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摘要：LED(Light-Emitting-Diode )以其高光效、低功耗的绿色节能优越性，成为新时期下的主流光源。目前LED主要依赖于引线键合(Wire-Bonding)的方式将芯片电极与基板互连实现电气连接，而键合线往往在冷热冲击试验过程中出现断裂问题，导致LED死灯失效，严重影响了LED的可靠性。本文针对这一问题，通过有限元数值分析，通过加载周期性的温度载荷模拟LED键合线在冷热冲击下受到的热载荷，分析了LED键合线在该热载荷条件下的应力分布情况，并探讨了不同引线线弧模式对键合线热应力的影响，为LED引线键合的工艺优化提供了参考。
序言
LED是一种直接将电能转化为光能的半导体光源，具有节能、环保、安全、寿命长、低功耗等特点，广泛应用于指示、显示、装饰、背光源、普通照明等领域[1]。其芯片与基板之间通常采用引线键合进行电气连接，即通过热、压力、超声波等能量使金属引线与被焊焊盘发生原子间扩散互溶，实现芯片电极-键合线-基板彼此之间的键合连接。
在LED的生产制造中，为了解、评价、分析和提高LED的环境适应性，常对LED进行相关可靠性试验[2]，冷热冲击试验即为其中一种。该实验通过对LED施加周期性瞬变的冷热温度循环，试验其所能承受的因热胀冷缩所引起的化学变化或物理伤害。在该试验中，LED键合线常成为其中的薄弱部位，其在试验中的断线与否对LED可靠性起着关键性作用。
为了了解LED键合线在冷热冲击试验下的断裂机理，本文从材料的热应力基础理论出发，构建冷热冲击条件下的LED键合线模型，并通过有限元数值模拟对键合线的热应力进行计算分析，进而确认键合线热应力分布情况及影响热应力的相关参数。
1 热应力基础理论
热应力又称温变应力。产生热应力的必要条件是存在温差，当温差引起的结构形变受到约束时即可产生热应力。约束有三种形式，即外部刚性约束、内部各部分之间变形约束以及不同材料之间的相互变形约束。对于LED而言，冷热冲击条件下，LED受到周期性的热胀冷缩，各材料之间热膨胀系数不同又相互约束，因此在各材料界面，极易产生应力集中。
根据线性热应力理论，微元体的总应变由两部分组成：一部分由温度变化引起，另一部分由应力引起，即：
ε=εE+εT
根据传热学原理，一维等截面杆由温度产生的结构形变(即热应变εT)为：
εT=?ll=αT?T
其中，αT-材料线膨胀系数，?T-温差，l-一维方向初始长度，?l-长度变化。
对于各向同性的三维结构，以上应变在各个方向均相同，但并不产生剪应变，即存在：
εxT=εyT=εzT=αT?T
gxyT= gxyT= gxyT=0
因此，平面结构(即εzT=0时)的热应变为：
εT=εxT,εyT,εzTT=αT?T110T
而弹性应变是由应力引起的：
σ=DεE
所以在存在热应变的情况下，结构物理方程为：
σ=DεE-εT=DBqe-εT
式中，D-计算平面应力问题的弹性矩阵，B-应变矩阵。根据弹性力学公式：
Fe=BTσdxdy
Fe=BTDεTdxdy
=kEeqe-BTDαT?Tdxdy
写成矩阵形式写成：
kEeqe=Fe+RTe
这里的kEe和Fe是平面应力问题中的单元刚度矩阵和节点力矩阵。
RTe=BTDαT?Tdxdy
式中RTe是由于温度变化而增加的单元变温等效节点载荷矩阵。
通过求解温度方程求出各个节点的温度值以后，就可以求出温度载荷，式中单元的温升可以取各个节点的温升的平均值?T，即：
?T=?Ti+?Tj+?Tm3=Ti+Tj+Tm3-To
式中Ti、Tj、Tm—计算出的节点温度;
To—结构的初始温度
将求解域中所有单元的变温等效节点载荷叠加后，形成整个结构的温度载荷阵列，即：
RT=e=1nRTe
最后，将得到的温度变化RT视为一种温度载荷，并形成温度载荷列阵后，就可以按与静力分析相同的方法求解热变形，则求解热变形的刚度方程为：
Kq=RT
解上式可以求出结构的热变形q，进而能求出相应的热应力。
在冷热冲击过程中，由于LED封装体各部分组件材料的热膨胀系数不同，将产生周期性的膨胀与收缩。键合线会受到不同程度的剪切和拉伸，在键合线三维结构中应力呈多轴状态分布，因而在分析键合线在冷热冲击温度循环条件下的力学行为时，采用表示综合应力强度的等效应力来描述键合线的应力分布状态。
基于第四强度理论 Von Mises准则，等效应力用应力张量的分量表示为：
σ=22σx-σy2+σy-σz2+σx-σz2+6τxy2+τyz2+τxz212
式中σ—等效应力(Pa);
σx—X 方向正应力(Pa);
σy—Y 方向正应力(Pa);
σz—Z 方向正应力(Pa);
τxy—垂直于 X 轴平面的 Y 方向剪应力(Pa);
τyz—垂直于 Y 轴平面的 Z 方向剪应力(Pa);
τxz—垂直于 X 轴平面的 Z 方向剪应力(Pa)
由上述分析可知，对于LED而言，环境温度温差越大、封装材料之间的热膨胀系数相差越大、材料的弹性模量越大，LED受到热应力越大，随着时间增加，材料界面应力集中容易产生疲劳断裂。
当赋予LED各封装材料以热力学属性，施加材料的热边界条件，即可由以上各公式对LED三维模型的等效热应力进行分析求解，便可得出热载荷条件下LED各封装材料各位置的等效应力情况。其中，分析求解过程可通过有限元数值模拟求解实现[3-5]。
2 有限元数值模拟分析
2.1 有限元模型建立
本文首先针对实际使用的小电极LED器件模型进行了三维几何构建，如图1所示。其中键合线由芯片电极植球引出，向支架焊盘处实现楔形键合。芯片、支架、键合线、封装胶一一装配约束。
图1 LED三维几何模型
LED器件模型中的主要材料热力学特性参数如表1所示，包括密度ρ、热膨胀系数α、弹性模量E、泊松比ν和传热系数K。
表1 材料特性参数
为了求解LED三维模型的热应力，特别是LED键合线的热应力分布，对封装结构进行了有限元网格划分，其中芯片及电极等细微结构部分进行精细化分，如图2所示。
图2 LED三维有限元模型
以冷热冲击试验条件对LED有限元模型施加温度载荷，如图3所示。高低温温度区间为(-40℃-100℃)，保温时间为30min，升/降温时间为10s，零应力参考温度为25℃。
图3 LED有限元模型温度载荷
对LED有限元模型中心施以刚性约束，其余部分可自由发生形变。
2.2 LED键合线热应力分析
从有限元数值分析结果来看，对于小电极LED，在冷热冲击试验条件下，LED各封装材料发生周期性地膨胀与收缩。当温度下降至﹣40℃时， LED各材料发生收缩变形，由于封装胶热膨胀系数明显大于金线，因此键合线受到封装胶收缩产生的向内压应力，如图4所示，键合线线弧呈向内倾倒趋势。
图4 -40℃LED键合线压缩变形图
键合线线弧内侧最大压应力位于直线段与线弧段的过渡拐点，外侧最大压应力位于直线段与焊球之间的键合点，线弧外侧受到的压应力大于线弧内侧受到的压应力，如图5所示。
图5 -40℃键合线线弧压应力分布图
当温度上升至100℃时， LED各材料发生膨胀变形，同样由于胶体的膨胀变形较大，对键合线造成向外的拉伸应力，如图6所示，键合线向外侧倾倒。
图6 100℃LED键合线拉伸变形图
键合线线弧内侧最大拉应力位于直线段与线弧段的过渡拐点，外侧最大拉应力位于直线段与焊球之间的键合点，线弧外侧受到的拉应力大于线弧内侧受到的拉应力，如图7所示。
图7 100℃键合线线弧拉应力分布图
总体而言，冷热冲击过程中金属线的最大热应力如表2所示。可以看到：LED键合线在100℃高温段受到的热应力最大，应力最大点位于线弧直线段与焊球之间的键合点。
表2 冷热冲击过程金属线最大热应力表
为了进一步分析该键合点应力最大的原因，我们将键合线拆分为以下几个关键位置点：金属球与小电极的键合点(A点)、直线与金属球过渡点(B点)、线弧任一位置(C点)、弧线与鱼尾过渡点(D点)、鱼尾与支架键合点(E点)，如图8所示。 以各点所在界面为分界面，通过分析界面处应力情况及界面两侧部件受力情况，对界面处的综合受力情况进行分析。
图8 键合线关键位置点示意图
对各点受温度变化产生的热应力进行逐一比较：A点所在界面为芯片电极、金属球界面。如表1所示，界面处两种材料的热膨胀系数差微小，即可同时进行收缩膨胀，应力较小。另A界面的金球一侧同时受到来自胶体收缩膨胀的切向力，但由于A界面面积较大且为刚性连接面，因此在应力牵扯下应变小，不易断裂。
B点所处界面为小直径金属线、大直径金属球界面。当外部环境发生温度变化，界面两侧材料相同，热膨胀系数相同，因此应力主要来源于胶体。相比于A界面，B点界面要小的多，极易出现应力集中尖角，产生极大热应力，冷热反复下出现疲劳断裂。
C点界面为金属线与金属线界面，由于界面处及界面两侧空间受力完全一致，且其界面为挠性接触面，金属线不论沿径向还是法向都可与封装胶同步发生伸缩形变，因此相对A、B点应力要显著减小。
D点界面为金属线、鱼尾界面，其中金属线与鱼尾部分为刚性连接，且界面面积小，同B点类似，也是应力尖角位置。在小电极LED中，D点金属线平滑过渡到鱼尾，金属线与鱼尾之间的面积差相对较小，因此D点的应力要次于B点的应力，这从图5(b)、图7(b)中也可以看出。
E点界面与A点类似，为鱼尾、支架焊盘与封装胶的三界面，虽然鱼尾与支架焊盘存在刚性连接，但界面面积大，受温度变化产生的热应力相对较小。
综合来看，在冷热冲击过程中，键合线B点受到的热应力最大，D点次之，C点再次之，A、E两点受到的热应力最小。
2.3不同引线线弧模式对热应力的影响
键合线线弧通常由直线段和弧线段组成，而不同直线段长度与弧线段高度组成了不同的线弧模式。为了分析不同引线线弧模式对键合线的热应力影响，以冷热冲击下的最大等效热应力作为依据，通过有限元数值模拟，针对不同直线长度和弧线高度作正交计算对比，得到了小电极LED不同引线线弧模式下的最大热应力，如表3所示，以直线长度100mm，弧线高度160mm线弧最大应力值为基准进行归一化处理。
表3 不同引线线弧模式下的键合线相对热应力对比表
更直观地，从图9中可以看到：存在直线段时，同直线长度条件下，随着弧高的增加，键合线热应力先减小后增大，因此弧线高度存在一最佳值。 无直线段时，随着弧高的增加，键合线的热应力增加。
图9 同直线长度不同弧高的键合线热应力
从图10中可以看到：同弧高条件下，随着直线长度的增加，键合线热应力先增大后减小。然而在实际制程中，离键合位置较近的材料受高温、超声等影响会发生脆化，在较小应力的条件下同样会发生断裂，因此需一定长度的直线段进行保护。
图10 同弧高不同直线长度的键合线热应力
综合来看，不同直线长度和弧线段高度所组成的不同引线线弧模式对LED键合线在冷热冲击下所承受的热应力存在影响。匹配优化直线长度和弧线高度，可以有效减小LED键合线热应力，减小键合点位置因长期应力集中造成的疲劳断裂，提高键合线热稳定性，进而提高LED的产品可靠性。
3 结论
本文从材料的热应力基础理论出发，针对冷热冲击下的小电极LED键合线热应力分布做了数值模拟分析。结论如下：
(1)由热应力基础理论模型来看，温差越大、材料的热膨胀系数相差越大、材料的弹性模量越大，LED材料受到热应力越大，随着时间增加，材料界面应力集中容易产生疲劳断裂，因此在LED封装中应着重考虑各封装材料之间的材料匹配性。
(2)冷热冲击下，LED引线周期性地受到收缩压应力和膨胀拉应力。对于小电极LED而言，最大应力出现在高温时键合线与焊球之间的过渡位置。
(3)不同引线线弧模式对LED键合线的热应力存在影响;对于小电极LED而言，当直线段较短时，随着弧高的增大，热应力逐渐增大;当直线段较长时，随着弧高的增大，热应力先减小后增大。当弧高一定时，随着直线段的增高，热应力先增大后减小，但由于键合点附近材料易脆化，因此需综合考虑以上因素选取最佳直线段长度。。
参考文献
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