李俞先

(1.中國西南電子技術(shù)研究所，四川 成都 610036)(2.四川省空天電子裝備環(huán)境適應(yīng)性技術(shù)工程實驗室，四川 成都 610036)

現(xiàn)代航空電子裝備中采用了大量的在線可更換模塊(LRM)，隨著LRM熱耗的不斷增大，其內(nèi)部芯片的散熱問題成為模塊設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)問題之一。為解決該問題，在實際工程中大量使用傳導(dǎo)風(fēng)冷或傳導(dǎo)液冷的模塊[1-2]。楔形鎖緊條是為LRM提供穩(wěn)定的機械固定的裝置，同時也是模塊與機箱之間熱量傳導(dǎo)的橋梁。為增強芯片的散熱效率，已有研究成果是在模塊冷板中加入熱管來提高模塊盒體導(dǎo)熱系數(shù)，或在機箱冷板中采用板翅式散熱器提高液冷換熱效率[3-5]。雖然這些方法對降低芯片溫度均起到較好的作用，但由此帶來的系統(tǒng)研制成本的增加及通用化程度不高的問題依然需要解決。同時，作為連接模塊與機架的楔形鎖緊條，其熱阻一直未得到改善。

文獻[6]、[7]的研究結(jié)果顯示，受鎖緊條節(jié)數(shù)及安裝扭矩的影響，由楔形鎖緊條帶來的熱阻大小為0.6～1.4 K/W。因此，對于一個熱耗100 W的LRM，當(dāng)安裝兩根鎖緊條時，鎖緊條熱阻導(dǎo)致的模塊溫升至少為30 ℃?；诖?，有必要對鎖緊條的散熱機理進行分析，研制一種熱阻更低的鎖緊條，以提高LRM的熱環(huán)境適應(yīng)性及可靠性。

1 傳統(tǒng)楔形鎖緊條原理分析

傳統(tǒng)楔形鎖緊條結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由滑動塊、固定塊、推動塊、鎖緊螺桿及導(dǎo)軌組成。鎖緊條安裝在LRM兩側(cè)的肋條上，安裝LRM時，先將LRM通過機箱槽道滑入機箱，然后轉(zhuǎn)動鎖緊螺桿驅(qū)動推動塊向前，在各滑塊楔形斜面的作用下滑塊向前向上運動，直至滑塊與機箱槽道側(cè)面貼緊。緊固后，模塊肋條一側(cè)被壓緊，與機箱槽道一側(cè)壁面緊貼，鎖緊條的另一側(cè)與機箱槽道的另一面緊貼，由此實現(xiàn)了LRM在機箱內(nèi)的安裝與緊固。

圖1 傳統(tǒng)鎖緊條機械結(jié)構(gòu)

鎖緊條不僅實現(xiàn)了模塊與機箱的機械固定，同時在模塊的熱傳導(dǎo)路徑上起著重要作用。如圖2所示，LRM內(nèi)部芯片產(chǎn)生的熱量通過模塊殼體傳導(dǎo)至肋條，然后沿A和B兩條路徑傳導(dǎo)至機箱槽道(熱沉)。

傳統(tǒng)鎖緊條的熱阻網(wǎng)絡(luò)圖如圖3所示。其中R1為芯片至肋條的傳導(dǎo)熱阻，R2為熱量由肋條沿路徑B流經(jīng)鎖緊條至機箱槽道的傳導(dǎo)熱阻，R3為熱量由肋條沿路徑A傳導(dǎo)至機箱槽道的熱阻，R4為機箱槽道至冷卻液的熱阻。文獻[8]研究結(jié)果顯示，R2遠大于R3，通過路徑B(鎖緊條側(cè))的熱流量約占總熱流量的30%，且隨著鎖緊條加載力矩的增大，鎖緊條的熱阻降低幅度趨緩，當(dāng)鎖緊力矩達到60 cN·m時，鎖緊條的熱阻最小，約為0.33 K/W(模塊兩側(cè)鎖緊條總熱阻)。

圖2 傳統(tǒng)鎖緊條的熱傳導(dǎo)路徑

圖3 傳統(tǒng)鎖緊條熱阻網(wǎng)絡(luò)圖

要降低鎖緊條的熱阻，必須從圖3中各分熱阻著手分析。在鎖緊壓力不變的情況下，由于現(xiàn)有的模塊及機箱槽道的機械加工已有足夠的精度，表面粗糙度多為Ra1.6及以上，不添加導(dǎo)熱界面材料的情況下，使用其他方法很難給R3帶來明顯的改善。R1和R4由模塊及機箱的材料決定，目前所用材料一般為6061鋁合金，其導(dǎo)熱系數(shù)為180 W/(m·K)，已是導(dǎo)熱性能優(yōu)越的工程材料，因此只能從R2側(cè)進行研究，改善鎖緊條自身的傳導(dǎo)熱阻。

2 低熱阻鎖緊條結(jié)構(gòu)設(shè)計

經(jīng)對傳統(tǒng)鎖緊條的結(jié)構(gòu)進行分析發(fā)現(xiàn)，其熱阻較大的主要原因是鎖緊條零件配合面較多，滑塊與導(dǎo)軌的接觸熱阻、滑塊與滑塊的接觸熱阻、滑塊自身的傳導(dǎo)熱阻是影響鎖緊條熱量傳導(dǎo)的主要因素，故低熱阻鎖緊條的設(shè)計方向是降低乃至消除以上影響鎖緊條導(dǎo)熱的因素。

鎖緊條滑塊受楔形力作用，使鎖緊條高度增加以達到鎖緊及熱傳導(dǎo)的目的。如圖4所示，低熱阻鎖緊條采用一種復(fù)合楔形面，可使各滑塊沿水平和豎直兩個方向運動，鎖緊條的寬度和高度尺寸均得到增加，直至滑塊接觸到機箱槽道壁面。低熱阻鎖緊條松弛及脹緊狀態(tài)下的三維設(shè)計圖如圖4、圖5所示。

圖4 低熱阻鎖緊條松弛狀態(tài)

圖5 低熱阻鎖緊條脹緊狀態(tài)

低熱阻鎖緊條可在LRM上進行原位替換，只需在LRM的肋條上設(shè)計出相應(yīng)的安裝孔，無需增加其他復(fù)雜的設(shè)計，其裝配效果圖如圖6所示。

圖6 低熱阻鎖緊條應(yīng)用于LRM上

低熱阻鎖緊條相對于現(xiàn)有鎖緊條，在傳熱機理上有如下優(yōu)勢：

1)增加了一條新的導(dǎo)熱路徑，如圖7所示的路徑C。圖8中，R5為芯片熱源到模塊側(cè)面的傳導(dǎo)熱阻，R6為路徑C的傳導(dǎo)熱阻。

圖7 低熱阻鎖緊條傳熱原理

圖8 低熱阻鎖緊條熱阻網(wǎng)絡(luò)圖

2)減小了原導(dǎo)熱路徑B的傳導(dǎo)熱阻。低熱阻鎖緊條的楔形滑塊為實心，而老式鎖緊條的滑塊為空心，滑塊自身的傳導(dǎo)熱阻得到了較大改善。另外，新的傳熱路徑B消除了多個滑塊之間熱傳導(dǎo)的接觸熱阻及冗余滑塊自身的傳導(dǎo)熱阻，精簡了傳熱路徑。

3 低熱阻鎖緊條抗振性能測試

安裝LRM 所用鎖緊力矩應(yīng)在保證鎖緊條結(jié)構(gòu)安全的前提下盡可能地大，以保證LRM有良好的機械緊固及熱接觸界面。鎖緊條螺桿尺寸設(shè)計為M3，所用材料為不銹鋼316，其屈服強度為310 MPa，理論上可承載2 190 N的預(yù)緊力。由式(1)可將其換算為螺桿的最大擰緊力矩T=1.314 N·m，此處按70%最大擰緊力矩作為實驗力矩，即為90 cN·m，以保證鎖緊條機械結(jié)構(gòu)的安全。

T=KFd

(1)

式中：F為預(yù)緊力；d為螺栓大徑；K為扭矩系數(shù)。

美、德、日等國對扭矩系數(shù)K中的各變量取經(jīng)驗數(shù)據(jù)后[9]建議K=0.15～0.20，本文中鎖緊條所用墊圈及螺紋副均未有任何潤滑措施，故取K=0.2。

隨機振動測試試驗選取航空電子系統(tǒng)研制中量級較高的振動譜線進行。振動測試搭載的LRM質(zhì)量為1.3 kg，共進行X,Y,Z3個方向的隨機振動，振動量級最高達22g，振動時間為每個方向40 h。振動試驗所用夾具如圖9所示。振動試驗結(jié)束后，未見模塊松動，且模塊及鎖緊條表面未出現(xiàn)損傷及變形。

4 低熱阻鎖緊條熱阻測試

4.1 實驗方法及原理

國內(nèi)外進行鎖緊條熱阻測試的方法主要有穩(wěn)態(tài)測試法和瞬態(tài)測試法。文獻[10]、[11]采用穩(wěn)態(tài)測試法對SEM-E模塊中使用的老式鎖緊條進行了不同加載功率、不同壓力條件、不同力矩下的熱阻測試；文獻[6]、[7]采用穩(wěn)態(tài)測試法對國內(nèi)自行設(shè)計的一系列傳統(tǒng)鎖緊條進行了常壓、不同力矩下的熱阻測試；文獻[8]使用基于結(jié)構(gòu)函數(shù)理論的瞬態(tài)測試法對傳統(tǒng)鎖緊條進行了不同力矩下的熱阻測試，并對傳統(tǒng)鎖緊條兩條傳熱路徑的熱流比例進行了測試；文獻[12]使用與文獻[8]相同的方法進行了一些復(fù)雜傳熱結(jié)構(gòu)的熱阻測量；文獻[13]使用與文獻[8]相同的方法對一種簡單形式的傳熱結(jié)構(gòu)的熱阻進行了測試，其結(jié)果與理論值高度吻合；文獻[14]采用與文獻[8]相同的方法對芯片風(fēng)冷散熱案例中界面材料的瞬態(tài)熱阻抗進行了詳細分析，得到了具有指導(dǎo)性的結(jié)果。

圖9 低熱阻鎖緊條振動試驗

穩(wěn)態(tài)測試法主要存在測試裝置易漏熱、實驗裝置復(fù)雜、測試時間長的缺點，對實驗結(jié)果誤差的影響因素較多。瞬態(tài)測試法具有從簡單結(jié)構(gòu)到復(fù)雜結(jié)構(gòu)均可以快速測試的優(yōu)點，且有利于消除環(huán)境傳熱造成的誤差，更適用于楔形鎖緊條的熱阻測試。

瞬態(tài)測試法基本原理如下：如圖10所示，在一維導(dǎo)熱路徑上，將一個傳熱系統(tǒng)用若干個RC網(wǎng)絡(luò)串聯(lián)成的熱阻網(wǎng)絡(luò)來表示，對該系統(tǒng)在熱源處(通常為芯片)加載一個階躍功率h(t)，熱源處的溫度響應(yīng)曲線a(t)可表征該系統(tǒng)熱阻網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)。對溫度響應(yīng)曲線a(t)進行反卷積運算(NID方法)，可以提取出系統(tǒng)的熱阻-時間常數(shù)譜，將熱阻-時間常數(shù)譜離散化，再經(jīng)過網(wǎng)絡(luò)變換后，可得到系統(tǒng)的RC網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，將其繪制成曲線，即可得到系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)函數(shù)。結(jié)構(gòu)函數(shù)是分析系統(tǒng)傳熱結(jié)構(gòu)的有力工具，分析結(jié)構(gòu)函數(shù)上各峰值、分離點的位置和大小，即可得出對應(yīng)的不同傳熱結(jié)構(gòu)層的熱阻及熱容大小。

圖10 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)函數(shù)的獲取原理

4.2 實驗過程

瞬態(tài)測試法利用芯片內(nèi)部PN結(jié)的正向壓降與溫度的線性比例關(guān)系進行熱源處溫度的測量。目前較成熟的商用儀器為T3Ster(半導(dǎo)體器件封裝熱特性測試儀)，實驗系統(tǒng)的搭建如圖11所示。實驗所用熱源為N溝道場效應(yīng)管TFP2N60，利用其內(nèi)部的PN結(jié)進行功率加載及溫度數(shù)據(jù)采集，T3Ster加載于被測場效應(yīng)管上的驅(qū)動電流為2 A，其順向壓降為1.015 V，加熱功率為2.03 W。試驗用模塊為標(biāo)準(zhǔn)LRM，在MOS管的安裝面涂覆導(dǎo)熱硅脂，并將MOS管固定在LRM的正中間，如圖12所示。LRM配裝低熱阻鎖緊條，然后安裝在標(biāo)準(zhǔn)ASSAC液冷機架中，所用液冷源為德國JULABO的FL4300型液冷源，其控溫精度為±0.1 ℃。

圖11 試驗系統(tǒng)組成

圖12 測試用MOS管在LRM模塊上的安裝

分別進行了0 cN·m、20 cN·m、40 cN·m、60 cN·m、70 cN·m、90 cN·m擰緊扭矩下的6組測試，其中0 cN·m為鎖緊條處于自由狀態(tài)，后續(xù)可利用該狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)函數(shù)曲線確定鎖緊條熱阻的分離點。每組測試加熱時間為20 min，在系統(tǒng)達到熱平衡后關(guān)閉驅(qū)動電流，T3Ster自動對芯片的降溫過程進行采樣記錄。實驗環(huán)境溫度為20 ℃，設(shè)定液冷源供液溫度為16 ℃。

4.3 實驗結(jié)果分析

各不同擰緊力矩下測得的系統(tǒng)微分結(jié)構(gòu)函數(shù)如圖13所示，圖中橫坐標(biāo)為熱阻，縱坐標(biāo)為熱容對熱阻的微分，函數(shù)曲線上的部分峰值點不突出，可利用自由狀態(tài)下的微分結(jié)構(gòu)函數(shù)曲線確定鎖緊條熱阻的分離點，各不同力矩下鎖緊條的熱阻可按圖14測出，圖14中測得的數(shù)據(jù)0.222 5 K/W即為90 cN·m力矩下鎖緊條的熱阻。

圖13 不同力矩下的系統(tǒng)微分結(jié)構(gòu)函數(shù)曲線

圖14 分離點的選取及鎖緊條熱阻的測量

圖15為各扭矩下鎖緊條熱阻的變化趨勢，對鎖緊條施加的擰緊力矩從20 cN·m變化到40 cN·m時，其熱阻降低0.075 6 K/W，降低幅度較大，而在繼續(xù)增加力矩的過程中，從40 cN·m到70 cN·m時，其熱阻降低幅度很小，只有0.012 6 K/W，但當(dāng)繼續(xù)增加力矩，即從70 cN·m到90 cN·m時，其熱阻又有較大幅度的降低，為0.043 0K/W。這種情況與傳統(tǒng)鎖緊條的特性有較大區(qū)別，因此在使用過程中，若要獲得較低的傳導(dǎo)熱阻，鎖緊力矩應(yīng)保持在90 cN·m。

圖15 不同擰緊力矩下的鎖緊條熱阻

5 結(jié)論

本文針對傳統(tǒng)楔形鎖緊條傳導(dǎo)熱阻較大的問題，從鎖緊條的傳熱機理出發(fā)，采用新的結(jié)構(gòu)形式進行了鎖緊條的結(jié)構(gòu)設(shè)計，并完成了低熱阻鎖緊條的試制及性能測試工作，得到結(jié)論如下：

1)采用新的傳熱結(jié)構(gòu)的低熱阻鎖緊條其熱接觸面更大，傳熱路徑更短，從理論上來講比傳統(tǒng)鎖緊條具有更好的傳熱性能。

2)低熱阻鎖緊條實測熱阻相較于傳統(tǒng)鎖緊條有較大幅度的減小，在擰緊力矩為90 cN·m時其熱阻為0.222 5 K/W，傳統(tǒng)鎖緊條熱阻最小約為0.33 K/W，熱阻降低幅度達33%。

3)低熱阻鎖緊條抗振性能也處于優(yōu)異水平，其通過了最高量級達22g、振動時長40 h的耐久振動試驗。

4)采用先進的基于結(jié)構(gòu)函數(shù)原理的瞬態(tài)法對低熱阻鎖緊條的熱阻進行了測試，發(fā)現(xiàn)低熱阻鎖緊條的熱阻隨擰緊力矩增大而變小，其變化率呈現(xiàn)中間小、兩頭大的態(tài)勢。建議使用力矩為90 cN·m，該擰緊力矩可獲得最小的熱阻，同時可保證鎖緊條結(jié)構(gòu)不損壞。