倒裝鍵合機(jī)支撐板模態(tài)參數(shù)提取與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

宮文峰，黃美發(fā)

（桂林電子科技大學(xué)海洋信息工程學(xué)院，廣西 北海 536000）

倒裝鍵合機(jī)支撐板模態(tài)參數(shù)提取與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

宮文峰，黃美發(fā)

（桂林電子科技大學(xué)海洋信息工程學(xué)院，廣西 北海 536000）

采用ANSYS有限元仿真計(jì)算與LMS Test.Lab錘擊實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究支撐板的模態(tài)特性。仿真分析得到支撐板的前6階固有頻率和振型，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。將理論計(jì)算與試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，得出支撐板的一階固有頻率為400Hz，高于支撐板上安裝的伺服電機(jī)的工作頻率以及周圍環(huán)境的激振頻率，因此不會(huì)產(chǎn)生共振現(xiàn)象，為防止共振、改善整機(jī)質(zhì)量性能及結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考依據(jù)。

倒裝芯片鍵合機(jī)；模態(tài)分析；ANSYS Workbench軟件；LMS Test.Lab模塊

0 引 言

倒裝芯片鍵合機(jī)（flip chip bonder，F(xiàn)CB）是基于倒裝焊[1]工藝而設(shè)計(jì)的微電子后封裝設(shè)備，它采用固晶的方式將芯片與芯片載體鍵合在一起[2]。在倒裝鍵合機(jī)中使用了較多的支撐板進(jìn)行承重或連接，其體積大、壁厚、承載情況復(fù)雜，且常因伺服電機(jī)、氣泵工作站等外部環(huán)境激勵(lì)而產(chǎn)生振動(dòng)或引發(fā)共振，直接影響鍵合機(jī)的工作精度，因此有必要研究其振動(dòng)特性。

模態(tài)分析是研究機(jī)械振動(dòng)特性的基礎(chǔ)，對(duì)模態(tài)參數(shù)的獲取方法主要有實(shí)驗(yàn)測試和有限元理論計(jì)算，以及兩者的結(jié)合形式。目前關(guān)于模態(tài)測試的研究主要集中在模態(tài)參數(shù)辨識(shí)方面[3]，比較有代表性的有Kromulski J等[4]對(duì)工作變形（ODS）測定中的實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)分析方法的應(yīng)用進(jìn)行了研究；Pintelon等[5]對(duì)模態(tài)分析中的不確定性計(jì)算進(jìn)行了研究；在模態(tài)分析的應(yīng)用研究上，應(yīng)懷樵等[6]發(fā)明了脈沖激勵(lì)與系統(tǒng)響應(yīng)變時(shí)基導(dǎo)納分析技術(shù)和彈性聚能力錘，并采用該方法對(duì)鐵路橋進(jìn)行了模態(tài)試驗(yàn)分析[7]；巨麗等[8]對(duì)對(duì)擊式液壓錘進(jìn)行了模態(tài)分析；在理論與實(shí)驗(yàn)相合的研究中，蔡力鋼等[3]對(duì)五軸聯(lián)動(dòng)重載擺角銑頭進(jìn)行了模態(tài)理論分析與實(shí)驗(yàn)研究。本文在以上研究的基礎(chǔ)上，采用了ANSYS有限元理論計(jì)算與LMS Test.Lab錘擊法模態(tài)測試相結(jié)合的方法對(duì)國內(nèi)某企業(yè)生產(chǎn)的鍵合機(jī)某靈敏支撐板的模態(tài)特性進(jìn)行了研究。

1 研究方法

模態(tài)是機(jī)械結(jié)構(gòu)的固有振動(dòng)特性，每一個(gè)模態(tài)具有特定的固有頻率、阻尼比和模態(tài)振型[9]。本文先采用ANSYS Workbench有限元軟件對(duì)支撐板進(jìn)行無約束的自由模態(tài)分析，并以仿真結(jié)果指導(dǎo)模態(tài)實(shí)驗(yàn)，再采用比利時(shí)LMS公司的Test.Lab模塊對(duì)支撐板進(jìn)行自由懸掛的錘擊法模態(tài)測試，從而驗(yàn)證仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性，最后將兩者結(jié)果作一致性比較，試圖得支撐板準(zhǔn)確的模態(tài)參數(shù)和剛度分布情況。研究方法框圖如圖1所示。

圖1 模態(tài)分析研究框架圖

2 計(jì)算模態(tài)分析

2.1 支撐板的有限元建模

本文所研究支撐板是某倒裝芯片鍵合機(jī)上一塊較敏感的連接承重件，根據(jù)支撐板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，文中運(yùn)用CAD軟件Solidworks建立了支撐板的三維數(shù)字模型，如圖2（a）所示。然后保存為Parasolid（.x_t）格式導(dǎo)入ANSYS Workbench的Modal（ANSYS）中進(jìn)行模態(tài)計(jì)算。網(wǎng)格劃分是將幾何形體離散成一定數(shù)量的單元和節(jié)點(diǎn)的過程，網(wǎng)格數(shù)量和類型將影響計(jì)算結(jié)果的精度和計(jì)算規(guī)模大小[9]。本結(jié)構(gòu)采用Hex Dominant劃分為20結(jié)點(diǎn)的六面體單元（SOLID186）進(jìn)行劃分，并對(duì)孔部位進(jìn)行加密處理，分網(wǎng)后的有限元模型如圖2（b）所示，共包含有42358個(gè)結(jié)點(diǎn)和11265個(gè)單元。支撐板的網(wǎng)格數(shù)據(jù)如表1所示。

2.2 計(jì)算模態(tài)仿真結(jié)果與分析

在ANSYS Workbench中應(yīng)用Frequency Finder模態(tài)求解器對(duì)支撐板進(jìn)行自由模態(tài)求解，計(jì)算得到支撐板的模態(tài)參數(shù)。去除剛體模態(tài)的支撐板前6階固有頻率和振型描述，如表2所示。圖3為支撐板的前6階振型圖。

圖2 支撐板三維模型和有限元模型

表1 網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)據(jù)

表2 支撐板前6階固有頻率和振型描述

圖3 支撐板前6階振型圖

3 試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析

在以上計(jì)算模態(tài)分析的基礎(chǔ)上，再對(duì)支撐板進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析，并以仿真結(jié)果指導(dǎo)錘擊試驗(yàn)中激振點(diǎn)、拾振點(diǎn)和懸掛點(diǎn)的選擇，最后以試驗(yàn)結(jié)果來驗(yàn)證仿真計(jì)算的正確性，從而獲得準(zhǔn)確的模態(tài)特性。

3.1 模態(tài)測試方法

模態(tài)實(shí)驗(yàn)采用比利時(shí)LMS公司的Test.Lab測試系統(tǒng)與其他測試設(shè)備聯(lián)合進(jìn)行，主要測試設(shè)備包括：LMS數(shù)據(jù)采集儀、LMS Test.Lab 13A-Impact Testing測試軟件、LMS沖擊力錘、力傳感器、PCB公司的356A16型壓電式加速度傳感器及數(shù)據(jù)線等測試器材。

本試驗(yàn)采用單點(diǎn)激振多點(diǎn)拾振（SIMO）的方法測試了支撐板的模態(tài)特性，測試中固定激振點(diǎn)，移步加速度傳感器拾振，其測試系統(tǒng)框架如圖4所示。本測試中加速度傳感器布置分為4組，每組3個(gè)。根據(jù)支撐板的結(jié)構(gòu)在LMS測試軟件中建立結(jié)構(gòu)框線圖，如圖5所示。

采用橡皮筋或柔性鎖將支撐板懸掛到空中，選擇吊繩長度時(shí)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)要使繩鎖的頻率至少低于被測件頻率的五分之一，以保證測試的精確度[3]。

根據(jù)ANSYS仿真計(jì)算出前6階固有頻率，確定測試的采樣頻率，同時(shí)在LMS Test.Lab-Impact Testing軟件中進(jìn)行Bandwidth設(shè)置，為避免測試信號(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兩倍。本測試中設(shè)定的采樣頻率為4096Hz，并對(duì)響應(yīng)信號(hào)添加指數(shù)窗，對(duì)力信號(hào)添加Force-Exponential窗函數(shù)。

圖4 模態(tài)測試系統(tǒng)框圖

圖5 支撐板框線圖

根據(jù)ANSYS仿真的模態(tài)振型結(jié)果來指導(dǎo)選擇最佳懸掛點(diǎn)（節(jié)點(diǎn)）、最佳激振點(diǎn)和拾振點(diǎn)，同時(shí)在LMS Test.Lab-Impact Testing測試軟件的 Impact Setup中Driving Point選項(xiàng)里驗(yàn)證最佳驅(qū)動(dòng)點(diǎn)的位置。本試驗(yàn)拾振點(diǎn)位置為Point：1-15，激振點(diǎn)位置為Point：16，如圖5所示。

測試過程中采用5次平均處理，由測試系統(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)測相干曲線，保證測試的可靠性，如圖6所示。

3.2 模態(tài)實(shí)驗(yàn)求解方程

根據(jù)機(jī)械振動(dòng)理論及模態(tài)參數(shù)辯識(shí)理論，可將被測支撐板視為一個(gè)n自由度的線性系統(tǒng)[3]：

式中：M，C，K——質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣；

f

（t）——外激勵(lì)向量；

x（t）——位移響應(yīng)向量。

對(duì)式（1）的拉氏變換為

系統(tǒng)響應(yīng)記為

上式中H（s）稱為位移傳遞函數(shù)矩陣。在模態(tài)理論中，該傳遞函數(shù)矩陣可以寫為

該矩陣為對(duì)稱矩陣，其第l行第p列元素可表示為

式中：φli和φpi為第i階振型中的第l行第p列元素；φli*為φli的共軛；頻率si等于模態(tài)剛度ki與模態(tài)質(zhì)量mi之比。

圖6 錘擊測試相干曲線圖

圖7 支撐板模態(tài)識(shí)別狀態(tài)圖

若在系統(tǒng)的某一點(diǎn)j施加一個(gè)激振力Fj，則系統(tǒng)上各點(diǎn)產(chǎn)生振動(dòng)響應(yīng)Xi（i=1，2，…，n），且存在系統(tǒng)任意兩點(diǎn)間的傳遞函數(shù)Hij，其關(guān)系式可表達(dá)為如下矩陣方程：

式中：H——系統(tǒng)的傳遞函數(shù)矩陣；

X——系統(tǒng)的響應(yīng)列矩陣；

F——系統(tǒng)的激勵(lì)矩陣。

同時(shí)測取激勵(lì)信號(hào)Fj和響應(yīng)信號(hào)Xi，就可以得到系統(tǒng)任一點(diǎn)的傳遞函數(shù)Hij（f）。

本試驗(yàn)采用單點(diǎn)激振多點(diǎn)拾振（SIMO）的測試方法，以力錘激勵(lì)支撐板的某一點(diǎn)，用加速度傳感器拾取各拾振點(diǎn)響應(yīng)信號(hào)，即相當(dāng)于測量了傳遞函數(shù)矩陣H的某一列，由頻響函數(shù)經(jīng)傅里葉逆變換即可得到系統(tǒng)的脈沖響應(yīng)，從而識(shí)別系統(tǒng)的模態(tài)參數(shù)[6]，確定各階模態(tài)的固有頻率、模態(tài)剛度、模態(tài)質(zhì)量、模態(tài)阻尼比及主振型等。

3.3 實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)測試結(jié)果

通過對(duì)支撐板進(jìn)行自由模態(tài)試驗(yàn)，得到結(jié)構(gòu)的各階固有頻率和振型。在LMS Test.Lab-Impact Testing分析軟件中，可以方便地提取和查看各測試點(diǎn)的集總平均傳遞函數(shù)、時(shí)域和頻域曲線、自譜和互譜曲線等。圖7為本次模態(tài)試驗(yàn)的模態(tài)識(shí)別狀態(tài)圖，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3為本試驗(yàn)?zāi)B(tài)識(shí)別出的支撐板的前6階固有頻率和阻尼比。支撐板的前6階振型如圖8所示。

表3 支撐板試驗(yàn)?zāi)B(tài)識(shí)別參數(shù)

圖8 支撐板試驗(yàn)?zāi)B(tài)前6階振型圖

4 仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析

仿真計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測試的支撐板在自由狀態(tài)下的固有頻率對(duì)比數(shù)據(jù)如表4所示。實(shí)驗(yàn)與理論計(jì)算的頻率誤差在4.1%以內(nèi)，尤其最為關(guān)心的一階固有頻率誤差僅為0.491%，因此可以認(rèn)為本研究的前6階固有頻率是可信的。

表4 理論與試驗(yàn)的固有頻率對(duì)比

由圖3和圖9對(duì)比可知，計(jì)算模態(tài)和實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)所得前6階振型圖的相似度很高，尤其是前4階振型圖，基本一致，這說明本試驗(yàn)所選激振點(diǎn)能夠較好的激起了支撐板的低階振型。

5 結(jié)束語

本文采用理論仿真與實(shí)驗(yàn)測試相結(jié)合的方法研究某倒裝芯片鍵合機(jī)上某敏感支撐板的模態(tài)特性，先以ANSYS Workbench仿真結(jié)果指導(dǎo)模態(tài)實(shí)驗(yàn)，再以LMS Test.Lab錘擊測試結(jié)果驗(yàn)證仿真計(jì)算的正確性，研究獲得了支撐板準(zhǔn)確的模態(tài)特性與影響因素，得到如下結(jié)論：

1）從仿真計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測試對(duì)比結(jié)果看，兩者吻合性較好，計(jì)算和實(shí)驗(yàn)的固有頻率誤差在4.1%以內(nèi)，尤其一階固有頻率誤差僅為0.491%；計(jì)算和試驗(yàn)所得前6階振型圖的相似度很高，特別是前4階振型基本相同，可以認(rèn)為本研究的結(jié)果是可信的。

2）從固有頻率方面看，由于支撐板的一階固有頻率為400Hz，高于支撐板上安裝的伺服電機(jī)的工作頻率以及周圍環(huán)境的激振頻率，因此，本部件不會(huì)產(chǎn)生共振現(xiàn)象。

3）從振型圖方面看，支撐板的主振型發(fā)生在其工作面方向，且振動(dòng)形態(tài)較為活躍，容易對(duì)支撐板上所安裝部件產(chǎn)生影響，尤其端部變形量最大，因此，有必要增強(qiáng)此方向的剛度，建議在支撐板一側(cè)增加肋板改進(jìn)結(jié)構(gòu)。

[1]Reza A.Semiconductor backend flip chip processing, inspection requirements and challenges[J].SEMI IEEE: IEMT，2002（4）：18-22.

[2]Gong W F，Huang M F，Chen L L，et al.Dynamic characteristics analysis of the flip chip bonding head based on multiple working conditions[C]∥Proceedings of the IEEE International Conference on Electronic Packaging Technology，2013：732-737.

[3]蔡力鋼，馬仕明，趙永勝，等.重載擺角銑頭模態(tài)分析與實(shí)驗(yàn)研究[J].振動(dòng)與沖擊，2011，30（7）：250-255.

[4]Kromulski J，Hojan E.An application of two experimental modal analysis methods for the determination of operational deflection shapes[J].Journal of Sound and Vibration，1996，196（4）：429-438.

[5]Pintelona R，Guillaumeb P，Schoukens J.Uncertainty calculation in operational modal analysis[J].Mechanical Systems and Signal Processing，2007（21）：2359-2373.

[6]應(yīng)懷樵.脈沖激勵(lì)與系統(tǒng)響應(yīng)變時(shí)基導(dǎo)納分析技術(shù):中國，CN1067312A[P].1992.

[7]Ying H Q，Liu J M，Ao Q B，et al.Small rockets exciting qian tang great bridge for modal analysis[C]∥17th International modal analysis conference，1999.

[8]巨麗，李永堂.對(duì)擊式液壓錘理論與試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2009，45（1）：273-281.

[9]呂端，曾東建，于曉洋，等.基于ANSYS Workbench的V8發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸有限元模態(tài)分析[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與制造，2012（8）：11-13.

Modal parameter extract and experimental verification of support plate of flip chip bonder

GONG Wen-feng，HUANG Mei-fa
（School of Marine Information Engineering，Guilin University of Electronic and Technology，Beihai 536000，China）

In this paper，the modality characteristic of the support plate is investigated using the ANSYS simulation calculation and LMS Test.Lab hammering experimental test.The first six-order inherentfrequency and vibration mode ofthe supportplate are obtained.Experimentaland simulation results are compared and analyzed.The results show that first-order inherent frequency is 400Hz，and the frequency is higher than the external excitation frequency.Therefore，the resonance phenomenon would notoccur.Thisresearch providesthe reference ofpreventing resonance，improving the quality performance and optimizing the structure.

flip chip bonder（FCB）；modal analysis；ANSYS workbench；LMS Test.Lab

TN405；TH113.1；TP391.9；O241.82

：A

：1674-5124（2014）05-0145-04

10.11857/j.issn.1674-5124.2014.05.037

2014-04-08；

：2014-05-11

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（50865003）“十一五”國家重大專項(xiàng)02專項(xiàng)（2012ZX02601）

宮文峰（1987-），男，山東泰安市人，碩士研究生，專業(yè)方向?yàn)檎駝?dòng)工程與CAE技術(shù)。