張 怡，唐勇剛，王天石，馬曉琳

(中國電子科技集團(tuán)公司第二十九研究所，四川 成都 610036)

0 引言

隨著電子設(shè)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(jìn)行組裝，封裝載體起著機(jī)械支撐、散熱通道、接地性能、保護(hù)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(dāng)?shù)牡兔芏龋謸碛信c可伐合金類似的導(dǎo)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(yīng)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(jìn)行互聯(lián)，其互聯(lián)質(zhì)量成為影響微波組件可靠性的關(guān)鍵因素之一。隨著微波組件向高集成度發(fā)展，一個(gè)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(gòu)帶來的問題是封裝載體上需要與LTCC基板進(jìn)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(qiáng)度保證提出了巨大挑戰(zhàn)。

近年來，LTCC與封裝載體的焊接領(lǐng)域已備受關(guān)注。嚴(yán)蓉等[5]對低溫共燒陶瓷基板共燒焊盤可焊接性進(jìn)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(guān)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(yīng)力為優(yōu)化目標(biāo)，采用正交試驗(yàn)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(shí)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(diǎn)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(yīng)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(guān)的焊接結(jié)構(gòu)。

目前業(yè)內(nèi)較多的研究集中在LTCC焊盤的釬焊機(jī)理上，關(guān)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(guān)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(qiáng)度關(guān)系的研究報(bào)道較少，且對焊接工藝參數(shù)的合理設(shè)置缺乏理論依據(jù)和評價(jià)手段，因此亟待開展相關(guān)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(guān)系，并對焊接工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了釬焊后界面強(qiáng)度的預(yù)測和顯著提升。

1 試驗(yàn)方法和試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)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?jǐn)?shù)為50%，載體厚度為5 mm，表面鍍覆Ni/Au復(fù)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(yàn)設(shè)備為熱風(fēng)回流焊接爐。

圖1 焊接樣件形貌

樣件釬焊后的釬焊強(qiáng)度測試方法參考GJB 548B-2005中的“芯片剪切強(qiáng)度”，用釬焊接頭的剪切強(qiáng)度表征釬焊強(qiáng)度。設(shè)計(jì)制造了專用測試夾具，試驗(yàn)過程采用萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行剪切力測試。試驗(yàn)過程中夾具和樣件的形貌如圖2所示。

圖2 焊接試驗(yàn)中夾具和樣件形貌

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

回流焊接溫度曲線一般分為預(yù)熱、保溫、回流、冷卻4個(gè)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(diǎn)溫度。

圖3 典型的回流焊曲線

預(yù)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(jìn)入焊接前能達(dá)到相同的溫度，盡量減少溫差?；亓麟A段又稱焊接段，該階段溫度始終處于焊料球的熔點(diǎn)之上，焊料球開始熔化，流動擴(kuò)展，并與焊盤發(fā)生界面反應(yīng)，其中峰值溫度與焊料熔點(diǎn)以上的回流時(shí)間會對介面合金共化物(IMC)的形成和生長產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響焊點(diǎn)強(qiáng)度和可靠性。冷卻段是焊點(diǎn)的成形階段，冷卻階段的主要目的是在焊點(diǎn)凝固的同時(shí)細(xì)化晶粒，抑制金屬間化合物的增長。冷卻速率對焊點(diǎn)的強(qiáng)度有著重要影響，冷卻速率不當(dāng)，會影響焊點(diǎn)的外形、接觸角度，并導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)變形，進(jìn)而影響焊接界面的強(qiáng)度[15-17]。

基于上述焊接理論，并結(jié)合業(yè)內(nèi)學(xué)者的研究成果，可認(rèn)為焊接液相線上的時(shí)間、焊接峰值溫度和焊接降溫速率是影響焊接強(qiáng)度的關(guān)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(jìn)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(shí)驗(yàn)證實(shí)，當(dāng)183～140 ℃降溫速率為確定值時(shí)，140 ℃～室溫的降溫速率波動不會影響焊接強(qiáng)度。因此，本研究最終選定影響焊接強(qiáng)度的因子為焊接液相線上的時(shí)間、焊接峰值溫度及183～140 ℃焊接降溫速率，并運(yùn)用科學(xué)的理論進(jìn)行了試驗(yàn)設(shè)計(jì)。

根據(jù)實(shí)際回流焊接設(shè)備參數(shù)范圍約束，試驗(yàn)因子的取值范圍如表1所示。

表1 Sn63Pb37焊料對應(yīng)的試驗(yàn)因子及其取值范圍

Sn63Pb37焊料焊接設(shè)備為熱風(fēng)回流爐，各溫區(qū)進(jìn)行調(diào)整時(shí)會相互影響，因此需要在試驗(yàn)因子范圍內(nèi)驗(yàn)證可能需要用到的試驗(yàn)組合是否能夠?qū)崿F(xiàn)，即需要探究設(shè)備能力。通過設(shè)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(yàn)組合進(jìn)行調(diào)整，以滿足設(shè)備能力和達(dá)到工藝優(yōu)化的目的。此外，曲線調(diào)整時(shí)間成本很高，所以要盡量減少試驗(yàn)次數(shù)。試驗(yàn)方案的提出需要考慮：

1) 試驗(yàn)組合需滿足設(shè)備能力，即試驗(yàn)組合能在設(shè)備中得以實(shí)現(xiàn)。

2) 試驗(yàn)的經(jīng)濟(jì)成本和時(shí)間成本過高，所以需盡量減少試驗(yàn)次數(shù)。

3) 最優(yōu)點(diǎn)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(gè)非常數(shù)項(xiàng)的系數(shù)需要確定，故試驗(yàn)次數(shù)不得少于9組。

4) 試驗(yàn)設(shè)計(jì)具有或近似具有旋轉(zhuǎn)性，即試驗(yàn)因子取值需盡量滿足對稱性，同時(shí)使各試驗(yàn)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(yàn)組合。在焊接設(shè)備能力滿足的前提下，能夠?qū)崿F(xiàn)的最終試驗(yàn)組合空間示意圖如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)方案空間示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

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

表2 焊接試驗(yàn)結(jié)果

續(xù)表

2.2 焊接參數(shù)對焊接強(qiáng)度影響程度分析

為了定量研究試驗(yàn)中各個(gè)焊接參數(shù)對焊接強(qiáng)度的影響，對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行主效應(yīng)分析。主效應(yīng)表示在一個(gè)或幾個(gè)影響因子(自變量)的多水平(每個(gè)自變量有不同的水平)實(shí)驗(yàn)中，描述一個(gè)因子在另一個(gè)因子各個(gè)水平上對響應(yīng)變量總體影響大小的度量。一個(gè)因子的主效應(yīng)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(yàn)中，183～140 ℃降溫速率為0.83 ℃/s和0.95 ℃/s的試驗(yàn)只有1組，無法忽略其他因素對其影響?；谥餍?yīng)的基本理論，得到降溫速率為0.75 ℃/s和1.15 ℃/s時(shí)對應(yīng)的焊接強(qiáng)度均值如表3所示。

表3 降溫速率對焊接強(qiáng)度的影響

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

表4 焊接峰值溫度對焊接強(qiáng)度的影響

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

表5 液相線時(shí)間對焊接強(qiáng)度的影響

圖5 主效應(yīng)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(qiáng)度影響最大，液相線上時(shí)間對焊接強(qiáng)度影響最小。

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

3) 液相線上時(shí)間對焊接強(qiáng)度的影響較小。液相線上時(shí)間為60～90 s時(shí),焊接強(qiáng)度可略微增加;液相線上時(shí)間為90～120 s時(shí)，隨著液相線上時(shí)間的增大，焊接強(qiáng)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(qiáng)度也增大，但不能確定是否存在拐點(diǎn)。

2.3 焊接參數(shù)對焊接強(qiáng)度影響模型建立

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

表6 全二次模型ANOVA結(jié)果

表6中，若P<0.05，則認(rèn)為其相應(yīng)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(yīng)“模型”項(xiàng)的P值為0.193(>0.05)，表明本模型無效。各項(xiàng)對應(yīng)的ANOVA檢驗(yàn)結(jié)果顯示相應(yīng)的P值均大于0.05，即認(rèn)為無顯著項(xiàng)，這是由于非顯著項(xiàng)過多而導(dǎo)致其中少量的顯著項(xiàng)被掩蓋。

基于以上對試驗(yàn)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(xiàng)，因此，采用逐步回歸的方法進(jìn)行模型擬合，即將變量逐個(gè)引入模型，每引入一個(gè)解釋變量后都要進(jìn)行F檢驗(yàn)(方差比率檢驗(yàn))，并對已選入的解釋變量逐個(gè)進(jìn)行t值檢驗(yàn)(studentt檢驗(yàn))，當(dāng)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(shí)，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(gè)反復(fù)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(yàn)結(jié)果

表8 簡化模型ANOVA結(jié)果

由表8可見，簡化模型對應(yīng)的P值為0.009(<0.05)，證明簡化模型是有效的；失擬項(xiàng)對應(yīng)的P值為0.337(>0.05)，所以并不存在失擬項(xiàng)。對比前述主效應(yīng)的分析結(jié)果可以看出，該簡化模型對應(yīng)的項(xiàng)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(qiáng)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(qiáng)度模型可得焊接強(qiáng)度y與x1、x2的三維關(guān)系圖和等高線圖,如圖6所示。

圖6 y與x1、x2的關(guān)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(jī)梯度下降的Adam算法完成。

在定義域中隨機(jī)選擇x1和x2的初始值構(gòu)造張量θ0=[x1′,x2′]，則θ是f的目標(biāo)更新參數(shù)；同時(shí)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(jìn)行迭代，迭代算法為

(3)

式中：mt為t時(shí)刻的動量值，初始時(shí)m0=0；β1為指數(shù)衰減率，控制權(quán)重分配(動量與當(dāng)前梯度)，默認(rèn)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(rèn)β2=0.999；vt為t時(shí)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(dāng)θ=[0.967,230]時(shí)，ymax=23.1。因此，最優(yōu)試驗(yàn)組合為：降溫速率為0.967 ℃/s，焊接峰值溫度為230 ℃，液相線上時(shí)間為120 s。在此工藝參數(shù)下，焊接強(qiáng)度預(yù)測值為23.1 MPa。

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

表9 焊接界面剪切強(qiáng)度

由表9可見，工藝參數(shù)優(yōu)化后，焊接界面剪切強(qiáng)度的實(shí)測值和預(yù)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(qiáng)度與焊接工藝參數(shù)的數(shù)學(xué)模型可有效預(yù)測焊接界面強(qiáng)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(xué)的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了焊接試驗(yàn)設(shè)計(jì)，研究了焊接參數(shù)與界面焊接強(qiáng)度的關(guān)系模型，并根據(jù)模型對焊接參數(shù)進(jìn)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(qiáng)度影響較大。

2) 基于焊接參數(shù)和焊接界面強(qiáng)度的關(guān)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(shí)剪切強(qiáng)度為23.6 MPa，與焊接強(qiáng)度預(yù)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。