LTCC基板與高硅鋁合金大面積焊接工藝參數(shù)優(yōu)化

張 怡，唐勇剛，王天石，馬曉琳

(中國電子科技集團公司第二十九研究所，四川 成都 610036)

0 引言

隨著電子設備小型化、集成化的需求，基于低溫共燒陶瓷(LTCC)電路基板的多通道T/R組件的需求量越來越多。LTCC組件必須和封裝載體進行組裝，封裝載體起著機械支撐、散熱通道、接地性能、保護芯片和基板等重要作用[1]。

近年來出現(xiàn)的高硅鋁合金是一種綜合性能優(yōu)異的電子封裝材料。由于高硅鋁合金既具備與普通鋁合金相當?shù)牡兔芏龋謸碛信c可伐合金類似的導熱率，以及與LTCC基板相匹配的膨脹系數(shù)，滿足新一代微波產(chǎn)品輕量化、高功率和高可靠性的要求，因此已廣泛應用于LTCC基板的封裝[2-4]。

在具有高可靠性要求的微波組件制造過程中，LTCC基板與高硅鋁合金封裝載體需采用釬焊方式進行互聯(lián)，其互聯(lián)質(zhì)量成為影響微波組件可靠性的關鍵因素之一。隨著微波組件向高集成度發(fā)展，一個封裝組件上的通道數(shù)量越來越多，如12通道、16通道、24通道。這種組件結(jié)構帶來的問題是封裝載體上需要與LTCC基板進行大面積焊接，焊接面積均為數(shù)十平方厘米，這對焊接界面的空洞率控制和焊接強度保證提出了巨大挑戰(zhàn)。

近年來，LTCC與封裝載體的焊接領域已備受關注。嚴蓉等[5]對低溫共燒陶瓷基板共燒焊盤可焊接性進行了研究，提出通過降低最高燒結(jié)溫度的方法消除共燒焊盤表面玻璃相，提高焊盤可焊性；李俊等[6]分析了LTCC基板可焊性差的原因，并從LTCC基板制造關鍵工序著手，提出了優(yōu)化基板可焊性的解決措施；郝新鋒等[7]研究了LTCC基板可焊性、平面度，并定性分析了回流焊接工藝因素對LTCC 基板釬透率的影響規(guī)律；鄭丹等[8]以降低LTCC基板第一主應力為優(yōu)化目標，采用正交試驗法得到優(yōu)化的焊接冷卻工藝參數(shù)，提高了LTCC 基板的焊接質(zhì)量；Cheng Chen等[9]研究了一種實用的基于LTCC基板的射頻SiP模塊，探索了熱回流焊工藝的可靠性、二級焊點的工作狀態(tài)和疲勞性能；Chuan Liangwei等[10]建立了金屬載體與LTCC基板真空共晶釬焊的數(shù)值模擬分析模型，討論了壓力、鍍層厚度和冷卻速度對焊接殘余應力的影響；岳帥旗等[11]、董東等[12]分析了LTCC基板上焊球失效模式影響因素并優(yōu)化了相關的焊接結(jié)構。

目前業(yè)內(nèi)較多的研究集中在LTCC焊盤的釬焊機理上，關于LTCC與載體的焊接工藝參數(shù)研究較少，對焊接參數(shù)的分析不夠深入。關于LTCC基板與高硅鋁合金新型封裝載體大面積錫鉛焊接的工藝參數(shù)與焊接強度關系的研究報道較少，且對焊接工藝參數(shù)的合理設置缺乏理論依據(jù)和評價手段，因此亟待開展相關研究。本文深入研究了LTCC基板與高硅鋁合金大面積焊接的工藝參數(shù)與焊接可靠性的關系，并對焊接工藝參數(shù)進行優(yōu)化，實現(xiàn)了釬焊后界面強度的預測和顯著提升。

1 試驗方法和試驗設計

1.1 試驗方法

LTCC基板材料為市售FERRO A6M，層數(shù)為18層，厚度為3 mm，底面焊盤為Au/Pt/Pd。封裝載體材料為高硅鋁合金CE11，硅質(zhì)量分數(shù)為50%，載體厚度為5 mm，表面鍍覆Ni/Au復合鍍層，焊料選用Sn63Pb37合金焊片。LTCC基板、封裝載體的形態(tài)如圖1所示，焊接面積為100 mm×50 mm，試驗設備為熱風回流焊接爐。

圖1 焊接樣件形貌

樣件釬焊后的釬焊強度測試方法參考GJB 548B-2005中的“芯片剪切強度”，用釬焊接頭的剪切強度表征釬焊強度。設計制造了專用測試夾具，試驗過程采用萬能試驗機進行剪切力測試。試驗過程中夾具和樣件的形貌如圖2所示。

圖2 焊接試驗中夾具和樣件形貌

1.2 試驗設計

回流焊接溫度曲線一般分為預熱、保溫、回流、冷卻4個階段。典型的Sn63Pb37焊料的回流焊接曲線如圖3所示[13-14]，其中183 ℃為Sn63Pb37焊料的熔點溫度。

圖3 典型的回流焊曲線

預熱階段是將待焊器件從周圍環(huán)境溫度提升到助焊劑所需的活性溫度。保溫階段主要目的是保證全部待焊部件在進入焊接前能達到相同的溫度，盡量減少溫差。回流階段又稱焊接段，該階段溫度始終處于焊料球的熔點之上，焊料球開始熔化，流動擴展，并與焊盤發(fā)生界面反應，其中峰值溫度與焊料熔點以上的回流時間會對介面合金共化物(IMC)的形成和生長產(chǎn)生影響，進而影響焊點強度和可靠性。冷卻段是焊點的成形階段，冷卻階段的主要目的是在焊點凝固的同時細化晶粒，抑制金屬間化合物的增長。冷卻速率對焊點的強度有著重要影響，冷卻速率不當，會影響焊點的外形、接觸角度，并導致焊接結(jié)構變形，進而影響焊接界面的強度[15-17]。

基于上述焊接理論，并結(jié)合業(yè)內(nèi)學者的研究成果，可認為焊接液相線上的時間、焊接峰值溫度和焊接降溫速率是影響焊接強度的關鍵因子。由于本研究中LTCC基板與高硅鋁合金焊接尺寸較大，為了減小冷卻過程中LTCC基板的變形，故采用兩段法進行冷卻，即先以相對較緩的固定速率由183 ℃降到140 ℃，再從140 ℃迅速降到室溫。經(jīng)實驗證實，當183～140 ℃降溫速率為確定值時，140 ℃～室溫的降溫速率波動不會影響焊接強度。因此，本研究最終選定影響焊接強度的因子為焊接液相線上的時間、焊接峰值溫度及183～140 ℃焊接降溫速率，并運用科學的理論進行了試驗設計。

根據(jù)實際回流焊接設備參數(shù)范圍約束，試驗因子的取值范圍如表1所示。

表1 Sn63Pb37焊料對應的試驗因子及其取值范圍

Sn63Pb37焊料焊接設備為熱風回流爐，各溫區(qū)進行調(diào)整時會相互影響，因此需要在試驗因子范圍內(nèi)驗證可能需要用到的試驗組合是否能夠?qū)崿F(xiàn)，即需要探究設備能力。通過設備參數(shù)摸底發(fā)現(xiàn)，不能調(diào)整出峰值溫度較高液相線上過短的溫度曲線。因此，需要對試驗組合進行調(diào)整，以滿足設備能力和達到工藝優(yōu)化的目的。此外，曲線調(diào)整時間成本很高，所以要盡量減少試驗次數(shù)。試驗方案的提出需要考慮：

1) 試驗組合需滿足設備能力，即試驗組合能在設備中得以實現(xiàn)。

2) 試驗的經(jīng)濟成本和時間成本過高，所以需盡量減少試驗次數(shù)。

3) 最優(yōu)點的尋找需建立二次回歸模型，由于三因子的擬合回歸全模型形式為

(1)

式(1)中有9個非常數(shù)項的系數(shù)需要確定，故試驗次數(shù)不得少于9組。

4) 試驗設計具有或近似具有旋轉(zhuǎn)性，即試驗因子取值需盡量滿足對稱性，同時使各試驗因子在取值范圍內(nèi)盡量均勻。

調(diào)整各溫區(qū)參數(shù)，使其滿足試驗組合。在焊接設備能力滿足的前提下，能夠?qū)崿F(xiàn)的最終試驗組合空間示意圖如圖4所示。

圖4 試驗方案空間示意圖

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗結(jié)果

按照圖4的試驗方案進行焊接工藝參數(shù)設置并開展焊接試驗，完成后測量LTCC基板與高硅鋁合金載體的焊接互聯(lián)強度，結(jié)果如表2所示。

表2 焊接試驗結(jié)果

續(xù)表

2.2 焊接參數(shù)對焊接強度影響程度分析

為了定量研究試驗中各個焊接參數(shù)對焊接強度的影響，對試驗結(jié)果進行主效應分析。主效應表示在一個或幾個影響因子(自變量)的多水平(每個自變量有不同的水平)實驗中，描述一個因子在另一個因子各個水平上對響應變量總體影響大小的度量。一個因子的主效應是此因子在高水平上所有觀測的平均值與其在低水平上所有觀測的平均值之差[17]。

試驗中，183～140 ℃降溫速率為0.83 ℃/s和0.95 ℃/s的試驗只有1組，無法忽略其他因素對其影響。基于主效應的基本理論，得到降溫速率為0.75 ℃/s和1.15 ℃/s時對應的焊接強度均值如表3所示。

表3 降溫速率對焊接強度的影響

試驗中，焊接峰值溫度為223 ℃的試驗只有1組，無法忽略其他因素對其影響。基于主效應的基本理論，得到焊接峰值溫度分別為200 ℃、215 ℃和230 ℃時對應的焊接強度均值如表4所示。

表4 焊接峰值溫度對焊接強度的影響

試驗中，液相線上時間為87 s的試驗只有1組，無法忽略其他因素對其影響。基于主效應的基本理論，得到液相線上時間分別為60 s、90 s和120 s時對應的焊接強度均值如表5所示。由表3～5分析得到3種因子對焊接強度的影響如圖5所示。

表5 液相線時間對焊接強度的影響

圖5 主效應分析結(jié)果

由圖5可得如下結(jié)論：

1) 焊接峰值溫度對焊接強度影響最大，液相線上時間對焊接強度影響最小。

2) 焊接峰值溫度為200～215 ℃時對焊接強度的增加影響較大;焊接峰值溫度為215～230 ℃時對焊接強度的增加影響較小。

3) 液相線上時間對焊接強度的影響較小。液相線上時間為60～90 s時,焊接強度可略微增加;液相線上時間為90～120 s時，隨著液相線上時間的增大，焊接強度稍微減小。

4) 降溫速率無中心值，總體上看，隨著降溫速率的增大，焊接強度也增大，但不能確定是否存在拐點。

2.3 焊接參數(shù)對焊接強度影響模型建立

根據(jù)表2所示的試驗結(jié)果擬合式(1)的三因子二次回歸模型，假設x1為降溫速率，x2為焊接峰值溫度，x3為液相線上時間，利用ANOVA(方差分析)對全二次模型進行顯著性檢驗，檢驗結(jié)果如表6所示，其中F值表示F檢驗的統(tǒng)計量值，P值是用來判定假設檢驗結(jié)果的一個參數(shù)。

表6 全二次模型ANOVA結(jié)果

表6中，若P<0.05，則認為其相應的檢測是顯著的(有效的)，反之則是非顯著的(無效的)。先看ANOVA表中的總效果，對應“模型”項的P值為0.193(>0.05)，表明本模型無效。各項對應的ANOVA檢驗結(jié)果顯示相應的P值均大于0.05，即認為無顯著項，這是由于非顯著項過多而導致其中少量的顯著項被掩蓋。

基于以上對試驗數(shù)據(jù)的分析可知，按照常規(guī)的方法無法剔除非顯著項，因此，采用逐步回歸的方法進行模型擬合，即將變量逐個引入模型，每引入一個解釋變量后都要進行F檢驗(方差比率檢驗)，并對已選入的解釋變量逐個進行t值檢驗(studentt檢驗)，當原來引入的解釋變量因后面解釋變量的引入變得不再顯著時，則將其刪除，以確保每次引入新的變量前回歸方程中只包含顯著性變量。這是一個反復的過程，直到既無顯著的解釋變量選入回歸方程，也無不顯著的解釋變量從回歸方程中剔除為止，從而保證最后所得解釋變量集是最優(yōu)的。

表7 逐步回歸t值檢驗結(jié)果

表8 簡化模型ANOVA結(jié)果

由表8可見，簡化模型對應的P值為0.009(<0.05)，證明簡化模型是有效的；失擬項對應的P值為0.337(>0.05)，所以并不存在失擬項。對比前述主效應的分析結(jié)果可以看出，該簡化模型對應的項與主效分析結(jié)論一致，即降溫速率和焊接峰值溫度是影響焊接強度的主要因素。

241.344

(2)

2.4 焊接工藝參數(shù)優(yōu)化

根據(jù)式(2)的焊接強度模型可得焊接強度y與x1、x2的三維關系圖和等高線圖,如圖6所示。

圖6 y與x1、x2的關系圖

要求y在定義域 {(x1,x2)|0.75≤x1≤1.15,200≤x2≤230}中有極大值，可借助基于隨機梯度下降的Adam算法完成。

在定義域中隨機選擇x1和x2的初始值構造張量θ0=[x1′,x2′]，則θ是f的目標更新參數(shù)；同時因f在其定義域上可微，則f存在梯度gt。因此，根據(jù)Adam核心規(guī)則對θ進行迭代，迭代算法為

(3)

式中：mt為t時刻的動量值，初始時m0=0；β1為指數(shù)衰減率，控制權重分配(動量與當前梯度)，默認β1=0.9；β2為指數(shù)衰減率，控制之前的梯度平方的影響情況，默認β2=0.999；vt為t時刻梯度平方的指數(shù)移動平均數(shù)，v0初始化為0。最終求得：當θ=[0.967,230]時，ymax=23.1。因此，最優(yōu)試驗組合為：降溫速率為0.967 ℃/s，焊接峰值溫度為230 ℃，液相線上時間為120 s。在此工藝參數(shù)下，焊接強度預測值為23.1 MPa。

將優(yōu)化后的焊接參數(shù)應用于LTCC基板和封裝載體的焊接驗證樣件中，設置183～140 ℃降溫速率為0.967 ℃/s，焊接峰值溫度為230 ℃，液相線上時間為120 s。5件試驗樣品焊接后界面剪切強度測試值如表9所示。

表9 焊接界面剪切強度

由表9可見，工藝參數(shù)優(yōu)化后，焊接界面剪切強度的實測值和預測值誤差為2.1%，證明優(yōu)化得到的焊接工藝參數(shù)是有效的，利用焊接強度與焊接工藝參數(shù)的數(shù)學模型可有效預測焊接界面強度的優(yōu)劣性。

3 結(jié)論

本文針對大面積LTCC基板與高硅鋁合金封裝載體的焊接，通過科學的試驗設計方法進行了焊接試驗設計，研究了焊接參數(shù)與界面焊接強度的關系模型，并根據(jù)模型對焊接參數(shù)進行優(yōu)化，得到以下結(jié)論：

1) 183～140 ℃降溫速率和焊接峰值溫度對焊接界面強度影響較大。

2) 基于焊接參數(shù)和焊接界面強度的關系模型得到最優(yōu)焊接工藝參數(shù)組合為：183～140 ℃降溫速率為0.967 ℃/s，焊接峰值溫度為230 ℃，在此焊接工藝參數(shù)下焊接界面的真實剪切強度為23.6 MPa，與焊接強度預測值(23.1 MPa)的相對誤差為2.1%，證明此焊接參數(shù)模型和優(yōu)化方法是有效的。