宮文峰，黃美發(fā)，張美玲

(1.桂林電子科技大學(xué)海洋信息工程學(xué)院，廣西北海536000; 2.桂林電子科技大學(xué)廣西先進(jìn)設(shè)計(jì)與制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西桂林541004)

倒裝芯片鍵合頭模態(tài)特性研究與實(shí)驗(yàn)分析

宮文峰1，黃美發(fā)2，張美玲1

(1.桂林電子科技大學(xué)海洋信息工程學(xué)院，廣西北海536000; 2.桂林電子科技大學(xué)廣西先進(jìn)設(shè)計(jì)與制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西桂林541004)

鍵合頭是全自動(dòng)倒裝芯片鍵合機(jī)重要的功能運(yùn)動(dòng)部件，其主要功能是完成芯片的拾取、點(diǎn)膠和鍵合。鍵合頭在高頻高加速的往復(fù)多自由度運(yùn)動(dòng)中產(chǎn)生的振動(dòng)和共振量直接影響芯片的鍵合精度，因此要求鍵合頭應(yīng)具有足夠的剛度、強(qiáng)度和較好的動(dòng)態(tài)特性。掌握鍵合頭的模態(tài)特性及其影響因素之間的關(guān)系是自主研發(fā)高性能倒裝芯片鍵合頭的關(guān)鍵問題。為此，建立鍵合頭模態(tài)特性研究系統(tǒng)模型，采用理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)試相結(jié)合的方法研究鍵合頭在安裝工況下的模態(tài)特性，將ANSYS有限元仿真的結(jié)果與錘擊模態(tài)試驗(yàn)的結(jié)果作一致性對(duì)比和分析，得到鍵合頭準(zhǔn)確的模態(tài)參數(shù)、剛度分布情況和影響因素。研究結(jié)果為多功能高密度芯片鍵合頭的進(jìn)一步結(jié)構(gòu)優(yōu)化和精度控制以及整機(jī)的防振、抑振等提供理論支撐和實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

倒裝芯片鍵合機(jī);模態(tài)分析;鍾擊測(cè)試;有限元法

0 引言

倒裝芯片鍵合機(jī)(flip chip bonder，F(xiàn)CB)是基于倒裝焊工藝而設(shè)計(jì)的微電子后封裝新設(shè)備［1－2］。它采用固晶的方式將芯片通過拾取、翻轉(zhuǎn)、傳送、識(shí)別、點(diǎn)膠和鍵合等過程與芯片載體固結(jié)在一起［3］。目前，我國(guó)的高性能倒裝芯片鍵合設(shè)備基本上依賴于進(jìn)口，研發(fā)具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的高密度倒裝鍵合機(jī)尤為重要。

鍵合頭是倒裝芯片鍵合機(jī)中精度要求最高的功能運(yùn)動(dòng)部件之一，其主要功能是完成芯片的拾取、點(diǎn)膠和鍵合。鍵合頭在高頻高加速的多自由度往復(fù)運(yùn)動(dòng)中常因其結(jié)構(gòu)剛度不足導(dǎo)致準(zhǔn)停后而產(chǎn)生殘余附加振動(dòng);當(dāng)伺服電機(jī)或外部環(huán)境等工作頻率與鍵合頭的某階固有頻率相近或相同時(shí)將會(huì)產(chǎn)生共振現(xiàn)象［3－4］，直接影響芯片的鍵合精度和效率。為有效保證芯片的鍵合精度，有必要對(duì)鍵合頭的動(dòng)態(tài)特性和相關(guān)實(shí)驗(yàn)等關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行研究，為自主研發(fā)高性能芯片鍵合頭提供理論支撐和實(shí)驗(yàn)參考。

目前關(guān)于模態(tài)測(cè)試的研究主要集中在模態(tài)參數(shù)辨識(shí)方面［4－5］，比較有代表性的有Massa［6］提出了模糊模態(tài)分析的新概念和實(shí)驗(yàn)行為的預(yù)測(cè);Kromulski J等［7］對(duì)工作變形(ODS)測(cè)定中的實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法的應(yīng)用進(jìn)行了介紹;Pintelon等［8］對(duì)模態(tài)分析中的不確定性計(jì)算進(jìn)行了研究;應(yīng)懷樵等成功的用錘擊法和變時(shí)基技術(shù)進(jìn)行了鐵路橋的模態(tài)試驗(yàn)分析［9］;巨麗等［10］對(duì)擊式液壓錘進(jìn)行了模態(tài)研究;蔡力鋼等［5］對(duì)五軸聯(lián)動(dòng)重載擺角銑頭進(jìn)行了模態(tài)分析與實(shí)驗(yàn)研究;宮文峰等［4］采用Polytec激光測(cè)振儀對(duì)復(fù)雜鈑金件進(jìn)行了模態(tài)測(cè)試。本文以國(guó)內(nèi)某企業(yè)試制的某高密度倒裝鍵合頭為研究對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行了模態(tài)特性理論計(jì)算和模態(tài)試驗(yàn)研究。文中以振動(dòng)理論、模態(tài)辨識(shí)理論及機(jī)械動(dòng)力學(xué)等為理論基礎(chǔ)，對(duì)鍵合頭進(jìn)行了三維數(shù)字建模、ANSYS有限元模態(tài)計(jì)算、LMS Test.Lab錘擊法模態(tài)測(cè)試、模態(tài)參數(shù)辯識(shí)和提取，得到鍵合頭準(zhǔn)確的模態(tài)特性，并給出了鍵合頭的改進(jìn)措施，研究結(jié)果和方法已為某自主研發(fā)的倒裝芯片鍵合頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化和精度控制提供參考。

1 倒裝芯片鍵合頭的三維數(shù)字建模

根據(jù)倒裝鍵合頭的實(shí)體結(jié)構(gòu)，運(yùn)用Solidworks三維設(shè)計(jì)軟件建立了鍵合頭的三維數(shù)字模型，如圖1所示。鍵合頭具有4個(gè)自由度，可以實(shí)現(xiàn)上下、左右、前后3個(gè)方向的線運(yùn)動(dòng)和拾取頭繞Z軸作±90°的轉(zhuǎn)動(dòng)，用來(lái)完成芯片的拾取、傳送和鍵合等往復(fù)快速動(dòng)作。前后和左右方向的運(yùn)動(dòng)由直線電機(jī)驅(qū)動(dòng)，上下方向的運(yùn)動(dòng)由伺服電機(jī)配合絲杠驅(qū)動(dòng)，拾取頭旋轉(zhuǎn)由微調(diào)電機(jī)驅(qū)動(dòng)，定位精度由光柵尺實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)并反饋給控制系統(tǒng)，形成閉環(huán)精確控制。為確保鍵合頭的工作精度和效率，通常要求其應(yīng)具有足夠的強(qiáng)度、剛度和良好的動(dòng)態(tài)特性。

圖1 鍵合頭結(jié)構(gòu)圖

2 研究方法

模態(tài)分析是研究振動(dòng)特性的基礎(chǔ)，每一階模態(tài)具有特定的固有頻率、阻尼和振型［3］。本文建立了鍵合頭模態(tài)特性研究系統(tǒng)模型，該模型采用理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)試相結(jié)合的方法，并綜合考慮了鍵合頭在自由懸掛和原裝固定兩種狀態(tài)，并將仿真與實(shí)測(cè)結(jié)果做一致性比較，試圖得到鍵合頭準(zhǔn)確的模態(tài)參數(shù)、剛度分布情況和影響因素。本模型先以計(jì)算結(jié)果為參考指導(dǎo)模態(tài)實(shí)驗(yàn)，再以測(cè)試結(jié)果驗(yàn)證仿真的有效性，最后將兩者結(jié)果作一致性比較，當(dāng)兩者結(jié)果偏差較大時(shí)，以實(shí)測(cè)結(jié)果為參考對(duì)仿真模型進(jìn)行修正，使仿真模型能較好地反映實(shí)際鍵合頭的結(jié)構(gòu)特性，修正后的仿真模型再進(jìn)行后續(xù)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和多物理場(chǎng)耦合等分析所得到的結(jié)果將具有較高的可信性，所以不必再進(jìn)行大量的重復(fù)性試驗(yàn)驗(yàn)證，從而縮短了產(chǎn)品的研發(fā)周期，降低了研發(fā)成本。研究方法框圖如圖2所示。

3 鍵合頭理論模態(tài)研究

3.1 鍵合頭有限元建模

為提高有限元建模的效率和可移植性，本文采用了聯(lián)合建模的方法。根據(jù)鍵合頭的實(shí)際結(jié)構(gòu)，文中運(yùn)用Solidworks建立其三維數(shù)字模型，并另存為Parasolid(*.x_t)格式，運(yùn)用接口技術(shù)將其導(dǎo)入ANSYS Workbench中建立有限元模型。鍵合頭屬于三維對(duì)稱組合實(shí)體結(jié)構(gòu)，為保證計(jì)算效率和收斂性，對(duì)規(guī)則形體劃分為20結(jié)點(diǎn)的六面體網(wǎng)格(SOLID186)，對(duì)不規(guī)則形體劃分為10結(jié)點(diǎn)的四面體網(wǎng)格(SOLID187)，薄殼體劃分為4節(jié)點(diǎn)的四邊形殼單元(SHELL181)。未經(jīng)簡(jiǎn)化的鍵合頭實(shí)體模型如圖3(a)所示，為提高計(jì)算效率，對(duì)鍵合頭上小尺寸的倒角、倒圓、工藝孔、螺栓孔等進(jìn)行簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化后的模型如圖3(b)所示，有限元網(wǎng)格劃分模型如圖4所示。有限元網(wǎng)格數(shù)據(jù)如表1所示，共包含有218178個(gè)結(jié)點(diǎn)和79098個(gè)單元。

圖2 鍵合頭模態(tài)特性研究系統(tǒng)模型

圖3 鍵合頭三維模型

圖4 鍵合頭網(wǎng)格劃分

表1 鍵合頭有限元網(wǎng)格參數(shù)

3.2 理論模態(tài)計(jì)算求解方程

鍵合頭是一個(gè)具有無(wú)限多自由度的振動(dòng)系統(tǒng)，理論上存在無(wú)限多階次的模態(tài)固有頻率［4］。有限元求解即是將連續(xù)系統(tǒng)離散為有限單元和節(jié)點(diǎn)，分別計(jì)算每個(gè)單元的質(zhì)量矩陣［M］和剛度矩陣［K］，最后集合疊加成統(tǒng)一總質(zhì)量和總剛度矩陣，其系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)微分方程可表示為

{X}——節(jié)點(diǎn)位移向量;

{F(t)}——載荷向量。

有限元模態(tài)計(jì)算中通常不考慮外載荷，且阻尼因素對(duì)固有頻率的影響較小，因此，將式(1)簡(jiǎn)化為無(wú)阻尼自由振動(dòng)微分方程:

設(shè)式(2)解的形式為

式中:{A}——振幅列陣;

ω——振幅{A}的振動(dòng)頻率;

φ——初相位。

將式(3)代入式(2)得

頻率特征方程即為

求解式(5)的行列式即可得到n個(gè)特征值，對(duì)特征值開平方即可得到系統(tǒng)的固有頻率ω，第i階模態(tài)圓頻率為，將ωi代入式(4)求得非零解{A(i)}，即為第i階模態(tài)振型。

3.3 理論模態(tài)計(jì)算結(jié)果與分析

根據(jù)鍵合頭的實(shí)際安裝工況，文中進(jìn)行了約束模態(tài)理論計(jì)算，將鍵合頭底座下底板固定約束，仿真的邊界條件設(shè)置與實(shí)驗(yàn)測(cè)試相對(duì)應(yīng)，以便于根據(jù)仿真結(jié)果指導(dǎo)模態(tài)試驗(yàn)。為提高計(jì)算效率和解的收斂性，在ANSYS中選用Frequency Finder模態(tài)求解器進(jìn)行求解，計(jì)算得到鍵合頭前6階主振型如圖5所示，前6階固有頻率和相應(yīng)的振型描述如表2所示。

表2 鍵合頭前6階固有頻率和振型描述

從振型圖和振型動(dòng)畫上可以看出，鍵合頭前3階振型中變形最為活躍的位置發(fā)生在拾取臂末端處，尤其是第3階模態(tài)呈現(xiàn)為拾取臂的局部彎曲變形，此結(jié)果與鍵合頭實(shí)際工作時(shí)采用高速相機(jī)測(cè)取的結(jié)果相吻合，這與拾取臂的長(zhǎng)懸臂結(jié)構(gòu)有很大關(guān)系，建議對(duì)此處改為短懸壁結(jié)構(gòu)或增加肋板尺寸和數(shù)量來(lái)提高拾取臂結(jié)構(gòu)剛度;2階模態(tài)振型圖中還顯示了鍵合頭底座光柵尺連接板的局部擺動(dòng)變形，此變形將直接影響鍵合頭的監(jiān)測(cè)控制精度，此處應(yīng)添加肋板提高剛度;后3階振型為組合變形，也顯示出拾取臂為最薄弱環(huán)節(jié)。計(jì)算得到鍵合頭1階固有頻率為347.26 Hz，而與鍵合頭所接近的驅(qū)動(dòng)伺服電機(jī)轉(zhuǎn)速為0～10 000 r/min，遠(yuǎn)高于此工作范圍所對(duì)應(yīng)的激振頻率，因此鍵合頭不會(huì)與周圍激振源發(fā)生共振現(xiàn)象。

圖5 鍵合頭前6階振型圖

4 鍵合頭試驗(yàn)?zāi)B(tài)研究

4.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)測(cè)試方法

為獲取鍵合頭準(zhǔn)確的模態(tài)特性，在理論模態(tài)計(jì)算結(jié)果的指導(dǎo)下再進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)B(tài)研究，并以測(cè)試結(jié)果驗(yàn)證理論計(jì)算的正確性，從而得到鍵合頭完整的模態(tài)參數(shù)、薄弱環(huán)節(jié)和影響因素。本模態(tài)試驗(yàn)采用了業(yè)內(nèi)最先進(jìn)的模態(tài)測(cè)試系統(tǒng)，主要包括:比利時(shí)LMS數(shù)據(jù)采集儀、德國(guó)Polytec單點(diǎn)式激光測(cè)振儀、LMS Test.Lab錘擊測(cè)試軟件、LMS沖擊力錘、PCB－356A16型壓電式三向加速度傳感器、力傳感器等測(cè)試器材。

本模態(tài)實(shí)驗(yàn)為提高測(cè)試效率和準(zhǔn)確性采用了聯(lián)合測(cè)試的方法，以沖擊力錘作為激振工具，在數(shù)據(jù)采集上結(jié)合使用了接觸式加速度傳感器和非接觸的激光測(cè)振儀，并對(duì)兩種數(shù)采手段進(jìn)行一致性對(duì)比，得到兩者獲取的數(shù)據(jù)基本一致的結(jié)論。根據(jù)鍵合頭的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和實(shí)驗(yàn)條件，采用單點(diǎn)激振多點(diǎn)拾振(SIMO)的方法，使用力錘敲擊鍵合頭拾取臂末端左測(cè)點(diǎn)(圖7的B5∶13號(hào)點(diǎn))，將4個(gè)三向加速度傳感器作為一組移步測(cè)試鍵合頭主要部件、將3個(gè)單向加速度傳感器作為一組測(cè)試鍵合頭次要部件、激光測(cè)振儀用于采集不易貼裝傳感器的測(cè)點(diǎn)，并在測(cè)試軟件中設(shè)置各傳感器的靈敏度。本模態(tài)實(shí)驗(yàn)的測(cè)試系統(tǒng)圖如圖6所示。

圖6 實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)測(cè)試系統(tǒng)框圖

圖7 鍵合頭測(cè)點(diǎn)框線圖

在LMS Test.Lab－Impact Testing界面中根據(jù)鍵合頭的實(shí)際尺寸定義每個(gè)測(cè)點(diǎn)的位置，并建立鍵合頭測(cè)試框線圖如圖7所示。測(cè)點(diǎn)的布置原則為:采用盡可能少的測(cè)點(diǎn)獲得盡可能形象的振型特征，重要位置多布點(diǎn)，一般位置少布點(diǎn)。

為避免測(cè)試信號(hào)發(fā)生頻率混疊，根據(jù)香農(nóng)采樣定理，信號(hào)的采樣頻率不得低于欲分析最高頻率的2倍。實(shí)驗(yàn)時(shí)的采樣頻率根據(jù)仿真計(jì)算前6階最高固頻的2倍取整設(shè)置，仿真中最高分段頻率為0～2 000Hz，本試驗(yàn)采樣頻率為4 096Hz。對(duì)響應(yīng)信號(hào)添加指數(shù)窗函數(shù)，對(duì)力信號(hào)添加力－指數(shù)窗函數(shù)。測(cè)試過程中采用4次平均處理，由測(cè)試系統(tǒng)自動(dòng)檢查并拒絕過載和連擊現(xiàn)象，錘擊過程可實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)相干曲線，考察測(cè)試的可靠性，如圖8所示。

圖8 錘擊測(cè)試相干曲線圖

4.2 實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)測(cè)試結(jié)果與分析

通過對(duì)鍵合頭在安裝工況下進(jìn)行模態(tài)測(cè)試，最終提取了鍵合頭的前6階模態(tài)。圖9為測(cè)試得到的模態(tài)識(shí)別狀態(tài)圖，表3給出了圖9中的字母代表的5種狀態(tài)，在狀態(tài)圖中根據(jù)經(jīng)驗(yàn)識(shí)別出較優(yōu)的頻率波峰。表4為本試驗(yàn)?zāi)B(tài)提取的鍵合頭前6階固有頻率、阻尼比和振型描述，相對(duì)應(yīng)的前6階模態(tài)振型如圖10所示。本測(cè)試所得到的各階固有頻率所對(duì)應(yīng)的阻尼比均在4%以下，說明所提取的各階次模態(tài)準(zhǔn)確性較好。

圖9 鍵合頭模態(tài)識(shí)別狀態(tài)圖

表3 模態(tài)狀態(tài)識(shí)別圖符號(hào)含義

表4 鍵合頭試驗(yàn)?zāi)B(tài)識(shí)別參數(shù)和振型描述

圖10 鍵合頭試驗(yàn)?zāi)B(tài)前6階振型圖

從以上實(shí)測(cè)所得的振型圖和動(dòng)畫可以看出，實(shí)驗(yàn)所得到的振型圖基本上能反映每階模態(tài)的變動(dòng)趨勢(shì)，其中前4階振型的變動(dòng)規(guī)律性較好;鍵合頭整機(jī)也存在一定的變形，主要變化表現(xiàn)為拾取臂的擺動(dòng)、彎曲、扭轉(zhuǎn)等組合變形?？傮w上看本試驗(yàn)所定義的測(cè)點(diǎn)和建立的框線圖可以較好地反映鍵合頭的振動(dòng)型態(tài)，基本符合實(shí)驗(yàn)要求。

5 理論模態(tài)與試驗(yàn)?zāi)B(tài)結(jié)果對(duì)比分析

本研究采用有限元仿真和實(shí)驗(yàn)測(cè)試相結(jié)合的方法獲取了鍵合頭在安裝工況狀態(tài)下的模態(tài)特性。通常有限元計(jì)算中，所有的模型元件都參與計(jì)算且裝配體結(jié)合面特性難以有效仿真，因此仿真得到的固有頻率往往與真值有一定的偏差量，結(jié)構(gòu)阻尼參數(shù)很難獲取，但得到的模態(tài)振型較為準(zhǔn)確;試驗(yàn)?zāi)B(tài)中可以根據(jù)要求在所關(guān)心的結(jié)構(gòu)件上布置傳感器獲取精度相對(duì)較高的固有頻率值，且可獲取結(jié)構(gòu)的阻尼參數(shù)，但是振型動(dòng)畫常因測(cè)點(diǎn)數(shù)量和位置限制而易失真，因此采用仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法可以更好地獲取鍵合頭準(zhǔn)確的模態(tài)特性。本研究分別得到了仿真與試驗(yàn)下鍵合頭的前6階模態(tài)參數(shù)。表5統(tǒng)計(jì)對(duì)比了仿真與測(cè)試獲得的鍵合頭前6階固有頻率數(shù)據(jù)。

表5 鍵合頭仿真與試驗(yàn)的固有頻率對(duì)比

從表5可以看出，試驗(yàn)測(cè)得的前6階固有頻率與仿真計(jì)算得到的前6階固有頻率比較接近。試驗(yàn)所得頻率與理論計(jì)算頻率誤差在9.5%以內(nèi)，尤其最為關(guān)心的1階固有頻率誤差僅為6.53%。誤差主要由于仿真模型簡(jiǎn)化了部分小特征，且結(jié)合面的設(shè)置存在一定的假設(shè)，但是誤差值在允許的范圍內(nèi)，因此可以認(rèn)為本研究的前6階固有頻率是可信的［4］。從仿真與試驗(yàn)所得到的振型圖看，由圖5和圖10對(duì)比可知，實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的前6階振型與仿真計(jì)算得到的振型相似度很高，尤其前4階實(shí)測(cè)振型與仿真振型變動(dòng)趨勢(shì)基本吻合，后兩階振型變動(dòng)規(guī)律不是很明顯，但變動(dòng)趨勢(shì)基本相同。以上結(jié)果說明本研究的仿真模型能較好地反映鍵合頭實(shí)際的動(dòng)態(tài)特性，可作為后續(xù)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和改進(jìn)的理論支撐。

6 結(jié)束語(yǔ)

本研究采用理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)試相結(jié)合的方法研究了國(guó)內(nèi)某研究所研發(fā)的某倒裝芯片鍵合機(jī)的鍵合頭的模態(tài)特性，聯(lián)合使用了ANSYS軟件、LMS Test.Lab模態(tài)測(cè)試系統(tǒng)和Polytec激光測(cè)振儀等研究工具，先對(duì)鍵合頭進(jìn)行有限元建模和計(jì)算，再以仿真數(shù)據(jù)指導(dǎo)實(shí)驗(yàn)測(cè)試，通過將仿真與試驗(yàn)的結(jié)果對(duì)比分析，得到了該鍵合頭在安裝工況下準(zhǔn)確的模態(tài)參數(shù)和影響因素，得到的主要結(jié)論如下:

1)從固有頻率方面看，鍵合頭的1階固有頻率高于340Hz，而與鍵合頭相接近的驅(qū)動(dòng)伺服電機(jī)轉(zhuǎn)速為0～10 000 r/min，遠(yuǎn)高于此工作范圍所對(duì)應(yīng)的激振頻率，因此鍵合頭不會(huì)與周圍激振源發(fā)生共振現(xiàn)象。

2)從仿真計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)試的結(jié)果對(duì)比方面看，兩者吻合性較好，理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)試的固有頻率誤差在9.5%以內(nèi)，尤其1階固有頻率誤差僅為6.53%;仿真計(jì)算和試驗(yàn)所得前6階振型圖的相似度很高，尤其前4階實(shí)測(cè)振型與仿真振型變動(dòng)趨勢(shì)基本吻合，因此可以認(rèn)為本研究的結(jié)果是可信的，仿真模型可作為后續(xù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化和改進(jìn)的依據(jù)開展工程研究。

3)從振型云圖和剛度分布方面看，首先鍵合頭拾取臂的長(zhǎng)懸臂結(jié)構(gòu)剛度最為薄弱，振動(dòng)趨勢(shì)較明顯，建議將此處改為短懸壁結(jié)構(gòu)或增加肋板尺寸和數(shù)量來(lái)提高拾取臂結(jié)構(gòu)剛度;其次，鍵合頭底座光柵尺的“工字型”連接板的剛度也不足，將直接影響鍵合頭的控制精度，建議此處添加肋板提高剛度。本研究可為鍵合頭進(jìn)一步結(jié)構(gòu)優(yōu)化、多物理場(chǎng)耦合和精度控制以及整機(jī)的防振、抑振等提供了理論支撐和實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

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(編輯:李妮)

Modal characteristic research and experimental analysis of flip chip bonding head

GONG Wenfeng1，HUANG Meifa2，ZHANG Meiling1
(1.School of Marine Information Engineering，Guilin University of Electronic and Technology，Beihai 536000，China;2.ADMT Key Laboratory of Guangxi，Guilin University of Electronic and Technology，Guilin 541004，China)

Bonding head in FCB is one of the most important functional components used to deal with the process of chip picking，dispensing，and bonding.Since both resonance and additional vibration in bonding head directly affect the working precision，therefore，it is very meaningful to investigate its vibration characteristics.In order to develop high performance chip bonder，the modality characteristics of bonding head under the assembly condition are investigated by simulation calculation and experiment test.In this paper，the modal characteristic system model is established，and the theory of calculate modality and experimental modality are introduced.Experimental and theoretical analysis results were compared and discussed.Exact modal characteristics，weak link and its influential factors of bonding head are obtained.This research result provides a theoretical support and experiment reference for optimizing structure，preventing resonance and reduces vibration of bonding head.

flip chip bonder;modal analysis;harmmering test;finite element method

A

1674－5124(2016)11－0119－07

10.11857/j.issn.1674－5124.2016.11.024

2015－12－27;

2016－02－18

國(guó)家自然科學(xué)基金(51365009，50865003);十一五國(guó)家重大專項(xiàng)02專項(xiàng)(2012ZX02601)

宮文峰(1987－)，男，山東泰安市人，工程師，碩士，研究方向?yàn)闄C(jī)械振動(dòng)與CAE技術(shù)、微電子封裝與組裝技術(shù)、先進(jìn)制造與精密測(cè)量技術(shù)。

黃美發(fā)(1962－)，男，廣西蒙山縣人，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)闄C(jī)電系統(tǒng)精度設(shè)計(jì)和智能測(cè)量方法等。