高昌彬,薛進學,馬文舉 ,隆志力,趙 恒
(1. 河南科技大學 機電工程學院,河南 洛陽 471003;2. 哈爾濱工業(yè)大學 (深圳)機電工程與自動化學院,廣東 深圳 518055)
引線鍵合技術廣泛用于微電子封裝中,而引線鍵合核心執(zhí)行元件為壓電式超聲換能器。目前,熱壓鍵合、超聲鍵合和熱壓超聲鍵合為引線鍵合常用的技術,其中熱壓超聲鍵合兼具熱壓鍵合和超聲鍵合的優(yōu)點,屬于較理想的一種鍵合方式。Paul等[1]將壓電傳感器鑲嵌于壓電陶瓷中,以此監(jiān)測熱壓超聲換能器在工作過程中超聲能量隨時間的變化,進而分析超聲能量對鍵合點的影響。韓雷等[2]關于一維縱振超聲換能器對引線鍵合點形成的原因做了闡述。傳統(tǒng)一維縱向加載模式下的超聲換能器存在鍵合效率低,鍵合面不均勻及鍵合點不牢靠等問題,已無法滿足微電子制造業(yè)對高可靠性、小間距和高密度封裝技術的需求。國外專家提出了雙向加載超聲能量的換能器,Jiromaru Tsujino等[3]在相同頻率驅動下,將兩支相同的換能器垂直放置安裝,以此激發(fā)鍵合工具(劈刀)產生雙向振動,驗證了鍵合軌跡為橢圓形,但安裝難度大,且成本過高。劉英想等[4]在縱彎和縱扭超聲電機及超聲鉆孔等方面開展了研究,提出了振動模態(tài)兼并的優(yōu)化方法。李慶良等[5]發(fā)明了x、y雙向超聲加載模式,為超聲焊接領域的首創(chuàng),使焊點質量得到了改善,將引線鍵合工藝推向全新的水平,但超聲頻率偏小。雙向超聲鍵合技術雖然從二維平面上解決了鍵合點不均勻的問題,但卻未從解決三維空間改善鍵合點強度的問題。因此,設計了諧振頻率為40 kHz的多向振動超聲換能器,即x、y、z方向同時加載超聲能量,使其分別產生3個方向的超聲振動。采用ANSYS分析軟件對換能器模型進行縱-彎-俯仰頻率模態(tài)仿真,分析了3個方向的振幅值及變化,良好實現了同頻共振。
模態(tài)分析亦稱為模態(tài)提取,可用來求解多向振動超聲換能器結構的固有頻率和振型,其求解過程可等效為特征值與特征向量的求解問題,其動力學方程為
(1)
換能器在自由振動狀態(tài)下的振動模式為簡諧振動,其位移函數為
x=Asinωt
(2)
式中A為振幅。將式(2)代入式(1)可得:
[K-ω2M]x=0
(3)
式(3)為特征值求解問題,ω2可看作頻率的特征值,其系統(tǒng)的自振頻率f=ω/(2π)。
諧響應分析可得到換能器在某一頻率正弦載荷下的穩(wěn)態(tài)響應振幅曲線。該系統(tǒng)下的動力學方程為
(4)
當超聲換能器被電壓p=U0ej(ωt+φ)激勵時,其動力學有限元方程為
(5)
綜上可求取換能器各質點的振動位移。
圖1為多向復合超聲換能器結構。壓電陶瓷、安裝環(huán)、前后端蓋間均與電極片交替連接,并通過預緊螺栓固定。壓電陶瓷片和電極片采用整圓環(huán)和1/4圓環(huán)兩種類型,每片1/4圓環(huán)陶瓷可單獨激勵。其中,相鄰兩種壓電陶瓷片極化方向相反,1/4圓環(huán)陶瓷片極化方向相同,且所有陶瓷片均沿厚度方向極化。
圖1 換能器結構示意圖
該換能器逆壓電效應是由壓電陶瓷組在A、B兩相交流電(相位差θ=90°)共同激勵下產生,其振動效果將通過變幅桿放大,從而實現換能器的多向復合規(guī)律性振動。其中,電極片1、2、7、8接A相電壓,電極片3、4、5、6接B相電壓時,換能器被激勵將產生沿z方向的俯仰振動;電極片1、4、6、7接A相電壓,電極片2、3、5、8接B相電壓時,換能器被激勵將產生沿y方向的彎向振動;電極片1、2、3、4接A相電壓,電極片9、10接B相電壓時,換能器被激勵產生沿x方向軸向振動。
多向復合超聲換能器工作頻率在41 kHz附近,根據變幅桿加工尺寸情況及傳統(tǒng)縱振換能器設計經驗,為保證振動模態(tài)穩(wěn)定,選用外徑、內徑和厚度分別為10 mm、4.3 mm及2.3 mm,機械品質因數高, 且機電損耗系數小的PZT-8型壓電陶瓷片。換能器結構尺寸參數的設計如表1所示。
表1 多向復合超聲換能器尺寸參數
在三維軟件中,參照圖1的結構及表1的參數建立幾何模型,導入ANSYS軟件中進行模態(tài)仿真得到一定頻率下的振型。表2為各零件材料參數。
表2 換能器各零件材料特性參數
利用ANSYS Workbench進行分析時設定頻率為20~100 kHz。模型進行網格劃分如圖2所示。壓電陶瓷組網格劃分選用SOLID5材料單元,該單元常用于壓電、壓電-熱、熱-結構耦合等分析。316不銹鋼網格劃分選用SOLID185單元,此單元可更好地模擬區(qū)域化、不規(guī)則等結構。由于電極片對其仿真影響較小,故可忽略。
圖2 換能器仿真網格劃分
圖3為多向復合超聲換能器模態(tài)數據結果。4階(y方向)、5階(x方向)、6階(z方向)為所需振型頻率,且周圍無其他振型頻率,可良好地實現工作所需模態(tài)及達到模態(tài)簡并。
圖3 換能器模態(tài)分析數據
圖4~6為換能器的多向模態(tài)云圖。其中4階彎振模態(tài)頻率為41.435 kHz,5階縱振模態(tài)頻率為41.663 kHz,6階俯仰模態(tài)頻率為41.949 kHz,相鄰模態(tài)頻率差值分別為0.228 kHz和0.286 kHz。由圖4~6可知,縱、彎、俯仰振型節(jié)點均位于安裝環(huán)處,達到了預期設計的效果。
圖4 彎向振動模態(tài)
圖5 縱向振動模態(tài)
圖6 俯仰振動模態(tài)
諧響應仿真可以確定模態(tài)載荷下的位移振幅。對該結構進行ANSYS諧響應仿真時,選取劈刀末端為質點,依次選取x、y、z方向為振動方向,對劈刀施加載荷值為0.35 N,設定步數為50,在39.0 ~44.0 kHz內進行仿真分析,劈刀末端在x、y、z方向振幅的變化曲線如圖7所示。
圖7 振幅隨頻率變化曲線
超聲換能器鍵合振幅要求一般為2~5 μm。由圖7可知,y方向(彎向)在頻率41.4 kHz振幅達到最大(為3.21 μm);x方向(縱向)在頻率41.6 kHz振幅達到最大(為3.08 μm);z方向(俯仰)在頻率41.9 kHz振幅達到最大(為2.83 μm),均滿足換能器振幅設計要求,且3個方向的振動頻率相對集中,實現了良好的同頻共振。
按照尺寸參數對所設計換能器進行加工并完成裝配。如圖8所示,裝配過程中,保證陶瓷組前、后端蓋及變幅桿間的同軸度要求,保持各零件干燥清潔。
圖8 多向換能器實物圖
采用如圖9所示的4294A阻抗分析儀對換能器進行阻抗(Z)-頻率性能測試,其中阻抗分析儀掃頻區(qū)間為41.0~42.0 kHz,掃頻步長為1 Hz。
圖9 阻抗-頻率分析儀
圖10為頻率-阻抗曲線。由圖可看出,y軸彎向振動頻率為41.38 kHz,阻抗為20.3 Ω;x軸縱向振動頻率為41.55 kHz,阻抗為98.5 Ω;z軸俯仰振動頻率為41.57 kHz,阻抗為37.6 Ω。與設計頻率相差分別為0.055 kHz、0.102 kHz及0.379 kHz,滿足誤差要求。
圖10 頻率-阻抗曲線
1) 利用ANSYS軟件對設計的40 kHz多向復合夾心壓電式超聲換能器進行動力學仿真,分別得到y(tǒng)軸彎向振動、x軸縱向振動及z軸俯仰振動的頻率和振幅,良好實現了同頻共振。
2) 通過換能器阻抗-頻率性能測試試驗可知,試驗頻率值與仿真值彎向振動相差0.055 kHz,縱向振動相差0.102 kHz,俯仰振動相差0.379 kHz,驗證了所設計換能器的合理性。