新型低熱阻鎖緊條的設(shè)計(jì)與性能測(cè)試

李俞先

(1.中國(guó)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(shí)驗(yàn)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(jì)的關(guān)鍵技術(shù)問題之一。為解決該問題，在實(shí)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L(zhǎng)RM提供穩(wěn)定的機(jī)械固定的裝置，同時(shí)也是模塊與機(jī)箱之間熱量傳導(dǎo)的橋梁。為增強(qiáng)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(jī)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(duì)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(shí)，作為連接模塊與機(jī)架的楔形鎖緊條，其熱阻一直未得到改善。

文獻(xiàn)[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(duì)于一個(gè)熱耗100 W的LRM，當(dāng)安裝兩根鎖緊條時(shí)，鎖緊條熱阻導(dǎo)致的模塊溫升至少為30 ℃?；诖?，有必要對(duì)鎖緊條的散熱機(jī)理進(jìn)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(dòng)塊、固定塊、推動(dòng)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(shí)，先將LRM通過機(jī)箱槽道滑入機(jī)箱，然后轉(zhuǎn)動(dòng)鎖緊螺桿驅(qū)動(dòng)推動(dòng)塊向前，在各滑塊楔形斜面的作用下滑塊向前向上運(yùn)動(dòng)，直至滑塊與機(jī)箱槽道側(cè)面貼緊。緊固后，模塊肋條一側(cè)被壓緊，與機(jī)箱槽道一側(cè)壁面緊貼，鎖緊條的另一側(cè)與機(jī)箱槽道的另一面緊貼，由此實(shí)現(xiàn)了LRM在機(jī)箱內(nèi)的安裝與緊固。

圖1 傳統(tǒng)鎖緊條機(jī)械結(jié)構(gòu)

鎖緊條不僅實(shí)現(xiàn)了模塊與機(jī)箱的機(jī)械固定，同時(shí)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(jī)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(jī)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(jī)箱槽道的熱阻，R4為機(jī)箱槽道至冷卻液的熱阻。文獻(xiàn)[8]研究結(jié)果顯示，R2遠(yuǎn)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(dá)到60 cN·m時(shí)，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(jī)箱槽道的機(jī)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(jī)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(jìn)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(jì)

經(jīng)對(duì)傳統(tǒng)鎖緊條的結(jié)構(gòu)進(jìn)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(jì)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(dá)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(gè)方向運(yùn)動(dòng)，鎖緊條的寬度和高度尺寸均得到增加，直至滑塊接觸到機(jī)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(jì)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(jìn)行原位替換，只需在LRM的肋條上設(shè)計(jì)出相應(yīng)的安裝孔，無需增加其他復(fù)雜的設(shè)計(jì)，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(duì)于現(xiàn)有鎖緊條，在傳熱機(jī)理上有如下優(yōu)勢(shì)：

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(shí)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(gè)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(jiǎn)了傳熱路徑。

3 低熱阻鎖緊條抗振性能測(cè)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(jī)械緊固及熱接觸界面。鎖緊條螺桿尺寸設(shè)計(jì)為M3，所用材料為不銹鋼316，其屈服強(qiáng)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(shí)驗(yàn)力矩，即為90 cN·m，以保證鎖緊條機(jī)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(guó)對(duì)扭矩系數(shù)K中的各變量取經(jīng)驗(yàn)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(rùn)滑措施，故取K=0.2。

隨機(jī)振動(dòng)測(cè)試試驗(yàn)選取航空電子系統(tǒng)研制中量級(jí)較高的振動(dòng)譜線進(jìn)行。振動(dòng)測(cè)試搭載的LRM質(zhì)量為1.3 kg，共進(jìn)行X,Y,Z3個(gè)方向的隨機(jī)振動(dòng)，振動(dòng)量級(jí)最高達(dá)22g，振動(dòng)時(shí)間為每個(gè)方向40 h。振動(dòng)試驗(yàn)所用夾具如圖9所示。振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)束后，未見模塊松動(dòng)，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(cè)試

4.1 實(shí)驗(yàn)方法及原理

國(guó)內(nèi)外進(jìn)行鎖緊條熱阻測(cè)試的方法主要有穩(wěn)態(tài)測(cè)試法和瞬態(tài)測(cè)試法。文獻(xiàn)[10]、[11]采用穩(wěn)態(tài)測(cè)試法對(duì)SEM-E模塊中使用的老式鎖緊條進(jìn)行了不同加載功率、不同壓力條件、不同力矩下的熱阻測(cè)試；文獻(xiàn)[6]、[7]采用穩(wěn)態(tài)測(cè)試法對(duì)國(guó)內(nèi)自行設(shè)計(jì)的一系列傳統(tǒng)鎖緊條進(jìn)行了常壓、不同力矩下的熱阻測(cè)試；文獻(xiàn)[8]使用基于結(jié)構(gòu)函數(shù)理論的瞬態(tài)測(cè)試法對(duì)傳統(tǒng)鎖緊條進(jìn)行了不同力矩下的熱阻測(cè)試，并對(duì)傳統(tǒng)鎖緊條兩條傳熱路徑的熱流比例進(jìn)行了測(cè)試；文獻(xiàn)[12]使用與文獻(xiàn)[8]相同的方法進(jìn)行了一些復(fù)雜傳熱結(jié)構(gòu)的熱阻測(cè)量；文獻(xiàn)[13]使用與文獻(xiàn)[8]相同的方法對(duì)一種簡(jiǎn)單形式的傳熱結(jié)構(gòu)的熱阻進(jìn)行了測(cè)試，其結(jié)果與理論值高度吻合；文獻(xiàn)[14]采用與文獻(xiàn)[8]相同的方法對(duì)芯片風(fēng)冷散熱案例中界面材料的瞬態(tài)熱阻抗進(jìn)行了詳細(xì)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(dòng)試驗(yàn)

穩(wěn)態(tài)測(cè)試法主要存在測(cè)試裝置易漏熱、實(shí)驗(yàn)裝置復(fù)雜、測(cè)試時(shí)間長(zhǎng)的缺點(diǎn)，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差的影響因素較多。瞬態(tài)測(cè)試法具有從簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)到復(fù)雜結(jié)構(gòu)均可以快速測(cè)試的優(yōu)點(diǎn)，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(cè)試。

瞬態(tài)測(cè)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(gè)傳熱系統(tǒng)用若干個(gè)RC網(wǎng)絡(luò)串聯(lián)成的熱阻網(wǎng)絡(luò)來表示，對(duì)該系統(tǒng)在熱源處(通常為芯片)加載一個(gè)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(duì)溫度響應(yīng)曲線a(t)進(jìn)行反卷積運(yùn)算(NID方法)，可以提取出系統(tǒng)的熱阻-時(shí)間常數(shù)譜，將熱阻-時(shí)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(diǎn)的位置和大小，即可得出對(duì)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(shí)驗(yàn)過程

瞬態(tài)測(cè)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(jìn)行熱源處溫度的測(cè)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(cè)試儀)，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的搭建如圖11所示。實(shí)驗(yàn)所用熱源為N溝道場(chǎng)效應(yīng)管TFP2N60，利用其內(nèi)部的PN結(jié)進(jìn)行功率加載及溫度數(shù)據(jù)采集，T3Ster加載于被測(cè)場(chǎng)效應(yīng)管上的驅(qū)動(dòng)電流為2 A，其順向壓降為1.015 V，加熱功率為2.03 W。試驗(yàn)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(jī)架中，所用液冷源為德國(guó)JULABO的FL4300型液冷源，其控溫精度為±0.1 ℃。

圖11 試驗(yàn)系統(tǒng)組成

圖12 測(cè)試用MOS管在LRM模塊上的安裝

分別進(jìn)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(cè)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(diǎn)。每組測(cè)試加熱時(shí)間為20 min，在系統(tǒng)達(dá)到熱平衡后關(guān)閉驅(qū)動(dòng)電流，T3Ster自動(dòng)對(duì)芯片的降溫過程進(jìn)行采樣記錄。實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度為20 ℃，設(shè)定液冷源供液溫度為16 ℃。

4.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

各不同擰緊力矩下測(cè)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(duì)熱阻的微分，函數(shù)曲線上的部分峰值點(diǎn)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(diǎn)，各不同力矩下鎖緊條的熱阻可按圖14測(cè)出，圖14中測(cè)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(diǎn)的選取及鎖緊條熱阻的測(cè)量

圖15為各扭矩下鎖緊條熱阻的變化趨勢(shì)，對(duì)鎖緊條施加的擰緊力矩從20 cN·m變化到40 cN·m時(shí)，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(shí)，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(shí)，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(duì)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(jī)理出發(fā)，采用新的結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行了鎖緊條的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，并完成了低熱阻鎖緊條的試制及性能測(cè)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(shí)測(cè)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(shí)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(dá)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(jí)達(dá)22g、振動(dòng)時(shí)長(zhǎng)40 h的耐久振動(dòng)試驗(yàn)。

4)采用先進(jìn)的基于結(jié)構(gòu)函數(shù)原理的瞬態(tài)法對(duì)低熱阻鎖緊條的熱阻進(jìn)行了測(cè)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(shì)。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(shí)可保證鎖緊條結(jié)構(gòu)不損壞。