柔性端電極多層瓷介電容器失效模式分析與改進措施

薄 鵬,曹 瑞,徐 琴,周丹丹,孟 猛

(1.中國空間技術(shù)研究院,北京 100098;2.成都宏科電子科技有限公司,四川 成都 610100)

表貼多層瓷介電容器(MLCC)在元器件封裝與電子產(chǎn)品板級裝聯(lián)中有廣泛的應(yīng)用。然而,在裝聯(lián)或使用過程中,安裝板翹曲或焊接所產(chǎn)生的熱應(yīng)力可能導(dǎo)致MLCC 的瓷體發(fā)生開裂,這也是MLCC 產(chǎn)品在使用過程中最主要的失效模式。在武器裝備和航空航天領(lǐng)域,長期可靠性是至關(guān)重要的,外力導(dǎo)致的MLCC 瓷體開裂和相應(yīng)的潛在風(fēng)險,會直接影響相關(guān)型號裝備的安全。

柔性端電極多層瓷介電容器(FTMLCC)是在不降低容量或增大安裝高度的前提下,提升電容經(jīng)受外力性能、降低瓷體開裂風(fēng)險的一種有效方案。其在端電極的底銀層與鍍鎳層間增加由樹脂-導(dǎo)電填充物構(gòu)成的柔性電極層,柔性電極層通過發(fā)生彈性或塑性形變有效吸收焊接熱應(yīng)力或在板機械應(yīng)力,顯著降低了電容瓷體開裂的風(fēng)險[1-4]。Keimasi 等采用應(yīng)力仿真與高溫老化驗證的方法發(fā)現(xiàn),在采用無鉛焊料或鉛錫共晶焊料進行組裝時,FTMLCC 相對于標(biāo)準(zhǔn)端電極MLCC表現(xiàn)出更出色的抗板彎性能[5]。Brock 和Gu 等認為柔性電極層可降低磁體開裂風(fēng)險,但柔性層內(nèi)存在的空洞為銀遷移提供了通道,因此FTMLCC 在經(jīng)歷溫濕度偏壓測試后,其可靠性低于標(biāo)準(zhǔn)端電極MLCC[6-7]。曾雨和侯喜路從FTMLCC 柔性層制備工藝優(yōu)化方面開展研究,通過改善柔性電極層的結(jié)合性與可鍍性,以提升電極層間結(jié)合性能[8-9]。Lee 等通過仿真模擬和可靠性評估試驗,展示了柔性電極的優(yōu)異性能[10]。

上述研究從柔性層生產(chǎn)工藝優(yōu)化和電容性能對比角度出發(fā),對FTMLCC 進行評價。但在電容器的生產(chǎn)、質(zhì)保與使用各環(huán)節(jié)中,理解與FTMLCC 相關(guān)的潛在失效模式,對開展有效的生產(chǎn)工藝提升、制定針對性質(zhì)保方案和避免裝聯(lián)應(yīng)用失效都至關(guān)重要。例如,柔性電極層與相鄰電極層的分離、柔性層自身強度不足或空洞過多,都是由生產(chǎn)階段引入的失效風(fēng)險;柔性層內(nèi)樹脂組分可能引入的長期可靠性衰減和吸潮等風(fēng)險,需要在質(zhì)保和使用階段進行控制。因此,為了有效識別和降低這些風(fēng)險,應(yīng)開展相關(guān)研究明確FTMLCC 產(chǎn)品的失效模式與機理,并制定針對性改進措施,提升FTMLCC 服役可靠性,滿足其在軍事和航空航天領(lǐng)域的高可靠應(yīng)用需求。

本研究選取兩款1812 尺寸的典型FTMLCC 產(chǎn)品,通過分析其端電極結(jié)構(gòu)和故障模式,探究其物理本征結(jié)構(gòu)和焊接裝聯(lián)性能。采用掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope,SEM)、聚焦離子束(Focused Ion Beam,FIB)剖切與3D 重構(gòu)分析方法,詳細研究了柔性端電極層的界面結(jié)構(gòu)及樹脂-導(dǎo)電填充物的結(jié)構(gòu)特征。在此過程中,識別與柔性電極層結(jié)構(gòu)相關(guān)的薄弱環(huán)節(jié)及其對應(yīng)的失效機制。結(jié)合PCB 彎曲測試,評估了這兩款FTMLCC 在外部板彎應(yīng)力下的性能表現(xiàn),表征兩款電容的容量變化及其內(nèi)部結(jié)構(gòu)的潛在損傷模式。根據(jù)試驗與結(jié)構(gòu)表征的失效模式,提出產(chǎn)品改進方法或裝聯(lián)應(yīng)用階段的控制措施。

1 材料與試驗

1.1 電容結(jié)構(gòu)和材料

本研究選擇了兩款來自不同制造商的帶有柔性端電極的1812 尺寸的MLCC 作為主要的研究對象,分別標(biāo)注為樣品1(S1)和樣品2(S2)。相較于典型的三層結(jié)構(gòu),柔性端電極增加的柔性層位于底銀層和鎳層之間。圖1 為柔性端電極的示意圖,柔性層由包含導(dǎo)電填充物(如銀顆粒或片條)的樹脂構(gòu)成。柔性電極層提供了一定柔性特性,能夠吸收熱應(yīng)力和機械應(yīng)力,以最大程度降低瓷體開裂風(fēng)險。上述的柔性端電極MLCC 通過回流焊接方法,使用63Sn37Pb 焊料裝聯(lián)于FR4 印刷電路板,以開展抗彎性能測試。

圖1 柔性端電極結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the flexible end electrode structure

1.2 試驗方法

參照IPC/JEDEC—9702 標(biāo)準(zhǔn)《Monotonic bend characterization of board-level interconnects》 標(biāo)準(zhǔn)中表貼電容器板彎實驗方法,將FTMLCC 樣品安裝在FR4 測試板上,按照試驗要求對其進行不同深度的彎曲。采用外觀檢查與電容容量原位測試的方法,評價電容是否發(fā)生失效: 當(dāng)電容外觀有可見的損傷或原位測試電容衰減達到5%,即判定樣品已經(jīng)失效。為評價柔性層的耐焊接性能,參照GJB 192B—2011 標(biāo)準(zhǔn)《有失效率等級的無包封多層片式瓷介固定電容器通用規(guī)范方法》相關(guān)要求,測試電極耐焊接性能。為評價柔性層服役可靠性,選取部分彎曲4 mm 試驗后的合格樣品,串聯(lián)進行了后續(xù)環(huán)境試驗: 溫度沖擊(-55～125 ℃,500 次循環(huán))、穩(wěn)態(tài)濕熱試驗(40 ℃,90%RH～95%RH,96 h)和高溫老化試驗(2 倍額定電壓,125 ℃,96 h)。

使用體式顯微鏡和金相顯微鏡對MLCC 橫截面進行結(jié)構(gòu)檢查,利用掃描電子顯微鏡(SEM)和聚焦離子束(FIB)分析柔性端電極的界面結(jié)構(gòu)。通過能量色散X 射線分析(EDX)分析了柔性層界面的成分和元素分布。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 結(jié)構(gòu)檢查

圖2 為S1 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM形貌。如圖2(a)及2(b)所示,FTMLCC 的端電極由燒結(jié)銀層作為底層。在燒結(jié)底銀表面上,經(jīng)由端涂固化以及電鍍等工序構(gòu)建了柔性電極層、鍍鎳層和鉛錫層。柔性端電極的四層結(jié)構(gòu)連續(xù)完整,未見明顯缺陷。觀察電極層整體結(jié)構(gòu),由于樹脂部分在固化過程中存在表面張力的收縮作用,使得電容瓷體端面和側(cè)面的柔性層較厚,而在邊角處柔性層則相對較薄。

圖2 S1 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM 形貌。(a)金相形貌;(b)端電極SEM;(c)底銀層與柔性層結(jié)合界面;(d)柔性層與鍍鎳層結(jié)合界面Fig.2 Metallographic and SEM morphologies of the cross section of S1 capacitor before welding.(a) Metallographic morphology;(b) SEM of end electrode;(c) Interface between bottom silver layer and flexible layer;(d) Interface between flexible layer and nickel plating layer

為了減少截面樣品制備過程中機械拋光引起的柔性層塑性變形對微小缺陷的掩蓋效應(yīng),使用FIB 剖切方法制樣以觀察柔性層與相鄰層之間的界面結(jié)構(gòu)。如圖2(c)所示,底銀層由襯度較暗的玻璃相和襯度較亮的銀晶粒組成,柔性層由導(dǎo)電銀填充物和樹脂構(gòu)成,其中導(dǎo)電銀填充物包括直徑為0.5～1.5 μm 的銀球和片狀銀帶。盡管底銀層和柔性層整體結(jié)合緊密,但在部分界面或柔性層內(nèi)部仍存在一些交錯的空洞。如圖2(d)所示,柔性層的樹脂和銀填充物與表面鍍鎳層緊密結(jié)合,樹脂相中隨機分布有一些空洞。

圖3 為S2 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM 形貌。從圖3(a)可知,S2 電極的基本結(jié)構(gòu)與S1 電極相似,但在端面的中部位置,S2 樣品的柔性層局部更厚,且側(cè)面電極翻邊的長度更短。如圖3(b)所示,柔性層中的導(dǎo)電填充物也由球狀和片狀銀填料構(gòu)成,導(dǎo)電銀通過交叉和重疊的方式搭接,以確保良好的導(dǎo)電性能。如圖3(c)和3(d)所示,柔性層與底銀層結(jié)合的界面存在較多由銀片圍擋搭接形成的空洞,而柔性層與鍍鎳層的整體結(jié)合則良好。相比于S1 樣品,S2 樣品的柔性層內(nèi)銀球填料為中空結(jié)構(gòu),而非實心,不過,兩者在柔性層內(nèi)的樹脂組分占比較為接近。

圖3 S2 電容焊接前的典型橫截面金相和SEM 形貌。(a) 金相形貌;(b) 端電極SEM;(c) 底銀層與柔性層結(jié)合界面;(d) 柔性層與鍍鎳層結(jié)合界面Fig.3 Metallographic and SEM morphologies of the cross section of S2 capacitor before welding.(a) Metallographic morphology;(b) SEM of end electrode;(c) Interface between bottom silver layer and flexible layer;(d) Interface between flexible ayer and nickel plating layer

前文所述的FIB 剖面僅反映出兩款電容器隨機制備的某一處柔性電極剖面的結(jié)構(gòu)和層間結(jié)合狀態(tài)。為更客觀地表征電容柔性電極結(jié)構(gòu),采用步進式FIB 剖面方法,重構(gòu)了S1 與S2 柔性層和底銀層結(jié)合界面附近的3D 結(jié)構(gòu)。如圖4 所示,重構(gòu)后可以對一定體積內(nèi)環(huán)氧樹脂中隨機分布的空洞、銀填充物和環(huán)氧的相對含量以及銀填充物的典型幾何形狀進行表征和比較。根據(jù)SEM 的圖像襯度對比,染色標(biāo)定了柔性層中樹脂和銀導(dǎo)電填充物的體積占比。結(jié)果顯示,S1 中導(dǎo)電銀填充物的體積分數(shù)為80.2%,而S2 中為77.3%。

圖4 步進FIB 重構(gòu)的柔性層與底銀層界面位置的3D模型示意圖。(a) S1;(b) S2Fig.4 Schematic diagrams of the 3D model of the interface position between the flexible layer and the bottom silver layer reconstructed by step FIB.(a) S1;(b) S2

2.2 缺陷檢查

如圖5(a)所示,對于S1 樣品,柔性層表面某些位置的鍍鎳層不連續(xù),導(dǎo)致柔性層直接與電極表面的鉛錫層接觸。使用FIB 方法觀察鎳鍍層不連續(xù)位置的界面,相關(guān)的SEM 形貌如圖5(b)所示。鍍鎳層在柔性層內(nèi)部某些銀填充物的表面上呈現(xiàn)間歇覆蓋,這可能是由電鍍過程導(dǎo)致的。在電鍍過程中,過多的電鍍?nèi)芤簼B入柔性層縫隙,并結(jié)合電流作用,使得電鍍鎳層在柔性層內(nèi)部銀填充物和樹脂之間的縫隙內(nèi)優(yōu)先沉積,進而導(dǎo)致了柔性層相應(yīng)區(qū)域表面上鎳鍍層的不連續(xù)。對于S2 樣品,觀察其柔性層表面鎳鍍層相應(yīng)位置的金相和SEM 形貌如圖5(c,d)。結(jié)果顯示,S2 樣品表面呈現(xiàn)連續(xù)完整的鎳鍍層,并且在界面附近的柔性層內(nèi)部銀填充物表面上沒有觀察到間隙覆蓋的鎳鍍層。

圖5 柔性層在S1 的不連續(xù)Ni 層附近的剖面形貌。(a)金相形貌;(b)SEM 形貌;柔性層在S2 的Ni 層附近的剖面形貌。(c)金相形貌;(d)SEM 形貌Fig.5 Cross-sectional morphologies of the flexible layer near the discontinuous Ni layer in S1.(a) Metallographic morphology;(b) SEM morphology.Cross-sectional morphologies of the flexible layer near the Ni layer in S2.(c) Metallographic morphology;(d) SEM morphology

同時,步進FIB 剖面檢查顯示,在S1 和S2 樣品的柔性層內(nèi)部,均可觀察到直徑小于1 μm 的樹脂內(nèi)空洞以及由填料圍擋形成的直徑大于2 μm 的空洞,這些空洞均呈現(xiàn)出隨機的分布模式。樹脂內(nèi)空洞在圖2、圖3已有標(biāo)注,其形成原因與樹脂相內(nèi)氣泡未及時排出相關(guān)。直徑大于2 μm 的空洞結(jié)構(gòu)如圖6 所示,這些空洞位于柔性層的樹脂相內(nèi)部,是由于銀填充物交叉排列形成的內(nèi)部空間阻礙氣體排出生成的。盡管這些空洞并未造成柔性層的導(dǎo)電性能失效,但有可能對其機械性能產(chǎn)生影響,相關(guān)性能需在后續(xù)試驗中進行關(guān)注。

圖6 柔性端電極中大尺寸空洞的形貌。(a) S1;(b)S2Fig.6 Morphologies of relative larger size voids in the flexible terminal electrode.(a) S1;(b) S2

如圖7 所示,部分S1 樣品在電極翻邊邊緣處出現(xiàn)了電極與陶瓷體之間的剝離。剝離發(fā)生在底銀層外沿處柔性層與瓷體的直接結(jié)合界面,其原因為柔性層與瓷體的粘接強度不足。值得注意的是,由于這種剝離尺度較小,因此在光學(xué)顯微鏡下進行目視檢查時,這種缺陷難以被檢測出來。

圖7 S1 中端電極翻邊邊緣柔性層與瓷體剝離處的截面形貌Fig.7 Cross-sectional morphology of the flexible layer peeling from the ceramic at the edge of the terminal electrode in S1

2.3 性能測試和失效分析

考慮到在MLCC 的端電極中引入導(dǎo)電柔性層可能會引入新的故障模式,選取標(biāo)準(zhǔn)端電極和柔性端電極MLCC 進行板彎曲性能比較分析。參照IPC/JEDEC-9702 標(biāo)準(zhǔn),MLCC 樣品被裝配在FR4 板上,并在室溫下進行彎曲測試。在整個測試過程中,實時測量了電容和板載應(yīng)變,以檢測MLCC 樣品的容量和抗彎性能。每個測試分組包含15 個MLCC 樣品,電容損失達到5%或外觀發(fā)生損傷時被定義為失效。測試結(jié)果見表1。

表1 印制電路板不同彎曲深度處的電容故障數(shù)量Tab.1 Number of capacitor failures at different bending depths of the printed circuit board

表1 的結(jié)果顯示,在彎曲深度為2 mm 時,具有標(biāo)準(zhǔn)端電極的1812 MLCC 樣品即開始出現(xiàn)失效。實驗結(jié)果表明,柔性端電極有效地提升了1812 電容器對板彎曲的抵抗能力。在板彎曲深度為4 mm 時,具有柔性端電極結(jié)構(gòu)的S1 和S2 樣品并未發(fā)生故障。然而,在彎曲深度為5 mm 時,S1 的3 個樣品出現(xiàn)了故障。為了進行進一步的分析,選擇在彎曲深度為5 mm 時出現(xiàn)失效的S1 樣品和未出現(xiàn)失效的S1、S2 樣品進行截面檢查。

圖8(a)和圖8(b)展示了兩個失效的S1 樣品的橫截面形貌。雖然這兩個電容器都發(fā)生了超過5%的電容減少,但其失效原因卻不同。如圖8(a)所示,電容器陶瓷體的一端柔性層開裂的同時,瓷體出現(xiàn)了裂紋,裂紋起始于安裝表面電極的邊緣,并以45°的角度向陶瓷體內(nèi)部的終端電極擴展,最終導(dǎo)致陶瓷體的斷裂。在圖8(b)中,S1 樣品的陶瓷體中并未觀察到明顯的裂紋。然而,柔性層和底銀層之間的界面出現(xiàn)了明顯的分層,這導(dǎo)致了電容器內(nèi)部電極和終端電極的完全分離,從而使電容量減小。

圖8 印制板彎曲試驗后失效S1 樣品的橫截面形貌。(a) 瓷體開裂&柔性層分層;(b)柔性層分層Fig.8 Cross-sectional morphologies of failed S1 sample after printed circuit board bending test.(a) Ceramic body cracking&flexible layer delamination;(b) Flexible layer delamination

在板彎曲測試后,除了失效的S1 樣品外,部分未失效的S1 或S2 樣品的柔性層也出現(xiàn)了損壞或結(jié)構(gòu)變化。如圖9 所示,柔性層內(nèi)部(圖9(a))或柔性層和底銀層的界面(圖9(b))可能出現(xiàn)剝離或結(jié)構(gòu)裂紋。柔性層和底銀層之間發(fā)生剝離,底銀層側(cè)并未出現(xiàn)可見的撕裂或殘留痕跡,說明S1 樣品底銀層與柔性層界面結(jié)合處為相對薄弱點。

圖9 未失效的S1 樣品中的柔性層損壞位置形貌。(a)柔性層內(nèi)開裂分層;(b)柔性層與底銀層剝離Fig.9 Morphologies of damaged positions in the flexible layer of the unfailed S1 sample.(a) Internal cracking and delamination of the flexible layer;(b) Delamination of the flexible layer and the bottom silver layer

在S2 樣品的端面上,外觀并未顯示出柔性層的損壞跡象。如圖10 所示,個別樣品端面和側(cè)面的柔性層內(nèi)出現(xiàn)了局部開裂。裂紋在柔性層內(nèi)部擴展,但并未擴展到瓷體,說明柔性層經(jīng)受外力超過彈性形變范圍時,發(fā)生塑性變形直至結(jié)構(gòu)撕裂。此外,開裂界面兩側(cè)均粘附有柔性層,這表明在S2 樣品中,柔性層與相鄰電極層之間的結(jié)合良好。當(dāng)受到來自印制電路板的彎曲應(yīng)力時,柔性層以開裂形式吸收了應(yīng)力,避免了瓷體發(fā)生開裂失效,并有一定概率保持電容容量正常引出而不發(fā)生容量衰減。鑒于前文所述,柔性層內(nèi)隨機分布的空洞結(jié)構(gòu)可能在受到外力時造成局部不均勻變形,進一步導(dǎo)致柔性層內(nèi)的撕裂損傷。因此,為了使柔性層能夠發(fā)生均勻的彈性形變,努力減少甚至消除柔性層內(nèi)的空洞成為一項必要的措施。

圖10 未失效的S2 樣品中的柔性層損壞位置形貌Fig .10 Morphology of the damaged position of the flexible layer in the non-failed S2 sample

此外,還應(yīng)考慮FTMLCC 在使用過程中,結(jié)構(gòu)偏離或裝聯(lián)工藝波動可能引發(fā)的失效風(fēng)險,并考慮柔性層的裝聯(lián)應(yīng)用風(fēng)險。對于前文提及的S1 樣品柔性層表面鎳鍍層局部不連續(xù)的問題,圖11 展示了板彎曲試驗后,鍍鎳層不連續(xù)位置的焊接界面SEM 形貌,表2 為相應(yīng)標(biāo)注位置的局部EDS 結(jié)果。圖11 顯示在鍍鎳層處,鎳層與焊料形成了金屬間化合物(譜圖3)。然而在鍍鎳層不連續(xù)的區(qū)域,可觀察到焊料與柔性層內(nèi)的銀填料發(fā)生反應(yīng),形成了銀錫化合物(譜圖1),而更深處銀填料不與焊料接觸則未形成銀錫化合物(譜圖2)。界面處銀錫化合物的生成,或附近區(qū)域柔性層與焊料接觸造成的樹脂分解,都可能導(dǎo)致界面結(jié)合強度的降低,進而發(fā)展成為鍍鎳層失效或從柔性層分離的裂紋的來源。為了避免這種情況的發(fā)生,有必要在生產(chǎn)階段就提升鍍鎳層的連續(xù)性以及層間的結(jié)合力[9]。

表2 圖11 標(biāo)注位置能譜測試結(jié)果Tab.2 EDS results at the positions marked in Fig.11 %

圖11 鍍鎳層不連續(xù)處的焊接界面的SEM 形貌Fig.11 SEM morphology of the welding interface at the discontinuous nickel plating layer

在選擇FTMLCC 進行封裝或裝聯(lián)時,雖然柔性電極層可以減小陶瓷在外力下破裂的風(fēng)險,但由于柔性電極層的存在,需對焊接工藝進行更為嚴格的管控。與標(biāo)準(zhǔn)電極MLCC 相比,過高的焊接溫度或侵入柔性層的水汽均可能對FTMLCC 的焊接特性有負面的影響。對S1和S2 樣品進行了三種不同條件的耐焊接熱試驗: 260℃,280 ℃和濕熱后未除潮的260 ℃,以評估柔性層的潛在失效風(fēng)險。通過對剖面的檢查,260 ℃條件下并未觀察到柔性層的損傷。然而,當(dāng)溫度升至280 ℃時,S1樣品的柔性層與底銀層出現(xiàn)了分層,如圖12(a)所示。在濕熱后未除潮的260 ℃條件下,S1 樣品的柔性層出現(xiàn)了開裂,如圖12(b)所示。而在上述三個條件下進行耐焊接熱試驗后,對S2 樣品進行金相檢查,其柔性層均未表現(xiàn)出結(jié)構(gòu)損傷。經(jīng)歷280 ℃耐焊接熱試驗后的S2樣品柔性端電極典型形貌見圖12(c)所示。

圖12 耐焊接熱試驗后的樣品剖面金相。(a) S1@280 ℃;(b) 未除潮S1@260 ℃;(c) S2@280 ℃Fig.12 Metallographic cross-sections of the samples after the welding heat resistance test.(a) S1 @280 ℃;(b) Non-dehumidified S1@260 ℃;(c) S2@280 ℃

過高的焊接溫度或水汽可能導(dǎo)致柔性層面臨潛在風(fēng)險,表現(xiàn)為局部分層或開裂。柔性層內(nèi)的樹脂組分對熱的耐受度低于金屬基電極材料,過高的焊接溫度可能導(dǎo)致樹脂分解。當(dāng)水汽滲入FTMLCC 的樹脂層,可能在焊接的高溫下轉(zhuǎn)化為蒸汽,產(chǎn)生內(nèi)部壓力,從而在柔性電極層內(nèi)形成裂紋。此外,吸收的水汽可能與焊接材料發(fā)生反應(yīng),導(dǎo)致焊接點的可靠性下降。

為了降低這些裝聯(lián)工藝相關(guān)的潛在風(fēng)險,可以采取幾項預(yù)防措施。首先,在焊接前,應(yīng)該對電容器進行烘烤,以消除水汽;同時妥善的存儲至關(guān)重要,FTMLCC 應(yīng)在濕度可控的環(huán)境中,用防潮包裝進行存儲。最后,焊接過程應(yīng)遵循制造商推薦的焊接條件,特別是關(guān)于峰值溫度和持續(xù)時間的規(guī)定。遵守這些建議將有助于避免FTMLCC 中可能的吸潮或焊接溫度過高相關(guān)的裝聯(lián)失效。

研究表明,與標(biāo)準(zhǔn)電極MLCC 相比,FTMLCC 的服役可靠性、柔性層結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性與內(nèi)部填料遷移效應(yīng)直接相關(guān)[5,10]。圖13 為在板彎曲4 mm 未失效的FTMLCC 經(jīng)歷溫度沖擊、穩(wěn)態(tài)濕熱和高溫老化試驗后的柔性層內(nèi)部截面SEM 形貌。如圖13(a)所示,S1 樣品的柔性層內(nèi)存在銀導(dǎo)電填料的聚集,且內(nèi)部存在縫隙。在圖13(b)所示的S2 樣品中,柔性層內(nèi)存在空洞,且與未經(jīng)過環(huán)境試驗的樣品相比,銀填料的截面幾何形狀已發(fā)生改變。銀球截面不再呈正圓形,而片狀銀填料的邊緣發(fā)生了不規(guī)則變化,不再平滑。上述變化與銀的電遷移特性有直接的關(guān)系,因此對于有長期壽命需求的應(yīng)用環(huán)境,應(yīng)關(guān)注FTMLCC 電極層長期電化工作的穩(wěn)定性,并進行針對性驗證。

圖13 環(huán)境試驗后柔性層剖面SEM 形貌。(a) S1;(b)S2Fig.13 SEM morphologies of the flexible layer cross-section after environmental testing.(a) S1;(b) S2

3 結(jié)論

通過對FTMLCC 的柔性端電極結(jié)構(gòu)表征、電容抗彎曲與裝聯(lián)性能對比驗證以及對柔性層相關(guān)失效模式的研究,形成以下結(jié)論:

(1)FTMLCC 柔性端電極結(jié)構(gòu)顯著提高了MLCC的抗彎曲性能。然而,柔性層內(nèi)樹脂相中的空洞或較弱的層間結(jié)合力可能會引發(fā)新的失效模式,進而對FTMLCC 的長期可靠性產(chǎn)生負面影響。因此,對這些性能的改善顯得尤為重要。

(2)在理想情況下,柔性電極會通過彈性變形來應(yīng)對外界的應(yīng)力,從而減小瓷體經(jīng)受的應(yīng)力。然而,更大的應(yīng)力可能導(dǎo)致柔性層發(fā)生內(nèi)部開裂或界面剝離,以釋放應(yīng)力。這種情況可能會導(dǎo)致電容量的降低,但相比由于瓷體破裂引發(fā)的短路和燒毀,其影響較小。

(3)在生產(chǎn)或選用FTMLCC 產(chǎn)品時,應(yīng)充分考慮柔性層材料特性,生產(chǎn)方面,應(yīng)提升柔性層的耐焊接性能,并清晰說明產(chǎn)品的焊接使用條件。使用方面,應(yīng)嚴格控制裝聯(lián)條件,并在焊接前進行適當(dāng)?shù)某凉裉幚?以最大程度地發(fā)揮柔性電極對瓷體的保護作用,提高FTMLCC 焊接后的可靠性。

上述研究對FTMLCC 的設(shè)計、制造和應(yīng)用提供了有價值的參考,有助于支撐其在航空航天和武器裝備等高可靠性需求領(lǐng)域的應(yīng)用。