某型雷達水冷移相器焊接工藝改進

齊浩軍

（中國電子科技集團公司第三十八研究所，安徽 合肥230088）

水冷移相器是某型雷達的關鍵件之一，其中鐵氧體焊接的成功與否直接影響到水冷移相器的電訊指標。在焊接過程中，由于鐵氧體與紫銅腔體熱膨脹系數不同而產生了內應力，在清理助焊劑過程中，內應力在外部因素影響下，導致鐵氧體開裂。

1 需解決的問題及期望達到的效果

1.1 改進前現象

鐵氧體與紫銅材料焊接完成后的清理過程中會有鐵氧體斷裂的現象發生，其具體現象特性為：裂紋方向為隨機產生；斷裂的鐵氧體位置總體是隨機分布，但是在紫銅構件兩端更多；焊接完成后焊渣清理過程中。

1.2 期望達到的效果

通過對鐵氧體真空釬焊前后工序的層層分析排查，找出其中的隱患點，進行有限元仿真分析和必要的試驗，根據結果進行工藝改進和工裝設計，最終保證水冷移相器焊接后滿足圖紙要求。

2 原因分析

可能引起鐵氧體斷裂的原因主要有：

2.1 材料力學性能的一致性

不同批次的鐵氧體燒結時爐溫、壓力等工藝條件并不完全相同，其對力學性能的影響無法準確預測。根據對其他常見陶瓷材料的調研，其強度、模量等力學參數均與燒結條件有較大關系。此外，在使用模具制作鐵氧體塊時，由于表面壓力分布不均，極可能使陶瓷內部出現空洞缺陷，這些微小的空洞可能不足以影響材料的電訊性能，但其對材料的強度、模量等力學性能的影響不可忽視。

2.2 焊接過程因素

假設鐵氧體力學性能穩定，工藝過程的隨機性對鐵氧體焊接后的殘余應力影響同樣不可忽略，如鐵氧體下表面濺銀層是否均勻，焊接過程中壓塊是否能保證鐵氧體與錫鉛焊料充分接觸，這些因素均有可能導致焊接完成后出現應力集中的問題。

2.3 降溫速率的控制

當溫度變化范圍較大時，溫度變化的速率對材料的破壞性能有顯著的影響，在降慢降溫速率后，其鐵氧體斷裂概率明顯降低。現行辦法是在降溫過程中采用自然冷卻方法，其爐內溫度受室溫影響而不可控，可能會由于降溫過快而引起材料應力過大。

2.4 焊接后的殘余應力

對于發生在鐵氧體焊接表面比較靠近兩端的斷裂現象，其很有可能是由于冷卻過程中紫銅與鐵氧體熱膨脹率相差較大而導致的熱應力過大而引起的脆性破壞，此時冷卻至室溫后即出現材料破壞。

3 工藝研究

針對以上分析的原因，目前的主要研究內容為：1）對不同批次鐵氧體產品進行力學性能試驗，獲取其線膨脹系數、彈性模量、材料強度參數。

2）開展相關試驗，確定鐵氧體在自然降溫過程中的降溫曲線，考察降溫速率對鐵氧體強度性能的影響。

3）在獲得鐵氧體在不同溫度條件的膨脹系數、彈性模量、材料強度參數后，重新進行有限元仿真，考察其應力分布狀況。

4）鐵氧體與紫銅腔體是靠焊料進行連接的，焊料的影響因素也不可或缺，因此需對焊料的相關工藝參數亦進行研究。

3.1 鐵氧體與紫銅的力學性能

根據鐵氧體和紫銅（H96）的力學參數泊松比、彈性模量、彎曲強度[1]，通過相關試驗確定其膨脹系數曲線：見表 1~表3，圖1、圖2.

表1 鐵氧體力學性能

表2 紫銅力學性能

表3 膨脹系數（10-6/℃）

圖1 鐵氧體膨脹系數測試曲線

圖2 紫銅膨脹系數測試曲線

3.2 鐵氧體有限元仿真分析

3.2.1 鐵氧體焊接流程

1）腔體在工作臺上保持水平狀態，其他方向為自由狀態。

2）焊接時每塊鐵氧體上加有配重（2塊銅塊+1塊不銹鋼塊），總重約為500 g；

3）焊接時每塊鐵氧體四周用定位夾具定位。

4）鐵氧體與腔體的紫銅材料采用0.2 mm錫鉛焊料焊接，焊接溫度250℃.

5）焊接溫度曲線：每次升溫時間在10 min，每50℃升溫一個臺階，每個臺階保溫30 min，最后關加熱隨爐冷卻至室溫出爐。隨爐冷卻速度在10℃/h，冷卻至室溫（20℃）。3.2.2有限元建模

1）分析工況

a）假定焊料固化溫度為180℃，室溫20℃，計算溫差165℃.

b）假定焊料固化溫度為180℃，室溫20℃，酒精擦拭造成鐵氧體表面溫度下降10℃.

2）有限元模型

在計算中，紫銅基體采用殼單元建模，鐵氧體陶瓷塊及焊料采用體單元模型。最終建立的有限元模型如圖3所示，共有49 051個節點，44 675個單元。

應力：自由狀態24.8 MPa，X向約束279.7 MPa；Y向約束245.8 MPa，全約束334.5 MPa.

圖3 水冷移相器有限元應力分析1

3）模型坐標系

如圖3所示，取實際焊接過程中的豎直向下方向為+Z向，紫銅基座的寬度方向為X向，長度方向為Y向。

4）邊界條件

材料的初始參考溫度為焊料熔點（180℃），對于工況1，在移相器有限元模型的所有節點上添加溫度載荷20℃；對于工況2，在鐵氧體單元的上表面節點添加溫度載荷10℃以模擬酒精擦拭造成的降溫作用，其余節點均添加溫度載荷20℃.

3.3 力學分析結果

兩種工況下的計算結果見表4.

表4 工況計算結果

鐵氧體下表面應力分布見圖4.

圖4 鐵氧體下表面應力分布

3.4 焊料分析

水冷移相器詳細剖面圖，鐵氧體陶瓷塊經鍍膜后，采用錫鉛焊料焊接在紫銅腔體上，考慮到鍍膜厚度約為3 u，暫不考慮鍍膜對結構整體應力分布的影響。僅建立焊料、鐵氧體及紫銅腔體的模型。見圖5.

圖5 焊料幾何模型

1）腔體材料為H96紫銅，參考典型銅合金T3、B5、H96與 35C rM nSi的摩擦焊接性研究[2]，計算選用熱膨脹系數/18.1×10-6/K.

2）焊料采用Sn-37Pb合金，參考非制冷紅外探測器后端工藝技術研究[3]，圖6為不同組分錫鉛合金的熔融點與固化點分布曲線，由圖中可見，對于絕大多數錫鉛合金，其固化溫度低于熔融溫度，但是對于Sn-37Pb合金，其固化溫度與熔融溫度相同，均為183℃，不存在過度段，在計算中不考慮焊料相變對結構熱應力的影響。基于此參考無鉛合金與錫鉛合金性能對比分析[4]，據此計算選用熱膨脹系數/185×10-6/K.

圖6 錫鉛合金的相圖

3）鐵氧體陶瓷，采用文獻中的估算方法來估算其彈性模量，而其維氏硬度 、強度、密度等參數都與添加劑、預燒工藝、球磨工藝、成型壓力、燒結工藝等因素有關系，由于影響因素較多，在計算中選用MnZn鐵氧體陶瓷的熱膨脹系數/9×10-6/K.

4 結束語

根據文獻MnZn鐵氧體力學性能研究[5]，鐵氧體的強度極限隨著加工工藝和材料成分的變化可能分布在60~120 MPa的范圍內。

在焊接完成后，焊料在紫銅與鐵氧體之間起到了一定變形協調的作用，但是由于焊料很薄，其上下表面的變形差距很小，焊料對鐵氧體的應力分布影響較小，經計算比較鐵氧體表面應力分布差距很小。

采用新的工藝參數后，在后批次多套水冷移相器焊接過程中，未再出現過鐵氧體開裂情況。