Sn-Bi和Sn-Bi-Cu焊料焊接接头的热循环测试要点

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1、Sn-Bi 和 Sn-Bi-Cu 焊料焊接接头的热循环测 试Sn-Bi 共晶合金焊料是取代传统共晶锡铅焊料最佳的无铅焊料之一。这项研究是为了探讨二元共晶 Sn-Bi 合金和三元Sn-Bi -1 Cu 合金焊接接头的性质， 其中包括合金的成分分析和润湿性。此外，还要评价接头的微观结构，结合强度，断裂表面和接触电阻。 润湿平衡实验的结果表明添加 1%Cu 对共晶 Sn-Bi 钎料合金与各种金属镀层间的接触角影响不大。经过2000 次热循环后接头的粘附强度突然降低。此外，不匹配的热膨胀系数和热循环的作用会导致焊接接头的开裂。即使使用氧化铝基板， 热疲劳依旧会在鱼片状焊缝边缘处产生裂纹， 然后沿着焊缝

2、接触表面传播。在接触电阻焊接热循环后，一旦Cu6Sn5 的电阻率低于焊料，电阻率就不会随着加入的 Cu 量的增加而增加。 42Sn-58Bi/Cu, SnBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg 和 SnBi-1Cu/PtAg 成分的焊接在接头完好的情况下，经过2000次热循环后接触电阻变化很小（R99.9 % ,台湾中正公司）以及纯铜（ 纯度 99.9 ，日本高纯度的化学研究中心）三种原材料制备而成的。原材料经称重和洗净后放入石英管中使其压力达到1xi03pa。为了使原料混合均匀且合金成分稳定，将管子放置于1050的炉子中加热8 小时并且加热的同时管子不断旋转。最后，停止加热，将管

3、子迅速放入冷水中。当管子破裂后就得到了焊料合金。2.2 预处理取样片Al 2O3用ERSO台湾电子研究组织）组装的各种配置模式的金属基板包括 PtAg/Al 2O3 和Cu/Al2Q,如图1所示先取PtAg和Cu导体试样片，厚度分别为10毫米和15 20 毫米，然后将取样片分别置于酒精和丙酮中清洗五分钟。图1 PtAg和铜导体的配置模式（a）对接触电阻的测量（b）用1206LCCC电容器进行焊 接（c）进行拉伸测试2.3 焊接工艺2.3.1 焊锡膏和FR4导体基板的连接商用42Sn-58Bi共晶合金焊膏是由88御12%勺RMAfj焊齐（美国钿公司） 组成。试验中试用了两种不同材料的 FR4基板

4、，其中包括铜和金/锲/铜导体。电 容器（1206 LCCC）被控温电烙铁焊接在铜导体上时，其他8个引脚被焊接在金/锲/铜导体上。焊接温度控制在200C o角的焊接示意图如图2所示。2.3.2 对预制的导电材料ALQ进行焊接对预制的导电材料Al2Q进行焊接需要两个焊接步骤，首先，将（铜导体）/ （氧化铝基板）和（PtAg导体）/ （氧化铝基板）在熔融焊料中焊接。熔融焊 料需置于水浴中，温度维持在200C。然后，经过热浸后的取样片再次放到 200C 有温控的热板上。同时，经过热浸后的取样片通过电容器焊接。最后，经过空冷 形成焊接接头，如图2所示。图2对取样片的焊接示意图2.4 热循环测试焊接接头受

5、到30c每分钟的快速热循环变化，从-55C到100C。如图3实际 抗热冲击框图所示，每经过250个热循环周期，中断实验移出若干试样供随后分 析用。I- H IJ mi*in中图3实际抗热冲击框图2.5 分析和测试2.5.1 X -射线衍射实验预制铅料合金的相和晶体的组织2构是在由焊接协会所规定的X寸线衍射仪（D/MAX-B,Rigaku,日本）与波长仪（0.15406nm）中确定的。扫描速率为每分钟4。2.5.2 润湿性测试铅料合金与金属基板的润湿角度同其润湿平衡有关（ST50,Metronelec,法国）。样本由一个敏感的弹簧系统来控制暂停，先将样本的边沿浸入预定深度的 熔融焊料中，温度变化

6、控制在土 2C。浸泡样品受浮力和表面张力产生的垂直力 作用，其时间函数由一个高速记录机记录。2.5.3 扫描电镜和电子探针用显微镜扫描电镜（SEM JEOL840A,日本）和电子探针分析仪（电子探针， JXA-8800M JEOL日本）分别观察样本的组织和元素分布。此外，通过 EPMA 预制合金焊料的成分进行分析。2.5.4 ICP-AES 测试ICP-AES测试用于三元焊锡合金材料中微量元素的测定，例如铜元素，用电感耦合等离子体原子发射光谱法（ICP - AES法）（ICAP的9000,等离子体灰， 美国）。2.6 粘结强度测量国际焊接大会对粘结强度测量的方法是运用拉伸测试仪。（SEBAST

7、IANFIVE,QUAD Group,美国）。首先在基件表面垂直焊接一个螺柱，然后对螺柱施加 拉力同时对基板进行支撑，当焊接接头发生断裂的时候拉伸机停止。 拉伸测试示 意图如图4所示。Pull Offiz ii L ion(Cu or PcAr)图4拉伸测试图Cu pul 1 % t ud 12iSoldcr metal2.7 接触电阻的测量用欧姆表测量焊料/金属界面间的电阻(502A, Chen Hwa,Taiwan)。如图1C所示，该方法就是欧姆法。3结果讨论3.1 作为焊接用的焊锡合金焊料的特性3.1.1 合金焊料的成分目前，我们对42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu合金焊料的成分分析

8、有两种方法，即 ICP-AES法和电子探针法来测定其成分。表 1列出了两种定量分析方法对样本 测量分析后的结果。表1 预制42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu焊锡合金的电子探针和 CPI分析合金 Sn(wt%) Bi(wt%) Cu(wt%)备注二兀共晶SnBi42.400.4357.600.43EPMA三元 SnBi-1Cu43.411.7055.74 1.690.850.10 EPMA三元 SnBi-1Cu0.920.06 ICP通过电子探针的测量，二元合金的组成为42.4+0.43 wt%Sn和57.6+0.43 wt%Bi。 在二元Sn-Bi合金相图中，共晶焊料的组成为 42wt%S

9、吊口 58wt%Bi。因此，焊接 用的二元焊料合金的组成可视为在实验误差范围之内。通过电子探针对三元合金焊料的 测量，结果 显示其 组成为43.41+1.70wt%Sn, 55.74+1.69wt%Bi和 0.85+0.10wt%Cuo同时，三元合金焊料中微量元素(铜)在经ICP-AES法测量后 显示含量为0.92+0.06wt%。这就很好的说明了预制焊料的成分组成很接近于标 称的成分组成。3.1.2 润湿性测试焊料(42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu合金)和金属基板之间的润湿角度同其润湿 平衡有关。在润湿过程中，界面反应带来接触角的降低造成了接触界面能的下降。 通常一个稳定的界面接触角需

10、要几秒钟的时间才能形成。除了接触角的大小，接触角稳定的时间则是另一个润湿性指标。显而易见的是在Ni箔上焊料的润湿时间比在其他金属层上都要长，这种现象的产生可能是因为Ni在同焊料接触中产生了扩散屏障，延长了润湿时间。即 Ni的反应活性低于其他金属。事实上，焊接母材，焊接焊料，焊接温度，焊接散热方式，焊接环境对润湿性也是有影响的, 研究结果如表2所示。表2不同的金属箔和金属基板 Sn-Bi和Sn-Bi-1Cu焊锡合金的接触角SnBiSnBi-1CuAu foil45.85.0 46.23.4 Ag foil51.3 3.7 44.8 4.4 Ni foil57.6 6.6 67.2 5.5 Cu

11、foil48.5 9.8 56.4 6.4 Cu thick film/FR436.0 6.2 35.2 5.9 Cu thick film/Al2O37.0 3.4 35.4 5.3 PtAg thick film/Al2。55.3 3.0 47.1 7.1 这些数据表明，1.0wt%CuXt SnBi共晶合金焊料润湿性能的影响不是很大。在42Sn-58Bi合金焊料中增加1.0wt%Cu对于绝大多数金属基板的润湿性不会有很大的 影响。3.2热循环测试3.2.1 裂缝位置图 5 和图 6 展示的分别为 42Sn-58Bi/Cu/FR4 和 42Sn-58Bi/Ni/Cu/FR4 经 0, 50

12、0,1000,1500,2000次热循环后焊接接头的组织放大图。图 5 不同热循环次数(a) 500 (b) 1000 (c) 1500 (d) 2000, 42Sn-52Bi/Cu/FR4 组织的形貌(a)(b)图 6 在热循环(a) 500 (b) 1000 (c) 1500 (d) 2000 次后，42Sn-52Bi/Cu/FR4 组织的形貌我们可以观察到在1500个循环后，锲和焊料界面出现了一条裂缝，同时，我们 又观察到即使在2000个循环后42Sn-58Bi/Cu/FR4界面也没有出现裂纹。有人认 为，这种差异是由于共晶SnBi焊料，铜，FR4三者的热膨胀系数相对于锲的热 膨胀系数不

13、相同造成的。实验中所使用材料的热膨胀系数如表三所示。表3不同材料的热膨胀系数42Sn-58Bi1510,16Cu16.525Ni13.325Ag19.6825FR4(X-Y plane) 17.726Al 2。7.12一般认为，裂缝是由集中在焊接接头中的应力造成的。材料热膨胀系数的差别会导致热循环时焊接接头出现裂缝19。因为这些不匹配的热膨胀系数还会产 生应力，所以在焊接接头处就会出现应力集中。 焊接接头的连接方式也是焊接性 能好坏的重要因素。对含铅或无铅焊料焊接的有限元(FEM澈拟已在相关文献中说明20 o在热循环测试中，最大应力主要集中在焊跟和含铅接头的圆角处， 而应变集中主要在无铅焊点边

14、缘圆角处。观察图5和图6所示的接头组织裂缝放大图我们可以看出其形貌同有限元模拟情况很相近。1500次热循环后，我们对Cu/Al2O3和PtAg/Al2O3试样片基底上的42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu焊料合金进行显微镜观察，其组织如图7所示。图 7 在 1500 次热循环下，显微镜下(a) 42Sn-58Bi/Cu/Al 2O3 (b) Sn-Bi-1Cu/Cu/ Al 2Q (c) 42Sn-58Bi/PtAg/Al2O3 和(d) Sn-Bi-1Cu/PtAg/Al2O3的焊点组织形貌在1500次热循环后，焊接接头处出现很小的裂纹，而在1500次热循环前没有观 察到裂缝。裂缝位于焊锡

15、圆角的边缘，然后逐渐沿着接头结合处的金属界面延伸。因为焊接接头是焊接强度较弱的一个区域。 Yao和Shang21曾在报告中指出热 疲劳裂纹会沿着焊接接头界面延伸。观察发现， CU/A12O3基板焊接裂纹要早于 Cu/FR4基板焊接裂纹的产生，这事实上是由于焊料 /铜与焊料/氧化铝基板热膨 胀系数较大差异造成的。氧化铝基板的组织显微放大图如图 8所示。图8: PtAg/Al2O3焊料的焊接裂纹，一部分延伸至氧化铝基板。Keusseyan和他的同事也在他们的研究中提到焊接热循环与焊接基板裂纹的出 现有一定的关系23, 24,并且表示裂纹主要是由应力集中和陶瓷基板的脆性产 生的。3.2.2 焊接接头

16、的力学性能和断裂面为了定性的研究断裂面，我们用拉伸试验方法测定，测定的断裂方式如下：1、A方式：断裂发生在焊接接口。2、B方式：断裂发生在焊料/导体界面。3、C方式：断裂发生在导体/基板界面。4、D方式：断裂发生在试验用的铜螺栓。5、E方式：断裂发生在基板。以上五种断裂方式分别发生在不同的部位，在实践中，任何的断裂面不只包括一种断裂方式。按断裂部位进行分类，就显得不是很恰当。例如，如果主要是 焊料/导体界面区的断裂，则是B型断裂面。如果导体/基板界面占主要区域，则 是C型断裂面。在热循环后的Cu/Al2O3和PtAg/Al2O3试样片基板上，共晶Sn-Bi和Sn-Bi-1Cu焊锡合金的焊接接头

17、的结合强度和断裂方式分别记录在表4-7中。表4 在热循环测试后，42Sn58Bi/Cu焊接接头相应裂纹所对应的粘结强度裂纹形式250500热循环次数200075010001500A662 .1 42B凸阴 726 24(7/30)717 63(5/6) 599 1 46 (7/BI669 i 25(4/6J61K1 2R(4/5) 164 37E(1/8) 774(L/LD) 170U/6) 174(1/8) 159(1/5)44D3) 864 9(加 0) B38 4 23(2/6) S56 1 3表5在热循环测试后，Sn-Bi-1Cu/Cu焊接接头相应裂纹所对应的粘结强度裂纹形式250熟循

18、环次戮5m750100015002000A(4/7) 804 39(5/11)721 34(3/4) 547 36 (3/7) 516 1 31 (1/5) 548(IM) 236ED(3/7)1 211) 175 52(1/4) 107(4/7) 164 1 53(3/箝 196 77(3M) S3 19表6在热循环测试后，42Sn58Bi/PtAg焊接接头相应裂纹所对应的粘结强度裂纹形式250热循环次数500750100015002000AB(1/51669 11) 607 51(2/5)631 14 (1/7)513(477) 569 汨M IS7 35E(275 179 土70 (9/

19、1L) 182 82(375) 167 71 6/7) 174 73 (3/7) 124 36 (3/5) 89 24D(1/5； 866表7在热循环测试后，Sn-Bi-1Cu/PtAg焊接接头相应裂纹所对应的粘结强度裂纹形式一250热循环次数5()075010()015002000A (1/5) 70B门用)766(1/5)721(1/5)(2/4 465 44 (2/4) 226 + 31E(4/5) 11S IK (56) Hl + N (4/5) 102 11 (4/5) 89 20 Q抖) 1 16 7 (2/4) S6+ 3RD很明显，经过热循环后的焊接接头的结合强度下降了。但应当

20、指出，在 2000次 热循环后焊接接头却没有发生很大的强度退化。正如上一节，在1500次热循环后焊点出现裂纹，这时候的裂缝还是很小的。随着热循环的不断进行，裂缝不断 发展，当裂缝发展到一定规模就会发生强度退化。E方式的断裂就是由于应力的集中和氧化铝基板的脆性造成的23, 24 o根据焊接接头的有限元模拟分析，应 力集中主要发生在焊料与基板接触的边缘部分 20,由于氧化铝基板材料的热膨 胀系数不同于其他材料，并且有很大的脆性，在其表面释放应力就会产生微小的 裂纹。随着热循环的进行，微裂纹的数目、宽度、长度不断增加。最终，微裂纹 就可以明显的被观察到，如图8所示。氧化铝基板的断口裂纹形貌如图 9所

21、示。图8 PtAg/Al2O3 焊料的焊接裂纹，一部分延伸至氧化铝基板00 1 3 20KU xam 10P1UD39图9显微镜下的氧化铝基板的断口裂纹形貌3.3接触电阻的测量为了评估焊接接头的导电性能，我们用欧姆表来测量焊接接头接触电阻的大 小。焊接接头的接触电阻测量如图1所示。不同长度的两个节点之间的接触电阻 是通过差值法来测量的，如图10和图11。(二一 HUUE-S 正c-ot一-;i UJ 一如口仁 Elm 6 中t-ength immj fl 10Length ：mm (b)图10(a) 42Sn-58Bi/Cu ( b) SnBi-1Cu不同长度焊点的接触电阻，如图中 X表示长度

22、三E羽触电阻二1 E-串触串FI图11(a) 42Sn-58Bi/PtAg ( b) Sn-1Cu/PtAg不同长度焊点的接触电阻，如图中 X表示长度接触电阻的大小与许多因素有关，如接触面积、组织成分、接触方式、节点长度 和裂纹走向。图12是接触电阻关于热循环次数的函数。同时，接触电阻随热循 环次数增加量的函数如图13所示。IMFWKKV图 12 经过 2000次热循环后，42Sn-58Bi/Cu, SnBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg 和SnBi-1Cu/PtAg焊点的接触电阻|i1 AMilMi|il ki图 13 经过 2000次热循环后，42Sn-58Bi/Cu, S

23、nBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg 和SnBi-1Cu/PtAg焊点的接触电阻的变化经过 2000次热循环后， SnBi-1Cu/Cu 、 42Sn-58Bi/PtAg 和 SnBi-1Cu/PtAg 焊接接头接头接触电阻略有增加，而42Sn-58Bi/Cu 焊接接头的接触电阻却没有改变(图12) 。应当指出， 图 12 中的电阻测量法会使测量值产生微小的误差。 一般情况下，误差小于3%，但在一些例外情况下可能达到5% 。如图 13 所示，热循环为 1500次时 42Sn-5SBi/Cu 焊接接头的接触电阻没有发生很大的变化，变化小于5%。然而，当热循环超过1500 次以后，

24、 SnBi-1Cu/PtAg 焊接接头接触电阻的变化达到10%。由实验我们可以知道，42Sn-58Bi/PtAg 焊接接头接触电阻的增加相比其他三种较明显。 四种焊料在热循环后接触电阻都有所增加， 但增加的幅度还是很小的。 PtAg 接头的接触电阻在经过热循环后出现的接触电阻变化是由于金属化合物之间的裂纹增长。 通常情况下， 接触电阻的微小增加将导致焊接热量消散的提高和焊接接头强度的退化。经测量，所增加的接触电阻是相当小的(aRv0.5mQ )。在目前研究的焊料中,经2000次热循环以后,42Sn-58Bi/Cu , SnBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg ， SnBi-1Cu

25、/PtAg 的焊接接头性能是比较好的。4 总结1. 二元 42Sn-58Bi 焊料合金和三元 Sn-Bi-1Cu 焊料合金已经用于焊接，并且广泛使用于各种金属基板的焊接，经过热循环测试均有一定得可靠性。同时，润湿性试验表明，添加1wt 的铜，对共晶SnBi 焊料合金润湿接触角的影响微不足道。 2. 经过热循环测试后， 焊接接头的断裂形式出现许多新的特点。 热循环次数达到 2000 次后，接头的结合强度突然下降，并且由于焊料和基板间的热膨胀系数的不匹配产生了裂纹。 焊接热疲劳裂纹通常在焊接接头的边缘圆角处出现， 然后沿着焊料和基板的界面延伸， 部分裂纹还会穿过氧化铝基板。 在焊接热循环中 由于应

26、力的集中和基板陶瓷材料的脆性的相互作用使基板开裂。3. 共晶 Sn-Ag/Cu 焊接接头的接触电阻在经过热循环测试后不会有明显的增加。 42Sn-58Bi/Cu ， SnBi-1Cu/Cu， 42Sn-58Bi/PtAg 和 SnBi-1Cu/PtAg 的焊接接 头在 2000 次热循环后焊接接头的性能仍比较好，其接触电阻基本没有变化。致谢作者感谢国家科学委员会，台湾科学委员会名下的合同编号为 86-2221-E-007-043 的财政支持。 参考文献 1. S . K. KANG and A. K. SARKHEL, J. Electron. Mater . 23(8)(1994) 701.

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