线径金丝使小焊盘键合成为可能，也带来一些应用问题。例如，金丝的电流承载能力是金丝直径的函数，当金丝线径减小时，其电阻增加，相应的电流承载能力也会越低，这就使小线径金丝在高功率应用过程中熔断的概率更高。通常将金丝熔断时的电流认为是最大承载电流，在电路设计时需要根据熔断电流值进行适当的降额。当对金丝的承载电流考虑不足时，会出现金丝熔断导致的失效(见图1)。有金丝厂商给出了长度10mm、线径25μm及以上金丝的熔断电流值供参考［3］;也有文献报道了当长度1mm时，线径25μm的金丝熔断电流约为1.8A，随着金丝长度增加熔断电流显著降低，当金丝长度接近5mm或大于5mm时，熔断电流值变化不大，约为0.6A［4］。但是，关于长度1mm以内的小线径金丝的熔断电流数据较少，该范围是目前高密度封装应用的关注点。因此，本文以12μm、18μm、25μm线径金丝为研究对象，对其熔断电流进行测量与分析，旨在给出小线径金丝的使用建议。

1熔断电流理论计算的局限性

关于熔断电流的理论计算，已有诸多文献报道，文献［5］给出10mm长度金丝在标准大气压下熔断电流与引线直径的线性关系经验公式，该公式为

式中:I为金丝熔断电流，A;D为金丝线径，in;a为熔断系数(金丝为12675);C为常数(金丝为1.46)。

文献［6］用温度对基本微分方程中的电导率求解导出了熔断电流与引线长度的函数公式，该公式为

式中:D为金丝线径，mil;L为金丝长度，mil。

文献［7］给出了瞬态大电流情况下金丝的熔断电流计算公式，该公式为

式中:θ为引线承受电流的时间;D为引线直径;ρ为引线密度;c为引线比热容;I为通过引线的电流;α为引线的电阻率温度系数;ρeo为基准温度时的电阻率;t*为相对温度。

公式(1)～(3)源于理论推导或经验曲线的模拟，可以得出熔断电流随直径、引线长度等的变化趋势与熔断电流的大概估值。但是，理论计算存在以下问题:

1)计算精度差。例如，公式(2)在计算25μm金丝熔断电流时，在某些长度条件下计算精度偏差大于20%;

2)难以获得准确的金丝参数。在实际使用公式计算时，对于封装内的某特定型号引线，通常很难确定引线承受电流的时间与相对温度，以及比热容、电阻温度系数、电阻率等全部准确参数(以金丝的电阻率为例，德国贺利氏不同型号金丝的电阻率为2.2μΩ/cm～3.3μΩ/cm);

3)理论模型与实际情况不同。上述公式均未提及键合方式、封装形式、工作环境等因素的影响。因此，在某些重点关注引线熔断电流的工程实践中，需要通过试验方法获得准确的熔断电流值。

2键合金丝熔断电流测试

2.1试验设计

在封装中，小线径金丝一般用于芯片与芯片、芯片与基板、基板与基板之间的连接，典型跨距为0.5mm，某些应用场景下跨距为0.1mm(如基板上的短接丝、超高频应用的直连丝)。考虑到长金丝的自持性，一般要求金丝跨距不宜超过100倍金丝直径［8］，因此，以12μm为典型线径，设计0.1mm～1.2mm跨距、步进0.1mm的键合样件。考虑到样件的实现成本及测试便利性，选择在0.381mm厚度的氧化铝陶瓷基板上溅射、电镀上述间距的金焊盘，焊盘尺寸1mm×1mm。分别选取12μm、18μm、25μm线径的某国产品牌4N金丝进行平弧楔形键合，以保证键合后两焊盘之间的金丝长度近似于两焊盘间距。完成金丝键合的样件见图2。

为对金丝持续加电，设计熔断电流测试程序(见图3)。测试时，使用2根探针分别接触金丝两端的焊盘，通过程序控制直流电源(艾德克斯IT6724)对金丝两端的焊盘施加电压，并实时自动记录通过金丝的电流值;根据设定的起始电压及电压步进逐步增大电压，直至金丝熔断，此时测得的电流值即为金丝的熔断电流。

2.2试验结果及分析

(1)单次测量过程

在进行单次熔断电流测试时，首先，连接测试系统、装夹被测件;之后，启动软件并根据摸底试验，选择合适的起始电压及电压步进(以长度0.5mm线径12μm金丝为例，起始电压选择400mV，步进20mV，此参数设置可获得合适的测试精度及测试效率);软件对被测件进行加电，从起始电压开始步进增加金丝两端的电压值并实时监控通过金丝的电流值;当金丝即将到达熔断状态时，通过金丝的电流使金丝温度上升、阻值变大，在金丝中产生的焦耳热使金丝中部变红、直至熔断，熔断时测试结束，软件自动存储测试结果，其中最后一个电流值即金丝熔断的最小电流值。长度0.5mm线径12μm金丝单次熔断电流测试样件见图4、测试数据见图5、金丝熔断结果见图6。由熔断结果可见，金丝熔断点在金丝的正中央，这是由于在熔断试验时，电流产生的焦耳热以热传导方式从键合焊盘处传递走，并通过对流和辐射传递至周边环境中。热量从金丝两端键合处传递走的速度是近似的、向周边环境的对流和辐射是近似的，熔断就正好发生在引线的正中央。

(2)不同长度、不同线径金丝的熔断电流

使用单次测量方法，对0.1mm～1.2mm(步进0.1mm)的12μm、18μm、25μm线径金丝进行熔断电流测试，每个长度样本量为11，取有效测试数据的均值，得出不同长度、不同线径金丝的熔断电流值，见表1及图7。由测试结果可得出，对于键合良好的引线，引线长度越长，熔断电流越小;相同引线长度情况下，线径越小熔断电流约小。这是因为引线越长、线径越小，引线电阻越大，同等电流负载情况下产生的焦耳热越大，越容易使金丝达到熔点。

(3)多根金丝熔断电流

为分析多根金丝的熔断情况，做本组试验。选取0.5mm间距的焊盘，分别并排键合2根、3根12μm金丝，每个测试组样本量为11，测得熔断电流后与单根0.5mm间距12μm金丝进行比对。测试过程中，随着电压的增加，多根金丝的中部均因焦耳热变红，直至熔断;多根金丝几乎同时熔断，熔断后的残余金丝长度呈现递减状态的程度(见图8)。这是因为多根金丝可承载的电流更大，当其中一根金丝首先熔断后，其余根金丝所承受的瞬态电流值远大于单根金丝的熔断电流，所以也会随即依次熔断。多根金丝的熔断电流测试结果见表2。

2.3安全设计电流

在MIL-M-38510及GJB597A—1996《半导体集成电路总规范》中均提到了内引线的最大允许电流，即

式中:I设计为最大允许电流，A;K为常数(金丝长度≤1mm时，K为234;金丝长度＞1mm时，K为160);D为引线线径，mm。而文献［6］中指出了该公式在计算键合丝方面的局限性，并给出了最大允许电流是熔断电流一半的设计建议。因此，在设计时可参考本试验结果，将熔断电流值减半，作为金丝的最大允许电流。

当单根确定长度的金丝无法承载待传递的电流时，在焊盘尺寸、键合可操作性等方面满足要求的情况下，可以选择线径更大的金丝或多根金丝。

另外，金丝的熔断电流还受引线的工作环境(如气密性封装或灌封)、键合类型(楔焊或球焊)、被键合元件或基板的散热条件等影响，对于需要获得熔断电流精确值的应用场景，应设计与金丝实际应用状态相同的样件进行熔断电流测试。

3结语

小线径金丝使小尺寸焊盘键合成为可能，但金丝线径减小熔断电流也随之减小。本文分析了金丝熔断电流理论计算的局限性，设计了熔断电流测试样件与测试程序，测量了12μm、18μm、25μm线径金丝的熔断电流值，并给出了安全设计电流建议。该测试结果与分析，对应用小线径金丝的封装电气设计具有参考意义。

金丝球焊工艺参数影响性分析和优化验证

闫文勃王玉珩李成龙

（山西科泰航天防务技术股份有限公司）

摘要：

通过采用单因素试验方法，研究了金丝球焊键合过程中超声功率、超声时间、超声压力和加热台温度对于键合强度的影响，分析了各个参数对金丝键合强度的影响规律，给出了手动球焊控制参数的参考范围。通过采用正交试验，验证产品键合工艺参数，优化了键合参数组合，并进行了试验验证，对金丝键合工艺具有一定的指导意义。

金丝球焊工艺是目前元器件封装过程中的主要键合工艺之一，其基本过程是通过加热台对工件加热到一定的温度，将金丝在打火杆的瞬间高电压作用下产生大电流，使金丝端头部熔化，并在尾部形成金球，随后超声波换能器通过劈刀对金球施加相应的键合压力、超声功率、超声作用时间等控制条件，从而实现金丝连接各元件的方法。目前有９０％左右的电子器件采用球焊工艺，球焊工艺是针对直流、数字电路键合的首选工艺［１］。金丝球焊连接点质量的优劣与各元件材料介质类型、表面处理情况等材料本身状态有关系，而键合过程中的工艺参数如键合压力、超声功率、热台温度和超声时间等参数的匹配情况，对键合点质量起着重要的影响作用。本文是通过单因素试验方法分析球焊工艺各主要控制因素对于键合强度拉力测试值的影响，并结合具体产品，通过采用正交试验方法，对该产品金丝球焊工艺开展参数验证和优化试验研究，以提高产品金丝球焊破坏性键合强度拉力试验水平。

1试验设备与方法

1.1试验设备

试验设备采用ＷＥＳＴＢＯＮＤ７７００Ｄ深腔球焊机和ＭＦＭ１２００推拉力测试仪，分别如图１和图２所示。

1.2试验方法

试验采用与某型产品相同技术状态的材料，选取金丝球焊工艺主要参数：超声功率、时间、压力和温度作为研究试验的控制对象，通过改变单因素变量的方法进行研究试验。根据标准ＧＪＢ５４８Ｃ—２０２１《微电子器件试验方法和程序》中方法２０１１．１键合强度（破环性键合拉力试验）２５μｍ的金丝拉力测试方法进行测试，分析不同因素对于键合强度的影响规律。

设计正交试验，通过对各组参数破坏性键合强度拉力测试进行对比分析，验证产品金丝球焊工艺参数窗口的合理性，并确定较优的工艺参数组合。

2单因素试验

2.1超声功率对破坏性键合拉力测试值的影响

试验时保持超声时间３０ｍｓ、键合压力４０ｇｆ、热台温度１５０℃不变，超声功率步进值由１００增加至９９９，对破坏性键合拉力测试值进行单因素变量研究。每组参数取５根金丝测试破坏性键合拉力值的均值，所得见表１，对应的折线图如图３所示。

通过上述试验过程及数据分析可知：当超声功率步进值小于２００时，会出现键合不良或键合点脱键的情况；当超声功率参数设置在２００～５００步进值范围内，键合强度拉力测试值均大于１２ｇｆ，观察所形成的键合点形貌规则；当超声功率参数进一步增加时，键合强度拉力测试值有减小的趋势，键合点根部受损迹象逐渐变大。

2.2超声时间对破坏性键合拉力测试值的影响

试验时保持超声功率步进值３００、键合压力４０ｇｆ、热台温度１５０℃不变，超声时间由１０ｍｓ增加至３００ｍｓ，对破坏性键合拉力测试值进行单因素变量研究。每组参数取５根金丝测试破坏性键合拉力值的均值，所得见表２，对应的折线图如图４所示。

通过上述试验过程及数据分析可知：在超声时间参数设置小于１０ｍｓ的情况下，会出现不能键合或键合点容易脱键的现象；当超声时间参数设置在３０～７０ｍｓ范围内时，键合强度拉力测试值相对稳定，观察键合点形貌规则；当超声时间进一步增大时，拉力测试值有减小的趋势，而且试验过程中发现随着超声时间的增加，对于手动型球焊设备和操作员之间的指令与动作的协调性，以及操作者手部动作稳定性要求更高，两者之间的匹配度直接影响球焊键合点的形状和拉力测试结果。

2.3键合压力对破坏性键合拉力测试值的影响

试验时保持超声功率步进值３００、超声时间３０ｍｓ、热台温度１５０℃不变，键合压力由１０ｇｆ增加至６５ｇｆ，对破坏性键合拉力测试值进行单因素变量研究。每组参数取５根金丝测试破坏性键合拉力值的均值，所得见表３，对应的折线图如图５所示。

通过上述试验过程及数据分析可知：当键合压力小于１０ｇｆ时，会出现键合不上或键合点容易出现脱键的情况；当键合压力在２０～４０ｇｆ范围内时，键合点形貌和拉力测试值均满足要求；当键合压力进一步增大时，拉力测试值有减小的趋势，且键合点变形较大，有根部受损迹象逐步增大的现象。

2.4热台温度对破坏性键合拉力测试值的影响

试验时保持超声功率步进值３００、超声时间３０ｍｓ、键合压力４０ｇｆ不变，热台温度由常温２０℃增加至１５０℃，对破坏性键合拉力测试值进行单因素变量研究。每组参数取５根金丝测试破坏性键合拉力值的均值，所得见表４，对应的折线图如图６所示。

通过上述试验过程及数据分析可知：当热台温度小于８０℃时，破坏性键合拉力值相对较小，热台温度越高拉力测试值越大，服从材料温度越高越利于材料分子间扩散结合的一般规律。在实际生产中，应视所采用基板材料的Ｔｇ玻璃化温度等综合情况而定。

3正交试验

试验选取超声功率、超声时间、键合压力和热台温度４个因素，每个因素在被验证产品规定的工艺参数要求范围内选取３个参数。因素Ａ为超声功率，设置参数选择为Ａ１＝３００、Ａ２＝３５０、Ａ３＝４００；因素Ｂ为超声时间，参数设置选择为Ｂ１＝３０ｍｓ、Ｂ２＝４０ｍｓ、Ｂ３＝５０ｍｓ；因素Ｃ为键合压力，参数设置选择为Ｃ１＝２０ｇｆ、Ｃ２＝３０ｇｆ、Ｃ３＝４０ｇｆ；因素Ｄ为热台温度，参数设置选择为Ｄ１＝１２０℃、Ｄ２＝１３５℃、Ｄ３＝１５０℃。

3.1选择正交表

本试验设计３种参数的４种因素试验，采用Ｌ９（３４）正交表，试验过程需进行９次试验（见表５）。

3.2试验数据收集

试验样本采用与该产品技术状态相同的材料、操作人员和设备完成金丝键合过程，然后按照标准ＧＪＢ５４８Ｃ—２０２１《微电子器件试验方法和程序》中方法２０１１．１键合强度（破环性键合拉力试验）２５μｍ的金丝拉力测试方法进行测试，２５μｍ金丝最小键合强度为３．０ｇｆ。每组试验参数取１０次试验结果的平均值，对试验情况进行极差分析，计算结果见表６。

4工艺参数改进及验证

从表６试验数据分析可知，该产品金丝球焊工艺参数窗口内各组参数条件下，破坏性键合拉力试验测试值均满足标准要求的最小键合强度３．０ｇｆ的要求；因素Ｃ和因素Ａ对破坏性键合拉力测试值结果影响较大，因素Ｄ次之，因素Ｂ的影响相对最小；在破坏性键合拉力值最优化方面，要取得拉力测试值最大的效果，其较优搭配的参数组合为Ｃ１、Ａ１、Ｄ３、Ｂ２。

采用Ｃ１、Ａ１、Ｄ３、Ｂ２参数组合，即超声压力为２０ｇｆ、超声功率步进值为３００、热台温度为１５０℃、超声时间为４０ｍｓ的组合进行验证，测试１００根金丝拉力测试值，均值可达１２．８３６ｇｆ，且拉力测试值分布相对均匀，破坏性拉力测试过程中失效模式基本一致。

5结语

针对高性能环氧树脂板上２５μｍ的手动金丝球焊，为分析不同因素对于键合强度的影响规律，设计正交试验，通过对比分析可以得出如下结论。

１）超声功率步进值小于２００时，将出现键合不良或键合点容易脱键的现象；在２００～４００步进值范围内，键合强度较好；进一步增加超声功率步进值时，键合强度测试值有减小的趋势；当超声功率过大时，会出现键合点根部受损严重的现象。

２）在超声时间参数设置小于１０ｍｓ的情况下，会出现键合不上或容易出现脱键的现象；在３０～７０ｍｓ范围内，键合强度拉力测试值相对稳定，键合点形貌规则；当超声时间参数进一步增大时，键合强度拉力测试值变化趋于平缓状态，但采用手动型设备时，随着超声时间的延长，对球焊设备和操作员的协调配合性及动作稳定性要求更高，更容易增加人为不稳定因素的影响。

３）在键合压力参数设置小于１０ｇｆ的情况下，会出现键合不上或容易出现脱键的现象；键合压力设置在２０～４０ｇｆ范围内，键合强度拉力测试值相对稳定，键合点形貌规则；当键合压力参数进一步加大时，键合强度拉力测试值有减小的趋势，且球焊点变形逐步增大，根部受损迹象呈增长的趋势。

４）当热台温度小于８０℃时，破坏性键合拉力值相对较小，热台温度越高拉力测试值越大，服从材料温度越高越利于材料分子间扩散结合的一般规律。在实际生产中，应视所采用基板材料的Ｔｇ玻璃化温度等综合情况而定。

５）通过正交试验分析得出，产品金丝球焊的优选参数组合（超声压力为２０ｇｆ、超声功率步进值为３００、热台温度为１５０℃、超声时间为４０ｍｓ），其键合点形貌好，破坏性键合强度拉力测试值大且相对稳定，满足产品研制生产要求。

６）采用手动型键合设备，键合过程会受到一定的人为因素影响，操作人员的技能状态、疲劳程度等波动情况都会直接影响到最终的键合点质量，在产品研制生产工作中需要根据情况，综合分析各种因素，如原材料、劈刀及前道工序工艺状态等都会对键合质量造成影响［２］。因此，应采用科学的试验和过程控制方法，选取相对优化的工艺参数组合，从而提高金丝球焊工艺键合点的可靠性和一致性。

金丝引线键合的影响因素探究

刘凤华

中电科思仪科技股份有限公司

摘要：

键合对设备性能和人员技能的要求极高，属于关键控制工序，键合质量的好坏直接影响电路的可靠性。工艺人员需对键合的影响因素进行整体把控，有针对性地控制好各个关键点，提升产品键合的质量和可靠性。通过对金丝引线键合整个生产过程的全面深入研究，分析了键合设备调试、劈刀选型、超声、温度、压力、劈刀清洗和产品的可键合性7个主要影响因素，并且通过实际经验针对各个影响因素给出了合理的改善建议。

1 研究背景

金丝引线键合始于1957年，是应用时间最早、应用范围最广的键合方式之一[1]。金丝引线键合分为球焊和楔焊两种。球焊的难度较低，拉线灵活，适合键合高度差和线长变化大的产品，由于球点的存在，弧高无法做得足够低，对应的电路指标也会降低，适合低频电路，一般用于直流偏置线和接地线的键合。楔焊的焊点小且弧高可以对称渐变地控制在75μm以内，电路指标特性好，一般应用于通路的电路互连。

键合的本质是两种材料之间形成原子间的相互融合和可靠连接。想要实现两种材料原子间的相互融合连接，需要增加额外的能量驱动，从而使得两种材料之间形成键合形成层。

如图1所示，经过超声热压的键合作用，材料1和材料2在接触面形成了牢固的键合形成层，从而可靠地连接在一起。键合点的拉力测试和剪切力测试也是为了测试键合形成层的强度，如何保证键合形成层的可靠性是金丝引线键合技术的关键。

2 金丝引线键合的影响因素探究

对整个键合过程进行研究分析，金丝引线键合有7个主要影响因素：键合设备调试、劈刀选型、超声、温度、压力、劈刀清洗和产品的可键合性。

2.1键合设备调试

手动球焊机调试的关键点是打火杆与劈刀的间距、尾丝长度、打火电流和打火时间。打火杆与劈刀的间距应在1 mm左右，间距过大会导致送丝参数和打火参数的数值设置偏大，键合过程中的不稳定性增加。尾丝长度应合适，太小会导致球点偏小、送丝不稳定，太大会使金丝碰触打火杆导致打火失败。打火电流和打火时间应有合适的区间，太小会导致球点偏小、球不成型，太大会导致球点偏大、根部伤线。类似于Westbond机型的键合机通过凸轮带动线夹的机械往复运动进行送丝，会存在凸轮复位点偏移导致送丝量变化的问题。针对这一问题，可以在凸轮上画线标记复位点，如果出现复位点偏移可以手动进行恢复。

自动球焊机对送丝的要求更高，其通过气控送线和真空回吸的共同作用进行线控，设备整体输入气压不能太大，太大会导致整体线控不稳定，同时回吸真空量设置应合适，能够始终使金丝在键合过程中呈现直线送丝状态。

楔焊机调试最重要的是劈刀的垂直度调试和断丝参数的设置。楔焊难度大，对劈刀垂直度的要求极高，如果劈刀键合面与产品被键合面之间接触不充分，会严重影响键合效果。断丝参数的设置应以尽量形成最完整的焊点，同时又不会导致第二焊点后异常断线和跳线为宜。

2.2劈刀选型

球焊一般选用陶瓷劈刀，劈刀选型的关键是劈刀前端的形状。如图2所示，球焊劈刀根据前端的形状变化分为很多种。对于键合效果来说，劈刀前端的整体形状变化越剧烈，键合稳定性越差。因此，没有深腔近壁键合需求的产品可首选常规款的劈刀。

楔焊劈刀根据材料的不同也分为多种：硬金属陶瓷劈刀、软金属陶瓷劈刀、碳化钛劈刀、碳化钨劈刀及其他类合金钢劈刀。不同材质的劈刀键合特性也不同，工艺人员需要根据自身产品有针对性地进行选型。一般来说硬金属陶瓷劈刀耐脏、耐磨，但是键合效果差，适合可键合性高的产品；碳化钛和碳化钨劈刀性能相对均衡，适合大多数产品；其他类合金钢劈刀根据材料的不同会有各自不同的键合特性。工艺人员需要以产品的实际键合效果为选型依据，选择最适合自身产品的劈刀。如果自身产品的可键合性差，可以尝试采用某些特殊材质的劈

刀。例如，深圳市海志亿半导体工具有限公司生产的一款国产合金钢劈刀，在应对某些可键合性差的镀层时，其键合适配特性就表现得非常优异。

2.3超声对键合的影响

键合设备最核心的部分是超声功能，包括超声触发和超声传递。

如图3所示，超声板中进行特定频率电压的发生与转化，最终形成交流电压作用到压电陶瓷换能器；压电陶瓷换能器经过交流电压的激励后，会根据电压幅度的变化产生前后的伸缩振动；前后的伸缩振动再通过劈刀作用到键合面，从而实现超声能量的传递，过程中能量的转化是电能转化为机械能[2]。

键合机的超声发生器一般分为3种：65 kHz的低频超声发生器、110 kHz的高频超声发生器和自动楔焊机用的140 kHz超声发生器，不同频率的超声发生器匹配不同的换

能器。频率低的键合机通用广泛性更高、稳定性更强，指标窗口范围更广；频率越高的键合机指标窗口范围越窄，需要更强的阻抗匹配、劈刀选型和机械调试。

对于球焊来说，低频键合机在针对一些特殊的长柱状结构面的键合时，存在超声损耗的问题，需要采用高频的球焊机进行解决。除特殊情况外，球焊和楔焊都应在满足自身产品键合要求的情况下，尽量选择低频键合机，以降低使用难度。

2.4温度对键合的影响

温度是金丝引线键合过程中重要的外加能量驱动，特别是对楔焊来说，键合机环形加热丝可以加热软化金丝，加热台可以加热活化产品键合面，均有利于产品的键合。需要注意的是，键合机加热丝的温度设置不能太高，太高会影响换能器的性能，而且加热丝不能碰触劈刀，否则将会影响超声的键合作用。

加热台的温度设置需要根据产品内部实际情况、锡焊的耐受温度以及各种器件的耐受温度等进行综合考量，在楔焊过程中尽量提高键合温度。此外，加热台需要定期进行测试，当显示温度和实际测试温度差异较大时，需要进行温度补偿校准。

2.5压力对键合的影响

压力在键合过程中用于将劈刀的超声能量、加热丝和加热台热能进行综合驱动。影响压力效果的因素有机械结构稳定性和劈刀垂直度两个方面。如果是单纯采用机械弹簧进行手动调节压力，则应定期检查压力的稳定性和准确性；如果是电子校准的压力系统则须通过键合前的压力校准进行确认。另外，键合压力与键合超声功率之间有合适的匹配区间，并不是固定

不变的。键合压力过大会影响超声的运动，键合压力过小会导致超声作用不稳定，因此，工艺人员需要根据劈刀特性和最终的键合点情况综合考量设置合适的键合压力。在实际运用中经常犯的错误就是针对所有劈刀采用同样的固定键合压力，在键合过程中只是调节键合功率和键合时间的大小，此方法明显未考虑到不同材质的劈刀具有不同的键合特性。

键合过程中一定要保证劈刀的前端键合面与产品的被键合面充分接触、摩擦，以充分进行超声能量的传递。实际操作过程中可以在实验板上进行不穿线的空打，调节键合功率的大小并观察键合印迹的变化，如果键合印迹与劈刀端面的形状不相符，则判定劈刀垂直度有问题。

如图4所示，键合时的劈刀垂直度不良，会影响焊点的形状和可靠性。如果是设备的机械轴垂直度不良，可以用直角规进行换能器垂直度的调节；如果是劈刀本身的原因，则应更换合格的劈刀。经过实际经验验证，采购的劈刀会有一定比例存在垂直度不良的问题，工艺人员可以根据实际情况，对采购的劈刀进行入库前的检验筛选。

2.6劈刀清洗

楔焊劈刀和球焊劈刀在使用一定时间后，前端键合面均会出现污染物和氧化膜层，在显微镜下观察表现为发黑、发灰。

如图5所示，球焊劈刀在使用一段时间后前端键合面粘污严重，进行清洗后又恢复到干净的状态。劈刀键合面出现污染物和氧化膜层会导致键合过程中抓线不牢，劈刀与线的相对滑动增大，有效作用到焊点上的超声能量减少，可能会出现打不上、打不牢、焊点不全等各种异常现象。对于楔焊来说这一问题则更加明显，劈刀粘污严重会直接导致无法键合。因此，劈刀使用一段时间后需要根据实际情况采用专门的劈刀清洗液进行清洗。劈刀清洗液分为碱性和酸性两种，目的都是去除劈刀键合面的污染物和氧化膜层。应根据劈刀的材质选择合适的清洗方法，清洗不当可能会导致劈刀腐蚀。另外，劈刀有使用寿命限制，如果在显微镜下观察到劈刀端面磨损严重，则应及时做废弃处理，磨损严重的劈刀不能反复清洗使用。

2.7提升产品的可键合性

产品的可键合性主要体现在镀层的加工控制、组装过程中的镀层污染控制、键合前的等离子清洗3个方面。

镀层的加工控制是提升可键合性最关键的措施：合适的电镀电流可以保证键合时镀层表面的附着力；合适的镀层厚度可以改善键合的指标；纯净单一的电镀槽环境可以改善镀层的软硬度，防止出现多种离子的电镀污染，使镀层光滑坚硬。当然，对整个电镀过程进行完全有效的控制非常困难，产品镀层难免会出现批次性的波动，因此对电镀产出品及时进行有效的可键合性测试跟踪非常有必要。

镀层在组装过程中需要经历焊接、胶粘、高温固化等各种工艺。其中，在控制组装过程中防止镀层表面的污染非常重要，需要根据各自的产品特点对组装过程加以控制。焊接完成后应有效清除镀层表面的松香等污染物，以及在胶粘过程中控制胶水印的污染。此外，在高温固化过程中选择厌氧洁净型烘箱，可减少镀层在高温下的氧化污染。

键合前的等离子清洗可以提高键合点的黏接力，增强键合可靠性。等离子清洗机一般有中频等离子清洗机和射频等离子清洗机两种。中频等离子清洗机单颗离子的能量大，整体密度低，更适合宏观的粗洗；射频等离子清洗机单颗离子的能量和整体密度都相对适中，更适合微观的改性清洗，一般应用于键合前镀层表面的清洗。

另外，也要重视键合金丝的存储，建议采用专用的氮气柜进行厌氧干燥环境下的密封保存。产品的可键合性提升属于微观概念，涉及的范围非常广，任何细小环节的改善都会对产品的可键合性起到提升效果。如果所有前端的过程均不加以有效控制，全部累积到最后的键合工序，那么键合难度会非常大，问题会难以解决。

3 键合生产过程中的管理问题

键合要求高，难度大，属于关键控制工序，键合生产过程中的管理问题同样需要引起高度重视，主要体现在以下4个方面。

（1）冗长繁杂的过程记录。一味追求书面的严谨性将导致实际生产过程很难操作，书面的过程记录时间占比太大，在最终操作层面得到的结果往往是失真的。

（2）操作人员缺乏对键合本质和键合设备原理的基础认知。虽然实际生产过程受制于追求人员低成本和产品赶进度等现实要求，但是想办法提高操作员对于键合本质和键合设备原理的基础认知水平也有较高收益率，可以提高产品的质量水平和正向激励操作效率。

（3）键合设备混用。基于现实考量，键合设备往往是多人混用，很容易造成键合设备管理的混乱和失控，因此应设立键合设备专人专用制度。

（4）键合质量问题的处理措施。键合出问题可能是多个方面导致的，不进行充分的分析和预防措施的改进，而只是一味地处罚操作人员或者是重复进行产品返工，往往会导致操作人员发现问题后担心被处罚或者增加个人工作量而不敢上报，最终导致很多隐性质量问题的发生。

键合生产过程中的管理问题最容易被忽视，隐秘性更强，对键合生产的实际影响也较大。相较于管理人员单纯催生产进度的模式，采用键合综合能力强的人员进行专管的有效性会更强。

4 结论

金丝引线键合已经深入应用到电子组装类的各个行业，由金丝引线键合作为基础，又延伸出了金带键合、铝丝键合和铜丝键合等多种方式[3]。键合效果的影响因素众多，在实际运用过程中不能有思维定式，如果简单直接地引用国外或者其他单位的相关工艺，很可能会存在不适用的情况。工艺人员需要以各自的实际情况为出发点，从细节上进行全面的分析处理。在半导体产业链国产化的趋势下，建议工艺人员优先选择国产相关键合设备与国产相关耗材，并在国产技术支持下，探寻更加有利于自身键合工艺研究和发展的道路。

审核编辑 黄宇