Sn-Bi和Sn-Bi-Cu焊料焊接接頭的熱循環(huán)測(cè)試

1、Sn-Bi和Sn-Bi-Cu焊料焊接接頭的熱循環(huán)測(cè)試Sn-Bi共晶合金焊料是取代傳統(tǒng)共晶錫鉛焊料最佳的無鉛焊料之一。這項(xiàng)研究是為了探討二元共晶Sn-Bi合金和三元Sn-Bi -1Cu合金焊接接頭的性質(zhì)，其中包括合金的成分分析和潤(rùn)濕性。此外，還要評(píng)價(jià)接頭的微觀結(jié)構(gòu)，結(jié)合強(qiáng)度，斷裂表面和接觸電阻。潤(rùn)濕平衡實(shí)驗(yàn)的結(jié)果表明添加1%Cu對(duì)共晶Sn-Bi釬料合金與各種金屬鍍層間的接觸角影響不大。經(jīng)過2000次熱循環(huán)后接頭的粘附強(qiáng)度突然降低。此外，不匹配的熱膨脹系數(shù)和熱循環(huán)的作用會(huì)導(dǎo)致焊接接頭的開裂。即使使用氧化鋁基板，熱疲勞依舊會(huì)在魚片狀焊縫邊緣處產(chǎn)生裂紋，然后沿著焊縫接觸表面?zhèn)鞑?。在接觸電阻焊接熱循環(huán)后

2、，一旦Cu6Sn5的電阻率低于焊料，電阻率就不會(huì)隨著加入的Cu量的增加而增加。42Sn-58Bi/Cu, SnBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg和SnBi-1Cu/PtAg成分的焊接在接頭完好的情況下，經(jīng)過2000次熱循環(huán)后接觸電阻變化很小(R0.5m)。1 引言焊接技術(shù)廣泛應(yīng)用于電子封裝，其在電子行業(yè)中起著關(guān)鍵作用。事實(shí)上，焊點(diǎn)是一個(gè)必不可少的組成部分，它的作用不僅是一個(gè)電氣連接，而且還作為一個(gè)機(jī)械樞紐1，2。如今，隨著電子產(chǎn)品體積更小，速度更快的發(fā)展趨勢(shì)，電子封裝對(duì)于焊點(diǎn)的高可靠性的要求顯得更加突出。焊點(diǎn)的可靠性是依靠于焊接材料、焊接條件、焊接方式的選擇3。有了適當(dāng)?shù)暮附臃?/p>

3、式，性能更加優(yōu)良的釬料合金和良好的焊接環(huán)境，就可以得到可靠的焊縫。共晶錫鉛合金由于其較好的認(rèn)知度和優(yōu)異的性能廣泛用于當(dāng)今焊接工藝1，4-7。然而，錫鉛釬料合金中的鉛會(huì)對(duì)環(huán)境和人體健康產(chǎn)生毒害作用4-6，8-14。正是對(duì)這些因素的關(guān)注，使得近些年來對(duì)無鉛焊料的研究投入不斷加大。在焊接過程中，弧柱區(qū)會(huì)產(chǎn)生相當(dāng)大的應(yīng)變 15。幸運(yùn)的是，較低熔點(diǎn)的焊料可能會(huì)使殘余應(yīng)變減少。由于其較低的熔融溫度，Sn-Bi共晶合金是一種可能用于焊接的低溫度無鉛焊料。當(dāng)焊接設(shè)備容易發(fā)生熱損傷時(shí)，低溫焊接就顯得尤其必要4，16。在不同材料的電子封裝中，低溫焊接熱循環(huán)還可以減少由于熱膨脹系數(shù)不匹配造成的損失16。低溫焊接的另

4、一個(gè)應(yīng)用是用于多步焊接中的打底焊。隨后步驟所用焊料的熔點(diǎn)應(yīng)該低于前面步驟焊料的熔點(diǎn)11,16。共晶Sn-Bi焊料的拉伸強(qiáng)度大于共晶Sn-Pb焊料1,15。此外，42Sn-58Bi焊料與共晶Sn-Pb焊料相比具有較好的抗蠕變性1,8,17。然而，42Sn-58Bi焊料合金在加熱老化過程中，組織會(huì)發(fā)生粗化8-10,14,17。隨著溫度的升高，微觀結(jié)構(gòu)的不穩(wěn)定可以抑制細(xì)小而分散的粒子焊料進(jìn)入共晶Sn-Bi合金8，9，14，17。在微電子封裝技術(shù)中，焊接接頭在熱循環(huán)下的失效一直都是最關(guān)鍵的問題。為了確保較高的可靠性，焊接接頭的表征熱循環(huán)性能是最關(guān)鍵的。煒和杜對(duì)Sn-Ag焊接接頭熱老化影響的研究進(jìn)行了最

5、新報(bào)道18。本研究的目的首先是調(diào)查預(yù)制二元Sn-Bi和三元Sn-Bi-Cu合金焊料的潤(rùn)濕性。各種焊接接頭通過在預(yù)制焊料上加入不同的金屬基板，并且接受一系列的熱循環(huán)測(cè)試。我們探討的主要內(nèi)容是熱循環(huán)對(duì)焊接接頭的顯微組織和力學(xué)性能的影響，此外，在熱循環(huán)下，焊接接頭的電阻也是我們研究的對(duì)象。2 實(shí)驗(yàn)過程2.1 釬料合金的配制共晶Sn-Bi和Sn-Bi-1Cu合金焊料是通過純錫，純鉍（純度>99.9 ，臺(tái)灣中正公司）以及純銅（ 純度>99.9，日本高純度的化學(xué)研究中心）三種原材料制備而成的。原材料經(jīng)稱重和洗凈后放入石英管中使其壓力達(dá)到1×103pa。為了使原料混合均勻且合金成分穩(wěn)定

6、，將管子放置于1050的爐子中加熱8小時(shí)并且加熱的同時(shí)管子不斷旋轉(zhuǎn)。最后，停止加熱，將管子迅速放入冷水中。當(dāng)管子破裂后就得到了焊料合金。2.2 預(yù)處理取樣片Al2O3用ERSO(臺(tái)灣電子研究組織)組裝的各種配置模式的金屬基板包括PtAg/Al2O3和Cu/Al2O3，如圖1所示先取PtAg和Cu導(dǎo)體試樣片，厚度分別為10毫米和15 ±20毫米，然后將取樣片分別置于酒精和丙酮中清洗五分鐘。圖1 PtAg和銅導(dǎo)體的配置模式(a)對(duì)接觸電阻的測(cè)量(b)用1206LCCC電容器進(jìn)行焊接(c)進(jìn)行拉伸測(cè)試2.3 焊接工藝2.3.1 焊錫膏和FR4導(dǎo)體基板的連接商用42Sn-58Bi共晶合金焊膏

7、是由88%和12%的RMA助焊劑（美國銦公司）組成。試驗(yàn)中試用了兩種不同材料的FR4基板，其中包括銅和金/鎳/銅導(dǎo)體。電容器(1206 LCCC)被控溫電烙鐵焊接在銅導(dǎo)體上時(shí)，其他8個(gè)引腳被焊接在金/鎳/銅導(dǎo)體上。焊接溫度控制在200。角的焊接示意圖如圖2所示。2.3.2對(duì)預(yù)制的導(dǎo)電材料Al2O3進(jìn)行焊接對(duì)預(yù)制的導(dǎo)電材料Al2O3進(jìn)行焊接需要兩個(gè)焊接步驟，首先，將（銅導(dǎo)體）/（ 氧化鋁基板）和（ PtAg導(dǎo)體）/（氧化鋁基板）在熔融焊料中焊接。熔融焊料需置于水浴中，溫度維持在200。然后，經(jīng)過熱浸后的取樣片再次放到200有溫控的熱板上。同時(shí)，經(jīng)過熱浸后的取樣片通過電容器焊接。最后，經(jīng)過空冷形成

8、焊接接頭，如圖2所示。圖2 對(duì)取樣片的焊接示意圖2.4 熱循環(huán)測(cè)試 焊接接頭受到30每分鐘的快速熱循環(huán)變化，從-55到100。如圖3實(shí)際抗熱沖擊框圖所示，每經(jīng)過250個(gè)熱循環(huán)周期，中斷實(shí)驗(yàn)移出若干試樣供隨后分析用。圖3 實(shí)際抗熱沖擊框圖2.5 分析和測(cè)試2.5.1 X -射線衍射實(shí)驗(yàn)預(yù)制鉛料合金的相和晶體的組織結(jié)構(gòu)是在由焊接協(xié)會(huì)所規(guī)定的X射線衍射儀(D/MAX-B,Rigaku,日本)與波長(zhǎng)儀(0.15406nm)中確定的。掃描速率為每分鐘4°。2.5.2 潤(rùn)濕性測(cè)試鉛料合金與金屬基板的潤(rùn)濕角度同其潤(rùn)濕平衡有關(guān)(ST50,Metronelec,法國)。樣本由一個(gè)敏感的彈簧系統(tǒng)來控制暫

9、停，先將樣本的邊沿浸入預(yù)定深度的熔融焊料中，溫度變化控制在±2。浸泡樣品受浮力和表面張力產(chǎn)生的垂直力作用，其時(shí)間函數(shù)由一個(gè)高速記錄機(jī)記錄。2.5.3 掃描電鏡和電子探針 用顯微鏡掃描電鏡（SEM，JEOL 840A，日本）和電子探針分析儀（電子探針， JXA-8800M，JEOL，日本）分別觀察樣本的組織和元素分布。此外，通過EPMA對(duì)預(yù)制合金焊料的成分進(jìn)行分析。2.5.4 ICP-AES測(cè)試 ICP-AES測(cè)試用于三元焊錫合金材料中微量元素的測(cè)定，例如銅元素，用電感耦合等離子體原子發(fā)射光譜法（ICP - AES法）（ICAP的9000，等離子體灰，美國）。2.6 粘結(jié)強(qiáng)度測(cè)量 國際

10、焊接大會(huì)對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度測(cè)量的方法是運(yùn)用拉伸測(cè)試儀。(SEBASTIAN FIVE,QUAD Group,美國)。首先在基件表面垂直焊接一個(gè)螺柱，然后對(duì)螺柱施加拉力同時(shí)對(duì)基板進(jìn)行支撐，當(dāng)焊接接頭發(fā)生斷裂的時(shí)候拉伸機(jī)停止。拉伸測(cè)試示意圖如圖4所示。圖4 拉伸測(cè)試圖2.7 接觸電阻的測(cè)量 用歐姆表測(cè)量焊料/金屬界面間的電阻(502A, Chen Hwa,Taiwan)。如圖1C所示，該方法就是歐姆法。3 結(jié)果討論3.1 作為焊接用的焊錫合金焊料的特性3.1.1 合金焊料的成分目前，我們對(duì)42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu合金焊料的成分分析有兩種方法，即ICPAES法和電子探針法來測(cè)定其成分。表1列出

11、了兩種定量分析方法對(duì)樣本測(cè)量分析后的結(jié)果。表1 預(yù)制42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu焊錫合金的電子探針和CPI分析合金 Sn(wt%) Bi(wt%) Cu(wt%) 備注 二元共晶SnBi 42.40±0.43 57.60±0.43 EPMA三元SnBi-1Cu 43.41±1.70 55.74±1.69 0.85±0.10 EPMA三元SnBi-1Cu 0.92±0.06 ICP通過電子探針的測(cè)量，二元合金的組成為42.4+0.43 wt% Sn和57.6+0.43 wt% Bi。在二元Sn-Bi合金相圖中，共晶焊料的組成為

12、42wt%Sn和58wt%Bi。因此，焊接用的二元焊料合金的組成可視為在實(shí)驗(yàn)誤差范圍之內(nèi)。通過電子探針對(duì)三元合金焊料的測(cè)量，結(jié)果顯示其組成為43.41+1.70wt%Sn，55.74+1.69wt%Bi和0.85+0.10wt%Cu。同時(shí)，三元合金焊料中微量元素（銅）在經(jīng)ICP-AES法測(cè)量后顯示含量為0.92+0.06wt%。這就很好的說明了預(yù)制焊料的成分組成很接近于標(biāo)稱的成分組成。3.1.2 潤(rùn)濕性測(cè)試 焊料（42Sn-58Bi和Sn-Bi-1Cu合金）和金屬基板之間的潤(rùn)濕角度同其潤(rùn)濕平衡有關(guān)。在潤(rùn)濕過程中，界面反應(yīng)帶來接觸角的降低造成了接觸界面能的下降。通常一個(gè)穩(wěn)定的界面接觸角需要幾秒鐘

13、的時(shí)間才能形成。除了接觸角的大小，接觸角穩(wěn)定的時(shí)間則是另一個(gè)潤(rùn)濕性指標(biāo)。顯而易見的是在Ni箔上焊料的潤(rùn)濕時(shí)間比在其他金屬層上都要長(zhǎng)，這種現(xiàn)象的產(chǎn)生可能是因?yàn)镹i在同焊料接觸中產(chǎn)生了擴(kuò)散屏障，延長(zhǎng)了潤(rùn)濕時(shí)間。即Ni的反應(yīng)活性低于其他金屬。事實(shí)上，焊接母材，焊接焊料，焊接溫度，焊接散熱方式，焊接環(huán)境對(duì)潤(rùn)濕性也是有影響的，研究結(jié)果如表2所示。表2 不同的金屬箔和金屬基板Sn-Bi和Sn-Bi-1Cu焊錫合金的接觸角 SnBi SnBi-1CuAu foil 45.8°±5.0° 46.2°±3.4°Ag foil 51.3°

14、77;3.7° 44.8°±4.4°Ni foil 57.6°±6.6° 67.2°±5.5°Cu foil 48.5°±9.8° 56.4°±6.4°Cu thick film/FR4 36.0°±6.2° 35.2°±5.9°Cu thick film/Al2O3 37.0 °±3.4° 35.4°±5.3°PtA

15、g thick film/Al2O3 55.3°±3.0° 47.1°±7.1°這些數(shù)據(jù)表明，1.0wt%Cu對(duì)SnBi共晶合金焊料潤(rùn)濕性能的影響不是很大。在42Sn -58Bi合金焊料中增加1.0wt%Cu對(duì)于絕大多數(shù)金屬基板的潤(rùn)濕性不會(huì)有很大的影響。3.2 熱循環(huán)測(cè)試3.2.1 裂縫位置 圖5和圖6展示的分別為42Sn-58Bi/Cu/FR4和42Sn-58Bi/Ni/Cu/FR4經(jīng)0, 500,1000,1500,2000次熱循環(huán)后焊接接頭的組織放大圖。圖5 不同熱循環(huán)次數(shù)（a）500（b）1000（c）1500（d）2000，

16、42Sn-52Bi/Cu/FR4組織的形貌 圖6 在熱循環(huán)（a）500（b）1000（c）1500（d）2000次后，42Sn-52Bi/Cu/FR4組織的形貌我們可以觀察到在1500個(gè)循環(huán)后，鎳和焊料界面出現(xiàn)了一條裂縫，同時(shí)，我們又觀察到即使在2000個(gè)循環(huán)后42Sn-58Bi/Cu/FR4界面也沒有出現(xiàn)裂紋。有人認(rèn)為，這種差異是由于共晶SnBi焊料，銅，F(xiàn)R4 三者的熱膨脹系數(shù)相對(duì)于鎳的熱膨脹系數(shù)不相同造成的。實(shí)驗(yàn)中所使用材料的熱膨脹系數(shù)如表三所示。表3 不同材料的熱膨脹系數(shù)42Sn-58Bi 15 10,16Cu 16.5 25Ni 13.3 25Ag 19.68 25FR4(X-Y p

17、lane) 17.7 26Al2O3 7.1 2一般認(rèn)為，裂縫是由集中在焊接接頭中的應(yīng)力造成的。材料熱膨脹系數(shù)的差別會(huì)導(dǎo)致熱循環(huán)時(shí)焊接接頭出現(xiàn)裂縫19。因?yàn)檫@些不匹配的熱膨脹系數(shù)還會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力，所以在焊接接頭處就會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中。焊接接頭的連接方式也是焊接性能好壞的重要因素。對(duì)含鉛或無鉛焊料焊接的有限元(FEM)模擬已在相關(guān)文獻(xiàn)中說明 20。在熱循環(huán)測(cè)試中，最大應(yīng)力主要集中在焊跟和含鉛接頭的圓角處，而應(yīng)變集中主要在無鉛焊點(diǎn)邊緣圓角處。觀察圖5和圖6所示的接頭組織裂縫放大圖我們可以看出其形貌同有限元模擬情況很相近。1500次熱循環(huán)后，我們對(duì)Cu/Al2O3和PtAg/Al2O3試樣片基底上的 42S

18、n-58Bi和Sn-Bi-1Cu焊料合金進(jìn)行顯微鏡觀察，其組織如圖7所示。圖7 在1500次熱循環(huán)下，顯微鏡下（a）42Sn-58Bi/Cu/Al2O3（b）Sn-Bi-1Cu/Cu/ Al2O3（c）42Sn-58Bi/PtAg/Al2O3和（d）Sn-Bi-1Cu/PtAg/Al2O3的焊點(diǎn)組織形貌在1500次熱循環(huán)后，焊接接頭處出現(xiàn)很小的裂紋，而在1500次熱循環(huán)前沒有觀察到裂縫。裂縫位于焊錫圓角的邊緣，然后逐漸沿著接頭結(jié)合處的金屬界面延伸。因?yàn)楹附咏宇^是焊接強(qiáng)度較弱的一個(gè)區(qū)域。Yao和Shang21曾在報(bào)告中指出熱疲勞裂紋會(huì)沿著焊接接頭界面延伸。觀察發(fā)現(xiàn)，Cu/Al2O3基板焊接裂紋要

19、早于Cu/FR4基板焊接裂紋的產(chǎn)生，這事實(shí)上是由于焊料/銅與焊料/氧化鋁基板熱膨脹系數(shù)較大差異造成的。氧化鋁基板的組織顯微放大圖如圖8所示。圖8：PtAg/Al2O3焊料的焊接裂紋，一部分延伸至氧化鋁基板。Keusseyan和他的同事也在他們的研究中提到焊接熱循環(huán)與焊接基板裂紋的出現(xiàn)有一定的關(guān)系23, 24，并且表示裂紋主要是由應(yīng)力集中和陶瓷基板的脆性產(chǎn)生的。3.2.2 焊接接頭的力學(xué)性能和斷裂面為了定性的研究斷裂面，我們用拉伸試驗(yàn)方法測(cè)定，測(cè)定的斷裂方式如下：1、A方式：斷裂發(fā)生在焊接接口。 2、B方式：斷裂發(fā)生在焊料/導(dǎo)體界面。 3、C方式：斷裂發(fā)生在導(dǎo)體/基板界面。 4、D方式：斷裂發(fā)生

20、在試驗(yàn)用的銅螺栓。 5、E方式：斷裂發(fā)生在基板。以上五種斷裂方式分別發(fā)生在不同的部位，在實(shí)踐中，任何的斷裂面不只包括一種斷裂方式。按斷裂部位進(jìn)行分類，就顯得不是很恰當(dāng)。例如，如果主要是焊料/導(dǎo)體界面區(qū)的斷裂，則是B型斷裂面。如果導(dǎo)體/基板界面占主要區(qū)域，則是C型斷裂面。在熱循環(huán)后的Cu/Al2O3和PtAg/Al2O3試樣片基板上，共晶Sn-Bi和Sn-Bi - 1Cu焊錫合金的焊接接頭的結(jié)合強(qiáng)度和斷裂方式分別記錄在表4-7中。表4 在熱循環(huán)測(cè)試后，42Sn58Bi/Cu焊接接頭相應(yīng)裂紋所對(duì)應(yīng)的粘結(jié)強(qiáng)度表5 在熱循環(huán)測(cè)試后，Sn-Bi-1Cu/Cu焊接接頭相應(yīng)裂紋所對(duì)應(yīng)的粘結(jié)強(qiáng)度表6 在熱循環(huán)

21、測(cè)試后，42Sn58Bi/PtAg焊接接頭相應(yīng)裂紋所對(duì)應(yīng)的粘結(jié)強(qiáng)度表7 在熱循環(huán)測(cè)試后，Sn-Bi-1Cu/PtAg焊接接頭相應(yīng)裂紋所對(duì)應(yīng)的粘結(jié)強(qiáng)度很明顯，經(jīng)過熱循環(huán)后的焊接接頭的結(jié)合強(qiáng)度下降了。但應(yīng)當(dāng)指出，在2000次熱循環(huán)后焊接接頭卻沒有發(fā)生很大的強(qiáng)度退化。正如上一節(jié)，在1500次熱循環(huán)后焊點(diǎn)出現(xiàn)裂紋，這時(shí)候的裂縫還是很小的。隨著熱循環(huán)的不斷進(jìn)行，裂縫不斷發(fā)展，當(dāng)裂縫發(fā)展到一定規(guī)模就會(huì)發(fā)生強(qiáng)度退化。E方式的斷裂就是由于應(yīng)力的集中和氧化鋁基板的脆性造成的23, 24。根據(jù)焊接接頭的有限元模擬分析，應(yīng)力集中主要發(fā)生在焊料與基板接觸的邊緣部分20，由于氧化鋁基板材料的熱膨脹系數(shù)不同于其他材料，并

22、且有很大的脆性，在其表面釋放應(yīng)力就會(huì)產(chǎn)生微小的裂紋。隨著熱循環(huán)的進(jìn)行，微裂紋的數(shù)目、寬度、長(zhǎng)度不斷增加。最終，微裂紋就可以明顯的被觀察到，如圖8所示。氧化鋁基板的斷口裂紋形貌如圖9所示。 圖8 PtAg/Al2O3焊料的焊接裂紋，一部分延伸至氧化鋁基板圖9 顯微鏡下的氧化鋁基板的斷口裂紋形貌3.3接觸電阻的測(cè)量 為了評(píng)估焊接接頭的導(dǎo)電性能，我們用歐姆表來測(cè)量焊接接頭接觸電阻的大小。焊接接頭的接觸電阻測(cè)量如圖1所示。不同長(zhǎng)度的兩個(gè)節(jié)點(diǎn)之間的接觸電阻是通過差值法來測(cè)量的，如圖10和圖11。圖10 （a）42Sn-58Bi/Cu（b）SnBi-1Cu不同長(zhǎng)度焊點(diǎn)的接觸電阻，如圖中X表示長(zhǎng)度圖11 （

23、a）42Sn-58Bi/PtAg（b）Sn-1Cu/PtAg不同長(zhǎng)度焊點(diǎn)的接觸電阻，如圖中X表示長(zhǎng)度接觸電阻的大小與許多因素有關(guān)，如接觸面積、組織成分、接觸方式、節(jié)點(diǎn)長(zhǎng)度和裂紋走向。圖12是接觸電阻關(guān)于熱循環(huán)次數(shù)的函數(shù)。同時(shí)，接觸電阻隨熱循環(huán)次數(shù)增加量的函數(shù)如圖13所示。 圖12 經(jīng)過2000次熱循環(huán)后，42Sn-58Bi/Cu, SnBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg和SnBi-1Cu/PtAg焊點(diǎn)的接觸電阻圖13 經(jīng)過2000次熱循環(huán)后，42Sn-58Bi/Cu, SnBi-1Cu/Cu, 42Sn-58Bi/PtAg和SnBi-1Cu/PtAg焊點(diǎn)的接觸電阻的變化經(jīng)過20

24、00次熱循環(huán)后，SnBi-1Cu/Cu 、42Sn-58Bi/PtAg 和SnBi-1Cu/PtAg焊接接頭接頭接觸電阻略有增加，而42Sn-58Bi/Cu焊接接頭的接觸電阻卻沒有改變（圖12）。應(yīng)當(dāng)指出，圖12中的電阻測(cè)量法會(huì)使測(cè)量值產(chǎn)生微小的誤差。一般情況下，誤差小于3%，但在一些例外情況下可能達(dá)到5% 。如圖13所示，熱循環(huán)為1500次時(shí)42Sn-5SBi/Cu焊接接頭的接觸電阻沒有發(fā)生很大的變化，變化小于5%。然而，當(dāng)熱循環(huán)超過1500次以后，SnBi-1Cu/PtAg焊接接頭接觸電阻的變化達(dá)到10%。由實(shí)驗(yàn)我們可以知道，42Sn-58Bi/PtAg焊接接頭接觸電阻的增加相比其他三種較

25、明顯。四種焊料在熱循環(huán)后接觸電阻都有所增加，但增加的幅度還是很小的。PtAg接頭的接觸電阻在經(jīng)過熱循環(huán)后出現(xiàn)的接觸電阻變化是由于金屬化合物之間的裂紋增長(zhǎng)。通常情況下，接觸電阻的微小增加將導(dǎo)致焊接熱量消散的提高和焊接接頭強(qiáng)度的退化。經(jīng)測(cè)量，所增加的接觸電阻是相當(dāng)小的(R0.5m)。在目前研究的焊料中，經(jīng)2000次熱循環(huán)以后，42Sn-58Bi/Cu，SnBi-1Cu/Cu，42Sn-58Bi/PtAg，SnBi-1Cu/PtAg的焊接接頭性能是比較好的。4 總結(jié)1. 二元42Sn-58Bi焊料合金和三元Sn-Bi-1Cu焊料合金已經(jīng)用于焊接，并且廣泛使用于各種金屬基板的焊接，經(jīng)過熱循環(huán)測(cè)試均有一

26、定得可靠性。同時(shí)，潤(rùn)濕性試驗(yàn)表明，添加1wt的銅，對(duì)共晶SnBi焊料合金潤(rùn)濕接觸角的影響微不足道。2.經(jīng)過熱循環(huán)測(cè)試后，焊接接頭的斷裂形式出現(xiàn)許多新的特點(diǎn)。熱循環(huán)次數(shù)達(dá)到2000次后，接頭的結(jié)合強(qiáng)度突然下降，并且由于焊料和基板間的熱膨脹系數(shù)的不匹配產(chǎn)生了裂紋。焊接熱疲勞裂紋通常在焊接接頭的邊緣圓角處出現(xiàn)，然后沿著焊料和基板的界面延伸，部分裂紋還會(huì)穿過氧化鋁基板。在焊接熱循環(huán)中由于應(yīng)力的集中和基板陶瓷材料的脆性的相互作用使基板開裂。3.共晶Sn-Ag/Cu焊接接頭的接觸電阻在經(jīng)過熱循環(huán)測(cè)試后不會(huì)有明顯的增加。42Sn-58Bi/Cu，SnBi-1Cu/Cu，42Sn-58Bi/PtAg和SnBi

27、-1Cu/PtAg的焊接接頭在2000次熱循環(huán)后焊接接頭的性能仍比較好，其接觸電阻基本沒有變化。致謝 作者感謝國家科學(xué)委員會(huì)，臺(tái)灣科學(xué)委員會(huì)名下的合同編號(hào)為86-2221-E-007-043的財(cái)政支持。參考文獻(xiàn)1. S . K. KANG and A. K. SARKHEL, J. Electron. Mater. 23(8)(1994) 701.2. K. C. LIU and J . G. DUH, IEEE Trans. Compon. Hybrids Manuf.Technol. 14(4) (1991) 703.3. C . MELTON, IEEE (1993) 1008.4. P

28、. T. VIANCO, A. C . KILGO and R . FRANT, J. Electron. Mater.24(10) (1995) 1493.5. M. MCCORMACH and S . J IN, JOM (1993) 36.6. M. E . LOOMANS, S . ZAYNMAN, G. GHOSH and M. E . FINE,J. Electron Mater. 23(8) (1994) 741.7. C . A . MACKAY and W. D . VON VOSS, Mater. Sci. Technol. 1(1985) 240.8. S . JIN a

29、nd M. MCCORMACK, J. Electron. Mater. 23(8) (1994)735.9. L . E . FELTON, C . H. RAEDER and D. B. KNORR, JOM (1993)28.10. J . GLAZER, J. Electron. Mater. 23(8) (1994) 693.11. C . H. RAEDER, L . E . FELTON, V. A. TANZI and D. B. KNORR,J. Electron. Mater. 23(7) (1994) 611.12. ARAKI , A. M. JACKSON and P

30、. T. VIANCO, ibid. 23(8) (1994)757.13. E . P. WOOD and K. L . NIMMO, ibid. 23(8) (1994) 709.14. C . H. RAEDER, L . E . FELTON, D. B. KNORR, G. B .SCHMEELK and D. LEE, Proceedings of the IEEE/CHMTInternational Electronics Manufacturing Technology Symposium(1993) 119.15. W. J . TOMLINSON and I . COLLIER, J. Mater. Sci. 22 (1987)1835.16. Z . MEI and J . W. MORRIS,