胡家渝，敬成君（1.西南电子技术研究所，成都610036；2.四川大学建筑与环境学院，成都610065）

基于热瞬态测试方法的楔形锁紧条热阻测试*

胡家渝1，2，敬成君2*
（1.西南电子技术研究所，成都610036；2.四川大学建筑与环境学院，成都610065）

楔形锁紧条是LRM模块中重要的结构件及传热部件。为了测量楔形锁紧条的热阻，通过使用热瞬态测试方法，采用冷板测试夹具，利用T3ster热测试仪结合其分析软件，测量了一类锁紧条在不同锁紧力矩下的接触热阻；同时根据锁紧条热阻的串并联关系，通过实验设置，使锁紧条一侧绝热，从而分别测得了锁紧条的两个单侧热阻；实验表明模块锁紧条侧的热阻较大，其传热量只占总传热量的30%左右，所测锁紧条在20 cNm～60 cNm的锁紧力矩范围内，接触热阻数值变化范围在0.44 K/W～0.33 K/W。实验测试结果为仿真分析中准确设定锁紧条的热阻的位置、大小提供了参考。

电子设备热管理；热阻；瞬态测试方法；楔形导轨

航空电子设备中采用LRM（Line Replacement module）模块的越来越多。在LRM模块中（如图1所示），有4种基本的冷却模式：传导风冷，传导液冷及穿通风冷穿通液冷。其中，如果使用穿通风冷，模块直接构成风道，对模块的通用性有严重影响；如果使用穿通液冷，则存在快速自封闭盲插接头的可靠性问题，在一定的插拔周期、机械环境应力下，接头可能出现漏液等问题。在实际工程中，大量使用的还是传导风冷或传导液冷的模块，而楔形锁紧条作为其中的机械固定及热传导界面起到非常重要的作用，其热阻的大小将直接关系芯片温度的高低。

1　综述

对于楔形锁紧条热阻的研究早已有之，文献［1-2］使用稳态测试方法，并采用电动控制力矩的办法，对SEM-E模块中使用的5 inch锁紧条进行了真空条件下、常压条件下不同力矩、不同加热功率、不同表面处理工艺下的热阻测试。实验表明，相比导电氧化的状态，在有空气条件下，镀镍及镀银的锁紧条对降低热阻没有明显作用；而在真空条件下，镀镍的锁紧条热阻会增大300%，表面镀银的则可降低25%～30%左右的热阻。在国内［12-13］同样采用稳态测试方法对国内某单位自行设计制造的一系列锁紧条进行了热阻测试，测试结果表明，在相同锁紧力矩下，锁紧条长度越长接触热阻越大。

目前现有测试方法均基于稳态测试方法，测试时间长，测试误差因素多；另外，并没有公开的测试数据支持厂商给出的锁紧条的两个主要接触界面传热量的比例关系。而通常在设计过程中采用CFD对模块、冷板构成的结构进行分析时，通常不考虑锁紧条侧的热阻，只是把热阻统设定在模块与冷板C型导轨的一侧上，这样可能导致与实际热路的不一致。从而使得冷板的热流密度偏高，因此是否应该这样设置值得商榷，需要用实验结果进一步明确。

图1　航空电子设备中的LRM模块及锁紧条

热阻测试的标准方法目前有用于测量界面接触热阻的ASTM5470标准［14］，但是该标准用于测量的是界面、界面接触材料的接触热阻，而非用于测量楔形锁紧条这样的机械机构的总传递热阻。因此，该方法及其标准夹具并不适用于楔形锁紧条的测量。另外，已有的关于锁紧条热阻的测试在文献均采用了自行设计的夹具，通过稳态测试获得对应界面的温差来求取锁紧条的总热阻。典型的两种方法如图 2、图 3所示［1-2，11-12］。其加热的位置分布分别为模块位置和导轨位置，其本质都是通过构建类似实际使用的状态，通过绝热措施，使得所产生热量均通过楔形导轨界面进行传递，待达到稳态后测量界面附件温度，再结合记录的电加热功率从而求取热阻数值。

这些基于稳态的测试的方法均存在如下几个问题：

（1）其加热面积均较大，导致可能漏热的位置增加，从而导致计算热阻采用的功率数值偏大，进而使得实验结果偏小，且热电偶测温存在误差也会导致热阻测量结果的误差；

（2）由于存在多的绝热结构，使得夹具设计的通用化程度低，整个实验装置结构复杂，且通用性差，当锁紧条宽度、长度变化时就需要从新设计制造新夹具；

（3）由于采用稳态测试方法，测试时间较长，且测试时间长度对测量结果有显著影响。

图2　文献［1-2］中测量SEM-E模块锁紧条的装置

图3　文献［12-13］中测量SEM-E模块及锁紧条的装置

基于以上对现有测试设备及状态的分析，有必要发展一种新的测试方法完成楔形锁紧条的热阻测量。这里将采用热瞬态测试方法，其基本原理如图4及式（1）所示。

热瞬态方法将有利于消除测量误差中由环境传热造成的测量误差，适合对楔形锁紧条这类结构的热阻测试。

图4　瞬态测试基本原理

2　实验理论概述

所谓的热瞬态测试方法是建立在半导体芯片结温及结壳热阻的测量基础之上的。利用PN结的正向压降随温度的线性关系来测量结温。目前较成熟的仪器是美国Mentor的T3ster，主要用于芯片、LED等的封装热测试中，文献对各类器件采用该方法进行了热阻测试［9～11］。其通过1MHz的采样频率，将结的压降信号采集下来，同时，利用TPS系数获得对应的结温，而后通过时域内的数值微分、数值卷积反演获得热阻网络的时间常数谱，然后通过变换将其变换为一个Foster网络结构，再变化为对应的Cauer网络结构，即可读出相应位置的热阻抗变化细节。具体过程简单介绍如下：

在一维热传导路径上，可将其看成若干个RC网络串联构成的一个热阻抗网络。对于一个阶跃输入，单个的RC网络的响应为：

多个RC网络串联后的响应为：

如果已知R及时间常数τ就知道了整个系统。当n趋于无穷大时，上式可看成是一个积分：

在分布电路分析中将R（τ）称为时间常数谱。由于在连续坐标下，响应的开始部分无法分辨，于是将相应的时间轴换成对数坐标系。令：

利用分步求导公式，并将上述变换带入相应的积分表达式有：上式是一个卷积形式的积分表达式，令：

则有：

即是：

通常在热测试中，测量的往往是响应a（z），于是R（z）可通过反卷积运算求得：

以上过程便是T3ster进行测量的物理依据。

通过反卷积运算得到的R（z）按图5方式离散化，形成Foster网络，再通过变换，即可形成具有具体物理意义的Cauer网络。形成所谓的结构函数。

通过分析结构函数上各峰值、分离点的位置、大小，根据其物理意义，即可得出对应的热阻大小，热阻产生位置的主要信息，成为分析热点外热路上传热路径的有力工具。

图5　时间常数谱离散化及转化Foster网络、Cauer网络的过程

3　实验方法及过程

锁紧条的传热路径及热阻网络图如图6所示，一般来讲可忽略安装端头的热阻，可认为端头热阻无限大，而主要依靠C形槽导轨侧特别是肋条侧进行导热。

文献［4-8］中指出了不同非线性测试边界条件下对其测量结果的影响，测试了自然冷却、双液冷冷板、TEC控温模块3种边界条件施加方式及其不同的加热功率。通过研究其时间常数谱指出：加热功率、热边界条件、环境温度都可能对测试结果产生影响，其研究认为在内部热路上的温升受非线性因素较小；而采用TEC热沉相对采用液冷冷板热沉相对测试的非线性影响程度最低。

鉴于文献的研究结论及目前实验条件，决定采用液冷冷板来进行控温，同时使用合适的加热功率。实验的装置图如图6所示，首先将在自由状态下进行一次测试以确定锁紧力矩极小即自由状态下，锁紧条的热阻。同时以此确定锁紧条热阻的分离点。然后，使用力矩起子调节楔形锁紧条锁紧力矩，测量芯片节温在相同热耗下的温降曲线。最后通过Master软件，结合自由状态下的热阻曲线，分析不同锁紧力矩下的锁紧条的接触热阻。

图6　锁紧条在机箱插槽中的安装关系及热阻网络

为了考察锁紧条侧及肋条侧的接触热阻比例关系，由于一般认为锁紧条侧的接触热阻较之肋条侧大，因此采用绝热材料，玻璃纤维板，嵌入锁紧条侧和“C”形槽侧交界面中，认为此时仅有肋条侧传热，得到一个锁紧条接触热阻。同样，改变不同锁紧力矩进行测量，得到一组热阻数据。由于两侧热阻是并联关系，因此可通过两个测量的两组热阻数据推导得出一组锁紧条侧的热阻值数据，即可分析锁紧条侧热阻值占总热阻数值的比例关系。

所使用的热源芯片为To-220封装的场效应管TFP2N60，所用的T3ster驱动电流为2 A，顺向压降为0.87 V，加热功率为1.748W。每组的测试时间为30min，以保证达到温度平衡，准确记录整个降温过程，所有测试组中降温幅度为8℃～12℃左右。测试实验状态如图7。

图7　实验测试的各设备安装配置图

实验分别进行了20 cN·m～60 cN·m的各5组测试，加上阻断锁紧条位置传热的测试5组测试、自由状态下测试，共计11组测试，冷水机供液温度保持为（23±0.1）℃。TO-220封装外表面采用聚氨酯泡沫封闭绝热，降低芯片壳体对空气传热可能造成的非线性边界误差。

使用的力矩起子为日本东日（Tohnichi）公司的RTD120CN，量程范围为20 cN·m～120 cN·m。精度为±3%。所用的冷水机为德国Julabo的FLC-1600，控温精度±0.1℃。

4　实验结果及分析

分离点选取及测量方法如图8所示。实验的温度变化都在10℃左右，通过自带Master软件，可比较明显的分析出各传热几何结构的位置，通过分析自由状态下和有冷板热沉时的分离点位置，确定了楔形锁紧条热阻在结构函数中的位置。通过在积分或微分形式结构函数图中，测量分离点到不同锁紧力矩下到冷板环境热沉的热阻差值，即可获得锁紧条在对应锁紧力矩下的接触热阻。

图8～图10分别为单侧接触和双侧接触锁紧条的积分形式结构函数。图11为两种状态下的接触热阻随锁紧力矩的变化曲线，表1为其对应的接触热阻值列表。

图8　分离点选取及接触热阻在图上的测量过程

图9　双侧接触下不同锁紧力矩下的结构函数

图10　单侧绝热后不同锁紧力矩下的结构函数

图11　两种情况下不同锁紧力矩下数值

表1　不同加载力矩下热阻值

由实验结果可知，双侧接触，即正常情况下锁紧条的热阻低于单侧绝热后的接触的热阻，这是因为其两侧热阻是并联关系，并联热阻显然低于任意单侧热阻；随锁紧力矩的增加，锁紧条的接触热阻逐渐减小，开始时，其减小幅度较大，在力矩从20 cN·m变化到40 cN·m时其热阻数值可降低0.1 K/W左右，但是当继续增加锁紧力矩时，如从40 cN·m变化到60 cN·m时，热阻数值变化很小只有约0.03 K/W左右。这同文献中的实验结果是一致的；在不同的锁紧力矩变化下，当人为将一侧绝热，锁紧条仅单侧与“C”形槽接触时，热阻的变化仍然符合上述特征，且通过串并联关系反推所得的肋条侧热阻与锁紧条侧热阻的比值几乎都在0.3左右，则其热流关系，即通过锁紧条侧的热流应占总热流的30%左右，这也充分说明了一个问题，即在传导型LRM模块的地热仿真分析中，不能只采用将肋条的一侧赋予热阻值而另一侧不接触的方式。采用该方法进行仿真分析，其结果必然导致与冷板接触面的热流密度增加，从而导致接触界面的温度升高，进而使得仿真的结果偏高，特别是在模块热耗大的时候更是如此。本试验证明制造商说明书中的数据是有根据的，且在热仿真分析中必须注意这个问题。

5　结语

通过试验研究表明如下结论：

（1）采用T3ster瞬态测试方法可测量楔形锁紧条的接触热阻，且测试速度较之传统的静态测试方法速度更快，其他因素引起的测量误差更小，可大大简化传感器安装等测试准备工作，提高了测试效率；

（2）所测锁紧条在随锁紧力矩的增大，其热阻值先减小较快，后减小速度变小，变化范围在0.44 K/W～0.33 K/W之间，同时提示锁紧条在实际安装中不必采用过大的锁紧力矩，这样既无法进一步减小热阻又会给锁紧条的机械强度造成潜在问题；

（3）通过人工增加单侧绝热的措施，测量了缩紧条两个侧面接触热组的大小，获得了两侧接触热阻的比例关系，进而可确定在实际工作中，两侧热流量的分布大小，即肋条侧热流量约占总热流量的70%左右，而锁紧条侧占总热流量的30%左右，为热仿真分析边界条件设定提供了重要参考。

［1］ Lambert M A，Cavenall IG，Fletcher L S.Experimental Thermal Contact Conductance of Electronic Moduls［C］//31stAIAA Thermaophysics Confenence，1996：17-20.

［2］ LambertM A，Fletcher LS.ThermalContactConductanceofElectronicsModules［C］//33rdAerospace Science Meetingand Exhibit，January 1995：9-12.

［3］ Marcin Janicki，Tomasz Torzewicz，Andras Vass-Varnai，etal.Impact of Nonlinearities in Boundary Conditions on Device Compact ThermalModels［C］//IEEE 19th InternationalWorkshop on Thermal Investigationsof ICsand Systems，2013.

［4］ Marcin Janicki，ZoltanSarkany，Andrzej Napieralskia，et al.Impactof Nonlinearities on Electronic Device Transient Thermal Responses［J］.Microelectronics Journal，2014（45）：1721-1725.

［5］ Marta Rencz.New Possibilities in the Thermal Evaluation，Offered by Transient Testing［J］.Microelectronics Journal，2003 （34）：171-177.

［6］ Marcin Janicki，Jedrzej Banaszczyk，Gilbert de Mey，etal.Dynamic ThermalModeling of a Power Integrated Circuitwith the Application of Structure Functions［J］.MicroelectronicsJournal，2009 （40）：1135-1140.

［7］ Albin Szalai，Vladimir Sze'kely.Possible Acception Criteria for Structure Functions［J］.Microelectronics Journal，2012（43）：164-168.

［8］ Marcin Janicki，Jedrzej Banaszczyk，Bjorn Vermeerschb，et al. Generation of Reduced Dynamic Thermal Models of Electronic Systems from Time Constant Spectra of Transient Temperature Responses［J］.Microelectronics Reliability，2011（51）：1351-1355.

［9］ 高玉琳，吕毅军，陈忠.结构函数在大功率LED热阻测试中的应用［J］.半导体光电，2008，29（3）：329-331.

［10］张海兵，吕毅军，陈焕庭，等.利用结构函数分析功率型LED的热特性［J］.光电子激光，2009，20（4）：454-457.

［11］肖超，王立新.基于结构函数的功率MOSFET器件热阻研究［J］.电子器件，2012，35（5）：489-492.

［12］侯良进，黄大贵，贾曦.楔形封装的热测试与仿真研究［J］.机械设计与制造，2009（11）：135-136.

［13］侯良进.多功能集成结构模块的热设计研究［D］.成都：电子科技大学机械电子学院，2008.

［14］ASTM International.ASTM D 5470-06 Standard Test Method for Thermal Transmission Properties of Thermally Conductive Electrical Insulation Materials［S］.United States，2006.

胡家渝（1978-），男，重庆市人，高级工程师，博士研究生，研究方向为电子设备热设计及暖通空调，hujy@stu.scu.edu.cn；

敬成君（1965-），男，工学博士（日本），四川大学教授，博士生导师，研究方向为工程热物理、建筑热物理、功能晶体材料生长、非平衡热动力学，chengjunjing@ 126.com。

Thermal Resistance Measurementof the Wedge Lock by Using the Method of Thermal Transit Test*

HU Jiayu1，2，JING Chengjun2*
（1.Southwestinstitution of electronic technology，Chengdu 610036，China；2.School of Architecture&Enυironment，Sichuan Uniυersity，Chengdu 6100651，China）

Wedge lock is themost important structure in line replacementmodule of the avionic electronic system. This paper concerned the thermal resistance of thewedge lock，the thermal resistance ofone kind of wedge lock was measured by thermal transitmethod and got the variance of thermal resistance under the different lock torques.The proportion of each side thermal resistance had also been investigated by insert insulator in one side of the wedge lock's contact surface.Themeasurement showed that the higher thermal resistance of the two side was thewedge lock contact surface and only 30%heat flow passed through this path，the variance of the thermal resistance from 0.44 K/W～0.33 K/Wunder the lock torque from 20 cNm～60 cNm.Themeasurement data gave the important reference about the thermal resistance distribution and the quantity in the thermal simulation setup.

thermalmanagement；thermal resistance；thermal transit testmethod；wedge lock

TN3-5.94

A

1005-9490（2016）04-0774-06

项目来源：国防基础科研计划项目（JCKY2013210B004）

2015-09-17修改日期：2015-10-20

EEACC:7320R；212010.3969/j.issn.1005-9490.2016.04.005