車用電子元器件失效機理研究及CAE仿真

周伯儒 楊陽

珠海格力電器股份有限公司 廣東珠海 519070

1 引言

隨著各大家電企業(yè)陸續(xù)進入新能源汽車空調(diào)領(lǐng)域，隨之帶來對空調(diào)產(chǎn)品設(shè)計可靠性要求的提高，而作為汽車空調(diào)控制核心的電子電氣設(shè)備，由于在汽車行駛狀況下會受到振動、沖擊、碰撞等多種機械力的綜合作用，在這種較為惡劣且持續(xù)的環(huán)境下，電子設(shè)備本身的使用壽命將受到很大影響，因此汽車空調(diào)電子電氣設(shè)備耐用度已經(jīng)成為車載空調(diào)產(chǎn)品的重要關(guān)鍵技術(shù)指標(biāo)。據(jù)統(tǒng)計，在引起機載電子設(shè)備失效的環(huán)境因素中，振動因素占27%[1]，如何提高車用電子設(shè)備的耐用度，已成為國內(nèi)外汽車行業(yè)共同的發(fā)展目標(biāo)。

為了確保汽車空調(diào)電子元件抵抗振動負(fù)載的能力，作為產(chǎn)品的重要組成單元，印制電路板是電子元件的關(guān)鍵承重載具。文獻[2]提出在設(shè)計初期，需要對關(guān)鍵電路板組件進行動力學(xué)仿真分析確定電路板組件的振動特性，可在印制電路板設(shè)計階段就能有效避免不良振動隱患。

本文基于汽車空調(diào)控制器用智能功率模塊引腳斷裂燒毀的故障問題，如圖1所示，采用試驗與仿真相結(jié)合的方法，開展了車用電子元器件失效機理研究，并最終提出了可靠性設(shè)計優(yōu)化方案，取得較好技術(shù)應(yīng)用效果，同時為后續(xù)汽車空調(diào)控制器可靠性設(shè)計提供了關(guān)鍵設(shè)計指導(dǎo)。

圖1 汽車空調(diào)電器盒智能功率模塊引腳燒毀

2 失效機理研究

根據(jù)汽車空調(diào)電器盒故障樣件分析，表現(xiàn)為電器盒智能功率模塊引腳燒毀。通過X光檢查故障樣件中智能功率模塊燒毀位置處內(nèi)部引腳情況，結(jié)果顯示為引腳斷裂，因此初步判斷燒毀的誘因為智能功率模塊引腳斷裂，導(dǎo)致引腳斷裂位置附近存在接觸電阻大，進而引起打火現(xiàn)象，最終呈現(xiàn)智能功率模塊引腳燒毀現(xiàn)象，因此明確智能功率模塊引腳斷裂的失效機理是最終解決汽車空調(diào)電器盒智能功率模塊引腳斷裂問題的關(guān)鍵。

2.1 失效模式復(fù)現(xiàn)

結(jié)合文獻[3]提出的采用耐久試驗考核產(chǎn)品結(jié)構(gòu)強度及疲勞壽命等問題，考驗產(chǎn)品在一定振動環(huán)境下是否產(chǎn)生疲勞破壞、機械磨損等引起的壽命縮短或失效，因此根據(jù)汽車行業(yè)零部件級環(huán)境振動耐久性要求高于整機的原則，最終參考汽車電子元器件振動耐久性試驗方法[4]對汽車空調(diào)用電器盒部件部品級進行加速振動疲勞試驗，以確認(rèn)是否能復(fù)現(xiàn)電器盒的失效模式。最終2套試驗樣品經(jīng)X光檢查均表現(xiàn)為電器盒智能功率模塊引腳微裂紋，與故障失效位置吻合，如圖2所示，基本復(fù)現(xiàn)了前期出現(xiàn)的故障模式，鎖定為環(huán)境振動因素是引起智能功率模塊引腳斷裂的失效機理，環(huán)境振動具體是如何誘發(fā)智能功率模塊引腳斷裂的，本文采用試驗與仿真結(jié)合的方法作進一步研究。

圖2 電器盒智能功率模塊引腳失效位置與失效樣件失效位置吻合

2.2 動力學(xué)分析

文獻[2]提出由于模態(tài)對系統(tǒng)的響應(yīng)有直接的聯(lián)系，要分析印制電路板在振動環(huán)境下的可靠性，可以以模態(tài)分析為依據(jù)，根據(jù)模態(tài)分析所得出的振型來確定系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，同時根據(jù)有效模態(tài)質(zhì)量找出對系統(tǒng)影響較大的各階模態(tài)，文獻[5]提出采用掃頻振動響應(yīng)的試驗方法實現(xiàn)對印制電路板的模態(tài)固頻識別。

對電器盒印制電路板組件進行動力學(xué)試驗分析，完成FEA模型一致性校核，并采用仿真分析方法揭示電器盒印制電路板組件的動態(tài)振動特性，判定系統(tǒng)的薄弱位置與應(yīng)力水平。

2.2.1 印制電路板試驗?zāi)B(tài)分析

本文基于西門子LMS Test.Lab Impact Testing軟件模塊，采用美國PCB公司試驗力錘錘擊印制電路板與PCB加速度傳感器拾取響應(yīng)，獲取印制電路板的試驗頻響曲線，最終采用LMS PolyMAX法實現(xiàn)對印制電路板固頻及振型的辨識，測點布局如圖3a）所示，主要針對印制電路板作豎直方向上的錘擊激發(fā)，確認(rèn)印制電路板在真實安裝狀態(tài)下的0～200 Hz范圍內(nèi)固頻及主要模態(tài)振型。

圖3 印制電路板試驗?zāi)B(tài)方案及試驗結(jié)果

印制電路板的試驗頻響曲線如圖3b）所示，其中紅色曲線為錘擊測試下印制電路板上某響應(yīng)測點的頻響函數(shù)幅值曲線與相位曲線，綠色曲線為印制電路板的所有測點的模態(tài)綜合頻響函數(shù)幅值曲線與相位曲線。圖3c）為采用LMS PolyMAX法辨識的印制電路板前四階固頻及對應(yīng)振型，其中第一階試驗主模態(tài)69.22 Hz，第二階84.87 Hz，第三階113.76 Hz，第四階204.68 Hz。

2.2.2 印制電路板模態(tài)仿真分析

按照實際元器件重量，采用美國Altair軟件HyperMesh前處理模塊建立了由電器盒、印制電路板、智能功率模塊、電容、電阻及扼流圈等關(guān)鍵元器件組成的FEA有限元模型，采用美國Altair軟件Optistruct求解器模塊，按照試驗安裝邊界條件完成電器盒組件約束模態(tài)仿真分析，并采用美國Altair軟件HyperView后處理模塊完成結(jié)果分析。如表1所示，經(jīng)FEA模型一致性修正，F(xiàn)EA有限元模型仿真精度達到工程仿真要求，圖4為印制電路板的第一階仿真主模態(tài)70.24 Hz。

表1 模型一致性驗證

圖4 印制電路板第一階仿真主模態(tài)70.2 Hz

2.2.3 電器盒振動應(yīng)力仿真分析

通過對振動耐久性試驗的仿真可以確定產(chǎn)品的頻率響應(yīng)特性，因此基于搭建的FEA有限元模型，進一步完成振動應(yīng)力仿真分析，如圖5所示，其中圖5a）為提取的智能功率模塊引腳最大應(yīng)力位置附近2個單元節(jié)點應(yīng)力響應(yīng)譜曲線，紅線與藍(lán)線分別表示兩個單元節(jié)點應(yīng)力響應(yīng)譜曲線，響應(yīng)峰值頻率為70.24 Hz，圖5b）中的紅色橢圓標(biāo)記出的位置為振動應(yīng)力最大的位置，為智能功率模塊引腳位置，該位置的最大等效應(yīng)力301.3 MPa，遠(yuǎn)超出了《機械設(shè)計手冊》第6版第1卷中規(guī)定的黃銅材料疲勞強度設(shè)計限值90 MPa。

圖5 電器盒振動應(yīng)力仿真結(jié)果

因此得出3點結(jié)論：（1）電器盒組件振動應(yīng)力最大位置，與智能功率模塊實際失效引腳位置吻合；（2）應(yīng)力響應(yīng)譜曲線中最大響應(yīng)峰值點對應(yīng)頻率為70.24 Hz，與印制電路板第一階主模態(tài)吻合；（3）智能功率模塊引腳位置最大等效應(yīng)力301.3 MPa，遠(yuǎn)超出了黃銅材料疲勞強度設(shè)計限值。基于上述3點結(jié)論，基本鎖定智能功率模塊引腳應(yīng)力主要是由印制電路板第一階主模態(tài)共振引起。

2.2.4 失效機理研究總結(jié)

基于振動應(yīng)力仿真確認(rèn)了仿真失效位置與實際失效引腳位置相符合，仿真失效引腳應(yīng)力301.3 MPa，且智能功率模塊引腳應(yīng)力響應(yīng)譜曲線峰值對應(yīng)頻率為印制電路板仿真第一階主模態(tài)固頻點70.24 Hz，通過與試驗?zāi)B(tài)下69.22 Hz振型對比，振型吻合，說明引起智能功率模塊引腳斷裂的主要原因為印制電路板主模態(tài)被激起，引起引腳位置振動疲勞失效，進一步分析目前印制電路板設(shè)計方案，僅在印制電路板四周分布設(shè)計4個螺釘點固定位，在外部強振動環(huán)境下極易引起印制電路板鼓包微幅振動，拉拽智能功率模塊引腳受力，造成引腳應(yīng)力疲勞損傷。

3 抗振仿真優(yōu)化

由于目前該款開模鑄鋁電器盒已通用到壓縮機驅(qū)動用電器盒、風(fēng)機用電器盒，因此抗振優(yōu)化方案要求兼顧驅(qū)動用印制電路板與風(fēng)機用印制電路板。文獻[6]提出采用隔振器設(shè)計來抵抗高烈度振動、沖擊環(huán)境，文獻[7]提出基于印制電路板模態(tài)振型，判定出系統(tǒng)的剛度薄弱環(huán)節(jié)，在改動最小的前提下，最佳改進措施為調(diào)整電路板的固定支撐點，進一步提高電路板的固有頻率，因此采用增加螺釘位方案強化印制電路板及元器件抗振性能，但通用化設(shè)計給螺釘位布局優(yōu)化方案制定增加了一定難度，最終開模鑄鋁電器盒增加鑄鋁螺柱的優(yōu)化方案如圖6所示。

圖6 電器盒印制電路板螺釘位優(yōu)化方案

經(jīng)振動應(yīng)力仿真驗證，如圖7，主驅(qū)用電器盒智能功率模塊引腳最大等效應(yīng)力由301.3 MPa降低至51.8 MPa，智能功率模塊引腳應(yīng)力改善明顯；風(fēng)機用電器盒智能功率模塊引腳最大等效應(yīng)力81.3 MPa，滿足材料強度設(shè)計要求，最終采用該方案改模增加電器盒印制電路板安裝螺柱，并完成樣品試制。

圖7 智能功率模塊引腳應(yīng)力對比

4 試驗驗證

開模鑄鋁電器盒增加鑄鋁螺柱的優(yōu)化方案完成改模設(shè)計，并下試制單完成最終電器盒組件試驗樣品樣品輸出，最終試驗驗證采用2套壓縮機驅(qū)動用電器盒成品、2套風(fēng)機用電器盒成品，基于電動液壓振動試驗臺完成4套電器盒組件成品振動耐久性試驗驗收，試驗現(xiàn)場如圖8所示，4套電器盒組件采用硬性固定于振動臺面上。

（1）參考汽車電子元器件振動耐久性試驗方法[4]對汽車空調(diào)用電器盒部件部品級進行加速振動疲勞試驗，電器盒組件成品經(jīng)振動耐久性試驗方法[4]驗證，試驗結(jié)果如圖8所示，試驗后電器盒組件通電測試功能正常，經(jīng)X光檢查智能功率模塊引腳結(jié)構(gòu)正常，試驗合格。

圖8 經(jīng)振動耐久性試驗后的智能功率模塊引腳X光檢查結(jié)果正常

（2）將上述經(jīng)過振動耐久性試驗的其中1套壓縮機驅(qū)動用電器盒成品、1套風(fēng)機用電器盒成品安裝于汽車空調(diào)整機產(chǎn)品中，完成汽車空調(diào)整機試驗全程開機運行條件下的隨機譜振動耐久性試驗，試驗后汽車空調(diào)整機仍正常運行，試驗合格。

（3）目前優(yōu)化方案電器盒組件已完成改模投產(chǎn)，如圖9所示為壓縮機驅(qū)動用電器盒改模成品、風(fēng)機用電器盒改模成品。

圖9 主驅(qū)用電器盒、風(fēng)機用電器盒改模成品

5 結(jié)論

基于汽車空調(diào)控制器用智能功率模塊引腳斷裂燒毀的故障問題，詳細(xì)開展了動力學(xué)試驗與CAE仿真結(jié)合的車用電子元器件失效機理研究、優(yōu)化改進與驗證，并得到如下結(jié)論：

（1）采用加速疲勞振動耐久性試驗方法，基本復(fù)現(xiàn)了前期出現(xiàn)的失效故障模式，鎖定為環(huán)境振動因素是引起智能功率模塊引腳斷裂的失效機理，具體表征為智能功率模塊引腳斷裂，導(dǎo)致引腳斷裂位置附近存在接觸電阻大，進而引起打火現(xiàn)象，最終呈現(xiàn)智能功率模塊引腳燒毀現(xiàn)象；

（2）針對環(huán)境振動具體是如何誘發(fā)智能功率模塊引腳斷裂的，本文采用試驗?zāi)B(tài)與CAE仿真分析相結(jié)合的技術(shù)方法進一步揭示了引起智能功率模塊引腳斷裂的主要原因為印制電路板主模態(tài)69.22 Hz被激起，引起引腳位置振動應(yīng)力過大，最終在長期持續(xù)振動環(huán)境下引起引腳疲勞失效；

（3）基于印制電路板第一階69.22 Hz主模態(tài)振型圖，鎖定印制電路板振動響應(yīng)較大位置，而目前失效方案僅在印制電路板四周分布設(shè)計4個螺釘點固定位，因此采用增加螺釘位方案強化印制電路板抗振性能，同時抗振優(yōu)化方案兼顧了驅(qū)動用印制電路板與風(fēng)機用印制電路板使用要求，經(jīng)振動應(yīng)力仿真驗證引腳應(yīng)力由301.3 MPa降低至51.8 MPa，經(jīng)振動耐久性試驗驗證，試驗后通電測試功能正常，經(jīng)X光檢查智能功率模塊引腳正常滿足要求；

（4）新方案電器盒組件已完成改模投產(chǎn)，主驅(qū)用電器盒、風(fēng)機用電器盒均已完成切換。

區(qū)別于家用空調(diào)電子元器件使用環(huán)境的不同，車用空調(diào)電子元器件設(shè)計開發(fā)中對電子元器件抗振設(shè)計的要求更加嚴(yán)苛，該研究成果對提升車用空調(diào)電子元器件品質(zhì)有很好的借鑒作用。