李姍姍，趙春林，譚良辰

（南京電子技術(shù)研究所，江蘇南京 210039）

引 言

隨著有源相控陣?yán)走_(dá)技術(shù)的不斷研究和發(fā)展，雷達(dá)內(nèi)的設(shè)備集成度和雷達(dá)高機(jī)動性要求越來越高，雷達(dá)內(nèi)部設(shè)備模塊的小型化、輕量化要求也越來越嚴(yán)格。微波功率模塊作為雷達(dá)系統(tǒng)的重要組成部分，其集成化、輕量化要求更高，同時還需要具有足夠的可靠性，保證其在復(fù)雜使用環(huán)境甚至復(fù)雜高功率電磁干擾環(huán)境下仍能高可靠工作?；诘蜏毓矡沾桑↙ow Temperature Co-fired Ceramic, LTCC）技術(shù)的高密度封裝技術(shù)，具有集成度高、散熱性好、可靠性高、體積小等優(yōu)點(diǎn)，成為當(dāng)前雷達(dá)中功能模塊集成的主流技術(shù)[1–2]。

封裝殼體是雷達(dá)功能模塊的重要組成部分，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)安裝、熱傳導(dǎo)、信號傳輸、芯片和基板等功能，封裝殼體材料的選擇對功能模塊的整體性能非常重要。鋁硅合金因其導(dǎo)熱性好，密度低，熱膨脹系數(shù)與芯片、基板等匹配好，機(jī)加工性能好等優(yōu)勢，在電子封裝領(lǐng)域應(yīng)用越來越廣泛[3–5]。但鋁硅合金脆性強(qiáng)，易產(chǎn)生脆性斷裂，尤其在支耳等重要安裝位置更易發(fā)生斷裂。以往文獻(xiàn)重點(diǎn)考慮了單一機(jī)械加載（如機(jī)械裝配）過程中的脆性斷裂，忽略了封裝模塊在熱載荷情況下的失效分析[6]。

本文以某典型大功率模塊鋁硅合金殼體設(shè)計為例，通過建立某大功率模塊熱–結(jié)構(gòu)耦合有限元模型，計算極端工況下危險點(diǎn)的熱應(yīng)力分布并進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提前釋放設(shè)計風(fēng)險，實現(xiàn)了該大功率模塊在產(chǎn)品中的可靠應(yīng)用，也為封裝鋁硅殼體在極端工況下的應(yīng)用提供了設(shè)計參考。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計

某大功率模塊安裝在收發(fā)組件殼體內(nèi)，需要實現(xiàn)對空間小信號放大且在干擾大信號注入情況下限幅的功能。該功率模塊瞬間功率大，外部安裝空間受組件內(nèi)部空間限制，集成度要求高，因此對散熱的要求相應(yīng)提高。

本方案中大功率模塊的總體設(shè)計思路是采用基于LTCC基板、陶瓷基片等的微組裝封裝工藝，內(nèi)部核心元器件均使用裸芯片，通過殼體的激光密封及連接器的釬封實現(xiàn)整個模塊的氣密。

結(jié)構(gòu)設(shè)計上采用殼體、多層電路板、蓋板疊加方式的氣密封裝結(jié)構(gòu)。各電路基板首先進(jìn)行表面貼裝技術(shù)（Surface Mount Technology, SMT）焊接，隨后采用錫鉛焊接工藝固定在殼體內(nèi)腔中，內(nèi)部的信號互聯(lián)采用金絲或金帶鍵合方式實現(xiàn)，再將蓋板采用激光封焊工藝焊接在殼體上。對外互聯(lián)則選用玻璃燒結(jié)的氣密封電連接器實現(xiàn)，從而實現(xiàn)大功率模塊內(nèi)外環(huán)境的隔離，保證其芯片、電路的長期可靠性。

由于該大功率模塊熱流密度大，內(nèi)部硅基或砷化鎵裸芯片耐溫能力較低，因此模塊除了要保證提供氣密環(huán)境外還需兼顧導(dǎo)熱功能。同時，按照上文提出的封裝架構(gòu)，殼體、蓋板和基板在0°C～200°C的溫度區(qū)間應(yīng)具備良好的熱膨脹匹配性。基板受電訊指標(biāo)限制采用LTCC材料，在0°C～200°C溫度范圍內(nèi)熱膨脹系數(shù)為8×10-6K-1。因而此封裝殼體采用50%體積分?jǐn)?shù)的鋁硅材料，熱膨脹系數(shù)為11×10-6K-1，而蓋板采用27%體積分?jǐn)?shù)的鋁硅材料，熱膨脹系數(shù)為17×10-6K-1。

大功率模塊通過殼體上4個支耳安裝在組件結(jié)構(gòu)冷板上，其外形如圖1所示。

圖1 大功率模塊外形

2 熱–結(jié)構(gòu)多場耦合仿真計算

某大功率模塊的功放芯片在極端工況下產(chǎn)生大功率輸出，由于效率的限制，部分能量以熱耗形式由芯片傳導(dǎo)至鋁硅殼體。該功率模塊采用螺釘固定在結(jié)構(gòu)冷板上，功放芯片熱量通過鋁硅殼體導(dǎo)出，此時存在瞬間較大的溫度梯度，進(jìn)而可能因溫差過大造成鋁硅殼體局部變形，出現(xiàn)材料脆性斷裂失效的設(shè)計風(fēng)險。本文通過有限元仿真計算極端工況下該過程的熱應(yīng)力分布，并與實物驗證情況進(jìn)行對比。

2.1 熱–結(jié)構(gòu)有限元建模

正常載荷下進(jìn)行實物驗證，未出現(xiàn)支耳斷裂或殼體、蓋板焊接漏氣現(xiàn)象，因此忽略LTCC基板與殼體焊接及蓋板、殼體的激光封焊過程中由熱膨脹系數(shù)不匹配造成的應(yīng)力集中，簡化瞬間高功率沖擊下的殼體可靠性考慮，建模時去除蓋板及LTCC結(jié)構(gòu)，僅考慮殼體和功放芯片，將殼體非關(guān)鍵位置的圓角、倒角去除，在有限元軟件中建立模型，如圖2所示。其中鋁硅殼體的熱膨脹系數(shù)為11×10-6K-1，熱導(dǎo)率為150 W/(m·K)，彈性模量為121 GPa。

圖2 模塊幾何模型

2.2 邊界條件

殼體與安裝面板采用接觸約束，芯片（熱源）與殼體采用固定約束，支耳處（4處）采用固定約束，熱源處采用高斯脈沖函數(shù)，瞬間功率提升至3 kW，外界環(huán)境溫度為20°C，約束條件及功率加載曲線如圖3所示。

圖3 邊界條件

2.3 仿真結(jié)果

通過仿真分析可知，鋁硅殼體危險點(diǎn)位于靠近發(fā)熱器件一側(cè)的螺釘孔安裝面（圖4）。如圖4（a）所示，在大功率輸出1 s時應(yīng)力變化，遠(yuǎn)離發(fā)熱點(diǎn)安裝支耳位置的最大應(yīng)力為43 MPa，明顯小于靠近發(fā)熱點(diǎn)位置；如圖4（b）所示，危險點(diǎn)位置支耳內(nèi)部應(yīng)力最大為79.2 MPa，外圓角處為74.03 MPa。以螺釘安裝面積分平均值表征0～1 s內(nèi)應(yīng)力變化，危險點(diǎn)位置的應(yīng)力變化如圖5所示。0.6 s時平均應(yīng)力達(dá)到116 MPa，應(yīng)力集中區(qū)域主要分布在靠近功放芯片一側(cè)的支耳處，局部最大應(yīng)力達(dá)到195 MPa，接近殼體材料的屈服極限225 MPa，存在較大的失效風(fēng)險，需要對應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，以提高其可靠性。

圖4 瞬態(tài)功率情況1 s時殼體應(yīng)力分布

圖5 殼體應(yīng)力（危險螺釘安裝面積分平均值）分布

2.4 實驗對比

為了驗證有限元仿真分析的準(zhǔn)確性，按照設(shè)計尺寸制作了10件該型鋁硅殼體實物，模擬大功率3 000 W瞬間輸出進(jìn)行實驗。5件靠近發(fā)熱芯片處支耳出現(xiàn)裂紋，裂紋從支耳與殼體框架分界面沿斜向下約45°方向擴(kuò)展，見圖6。

圖6 殼體支耳斷裂情況

實物驗證表明，靠近大功率功放芯片處的支耳受到瞬間高功率沖擊，引起劇烈溫度變化，因熱膨脹系數(shù)的差異性以及鋁硅材料本身的脆性因素，支耳易出現(xiàn)斷裂失效。實驗情況與有限元仿真結(jié)果基本相同，需要針對應(yīng)力風(fēng)險點(diǎn)進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計。

3 優(yōu)化設(shè)計

正交實驗法是一種多因素多水平的研究設(shè)計方法，它依據(jù)Galois理論從全面實驗中挑選出部分具有代表性的水平組合進(jìn)行實驗，并對結(jié)果進(jìn)行分析從而找出最優(yōu)水平組合。采用正交實驗法能夠避免對所有影響因素逐一進(jìn)行實驗分析，節(jié)省了實驗時間，同時還能準(zhǔn)確識別影響實驗結(jié)果的最重要因素，是多因素優(yōu)化設(shè)計的典型方法之一，因此本文采用正交實驗法對該大功率模塊的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

3.1 設(shè)計變量

根據(jù)實物驗證結(jié)果對殼體支耳進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，選擇支耳厚度H、支耳圓角R1、支耳過渡圓角R2作為變量（圖7），計算參數(shù)變化對支耳應(yīng)力分布的影響。

圖7 優(yōu)化參數(shù)示意圖

3.2 仿真結(jié)果

采用正交實驗法對3.1節(jié)所述參數(shù)進(jìn)行三因素三水平正交實驗，將正交實驗參數(shù)迭代至有限元計算軟件中進(jìn)行仿真計算，整理計算結(jié)果如表1所示。

表1 三因素三水平正交實驗表

仿真結(jié)果顯示，支耳厚度對應(yīng)力水平影響小，而過渡圓角對應(yīng)力水平影響大。其主要原因在于該模塊結(jié)構(gòu)過渡圓角R2趨近于0的極限情況下，支耳與殼體圍框壁呈直角分布，極易形成應(yīng)力集中。因此，大過渡圓角能夠有效改善支耳與殼體圍框壁的應(yīng)力集中，且增大圓角可以增加應(yīng)力集中處的等效殼體壁厚。針對本文的研究對象，應(yīng)在重量及外部安裝空間允許的情況下盡可能增大過渡圓角，降低危險點(diǎn)的應(yīng)力水平。

3.3 實驗驗證

綜合考慮可加工性及模塊重量要求，選擇4 mm支耳厚度、2 mm支耳圓角和3 mm過渡圓角進(jìn)行設(shè)計改進(jìn)并完成實驗驗證。實驗結(jié)果顯示，在瞬間沖擊條件下支耳未出現(xiàn)斷裂裂紋，滿足設(shè)計及使用要求。目前，該設(shè)計尺寸在某產(chǎn)品的大功率模塊中安全使用，未出現(xiàn)支耳斷裂失效情況。

4 結(jié)束語

隨著鋁硅殼體的應(yīng)用場合越來越廣泛，僅評估機(jī)械應(yīng)力的影響已不能滿足設(shè)計使用需求，熱應(yīng)力的影響同樣不可忽視。本文采用的熱–結(jié)構(gòu)多場耦合仿真計算方法可以有效識別封裝結(jié)構(gòu)在高功率、較大溫度變化情況下的結(jié)構(gòu)失效風(fēng)險，對后續(xù)大功率封裝模塊的設(shè)計具有指導(dǎo)意義。對于鋁硅合金封裝殼體，支耳斷裂失效屬于常見失效形式，增大支耳過渡圓角相對單一增加支耳厚度，其改進(jìn)效果更佳，是改善支耳應(yīng)力分布的優(yōu)選方案。