Análise de fiabilidade de equipos electrónicos sometidos a choques e vibracións: unha visión xeral

Xornal: Shock and Vibration 16 (2009) 45–59
Autores: Robin Alastair Amy, Guglielmo S. Aglietti (E-mail: [protexido por correo electrónico]), e Guy Richardson
Afiliacións dos autores: Astronautical Research Group, University of Southampton, School of Engineering Sciences, Southampton, Reino Unido
Surrey Satellite Technology Limited, Guildford, Surrey, Reino Unido

Copyright 2009 Hindawi Publishing Corporation. Este é un artigo de acceso aberto distribuído baixo a licenza Creative Commons Attribution, que permite o uso, distribución e reprodución sen restricións en calquera medio, sempre que a obra orixinal estea debidamente citada.

Anotación. No futuro, espérase que todos os equipos electrónicos modernos teñan unha funcionalidade crecente mantendo a capacidade de soportar choques e cargas de vibración. O proceso de predicción da fiabilidade é difícil debido ás complexas características de resposta e fallo dos equipos electrónicos, polo que os métodos existentes actualmente son un compromiso entre a precisión do cálculo e o custo.
A predición fiable e rápida da fiabilidade dos equipos electrónicos cando se opera baixo cargas dinámicas é moi importante para a industria. Este artigo mostra problemas para predicir a fiabilidade dos equipos electrónicos que ralentizan os resultados. Tamén hai que ter en conta que o modelo de fiabilidade adoita construírse tendo en conta unha ampla gama de configuracións de equipos para unha serie de compoñentes similares. Neste artigo compáranse catro clases de métodos de predición de fiabilidade (métodos de referencia, datos de proba, datos experimentais e modelado de causas físicas de fallo - física de fallo) para seleccionar a posibilidade de utilizar un ou outro método. Nótase que a maioría dos fallos nos equipos electrónicos son causados ​​por cargas térmicas, pero esta revisión céntrase nos fallos causados ​​por choques e vibracións durante o funcionamento.

Nota do tradutor. O artigo é unha revisión da literatura sobre este tema. A pesar da súa idade relativamente avanzada, serve como unha excelente introdución ao problema de avaliar a fiabilidade mediante varios métodos.

1. Terminoloxía

BGA Ball Grid Array.
DIP Dual In-line Processor, ás veces coñecido como Dual In-line Package.
FE Elemento finito.
PGA Pin Grid Array.
Placa de circuíto impreso PCB, ás veces coñecida como PWB (Printed Wiring Board).
Portachip con plomo de plástico PLCC.
Buraco pasante chapado en PTH, ás veces coñecido como buraco pasante.
QFP Quad Flat Pack - tamén coñecido como á de gaivota.
Aliaxes con memoria de forma SMA.
Tecnoloxía de montaxe en superficie SMT.

Nota dos autores orixinais: Neste artigo, o termo "compoñente" refírese a un dispositivo electrónico específico que se pode soldar a unha placa de circuíto impreso; o termo "paquete" refírese a calquera compoñente dun circuíto integrado (normalmente calquera compoñente SMT ou DIP). O termo "compoñente unido" refírese a calquera placa de circuíto impreso combinado ou sistema de compoñentes, facendo fincapé en que os compoñentes unidos teñen a súa propia masa e rixidez. (O envase de cristal e o seu impacto na fiabilidade non se discuten no artigo, polo que no que segue o termo "paquete" pódese percibir como un "caso" dun tipo ou doutro - aprox. traduc.)

2. Enunciado do problema

As cargas de choque e vibración impostas nun PCB causan tensión no substrato do PCB, os paquetes de compoñentes, as trazas de compoñentes e as unións de soldadura. Estes esforzos son causados ​​por unha combinación de momentos de flexión na placa de circuíto e a inercia de masa do compoñente. No peor dos casos, estas tensións poden causar un dos seguintes modos de fallo: delaminación da PCB, fallo da unión de soldadura, fallo do chumbo ou fallo do paquete de compoñentes. Se se produce algún destes modos de falla, o máis probable é que se produza un fallo completo do dispositivo. O modo de falla experimentado durante o funcionamento depende do tipo de embalaxe, das propiedades da placa de circuíto impreso, así como da frecuencia e amplitude dos momentos de flexión e das forzas de inercia. O lento progreso na análise da fiabilidade dos equipos electrónicos débese ás numerosas combinacións de factores de entrada e modos de fallo que hai que ter en conta.

O resto deste apartado tratarase de explicar a dificultade de considerar simultáneamente diferentes factores de entrada.

O primeiro factor complicado a considerar é a ampla gama de tipos de paquetes dispoñibles na electrónica moderna, xa que cada paquete pode fallar por diferentes razóns. Os compoñentes pesados ​​son máis susceptibles ás cargas inerciales, mentres que a resposta dos compoñentes SMT depende máis da curvatura da placa de circuíto. Como resultado, debido a estas diferenzas básicas, estes tipos de compoñentes teñen criterios de falla moi diferentes en función da masa ou do tamaño. Este problema vese aínda máis exacerbado pola constante aparición de novos compoñentes dispoñibles no mercado. Polo tanto, calquera método de predición de fiabilidade proposto debe adaptarse aos novos compoñentes para ter algunha aplicación práctica no futuro. A resposta dunha placa de circuíto impreso á vibración está determinada pola rixidez e a masa dos compoñentes, que inflúen na resposta local da placa de circuíto impreso. Sábese que os compoñentes máis pesados ​​ou máis grandes cambian significativamente a resposta da placa á vibración nos lugares onde están instaladas. As propiedades mecánicas do PCB (módulo e espesor de Young) poden afectar á fiabilidade dun xeito difícil de predicir.

Un PCB máis ríxido pode reducir o tempo de resposta global do PCB baixo carga, pero ao mesmo tempo, pode aumentar localmente os momentos de flexión aplicados aos compoñentes (Ademais, desde unha perspectiva de falla inducida térmicamente, é preferible especificar un PCB máis ríxido). PCB compatible, xa que isto reduce as tensións térmicas impostas no envase - nota do autor). A frecuencia e amplitude dos momentos de flexión locais e as cargas inerciales impostas na pila tamén inflúen no modo de falla máis probable. As cargas de baixa amplitude de alta frecuencia poden provocar fallos por fatiga da estrutura, que poden ser a principal causa de fallo (fatiga cíclica baixa/alta, LCF refírese a fallos dominados pola deformación plástica (N_f < 10^6), mentres que HCF denota deformación elástica. fallos , xeralmente (N_f > 10^6 ) ata falla [56] - nota do autor) A disposición final dos elementos na placa de circuíto impreso determinará a causa do fallo, que pode ocorrer debido á tensión nun compoñente individual causada por cargas inerciales. ou momentos flectores locais. Finalmente, cómpre ter en conta a influencia dos factores humanos e as características de produción, o que aumenta a probabilidade de falla dos equipos.

Ao considerar un número significativo de factores de entrada e a súa complexa interacción, queda claro por que aínda non se creou un método eficaz para predicir a fiabilidade dos equipos electrónicos. Unha das revisións bibliográficas recomendadas polos autores sobre esta cuestión preséntase no IEEE [26]. Non obstante, esta revisión céntrase principalmente en clasificacións bastante amplas dos modelos de fiabilidade, como o método de predicción da fiabilidade a partir da literatura de referencia, os datos experimentais, o modelado informático das condicións de falla (Fiabilidade física da falla (PoF)), e non aborda os fallos. con suficiente detalle causada por choques e vibracións. Foucher et al [17] seguen un esquema similar ao da revisión do IEEE, con énfase importante nos fallos térmicos. A breve brevidade anterior da análise dos métodos PoF, especialmente aplicado aos fallos de choque e vibración, merece a súa consideración. A AIAA está en proceso de compilar unha revisión tipo IEEE, pero polo momento descoñécese o alcance da revisión.

3. Evolución dos métodos de predición da fiabilidade

O método de predición de fiabilidade máis antigo, desenvolvido na década de 1960, descríbese actualmente en MIL-HDBK-217F [44] (Mil-Hdbk-217F é a última e última revisión do método, publicada en 1995 - nota do autor) Usando Este método usa unha base de datos de fallos dos equipos electrónicos para obter a vida útil media dunha placa de circuíto impreso formada por determinados compoñentes. Este método coñécese como un método para predicir a fiabilidade a partir da literatura de referencia e normativa. Aínda que o Mil-Hdbk-217F está cada vez máis obsoleto, o método de referencia segue en uso na actualidade. As limitacións e imprecisións deste método foron ben documentadas [42,50], o que levou ao desenvolvemento de tres clases de métodos alternativos: modelado por ordenador de condicións de falla física (PoF), datos experimentais e datos de proba de campo.

Os métodos PoF predín a fiabilidade analíticamente sen depender dos datos recollidos previamente. Todos os métodos PoF teñen dúas características comúns do método clásico descrito en Steinberg [62]: en primeiro lugar, búscase a resposta de vibración da placa de circuíto impreso a un estímulo vibratorio específico, despois probábanse os criterios de falla dos compoñentes individuais despois da exposición á vibración. Un avance importante nos métodos PoF foi o uso de propiedades de placas distribuídas (promediadas) para xerar rapidamente un modelo matemático dunha placa de circuíto impreso [54], o que reduciu significativamente a complexidade e o tempo dedicado a calcular con precisión a resposta á vibración dunha placa impresa. placa de circuíto (ver sección 8.1.3). Os desenvolvementos recentes nas técnicas PoF melloraron a predición de fallos para os compoñentes soldados da tecnoloxía de montaxe en superficie (SMT); porén, con excepción do método de Barkers [59], estes novos métodos só son aplicables a combinacións moi específicas de compoñentes e placas de circuíto impreso. Hai moi poucos métodos dispoñibles para compoñentes grandes como transformadores ou condensadores grandes.
Os métodos de datos experimentais melloran a calidade e as capacidades do modelo utilizado nos métodos de predición de fiabilidade baseados na literatura de referencia. O primeiro método baseado en datos experimentais para predicir a fiabilidade dos equipos electrónicos foi descrito nun artigo de 1999 mediante o método HIRAP (Honeywell In-service Reliability Assessment Program), que foi creado en Honeywell, Inc. [20]. O método de datos experimentais ten unha serie de vantaxes sobre os métodos para predicir a fiabilidade utilizando bibliografía de referencia e normativa. Recentemente, apareceron moitos métodos similares (REMM e TRACS [17], tamén FIDES [16]). O método de datos experimentais, así como o método de predicción da fiabilidade utilizando bibliografía de referencia e normativa, non nos permite ter en conta satisfactoriamente a disposición do taboleiro e o ambiente operativo do seu funcionamento para avaliar a fiabilidade. Esta deficiencia pódese corrixir empregando datos de fallo de placas que son similares no seu deseño ou de placas que estiveron expostas a condicións de funcionamento similares.

Os métodos de datos experimentais dependen da dispoñibilidade dunha extensa base de datos que conteña datos de fallos ao longo do tempo. Cada tipo de falla nesta base de datos debe identificarse correctamente e determinar a súa causa raíz. Este método de avaliación da fiabilidade é axeitado para empresas que producen o mesmo tipo de equipos en cantidades suficientemente grandes para que se poidan procesar un número importante de fallos para avaliar a fiabilidade.

Os métodos para probar a fiabilidade dos compoñentes electrónicos utilízanse desde mediados da década de 1970 e normalmente divídense en probas aceleradas e non aceleradas. O enfoque básico é realizar probas de hardware que creen o ambiente operativo esperado da forma máis realista posible. As probas realízanse ata que se produce un fallo, o que permite predecir o MTBF (Mean Time Between Failures). Se se estima que o MTBF é moi longo, a duración da proba pódese reducir mediante probas aceleradas, que se conseguen aumentando os factores do entorno operativo e utilizando unha fórmula coñecida para relacionar a taxa de fallos na proba acelerada coa taxa de fallo esperada en operación. Esta proba é vital para os compoñentes con alto risco de falla, xa que proporciona ao investigador o maior nivel de confianza dos datos, non obstante, sería pouco práctico usalo para a optimización do deseño da placa debido aos longos tempos de iteración do estudo.

Unha revisión rápida do traballo publicado na década de 1990 suxire que este foi un período no que os datos experimentais, os datos de proba e os métodos PoF competiron entre si para substituír os métodos obsoletos para predicir a fiabilidade dos libros de referencia. Non obstante, cada método ten as súas propias vantaxes e desvantaxes e, cando se usa correctamente, produce resultados valiosos. Como consecuencia, IEEE lanzou recentemente un estándar [26] que enumera todos os métodos de predición de fiabilidade que se usan na actualidade. O obxectivo do IEEE era preparar unha guía que proporcionase ao enxeñeiro información sobre todos os métodos dispoñibles e as vantaxes e inconvenientes inherentes a cada método. Aínda que o enfoque IEEE aínda está no inicio dunha longa evolución, parece que ten méritos propios, xa que o AIAA (American Institute of Aeronautics and Astronautics) ségueo cunha directriz denominada S-102, que é semellante ao IEEE pero tamén ten en conta a calidade relativa dos datos de cada método [27]. Estas guías pretenden unicamente reunir os métodos que circulan pola literatura mundial publicada sobre estes temas.

4. Avarías provocadas por vibracións

Gran parte das investigacións pasadas centráronse principalmente na vibración aleatoria como carga de PCB, pero o seguinte estudo analiza especificamente os fallos relacionados co impacto. Estes métodos non se discutirán completamente aquí, xa que están comprendidos na clasificación dos métodos PoF e son discutidos nas seccións 8.1 e 8.2 deste artigo. Heen et al [24] crearon unha placa de proba para probar a integridade das unións de soldadura BGA cando se someten a golpes. Lau et al [36] describiu a fiabilidade dos compoñentes PLCC, PQFP e QFP baixo impactos dentro e fóra do plano. Pitarresi et al [53,55] analizaron os fallos das placas base de ordenadores debido a cargas de choque e proporcionaron unha boa revisión da literatura que describe equipos electrónicos baixo cargas de choque. Steinberg [62] ofrece un capítulo enteiro sobre o deseño e análise de equipos electrónicos afectados, que abarca tanto como predecir o ambiente de choque como garantir o rendemento dos compoñentes electrónicos. Sukhir [64,65] describiu erros nos cálculos lineais da resposta dunha placa de circuíto impreso a unha carga de impacto aplicada aos fixadores da placa. Así, os métodos de datos de referencia e experimentais poden considerar fallos de equipos relacionados co impacto, pero estes métodos describen implícitamente fallos de "impacto".

5. Métodos de referencia

De todos os métodos dispoñibles descritos nos manuais, limitarémonos a só dous que consideran falla de vibración: Mil-Hdbk-217 e CNET [9]. Mil-Hdbk-217 é aceptado como estándar pola maioría dos fabricantes. Como todos os métodos manuais e de referencia, baséanse en enfoques empíricos que pretenden predicir a fiabilidade dos compoñentes a partir de datos experimentais ou de laboratorio. Os métodos descritos na bibliografía de referencia son relativamente sinxelos de implementar, xa que non requiren un modelado matemático complexo e usan só tipos de pezas, número de pezas, condicións de funcionamento da placa e outros parámetros de fácil acceso. Os datos de entrada introdúcense entón no modelo para calcular o tempo entre fallos, MTBF. A pesar das súas vantaxes, Mil-Hdbk-217 é cada vez menos popular [12, 17,42,50,51]. Consideremos unha lista incompleta de restricións sobre a súa aplicabilidade.

1. Os datos están cada vez máis desactualizados, xa que foron actualizados por última vez en 1995 e non son relevantes para os novos compoñentes, non hai ningunha posibilidade de que o modelo sexa revisado xa que a Xunta de Mellora de Estándares de Defensa decidiu deixar que o método "morra de morte natural". 26].
2. O método non proporciona información sobre o modo de falla, polo que non se pode mellorar nin optimizar o deseño da PCB.
3. Os modelos asumen que o fallo é independente do deseño, ignorando a disposición dos compoñentes na PCB, non obstante, sábese que a disposición dos compoñentes ten un gran impacto na probabilidade de falla. [50].
4. Os datos empíricos recollidos contén moitas imprecisións, os datos utilízanse de compoñentes de primeira xeración cunha taxa de fallo anormalmente alta debido a rexistros erróneos de tempo de operación, reparación, etc., o que reduce a fiabilidade dos resultados da predición de fiabilidade [51].

Todas estas deficiencias indican que se debe evitar o uso de métodos de referencia, non obstante, dentro dos límites da admisibilidade destes métodos, deben aplicarse unha serie de requisitos da especificación técnica. Polo tanto, só se deberían utilizar métodos de referencia cando sexa apropiado, é dicir. nas primeiras fases do deseño [46]. Desafortunadamente, mesmo este uso debería abordarse con certa cautela, xa que este tipo de métodos non foron revisados ​​desde 1995. Polo tanto, os métodos de referencia son inherentemente pobres predictores da fiabilidade mecánica e deben usarse con precaución.

6. Métodos de datos de proba

Os métodos de datos de proba son os métodos de predición de fiabilidade máis sinxelos dispoñibles. Un prototipo do deseño da placa de circuíto impreso proposto está sometido a vibracións ambientais reproducidas nun banco de laboratorio. A continuación, analízanse os parámetros de destrución (MTTF, espectro de choque) e utilízase para calcular os indicadores de fiabilidade [26]. O método de datos de proba debe utilizarse tendo en conta as súas vantaxes e inconvenientes.
A principal vantaxe dos métodos de datos de proba é a alta precisión e fiabilidade dos resultados, polo que para equipos con alto risco de falla, a fase final do proceso de deseño sempre debe incluír probas de cualificación de vibracións. A desvantaxe é o longo tempo necesario para fabricar, instalar e cargar a probeta, o que fai que o método sexa inadecuado para mellorar o deseño de equipos cunha alta probabilidade de falla. Para un proceso de deseño de produto iterativo, debe considerarse un método máis rápido. O tempo de exposición á carga pódese reducir mediante probas aceleradas se hai modelos fiables dispoñibles para o cálculo posterior da vida útil real [70,71]. Non obstante, os métodos de proba acelerados son máis axeitados para modelar fallos térmicos que os fallos por vibración. Isto débese a que leva menos tempo probar os efectos das cargas térmicas sobre os equipos que probar os efectos das cargas de vibración. O efecto da vibración pode aparecer no produto só despois de moito tempo.

Como consecuencia, os métodos de proba xeralmente non se usan para fallas de vibración a menos que existan circunstancias atenuantes, como baixas tensións que orixinan tempos moi longos ata o fallo. Exemplos de métodos de verificación de datos pódense ver nos traballos de Hart [23], Hin et al. [24], Li [37], Lau et al. [36], Shetty et al [57], Liguore e Followell [40], Estes et al. [15], Wang et al. [67], Jih e Jung [30]. Unha boa visión xeral do método dáse en IEEE [26].

7. Métodos experimentais de datos

O método de datos experimentais baséase nos datos de fallos de placas de circuíto impreso similares que foron probadas en condicións de funcionamento especificadas. O método só é correcto para placas de circuíto impreso que experimentarán cargas similares. O método de datos experimentais ten dous aspectos principais: construír unha base de datos de fallos de compoñentes electrónicos e implementar o método baseado no deseño proposto. Para construír unha base de datos axeitada, debe haber datos de fallos relevantes que se recolleron de deseños similares; isto significa que deben existir datos sobre fallos de equipos similares. Tamén se deben analizar os equipos defectuosos e recoller as estatísticas correctamente, non é suficiente afirmar que un determinado deseño de PCB fallou despois dun determinado número de horas, debe determinarse a localización, o modo de falla e a causa do fallo. A non ser que todos os datos de fallos anteriores sexan analizados a fondo, será necesario un longo período de recollida de datos antes de poder utilizar o método de datos experimentais.

Unha posible solución para esta limitación é implementar probas de ciclo de vida altamente aceleradas (HALT) co propósito de construír rapidamente unha base de datos de taxas de fallos, aínda que reproducir con precisión os parámetros ambientais é un reto pero vital [27]. Pódese ler unha descrición da segunda etapa de implementación do método de datos experimentais en [27], que amosa como predecir o MTBF para un deseño proposto se o deseño en proba se obtén modificando unha placa existente para a cal xa existen datos de fallo detallados. . Outras revisións dos métodos de datos experimentais son descritas por varios autores en [11,17,20,26].

8. Simulación por ordenador de condicións de avaría (PoF)

As técnicas de modelado informático das condicións de fallo, tamén chamados modelos de tensión e danos ou modelos PoF, impléntanse nun proceso de predición de fiabilidade en dous pasos. A primeira etapa inclúe a busca da resposta da placa de circuíto impreso a unha carga dinámica imposta sobre ela; na segunda etapa, calcúlase a resposta do modelo para garantir un indicador de fiabilidade dado. A maioría da literatura adoita dedicarse tanto ao método de predicción da resposta como ao proceso de atopar criterios de falla. Estes dous métodos enténdense mellor cando se describen de forma independente, polo que esta revisión considerará estes dous pasos por separado.

Entre as etapas de predicción da resposta e busca de criterios de falla, o conxunto de datos creado na primeira etapa e utilizado na segunda transfírese ao modelo. A variable de resposta evolucionou desde o uso da aceleración de entrada no chasis [15,36,37,67], a través da aceleración real experimentada polo compoñente para dar conta das diferentes respostas vibracionais de diferentes esquemas de PCB [40] e, finalmente, considerar excursión local [62] ou momentos flectores locais [59] experimentados polo PCB local do compoñente.

Observouse que o fallo é unha función da disposición dos compoñentes nunha placa de circuíto impreso [21,38], polo que os modelos que incorporan resposta de vibración local teñen máis probabilidades de ser precisos. A elección de que parámetro (aceleración local, deflexión local ou momento flector) é o factor determinante da falla depende do caso específico.
Se se usan compoñentes SMT, os momentos de curvatura ou flexión poden ser os factores máis significativos de falla; para os compoñentes pesados, as aceleracións locais adoitan utilizarse como criterios de falla. Desafortunadamente, non se realizou ningunha investigación para mostrar que tipo de criterios é máis apropiado nun determinado conxunto de datos de entrada.

É importante considerar a idoneidade de calquera método PoF utilizado, xa que non é práctico utilizar ningún método PoF, analítico ou FE, que non estea apoiado por datos de proba de laboratorio. Ademais, é importante usar calquera modelo só no ámbito da súa aplicabilidade, o que, desafortunadamente, limita a aplicabilidade da maioría dos modelos PoF actuais para usar en condicións moi específicas e limitadas. Varios autores describen bos exemplos de discusión dos métodos PoF [17,19,26,49].

8.1. Predición de resposta

A predición de resposta implica utilizar a xeometría e as propiedades do material dunha estrutura para calcular a variable de resposta requirida. Espérase que este paso capture só a resposta global do PCB subxacente e non a resposta dos compoñentes individuais. Existen tres tipos principais de métodos de predición de respostas: modelos FE analíticos detallados e modelos FE simplificados, descritos a continuación. Estes métodos céntranse en incorporar a rixidez e os efectos de masa dos compoñentes engadidos, non obstante, é importante non perder de vista a importancia de modelar con precisión a rixidez de rotación no bordo do PCB xa que isto está intimamente relacionado coa precisión do modelo (discouse en Sección 8.1.4). Fig. 1. Exemplo dun modelo detallado dunha placa de circuíto impreso [53].

8.1.1. Predición de resposta analítica

Steinberg [62] proporciona o único método analítico para calcular a resposta á vibración dunha placa de circuíto impreso. Steinberg afirma que a amplitude da oscilación na resonancia dunha unidade electrónica é igual a dúas veces a raíz cadrada da frecuencia de resonancia; esta declaración baséase en datos non dispoñibles e non se pode verificar. Isto permite calcular analíticamente a deflexión dinámica na resonancia, que se pode usar despois para calcular a carga dinámica dun compoñente pesado ou a curvatura da placa de circuíto impreso. Este método non produce directamente resposta local de PCB e só é compatible cos criterios de falla baseados na deflexión descritos por Steinberg.

A validez da hipótese da distribución da función de transferencia baseada nas medicións de amplitude é cuestionable xa que Pitarresi et al [53] mediron unha atenuación crítica do 2% para a placa base dunha computadora, mentres que usar a suposición de Steinberg daría un 3,5% (baseado na frecuencia natural 54). Hz), o que levaría a unha gran subestimación da resposta da placa á vibración.

8.1.2. Modelos FE detallados

Algúns autores demostran o uso de modelos FE detallados para calcular a resposta á vibración dunha placa de circuíto impreso [30,37,53, 57,58] (A figura 1-3 mostra exemplos cun maior nivel de detalle), pero o uso destes métodos non se recomenda para un produto comercial (a non ser que non sexa absolutamente necesaria só unha predición precisa da resposta local), xa que o tempo necesario para construír e resolver tal modelo é excesivo. Os modelos simplificados producen datos de precisión axeitada moito máis rápido e a menor custo. O tempo necesario para construír e resolver un modelo de FE detallado pódese reducir usando as constantes de resorte JEDEC 4 publicadas en [33-35], estas constantes de resorte pódense usar en lugar do modelo FE detallado de cada cable. Ademais, pódese implementar o método de subestrutura (ás veces coñecido como método de superelemento) para reducir o tempo de cálculo necesario para resolver modelos detallados. Cómpre sinalar que os modelos de FE detallados adoitan difuminar as liñas entre a predición de resposta e os criterios de falla, polo que o traballo aquí referenciado tamén pode caer na lista de obras que conteñen criterios de falla.

8.1.3. Modelos FE distribuidos

Os modelos FE simplificados reducen a creación de modelos e o tempo de solución. A masa do compoñente engadido e a súa rixidez pódense representar simplemente simulando un PCB baleiro con masa e rixidez aumentadas, onde se incorporan os efectos da masa e da rixidez aumentando localmente o módulo de Young do PCB.

Fig. 2. Exemplo dun modelo detallado dun compoñente QFP usando simetría para simplificar o proceso de modelado e reducir o tempo de solución [36]. Fig. 3. Exemplo dun modelo FE detallado de derivación J [6].

O factor de mellora da rixidez pódese calcular cortando fisicamente o elemento unido e aplicando métodos de proba de flexión [52]. Pitarresi et al. [52,54] examinou o efecto de simplificación da masa e da rixidez engadidas que proporcionan os compoñentes unidos a unha placa de circuíto impreso.

O primeiro traballo examina un caso único dun modelo FE simplificado dunha placa de circuíto impreso, verificado con datos experimentais. A principal área de interese deste traballo é a determinación das propiedades distribuídas, coa advertencia de que se require unha alta precisión da rixidez torsional para un modelo preciso.

O segundo artigo analiza cinco PCB recheos diferentes, cada un modelado con varios niveis diferentes de simplificación da súa composición. Estes modelos compáranse con datos experimentais. Este artigo conclúe con algunhas observacións instrutivas sobre a correlación entre as relacións masa-rixidez e a precisión do modelo. Ambos estes traballos usan só frecuencias naturais e MEC (criterios de garantía modal) para determinar a correlación entre os dous modelos. Desafortunadamente, o erro na frecuencia natural non pode proporcionar ningunha información sobre o erro nas aceleracións locais ou momentos de flexión, e MKO só pode dar a correlación global entre dous modos naturais, pero non se pode usar para calcular o erro porcentual de aceleración ou curvatura. Usando unha combinación de análise numérica e simulación por ordenador, Cifuentes [10] fai as seguintes catro observacións.

1. Os modos simulados deben conter polo menos un 90 % de masa vibratoria para unha análise precisa.
2. Nos casos nos que as desviacións do taboleiro son comparables ao seu grosor, a análise non lineal pode ser máis apropiada que a análise lineal.
3. Pequenos erros na colocación dos compoñentes poden causar grandes erros nas medicións de resposta.
4. A precisión da medición da resposta é máis sensible aos erros de masa que á rixidez.

8.1.4. Condicións de fronteira

O coeficiente de rixidez da rotación do bordo da PCB ten un impacto significativo na precisión da resposta calculada [59], e dependendo da configuración específica é de moita maior importancia que a masa e a rixidez do compoñente engadidos. Modelar a rixidez do bordo de rotación como cero (esencialmente só unha condición soportada) adoita producir resultados conservadores, mentres que o modelado con suxeición firme adoita subestimar os resultados, xa que mesmo os mecanismos de suxeición de PCB máis ríxidos non poden garantir unha condición de bordo totalmente suxeita. Barker e Chen [5] validan a teoría analítica con resultados experimentais para mostrar como a rixidez rotacional dos bordos afecta a frecuencia natural dun PCB. O principal achado deste traballo é a forte correlación entre a rixidez de rotación dos bordos e as frecuencias naturais, consistente coa teoría. Isto tamén significa que grandes erros no modelado da rixidez rotacional dos bordos levarán a grandes erros na predición da resposta. Aínda que este traballo foi considerado nun caso particular, é aplicable á modelización de todo tipo de mecanismos de condicións de contorno. Usando datos experimentais de Lim et al. [41] ofrece un exemplo de como se pode calcular a rixidez rotacional do bordo para usar FE nun modelo de PCB; isto conséguese mediante un método adaptado de Barker e Chen [5]. Este traballo tamén mostra como determinar a localización óptima de calquera punto dunha estrutura para maximizar as frecuencias naturais. Traballos que consideran especificamente o efecto de modificar as condicións de contorno para reducir a resposta á vibración tamén existen por Guo e Zhao [21]; Aglietti [2]; Aglietti e Schwingshackl [3], Lim et al. [41].

8.1.5. Predicións de impacto de choque e vibración

Pitarresi et al. [53-55] usa un modelo FE detallado dunha PCB para predecir a resposta de choque e vibración dunha placa con compoñentes representados como bloques 3D. Estes modelos utilizaron relacións de amortiguamento constantes determinadas experimentalmente para mellorar a predición da resposta na resonancia. Comparáronse o espectro de resposta ao impacto (SRS) e os métodos de varrido do tempo para a predición da resposta ao impacto, sendo ambos os métodos unha compensación entre a precisión e o tempo de solución.

8.2. Criterios de rexeitamento

Os criterios de falla toman unha medida da resposta da PCB e utilízana para derivar unha métrica de falla, onde a métrica de falla pode ser o tempo medio entre fallos (MTBF), ciclos ata o fallo, probabilidade de que funcione sen fallas ou calquera outra métrica de fiabilidade (ver IEEE [26]; Jensen[28] 47]; O'Connor [XNUMX] para unha discusión sobre as métricas de falla). Os moitos enfoques diferentes para xerar estes datos pódense dividir convenientemente en métodos analíticos e empíricos. Os métodos empíricos xeran datos de criterios de fallo cargando mostras de proba de compoñentes coa carga dinámica requirida. Desafortunadamente, debido á ampla gama de datos de entrada (tipos de compoñentes, espesores de PCB e cargas) que son posibles na práctica, é improbable que os datos publicados sexan de aplicación directa xa que os datos só son válidos en casos moi especiais. Os métodos analíticos non sofren tales inconvenientes e teñen unha aplicabilidade moito máis ampla.

8.2.1. Criterios empíricos de falla

Como se dixo anteriormente, unha limitación da maioría dos modelos empíricos é que só son aplicables a configuracións que impliquen o mesmo grosor de PCB, tipos de compoñentes similares e carga de entrada, o que é improbable. Non obstante, a literatura dispoñible é útil polos seguintes motivos: ofrece bos exemplos de realización de probas de fallo, destaca diferentes opcións para as métricas de fallo e proporciona información valiosa sobre a mecánica do fallo. Li [37] creou un modelo empírico para predicir a fiabilidade dos paquetes BGA de 272 pines e QFP de 160 pines. Investígase os danos por fatiga nos condutores e no corpo do paquete, e os resultados experimentais concordan coa análise de danos baseada en estrés calculada mediante un modelo FE detallado (ver tamén Li e Poglitsch [38,39]). O proceso produce danos acumulados para un determinado nivel de aceleración da vibración do sinal de entrada de vibración.
Lau et al [36] avaliaron a fiabilidade de compoñentes específicos baixo cargas de choque e vibración utilizando estatísticas de Weibull. Liguore e Followell [40] examinaron os fallos dos compoñentes LLCC e J-lead variando a aceleración local entre os ciclos de servizo. Utilízase a aceleración local en oposición á aceleración de entrada do chasis e investigouse o efecto da temperatura nos resultados das probas. O artigo tamén fai referencia á investigación sobre o efecto do grosor do PCB na fiabilidade dos compoñentes.

Guo e Zhao [21] comparan a fiabilidade dos compoñentes cando se usa a curvatura torsional local como carga, en contraste con estudos anteriores que utilizaron a aceleración. Simulándose o dano por fatiga, entón o modelo FE compárase cos resultados experimentais. O artigo tamén analiza a optimización da disposición dos compoñentes para mellorar a fiabilidade.

Ham e Lee [22] presentan un método de datos de proba para o problema de determinar as tensións de soldadura de chumbo baixo cargas cíclicas de torsión. Estes et al [15] consideraron o problema de falla dos compoñentes de ás de gaivota (GOST IEC 61188-5-5-2013) coa aceleración de entrada aplicada e a carga térmica. Os compoñentes estudados son os tipos de paquetes de chips CQFP 352, 208, 196, 84 e 28, así como os FP 42 e 10. O artigo está dedicado á falla de compoñentes electrónicos debido ás flutuacións na órbita dun satélite xeoestacionario da Terra, o tempo entre fallos dáse en termos de anos de voo en órbitas xeoestacionarias ou baixas da Terra. Nótase que o fallo dos fíos de ás de gaivota é máis probable nos lugares en contacto co corpo do paquete que na unión de soldadura.

Jih e Jung [30] consideran fallos dos equipos causados ​​por defectos de fabricación inherentes na unión de soldadura. Isto faise creando un modelo FE moi detallado do PCB e atopando a densidade espectral de potencia (PSD) para diferentes lonxitudes de fendas de fabricación. Ligyore, Followell [40] e Shetty, Reinikainen [58] suxiren que os métodos empíricos producen os datos de falla máis precisos e útiles para configuracións específicas de compoñentes conectados. Este tipo de métodos utilízanse se certos datos de entrada (espesor da placa, tipo de compoñente, rango de curvatura) poden manterse constantes durante todo o deseño ou se o usuario pode permitirse o luxo de realizar probas reais deste tipo.

8.2.2. Criterio de fallo analítico

Modelos SMT de xuntas de esquina

Varios investigadores que analizan as fallas dos pins de esquina SMT suxiren que esta é a causa máis común de falla. Os artigos de Sidharth e Barker [59] completan unha serie de traballos anteriores presentando un modelo para determinar a tensión dos cables de esquina SMT e dos compoñentes do bucle. O modelo proposto ten un erro inferior ao 7% en comparación co modelo FE detallado para seis escenarios do peor dos casos. O modelo baséase nunha fórmula publicada previamente por Barker e Sidharth [4], onde se modelaba a deflexión dunha peza unida sometida a un momento de flexión. O artigo de Sukhir [63] examina analíticamente as tensións esperadas nos terminais do paquete debido aos momentos de flexión aplicados localmente. Barker e Sidharth [4] constrúen no traballo de Sukhir [63], Barker et al [4], que considera a influencia da rixidez rotacional principal. Finalmente, Barker et al [7] utilizaron modelos FE detallados para estudar o efecto das variacións dimensionais do chumbo sobre a vida útil do chumbo.

É apropiado mencionar aquí o traballo sobre as constantes de resorte de chumbo JEDEC, que simplificou moito a creación de modelos de compoñentes de chumbo [33-35]. Pódense usar constantes de resorte en lugar dun modelo detallado de conexións de cables; o tempo necesario para construír e resolver o modelo FE reducirase no modelo. O uso de tales constantes no modelo FE compoñente evitará o cálculo directo das tensións locais de chumbo. Pola contra, darase a deformación global do chumbo, que despois debería relacionarse con tensións locais de chumbo ou criterios de falla de chumbo en función do ciclo de vida do produto.

Datos de fatiga do material

A maioría dos datos sobre a falla dos materiais utilizados para soldaduras e compoñentes están relacionados principalmente coa falla térmica, e existen relativamente poucos datos relacionados coa falla por fatiga. Unha referencia importante nesta área é proporcionada por Sandor [56], que proporciona datos sobre a mecánica da fatiga e a falla das aliaxes de soldadura. Steinberg [62] considera o fallo das mostras de soldadura. Os datos de fatiga para soldaduras e fíos estándar están dispoñibles no artigo de Yamada [69].

Fig. 4. A posición de fallo habitual do manual dos compoñentes QFP está preto do corpo do paquete.

Os fallos de modelado asociados ao desenganche da soldadura son un reto debido ás propiedades pouco habituais deste material. A solución a esta pregunta depende do compoñente que se debe probar. Sábese que para os paquetes QFP isto normalmente non se ten en conta e a fiabilidade avalíase mediante a literatura de referencia. Pero se se calcula a soldadura de grandes compoñentes BGA e PGA, as conexións de chumbo, debido ás súas propiedades pouco habituais, poden afectar a falla do produto. Así, para os paquetes QFP, as propiedades de fatiga do chumbo son a información máis útil. Para BGA, a información sobre a durabilidade das unións de soldadura sometidas a deformación plástica instantánea é máis útil [14]. Para compoñentes máis grandes, Steinberg [62] proporciona datos de tensión de extracción de xuntas de soldadura.

Modelos de falla de compoñentes pesados

Os únicos modelos de falla que existen para compoñentes pesados ​​preséntanse nun artigo de Steinberg [62], que examina a resistencia á tracción dos compoñentes e dá un exemplo de como calcular a tensión máxima permitida que se pode aplicar a unha conexión de cable.

8.3. Conclusións sobre a aplicabilidade dos modelos PoF

As seguintes conclusións foron feitas na literatura sobre os métodos PoF.

A resposta local é fundamental para prever a falla dos compoñentes. Como se observa en Li, Poglitsch [38], os compoñentes dos bordos dun PCB son menos susceptibles de fallar que os situados no centro do PCB debido ás diferenzas locais na flexión. En consecuencia, os compoñentes en diferentes lugares do PCB terán diferentes probabilidades de falla.

A curvatura da placa local considérase un criterio de falla máis importante que a aceleración dos compoñentes SMT. Traballos recentes [38,57,62,67] indican que a curvatura da placa é o principal criterio de falla.

Os diferentes tipos de paquetes, tanto no número de pinos como no tipo utilizado, son inherentemente máis fiables que outros, independentemente do entorno local específico [15,36,38].
A temperatura pode afectar a fiabilidade dos compoñentes. Liguore e Followell [40] afirman que a vida á fatiga é máis alta no intervalo de temperaturas de 0 ◦C a 65 ◦C, cunha diminución notable a temperaturas inferiores a -30 ◦C e superiores a 95 ◦C. Para os compoñentes QFP, o lugar onde o fío se une ao paquete (ver Fig. 4) considérase a localización da falla principal en lugar da unión de soldadura [15,22,38].

O grosor da placa ten un impacto definitivo na vida a fatiga dos compoñentes SMT, xa que se demostrou que a vida á fatiga da BGA diminúe unhas 30-50 veces se o grosor da placa aumenta de 0,85 mm a 1,6 mm (mentres se mantén a curvatura global constante) [13] . A flexibilidade (cumprimento) dos cables dos compoñentes afecta significativamente á fiabilidade dos compoñentes periféricos [63], non obstante, esta é unha relación non lineal e os cables de conexión intermedia son os menos fiables.

8.4. Métodos de software

O Centro de Enxeñaría Avanzada do Ciclo de Vida (CALCE) da Universidade de Maryland ofrece software para calcular a resposta de vibración e choque das placas de circuíto impreso. O software (denominado CALCE PWA) ten unha interface de usuario que simplifica o proceso de execución do modelo FE e introduce automaticamente o cálculo da resposta no modelo de vibración. Non hai supostos utilizados para crear o modelo de resposta FE, e os criterios de falla utilizados son tomados de Steinberg [61] (aínda que tamén se espera que se implemente o método de Barkers [48]). Para ofrecer recomendacións xerais para mellorar a fiabilidade dos equipos, o software descrito funciona ben, sobre todo porque ten en conta simultaneamente os esforzos inducidos termicamente e require un mínimo de coñecementos especializados, pero non se comprobou experimentalmente a precisión dos criterios de falla nos modelos.

9. Métodos para aumentar a fiabilidade dos equipos

Nesta sección analizaranse as modificacións posteriores ao proxecto que melloran a fiabilidade dos equipos electrónicos. Divídense en dúas categorías: as que cambian as condicións de contorno do PCB e as que aumentan a amortiguación.

O obxectivo principal das modificacións das condicións de contorno é reducir a deflexión dinámica da placa de circuíto impreso, isto pódese conseguir mediante nervaduras de rixidez, soportes adicionais ou reducindo a vibración do medio de entrada. Os refuerzos poden ser útiles xa que aumentan as frecuencias naturais, reducindo así a deflexión dinámica [62], o mesmo se aplica á adición de apoios adicionais [3], aínda que tamén se pode optimizar a localización dos apoios, tal e como se mostra nos traballos de JH Ong e Lim. 40]. Desafortunadamente, as costelas e os soportes adoitan requirir un redeseño do deseño, polo que estas técnicas son mellor consideradas no inicio do ciclo de deseño. Ademais, deberase procurar que as modificacións non modifiquen as frecuencias naturais para que coincidan coas frecuencias naturais da estrutura de soporte, xa que isto sería contraproducente.

A adición de illamento mellora a fiabilidade do produto ao reducir o impacto do ambiente dinámico transferido ao equipo e pódese conseguir de forma pasiva ou activa.
Os métodos pasivos adoitan ser sinxelos e máis baratos de implementar, como o uso de illantes de cable [66] ou o uso de propiedades pseudoelásticas das aliaxes con memoria de forma (SMA) [32]. Non obstante, sábese que os illantes mal deseñados poden realmente aumentar a resposta.
Os métodos activos proporcionan unha mellor amortiguación nun rango de frecuencias máis amplo, xeralmente a costa da sinxeleza e masa, polo que normalmente están destinados a mellorar a precisión de instrumentos de precisión moi sensibles en lugar de evitar danos. O illamento activo da vibración inclúe métodos electromagnéticos [60] e piezoeléctricos [18,43]. A diferenza dos métodos de modificación da condición de contorno, a modificación de amortiguamento ten como obxectivo reducir a resposta resonante máxima dos equipos electrónicos, mentres que as frecuencias naturais reais deberían cambiar só lixeiramente.

Do mesmo xeito que co illamento de vibracións, a amortiguación pódese conseguir de forma pasiva ou activa, con simplificacións de deseño similares no primeiro e maior complexidade e amortecemento no segundo.

Os métodos pasivos inclúen, por exemplo, métodos moi sinxelos como o material de unión, aumentando así o amortecemento da placa de circuíto impreso [62]. Os métodos máis sofisticados inclúen o amortecemento de partículas [68] e o uso de absorbedores dinámicos de banda ancha [25].

O control activo da vibración adoita conseguirse mediante o uso de elementos piezocerámicos unidos á superficie da placa de circuíto impreso [1,45]. O uso de métodos de endurecemento é específico do caso e debe considerarse coidadosamente en relación con outros métodos. Aplicar estas técnicas a equipos que non se sabe que teñan problemas de fiabilidade non aumentará necesariamente o custo e o peso do deseño. Non obstante, se un produto cun deseño aprobado falla durante a proba, pode ser moito máis rápido e sinxelo aplicar unha técnica de endurecemento estrutural que redeseñar o equipo.

10. Oportunidades de desenvolvemento de métodos

Esta sección detalla as oportunidades para mellorar a predición da fiabilidade dos equipos electrónicos, aínda que os avances recentes en optoelectrónica, nanotecnoloxía e tecnoloxías de envasado poden limitar en breve a aplicabilidade destas propostas. É posible que os catro métodos principais de predición de fiabilidade non estean en uso no momento do deseño do dispositivo. O único factor que podería facer tales métodos máis atractivos sería o desenvolvemento de tecnoloxías de fabricación e probas totalmente automatizadas e de baixo custo, xa que isto permitiría construír e probar o deseño proposto moito máis rápido do que é posible actualmente, cun mínimo esforzo humano.

O método PoF ten moito marxe de mellora. A principal área onde se pode mellorar é a integración co proceso global de deseño. O deseño de equipos electrónicos é un proceso iterativo que achega ao desenvolvedor ao resultado final só en colaboración con enxeñeiros especializados no campo da electrónica, fabricación e enxeñería térmica e deseño estrutural. Un método que aborde automaticamente algúns destes problemas ao mesmo tempo reducirá o número de iteracións do deseño e aforrará cantidades significativas de tempo, especialmente cando se considera a cantidade de comunicación interdepartamental. Outras áreas de mellora dos métodos PoF dividiranse en tipos de predicción de resposta e criterios de falla.

A predición de resposta ten dous camiños posibles: modelos máis rápidos e detallados ou modelos simplificados e mellorados. Coa chegada de procesadores informáticos cada vez máis potentes, o tempo de solución dos modelos FE detallados pode facerse bastante curto, mentres que ao mesmo tempo, grazas ao software moderno, o tempo de montaxe do produto redúcese, o que finalmente minimiza o custo dos recursos humanos. Os métodos FE simplificados tamén se poden mellorar mediante un proceso de xeración automática de modelos FE, semellante aos propostos para métodos FE detallados. Actualmente está dispoñible software automático (CALCE PWA) para este fin, pero a tecnoloxía non está ben comprobada na práctica e descoñécense as hipóteses de modelización realizadas.

O cálculo da incerteza inherente a diferentes métodos de simplificación sería moi útil, permitindo implementar criterios de tolerancia a fallos útiles.

Finalmente, sería útil unha base de datos ou un método para impartir unha maior rixidez aos compoñentes conectados, onde estes aumentos de rixidez poderían utilizarse para mellorar a precisión dos modelos de resposta. A creación de criterios de avaría de compoñentes depende da lixeira variación entre compoñentes semellantes de diferentes fabricantes, así como do posible desenvolvemento de novos tipos de envases, xa que calquera método ou base de datos para determinar os criterios de avaría debe ter en conta dita variabilidade e cambios.

Unha solución sería crear un método/software para construír automaticamente modelos detallados de FE baseados en parámetros de entrada como as dimensións do chumbo e do envase. Este método pode ser viable para compoñentes de forma xeralmente uniforme, como compoñentes SMT ou DIP, pero non para compoñentes irregulares complexos como transformadores, estranguladores ou compoñentes personalizados.

Os modelos FE posteriores pódense resolver para esforzos e combinarse con datos de falla de material (datos da curva de plasticidade S-N, mecánica de fractura ou similares) para calcular a vida útil dos compoñentes, aínda que os datos de falla do material deben ser de alta calidade. O proceso de FE debe estar correlacionado con datos de proba reais, preferiblemente nunha gama de configuracións o máis ampla posible.

O esforzo implicado neste proceso é relativamente pequeno en comparación coa alternativa das probas directas de laboratorio, que deben realizar un número estatisticamente significativo de probas en diferentes espesores de PCB, diferentes intensidades de carga e direccións de carga, incluso con centos de tipos de compoñentes diferentes dispoñibles para múltiples tipos de placas. En termos de probas de laboratorio simples, pode haber un método para mellorar o valor de cada proba.

Se houbese un método para calcular o aumento relativo da tensión debido a cambios en determinadas variables, como o grosor do PCB ou as dimensións do chumbo, entón poderíase estimar posteriormente o cambio na vida útil do compoñente. Este método pódese crear utilizando métodos analíticos ou de análise de FE, o que leva finalmente a unha fórmula sinxela para calcular os criterios de fallo a partir dos datos de fallo existentes.

En definitiva, espérase que se cree un método que combine todas as diferentes ferramentas dispoñibles: análise de FE, datos de proba, análise analítica e métodos estatísticos para crear os datos de fallos máis precisos posible cos escasos recursos dispoñibles. Pódense mellorar todos os elementos individuais do método PoF introducindo métodos estocásticos no proceso para ter en conta os efectos da variabilidade nos materiais electrónicos e nas etapas de fabricación. Isto faría que os resultados sexan máis realistas, quizais levando a un proceso de creación de equipos que sexa máis robusto para a variabilidade ao tempo que minimiza a degradación do produto (incluíndo o peso e o custo).

En definitiva, tales melloras poderían incluso permitir a avaliación en tempo real da fiabilidade dos equipos durante o proceso de deseño, suxerindo ao instante opcións de compoñentes, esquemas ou outras recomendacións máis seguras para mellorar a fiabilidade ao tempo que se abordan outros problemas como as interferencias electromagnéticas (EMI), térmicas e industriais.

11. Conclusión

Esta revisión introduce as complexidades de predicir a fiabilidade dos equipos electrónicos, rastrexando a evolución de catro tipos de métodos de análise (literatura regulamentaria, datos experimentais, datos de proba e PoF), levando a unha síntese e comparación deste tipo de métodos. Os métodos de referencia son útiles só para estudos preliminares, os métodos de datos experimentais só son útiles se hai datos de temporización extensos e precisos, e os métodos de datos de proba son vitais para as probas de cualificación do deseño pero insuficientes para a optimización dos deseños.

Os métodos PoF son discutidos con máis detalle que en revisións anteriores da literatura, dividindo a investigación en categorías de criterios de predición e probabilidade de fracaso. A sección "Predición de resposta" revisa a literatura sobre propiedades distribuídas, modelado de condicións de contorno e niveis de detalle nos modelos FE. A elección do método de predición de resposta móstrase como unha compensación entre a precisión e o tempo para xerar e resolver o modelo FE, destacando de novo a importancia da precisión das condicións de contorno. A sección "Criterios de fallo" analiza os criterios de fallo empíricos e analíticos; para a tecnoloxía SMT, ofrécense revisións de modelos e compoñentes pesados.
Os métodos empíricos só son aplicables a casos moi específicos, aínda que proporcionan bos exemplos de métodos de proba de fiabilidade, mentres que os métodos analíticos teñen un abano de aplicabilidade moito máis amplo pero son máis complexos de implementar. Ofrécese unha breve discusión dos métodos de análise de fallos existentes baseados en software especializado. Finalmente, ofrécense implicacións para o futuro da predición de fiabilidade, considerando as direccións nas que poden evolucionar os métodos de predición de fiabilidade.

Literatura[1] G. S. Aglietti, R. S. Langley, E. Rogers e S. B. Gabriel, An efficient model of an equipment loaded panel for active control design studies, The Journal of the Acoustical Society of America 108 (2000), 1663–1673.
[2] GS Aglietti, A lighter enclosure for electronics for space applications, Proceeding of Institute of Mechanical Engineers 216 (2002), 131–142.
[3] G. S. Aglietti e C. Schwingshackl, Analysis of enclosures and anti vibration devices for electronic equipment for space applications, Proceedings of the 6th International Conference on Dynamics and Control of Spacecraft Structures in Space, Riomaggiore, Italia, (2004).
[4] D. B. Barker e Y. Chen, Modeling the vibration restrictions of wedge lock card guides, ASME Journal of Electronic Packaging 115(2) (1993), 189–194.
[5] D. B. Barker, Y. Chen e A. Dasgupta, Estimating the vibration fatigue life of quad leaded surface mount components, ASME Journal of Electronic Packaging 115(2) (1993), 195–200.
[6] D. B. Barker, A. Dasgupta e M. Pecht, Cálculos da vida útil das xuntas de soldadura PWB baixo cargas térmicas e vibracionais, Annual Reliability and Maintainability Symposium, 1991 Proceedings (Cat. No. 91CH2966-0), 451–459.
[7] D. B. Barker, I. Sharif, A. Dasgupta e M. Pecht, Effect of SMC lead dimensional variabilities on lead compliance and solder joint fatigue life, ASME Journal of Electronic Packaging 114(2) (1992), 177–184.
[8] D. B. Barker e K. Sidharth, Local PWB and component bowing of an assembly subject to a fling moment, American Society of Mechanical Engineers (Papel) (1993), 1–7.
[9] J. Bowles, A survey of reliability-prediction procedures for microelectronic devices, IEEE Transactions on Reliability 41(1) (1992), 2–12.
[10] AO Cifuentes, Estimating the dynamic behavior of printed circuit boards, IEEE Transactions on Components, Packaging, and Manufacturing Technology Part B: Advanced Packaging 17(1) (1994), 69–75.
[11] L. Condra, C. Bosco, R. Deppe, L. Gullo, J. Treacy e C. Wilkinson, Reliability assessment of aerospace electronic equipment, Quality and Reliability Engineering International 15(4) (1999), 253–260. .
[12] M. J. Cushing, D. E. Mortin, T. J. Stadterman e A. Malhotra, Comparison of electronics-reliability assessment approaches, IEEE Transactions on Reliability 42(4) (1993), 542–546.
[13] R. Darveaux e A. Syed, Reliability of area array solder joints in bending, SMTA International Proceedings of the Technical Program (2000), 313–324.
[14] N. F. Enke, T. J. Kilinski, S. A. Schroeder e J. R. Lesniak, Mechanical behaviors of 60/40 tin-lead solder lap joints, Proceedings – Electronic Components Conference 12 (1989), 264–272.
[15] T. Estes, W. Wong, W. McMullen, T. Berger e Y. Saito, Reliability of class 2 heel filets on gull winged leaded components. Conferencia Aeroespacial, Proceedings 6 (2003), 6-2517–6 C2525
[16] FIDES, Guía FIDES 2004 edición A Reliability Methodology for Electronic Systems. Grupo FIDES, 2004.
[17] B. Foucher, D. Das, J. Boullie e B. Meslet, A review of reliability prediction methods for electronic devices, Microelectronics Reliability 42(8) (2002), 1155–1162.
[18] J. Garcia-Bonito, M. Brennan, S. Elliott, A. David e R. Pinnington, A novel high-splacement piezoelectric actuator for active vibration control, Smart Materials and Structures 7(1) (1998), 31. –42.
[19] W. Gericke, G. Gregoris, I. Jenkins, J. Jones, D. Lavielle, P. Lecuyer, J. Lenic, C. Neugnot, M. Sarno, E. Torres e E. Vergnault, A methodology to avaliar e seleccionar un método de predición de fiabilidade axeitado para os compoñentes eee en aplicacións espaciais, Axencia Espacial Europea, (publicación especial) ESA SP (507) (2002), 73–80.
[20] L. Gullo, A avaliación da fiabilidade en servizo e o enfoque de arriba abaixo proporcionan un método alternativo de predición da fiabilidade. Anual Reliability and Maintainability, Actas do simposio (núm. cat. 99CH36283), 1999, 365–377.
[21] Q. Guo e M. Zhao, Fatigue of SMT solder joint including torsional curvature and chip location optimization, International Journal of Advanced Manufacturing Technology 26(7–8) (2005), 887–895.
[22] S.-J. Xamón e S.-B. Lee, Estudo experimental para a fiabilidade dos envases electrónicos baixo vibración, Experimental Mechanics 36(4) (1996), 339-344.
[23] D. Hart, Fatigue testing of a component lead in a plated through hole, IEEE Proceedings of the National Aerospace and Electronics Conference (1988), 1154–1158.
[24] T. Y. Hin, K. S. Beh e K. Seetharamu, Desenvolvemento dunha placa de proba dinámica para a avaliación da fiabilidade das xuntas de soldadura FCBGA en choque e vibración. Proceedings of the 5th Electronics Packaging Technology Conference (EPTC 2003), 2003, 256–262.58
[25] V. Ho, A. Veprik e V. Babitsky, Ruggedizing printed circuit boards using a wideband dynamic absorber, Shock and Vibration 10(3) (2003), 195–210.
[26] IEEE, guía IEEE para seleccionar e utilizar predicións de fiabilidade baseadas en IEEE 1413, 2003, v+90 C.
[27] T. Jackson, S. Harbater, J. Sketoe e T. Kinney, Development of standard formats for space systems reliability models, Annual Reliability and Maintainability Symposium, 2003 Proceedings (Cat. No. 03CH37415), 269–276.
[28] F. Jensen, Electronic Component Reliability, Wiley, 1995.
[29] J. H. Ong e G. Lim, A simple technique for maximizing the fundamental frequency of structures, ASME Journal of Electronic Packaging 122 (2000), 341–349.
[30] E. Jih e W. Jung, Vibrational fatigue of surface mount solder joints. Ithermfl98. Sexta Conferencia Intersociedade sobre Fenómenos Térmicos e Termomecánicos en Sistemas Electrónicos (Cat. No. 98CH36208), 1998, 246–250.
[31] B. Johnson e L. Gullo, Improvements in reliability assessment and prediction methodology. Simposio Anual de Fiabilidade e Mantemento. 2000 Actas. Simposio Internacional sobre Calidade e Integridade do Produto (Cat. No. 00CH37055), 2000, -:181–187.
[32] M. Khan, D. Lagoudas, J. Mayes e B. Henderson, Pseudoelastic SMA spring elements for passive vibration isolation: part i modeling, Journal of Intelligent Material Systems and Structures 15(6) (2004), 415–441. .
[33] R. Kotlowitz, Comparative compliance of representative lead designs for surface-mounted components, IEEE Transactions on Components, Hybrids, and Manufacturing Technology 12(4) (1989), 431–448.
[34] R. Kotlowitz, Compliance metrics for surface mount component lead design. 1990 Actas. 40a Conferencia de Compoñentes Electrónicos e Tecnoloxía (Cat. No 90CH2893-6), 1990, 1054–1063.
[35] R. Kotlowitz e L. Taylor, Compliance metrics for the inclined gull-wing, spider j-bend, and spider gull-wing lead designs for surface mount components. 1991 Actas. 41a Conferencia de Compoñentes Electrónicos e Tecnoloxía (Cat. No 91CH2989-2), 1991, 299–312.
[36] J. Lau, L. Powers-Maloney, J. Baker, D. Rice e B. Shaw, Solder joint reliability of fine pitch surface mount technology assemblies, IEEE Transactions on Components, Hybrids, and Manufacturing Technology 13(3) (1990), 534–544.
[37] R. Li, A methodology for fatigue prediction of electronic components under random vibration load, ASME Journal of Electronic Packaging 123(4) (2001), 394–400.
[38] R. Li e L. Poglitsch, Fatigue of plastic ball grid array and plastic quad flat packages under automotive vibration. SMTA International, Proceedings of the Technical Program (2001), 324–329.
[39] R. Li e L. Poglitsch, Fatiga pola vibración, mecanismo de falla e fiabilidade da matriz de reixa de bolas de plástico e paquetes de plástico cuádruple plano.
[40] Proceedings 2001 HD International Conference on High-Density Interconnect and Systems Packaging (SPIE Vol. 4428), 2001, 223–228.
[41] S. Liguore e D. Followell, Vibration fatigue of surface mount technology (smt) solder joints. Anual Reliability and Maintainability Symposium 1995 Proceedings (Cat. No. 95CH35743), 1995, -:18–26.
[42] G. Lim, J. Ong e J. Penny, Effect of edge and internal point support of a printed circuit board under vibration, ASME Journal of Electronic Packaging 121(2) (1999), 122–126.
[43] P. Luthra, Mil-hdbk-217: Que ten de malo? IEEE Transactions on Reliability 39(5) (1990), 518.
[44] J. Marouze e L. Cheng, A factibility study of active vibration isolation using thunder actuators, Smart Materials and Structures 11(6) (2002), 854–862.
[45] MIL-HDBK-217F. Predición de fiabilidade dos equipos electrónicos. Departamento de Defensa dos Estados Unidos, Edición F, 1995.
[46] S. R. Moheimani, A survey of recent innovations in vibration amorting and control using shunted piezoelectric transducers, IEEE Transactions on Control Systems Technology 11(4) (2003), 482–494.
[47] S. Morris e J. Reilly, Mil-hdbk-217-un obxectivo favorito. Simposio Anual de Fiabilidade e Mantemento. 1993 Proceedings (Cat. No 93CH3257-3), (1993), 503–509.
P. O'Connor, Enxeñaría práctica de fiabilidade. Wiley, 1997.
[48] ​​​​M. Osterman e T. Stadterman, Software de avaliación de fallos para conxuntos de tarxetas de circuíto. Fiabilidade e mantemento anual. Simposio. 1999 Proceedings (Cat. No 99CH36283), 1999, 269–276.
[49] M. Pecht e A. Dasgupta, Physics-of-failure: an approach to reliable product development, IEEE 1995 International Integrated Reliability Workshop Final Report (Cat. No. 95TH8086), (1999), 1–4.
[50] M. Pecht e W.-C. Kang, A critica of mil-hdbk-217e reliability prediction methods, IEEE Transactions on Reliability 37(5) (1988), 453–457.
[51] M. G. Pecht e F. R. Nash, Predicting the reliability of electronic equipment, Proceedings of the IEEE 82(7) (1994), 992–1004.
[52] J. Pitarresi, D. Caletka, R. Caldwell e D. Smith, The smeared property technique for the FE vibration analysis of printed circuit cards, ASME Journal of Electronic Packaging 113 (1991), 250–257.
[53] J. Pitarresi, P. Geng, W. Beltman e Y. Ling, Dynamic modeling and measurement of personal computer motherboards. 52nd Electronic Components and Technology Conference 2002., (Cat. No. 02CH37345)(-), 2002, 597–603.
[54] J. Pitarresi e A. Primavera, Comparison of vibration modeling techniques for printed circuit cards, ASME Journal of Electronic Packaging 114 (1991), 378–383.
[55] J. Pitarresi, B. Roggeman, S. Chaparala e P. Geng, Mechanical shock testing and modeling of PC motherboards. 2004 Proceedings, 54th Electronic Components and Technology Conference (IEEE Cat. No. 04CH37546) 1 (2004), 1047–1054.
[56] BI Sandor, Solder Mechanics - A State of the Art Assessment. The Minerals, Metals and Materials Society, 1991.
[57] S. Shetty, V. Lehtinen, A. Dasgupta, V., Halkola e T. Reinikainen, Fatigue of chip scale package interconnects due to cyclic bending, ASME Journal of Electronic Packaging 123(3) (2001), 302– 308.
[58] S. Shetty e T. Reinikainen, Three- and four-point bend testing for electronic packages, ASME Journal of Electronic Packaging 125(4) (2003), 556–561.
[59] K. Sidharth e D. B. Barker, Vibration induced fatigue life estimation of corner leads of peripheral leaded components, ASME Journal of Electronic Packaging 118(4) (1996), 244–249.
[60] J. Spanos, Z. Rahman e G. Blackwood, Soft 6-axis active vibration isolar, Proceedings of the American Control Conference 1 (1995), 412–416.
[61] D. Steinberg, Vibration Analysis for Electronic Equipment, John Wiley & Sons, 1991.
[62] D. Steinberg, Vibration Analysis for Electronic Equipment, John Wiley & Sons, 2000.
[63] E. Suhir, Os cables externos compatibles poderían reducir a resistencia dun dispositivo montado na superficie? 1988 Proceedings of the 38th Electronics Components Conference (88CH2600-5), 1988, 1–6.
[64] E. Suhir, Nonlinear dynamic response of a printed circuit board to shock loads applyed to its support contour, ASME Journal of Electronic Packaging 114(4) (1992), 368–377.
[65] E. Suhir, Response of a flexible circuit printed board to periodic shock loads applyed to its support contour, American Society of Mechanical Engineers (Papel) 59(2) (1992), 1–7.
[66] A. Veprik, Vibration protection of critical components of electronic equipment in harsh environment conditions, Journal of Sound and Vibration 259(1) (2003), 161–175.
[67] H. Wang, M. Zhao e Q. Guo, Vibration fatigue experiments of SMT solder joint, Microelectronics Reliability 44(7) (2004), 1143–1156.
[68] Z. W. Xu, K. Chan e W. Liao, An empiric method for particle damping design, Shock and Vibration 11(5–6) (2004), 647–664.
[69] S. Yamada, A fracture mechanics approach to soldered joint cracking, IEEE Transactions on Components, Hybrids, and Manufacturing Technology 12(1) (1989), 99–104.
[70] W. Zhao e E. Elsayed, Modeling accelerated life testing based on mean residual life, International Journal of Systems Science 36(11) (1995), 689–696.
[71] W. Zhao, A. Mettas, X. Zhao, P. Vassiliou e E. A. Elsayed, Generalized step stress accelerated life model. Proceedings of the International Conference on the Business of Electronic Product Reliability and Liability, 2004, 2004, 19–25.

Fonte: www.habr.com