呂曉瑞，林鵬榮，王 勇，劉建松，楊 俊

（北京微電子技術(shù)研究所，北京 100076）

1 引言

陶瓷封裝因其具有的高可靠性、優(yōu)良的電氣和熱性能而被廣泛應(yīng)用于軍事、航空和航天等領(lǐng)域的電子產(chǎn)品中[1]。采用陶瓷基板后，芯片與基板的熱膨脹系數(shù)（Coefficient of Thermal Expansion，CTE）得到了較好的匹配，但 FR4 印制電路板的 CTE 為 18×10-6~20×10-6/℃，是常規(guī)氧化鋁陶瓷基板的3~4 倍。陶瓷柱柵陣列封裝（Ceramic Column Grid Array，CCGA）采用高度較高的焊柱代替焊球，更好地緩解了板級(jí)裝聯(lián)時(shí)由于CTE 不匹配而產(chǎn)生的熱疲勞應(yīng)力問(wèn)題，提高了組裝的可靠性[2-4]。CCGA 封裝更適用于高密度、大尺寸封裝領(lǐng)域，能滿足航天產(chǎn)品對(duì)器件高性能、高密度和高可靠性的應(yīng)用需求，在軍事、航空和航天電子制造領(lǐng)域具有良好的應(yīng)用前景[3]。雖然與CBGA 焊球連接方式相比，CCGA 的長(zhǎng)期可靠性壽命有了顯著的提高，但在熱沖擊或機(jī)械沖擊考核試驗(yàn)中，在焊柱與基板焊接界面、焊料包裹焊柱的端部仍會(huì)出現(xiàn)失效斷裂現(xiàn)象，這與焊柱本身的結(jié)構(gòu)有很大關(guān)系[4]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，武器裝備、運(yùn)載火箭和航天器出現(xiàn)故障的原因，超過(guò)50%來(lái)源于振動(dòng)，振動(dòng)是航天器最難解決的技術(shù)難題之一。目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)電子封裝中微互連焊點(diǎn)疲勞行為的研究多集中在熱疲勞方面，對(duì)微焊點(diǎn)振動(dòng)疲勞行為的研究相對(duì)較少。

傳統(tǒng)的CCGA 封裝器件采用材質(zhì)本身較軟、尺寸外形較長(zhǎng)的高鉛焊柱進(jìn)行封裝。這種焊柱結(jié)構(gòu)在長(zhǎng)期使用過(guò)程中在溫度循環(huán)熱應(yīng)力作用下極易發(fā)生蠕變變形和開(kāi)裂，在機(jī)械振動(dòng)沖擊作用下也極易在焊料包裹焊柱的界面發(fā)生開(kāi)裂。增強(qiáng)型焊柱是在傳統(tǒng)焊柱的基礎(chǔ)上發(fā)展出來(lái)的一種新型焊柱，其采用37Pb63Sn共晶焊料將一定寬度和厚度的銅帶纏繞在80Pb20Sn焊柱表面，具有更優(yōu)良的導(dǎo)電、導(dǎo)熱性能，與傳統(tǒng)的90Pb10Sn 焊柱相比強(qiáng)度更高、韌性更好，焊點(diǎn)的熱疲勞壽命更長(zhǎng)，可顯著提高大尺寸CCGA 器件的裝聯(lián)可靠性。

本文針對(duì)CCGA 板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)中銅帶纏繞性增強(qiáng)型焊柱裝聯(lián)焊點(diǎn)的失效模式和失效機(jī)理進(jìn)行研究，基于ANSYS 有限元仿真分析方法分析了溫度循環(huán)載荷和隨機(jī)振動(dòng)載荷下增強(qiáng)型CCGA 板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)的焊點(diǎn)失效模式和失效機(jī)理，基于此確定銅帶纏繞型焊柱板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵薄弱點(diǎn)，并提出裝聯(lián)焊點(diǎn)可靠性提升的途徑和措施。

2 試驗(yàn)材料和方法

試驗(yàn)陶瓷基板選用尺寸為35.00 mm×35.00 mm×2.00 mm 的CCGA 菊花鏈驗(yàn)證陶瓷基板，焊盤節(jié)距為1.00 mm，焊盤直徑為0.85 mm；焊柱結(jié)構(gòu)為直徑0.51 mm、高為2.20 mm 的銅帶纏繞80Pb20Sn 增強(qiáng)型焊柱，其中銅帶材質(zhì)為純銅、寬度為0.30 mm、厚度為0.03 mm；采用37Pb63Sn 低溫共晶焊料實(shí)現(xiàn)焊接；印制電路板為FR4 型PCB 板，厚度為2.35 mm，焊盤的直徑為0.75 mm，焊盤的節(jié)距為1.00 mm，詳細(xì)結(jié)構(gòu)規(guī)格和材料參數(shù)如表1 所示。典型的CCGA 板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，銅帶纏繞焊柱裝聯(lián)樣品及焊點(diǎn)如圖1（b）、（c）所示。

按照典型宇航應(yīng)用試驗(yàn)條件開(kāi)展相關(guān)試驗(yàn)，試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)對(duì)菊花鏈路進(jìn)行分階段電測(cè)試實(shí)現(xiàn)焊點(diǎn)開(kāi)裂情況的監(jiān)測(cè)和評(píng)估，采用高倍光學(xué)顯微鏡觀察外圍焊點(diǎn)變形和開(kāi)裂情況，并通過(guò)掃描電子顯微鏡對(duì)關(guān)鍵部位的焊點(diǎn)截面進(jìn)行觀察分析。試驗(yàn)條件如表2 和表3 所示。

在可靠性試驗(yàn)基礎(chǔ)上，通過(guò)ANSYS Workbench 16 有限元仿真分析軟件進(jìn)行熱-力耦合條件下的結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力可靠性分析，基于模態(tài)分析得到隨機(jī)振動(dòng)載荷條件下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變分布，實(shí)現(xiàn)不同環(huán)境載荷條件下的裝聯(lián)結(jié)構(gòu)熱學(xué)和力學(xué)分析，本文所述銅帶纏繞型焊柱CCGA 裝聯(lián)結(jié)構(gòu)關(guān)鍵材料參數(shù)見(jiàn)表1。國(guó)內(nèi)外關(guān)于SnPb 焊料焊點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變和壽命預(yù)測(cè)的相關(guān)研究大多基于彈塑性和粘塑性行為的非線性模型，其中業(yè)界普遍采用蠕變和塑性相統(tǒng)一的Anand 模型來(lái)描述釬料的力學(xué)本構(gòu)行為，方程由3 部分構(gòu)成。

圖1 典型CCGA 植柱器件板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)及樣品圖

表1 器件各部分的材料參數(shù)

表2 溫度循環(huán)試驗(yàn)條件

表3 隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)條件

非彈性應(yīng)變速率推導(dǎo)式：

變形阻抗初始值：

塑性變形瞬間動(dòng)態(tài)變化量：

式中，A 為指數(shù)前系數(shù)因子，εeq為等效塑性應(yīng)變量，ξ為應(yīng)力因子，Q 為激活能，R 為氣體常數(shù)，Q/R 為玻爾茲曼常數(shù)，T 為絕對(duì)溫度，m 為應(yīng)力的應(yīng)變率敏感指數(shù)，s0為變形阻抗初始值，h0為硬化常數(shù)，α 為應(yīng)硬化指數(shù)，s∧為變形阻抗飽和系數(shù)，n 為飽和值的應(yīng)變率敏感指數(shù)。

在Anand 本構(gòu)模型中，方程的相關(guān)系數(shù)如表4 所示。因?yàn)锳NSYS 中有自帶的Anand 本構(gòu)模型，所以只要從材料庫(kù)里調(diào)出其模塊，輸入表中參數(shù)即可。考慮到CCGA 封裝結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，為了簡(jiǎn)化模型和節(jié)約計(jì)算成本，采用1/4 模型進(jìn)行計(jì)算，如圖2 所示，并在相應(yīng)表面的節(jié)點(diǎn)上施加對(duì)稱邊界條件。

表4 80Pb20Sn 和Sn63Pb37 的粘塑性Anand 模型參數(shù)

圖2 銅帶纏繞焊柱CCGA 裝聯(lián)結(jié)構(gòu)仿真分析模型圖

3 結(jié)果分析和討論

3.1 焊點(diǎn)熱應(yīng)力失效模式分析

3.1.1 溫循應(yīng)力失效分析

常規(guī)的氧化鋁陶瓷基板與FR4 印制電路板的熱膨脹系數(shù)相差較大，在經(jīng)歷溫度循環(huán)過(guò)程中產(chǎn)生的周期性熱應(yīng)力使焊點(diǎn)產(chǎn)生剪切位移和塑性變形。隨著服役時(shí)間的增加，器件內(nèi)部累積的塑性形變會(huì)導(dǎo)致焊點(diǎn)裂紋的萌生和擴(kuò)展，最終使焊點(diǎn)疲勞失效。釬料的熔點(diǎn)相對(duì)于服役環(huán)境來(lái)說(shuō)較低，所以焊點(diǎn)內(nèi)會(huì)產(chǎn)生較明顯的粘性行為，即蠕變和應(yīng)力松弛現(xiàn)象。

銅帶纏繞型焊柱不易發(fā)生蠕變變形，通過(guò)光學(xué)顯微鏡不能很好地觀察溫度循環(huán)過(guò)程中裝聯(lián)焊點(diǎn)的形變和開(kāi)裂情況，因此必須采用截面金相顯微分析方法對(duì)溫循過(guò)程中焊點(diǎn)的微觀組織結(jié)構(gòu)進(jìn)行觀察分析。圖3 是溫度循環(huán)后銅帶纏繞型焊柱裝聯(lián)焊點(diǎn)截面SEM分析結(jié)果?？梢?jiàn)，在經(jīng)過(guò)500 次溫度循環(huán)后，在印制電路板一側(cè)焊柱與焊料接觸處的銅帶纏繞邊緣部位出現(xiàn)了不同程度的裂紋萌生和擴(kuò)展；經(jīng)過(guò)1000 次溫循后，印制電路板側(cè)焊柱根部裂紋沿著銅帶纏繞方向發(fā)生了擴(kuò)展，導(dǎo)致焊柱內(nèi)部橫截面斷裂。同時(shí)，在陶瓷器件側(cè)焊點(diǎn)根部的銅帶和焊柱接觸部位以及焊料與焊盤接觸邊緣部位也出現(xiàn)了裂紋萌生。由于焊柱周圍纏繞了，焊柱整體并未發(fā)生完全斷裂。溫度循環(huán)1000 次后邊角焊柱出現(xiàn)中部80Pb20Sn 焊柱與銅帶剝離斷開(kāi)的現(xiàn)象，如圖4 所示。

圖3 溫循后板級(jí)裝聯(lián)焊點(diǎn)截面分析

圖4 溫循1000 次Topline 80Pb20Sn 焊柱裝聯(lián)焊柱斷裂

3.1.2 結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力仿真分析

采用ANSYS 有限元仿真分析的方法，對(duì)CCGA裝聯(lián)結(jié)構(gòu)在溫度循環(huán)載荷作用下的焊點(diǎn)熱應(yīng)力進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)仿真分析。圖5 是銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱CCGA 植柱器件的板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)在熱循環(huán)過(guò)程中的結(jié)構(gòu)變形云圖及焊點(diǎn)等效應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D?？梢?jiàn)，在熱脹冷縮作用下距離結(jié)構(gòu)中心位置越遠(yuǎn)變形量越大，器件最遠(yuǎn)處邊角焊點(diǎn)受到的熱應(yīng)力和應(yīng)變量是最大的。從等效應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D可以看出，在熱循環(huán)過(guò)程中，位于邊緣的焊柱產(chǎn)生的等效應(yīng)力要明顯高于內(nèi)部的焊柱。焊點(diǎn)陣列的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在陶瓷器件一側(cè)焊柱與焊料接觸界面上，這也是實(shí)際熱循環(huán)可靠性試驗(yàn)中器件最容易失效的薄弱環(huán)節(jié)。

圖6 是CCGA 裝聯(lián)邊角焊點(diǎn)等效應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變隨時(shí)間變化曲線，可以看出，在熱循環(huán)過(guò)程中，溫度從室溫升到100 ℃焊點(diǎn)的最大等效應(yīng)力增大，高溫保溫過(guò)程中焊點(diǎn)最大等效應(yīng)力有所升高；溫度從100 ℃降低到-55 ℃的過(guò)程中，焊點(diǎn)的最大等效應(yīng)力大幅度降低，低溫保溫過(guò)程中有所升高。

這是由于SnPb 焊料在低溫時(shí)具有相對(duì)較高的熱膨脹系數(shù)，降溫過(guò)程中會(huì)與相鄰材料產(chǎn)生嚴(yán)重的熱失配，這會(huì)使得焊點(diǎn)的應(yīng)力水平顯著增高。保溫過(guò)程中焊球會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象，焊點(diǎn)內(nèi)部應(yīng)力集中導(dǎo)致組織晶體發(fā)生位錯(cuò)移動(dòng)，而位錯(cuò)移動(dòng)又反過(guò)來(lái)緩解了應(yīng)力集中。

圖5 溫循條件下結(jié)構(gòu)形變及應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D

圖7 和圖8 分別是銅帶纏繞80Pb20Sn 和傳統(tǒng)90Pb10Sn 兩種焊柱CCGA 裝聯(lián)器件邊角焊點(diǎn)在高低溫階段的最大等效應(yīng)力和塑性應(yīng)變?cè)茍D?？梢?jiàn)，銅帶纏繞80Pb20Sn 焊柱熱應(yīng)力最大點(diǎn)主要集中在陶瓷器件側(cè)焊料與焊柱接觸界面處銅帶的邊緣，傳統(tǒng)90Pb10Sn 焊柱熱應(yīng)力最大點(diǎn)出現(xiàn)在低溫階段陶瓷器件側(cè)焊料與焊柱接觸界面。由于90Pb10Sn 焊柱材質(zhì)較軟，在溫循過(guò)程中更容易通過(guò)形變適應(yīng)和緩解由于陶瓷基板與印制電路板材料熱膨脹系數(shù)不匹配導(dǎo)致的熱失配。而80Pb20Sn 焊柱由于銅帶的纏繞限制其變形，所以在熱應(yīng)力作用下不易發(fā)生屈服變形。從圖8的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D中可以看出，銅帶纏繞80Pb20Sn焊柱的應(yīng)變幅值（0.019）比 90Pb10Sn 焊柱的（0.012）高58%，根據(jù)應(yīng)變疲勞損傷理論，其焊點(diǎn)疲勞壽命也較低。

圖6 邊角焊點(diǎn)等效應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變隨時(shí)間變化曲線

另外，從銅帶纏繞80Pb20Sn 焊柱CCGA 裝聯(lián)焊點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變分布圖中也可以看出，在銅帶與內(nèi)部柱芯接觸界面存在應(yīng)力和應(yīng)變突變現(xiàn)象，這是因?yàn)殂~帶和焊柱材料彈性模量性能差異較大，這也可能是造成熱應(yīng)力作用下銅帶和焊柱之間容易產(chǎn)生剝離開(kāi)裂的原因。

3.2 隨機(jī)振動(dòng)失效分析

3.2.1 振動(dòng)應(yīng)力失效分析

CCGA 植柱器件由于采用焊柱代替CBGA 器件的焊球，高度的增加導(dǎo)致裝聯(lián)焊點(diǎn)在振動(dòng)載荷作用下的振動(dòng)變形更大，更易發(fā)生開(kāi)裂甚至失效。采用增強(qiáng)型的80Pb20Sn 銅帶纏繞型焊柱代替?zhèn)鹘y(tǒng)的90Pb10Sn焊柱可顯著提高CCGA 焊點(diǎn)抗振動(dòng)性能，同時(shí)需要采取適當(dāng)?shù)募庸檀胧?duì)裝聯(lián)器件加固以提高焊點(diǎn)的抗振動(dòng)能力。本試驗(yàn)過(guò)程中，采用硅橡膠和環(huán)氧膠對(duì)CCGA 器件進(jìn)行板級(jí)加固，如圖9 所示。圖10 是隨機(jī)振動(dòng)后外圍焊點(diǎn)的外觀和截面形貌圖，可以看出，經(jīng)過(guò)隨機(jī)振動(dòng)之后部分焊點(diǎn)基板一側(cè)焊柱根部與焊料接觸部位出現(xiàn)了微裂紋，裂紋在銅帶與焊柱接觸界面萌生，沿著銅帶纏繞方向擴(kuò)展導(dǎo)致焊柱最終發(fā)生開(kāi)裂甚至失效。

3.2.2 振動(dòng)載荷結(jié)構(gòu)力學(xué)仿真分析

圖7 溫循過(guò)程邊角焊點(diǎn)等效應(yīng)力變化云圖

圖8 溫循過(guò)程邊角焊點(diǎn)等效應(yīng)變變化云圖

圖9 CCGA 板級(jí)裝聯(lián)器件加固結(jié)構(gòu)示意圖

采用諧響應(yīng)有限元分析法對(duì)銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱CCGA 植柱器件的板級(jí)裝聯(lián)結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行仿真模擬計(jì)算。采用全模型建模，并對(duì)材料和結(jié)構(gòu)作出以下幾點(diǎn)假設(shè)：(1)假設(shè)除釬料外的其他封裝材料均為與溫度變化無(wú)關(guān)的線彈性材料；(2)建立振動(dòng)模型時(shí)不考慮芯片、粘結(jié)劑及其他細(xì)微結(jié)構(gòu)；(3)焊點(diǎn)致密，無(wú)空穴、氣孔等缺陷等。圖11 是CCGA 裝聯(lián)結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析振型圖，可見(jiàn)，隨機(jī)振動(dòng)加載下，模型以正彎曲振動(dòng)為主，中部振幅最大，焊點(diǎn)陣列中部振幅最大，應(yīng)力應(yīng)變最小，兩端應(yīng)力應(yīng)變最大，如圖12 所示。這是因?yàn)楫?dāng)對(duì)PCB 施加基礎(chǔ)激勵(lì)時(shí)，PCB 要產(chǎn)生一定的彎曲變形，中部焊點(diǎn)在振動(dòng)過(guò)程中相對(duì)PCB 板及IC 芯片的位移變化量小于兩端，這使得陣列焊點(diǎn)應(yīng)力在隨機(jī)振動(dòng)過(guò)程中由中心焊球到兩端焊球逐漸增加。

圖10 隨機(jī)振動(dòng)后邊角焊點(diǎn)外觀和截面形貌圖

圖11 CCGA 裝聯(lián)結(jié)構(gòu)模態(tài)分析六階振型圖

圖12 CCGA 裝聯(lián)結(jié)構(gòu)隨機(jī)振動(dòng)形變圖

圖13 柱柵陣列封裝結(jié)構(gòu)的1σ 等效應(yīng)力云圖

圖14 柱柵陣列z 軸1σ 應(yīng)變?cè)茍D

圖13 和圖14 分別是銅帶纏繞型80Pb20Sn 和傳統(tǒng)90Pb10Sn 兩種焊柱CCGA 裝聯(lián)器件的整體結(jié)構(gòu)及邊角焊點(diǎn)1σ 等效應(yīng)力和z 軸等效應(yīng)變分布云圖。可見(jiàn)，隨機(jī)振動(dòng)載荷環(huán)境下CCGA 器件裝聯(lián)焊點(diǎn)陣列距離器件中心最遠(yuǎn)的兩端焊點(diǎn)等效應(yīng)力應(yīng)變最大，為最容易失效的關(guān)鍵焊點(diǎn)。CCGA 器件裝聯(lián)焊點(diǎn)應(yīng)力應(yīng)變最大點(diǎn)出現(xiàn)在靠近印制電路板側(cè)焊柱與焊料相連界面處，所以焊點(diǎn)與印制電路板焊盤接合面的外端邊緣部分為關(guān)鍵區(qū)域，是最容易產(chǎn)生疲勞失效的薄弱環(huán)節(jié)，也是焊點(diǎn)內(nèi)部裂紋最容易萌生的位置。這與振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果的焊點(diǎn)開(kāi)裂部位是一致的。

圖15 危險(xiǎn)焊點(diǎn)1σ 應(yīng)力應(yīng)變縱截面云圖

從兩種裝聯(lián)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變仿真結(jié)果可以看出，在相同的振動(dòng)載荷作用下，跟傳統(tǒng)90Pb10Sn 焊柱相比，銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱裝聯(lián)焊點(diǎn)內(nèi)應(yīng)力高10%，而等效應(yīng)變值低17%，所以根據(jù)應(yīng)變損傷疲勞理論，其焊點(diǎn)真實(shí)振動(dòng)疲勞壽命更長(zhǎng)，所以銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱對(duì)提高CCGA 裝聯(lián)焊點(diǎn)的機(jī)械力學(xué)可靠性更有優(yōu)勢(shì)。

另外，從圖15 的器件邊角處關(guān)鍵危險(xiǎn)焊點(diǎn)振動(dòng)載荷下的等效應(yīng)力應(yīng)變分布云圖可以看出，銅帶與內(nèi)部柱芯接觸界面也存在應(yīng)力突變現(xiàn)象，可以推測(cè)，在長(zhǎng)時(shí)間振動(dòng)載荷作用下該部位也會(huì)出現(xiàn)剝離開(kāi)裂問(wèn)題。

4 結(jié)論

文章采用環(huán)境可靠性試驗(yàn)與有限元仿真分析相結(jié)合的方法，針對(duì)銅帶纏繞型焊柱CCGA 板級(jí)裝聯(lián)焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)可靠性和失效模式進(jìn)行了分析，為大尺寸、高密度CCGA 封裝器件的高可靠封裝和應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出：

(1)相對(duì)于90Pb10Sn 焊柱，銅帶纏繞80Pb20Sn 焊柱裝聯(lián)焊點(diǎn)在溫循載荷下的等效應(yīng)變高58%，在振動(dòng)載荷下低17%，所以其對(duì)提高CCGA 裝聯(lián)焊點(diǎn)的機(jī)械力學(xué)可靠性更有優(yōu)勢(shì)；

(2)在溫循載荷和振動(dòng)載荷下，銅帶纏繞型焊柱CCGA 裝聯(lián)結(jié)構(gòu)最大熱應(yīng)力點(diǎn)均出現(xiàn)在銅帶與焊柱接觸界面的銅帶邊緣處，該處最先發(fā)生裂紋萌生，裂紋沿銅帶纏繞方向的焊柱截面逐漸向內(nèi)擴(kuò)展最終導(dǎo)致開(kāi)裂；

(3)由于銅帶和焊柱材料的彈性模量差異較大，在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力載荷下銅帶與內(nèi)部柱芯接觸界面存在應(yīng)力突變現(xiàn)象，所以器件長(zhǎng)期使用過(guò)程中出現(xiàn)焊柱與銅帶剝離進(jìn)而導(dǎo)致互連失效。

綜上可見(jiàn)，銅帶纏繞質(zhì)量是影響銅帶纏繞型焊柱高可靠應(yīng)用的關(guān)鍵，銅帶與焊柱間良好的冶金互連、銅帶間隙充分的焊料填充是有效提高銅帶纏繞型焊柱的抗熱/機(jī)械性能的主要途徑。