電子設備耦合剛度對QFP器件振動可靠性的影響

付永輝, 王瓊皎, 董 鋒, 劉江濤

(空間電子信息技術研究院 空間電子產品制造中心,西安 710100)

隨著電子設備功能的日趨復雜,由多個模塊互連實現某種功能成為普遍狀態[1-3],互連方式如結構間的螺釘連接、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,從結構動力學的角度考慮,這些物理連接產生的耦合剛度將導致電子設備整機動力學特性的變化,在開展力學設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)作為表面組裝技術中較早發展起來的封裝技術,因其技術成熟,使用可靠性較高,目前在航天、航空等行業中應用較多[4-8]。QFP封裝的引線從四個側面引出呈海鷗翼型,引線焊接于印制板上,電、力學、熱等載荷均通過引線、焊點傳遞,因此QFP封裝器件力學可靠性的關注重點無疑就是引線和焊點。在振動、沖擊等力學環境下,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可靠性,如果電子設備因設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,必須要對電子設備結構設計的合理性開展仿真驗證或試驗驗證。

文章首先基于結構動力學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,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,保證了電子設備的力學可靠性。

1 互連耦合隔振理論

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

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

(1)

則該系統的兩階固有頻率為

(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備,且模塊間互連時,可簡化為如圖2所示的三自由度系統力學模型。圖2中:m3,k3為其余模塊的等效質量及剛度特性;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激勵系統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構剛度,該三自由度系統將退化為圖1的兩自由度系統和式(9)所示的單自由度系統。

(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構剛度,模塊間無相對位移,(x3-x1)≈0,該三自由度系統退化為圖1形式的兩自由度系統,但此時機殼的質量為m1+m3,剛度為k1+k3。

2 模態分析

2.1 理論分析

如圖3所示,電子設備A主結構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,電子設備A僅可實現某單一功能,當需要功能集成時,需與其他模塊互連,構成如圖4所示的電子設備B。

圖3 電子設備A幾何模型Fig.3 Geometric model of electronic equipment A

圖4 電子設備B幾何模型Fig.4 Geometric model of electronic equipment B

從結構連接關系可知,電子設備A可看作一個兩自由度系統,而電子設備B則可看作一個互連耦合剛度較大的三自由度系統。基于上述隔振理論,可以估算電子設備A和電子設備B是否為解耦系統。

電子設備A:機殼質量m1=0.4kg,印制板組件質量m2=0.12 kg,質量比a=0.3,質量比屬于“合理范圍”,系統解耦。

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

下面可以通過有限元分析來驗證電子設備A和電子設備B是否屬于解耦系統。

2.2 有限元數值分析

圖5 電子設備A固有頻率Fig.5 Natural frequency of electronic equipment A

圖6 電子設備B固有頻率Fig.6 Natural frequency of electronic equipment B

3 響應分析

3.1 振動響應分析

動力學耦合是電子設備力學設計的最大禁忌,可能導致結構損傷、元器件損壞、設備性能異常等故障[11-13],當然電子設備的力學響應與環境載荷密切相關,因此對于上述的“解耦”、“耦合”系統,還需要通過進一步的力學響應分析,預示其是否安全、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備A和電子設備B中QFP封裝器件的引線應力云圖,表2對比了印制板法向隨機振動載荷下電子設備A和電子設備B的印制板組件翹曲變形、QFP加速度響應、QFP引線最大應力。從中可知, “解耦”產品(電子設備A)的力學響應(印制板組件翹曲變形量、QFP元器件加速度響應及引線應力)明顯小于“耦合”產品(電子設備B)。

表2 電子設備A和電子設備B隨機振動響應

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

圖8 電子設備B器件引線應力云圖(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,應力較大產品的失效概率大于應力較小的產品,換而言之,應力較大產品的工作壽命也小于應力較小的產品,因此需開展進一步的壽命分析,以確定產品是否可滿足使用要求。

3.2 疲勞壽命分析

由于在前期設計階段,已考慮到元器件可能發生力學失效,因此現代電子設備普遍對于質量較大、質心較高、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工況下強度失效的問題,但由于設計不合理、力學工況惡劣等導致的元器件疲勞失效問題時有發生。

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上某一點的應力水平,可由公式求得該應力水平下的疲勞壽命,即失效循環次數。

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

如果將曲線用數學公式表示,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列出了電子設備A和電子設備B中QFP器件引線在印制板法向隨機振動載荷下不同應力水平的疲勞壽命及損傷因子。

表3 電子設備A和電子設備B疲勞壽命及損傷因子

根據Miner法則,當D<1時,材料不會發生疲勞破壞,而D≥1時,材料將發生疲勞破壞,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、材料表面狀態等),疲勞損傷因子不宜太大,由于航天航空行業的高可靠性需要,可以將疲勞損傷因子的閾值設定為小一個數量級,即D<0.1。

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

如圖10所示,左圖為電子設備B中QFP器件焊接于印制板的狀態,右圖為力學試驗后引線斷裂而解焊的狀態,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果高度吻合。

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

4 設計改進

圖11 電子設備B設計改進措施Fig.11 The improvement of electronic equipment B

圖12給出了設計改進后電子設備B(改進后狀態命名為“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果。表5列出了印制板法向隨機振動載荷下不同應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,改進設計可實現機殼與印制板組件的動力學“解耦”,顯著降低引線應力,減小疲勞損傷因子,提高疲勞壽命。

表4 電子設備B+隨機振動響應

表5 電子設備B+疲勞壽命及損傷因子

圖12 電子設備B+固有頻率Fig.12 Natural frequency of electronic equipment B+

圖13 電子設備B+器件引線應力云圖(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值仿真分析均預示了改進措施的有效性,但工程上的設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,以此間接說明更改的效果,而不是對有限元模型準確性的驗證。

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

為避免大量級的力學試驗對其他元器件產生損傷,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)的下圖為原設計狀態的加速度響應曲線,主方向總均方根加速度為62.88 Grms;圖15(b)的下圖為設計改進后的加速度響應曲線,主方向總均方根加速度為13.13 Grms。加速度響應大幅減小,放大率由20.6降低為4.3,表明增加印制板組件剛度的設計改進措施效果很好。按照設計改進措施對產品進行修復,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 結論

現代電子設備功能的復雜特性決定了其模塊化設計的必然,而模塊間的結構互連將導致電子設備整機動力學特性的改變,當互連耦合剛度不合理時,電子設備機殼與印制板組件將發生共振,導致結構損傷、性能異常、器件斷裂等災難事故,因此在工程實踐中,必須要重視互連耦合剛度的影響。

本文研究了電子設備互連耦合狀態的隔振理論,針對某電子設備隨機振動后QFP封裝器件引線斷裂的問題,應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,分析了試驗環境下QFP器件的振動響應,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,保證了電子設備的力學可靠性。對于電子設備內部模塊間的互連耦合,有如下結論:

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

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