超聲波熱壓焊換能桿優化設計

葉國能 陳俊煜

（廣東科杰機械自動化有限公司，廣東 江門 529000）

0 概述

超聲波熱壓焊主要用于IC芯片互連工藝中的引線健合。近年來，隨著微電子器件集成度的提高，微芯片的尺寸在不斷縮小，芯片電路越來越復雜，引線線徑越來越小，對焊接控制要求也越來越高[1]。因此，對超聲波換能器的性能要求也越來越高。

1 超聲換能桿技術現狀

超聲波熱壓焊是加熱，靜力和動態（超聲波）運動這幾個方面組成的。其焊接原理是通過超聲功率電源輸出超聲波電信號，經超聲換能器轉變為機械振動，通過變幅桿傳遞和放大送到瓷嘴上，并將縱波轉變成瓷嘴上的橫波，使穿過瓷嘴的金線與芯片或管座上的焊盤在接觸面處產生摩擦，在焊接初始階段，振動摩擦可消除焊接區的氧化膜及雜質，使2種金屬充分接觸；焊接壓力持續一段時間，使其凝固成形，這樣就形成牢固的機械連接，即實現焊接。最佳的焊接成型要求換能桿要有穩定可靠的能量輸出。任何垂直焊接面的運動會產生不可控制的能量輸出，會把球變平了，增加了球的直徑。

超聲換能桿性能的好壞是影響鍵合成功與否的關鍵，因此一直是國內外學者研究的熱點與重點。超聲換能器最早是由Ramsey和Alfaro提出來的，他們研究了使用90kHz～120kHz超聲能量的熱超聲金球鍵合機的特性，研究表明，這樣的頻率在更低的溫度下能夠提供更好的焊接特性，且焊接時間更短。雖然采用實驗方法對比不同頻率下鍵合機性能的難度非常大，然而還是有些人做過相關的研究。張震（2013）介紹了超聲換能器存在的缺陷，一是系統出現模態混疊。在實驗測量和有限元分析中發現，除了軸向主振動模態，超聲換能器還存在多模態現象，由于工作頻率相似，很容易被激發，因此造成工作模態與非工作模態的混疊。二是超聲能量輸出不穩定，易受外界干擾。超聲換能器各部分之間的連接強度對超聲能量的傳遞有很大的影響，接觸界面微小的變化將導致超聲能量輸出不穩定。三是換能器的響應滯后。由于材料的阻尼以及各接觸界面的非線性連接，在電壓激勵下，系統出現響應遲滯性，影響了芯片的鍵合效率[2]。廣東工業大學開展了超聲鍵合換能器設計及理論基礎性研究，指出在高速的焊接運動過程中換能桿變形會造成瓷嘴產生彎曲。

圖1 表明了因變幅桿彎曲變形引起瓷嘴垂直焊接面（即Z方向）振動。如果換能桿存在U方向上的彎曲，那么換能桿尖端在Z方向就有波動。瓷嘴在Z方向也會跟隨這個振動，同時也引起Y方向的波動。相對焊接工作臺來說，瓷嘴頭的振幅需要保持不變，以獲得穩定及最佳的能量傳遞方式。

圖1 Z方向波動

針對以上問題，優化瓷嘴的夾緊方式，減少其垂直于焊接面的方向的運動，以達到提高超聲波換能桿能量輸出的可靠性及穩定性，最終達到優化焊接質量的目的。

2 新款換能桿模型

超聲波電機的基本電路和機械特性，是從下面的運算導出的。為了簡化模型，筆者忽略壓電材料中間連接材料[3]。

在鈦中的微分等式是

彈性順度常數s（tm2/N）和v應 =力s。根據電機端的位移v0，筆者假設

式中：機電耦合系數Kt；壓電應力常數e；方向分量j；振角頻率ω；電極間距離t；y為邊界位移。

由邊界y=-b得到v應 =力stσ，如公式（2）所示。

式中：y邊界位移，b為鈦材料間距。

鈦材料耦合系數kt方程如公式（3）所示。

式中：ω是振角頻率，ρt是鈦密度，st是彈性順度常數。在壓電部分筆者使用假設公式

式中：vp0為壓電初位移，kp壓電系數。

其中a為壓力間距，b為鈦材料間距。

根據壓電中的動力學等式，筆者可以計算出壓力函數，如公式（5）所示。

其中ρp是壓電的密度。第二個邊界條件是鈦和壓電的受力平衡。代入等式（2）和式（5）得到式（6）。

式中：Ap壓電結合面，At鈦結合面。

這樣就可以計算出壓電系數kp。根據壓電的密度 7650kgm-3，鈦密度4420kgm-3，鈦的彈性模量117GPa，壓電材料的橫斷面面積101.5mm2，鈦的橫斷面面積145.5mm2。

根據麥斯威爾方程式以及壓電材料等式，電機的位移與電流I有關。在這個案例中有4個壓電。在無磁感應的區域如公式（7）所示。

其中D為壓電位移，t為作用時間，ε介電常數，V為壓電電壓，I為壓電電流，σ為壓力。

代入壓電容量C=2εApa-1，用等式（5）取代σ，得到

由V=IZ和I=i0ejωt得到公式（9）。

式中：v0電機端的初位移，i0為電機端的初電流，Z是阻抗。

這個位移和電流的比值是電機目前的成果（電流模式），新換能桿的容量C是720Pf，阻抗大約是9Ω。關于kp的等式（6）不包括壓電材料的彈性損耗，就是Sp的虛數部分。然而在等式（8）中的電容元件C包括了損耗。

根據第二材料等式導出了電壓和位移的關系式，如公式（10）所示。

其中V為驅動電壓，y為輸出位移，Sp為損耗。

這樣就可以計算出共振特性，包括壓電的彈性損失。減少機械方面的損耗，超聲能量輸出效率更高。

3 換能桿結構及有限元分析

3.1 分析設計

筆者通過有限元仿真分析優化了夾緊機構。瓷嘴是標準件，外徑（1.583±0.003）mm。換能桿上瓷嘴安裝孔的大小取決于瓷嘴公差。根據公差，筆者測量瓷嘴和換能桿上瓷嘴安裝孔之間可能出現的最大間隙[4]。有限元模型仿真中顯示，在提供相同夾緊力的情況下，如圖2所示，原換能桿夾緊機構的最大變形量是6.994e-02mm。優化后換能桿，夾緊機構的最大變形量是3.184e-02mm。

圖2 換能桿結構及有限元分析

優化后換能桿的變幅桿和夾緊機構形狀得到優化，換能桿變幅部分具有較好的剛性，防止變形；穩定可靠地夾緊瓷嘴，減少了因變幅桿彎曲而增加的Z方向擺動，達到提高換能桿焊接性能的目的。

3.2 測量結果換能阻抗桿性能分析

換能桿阻抗分析性能如圖3所示。筆者主要從機械諧振頻率（Fs）、動態電阻（R1）、機械品質因素（Qm）3個方面來判斷換能桿的性能。

圖3 換能桿的阻抗和相位

機械諧振頻率（Fs），即振動系統的工作頻率。在這個頻率下，壓電振子的阻抗最小。原換能桿共振頻率135.9kHz。優化后換能桿共振頻率是137.6kHz，可以得到更高的諧振頻率，理論上諧振頻率越高，金球的焊接質量越好。

動態電阻（R1），壓電振子串聯支路的電阻，在相同的支撐條件下越小越好。原換能桿共動態電阻（R1）是16.3Ω。優化后換能桿共振頻率動態電阻（R1）是11.1Ω，能量轉換效率更高[5]。

機械品質因素（Qm），Qm=Fs/（F2-F1），Qm越高越好，因為Qm越高，振子的效率越高；但Qm必須與電源匹配，Qm值太高時，電源無法匹配。原換能桿機械品質因素是395.7。優化后換能桿機械品質因素是616.1， 振子的效率高。

3.3 換能桿與焊接性能關系

首先筆者將25μm金線使用相同的瓷嘴、焊接能量，在TO56管座上進行焊線測試。

球大小以及球厚度用測量顯微鏡獲得，推力用型號Hawk8000M推位力機進行測量的。隨著超聲能量的增加，球的厚度變小，球的直徑和推力會增大。下面是新舊兩款換能桿在使用25%超聲能量的采樣30個焊球的測試數據[6]。原換能桿如圖4所示，球大小最大的為69μm，最小值為64μm.球推力最大的為27g，最小值為20g。球厚度最大的為16μm，最小值為10μm。

優化后如圖4所示，球大小最大的為67μm，最小值為64μm。球推力最大的為32g，最小值為28g。球厚度最大的為15μm，最小值為13μm。

圖4 換能桿對焊接性能影響

從上述的測試數據可以看出，優化后換能桿焊球大小一致性比較好，球厚度穩定性好，球的平均推力提高了5g以上。

4 結語

筆者對換能桿進行優化設計后，可以減少換能桿的彎曲變形，在受力時能可靠地將瓷嘴夾緊，并對超聲波換能桿機械結構進行設計及有限元分析，優化后的換能桿焊接性能明顯提升。得出以下結論：新換能桿夾瓷嘴結構剛性好，Z方向上的振動因素很小，輸出超聲能量更穩定可控。從焊接測試結果可以看出，新換能桿不僅保證焊球大小和厚度，還可以提升焊球的推力，即焊球與管座的結合力。新換能桿最終達到提升焊接性能的目的。