基于熱瞬態測試方法的楔形鎖緊條熱阻測試*

胡家渝，敬成君（1.西南電子技術研究所，成都610036；2.四川大學建筑與環境學院，成都610065）

基于熱瞬態測試方法的楔形鎖緊條熱阻測試*

胡家渝1，2，敬成君2*
（1.西南電子技術研究所，成都610036；2.四川大學建筑與環境學院，成都610065）

楔形鎖緊條是LRM模塊中重要的結構件及傳熱部件。為了測量楔形鎖緊條的熱阻，通過使用熱瞬態測試方法，采用冷板測試夾具，利用T3ster熱測試儀結合其分析軟件，測量了一類鎖緊條在不同鎖緊力矩下的接觸熱阻；同時根據鎖緊條熱阻的串并聯關系，通過實驗設置，使鎖緊條一側絕熱，從而分別測得了鎖緊條的兩個單側熱阻；實驗表明模塊鎖緊條側的熱阻較大，其傳熱量只占總傳熱量的30%左右，所測鎖緊條在20 cNm～60 cNm的鎖緊力矩范圍內，接觸熱阻數值變化范圍在0.44 K/W～0.33 K/W。實驗測試結果為仿真分析中準確設定鎖緊條的熱阻的位置、大小提供了參考。

電子設備熱管理；熱阻；瞬態測試方法；楔形導軌

航空電子設備中采用LRM（Line Replacement module）模塊的越來越多。在LRM模塊中（如圖1所示），有4種基本的冷卻模式：傳導風冷，傳導液冷及穿通風冷穿通液冷。其中，如果使用穿通風冷，模塊直接構成風道，對模塊的通用性有嚴重影響；如果使用穿通液冷，則存在快速自封閉盲插接頭的可靠性問題，在一定的插拔周期、機械環境應力下，接頭可能出現漏液等問題。在實際工程中，大量使用的還是傳導風冷或傳導液冷的模塊，而楔形鎖緊條作為其中的機械固定及熱傳導界面起到非常重要的作用，其熱阻的大小將直接關系芯片溫度的高低。

1　綜述

對于楔形鎖緊條熱阻的研究早已有之，文獻［1-2］使用穩態測試方法，并采用電動控制力矩的辦法，對SEM-E模塊中使用的5 inch鎖緊條進行了真空條件下、常壓條件下不同力矩、不同加熱功率、不同表面處理工藝下的熱阻測試。實驗表明，相比導電氧化的狀態，在有空氣條件下，鍍鎳及鍍銀的鎖緊條對降低熱阻沒有明顯作用；而在真空條件下，鍍鎳的鎖緊條熱阻會增大300%，表面鍍銀的則可降低25%～30%左右的熱阻。在國內［12-13］同樣采用穩態測試方法對國內某單位自行設計制造的一系列鎖緊條進行了熱阻測試，測試結果表明，在相同鎖緊力矩下，鎖緊條長度越長接觸熱阻越大。

目前現有測試方法均基于穩態測試方法，測試時間長，測試誤差因素多；另外，并沒有公開的測試數據支持廠商給出的鎖緊條的兩個主要接觸界面傳熱量的比例關系。而通常在設計過程中采用CFD對模塊、冷板構成的結構進行分析時，通常不考慮鎖緊條側的熱阻，只是把熱阻統設定在模塊與冷板C型導軌的一側上，這樣可能導致與實際熱路的不一致。從而使得冷板的熱流密度偏高，因此是否應該這樣設置值得商榷，需要用實驗結果進一步明確。

圖1　航空電子設備中的LRM模塊及鎖緊條

熱阻測試的標準方法目前有用于測量界面接觸熱阻的ASTM5470標準［14］，但是該標準用于測量的是界面、界面接觸材料的接觸熱阻，而非用于測量楔形鎖緊條這樣的機械機構的總傳遞熱阻。因此，該方法及其標準夾具并不適用于楔形鎖緊條的測量。另外，已有的關于鎖緊條熱阻的測試在文獻均采用了自行設計的夾具，通過穩態測試獲得對應界面的溫差來求取鎖緊條的總熱阻。典型的兩種方法如圖 2、圖 3所示［1-2，11-12］。其加熱的位置分布分別為模塊位置和導軌位置，其本質都是通過構建類似實際使用的狀態，通過絕熱措施，使得所產生熱量均通過楔形導軌界面進行傳遞，待達到穩態后測量界面附件溫度，再結合記錄的電加熱功率從而求取熱阻數值。

這些基于穩態的測試的方法均存在如下幾個問題：

（1）其加熱面積均較大，導致可能漏熱的位置增加，從而導致計算熱阻采用的功率數值偏大，進而使得實驗結果偏小，且熱電偶測溫存在誤差也會導致熱阻測量結果的誤差；

（2）由于存在多的絕熱結構，使得夾具設計的通用化程度低，整個實驗裝置結構復雜，且通用性差，當鎖緊條寬度、長度變化時就需要從新設計制造新夾具；

（3）由于采用穩態測試方法，測試時間較長，且測試時間長度對測量結果有顯著影響。

圖2　文獻［1-2］中測量SEM-E模塊鎖緊條的裝置

圖3　文獻［12-13］中測量SEM-E模塊及鎖緊條的裝置

基于以上對現有測試設備及狀態的分析，有必要發展一種新的測試方法完成楔形鎖緊條的熱阻測量。這里將采用熱瞬態測試方法，其基本原理如圖4及式（1）所示。

熱瞬態方法將有利于消除測量誤差中由環境傳熱造成的測量誤差，適合對楔形鎖緊條這類結構的熱阻測試。

圖4　瞬態測試基本原理

2　實驗理論概述

所謂的熱瞬態測試方法是建立在半導體芯片結溫及結殼熱阻的測量基礎之上的。利用PN結的正向壓降隨溫度的線性關系來測量結溫。目前較成熟的儀器是美國Mentor的T3ster，主要用于芯片、LED等的封裝熱測試中，文獻對各類器件采用該方法進行了熱阻測試［9～11］。其通過1MHz的采樣頻率，將結的壓降信號采集下來，同時，利用TPS系數獲得對應的結溫，而后通過時域內的數值微分、數值卷積反演獲得熱阻網絡的時間常數譜，然后通過變換將其變換為一個Foster網絡結構，再變化為對應的Cauer網絡結構，即可讀出相應位置的熱阻抗變化細節。具體過程簡單介紹如下：

在一維熱傳導路徑上，可將其看成若干個RC網絡串聯構成的一個熱阻抗網絡。對于一個階躍輸入，單個的RC網絡的響應為：

多個RC網絡串聯后的響應為：

如果已知R及時間常數τ就知道了整個系統。當n趨于無窮大時，上式可看成是一個積分：

在分布電路分析中將R（τ）稱為時間常數譜。由于在連續坐標下，響應的開始部分無法分辨，于是將相應的時間軸換成對數坐標系。令：

利用分步求導公式，并將上述變換帶入相應的積分表達式有：上式是一個卷積形式的積分表達式，令：

則有：

即是：

通常在熱測試中，測量的往往是響應a（z），于是R（z）可通過反卷積運算求得：

以上過程便是T3ster進行測量的物理依據。

通過反卷積運算得到的R（z）按圖5方式離散化，形成Foster網絡，再通過變換，即可形成具有具體物理意義的Cauer網絡。形成所謂的結構函數。

通過分析結構函數上各峰值、分離點的位置、大小，根據其物理意義，即可得出對應的熱阻大小，熱阻產生位置的主要信息，成為分析熱點外熱路上傳熱路徑的有力工具。

圖5　時間常數譜離散化及轉化Foster網絡、Cauer網絡的過程

3　實驗方法及過程

鎖緊條的傳熱路徑及熱阻網絡圖如圖6所示，一般來講可忽略安裝端頭的熱阻，可認為端頭熱阻無限大，而主要依靠C形槽導軌側特別是肋條側進行導熱。

文獻［4-8］中指出了不同非線性測試邊界條件下對其測量結果的影響，測試了自然冷卻、雙液冷冷板、TEC控溫模塊3種邊界條件施加方式及其不同的加熱功率。通過研究其時間常數譜指出：加熱功率、熱邊界條件、環境溫度都可能對測試結果產生影響，其研究認為在內部熱路上的溫升受非線性因素較小；而采用TEC熱沉相對采用液冷冷板熱沉相對測試的非線性影響程度最低。

鑒于文獻的研究結論及目前實驗條件，決定采用液冷冷板來進行控溫，同時使用合適的加熱功率。實驗的裝置圖如圖6所示，首先將在自由狀態下進行一次測試以確定鎖緊力矩極小即自由狀態下，鎖緊條的熱阻。同時以此確定鎖緊條熱阻的分離點。然后，使用力矩起子調節楔形鎖緊條鎖緊力矩，測量芯片節溫在相同熱耗下的溫降曲線。最后通過Master軟件，結合自由狀態下的熱阻曲線，分析不同鎖緊力矩下的鎖緊條的接觸熱阻。

圖6　鎖緊條在機箱插槽中的安裝關系及熱阻網絡

為了考察鎖緊條側及肋條側的接觸熱阻比例關系，由于一般認為鎖緊條側的接觸熱阻較之肋條側大，因此采用絕熱材料，玻璃纖維板，嵌入鎖緊條側和“C”形槽側交界面中，認為此時僅有肋條側傳熱，得到一個鎖緊條接觸熱阻。同樣，改變不同鎖緊力矩進行測量，得到一組熱阻數據。由于兩側熱阻是并聯關系，因此可通過兩個測量的兩組熱阻數據推導得出一組鎖緊條側的熱阻值數據，即可分析鎖緊條側熱阻值占總熱阻數值的比例關系。

所使用的熱源芯片為To-220封裝的場效應管TFP2N60，所用的T3ster驅動電流為2 A，順向壓降為0.87 V，加熱功率為1.748W。每組的測試時間為30min，以保證達到溫度平衡，準確記錄整個降溫過程，所有測試組中降溫幅度為8℃～12℃左右。測試實驗狀態如圖7。

圖7　實驗測試的各設備安裝配置圖

實驗分別進行了20 cN·m～60 cN·m的各5組測試，加上阻斷鎖緊條位置傳熱的測試5組測試、自由狀態下測試，共計11組測試，冷水機供液溫度保持為（23±0.1）℃。TO-220封裝外表面采用聚氨酯泡沫封閉絕熱，降低芯片殼體對空氣傳熱可能造成的非線性邊界誤差。

使用的力矩起子為日本東日（Tohnichi）公司的RTD120CN，量程范圍為20 cN·m～120 cN·m。精度為±3%。所用的冷水機為德國Julabo的FLC-1600，控溫精度±0.1℃。

4　實驗結果及分析

分離點選取及測量方法如圖8所示。實驗的溫度變化都在10℃左右，通過自帶Master軟件，可比較明顯的分析出各傳熱幾何結構的位置，通過分析自由狀態下和有冷板熱沉時的分離點位置，確定了楔形鎖緊條熱阻在結構函數中的位置。通過在積分或微分形式結構函數圖中，測量分離點到不同鎖緊力矩下到冷板環境熱沉的熱阻差值，即可獲得鎖緊條在對應鎖緊力矩下的接觸熱阻。

圖8～圖10分別為單側接觸和雙側接觸鎖緊條的積分形式結構函數。圖11為兩種狀態下的接觸熱阻隨鎖緊力矩的變化曲線，表1為其對應的接觸熱阻值列表。

圖8　分離點選取及接觸熱阻在圖上的測量過程

圖9　雙側接觸下不同鎖緊力矩下的結構函數

圖10　單側絕熱后不同鎖緊力矩下的結構函數

圖11　兩種情況下不同鎖緊力矩下數值

表1　不同加載力矩下熱阻值

由實驗結果可知，雙側接觸，即正常情況下鎖緊條的熱阻低于單側絕熱后的接觸的熱阻，這是因為其兩側熱阻是并聯關系，并聯熱阻顯然低于任意單側熱阻；隨鎖緊力矩的增加，鎖緊條的接觸熱阻逐漸減小，開始時，其減小幅度較大，在力矩從20 cN·m變化到40 cN·m時其熱阻數值可降低0.1 K/W左右，但是當繼續增加鎖緊力矩時，如從40 cN·m變化到60 cN·m時，熱阻數值變化很小只有約0.03 K/W左右。這同文獻中的實驗結果是一致的；在不同的鎖緊力矩變化下，當人為將一側絕熱，鎖緊條僅單側與“C”形槽接觸時，熱阻的變化仍然符合上述特征，且通過串并聯關系反推所得的肋條側熱阻與鎖緊條側熱阻的比值幾乎都在0.3左右，則其熱流關系，即通過鎖緊條側的熱流應占總熱流的30%左右，這也充分說明了一個問題，即在傳導型LRM模塊的地熱仿真分析中，不能只采用將肋條的一側賦予熱阻值而另一側不接觸的方式。采用該方法進行仿真分析，其結果必然導致與冷板接觸面的熱流密度增加，從而導致接觸界面的溫度升高，進而使得仿真的結果偏高，特別是在模塊熱耗大的時候更是如此。本試驗證明制造商說明書中的數據是有根據的，且在熱仿真分析中必須注意這個問題。

5　結語

通過試驗研究表明如下結論：

（1）采用T3ster瞬態測試方法可測量楔形鎖緊條的接觸熱阻，且測試速度較之傳統的靜態測試方法速度更快，其他因素引起的測量誤差更小，可大大簡化傳感器安裝等測試準備工作，提高了測試效率；

（2）所測鎖緊條在隨鎖緊力矩的增大，其熱阻值先減小較快，后減小速度變小，變化范圍在0.44 K/W～0.33 K/W之間，同時提示鎖緊條在實際安裝中不必采用過大的鎖緊力矩，這樣既無法進一步減小熱阻又會給鎖緊條的機械強度造成潛在問題；

（3）通過人工增加單側絕熱的措施，測量了縮緊條兩個側面接觸熱組的大小，獲得了兩側接觸熱阻的比例關系，進而可確定在實際工作中，兩側熱流量的分布大小，即肋條側熱流量約占總熱流量的70%左右，而鎖緊條側占總熱流量的30%左右，為熱仿真分析邊界條件設定提供了重要參考。

［1］ Lambert M A，Cavenall IG，Fletcher L S.Experimental Thermal Contact Conductance of Electronic Moduls［C］//31stAIAA Thermaophysics Confenence，1996：17-20.

［2］ LambertM A，Fletcher LS.ThermalContactConductanceofElectronicsModules［C］//33rdAerospace Science Meetingand Exhibit，January 1995：9-12.

［3］ Marcin Janicki，Tomasz Torzewicz，Andras Vass-Varnai，etal.Impact of Nonlinearities in Boundary Conditions on Device Compact ThermalModels［C］//IEEE 19th InternationalWorkshop on Thermal Investigationsof ICsand Systems，2013.

［4］ Marcin Janicki，ZoltanSarkany，Andrzej Napieralskia，et al.Impactof Nonlinearities on Electronic Device Transient Thermal Responses［J］.Microelectronics Journal，2014（45）：1721-1725.

［5］ Marta Rencz.New Possibilities in the Thermal Evaluation，Offered by Transient Testing［J］.Microelectronics Journal，2003 （34）：171-177.

［6］ Marcin Janicki，Jedrzej Banaszczyk，Gilbert de Mey，etal.Dynamic ThermalModeling of a Power Integrated Circuitwith the Application of Structure Functions［J］.MicroelectronicsJournal，2009 （40）：1135-1140.

［7］ Albin Szalai，Vladimir Sze'kely.Possible Acception Criteria for Structure Functions［J］.Microelectronics Journal，2012（43）：164-168.

［8］ Marcin Janicki，Jedrzej Banaszczyk，Bjorn Vermeerschb，et al. Generation of Reduced Dynamic Thermal Models of Electronic Systems from Time Constant Spectra of Transient Temperature Responses［J］.Microelectronics Reliability，2011（51）：1351-1355.

［9］ 高玉琳，呂毅軍，陳忠.結構函數在大功率LED熱阻測試中的應用［J］.半導體光電，2008，29（3）：329-331.

［10］張海兵，呂毅軍，陳煥庭，等.利用結構函數分析功率型LED的熱特性［J］.光電子激光，2009，20（4）：454-457.

［11］肖超，王立新.基于結構函數的功率MOSFET器件熱阻研究［J］.電子器件，2012，35（5）：489-492.

［12］侯良進，黃大貴，賈曦.楔形封裝的熱測試與仿真研究［J］.機械設計與制造，2009（11）：135-136.

［13］侯良進.多功能集成結構模塊的熱設計研究［D］.成都：電子科技大學機械電子學院，2008.

［14］ASTM International.ASTM D 5470-06 Standard Test Method for Thermal Transmission Properties of Thermally Conductive Electrical Insulation Materials［S］.United States，2006.

胡家渝（1978-），男，重慶市人，高級工程師，博士研究生，研究方向為電子設備熱設計及暖通空調，hujy@stu.scu.edu.cn；

敬成君（1965-），男，工學博士（日本），四川大學教授，博士生導師，研究方向為工程熱物理、建筑熱物理、功能晶體材料生長、非平衡熱動力學，chengjunjing@ 126.com。

Thermal Resistance Measurementof the Wedge Lock by Using the Method of Thermal Transit Test*

HU Jiayu1，2，JING Chengjun2*
（1.Southwestinstitution of electronic technology，Chengdu 610036，China；2.School of Architecture&Enυironment，Sichuan Uniυersity，Chengdu 6100651，China）

Wedge lock is themost important structure in line replacementmodule of the avionic electronic system. This paper concerned the thermal resistance of thewedge lock，the thermal resistance ofone kind of wedge lock was measured by thermal transitmethod and got the variance of thermal resistance under the different lock torques.The proportion of each side thermal resistance had also been investigated by insert insulator in one side of the wedge lock's contact surface.Themeasurement showed that the higher thermal resistance of the two side was thewedge lock contact surface and only 30%heat flow passed through this path，the variance of the thermal resistance from 0.44 K/W～0.33 K/Wunder the lock torque from 20 cNm～60 cNm.Themeasurement data gave the important reference about the thermal resistance distribution and the quantity in the thermal simulation setup.

thermalmanagement；thermal resistance；thermal transit testmethod；wedge lock

TN3-5.94

A

1005-9490（2016）04-0774-06

項目來源：國防基礎科研計劃項目（JCKY2013210B004）

2015-09-17修改日期：2015-10-20

EEACC:7320R；212010.3969/j.issn.1005-9490.2016.04.005