電子設(shè)備耦合剛度對QFP器件振動可靠性的影響

付永輝, 王瓊皎, 董 鋒, 劉江濤

(空間電子信息技術(shù)研究院 空間電子產(chǎn)品制造中心,西安 710100)

隨著電子設(shè)備功能的日趨復(fù)雜,由多個模塊互連實現(xiàn)某種功能成為普遍狀態(tài)[1-3],互連方式如結(jié)構(gòu)間的螺釘連接、鎖緊壓接,電路間的軟電纜互連、半剛性電纜互連、連接器互連等,從結(jié)構(gòu)動力學(xué)的角度考慮,這些物理連接產(chǎn)生的耦合剛度將導(dǎo)致電子設(shè)備整機動力學(xué)特性的變化,在開展力學(xué)設(shè)計及仿真分析時必須要予以充分考慮,但涉及此方面的公開文獻資料很少。

四角扁平封裝(quad flat package,QFP)作為表面組裝技術(shù)中較早發(fā)展起來的封裝技術(shù),因其技術(shù)成熟,使用可靠性較高,目前在航天、航空等行業(yè)中應(yīng)用較多[4-8]。QFP封裝的引線從四個側(cè)面引出呈海鷗翼型,引線焊接于印制板上,電、力學(xué)、熱等載荷均通過引線、焊點傳遞,因此QFP封裝器件力學(xué)可靠性的關(guān)注重點無疑就是引線和焊點。在振動、沖擊等力學(xué)環(huán)境下,需要對QFP封裝器件點膠加固以確保其引線、焊點的安全可靠[9]。但在器件層面的工藝加固并不能完全保證力學(xué)可靠性,如果電子設(shè)備因設(shè)計不合理或載荷過大,也可能造成器件的損傷失效,因此要確保器件的可靠性,必須要對電子設(shè)備結(jié)構(gòu)設(shè)計的合理性開展仿真驗證或試驗驗證。

文章首先基于結(jié)構(gòu)動力學(xué)理論探討了互連耦合剛度對隔振特性的影響;然后以某電子設(shè)備在振動試驗后QFP器件引線斷裂為例,開展了不同耦合狀態(tài)的理論分析,并通過有限元仿真進行了驗證;其次,分析了QFP器件的振動響應(yīng),并基于Palmgren-Miner累積損傷理論計算了器件引線的疲勞壽命;最后基于隔振理論提出了改進措施,保證了電子設(shè)備的力學(xué)可靠性。

1 互連耦合隔振理論

對于典型的數(shù)字類電子設(shè)備,每個功能模塊的基本結(jié)構(gòu)由機殼(機箱)和印制板組件組成,根據(jù)載荷傳遞的特點可將單個模塊簡化為兩自由度系統(tǒng),由于阻尼對系統(tǒng)的固有頻率影響很小,暫不考慮系統(tǒng)的阻尼,如圖1所示。圖1中:m1,k1為機殼的質(zhì)量及剛度特性;m2,k2為印制板組件的質(zhì)量及剛度特性,該兩自由度系統(tǒng)的固有特性可由式(1)確定[10]

圖1 兩自由度無阻尼基礎(chǔ)激勵系統(tǒng)Fig.1 Two-degree-freedom undamped foundation excitation system

(1)

則該系統(tǒng)的兩階固有頻率為

(2)

(3)

(4)

(5)

化簡式(5)可得

(6)

若要式(6)恒成立,則

(7)

對于由多個模塊組成的電子設(shè)備,且模塊間互連時,可簡化為如圖2所示的三自由度系統(tǒng)力學(xué)模型。圖2中:m3,k3為其余模塊的等效質(zhì)量及剛度特性;kj為模塊間的互連耦合剛度特性,則固有特性由式(8)確定

圖2 三自由度無阻尼基礎(chǔ)激勵系統(tǒng)Fig.2 Three-degree-freedom undamped foundation excitation system

(8)

若模塊間采用電纜、柔性連接器等柔性連接時,kj?ki,i=1,2,3,即互連耦合剛度遠小于結(jié)構(gòu)剛度,該三自由度系統(tǒng)將退化為圖1的兩自由度系統(tǒng)和式(9)所示的單自由度系統(tǒng)。

(9)

若模塊間采用螺釘連接、鎖緊壓接等剛性連接時,kj?ki,i=1,2,3,即互連耦合剛度遠大于結(jié)構(gòu)剛度,模塊間無相對位移,(x3-x1)≈0,該三自由度系統(tǒng)退化為圖1形式的兩自由度系統(tǒng),但此時機殼的質(zhì)量為m1+m3,剛度為k1+k3。

2 模態(tài)分析

2.1 理論分析

如圖3所示,電子設(shè)備A主結(jié)構(gòu)由機殼和印制板組件組成,印制板邊緣分布一個QFP封裝器件,電子設(shè)備A僅可實現(xiàn)某單一功能,當(dāng)需要功能集成時,需與其他模塊互連,構(gòu)成如圖4所示的電子設(shè)備B。

圖3 電子設(shè)備A幾何模型Fig.3 Geometric model of electronic equipment A

圖4 電子設(shè)備B幾何模型Fig.4 Geometric model of electronic equipment B

從結(jié)構(gòu)連接關(guān)系可知,電子設(shè)備A可看作一個兩自由度系統(tǒng),而電子設(shè)備B則可看作一個互連耦合剛度較大的三自由度系統(tǒng)。基于上述隔振理論,可以估算電子設(shè)備A和電子設(shè)備B是否為解耦系統(tǒng)。

電子設(shè)備A:機殼質(zhì)量m1=0.4kg,印制板組件質(zhì)量m2=0.12 kg,質(zhì)量比a=0.3,質(zhì)量比屬于“合理范圍”,系統(tǒng)解耦。

電子設(shè)備B:機殼質(zhì)量m1=0.4 kg,印制板組件質(zhì)量m2=0.12 kg,其他模塊質(zhì)量m3=5.3 kg,質(zhì)量比a=0.02,質(zhì)量比不屬于“合理范圍”,若剛度比不合理,則系統(tǒng)不解耦。

下面可以通過有限元分析來驗證電子設(shè)備A和電子設(shè)備B是否屬于解耦系統(tǒng)。

2.2 有限元數(shù)值分析

圖5 電子設(shè)備A固有頻率Fig.5 Natural frequency of electronic equipment A

圖6 電子設(shè)備B固有頻率Fig.6 Natural frequency of electronic equipment B

3 響應(yīng)分析

3.1 振動響應(yīng)分析

動力學(xué)耦合是電子設(shè)備力學(xué)設(shè)計的最大禁忌,可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損傷、元器件損壞、設(shè)備性能異常等故障[11-13],當(dāng)然電子設(shè)備的力學(xué)響應(yīng)與環(huán)境載荷密切相關(guān),因此對于上述的“解耦”、“耦合”系統(tǒng),還需要通過進一步的力學(xué)響應(yīng)分析,預(yù)示其是否安全、可靠,表1為隨機振動輸入條件。

表1 隨機振動輸入條件

圖7、圖8分別為印制板法向隨機振動載荷下電子設(shè)備A和電子設(shè)備B中QFP封裝器件的引線應(yīng)力云圖,表2對比了印制板法向隨機振動載荷下電子設(shè)備A和電子設(shè)備B的印制板組件翹曲變形、QFP加速度響應(yīng)、QFP引線最大應(yīng)力。從中可知, “解耦”產(chǎn)品(電子設(shè)備A)的力學(xué)響應(yīng)(印制板組件翹曲變形量、QFP元器件加速度響應(yīng)及引線應(yīng)力)明顯小于“耦合”產(chǎn)品(電子設(shè)備B)。

表2 電子設(shè)備A和電子設(shè)備B隨機振動響應(yīng)

圖7 電子設(shè)備A器件引線應(yīng)力云圖(σmax=95.8 MPa)Fig.7 Stress contour of lead for QFP in electronic equipment A(σmax=95.8 MPa)

圖8 電子設(shè)備B器件引線應(yīng)力云圖(σmax=241.4 MPa)Fig.8 Stress contour of lead for QFP in electronic equipment B(σmax=241.4 MPa)

基于強度理論,應(yīng)力較大產(chǎn)品的失效概率大于應(yīng)力較小的產(chǎn)品,換而言之,應(yīng)力較大產(chǎn)品的工作壽命也小于應(yīng)力較小的產(chǎn)品,因此需開展進一步的壽命分析,以確定產(chǎn)品是否可滿足使用要求。

3.2 疲勞壽命分析

由于在前期設(shè)計階段,已考慮到元器件可能發(fā)生力學(xué)失效,因此現(xiàn)代電子設(shè)備普遍對于質(zhì)量較大、質(zhì)心較高、支撐剛度較弱的元器件采取了加固措施,加固措施的使用已基本解決了元器件在各種力學(xué)工況下強度失效的問題,但由于設(shè)計不合理、力學(xué)工況惡劣等導(dǎo)致的元器件疲勞失效問題時有發(fā)生。

針對疲勞失效,需基于合理的失效物理模型開展定量分析工作。從工程應(yīng)用角度考慮,安裝于印制板上的電子元器件在振動載荷下的疲勞壽命可采用Palmgren-Miner累積損傷理論進行計算。

QFP封裝器件的引線材料為可伐合金,其S-N曲線如圖9所示。如果已知直線段1-2上某一點的應(yīng)力水平,可由公式求得該應(yīng)力水平下的疲勞壽命,即失效循環(huán)次數(shù)。

圖9 Kovar疲勞壽命曲線(對數(shù)坐標(biāo))Fig.9 Fatigue curve of Kovar lead(log-log)

如果將曲線用數(shù)學(xué)公式表示,即

(10)

一個隨機振動工況下的電子元器件引線或焊點的疲勞損傷為

(11)

對于多個隨機振動工況,則總的損傷

(12)

考慮到工藝加固后QFP封裝器件的受力特性:印制板法向振動載荷下器件引線、焊點的應(yīng)力遠大于水平方向,因此在計算疲勞壽命、損傷因子時僅考慮印制板法向的隨機振動工況可完全滿足工程需要。表3列出了電子設(shè)備A和電子設(shè)備B中QFP器件引線在印制板法向隨機振動載荷下不同應(yīng)力水平的疲勞壽命及損傷因子。

表3 電子設(shè)備A和電子設(shè)備B疲勞壽命及損傷因子

根據(jù)Miner法則,當(dāng)D<1時,材料不會發(fā)生疲勞破壞,而D≥1時,材料將發(fā)生疲勞破壞,但在工程實踐中,由于各種因素的影響(如振動試驗前的其他試驗、計算誤差、材料表面狀態(tài)等),疲勞損傷因子不宜太大,由于航天航空行業(yè)的高可靠性需要,可以將疲勞損傷因子的閾值設(shè)定為小一個數(shù)量級,即D<0.1。

根據(jù)此準(zhǔn)則,從3σ疲勞壽命和損傷因子可以看出,電子設(shè)備A中QFP器件可滿足環(huán)境試驗的要求(振動試驗時間1 min,D<0.1),而電子設(shè)備B中的QFP器件在振動試驗中將發(fā)生疲勞斷裂,這從產(chǎn)品的振動試驗中已得到驗證。

如圖10所示,左圖為電子設(shè)備B中QFP器件焊接于印制板的狀態(tài),右圖為力學(xué)試驗后引線斷裂而解焊的狀態(tài),可以看出該器件右上角的幾個引線已斷裂,且斷裂位置與有限元仿真分析結(jié)果高度吻合。

圖10 QFP器件隨機振動疲勞失效圖片F(xiàn)ig.10 The picture of fatigue fracture for QFP under random vibration

4 設(shè)計改進

圖11 電子設(shè)備B設(shè)計改進措施Fig.11 The improvement of electronic equipment B

圖12給出了設(shè)計改進后電子設(shè)備B(改進后狀態(tài)命名為“B+”)機殼及印制板組件的基頻。圖13給出了印制板法向隨機振動載荷下器件引線的應(yīng)力云圖。表4列出了印制板法向隨機振動載荷下改進后的分析結(jié)果。表5列出了印制板法向隨機振動載荷下不同應(yīng)力水平的疲勞壽命及損傷因子。將表4、表5與表2、表3對比,改進設(shè)計可實現(xiàn)機殼與印制板組件的動力學(xué)“解耦”,顯著降低引線應(yīng)力,減小疲勞損傷因子,提高疲勞壽命。

表4 電子設(shè)備B+隨機振動響應(yīng)

表5 電子設(shè)備B+疲勞壽命及損傷因子

圖12 電子設(shè)備B+固有頻率Fig.12 Natural frequency of electronic equipment B+

圖13 電子設(shè)備B+器件引線應(yīng)力云圖(σmax=40.2 MPa)Fig.13 Stress contour of lead for QFP in electronic equipment B+(σmax=40.2 MPa)

前面的理論分析及數(shù)值仿真分析均預(yù)示了改進措施的有效性,但工程上的設(shè)計更改還需要開展驗證試驗。拆除引線斷裂的QFP器件,在其焊裝處粘貼加速度傳感器,如圖14所示,由于傳感器的質(zhì)量特性、剛度特性與QFP器件有明顯的差異,因此該驗證試驗僅對比改進前后的加速度響應(yīng),以此間接說明更改的效果,而不是對有限元模型準(zhǔn)確性的驗證。

圖14 加速度傳感器位置Fig.14 Location of accelerometer

為避免大量級的力學(xué)試驗對其他元器件產(chǎn)生損傷,驗證試驗的輸入量級為正式試驗的1/4,即總均方根加速度為3.05 Grms。圖15給出了該驗證試驗的控制及響應(yīng)曲線。其中:圖15(a)、圖15(b)的上圖均為控制曲線;圖15(a)的下圖為原設(shè)計狀態(tài)的加速度響應(yīng)曲線,主方向總均方根加速度為62.88 Grms;圖15(b)的下圖為設(shè)計改進后的加速度響應(yīng)曲線,主方向總均方根加速度為13.13 Grms。加速度響應(yīng)大幅減小,放大率由20.6降低為4.3,表明增加印制板組件剛度的設(shè)計改進措施效果很好。按照設(shè)計改進措施對產(chǎn)品進行修復(fù),隨后順利通過了振動試驗的考核。

圖15 驗證試驗曲線Fig.15 Curves of verification test

5 結(jié)論

現(xiàn)代電子設(shè)備功能的復(fù)雜特性決定了其模塊化設(shè)計的必然,而模塊間的結(jié)構(gòu)互連將導(dǎo)致電子設(shè)備整機動力學(xué)特性的改變,當(dāng)互連耦合剛度不合理時,電子設(shè)備機殼與印制板組件將發(fā)生共振,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損傷、性能異常、器件斷裂等災(zāi)難事故,因此在工程實踐中,必須要重視互連耦合剛度的影響。

本文研究了電子設(shè)備互連耦合狀態(tài)的隔振理論,針對某電子設(shè)備隨機振動后QFP封裝器件引線斷裂的問題,應(yīng)用該隔振理論開展了理論分析,并通過有限元仿真驗證了理論的適用性,分析了試驗環(huán)境下QFP器件的振動響應(yīng),計算了器件引線的疲勞壽命,最后基于隔振理論提出了改進措施,保證了電子設(shè)備的力學(xué)可靠性。對于電子設(shè)備內(nèi)部模塊間的互連耦合,有如下結(jié)論:

(1)當(dāng)電子設(shè)備模塊間為柔性互連時,互連耦合剛度對各模塊的動力學(xué)特性影響很小,各模塊僅需要滿足各自機殼與印制板組件的“解耦”條件,即可保證動力學(xué)特性設(shè)計的合理性。

(2)當(dāng)電子設(shè)備模塊間為剛性互連時,互連耦合剛度對各模塊的動力學(xué)特性影響較大,各模塊需考慮因互連其他模塊導(dǎo)致的動力學(xué)特性變化,調(diào)整其質(zhì)量特性、剛度特性或連接剛度,以滿足“解耦”條件,確保其動力學(xué)特性合理、可靠。