航天器電子產(chǎn)品抗火工沖擊環(huán)境設計方法

劉晨 張歡 朱劍濤 劉天雄

(北京空間飛行器總體設計部，北京 100094)

航天器火工沖擊環(huán)境具有高量級、寬頻帶、時間短的特點[1-2]，對電子產(chǎn)品破壞作用十分明顯，主要引起產(chǎn)品內(nèi)部脆性材料(如晶體、陶瓷、環(huán)氧樹脂材料、玻璃封裝材料)開裂、焊點斷裂、繼電器和開關的抖動和切換、微電子芯片結構變形等[3-4]。NASA統(tǒng)計分析了1963—1985年間發(fā)射的航天器所有飛行故障，其中63次是火工沖擊環(huán)境引起，占71%[5-6]。馬歇爾航天中心統(tǒng)計分析了運載火箭22次事故中有5次為分離系統(tǒng)引起，分離系統(tǒng)產(chǎn)生火工沖擊載荷造成含有陶瓷材料的儀器、電磁閥、繼電器開關以及電路板發(fā)生了失效故障[7]。

為保證航天器電子產(chǎn)品對沖擊環(huán)境的適應性，國外一般采用兩種方式：①產(chǎn)品遠離沖擊源；②采用界面變剛度進行沖擊隔離或吸收。方式一可按照文獻[1]的經(jīng)驗公式對對沖擊隨距離的衰減情況進行估計，進而選擇產(chǎn)品安裝位置。方式二的相關研究較多，如文獻[8]利用硅橡膠和金屬墊片調(diào)整沖擊載荷傳遞路徑界面剛度，實現(xiàn)沖擊載荷的隔離方法；文獻[9]設計連接界面的復雜結構而改變沖擊載荷傳遞路徑實現(xiàn)沖擊的隔離；文獻[10]開展了航天器電子產(chǎn)品元器件級不同連接形式的沖擊隔離效果等。上述研究主要針對一般航天器電子產(chǎn)品開展的系統(tǒng)級沖擊隔離研究，對于有散熱和絕緣等特殊要求的產(chǎn)品，將無法采用上述隔離措施，且上述隔離措施以試驗驗證為主，較少開展系統(tǒng)性的設計、分析與驗證的。

近年來隨著航天器火工裝置使用量的增多，使得抗火工沖擊環(huán)境的問題凸顯，國內(nèi)主要參考國外相似研究成果開展相關設計工作[2，11-13]。航天器電子產(chǎn)品抗沖擊環(huán)境設計一般憑經(jīng)驗展開，以試驗驗證為主，且忽略了瞬態(tài)沖擊對產(chǎn)品內(nèi)部印制電路板(PCB)的影響，不對板間封裝連接、焊點、敏感器件的沖擊響應水平進行評估，缺乏設計方法和設計流程對產(chǎn)品抗火工沖擊設計的指導。為了規(guī)避火工沖擊環(huán)境對航天器電子產(chǎn)品帶來的風險，本文提出了一種航天器電子產(chǎn)品抗火工沖擊設計方法，仿真分析和試驗驗證結果表明，該方法可有效指導航天器電子產(chǎn)品抗沖擊環(huán)境設計工作。

1 航天器電子產(chǎn)品火工沖擊環(huán)境預示

1.1 火工沖擊載荷

在航天器電子產(chǎn)品火工沖擊環(huán)境模擬試驗中，沖擊響應譜(SRS)[14]可以更真實的模擬火工沖擊環(huán)境。以美軍標MIL-STD-810[15]、國軍標GJB 150A[16]為代表的火工沖擊試驗規(guī)范一般要求以沖擊響應譜作為火工沖擊的試驗輸入。

目前通用商業(yè)有限元軟件LS-Dyna、Dytran、MSC、ANSYS等進行瞬態(tài)響應計算一般以力函數(shù)或者加速度時間歷程作為輸入，無法直接采用沖擊響應譜作為載荷輸入開展瞬態(tài)響應計算。目前仿真分析和試驗測量技術較難獲取火工沖擊環(huán)境的力載荷函數(shù)，無法支撐火工沖擊環(huán)境仿真預示開展[12]。

為規(guī)避火工沖擊載荷力函數(shù)較難獲取的影響，通過分析航天器火工沖擊響應時域數(shù)據(jù)特點及沖擊響應譜計算方法(如文獻[14]提出的改進的遞歸數(shù)字濾波算法)，本文采用半正弦波加速度載荷模擬火工沖擊載荷。本文通過調(diào)整半正弦波的脈寬和幅值，能夠?qū)崿F(xiàn)對沖擊響應響應譜的有效模擬，實現(xiàn)火工沖擊載荷的模擬，例如幅值900gn、脈寬為5.5 ms的半正弦波進行沖擊譜轉(zhuǎn)換后與1600gn沖擊響應譜(放大因數(shù)為10)基本相當，如圖1所示。因此，本文計算中，均采用該等效載荷方法開展火工沖擊載荷仿真分析。

1.2 沖擊響應計算

1.2.1 火工沖擊環(huán)境下PCB板響應

為了避免火工沖擊環(huán)境給電子產(chǎn)品帶來的危害，一方面需要實現(xiàn)PCB板與機箱頻率解耦；另一方面應采取措施降低沖擊能量在沖擊傳遞路徑上的傳遞。

文獻[17]在積累大量試驗數(shù)據(jù)基礎上提出了沖擊環(huán)境下PCB板最大振幅可表示為(引用文獻公式為英制單位，本文推導公式為國際單位制)

(1)

式中：B為平行于元器件的PCB板邊緣長度；L為元器件長度；h為PCB板厚度；C為元器件不同類型安裝方式下的系數(shù)(標準雙列直插式封裝取1.0)；r為元器件在PCB板上相對位置因子(PCB板中心處取1.0)。B，L，h的英制單位為in,國際單位制為m。

同時，描述簡諧運動下的位移為

Y=Y0sin(Ωt)

(2)

式中：Y0為簡諧振動最大振幅(in)，Ω為簡諧振動圓頻率(Hz)，t為時間(s)，對式(2)進行二階微分后，簡諧振動加速度最大值為

amax=ΩY0

(3)

Ω=2πfn，帶入式(3)，得

(4)

式中：Gout為輸出加速度響應(英制單位為in/s2,其中gn=9.8 m/s2=386 in/s2)，fn為簡諧振動固有頻率(Hz)。

結合簡諧振動特性，并考慮PCB板振動放大效應，PCB板振幅位移可表示為[7]

(5)

式中：Gin為PCB板安裝處輸入加速度，A為沖擊放大因子，一般取0.5～2.0，f1為在沖擊放大因子為A時PCB板期望的固有頻率，合并式(5)和式(1)可得到?jīng)_擊時為了避免過大的PCB板沖擊響應而優(yōu)選的PCB板固有頻率值

(6)

1.2.2 電子產(chǎn)品PCB板一階固有頻率計算

電子產(chǎn)品內(nèi)部PCB板與箱體一般采取四周支撐約束的連接方式，當PCB板與機箱的連接形式確定后，在共振情況下沖擊響應及變形最大，對組件危害也最大，因此可以根據(jù)PCB板的尺寸和器件布局對PCB板一階固有頻率進行估算。

在PCB板四周載荷均布的條件下(四周簡支)，可近似估算PCB板固有頻率[18]

(7)

2 航天器電子產(chǎn)品抗火工沖擊環(huán)境設計流程

一般將航天器電子產(chǎn)品機箱結構和PCB板簡化成二自由度弱阻尼系統(tǒng)，如圖2所示，其沖擊響應放大特性如圖3所示，由試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計結果可知[14-15]，通過對頻率比R的設計可以有效控制傳遞到PCB板的沖擊加速度響應。當頻率比R(計算方法如式(8)所示)控制在0.5以下，落到PCB板隔離區(qū)域內(nèi)；或3倍以上原則，PCB板的沖擊放大因子近似為1；這樣的PCB板在同樣的沖擊載荷下將承受較低的沖擊動態(tài)響應、位移和應力，使系統(tǒng)更加可靠、安全。

(8)

式中：R為PCB板固有頻率與電子產(chǎn)品機箱固有頻率比值，f3為電子產(chǎn)品機箱固有頻率。

結合上述PCB板的響應特點，電子產(chǎn)品抗沖擊環(huán)境設計流程為：

(1)在產(chǎn)品設計和分析過程中，通過仿真分析獲取機箱結構固有頻率，PCB板安裝處的響應數(shù)據(jù)Gin，并帶入式(6)估算優(yōu)選的PCB板的固有頻率f1。

(2)按照PCB板選材、布線、元器件布局等設計狀態(tài)并按式(7)估算PCB板固有頻率f2。

當f1和f2取值相當時，且與機箱結構頻率比在圖2隔離區(qū)以內(nèi)或3倍頻以上，即以此為基礎開展PCB板的后續(xù)設計和布局投產(chǎn),設計分析流程如圖4所示。

3 某航天器電子產(chǎn)品火工沖擊試驗失效分析

某航天器電子產(chǎn)品采用鋁制箱式機箱，外形尺寸0.202 m×0.107 m×0.141 m，內(nèi)部有多塊PCB板固定在機箱上，產(chǎn)品總質(zhì)量約4.0 kg。在進行X向鑒定級沖擊試驗過程中(100～2000 Hz，沖擊響應譜1600gn)，發(fā)現(xiàn)產(chǎn)品電性能瞬時失效，試驗后開蓋檢查，定位為機箱底板附近晶振器件沖擊失效，該晶振器件通過DG-4防松膠粘貼在整個產(chǎn)品機體的底部安裝面上，晶振通過兩條引線焊接到PCB板上，由PCB板完成電路部分的信號處理，如圖5所示。

3.1 電子產(chǎn)品有限元模型

采用MSC.PATRAN商用FEM軟件建立電子產(chǎn)品有限元模型：機箱的側壁、底板、蓋板等結構采用殼單元模擬；對于相對產(chǎn)品面積、質(zhì)量大的組件，采用剛性單元(RBE2)、梁單元模擬器件間的連接；印制板電路上分布許多小元器件，則以均布質(zhì)量分布在印制板上；膠接、螺接、鉚接和焊接一般理想化為剛性連接或根據(jù)情況建立梁單元，材料參數(shù)如表1所示。失效晶振質(zhì)量0.001 5 kg，將DG-4膠和晶振按照實體單元建模，晶振與PCB板間兩條引線用梁單元模擬，與底板內(nèi)表面共節(jié)點建立模型，模型如圖6所示。

表1 材料參數(shù)表

根據(jù)低量級正弦掃描試驗實測響應，其中機箱結構試驗一階基頻481 Hz，響應0.96gn；有限元仿真模型掃頻分析響應曲線與試驗結果基本一致，一階基頻490 Hz，響應1.0gn，有限元模型較好的模擬了產(chǎn)品機箱實際狀態(tài)，可以作為瞬態(tài)響應分析工作的模型。

3.2 瞬態(tài)沖擊響應分析

產(chǎn)品按照鑒定級沖擊試驗條件等效的半正弦波進行加載(幅值及周期如圖6所示)，在晶振粘貼處及附近PCB板上輸出瞬態(tài)沖擊響應，如圖7所示。由于晶振緊貼機體底面安裝面，且剛性粘貼，將直接承受來自擺錘式?jīng)_擊臺的沖擊載荷，晶振粘接處瞬態(tài)時域響應94gn(高于晶振抗沖擊試驗條件50gn)。

為了避免沖擊載荷過大給晶振帶來的動態(tài)響應，將原PCB板上的晶振電路部分與晶振本體進行集成，作為一體布局在原PCB板上，集成后尺寸為0.03 m×0.03 m ×0.01 m，質(zhì)量0.12 kg，三維圖及有限元模型如圖7所示；以此方案按照圖3流程進行分析，結果如表2、圖8所示，晶振粘貼處的沖擊響應作為對應PCB板的沖擊輸入載荷，將PCB板的設計參數(shù)帶入式(6)和式(7)估算出f1和f2，兩者數(shù)值相當，并3倍于機箱結構基頻480 Hz，因此在該沖擊載荷條件下PCB板可以避免由于過大的加速度響應、變形而導致其上器件失效、焊點開裂等失效形式，且更改后晶振處的沖擊響應也小于其組件試驗條件，更改后的電子產(chǎn)品順利通過了鑒定級試驗，也進一步表明了設計、分析的正確性。

表2 PCB板設計期望頻率

4 結束語

本文總結了航天器火工沖擊環(huán)境特點及其影響，梳理了航天器電子產(chǎn)品火工沖擊環(huán)境失效模式，研究了航天器電子產(chǎn)品火工沖擊環(huán)境預示方法，給出了一種結構簡化后對電子產(chǎn)品進行抗火工沖擊載荷設計方法，仿真分析與試驗結果表明：

(1)航天器電子產(chǎn)品抗火工沖擊環(huán)境設計流程合理、計算方法正確，能夠有效指導航天器電子抗火工沖擊環(huán)境設計；

(2)通過合理分配航天器電子產(chǎn)品機箱及PCB板剛度參數(shù)，能夠有效降低電子產(chǎn)品火工沖擊響應，相關試驗表明，火工沖擊載荷在傳遞過程中通過變剛度設計，能夠?qū)崿F(xiàn)其衰減與隔離；

(3)等效的半正弦波輸入載荷能夠有效簡化電子產(chǎn)品的火工沖擊環(huán)境，由此可以順利開展航天器電子產(chǎn)品抗火工沖擊環(huán)境的仿真預示工作，便于設計師發(fā)現(xiàn)問題、評估風險、改進設計。

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