Effects of Si element on the weld formation and microstructure of titanium/steel dissimilar joints
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摘要:
采用T2Cu和CuSi3焊丝在相同工艺参数下对厚度为1 mm的TC4钛合金及304不锈钢进行焊接，并借助光学显微镜(optical microscopy, OM)和扫描电镜(scanning electron microscopy, SEM)研究了两种焊丝下的TC4/304异种金属焊接熔池冶金行为. 对比分析了不同焊丝成分，尤其是Si元素的加入对TC4/304异种金属接头宏观成形、界面微观组织和力学性能的影响. 结果表明，Si元素的加入使液态熔池流动性显著增强，消除了凹陷和孔洞等缺陷，解决了焊缝背部熔合不良问题，焊缝宏观成形显著改善. 两种焊丝均有效阻隔了Ti，Fe原子，钛/铜界面未生成Ti-Fe化合物，但在焊缝中心以及铜/钢界面处生成了少量Ti-Fe相. CuSi3焊丝中充足的Si元素不仅使Ti5Si3相形核生长的更加充分，在熔池流动的作用下均匀分布于焊缝中，对接头起到弥散强化作用. 与T2Cu焊丝相比，CuSi3焊丝所得接头的抗拉强度提升了81.4%，最高达到366.8 MPa.
Abstract:Welding of 1mm thick TC4 titanium alloy and 304 stainless steel was performed using T2Cu and CuSi3 welding wires under the same process parameters. The metallurgical behavior of the TC4/304 dissimilar metal weld pool was studied using optical microscopy(OM) and scanning electron microscopy(SEM). A comparative analysis was conducted on the effects of different wire compositions, particularly the addition of silicon (Si), on the macro formation of the TC4/304 dissimilar metal joints, the microstructure at the interface, and the mechanical properties. The results showed that the addition of Si significantly enhanced the fluidity of the liquid weld pool, eliminated defects such as depressions and pores, and addressed issues of poor fusion at the back of the weld, leading to substantial improvements in macro formation of the welds. Both types of welding wires effectively hindered the diffusion of Ti and Fe atoms, preventing the formation of Ti-Fe compounds at the Ti/Cu interface, although a small amount of Ti-Fe phase was present at the center of the weld and at the Cu/Fe interface. The sufficient Si content in CuSi3 welding wire not only promoted more effective nucleation and growth of the Ti5Si3 phase but also allowed for its uniform distribution throughout the weld due to the flow of the weld pool, providing a dispersion strengthening effect for the joint. Compared to T2Cu welding wire, the joints obtained with CuSi3 welding wire exhibited a tensile strength increase of 81.4%, reaching a maximum of 366.8 MPa.
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0. 序言
COTS器件与高可靠性领域的特种器件相比具有性能优异、产量高、成本低等诸多优势，因此在高可靠性领域的应用需求日益增加[1]，得益于其丰富的品类，可以通过性能、尺寸、功耗、重量等需求快速选型，极大缩短了研发周期，提升了器件性能，降低生产成本[2-3].然而，COTS器件缺乏可靠性数据，往往难以适应高温、热循环、振动等恶劣环境，因此，提出COTS器件的可靠性评估与优化方法具有重要意义[4-5].
器件异质连接界面的材料热膨胀系数不同，在热载荷作用下会产生热应力，因此器件的失效往往发生在互连焊点处[6-8]，根据电子产品完整性大纲(avionics integrity program，AVIP)中的调查统计结果，在与力学环境相关的电子设备故障中，约有55%的故障是由于温度与温度循环引起的.此外，在钻探设备的运转、近日点远日点的变换、大功率设备的启停等大温变应用场景下，热循环是特种器件所承受的普遍载荷，在器件可靠性评估环节，器件热循环加速寿命试验更是一种重要的评估方法[9-11]，因此，探究器件焊点在热循环载荷作用下的可靠性具备代表性和典型性.
有限元仿真是探究器件热循环可靠性的有力手段,Singh等人[12]发现较大尺寸的器件，焊点在热载荷下受到的峰值应力更大,由于焊点的形态影响了焊点的应力应变状态，Li和撒子成等人[13-14]使用焊点形态仿真为有限元仿真提供了更为精准的模型输入.在参数优化方面，焊缝高度[15]、焊点节距[16]、钎料体积[17]等参数对焊点可靠性的影响均有一定的研究，然而，印制电路板(print circuit board，PCB)的阻焊层作为极有可能影响焊点可靠性的因素之一却鲜有相关研究.
文中针对大尺寸COTS器件的焊点热循环可靠性问题，进行焊点形态仿真以确定不同阻焊层参数对焊点形态的影响规律，采用有限元仿真与试验验证相结合的方法，优化阻焊层参数并明确阻焊层对焊点可靠性的作用机理.
1. 试验方法
1.1 焊点形态仿真
文中研究对象为TOP Line公司的SBGA560T1.27-DC87型大尺寸通用COTS器件，其尺寸及截面形态如图1所示，SnPb共晶钎料由于出色的润湿性、抗疲劳性等优势广泛应用于高可靠性领域，因此使用Sn63Pb37钎料重新植球取代器件原有的SAC305焊球.
使用Surface Evolver软件计算不同阻焊层厚度h及阻焊层与下焊盘间距d影响下的焊点形态，IPC-7351B中规定的阻焊层厚度为20 ~ 80 μm，铜盘和阻焊层之间的间隔最小值为75 μm，标准中未明确指出此间隔的上限，但此间隔过大时，阻焊层将与钎料脱离接触从而不会影响焊点形态.因此，为更充分的探究阻焊层对焊点形态的影响，所取的阻焊层距焊盘距离范围为50 ~ 100 μm，h与d各取6个值进行36组仿真计算见，表1.
表 1 焊点形态仿真中的阻焊层参数Table 1. Parameters of solder mask layer in solder joint shape simulation参数 取值1 取值2 取值3 取值4 取值5 取值6 d 50 60 70 80 90 100 h 20 28 41 54 67 80 采取自下而上的建模方法建立模型，为了兼顾形态模拟的可行性和准确性，做出以下几点假设：考虑器件自重和钎料重力势能影响；假设焊盘为理想光滑平面；忽略焊接过程中钎料密度的变化；忽略温度对表面能的影响；忽略凝固过程中相变对焊点形态影响；假设焊点成分均匀无气孔等缺陷；假设焊点形态为钎焊过程中熔融钎料达到的势能最低的平衡状态，在平衡状态下气、液、固三相交界点满足Young方程.
为得到正确的仿真结果，必须施以准确的能量控制方程和体积恒定控制方程，在Surface Evolver中这些方程均以微分的形式施加于钎料的边界线，对于能量控制，焊点达到平衡形态时，系统总能量最小，焊点体系总能量包括界面势能和重力势能
$$ E = {E_{\mathrm{I}}} + {E_{\mathrm{G}}} $$ (1) 式中：E为焊点体系总能量；EI为界面势能；EG为重力势能，根据Young方程，界面势能可由下式描述
$$ E_T = \iint\limits_{A_1} \sigma dA+\iint\limits_{A_2} \left( - \sigma\cos\theta_1\right)dA + \iint\limits_{A_3} \left(-\sigma\cos\theta_2\right)dA $$ (2) 式中：σ为熔融钎料表面张力；θ1为钎料与焊盘润湿角；θ2为钎料与焊接元件润湿角；A1为钎料与空气接触面积；A2为钎料与上焊盘的接触面积；A3为钎料与下焊盘的接触面积.总重力势能即对于钎料体积微元在其高度上重力势能的积分为
$$ {E_G} = \iiint\limits_V {\rho {{g}}{\textit{z}} d}V $$ (3) 式中：ρ为熔融钎料密度；g为重力加速度常数；z为距零势能面高度，对于体积不变约束条件，即对于钎料部分的体积积分
$$ V = \iiint\limits_V {dV} $$ (4) 式中：V为熔融钎料体积.
1.2 板级热循环仿真
将Surface Evolver仿真得到的焊点形态导入到有限元仿真软件Ansys中，并进行板级器件建模，为了兼顾有限元仿真的准确性和效率做出以下假设：模型初始状态下的残余应力和应变值为零；不同实体之间的接触视为理想接触，接触部位的节点共用；考虑材料的密度、弹性模量、泊松比等参数随温度变化；忽略芯片表面的钝化层、硅芯片和基板内部的布线等局部细微结构，最终建立的模型如图2所示，由于应力集中效应往往出现在边角处的焊点，边角处的焊点采用高密度网格以提升求解精度.使用热−力间接耦合的方式进行分析，热循环载荷采用IPC-9701标准TC3等级：温度−40 ~ 125 ℃，保持时间10 min，变温时间20 min.焊点在温度循环作用下的失效模式是蠕变和疲劳的共同作用，使用Anand本构模型描述焊点在低应力状态下的粘塑性行为，研究表明在仿真计算中，焊点的应力和塑性应变累积一般在6个循环内达到稳定，因此取8个热循环周期进行计算.
电子封装焊点的寿命预测有基于应变或基于能量的多种模型，其中Engelmaire修正的Conffin-Manson模型进一步考虑了热循环载荷的周期、温度差等参数，具有着更高的准确性[18,19]
$$ {N_{\mathrm{f}}} = \frac{1}{2}{\left(\frac{{\Delta \gamma }}{{2{\varepsilon _{\mathrm{f}}}}}\right)^{\tfrac{1}{c}}} $$ (5) $$ \Delta \gamma {\text{ = }}\sqrt 3 \Delta \varepsilon $$ (6) $$ c = - 0.442 - 6 \times {10^{ - 4}}{T_{\mathrm{m}}} + 1.74 \times {10^{ - 2}}\ln (1 + f) $$ (7) 式中：Nf为热疲劳失效的平均寿命；Δγ为等效非弹性剪切应变幅；Δε为等效非弹性总应变幅；εf为疲劳延性系数；c为疲劳延性指数；Tm为热循环的平均温度(℃)；f为循环频率(次/天).
在热循环仿真结果中提取等效非弹性总应变范围Δε代入Engelmaire模型中，即可得焊点的理论寿命.
2. 试验结果与讨论
2.1 焊点形态仿真
阻焊层对焊点形态的影响，如图3所示，首先在不施加阻焊层边界条件下确定表1中36组阻焊层参数是否会对焊点形态产生影响，根据Surface Evolver得到的焊点形态，观察钎料与阻焊层是否相交，当h较大d较小时见图3 (a)，阻焊层与钎料相交，此时阻焊层影响焊点形态，需要进一步的仿真计算.当h较小d较大时见图3 (b)，阻焊层与钎料不接触，此时阻焊层不影响焊点形态.为了验证焊点形态仿真的准确性，按仿真参数进行试验，焊点真实形态与仿真结果如图4所示，可见二者得到的焊点形态完全一致，验证了焊点形态仿真的准确性.最终确定的8组对焊点形态有影响的阻焊层参数组合见表2中参数2至9，参数1为设置的阻焊层对焊点形态无影响时的对照组.
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图 3 阻焊层对焊点形态的影响Figure 3. Effect of solder mask layer on solder joint shapes. (a) effect; (b) no effect.表 2 影响焊点形态的阻焊层参数组合Table 2. Parameters of solder mask layer affecting solder joint shapes参数序号 阻焊层厚度
h/mm阻焊层与下焊盘间距
d/mm1 20 0.07 2 54 0.05 3 67 0.05 4 80 0.05 5 67 0.06 6 80 0.06 7 67 0.07 8 80 0.07 9 80 0.08 施加阻焊层边界条件，使钎料与阻焊层不润湿，进一步计算上述8组参数下的焊点形态，如图5所示，随着h的增大和d的减小，阻焊层会挤压焊点，使得下焊盘处的钎料量减少，导致焊点高度的增加和宽度的减小，并影响上下焊盘与钎料外轮廓的夹角.一系列研究表明，球栅阵列器件在热循环载荷下的失效位置为钎料与上焊盘或下焊盘接触的边角处[10-13]，因此阻焊层对于此处焊点形态的改变将显著影响焊点的可靠性，进一步分析有限元仿真十分必要.
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图 5 不同阻焊层参数下的焊点形态(mm)Figure 5. Solder joint shapes under different parameters of solder mask layer2.2 板级热循环仿真
为确定热循环变温阶段对COTS器件焊点可靠性的影响，提取升温阶段的温度分布如图6所示，在变温阶段整板温差为2.65 ℃，焊点的温差仅为0.46 ℃，导致焊点温差显著小于整板温差的原因是钎料的导热系数较高，在变温的各个时刻温差基本保持不变，焊点形态的差异对器件温度场几乎无影响.在升温阶段，焊点温度从中心至四周呈减小趋势，降温阶段反之，板级器件较小的温差表明因温度梯度产生的应力梯度较小.
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图 6 热循环过程中的温度分布Figure 6. Temperature distribution of solder joints with thermal cycling. (a) PCB; (b) solder joint.进一步对不同阻焊层参数的器件焊点进行应力−应变分析，其中4号阻焊层参数下的焊点应力幅值最大，为32.4 MPa，小于钎料的断裂强度，其热循环过程中焊点的最大应力如图7所示，热循环过程中单个焊点的峰值应力出现在与上焊盘接触的边角处，这是由于异质连接界面因材料热膨胀系数产生的热失配.应力水平最高的焊点位于器件的边角处，这是由于边角处的应力集中效应，应力最大时刻为极低温时刻，这是由于该互连材料体系在极低温是的材料热膨胀系数差异最大，不同阻焊层参数下的焊点在热循环过程中的应力−应变分布状态相近，但应力−应变幅值存在一定差异.
提取危险焊点的应力最大处在热循环过程中的变化曲线，如图8所示，可见焊点应力呈周期性变化并在第2个循环后达到稳定，结合焊点的塑性应变变化曲线，如图9所示，焊点的塑性应变呈周期性变化，提取最后一个循环中的焊点等效非弹性总应变幅Δε，代入到式(5)至式(7)中计算得到不同阻焊层参数下的焊点热循环寿命.
不同阻焊层参数下的大尺寸COTS器件焊点热循环寿命见表3，可见随着随着h的增大和d的减小，焊点的应力增大，寿命逐渐降低，当阻焊层与焊点不接触时，焊点的热循环寿命最高，为2 342个循环周期，较最低寿命提升了118%.导致热循环寿命差异的原因是阻焊层对焊点应力集中部位形态的影响，改变了焊点的应力−应变幅值.
表 3 焊接工艺参数Table 3. Welding experiment paraments参数序号 塑性应变ε 热循环寿命Nf 1 0.011 584 9 2 342 2 0.011 618 0 2 326 3 0.012 935 8 1 792 4 0.014 569 5 1 342 5 0.011 624 8 2 323 6 0.015 993 9 1 070 7 0.012 744 7 1 858 8 0.012 442 6 1 969 9 0.013 557 2 1 599 为验证仿真结果，采用阻焊层不影响焊点形态、阻焊层与焊盘接触两种极端条件下的阻焊层参数进行焊点热循环可靠性试验，在500个热循环周期后边角焊点的金相照片如图10所示，可见阻焊层对焊点形貌无影响的焊点在500个循环后连接良好，无分层、裂纹等缺陷的出现见图10(a)；而受阻焊层影响的焊点在边角方向出现了开裂，与有限元仿真得到的最大应力处吻合(图7)，该结果证明了有限元仿真个阻焊层参数优化的正确性.
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图 10 500个温度循环后的焊点SEMFigure 10. SEM of solder joints after 500 thermal cycles. (a) without the influence of solder mask; (b) with the influence of solder mask.3. 结论
(1) 焊点高度随h增加和d减小而增大，焊点宽度随h增加和d减小而减小.
(2) 阻焊层的参数决定了焊点形态从而影响焊点在热循环中的应力应变状态，导致了焊点热循环可靠性的差异.
(3) 优化后的焊点预测寿命提升了118%，且在500个温度循环试验后界面连接良好，证明了通过阻焊层设计提升COTS器件焊点可靠性的显著效果.
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图 2 不同填充焊丝下焊缝宏观截面成形
Figure 2. Cross-sectional morphologies of weld joints obtained by different filler wires. (a) specimen 1; (b) specimen 2; (c) specimen 3; (d) specimen 4
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图 3 不同填充焊丝下的钛/铜界面微观结构
Figure 3. Microstructure of Ti/Cu interface for different filler wires. (a) T2Cu welding wire; (b) CuSi3 welding wire
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图 4 不同填充焊丝下的钛/铜界面线扫描分布结果
Figure 4. EDS line scanning results of Ti/Cu interface for different filler wires. (a) T2Cu welding wire; (b) CuSi3 welding wire
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图 5 不同填充焊丝下的焊缝中心微观结构
Figure 5. Microstructure of weld seam for different filler wires. (a) T2Cu welding wire; (b) CuSi3 welding wire
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图 6 铜/钢界面结构以及能谱面扫描结果
Figure 6. Microstructure and EDS mapping results of Cu/steel interface. (a) T2Cu welding wire; (b) CuSi3 welding wire
表 1 母材的元素成分 (质量分数，%)
Table 1 Base material compositions
材料 Cr Ni Al V Cu Si Fe Ti TC4 — — 5.6 ~ 5.8 3.5 ~ 4.5 0.3 — — 余量 304 18 ~ 20 8 ~ 11 — — 0.15 0.1 余量 0.15 
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表 2 焊丝的元素成分 (质量分数，%)
Table 2 Welding wire compositions
材料 Fe Al Si Cu T2Cu — — 0.3 余量 CuSi3 0.3 0.01 2.8 ~ 4.0 余量
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表 3 焊接过程工艺参数
Table 3 Parameters and details of welding process
试样 焊接电流
I/A焊接电压
U/V焊接速度
v/(mm·s−1)热输入
H/(J·mm−1)送丝速度
vw/(m·min−1)焊丝 1 65 9.6 8 66.3 3.2 T2Cu 2 65 9.6 6 88.4 3.2 T2Cu 3 65 9.6 8 66.3 3.2 CuSi3 4 65 9.6 6 88.4 3.2 CuSi3
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表 4 钛侧界面点扫描分析结果
Table 4 EDS spots results of Ti/Cu interfaces
位置 元素含量(原子分数，%) 可能的相 Ti Cu Fe Al Si P1 82.09 10.65 1.31 5.94 — Ti + Ti2Cu P2 38.79 50.68 1.97 8.56 — TiCu P3 15.23 79.21 2.31 3.22 — TiCu4 P4 28.02 66.17 1.00 4.80 — Ti2Cu3 + TiCu4 P5 50.39 9.59 — 1.02 34.89 Ti5Si3 P6 17.58 80.37 — 2.05 — TiCu4 P7 52.24 35.77 4.07 7.91 — TiCu + Ti2Cu P8 41.73 49.11 3.90 5.26 — TiCu P9 54.02 9.42 — — 36.56 Ti5Si3 P10 20.10 79.90 — — — TiCu4 P11 12.13 87.87 — — — TiCu4 + (Cu)
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表 5 焊缝中心及铜/钢界面点扫描分析结果
Table 5 EDS spots results of weld seams and Cu/steel interfaces
位置 元素(原子分数，%) 可能的相 Ti Cu Fe Cr Si P1 37.20 49.30 6.70 — 5.10 Ti2Cu3 P2 30.53 10.43 41.44 — 17.60 TiFe2 + Ti5Si3 P3 54.02 — — — 36.56 Ti5Si3 P4 33.61 10.61 26.83 — 23.76 TiFe2 + Ti5Si3
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表 6 铜/钢界面点扫描分析结果
Table 6 EDS spots results of Cu/steel interfaces
位置 元素(原子分数，%) 可能的相 Ti Cu Fe Cr Si P5 25.09 4.30 51.49 11.51 7.58 TiFe2 + (Fe) P6 25.71 4.13 51.20 11.70 7.30 TiFe2 + (Fe) P7 3.75 4.22 67.88 19.54 — (Fe)
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