航空傳感元件振鏡激光釬焊界面組織及連接機理

李昊岳,劉永江,趙振興,李雪然,蔣俊俊,吳來軍,,檀財旺,,*,宋曉國,

1.哈爾濱工業大學 先進焊接與連接國家重點實驗室,哈爾濱 150001

2.哈爾濱工業大學(威海)山東省特種焊接技術重點實驗室,威海 264209

3.天津航空機電有限公司,天津 300308

隨著航空航天技術的飛速發展,近年來各國紛紛加強對航空電子傳感系統的研究,致力于提高其性能和質量。傳感元件作為航空航天電子系統的核心零部件,其與整體系統的信號交流通過導線傳輸來實現,因此在進程中傳感器引腳與導線的連接質量直接決定了信號的傳輸效果,進而對產品的穩定性與可靠性產生較大影響。

鉑電阻傳感器作為最典型的溫度傳感器,在使用過程中常常需要與多股銅導線進行連接,異質連接和尺寸差異等各種因素導致傳統焊接方法難以保證焊接質量。針對鉑電阻器引線銀絲與多股銅導線的連接,目前主要通過激光焊接、火焰釬焊或電阻釬焊等方式進行。傳統激光焊接由于較高的能量密度,極易燒蝕待焊材料。火焰釬焊的方法成本低廉,但主要依賴人工操作,焊接工藝不確定因素較多,可重復性較差。相比之下電阻釬焊能夠實現較為穩定的成形,并降低了火焰釬焊的人為因素。然而楊永紅研究發現,在連接過程中釬料由于受到毛細力的作用,優先潤濕間隙較小的焊縫,產生填隙不良的現象。而為了保證充分潤濕進一步增加釬料的使用量,將增加熱輸入,造成材料的組織惡化溶蝕。

南昌航空大學研究團隊在鉑電阻器與多股銅線連接展開了深入研究。陳玉華等實現了精密電阻釬焊的系統設計,研究采用平行電極的思路,兩步法電阻釬焊鉑電阻引線和多股銅線,極大程度地提高了接頭質量穩定性和焊接效率。為了更好地理解接頭形成機理,鄧懷波等對電阻釬焊接頭的微觀組織進行進一步分析,發現釬料實現充分潤濕,然而接頭中的銅絲發生明顯溶解,并且由于兩次受熱,富Cu組織晶粒粗大。另有研究表明接頭導電性能隨金屬間化合物寬度的增加發生急劇下降,因此過度溶解的銅將在一定程度上對接頭的使用性能產生不利影響。鑒于此,研究一種既能保證釬料充分潤濕,又能實現對接頭化合物精確控制的新方法顯得尤為重要。

振鏡激光焊接技術是指將激光束通過振鏡偏轉使得焦點沿著特定掃描軌跡進行快速移動從而實現高效焊接的新型技術。其局部加熱和快速冷卻的特點使接頭熱分布控制精準,有利于調控潤濕成形和抑制金屬間化合物的生成,基于振鏡掃描的激光釬焊技術在精密零部件的連接領域具有廣闊的研究前景。然而,目前國內外鮮有將振鏡激光釬焊技術應用于航空微細零部件連接的研究報道。鑒于此,本文探索性的使用振鏡激光釬焊技術進行鉑電阻傳感器銀引腳和多股銅線的連接,既降低人工操作帶來的不確定性,又有效控制熱輸入,提高焊接質量,并對其外觀成形及微觀組織進行分析鑒定,結合元素擴散相關的熱力學計算明晰其連接機理。

1 實驗材料及方法

實驗采用中航工業天津航空機電有限公司提供的直徑0.1 mm 的銀絲和直徑0.5 mm 的多股表面鍍鎳銅導線,采用的填充釬料為銀基釬料BAg45CuZn,有優良的韌性和滲透性,常用于機電、食品機械及表面光潔度要求較高零部件的釬焊,熔化溫度為663～743 ℃,相比于含Cd元素的Ag-Cu系釬料,使用BAg45CuZn更為環保安全。選用的釬劑為商用釬劑QJ 102,熔點為500～600 ℃,為粉末狀固體釬劑,使用后能夠在焊接時防止接頭氧化,使得焊接更加牢固。

如圖1所示,激光釬焊的設備選用SPI納秒激光器,其最高平均功率可達70 W,波長為1064 nm,具有脈沖Pulse、連續CW 兩種工作模式,40種脈沖波形,峰值功率高達12 k W,10%脈寬最大為520 ns,重復頻率最高為1000 k Hz。搭載有振鏡工作平臺,用于實現自編程的各種掃描路徑的規劃。

圖1 設備及掃描路徑Fig.1 Equipment and scanning path

焊接過程如下：將銀絲和銅線置于裝夾模具底部,軸向接觸長度為2～4 mm,剪取與接觸長度等長的釬料蘸取少量釬劑后,置于二者之上,隨后將裝夾模具及待焊材料放置于振鏡工作平臺上,裝配示意如圖2所示。編寫納秒激光掃描路徑如圖1(c)所示,使掃描路徑完全覆蓋待焊材料后開啟激光實施焊接。激光釬焊過程中,穩定且連續的熱輸入能夠有效促進釬料的潤濕鋪展,結合先期試驗研究,確定如下工藝參數不變：焊接模式選用CW 連續模式,離焦量為+10 mm,此時光斑直徑約為31μm,僅改變激光工藝及掃描次數研究其對焊接的影響,具體工藝參數如表1所示。

圖2 焊接裝配示意圖Fig.2 Schematic diagram of welding assembly

表1 主要工藝參數Table 1 Main process parameters

選取典型形貌接頭進行鑲嵌、打磨、拋光制樣,截面組織選用腐蝕液(5 g FeCl+5 m L HCl+50 m L CHCHOH)腐蝕8 s后采用OLYMPUS光學數碼顯微鏡、MERLIN Compact場發射掃描電鏡及Octane Plus EDAX 能譜儀對接頭組織形貌進行分析鑒定,后續結合熱力學分析計算闡釋其連接機理。

2 試驗結果與討論

2.1 接頭宏觀成形

查閱相關行業標準,接頭的預期目標為：釬焊接頭連接充分飽滿,無焊料未融化、脫焊等現象,要求導線和鉑電阻引腳未發生熔蝕,釬料不能堆積過多,直徑不超過0.9 mm。

圖3為不同工藝參數下多股銅線/銀絲激光釬焊接頭的外觀形貌。各組接頭外觀成形均表現良好,沒有觀察到明顯的外觀缺陷。

圖3 接頭典型宏觀形貌Fig.3 Typical macro morphology of joints

對比不同參數外觀成形可以發現如下規律：當激光功率不變時,隨著激光作用時間延長,在熱作用下釬料逐漸向兩側母材潤濕鋪展,接頭直徑逐漸變小。當激光作用時間不變時,隨著激光功率增加,釬料的潤濕鋪展性能亦發生改善,接頭直徑略有降低。

多股銅線/銀絲激光釬焊接頭的典型宏觀截面形貌如圖4所示。當激光功率較低或掃描時間較短時(如功率和時間變量設定為=42 W、=2 s或=49 W、=2 s 等),宏觀截面形貌如圖4(a)所示,接頭中出現部分填隙不良現象,這是由于在激光作用下,釬料發生熔化后在毛細力引導下優先潤濕間隙較小的區域,而對于間隙較大的銅線間隙,由于熱輸入不足難以充分潤濕填充。當激光功率過大或掃描時間過長時(如功率和時間變量設定為=56 W、=4 s),由于產生較大的熱積累,接頭內部的銅線發生嚴重溶蝕,根據行業標準該種接頭亦無法滿足使用需求。僅當激光功率及掃描時間處于較佳適配范圍(如功率和時間變量設定為=56 W、=3 s)時,接頭截面既無填隙不良又無溶蝕,如圖4(b)典型截面形貌所示,接頭直徑僅為0.7 mm,能夠獲得滿足行業標準的無缺陷接頭。

圖4 接頭典型宏觀截面形貌Fig.4 Typical macro cross-sectional morphology of joint

綜上所述,通過調整工藝,當激光功率及掃描時間處于較佳的適配范圍,可以有效抑制接頭填隙不良或過渡溶蝕等各種缺陷,使用納秒激光釬焊技術能夠獲得滿足行業標準的無缺陷接頭。

2.2 接頭微觀組織

隨著工藝的調整,接頭截面組織分別出現填隙不良、充分潤濕和過度溶蝕3種典型截面形貌。為了研究接頭中微觀組織的形成機制,選取無組織缺陷的充分潤濕接頭作為典型接頭進行后續組織分析,截面組織形貌如圖5(a)所示。

接頭主要包括銅線/銅線組織與銅線/銀絲組織兩部分典型形貌。銅線/銅線一側典型形貌如圖5(b)所示,銅線和銅線間交替分布有深灰色和淺灰色的2 種相,EDS 能譜分析結果如表2 所示,推測深灰色相為Cu-Zn 相,相中固溶有少量Ag 原子和Ni原子。淺灰色相為銀基固溶體Ag(s,s)。此外可以觀察到在激光作用下,銅線與其表面的Ni鍍層均保持完好,未發生明顯的溶解燒蝕。另外,可以觀察到釬料組織中存在極少量的微小氣孔,推測該現象可能釬劑吸潮引入的少量H、O 元素在激光焊接過程中來不及逸出有關。

銅線/銀絲一側接頭組織典型形貌如圖5(c)所示,EDS能譜測試結果如表2 所示,組織與銅線/銅線一側結果類似,銅線保留一定Ni鍍層,并在Ni鍍層邊緣位置形成了Ni-Cu的固溶相,而釬料本身的組織主要表現出3種,靠近Cu線一側有塊狀分布的深色Cu-Zn相和淺色Ag(s,s)基底相,而靠近Ag母材一側生成組織表現為銀基體上分布有點狀分布的深色組織,結合文獻分析認為該組織為典型的Ag-Cu共晶組織。

表2 圖5中各點EDS結果Table 2 EDS results of each point in Fig.5

圖5 接頭典型組織形貌Fig.5 Typical microstructure morphology of joint

當銅線與銅線距離較大時,如圖6(a)所示,二者間可以觀察到明顯釬料組織,對該區域進行線掃描分析,結果如圖6(b)所示?？梢杂^察到在銅線外出現明顯的Ni元素富集,隨焊縫方向延伸,Ni元素表現出明顯的擴散梯度。釬料中呈現以Cu為主和以Ag為主富集的2種特征,這與焊縫界面中淺色分布的Ag固溶體及深色塊狀分布的Cu-Zn相相互對應,Zn元素在釬料中近似成均勻分布,靠近兩側母材處發生了少量的擴散。當銅線與銅線距離較小時,如圖6(c)所示,鍍Ni層相互靠近,對該區域進行線掃描分析,結果如圖6(d)所示?？梢杂^察到界面元素僅包括Ni和Cu兩種元素,二者交替分布。Ni鍍層表現出明顯的Ni元素富集,而在鍍層之間的連接界面表現出更高的Cu元素富集,說明在液態釬料環境下,釬料中少量Cu原子運動到兩者之間,并向兩側Ni層發生擴散,從而實現了Ni鍍層與Ni鍍層之間的可靠連接。

圖6 銅線/銅線界面組織及EDS分析Fig.6 Microstructure and EDS analysis of copper wire/copper wire interface

對銅線/銀絲局部區域進行線掃描分析,其結果如圖7所示。發現該區域界面形貌可以分為以下4個區域。1區域主要為鍍有Ni層的銅線母材及表面Ni-Cu 相,2 區域主要為深色塊狀Cu-Zn相及淺色Ag基固溶體,3區域主要為典型的Ag-Cu共晶組織形貌,4區域為Ag母材。可以觀察到Cu元素濃度有1-2-3-4 區域逐漸發生下降的整體趨勢,可以反映出Cu擴散程度的不同與相的生成差異是有關的。Zn元素在2-3 區域濃度水平相近,結合Cu元素富集區域,對應著釬料中Cu-Zn 相的生成。Ag 元素由4-3-2-1 趨勢,濃度明顯下降,這也一定程度上反應Ag元素擴散行為。

圖7 銅線/銀絲界面組織及分析Fig.7 Microstructure and EDS analysis of copper wire/silver wire interface

2.3 接頭組織形成機制

為了進一步解釋激光釬焊中界面組織的形成機制,嘗試從熱力學分析角度,對焊接過程中的元素擴散及反應趨勢進行探索。

進行熱力學計算需要提供接頭界面的溫度場相關數據,為獲得接頭界面溫度場分布特征,采用MARC有限元軟件建立銀絲與多股銅線激光釬焊模型,對焊接溫度場分布進行有限元模擬,獲得接頭不同區域溫度。

對多股銅線/銀絲激光釬焊接頭接頭模型進行了熱場計算,選取對應工藝參數為功率和時間變量設定為=42 W、=4 s,模擬中各項材料的熱物理參數如表3所示,模型中將激光熱源設定為均布熱流面熱源,作用于整個模型的上表面,其功率為42 W,作用時間為4 s。其熱源模型為

表3 各項材料熱物理參數Table 3 Thermophysical parameters of materials

式中：為材料對激光的吸收率；為激光平均功率；為熱源的加熱半徑。

焊接初始溫度設置為22℃,網格選用8節點六面體積分單元,其網格劃分結果如圖8(a)所示,焊接過程中僅考慮材料間的熱傳導和周圍環境的熱對流,忽略化學反應及釬料的體積變化的影響。

溫度場模擬結果如圖8(b)所示,結合模擬結果和實驗組織狀態,最終確定整個接頭溫度范圍處于730～800℃,由于整個接頭中溫度場分布差異不大,最終選定1 000 K 作為接頭熱力學計算參考溫度。

圖8 激光釬焊溫度場模擬Fig.8 Simulation of laser brazing temperature field

Miedema理論能夠結合各組元的基本物性參數和特殊經驗常數對二元系熔體摩爾生成焓進行準確性較佳的估算,在相圖計算、固溶體形成等熱研究領域廣泛應用。而對于三元系熔體熱力學分析,選用計算量相對較小,結果準確性較佳的Toop 模型。

Miedema 理論計算二元系熔體混合焓ΔH 公式為

式中：

其中：為 組 元 摩 爾 分 數；為 摩 爾 體 積；為 電負性；為電子密度；、、、、為經驗常數,對于與取值,常取/=9.4,而對固態合金常取=1。各組元物性參數及對應經驗常數可查得,其結果如表4所示。

表4 Ag、Zn、Cu的熱力學參數[19]Table 4 Thermodynamic parameters of Ag,Zn and Cu[19]

依照Toop模型計算三元合金系過剩吉布斯自由能公式為

不同組元成分吉布斯自由能可由理想自由能與過剩自由能加和獲得,其公式為

接頭組織形成往往與元素的擴散關系密切,而元素發生擴散的本質是化學勢梯度的驅動,為進一步理解組元擴散行為,分別計算各組元化學勢。各組元化學勢與吉布斯自由能之間關系為

根據Miedema模型計算,二元系熱力學分析結果如圖9所示,橫坐標為組元的濃度,縱坐標為體系的過剩自由能?？梢杂^察到Zn-Cu和Cu-Ag的二元體系過剩自由能均為負數,表示二者的混合易于發生,而Zn-Ag二元體系過剩自由能的結果為正,說明在該二元合金體系中,2種元素平均相互作用較小,為正偏差體系。

圖9 二元體系熱力學計算結果Fig.9 Thermodynamic calculation results of binary system

吉布斯自由能表示元素間反應的發生趨勢,吉布斯自由能為負值,表示該體系成分能夠自發反應,且數值越大反應趨勢越大,反之若為正,則反應難于自發發生。圖10(a)為三元體系的吉布斯自由能計算結果。在該高溫驅動下,合金的混合和反應均能自發發生。并且Cu-Zn 之間表現出最低的自由能,二者之間的反應最易于發生。

元素的擴散行為總是沿著化學勢降低的方向進行。圖10(b)～圖10(d)為各組元化學勢,、、Cu分別為Ag、Zn、Cu對應成分點的化學勢。根據計算結果,Ag元素在Ag成分點附近(-32.54 kJ/mol)與Cu成分點(-343.352 kJ/mol)的化學勢差值遠大于與Zn成分點(-64.92 kJ/mol)的差異,因此在體系中Ag元素優先向Cu元素富集處擴散。Zn元素在Zn成分點(-26.20 kJ/mol)與Cu成分點(-158.10 kJ/mol)的差異遠高于Zn與Ag(-114.61 kJ/mol)間化學勢差值,因此在化學反應中Zn向富Cu區擴散的趨勢遠大于向富Ag區擴散的趨勢。對于Cu元素,表現出同時向著Zn和Ag兩種元素的擴散趨勢,由于Cu成分點(-40.01 kJ/mol)與Zn成分點(-252.47 kJ/mol)之間的差值大于Cu與Ag(-200.01 kJ/mol)之間的差異,因此Cu向富Zn區的擴散能力將大于向富Ag區的擴散能力。

圖10 三元體系熱力學計算結果Fig.10 Thermodynamic calculation results of ternary system

根據熱力學計算相關結果,可以對整個焊接過程機理作如下解釋,如圖11所示。在激光作用下釬料及兩側母材發微熔,使得液態釬料中產生大量游離的Ag、Cu、Zn原子。對于銅線/銅線一側,釬料在毛細力作用下,充分填充銅線內部間隙。對于大間距的間隙內,Cu、Zn兩種原子相互擴散并發生富集,而對于小間距的間隙,由于Cu與Ni在該溫度下保持了極好的互溶性,部分Cu原子擴散到Ni層與Ni層間隙中。隨著冷卻凝固過程,分別在大小間距的銅線間形成了Cu-Ni固溶過渡層,依附于Ni層生長得Cu-Zn層及分布在Ag基固溶體中的Cu-Zn 相。而對于銅線/銀絲的界面,Ag絲微熔使其周圍出現富Ag區,富Ag區以外區域釬料反應與銅線/銅線的反應相似,生成了Cu-Zn層及塊狀分布的Cu-Zn,而在富Ag區內由于大量Ag原子的存在使得Cu與Zn的相互擴散受到抑制,因而生成了由Cu(s,s)和Ag(s,s)構成的典型的Ag-Cu共晶組織。最終形成了主要要由Cu-Ni固溶體、Cu-Zn相、Ag基固溶體以及典型的Ag-Cu共晶組織構成的接頭組織形貌。

圖11 激光釬焊連接機理示意圖Fig.11 Schematic diagram of formation mechanism of laser brazing joints

3 結 論

1)通過調整振鏡激光釬焊工藝,當激光功率與激光持續作用時間在一定適配范圍內(選取對應工藝參數為功率和時間變量設定為=42 W、=4 s或=56 W、=3 s等),能夠極大程度的抑制接頭中填隙不良和過度溶蝕現象,獲得滿足行業標準的可靠的無缺陷接頭。

2)接頭組織中銅線與銀絲均保持完整,未觀察到明顯的溶蝕,接頭界面組織主要由Cu-Ni固溶體、Cu-Zn相、Ag基固溶體以及典型的Ag-Cu共晶組織構成。

3)熱力學計算結果表明,在界面處中Cu、Zn原子在化學勢的驅動下相互擴散,Cu-Zn具有更大的析出驅動力。Ag原子從銀絲向銅線一側擴散,在釬料中的富Ag 區形成典型Ag-Cu 共晶組織。