無鉛焊接精粹篇

1、無鉛焊接精粹篇無鉛焊料的開發(fā)應(yīng)用動(dòng)向      一、無鉛焊料的開發(fā)應(yīng)用動(dòng)向     1.1 對(duì)鉛的使用限制規(guī)定和歐美的研究開發(fā)動(dòng)向      二十世紀(jì)九十年代初，由美國(guó)國(guó)會(huì)提出了關(guān)于鉛的使用限制法案（HR2479Lead Based Paint Hazard Abatement Trust Fund Act，S-1347-LLead Abatement Trust Fund Act，S-729-Lead Exposure Reduction Act）并由NCMS(Nation

2、al Center for Manufacturing Sciences ) 提出Lead Free Solder Project等進(jìn)行無鉛焊料的研究開發(fā)活動(dòng)。表1.1 是以歐美為代表的進(jìn)行無鉛焊料開發(fā)的設(shè)計(jì)方案，對(duì)無鉛焊料的研制，在當(dāng)時(shí)的情況下，發(fā)揮了相應(yīng)的先導(dǎo)作用。1997 年8月NMCS提出了最后的報(bào)告書“Lead Free solder Project Final Report，NCMS Report0401 RE96 , August 1997 , National Center for Manufacturing Sciences, 3025 Boardwalk , Ann Arb

3、or , M148l08-3266”這個(gè)設(shè)計(jì)方案推薦的候補(bǔ)替代合金由表1.2 表示，根據(jù)不同的用途分為Sn-58Bi , Sn-3.5 , Ag-4.SBi , Si-3.SAg 三種類型（單位：mass% ）。但是，NCMS 提出的結(jié)論，就無鉛焊料的發(fā)展趨勢(shì)而言，不可能成為現(xiàn)行Sn-Pb 焊料完全的替代品，在世界范圍內(nèi)將會(huì)有多種新型的無鉛焊料推向市場(chǎng)。      前面所述的限制法案對(duì)美國(guó)的電子產(chǎn)業(yè)產(chǎn)生的效能并不大，只是讓世界各國(guó)了解了NCMS的設(shè)計(jì)方案，對(duì)于對(duì)居住環(huán)境意識(shí)較強(qiáng)的歐洲，自1996年起，由EU提出了汽車環(huán)保法案（End of Life Ve

4、hicles ) ，這個(gè)法案提出，2002年1月以后向市場(chǎng)提供的汽車不得使用鉛、福、水銀、六價(jià)鉻、PVC等材料。1997 年EU又提出了家電環(huán)保法案（End of Life Electrical and Electronic Equipments ）經(jīng)1998年7月的法案修正，已明確至2004年1月起任何制品中不可使用鉛、福、水銀、六價(jià)鉻等有害物質(zhì)。      在美國(guó)由NCMS 推薦了含有Bi 的合金作為無鉛焊料用候補(bǔ)合金，而在歐洲卻將Bi 看作為是鉛的副產(chǎn)品，不太受歡迎，一般看好單純的二元系合金無鉛焊料，如融點(diǎn)高的Sn-3.5Ag 和Sn-0.7Cu，

5、從可靠性觀點(diǎn)看，Sn-3.5Ag 系比較有利，而從經(jīng)濟(jì)性觀點(diǎn)來看，期待著將Sn-0.7Cu 系無鉛焊料用于波峰焊工藝。目前Northern Telecom 公司生產(chǎn)的電話機(jī)已使用了Sn-0.7Cu 焊料。三元系合金無鉛焊料的開發(fā)應(yīng)用，除了歐洲外，日本也同樣將三元系合金作為應(yīng)用開發(fā)中心。NOKIA公司和Multicore 公司正共同研究，將Sn-3.Sag-0.7Cu 合金用于移動(dòng)通信產(chǎn)品上，有PHILIPS 、Siemens 、Muhicore 等公司參加的IDEALSa 工組（Improved Design Life and Environmentally Aware Manufacture

6、r of Electronic Assemblies by Lead-Free solder ）也將Sn-3.Sag-0.7cu-（Sb）合金作為優(yōu)先推薦的候補(bǔ)替代合金。無鉛焊料在進(jìn)入實(shí)用化階段將會(huì)面臨許多課題，譬如用于再流焊接，Sn-3.5Ag合金的熔點(diǎn)為243，Sn-0.7Cu 為245 , Sn-3.8A g-0.7Cu 為232 ，屬于高熔點(diǎn)的合金，如何克服無鉛焊料在應(yīng)用中的不良因素，當(dāng)前世界各國(guó)正在進(jìn)一步給予研究開發(fā)?？梢宰鳛闊o鉛焊料候補(bǔ)合金的熔點(diǎn)及成本的比較列于表1.3 。      表1.3 無鉛焊料候補(bǔ)合金的融點(diǎn)和成本比較  &

7、#160;   1.2 無鉛焊料的實(shí)用化特征      根據(jù)世界各國(guó)的開發(fā)狀況，要在短時(shí)間內(nèi)研制出使用性能超過Sn-Pb 共晶焊料的無鉛焊料是一件困難的事情。1998 年2 月日本電子工業(yè)振興協(xié)會(huì)和電路實(shí)裝學(xué)會(huì)公布了無鉛焊料的實(shí)用化進(jìn)程說明書。指出，在無鉛焊料還沒有完全成熟應(yīng)用的情況下，制造業(yè)適用的產(chǎn)品可以使用Sn-Ag 系焊料，并可以此類焊料作為主要的替代晶向執(zhí)行部門提供實(shí)用化的實(shí)績(jī)報(bào)告，以進(jìn)一步設(shè)定無鉛焊料的型號(hào)、名稱。這是日本開展無鉛焊料實(shí)用化的基本設(shè)想。表1.4 是典型的無鉛焊料特征     &#

8、160;在熔點(diǎn)靠近183 前后的無鉛焊料，與現(xiàn)行的焊料相比，帶來的問題是焊接組裝后的機(jī)械特征和可靠性，以Sn-Ag 共晶系形成的高溫系無鉛焊料，其熔點(diǎn)高是一個(gè)應(yīng)用難題，今后也可能采用成本低的Sn-Cu系焊料，Sn-Cu系焊料的熔點(diǎn)，作業(yè)溫度比Sn-Ag 高，應(yīng)該在N2氛圍中使用。而對(duì)長(zhǎng)期可靠性延伸性好的，耐疲勞特征優(yōu)良的Sn-Ag系焊料的有利性，也必須加以確認(rèn)。高溫系無鉛焊料的適用性問題有以下幾點(diǎn)：      （l）電子部晶的內(nèi)部連接：其內(nèi)部連接使用高溫焊料的場(chǎng)合，與外部接合時(shí)的高溫焊料是否適應(yīng)。      （2）

9、電子部品電極部的電鍍層：經(jīng)與Bi 等無鉛焊料的接觸反應(yīng)，在接合界面易產(chǎn)生脆性金屬化合物層，會(huì)降低可靠性。鍍錫電極生存的晶須問題也必需加以技術(shù)鑒定。      （3）部晶的耐熱性；對(duì)于LSI 的封裝，其短引線電鍍的耐熱性是個(gè)問題，原有部分廠商采取電鍍鈀（Pd ），但實(shí)施效率較低，如引線材料是鐵系42合金時(shí)，鈀的電鍍會(huì)發(fā)生困難，有必要研究新的電鍍用材料。對(duì)塑封LSI 來說，為防止焊接中發(fā)生的破損，使用高溫型無鉛焊料焊接，組裝前必須采取預(yù)熱工藝。無鉛焊料的實(shí)用化進(jìn)程是否順利，與焊機(jī)制造商、焊料廠商、元器件廠商這三者間的協(xié)調(diào)作用有很大的關(guān)系，其中只要有一方配合不

10、周，即會(huì)對(duì)推廣應(yīng)用產(chǎn)生障礙，日本新能源，產(chǎn)業(yè)技術(shù)綜合開發(fā)機(jī)構(gòu)（NEDO）于1999 年發(fā)表了為無鉛焊料量產(chǎn)化、標(biāo)準(zhǔn)化的研究報(bào)告，定于2000 年開始進(jìn)入實(shí)施階段。在無鉛焊料的應(yīng)用過程中，還有以下數(shù)點(diǎn)必須加以研究、解析。       無鉛焊料的材料特性解析標(biāo)準(zhǔn)化問題及評(píng)價(jià)方法。       無鉛焊料接合時(shí)，對(duì)初始特性的評(píng)價(jià)方法和標(biāo)準(zhǔn)化評(píng)價(jià)事宜。       接合工藝條件對(duì)無鉛焊料適應(yīng)性的工藝研究。       在組裝階段對(duì)可靠性評(píng)價(jià)方法的

11、設(shè)定和實(shí)施方式。       無鉛焊料材料的特性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)和電子部晶的無鉛化研究。二、無鉛焊料的評(píng)價(jià)內(nèi)容     理想中的無鉛焊料最好是與原來Sn-Pb 共晶焊料特性相同的靠近低熔點(diǎn)處的類似型焊料。共晶焊料的主要特性，除具備低熔點(diǎn)外，能夠像純金屬那樣在單一溫度下熔融、凝固。作為Sn-Pb 共晶替代物的無鉛焊料，也希望具有與Sn-Pb 相同的熔融溫度范圍、良好的接合性能、潤(rùn)濕性等。在開發(fā)研制過程中，要完全達(dá)到原有焊料相同的性質(zhì)是困難的，只有通過對(duì)Sn 基合金添加AS/Bi、In、Cu等元素，組成性能最接近于原來使用焊料

12、的替代物，同時(shí)要考慮到替代物（無鉛焊料）的無毒性，制造成本，保存穩(wěn)定性等因素。圖2.1 是無鉛焊料中候補(bǔ)合金系示意。     對(duì)Sn-Ag 共晶和Sn-Zn 共晶添加Bi、In ，目的是降低其溶點(diǎn)，添加Cu是為了使其組織細(xì)微化，并抑制Cu的溶解，隨著某些應(yīng)用上的要求，今后也可能添加Ce、Ni、P等元素。目前對(duì)無鉛焊料進(jìn)行評(píng)價(jià)，衡量的報(bào)告比較少，只有在替代實(shí)用過程中，或根據(jù)所用素材本身的潤(rùn)濕，使用性能來比較鑒別，以促進(jìn)無鉛焊料的應(yīng)用發(fā)展。無鉛焊料的特征比較見表2.1，含添加了0.5%程度的Cu。     2 無鉛焊料

13、的熔融溫度范圍     Sn 基無鉛焊料的熔點(diǎn)測(cè)定方式有下面三種     （l）同原來的熱分析（TA )頁(yè)碼；     （2）示差熱分析（DTA )；      （3）示差掃描熱量分析（DSC )。     通常采用第3種方式，對(duì)焊料由液體狀態(tài)向固體狀態(tài)轉(zhuǎn)化時(shí)，測(cè)定其冷卻曲線。這在回流焊接中，因焊料的熔融動(dòng)態(tài)形成的潤(rùn)濕、流向、彎月面是個(gè)重要的因素。各種熔融溫度的測(cè)定方法特征和低熔點(diǎn)共晶、對(duì)固相線、

14、液相線測(cè)定的適用性由表2.2 表示，可以看出，低熔點(diǎn)共晶在加熱時(shí)的DSC 或DTA ，對(duì)固相線冷卻時(shí)的熱分析或加熱時(shí)的DSC ，在液相線冷卻時(shí)求得是最適宜的。無鉛焊料屬Sn 基合金，應(yīng)充分理解由過冷卻因素，需在冷卻時(shí)進(jìn)行液相線、固相線溫度測(cè)定的這個(gè)特征。表2.2 各種熔融溫度的側(cè)定方法特征     圖2.2 是對(duì)Sn-3.SAg 合金的測(cè)定例，圖中（a）的熱分析可明顯地看到冷卻過程時(shí)的過冷卻，凝固中回到共晶溫度時(shí)不發(fā)生液相線溫度誤差。圖中（b）的DSC 在升溫過程中熔融起始溫度和共晶溫度是一致的。由于過冷卻因素，冷卻過程后的散熱不能表示其共晶溫度，與峰值

15、溫度的液相線和固相線是沒有關(guān)系的。根據(jù)最近無鉛焊料的研究報(bào)告，經(jīng)加熱過程時(shí)的DSC 測(cè)定，由峰值溫度確定液相線溫度的例子是很多的。實(shí)際上，只從平衡狀態(tài)圖方面考慮，所拿來發(fā)表的數(shù)值是不對(duì)的，因吸熱峰具加熱速度依存性，不是物性值，在實(shí)用工藝上有把握焊料熔融動(dòng)態(tài)的意義，僅靠這一點(diǎn)來表示液相線是有誤差的。     無鉛焊料熔融溫度范圍的確定，要考慮到下面幾點(diǎn)：     （l）為決定液相線溫度防止過冷卻發(fā)生，在過冷的情況下宜采用方便的測(cè)定方法（TA 和DTA 的共用）；     （2）

16、低熔點(diǎn)共晶的檢測(cè)，經(jīng)DSC 可對(duì)加熱過程有效地進(jìn)行測(cè)定，在低熔點(diǎn)共晶基礎(chǔ)偏析場(chǎng)合，可利用數(shù)次加熱冷卻的循環(huán)來進(jìn)行探測(cè)。     （3）不是由加熱過程來確定液相線溫度。     3 焊料強(qiáng)度     測(cè)定焊料本身強(qiáng)度的方法有二種，一是制作試驗(yàn)用的拉伸試驗(yàn)樣件，樣件通過鑄造做成，不經(jīng)過任何機(jī)械加工，另一種是將鑄造后得到的拉伸用樣件，經(jīng)機(jī)械加工后做成符合試驗(yàn)用的圓棒，再進(jìn)行試驗(yàn)。     圖2.3 是焊料試件用的板、圓棒。前一種試驗(yàn)樣件，因是

17、鑄造件存在的表面缺陷，大都會(huì)產(chǎn)生凝固收縮變形或發(fā)生裂紋，加上澆口方式的差異得到的數(shù)據(jù)也不同，后一種樣件經(jīng)機(jī)械加工后，去掉了表面缺陷，但樣件上可能存在的加工誤差，也會(huì)產(chǎn)生位置上的偏差。按操作工人的使用習(xí)慣程度，采用后一種方式作為試驗(yàn)樣件的情況居多，具體執(zhí)行時(shí)就要考慮到樣件鑄造形狀，鑄造溫度，冷卻速度，采用的位置精度等因素。     圖2.4 是Sn-Ag-Bi 系無鉛焊料的抗拉強(qiáng)度及延伸時(shí)Bi 含有量的影響示意，可看出Bi 含量的增加，強(qiáng)度就增加，延伸性就降低。在拉伸試驗(yàn)中，由應(yīng)變速度變化形成的載荷一位移曲線見圖2.50 拉伸變形中應(yīng)變速度減少一位負(fù)荷就會(huì)

18、降低，這種現(xiàn)象說明，負(fù)荷的應(yīng)變速度依存性，按照合金成分組成、試驗(yàn)溫度、應(yīng)變速度范圍而產(chǎn)生不同的變化。原來的Sn-Pb 焊料在高溫下會(huì)發(fā)生微細(xì)粒超塑性現(xiàn)象，說明在室溫時(shí)的拉伸發(fā)生的蠕變就大，例圖2.5 所示，應(yīng)變速度（通常的拉伸變形速度）從10-4/s 降到10-5/s ，負(fù)荷就會(huì)大大減少，sn-Ag 系無鉛焊料特別是Sn-Ag-Bi 系焊料，這種傾向就小。     圖2.6 是幾種不同合金在0.2 屈服強(qiáng)度的應(yīng)變速度感受示意，應(yīng)變速度感受次序?yàn)椋篠n-3.Pb > Sn-3. > S-3.5A-3In-0.5Bi。這里顯示的數(shù)值與材料的蠕變特

19、性有關(guān)，可通過應(yīng)變速度變化的拉伸試驗(yàn)法來推算其熱疲勞特性?？估瓘?qiáng)度和屈服強(qiáng)度沒有指定的數(shù)值，會(huì)按照試驗(yàn)條件的異同產(chǎn)生變化。無鉛焊料的強(qiáng)度試驗(yàn)有幾個(gè)注意之處，其拉伸試驗(yàn)比常規(guī)的拉伸變形速度所表示的感受性系數(shù)要小，在低應(yīng)變速度情況下抗拉強(qiáng)度比Sn-Pb共晶要小，其蠕變性質(zhì)比Sa-Pb 共晶難以生存，因此按照要求，測(cè)算其抗拉強(qiáng)度，最好在3位數(shù)的應(yīng)變速度范圍內(nèi)進(jìn)行（10-2/s10-4/s 范圍），由不同的應(yīng)變速度來計(jì)算抗拉強(qiáng)度。     2.4 接合點(diǎn)強(qiáng)度     由于潤(rùn)濕性和物性值的異同，焊接時(shí)會(huì)造成彎月面形狀的不一致

20、，焊料本身強(qiáng)度與接點(diǎn)強(qiáng)度的不合，隨著界面層的形成會(huì)帶來破壞過程的變化。同Sn-Pb共晶比較相同的焊膏印刷厚度，雖然焊料體積一樣，但潤(rùn)濕性的不一致也會(huì)發(fā)生焊料彎月面的差異。     接合點(diǎn)強(qiáng)度試驗(yàn)可分為拉伸、剝離、剪切三種，拉伸和剝離適用于引線類貼片元件，剪切適用于阻容類貼片件（見圖2.7 ）。     引線的拉伸試驗(yàn)如圖2.8 所示，從反向決定彎月面的最大負(fù)荷，引線從封裝體的斷離和不斷離，其拉伸數(shù)值當(dāng)然不同。通過強(qiáng)度的絕對(duì)值觀察時(shí)效變化，并從基板的45 度方向進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，這種做法比較普遍。   

21、;  圖2.9 是QFP 引線（SN-3.5AG 電鍍）的剝離試驗(yàn)結(jié)果，采用Sn-2.7 -2.4-AG-Bi無鉛焊產(chǎn)中Bi為0.5%的最大值，隨著Bi量的增加強(qiáng)度逐步降低，說明不對(duì)應(yīng)焊料本身強(qiáng)度在形成的引線界面Sn-Fe-Bi層中Bi含有量的關(guān)系。     圖2.10 是SN-3.SAG-3IN-Bl 無鉛焊料經(jīng)150 攝氏度時(shí)效后的強(qiáng)度變化，圖中可看到SN-37pb 時(shí)效后的強(qiáng)度跌落情況。接合界面的強(qiáng)度關(guān)系同樣說明無鉛焊料中Bl 含量的增大其強(qiáng)度會(huì)減少。另外，片式元件剪切強(qiáng)度的規(guī)定雖然己有標(biāo)準(zhǔn)，但對(duì)微小型元件來說，剪切試驗(yàn)中切斷夾

22、具安裝位置的偏差都會(huì)使結(jié)果發(fā)生差異，易受到焊料量多少的影響。在使用無鉛焊料時(shí)要考慮到，由于其強(qiáng)度、潤(rùn)濕性原因，所形成彎月面形狀的差別而發(fā)生強(qiáng)度差。     2.5 潤(rùn)濕性     （l）潤(rùn)濕試驗(yàn)     潤(rùn)濕試驗(yàn)一般采用潤(rùn)濕曲線，經(jīng)潤(rùn)濕時(shí)間、潤(rùn)濕力進(jìn)行潤(rùn)濕平衡評(píng)價(jià)。目前，專門用于無鉛焊料潤(rùn)濕試驗(yàn)的裝置和方法都沒有，只能依據(jù)原來的試驗(yàn)來執(zhí)行，利用原波峰焊接的方式來評(píng)價(jià)比較方便。潤(rùn)濕平衡試驗(yàn)，如果焊料溫度固定，液相線溫度低的焊料，其潤(rùn)濕時(shí)間就短，潤(rùn)濕的起始溫度由焊料的成分組成來確

23、定。潤(rùn)濕時(shí)間如對(duì)應(yīng)著試件的上升溫度，不一定表明潤(rùn)濕的真正作用，應(yīng)該從試件尺寸、表面狀態(tài)、試驗(yàn)焊料槽的表面積、體積、助焊條件、試驗(yàn)條件等各個(gè)方面進(jìn)行分析比較。     （2）擴(kuò)展試驗(yàn)     擴(kuò)展試驗(yàn)是通過一定重量（體積）的焊料，在擴(kuò)展后測(cè)定焊料的高度，以求出擴(kuò)展率。     擴(kuò)展率（%）-100×( D-H )/D      這里：H-擴(kuò)展后的焊料高度（測(cè)定值）；     D-試驗(yàn)用焊料

24、球直徑，D = l.24V ；      V-質(zhì)量/比重。     潤(rùn)濕性好的焊料擴(kuò)展率會(huì)超過90 % ，擴(kuò)展率的簡(jiǎn)單計(jì)算方法，可以由擴(kuò)展面積通過接觸角進(jìn)行計(jì)算，將擴(kuò)展部分看作為球的一部分利用幾何學(xué)來求出，通常所用的試料少的場(chǎng)合產(chǎn)生的誤差就少。     （3）橋聯(lián)試驗(yàn)     應(yīng)該從實(shí)用性觀點(diǎn)評(píng)價(jià)無鉛焊料的潤(rùn)濕性，并設(shè)立橋聯(lián)試驗(yàn)方法，根據(jù)試驗(yàn)方法測(cè)定無鉛焊料橋聯(lián)的發(fā)生頻度，測(cè)定數(shù)據(jù)有待于今后的技術(shù)報(bào)告。   

25、0; （4）實(shí)用化試驗(yàn)     無鉛焊料在向規(guī)?；瑢?shí)用化應(yīng)用時(shí)，關(guān)鍵的是操作（作業(yè)）溫度條件的變更，特別是裝載耐熱性差的片式元件在高溫時(shí)間的焊接溫度曲線較難設(shè)定。針對(duì)高密度組裝的微型焊接特征，SMT 基板在回流爐內(nèi)通過后，這時(shí)所有的接合點(diǎn)最好在適合的溫度條件氛圍中進(jìn)行回流焊接，小型基板，熱容差小的元器件一般都沒有問題，大型基板熱容差大肘，焊接中就必須謀求均勻的上升溫度，不然將會(huì)產(chǎn)生潤(rùn)濕性的差異，對(duì)彎月面形狀、接點(diǎn)強(qiáng)度造成不良影響。     QFP 引線上升溫度及QFP 的設(shè)置間隔見圖2.11 ，組裝密度

26、高，間隔距離小的基板溫度上升就慢。理想的溫度曲線最好是所有接點(diǎn)的上升溫度是均一的，但實(shí)際上很難做到，通常都采用較慢的上升速度使基板進(jìn)入適宜的溫度范圍并給予設(shè)定。有時(shí)上升速度過快，會(huì)在熔融焊料與母材金屬或電鍍材料（電極鍍層）產(chǎn)生過剩反應(yīng)，形成金屬間化合物，隨著金屬化層的溶解產(chǎn)生去濕不良。對(duì)熔融溫度高的無鉛焊料，焊接中要獲得合格的接合點(diǎn)，必須提高焊接操作溫度，在設(shè)定焊接溫度時(shí)，同時(shí)又要考慮到貼裝元件的耐熱性，基板的受熱變形因素，避免由于溫度不足發(fā)生的接合不良。改善無鉛焊料焊接時(shí)的不良，方法有以下幾點(diǎn)：     1 可使用防止氧化的充氮焊接方式。 

27、   2 對(duì)無鉛焊料進(jìn)行適當(dāng)?shù)谋砻嫣幚恚婂儭⒔饘倩?#160;    3 開發(fā)適合于無鉛焊料使用（配合）的助焊劑。     4 有效地利用某些添加元素。     5 只要工藝許可，適當(dāng)提高焊接溫度改善潤(rùn)濕性。無鉛焊料的組織成分     3.1 無鉛焊料的組織分類     按已采用的幾種候補(bǔ)合金，無鉛焊料（包含波峰焊用、回流焊用、基板修正用等）可分為以下四個(gè)類型。 

28、    ( 1 ) Sn-Ag 系     ( 2 ) Sn -Bi 系     ( 3 ) Sn-Zn 系     ( 4 ) Sn -Cu 系實(shí)際上，二元系合金要成為能滿足各種特性的基本焊料是不完善的，例Sn-Ag 合金添加百分之一以下或百分之幾的Bi 和Cu ，組成多元化形式的無鉛焊料。但是，大體上焊料合金組織不會(huì)受添加元素的影響，反映出基本的二元系組織。下面對(duì)代表性的無鉛焊料組織特征進(jìn)行歸納，但是對(duì)數(shù)據(jù)不足的Sn-Cu 系合金，其Cu 量

29、由0.7wt%組成共晶，組織形式為Sn/Cu6Sm 共晶，微量的Cu 不能明顯地觀察其組織成分，本節(jié)暫時(shí)省略。     3.2 Sn-Ag 系合金的組織成分Sn-Ag 系焊料，作為高熔點(diǎn)焊料已經(jīng)開始以無鉛焊料角色進(jìn)入實(shí)用階段，特別是其固有的微細(xì)組織、優(yōu)良的機(jī)械特性和使用的可靠性，成為明顯的替代合金焊料為用戶接受。     圖3.1 是Sn-Ag 二元合金的狀態(tài)圖和合金組織的SEM 照片，照片上白色的微粒子為Ag3Sn ，該合金Ag 量在3.5wt%時(shí)形成共晶點(diǎn)。在這個(gè)Ag 量組成以下的成為亞共晶，組成以上的成為過共

30、晶，在照片上已充分地說明了其組織特征。這個(gè)合金組織表示了1Lm 以下的細(xì)密Ag3Sn 在Sn矩陣型基體中呈分散狀的分散強(qiáng)化合金，由圖3.1 的照片可以看到Ag3Sn 的粒子。照片只是一個(gè)截面組織，實(shí)際上具有相當(dāng)長(zhǎng)的纖維狀。     圖3.2 是Ag3sn 示分散狀態(tài)下的TEM 照片，As3sn 具有Sn母相及其特定的方位關(guān)系，兩者界面有良好的結(jié)晶匹配性，Ag3Sn 在數(shù)Dam 大小的環(huán)上分散，環(huán)內(nèi)部大體上保持無結(jié)晶的形態(tài)，晶粒直徑同其他焊料相同為數(shù)拾1Lm 大小，各個(gè)環(huán)狀并不表示晶界，但是環(huán)狀的形成會(huì)阻礙Ag3Sn 的變位，可以說形成了一種亞晶界。Sn-

31、Ag 系合金具有優(yōu)良的機(jī)械特性，Ag-Sn 的微細(xì)分散狀和亞晶界的形成，從組成的Sn-AR二元系合金狀態(tài)圖上?？上胂蟪瞿艿玫骄鶆虻腁g3Sn 結(jié)晶（共晶）?，F(xiàn)實(shí)中對(duì)這種環(huán)狀分散狀態(tài)的組織不能預(yù)測(cè)，這時(shí)有必要對(duì)其形成的機(jī)理進(jìn)行研究，一個(gè)是要考慮Ag/Sn矩陣間晶格變形的緩和結(jié)構(gòu)，另一個(gè)是由于不純物的存在所生存核的不均勻性影響。作為純度高的金屬基材，最好要認(rèn)可Ag3sn 分散形態(tài)的變化關(guān)系，Sn 中的Ag大致上不固溶，Ag3sn 作為穩(wěn)定性好的化合物，Ag 對(duì)Sn中的固溶是不存在的，一旦Ag3Sn已形成，高溫放置時(shí)也不易粗化，是一種耐熱性好的焊料。     

32、合金中隨著Ag 量的增加，表示Ag 組成共晶時(shí)，也就是Ag 量在3.5%時(shí)的環(huán)的尺寸呈細(xì)微的分散狀態(tài)，合金強(qiáng)度逐步上升至最高，其組織與細(xì)微化相對(duì)應(yīng)。但是Ag 達(dá)到4%形成過共晶狀，就會(huì)出現(xiàn)明顯的劣化，產(chǎn)生數(shù)拾，Am 大小的粗化Ag3Sn 板狀初晶（結(jié)晶）見圖3.3不管哪一種合金，如生成數(shù)拾Lm 的金屬化合物，將會(huì)起尺寸面的龜裂，對(duì)有可靠性要求的合金來說是必須避免的。這也說明，焊料合金的組成，應(yīng)該避免粗化脆性初晶的生成。     在Sn-Ag 合金添加Bi 、cu 、zn 等合金元素的場(chǎng)合，仍可維持基本的Ag3Sn 細(xì)微分散組織。（見圖3.4 ） ，例Sn

33、-2Ag-7.5Bi-0.5Cu 組織，可看到較大的Bi 結(jié)晶，對(duì)Ag3Sn 的形成無變化，但如添加第三元素時(shí)，其組織亦會(huì)細(xì)微化。     分析界面組織，一般Sn 系焊料Cu 界面，從Cu側(cè)會(huì)形成層狀Cu3 Sn/Cu6Sn5 , Sn-Ag 系焊料Cu 也不例外，形成相同的反應(yīng)層結(jié)構(gòu)（見圖3.5 的a ） , Cu3Sn 比較簿，且Cu 和Cu3Sn 的界面較為平坦。而Cu6Sn5較厚，在焊料一側(cè)會(huì)形成許多突起。圖3.5 的照片是在試驗(yàn)室條件下制成的，在進(jìn)入實(shí)際回流焊時(shí)所得到的結(jié)果應(yīng)該是相同的。焊料接合的拉伸試驗(yàn)，從圖3.5 的b看到其龜裂發(fā)生在半島狀

34、突出的Cu6Sn5根部，龜裂展示在頂端附近，因此，在高強(qiáng)度化應(yīng)力集中的界面不希望產(chǎn)生凹凸不平現(xiàn)象，最好是形成平坦的界面。     基板組裝時(shí)，由于熱疲勞等因素所產(chǎn)生的龜裂，其應(yīng)力集中的場(chǎng)所，對(duì)焊料彎月面、引線、基板焊區(qū)、元件材質(zhì)與形狀等的差異是不同的，大多數(shù)界面發(fā)生龜裂的原點(diǎn)是不限定的，其中在界面形成的反應(yīng)層（特別是Cu6Sn5）是主要因素。Sn-Ag 系焊料焊接后在界面會(huì)形成厚的Cu6Sn5向固相狀態(tài)反應(yīng)時(shí)也會(huì)生成厚的CuSn。Sn-Ag系合金添加Cu時(shí)，共晶點(diǎn)的改變Ag量約為4.7 % , Cu 量約在1.7%時(shí)產(chǎn)生共晶，例Sn-3.5 % Ag-0

35、.7 % Cu 共晶，還存在未理解之處。這種合金如添加Zn，將會(huì)造成在提高合金細(xì)微化強(qiáng)度和蠕變特性的同時(shí)，焊料表面易形成堅(jiān)固的氧化膜，使?jié)櫇裥源蟠蠼档汀?#160;    Sn-Zn 的合金化將會(huì)發(fā)生急劇的界面反應(yīng)相，可合理地利用反應(yīng)控制來加以改變，這將在后面進(jìn)行Sn-Bi系合金組織成分      Sn-Bi 系焊料，可按圖3.6 表示的，能在139共晶點(diǎn)至232的寬熔點(diǎn)范圍內(nèi)做成合金。      圖3.7 是隨著Bi 量的變化其組織成分變化的照片，屬單純的Bi/Sn共晶組織。由共晶組

36、織到21wt % Bi的組成范圍，表示了Sn/Bi共晶相和Sn相的二相組織。      這種典型的二相領(lǐng)域組織見圖3.8，在共晶部分Bi在10Lm以上時(shí)會(huì)出現(xiàn)粗化形狀的結(jié)晶，由Bi的脆性會(huì)影響到焊料的機(jī)械性質(zhì)。另外，在Sn相中有許多微細(xì)板狀的Bi 析出，Sn基塊中固溶著多量的Bi，根據(jù)狀態(tài)圖上的判斷，Bi 量在21wt%以下時(shí)不會(huì)形成共晶組織，Bi在Sn中產(chǎn)生的偏析且在Bi濃度低的領(lǐng)域，容易形成共晶組織。      Sn-Bi 系合金實(shí)用化的最大問題點(diǎn)，在靠近190附近做成的焊料，從狀態(tài)圖上采看的話，其固液共存領(lǐng)域

37、相當(dāng)大，這個(gè)影響作為凝固偏析的現(xiàn)象，在80時(shí)是十分穩(wěn)定的合金組織，超過140 后Bi 的粗化即會(huì)發(fā)生嚴(yán)重脆性。用低Bi 合金的DTA 評(píng)價(jià)可明顯表示在139 尖頂?shù)奈鼰岱逯?，這個(gè)現(xiàn)象俗稱為“低溫共晶”，實(shí)際上稱為低溫共晶并不確切，僅僅是由Bi 的偏析生成的共晶溶解現(xiàn)象。當(dāng)Bi 的組成在21wt%以下時(shí)為何會(huì)發(fā)生共晶點(diǎn)的溶解，這在狀態(tài)圖上是看不到的。      從圖3.6 中看到，10 % Bi的組成，從0點(diǎn)開始焊料的冷卻，首先在A點(diǎn)出現(xiàn)固相，這時(shí)固相的組成是B 點(diǎn)的組成，Bi 濃度比初始焊料濃度低，于是，在當(dāng)然固相中低狀態(tài)溶液的Bi 濃度升高（C點(diǎn)），向

38、后續(xù)出現(xiàn)的固相D點(diǎn)遷移，結(jié)果會(huì)產(chǎn)生連續(xù)性的固相和液相中的濃度變化。      現(xiàn)實(shí)中，對(duì)組裝基板的冷卻都采用緩進(jìn)形式，是為預(yù)防枝狀晶體的形成及凝固的不均勻。對(duì)于生存的偏析，作為熔液殘留部分的Bi 不斷地濃化，到最后凝固時(shí)的熔液成分如超過21% ，就形成Sn-21Bi/Bi 的共晶組織，由此可見，從O點(diǎn)開如冷卻到P點(diǎn)的溫度下降，如不發(fā)生上述的分離就沒有Bi的粗化結(jié)晶。關(guān)于偏析，Sn-Bi系和Sn-Ag-Bi系存在的問題，可理解為“FILLET-LIFTING ”現(xiàn)象。由焊料本身的凝固收縮及焊料與引線的熱收縮，會(huì)對(duì)固有方向形成一定的力，而沒有引線的場(chǎng)合會(huì)產(chǎn)生

39、FILLER-LIFTING。Bi對(duì)焊區(qū)界面的偏析和通孔中的凝固，可同樣理解為杠桿原理的提升，在Sn-Bi二元合金研究時(shí)，應(yīng)確認(rèn)包含2wt % Bi的FILLET-LIFTING ，同樣要考慮添加Bi后通孔部分的FILLET-LIFTING 現(xiàn)象。在實(shí)用階段還需對(duì)固液共存領(lǐng)域狹窄的Sn-2Ag給予FILLET-LIFTING 認(rèn)定，譬如對(duì)焊區(qū)一側(cè)電鍍Sn-40Bi的場(chǎng)合，可認(rèn)為Sn-Ag-Pb三元素固相線一液相線幅度大，這與上面的分析相同。為避免FILLET-LIFTING 現(xiàn)象發(fā)生，最好研制固液共存領(lǐng)域幅度小的合金焊料，也可抓住冷卻快偏析少的主要因素，通過快冷來抑制FILLET-LIFTIN

40、G 現(xiàn)象。Sn-Bi系合金的明顯缺點(diǎn)，是Bi的粗化晶體，因?yàn)锽i性脆，粗化結(jié)晶的性質(zhì)與金屬間化合物性質(zhì)相同同樣會(huì)惡化機(jī)械性能，目前雖然還沒看到有關(guān)這方面的技術(shù)報(bào)告，憑經(jīng)驗(yàn)而言必須避開超過10um 的組織。另外，利用快速冷卻效果，由第三元素的合金化使Bi微細(xì)分散，進(jìn)而來改善Bi原本的脆性。      Sn-Bi合金與Cu連接界面，與Sn-Bi系合金同樣會(huì)形成Cu6Sn5/Cu3Sn的雙層反應(yīng)層，可以說對(duì)Bi的界曲反應(yīng)是沒有小良影口問的。3.4 Sn-Zn系合金的組織成份      Sn-Zn系共晶焊料，其熔點(diǎn)是最靠近

41、Sn-PB 共晶焊料的，且良好機(jī)械性能的經(jīng)濟(jì)性合金焊料，對(duì)其進(jìn)入實(shí)用化存在很大希望。圖3.9 是Sn-Zn系合金的狀態(tài)圖，元素間大致上不固溶Sn相與Zn相呈分離狀，Zn相有比較大的結(jié)晶，圖3.10 是Zn量發(fā)生變化其組織變化的狀況。Sn-Zn系焊料與Cu的界面，會(huì)形成與其化Sn系合金不同的界面反應(yīng)相，用SEM 觀察時(shí)可看到反應(yīng)層的一層結(jié)構(gòu)，最近用TEM觀察時(shí)可觀察基三層結(jié)構(gòu)（見圖3.11）。      圖3.11中，靠Cu一側(cè)的層次未鑒定，大致上組成Cu/10mm左右的Cu-Zn化合層/薄的CuZn層/厚的Cu5Zn8層/Sn-Zn層次。因?yàn)镾n中Zn的

42、活量不能高固溶Zn與浮出表面的Cu所形成的界面發(fā)生反應(yīng)，化合物中Sn的固溶度很小，這是生存特異面層的原因。      由于這個(gè)合金系界面相的變化大，可以少許靈活地利用界面反應(yīng)的控制，就是說，不管哪一種合金系，因其界面強(qiáng)度大，所要求的反應(yīng)層要薄，Sn和Cu的界面反應(yīng)快，盡管在回流焊工藝中其界面反應(yīng)從數(shù)秒到數(shù)拾秒，但形成的反應(yīng)層已超過了10 汕mo 這里，參與反應(yīng)的Zn量很少，Sn只與少量的Zn組成合金化。因此，反應(yīng)層在達(dá)到（成長(zhǎng)）數(shù)Dam 厚時(shí)就可能停止，通過反應(yīng)層來進(jìn)行Sn的擴(kuò)散的因素很小，在短時(shí)間內(nèi)不會(huì)形成Sn-Cu間的化合物。圖3.12 上Zn的量為

43、橫坐標(biāo)，表示了反應(yīng)層厚度的變化，Zn量的減少其反應(yīng)層厚亦相應(yīng)減少。由此可見，有必要知道形成反應(yīng)勢(shì)壘層Zn量的下限值為多少程度，因?yàn)槠渌愋偷暮辖鹛砑游⒘縕n時(shí)也會(huì)產(chǎn)生同樣的效果。當(dāng)然，對(duì)添加時(shí)發(fā)生的耐氧化性的劣化，必須采取相應(yīng)的措施。      Sn-Zn系合金的存在問題是耐熱性，這會(huì)影響其實(shí)用化的進(jìn)展，經(jīng)國(guó)外有關(guān)專家的試驗(yàn)指出，到125 止可充分利用，特別是有150 耐熱性要求的場(chǎng)合，在Cu一側(cè)與Ni/Pd/Au 等形成的反應(yīng)勢(shì)壘，有必要進(jìn)行充分的電鍍。無鉛焊料連接可靠性      4.1 連接可靠性的特征

44、60;     隨著半導(dǎo)體制品向小型化、大規(guī)模、高集成化發(fā)展之際，給電子工業(yè)的組裝技術(shù)帶來了許多新的課題，特別是針對(duì)高密度組裝技術(shù)的不斷發(fā)展，焊料接合部的可靠性問題己成為新的重要內(nèi)容，得到了整個(gè)行業(yè)的關(guān)注。      焊料接合部可靠性特征主要有以下幾項(xiàng)：      （l）接合部接受的主要負(fù)荷形態(tài)是熱負(fù)荷。      （2）使用多種新材料，做成異材接合結(jié)構(gòu)。      （3）小型且高集成，但周圍結(jié)構(gòu)及其復(fù)雜。

45、      （4）隨著部晶材料的微細(xì)化，對(duì)涉及材料強(qiáng)度的結(jié)晶粒度、不純夾雜物、微孔率、表面微裂、金屬間化合化物層與成型前松散材料相比，松散材料的強(qiáng)度必須等于微細(xì)部材的強(qiáng)度，因此焊料接合部強(qiáng)度可靠性試驗(yàn)至今不用標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)片方式，而實(shí)施實(shí)際的接合結(jié)構(gòu)強(qiáng)度解析試驗(yàn)。      4.2 焊料接合部熱疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià)法的現(xiàn)狀和問題點(diǎn)      表面貼裝電路的組裝形式所形成的接合部見圖4.1，通常采用機(jī)械和電的方式完成連接，這時(shí)使用的共晶焊料熔點(diǎn)一般在183，在組裝電路和基板不發(fā)生損傷的情況下

46、，可以采用價(jià)廉的樹脂進(jìn)行封裝，當(dāng)前為適應(yīng)表面貼裝的高密度要求，針對(duì)接合面積的縮小及接合部所承擔(dān)的應(yīng)力，為提高接合可靠性大多從“材料、結(jié)構(gòu)、工藝”這三個(gè)方面進(jìn)行改善，對(duì)基板和各種封裝元器件因熱脹系數(shù)差而生存的熱應(yīng)力，常用低循環(huán)熱疲勞及蠕變?cè)囼?yàn)等作為測(cè)試對(duì)策。      表面貼裝元器件與基板組裝后實(shí)際形成一種復(fù)合結(jié)構(gòu)，元器件經(jīng)過熱循環(huán)負(fù)荷后不發(fā)生接合部的斷線不良，這種強(qiáng)度可靠性是必須具備的，但是，由于是異種材料組合形成的結(jié)構(gòu)，且形狀復(fù)雜，對(duì)熱負(fù)荷生存的應(yīng)力就不得不依賴有限單元法來進(jìn)行解析。因此，作為接合部強(qiáng)度的評(píng)價(jià)方法有以下幾項(xiàng)。   &

47、#160;  （l）不用標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)片，對(duì)組裝的各類電子元器件可用熱負(fù)荷測(cè)試其疲勞壽命可靠性試驗(yàn)。      （2）凡符合疲勞壽命可靠性試驗(yàn)條件的元器件，都需進(jìn)行接合部應(yīng)力、應(yīng)變解析，掌握確切的微接合部應(yīng)力動(dòng)態(tài)，對(duì)得到的解析參數(shù)分析后，設(shè)立正確的疲勞壽命評(píng)價(jià)法則。      （3）對(duì)類似結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度評(píng)價(jià)時(shí)，首先對(duì)符合使用條件的對(duì)象物進(jìn)行解析，再將解析結(jié)果通過上述（2）的方法實(shí)行疲勞壽命強(qiáng)度評(píng)價(jià)。      焊料接合部的熱疲勞壽命評(píng)價(jià)方法，比較常用的是Coffin-Man

48、son 法則，該方法在江蘇省SMT 專業(yè)委員會(huì)出版的 SMT 工程師使用手冊(cè) 中己作過介紹，這里不再闡述。經(jīng)最近的研究，根據(jù)Norris 指出的溫度循環(huán)頻率和最高溫度影響，提倡使用coffin-Manson 法則，由Engel-Maier 的報(bào)告，對(duì)疲勞壽命有影響還包含最高溫度的溫度保持時(shí)間和平均溫度等內(nèi)容。焊料接合部低循環(huán)疲勞強(qiáng)度非線性應(yīng)變成分影響的差異，還可采用應(yīng)變區(qū)域分割法或應(yīng)變能量分割法進(jìn)行評(píng)價(jià)。這里要注意的是，進(jìn)行焊料接合部強(qiáng)度評(píng)價(jià)時(shí)，必須根據(jù)應(yīng)力應(yīng)變解析結(jié)果求出作為評(píng)價(jià)基準(zhǔn)的力學(xué)系數(shù)。設(shè)定怎樣的解析模式來評(píng)價(jià)焊料接合部的力學(xué)動(dòng)態(tài)，所得到的解析評(píng)價(jià)參數(shù)結(jié)果是不同的，這時(shí)還要考慮到對(duì)可

49、靠性實(shí)驗(yàn)結(jié)果的解釋分歧。應(yīng)力 應(yīng)變解析評(píng)價(jià)模式要注意到材料特性的溫度依存性和時(shí)間依存性，用解析結(jié)果來評(píng)價(jià)試驗(yàn)結(jié)果時(shí)，必須考慮到疲勞壽命評(píng)價(jià)法則中的平均溫度與頻率的影響因素。如果對(duì)評(píng)價(jià)中的材料特性的溫度依存性、時(shí)間依存性的考慮是正確的，就不一定改變強(qiáng)度評(píng)價(jià)法則中的平均溫度和頻率，也就是根據(jù)Coffin-Manson 法則來進(jìn)行評(píng)價(jià)。      這里對(duì)焊料接合部產(chǎn)生的蠕變，通過非線性熱應(yīng)變?cè)u(píng)價(jià)方法經(jīng)計(jì)算來解析非線性應(yīng)變，再按照應(yīng)力應(yīng)變解析結(jié)果，利用Coffin-Manson 法則開展接合部的熱疲勞壽命評(píng)價(jià)。      

50、4.3 焊料接合部的應(yīng)力應(yīng)變?cè)u(píng)價(jià)      為介紹受熱循環(huán)疲勞接合部生存的應(yīng)力，應(yīng)變特征，這里先以Sn 為例子，說明材料的非線性特性和蠕變動(dòng)態(tài)、彈塑性特征。      （1 ) Sn-Pb 共晶焊料的材料特性      Sn-Pb 共晶焊料的蠕變特性可以用下式表式      這里，c為等效蠕變應(yīng)變速度，（MPa）為Mises 的等效應(yīng)力，Q為活化能量，R為氣體常數(shù)，T為絕對(duì)溫度。對(duì)上式中的蠕變常數(shù)o和蠕變硬化系數(shù)n，根據(jù)國(guó)外有關(guān)專家提供

51、的試驗(yàn)數(shù)據(jù) 。蠕變特性具有很強(qiáng)溫度的依存性，作為材料常數(shù)還包括屈服應(yīng)力，在下式（2）中，áy（T-125）/áy（T-20）約為0.30。因而屈服應(yīng)力在高溫和低溫時(shí)有很大的不同，解析時(shí)要考慮到溫度的依存性，屈服應(yīng)力并不表示焊料的彈塑性動(dòng)態(tài)，只會(huì)對(duì)蠕變動(dòng)態(tài)產(chǎn)生顯著影響。      áy（T）=（81.54-0.18325*T）（MPa）-（2）      這里T 為絕對(duì)溫度。      （2）解析模式     

52、0;在圖4.1 表示的接合模式中，a是引線型封裝接合模式，b是倒裝片或BGA的接合模式，c是LCC的接合模式，圖中的a點(diǎn)是非線性應(yīng)變的集中點(diǎn)。      焊料接合部的溫度負(fù)荷條件有圖4.2 表示的二種類型，負(fù)荷一的類型（圖4.2 的a）是接合部的過負(fù)荷熱循環(huán)試驗(yàn)（TCT ) ，一般在焊料接合部的可靠性評(píng)價(jià)試驗(yàn)中使用，負(fù)荷二的類型（圖4.2 的b）是產(chǎn)品實(shí)際使用時(shí)的熱負(fù)荷條件例子。      在高溫環(huán)境對(duì)結(jié)構(gòu)物實(shí)行應(yīng)力應(yīng)變的評(píng)價(jià)方法，可在負(fù)荷區(qū)間進(jìn)行彈塑性解析，在負(fù)載保持時(shí)間進(jìn)行蠕變解析，但由于焊料接合部溫度比原來材

53、料使用溫度要高，關(guān)鍵的因素是在溫度變化時(shí)間對(duì)接合部正確地給予蠕變應(yīng)變解析。這里為說明對(duì)不同材料解析模式對(duì)應(yīng)的解析結(jié)果，由圖4.3 表示了三種解析模式，圖中a是對(duì)溫度變化時(shí)間和保持時(shí)間總時(shí)刻的彈塑性蠕變解析。b是溫度變化時(shí)間的彈塑性解析和保持時(shí)間的蠕變解析，c忽視了焊接材料的蠕變特性，在溫度變化時(shí)間彈塑性解析。      二種類型的解析模式      對(duì)圖4.1 解析的結(jié)果由圖4.4 （狀態(tài)l）表示，說明接合部的各等效非線性應(yīng)變成分和非線性應(yīng)變解析結(jié)果。這里，等效塑性應(yīng)變eqp和等效蠕變應(yīng)變eqc及等效全非線性應(yīng)變e

54、qin 的各個(gè)增量關(guān)系式有以下幾個(gè)：      上式中ijp、ijc 為各種塑性應(yīng)變、蠕變張量，ijp、ijc 為各種增量，其中的ij 是各種張量的綜合規(guī)約（定義）。      圖4.4 的模式a、b ，其表示的全非線性應(yīng)變大致相同，等效非線性應(yīng)變的各成分在圖上得到結(jié)果就大不相同。模式a 是非線性應(yīng)變的蠕變成分，模式b 是非線性應(yīng)變的塑性成分。      圖4.5 （狀態(tài)2）是在使用環(huán)境溫度循環(huán)時(shí)得到的解析結(jié)果，圖中a、b 與圖4.4 的結(jié)果相就不大相同。模式c 的結(jié)果比較低

55、，其應(yīng)變振幅基本上接近0 ，說明衡量非線性應(yīng)變的解析精度，還是采用模式a、b 較妥，模式c方式就不能說明問題。      （3）解析結(jié)果      圖4.6、圖4.7是接受加速試驗(yàn)條件和實(shí)際使用條件（圖4.2）時(shí)，接合部A點(diǎn)的剪切應(yīng)力和剪切非線性應(yīng)變的磁滯曲線。      圖4.6 表示的加速試驗(yàn)條件是溫度變化時(shí)間產(chǎn)生的接合部非線性應(yīng)變，溫度保持時(shí)間形成的蠕變應(yīng)變可以忽略，熱循環(huán)試驗(yàn)對(duì)接合部授予的由溫度變化負(fù)荷造成封裝體與基板間的線膨脹失配是一種強(qiáng)制位移方式。由非常強(qiáng)的蠕變動(dòng)

56、態(tài)發(fā)生的接合部非線性變形，大體上在溫度變化的同時(shí)會(huì)產(chǎn)生封裝體與基板的線脹失配，在溫度變化結(jié)束時(shí)蠕變變形將達(dá)到飽和狀態(tài)，而在溫度保持時(shí)間產(chǎn)生的蠕變變形是比較小的。但是，上面的解析結(jié)果并不適用于全部的熱循環(huán)問題。圖4.7 是實(shí)際使用環(huán)境的解析結(jié)果，在保持時(shí)間內(nèi)所產(chǎn)生的接合部非線性應(yīng)變振幅很大，這是不可忽視的。進(jìn)行使用環(huán)境接合部的強(qiáng)度評(píng)價(jià)，注重保持時(shí)間內(nèi)的應(yīng)變?cè)u(píng)價(jià)是正確的。      圖4.8 是在各個(gè)試驗(yàn)時(shí)間區(qū)間產(chǎn)生的非線性應(yīng)變振幅，關(guān)于非線性應(yīng)變?cè)跍囟茸兓瘯r(shí)間和溫度保持時(shí)間，從圖4.6 、圖4.7 表示的結(jié)果是同樣的。對(duì)應(yīng)變振幅值的解析圖4.8 （狀態(tài)l

57、） ，在保持時(shí)間其蠕變應(yīng)變振幅較小，集中在保持時(shí)間的初始狀態(tài)。 疲勞壽命試驗(yàn)法和評(píng)價(jià)法      4.4 疲勞壽命試驗(yàn)法和評(píng)價(jià)法      （l）熱循環(huán)加速試驗(yàn)和疲勞壽命評(píng)價(jià)方法      作為接合部熱循環(huán)疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià)的試驗(yàn)方法，最好使用熱循環(huán)加速試驗(yàn)，為驗(yàn)證上述采用應(yīng)力解析方法說明非線性應(yīng)變振幅和熱循環(huán)疲勞試驗(yàn)對(duì)接合部疲勞壽命的關(guān)系，利用非線性應(yīng)變振幅施行的接合部熱循環(huán)疲勞試驗(yàn)結(jié)果由圖4.9 表示。圖示說明采用幾種不同的條件得到的疲勞壽命結(jié)果差不多在相同的直線上，

58、評(píng)價(jià)應(yīng)力應(yīng)變首先要正確評(píng)價(jià)各試驗(yàn)區(qū)間（溫度變化和溫度保持）對(duì)蠕變的影響，同時(shí)還需考慮焊料材料的溫度依存性。在材料的時(shí)間依存性和溫度依存性正確評(píng)價(jià)的基礎(chǔ)上，利用接合部生存的非線性應(yīng)變振幅，再根據(jù)Coffin-Manson 法則得到接合部的熱疲勞強(qiáng)度，熱疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià)公式見下面。        這里的Nf表示接合部的疲勞壽命，eqin 是根據(jù)材料的時(shí)間依存性和溫度依存性評(píng)價(jià)后得到的接合部非線性等效應(yīng)變振幅。用熱循環(huán)疲勞實(shí)驗(yàn)可以減少表示強(qiáng)度特性的eo、m系數(shù)，這是試驗(yàn)時(shí)需注意的一點(diǎn)。      （2）機(jī)

59、械性疲勞試驗(yàn)和疲勞壽命評(píng)價(jià)方法      在研究接合部熱疲勞壽命時(shí)，常用熱沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行循環(huán)試驗(yàn)，但是熱沖擊試驗(yàn)機(jī)的高溫、低溫保持時(shí)間比較容易控制，由高溫到低溫或由低溫到高溫的溫度變化時(shí)間較難控制，因焊料接合部形狀的不同有時(shí)要實(shí)行不同的疲勞壽命試驗(yàn)，就需改變?cè)囼?yàn)溫度等級(jí)，原來設(shè)定的高溫側(cè)溫度為125-150 ，針對(duì)使用溫度20-80 的共晶焊料（熔點(diǎn)183）這樣對(duì)上面的熱循環(huán)試驗(yàn)條件有必要重新考慮。      熱循環(huán)試驗(yàn)存在的問題是，對(duì)接合部采用的是熱疲勞壽命加速試驗(yàn)，很少采用作為實(shí)際使用時(shí)的模擬試驗(yàn)。另外，在實(shí)際

60、使用場(chǎng)合設(shè)計(jì)的接合部疲勞壽命最少為10周期（循環(huán)），每試驗(yàn)一個(gè)周期最短時(shí)間為20 分鐘，10的周期需要4-5 個(gè)月以上的試驗(yàn)時(shí)間，這種評(píng)價(jià)方法化費(fèi)的代價(jià)太大。在新產(chǎn)品投產(chǎn)期間，投資商所希望的熱循環(huán)疲勞試驗(yàn)至多1-2 個(gè)月。      近年來，作為熱循環(huán)疲勞試驗(yàn)的替代方式，有人提出了機(jī)械等溫疲勞試驗(yàn)方法，即考慮到焊接材料的溫度依存性，使用經(jīng)應(yīng)力/應(yīng)變?cè)u(píng)價(jià)得到的非線性應(yīng)變振幅，按統(tǒng)一的熱循環(huán)疲勞壽命評(píng)價(jià)方式一一接合部低循環(huán)熱疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià)來獲得結(jié)論。對(duì)焊料接合部施行恒定溫度下的機(jī)械往返荷載，由接合部產(chǎn)生的往返型非線性應(yīng)變的模擬，完成熱疲勞強(qiáng)度的評(píng)價(jià)。 

61、;     剪切型機(jī)械性疲勞試驗(yàn)方法說明的試驗(yàn)結(jié)果，記述了機(jī)械疲勞試驗(yàn)和熱循環(huán)疲勞試驗(yàn)的相關(guān)關(guān)系，也說明了作為疲勞試驗(yàn)替代方式的妥善性。機(jī)械加速試驗(yàn)的特征有以下幾點(diǎn)。      （a）可以進(jìn)行比熱循環(huán)試驗(yàn)的速度（時(shí)間）寬得多的機(jī)械性試驗(yàn)。      （b）可以正確地控制對(duì)接合部施加的應(yīng)變速度。      （c）根據(jù)已控制的應(yīng)變速度，可對(duì)接合部的非線性應(yīng)變成分比進(jìn)行正確控制，并由各應(yīng)變成分（sc、sp）調(diào)整對(duì)接合部生存的不同損傷。  &#

62、160;   （d）可在恒溫下對(duì)接合部設(shè)定任意的應(yīng)變范圍，得到近似于大的或小的熱循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果。      微型結(jié)構(gòu)的疲勞試驗(yàn)可分為負(fù)載控制試驗(yàn)和位移控制試驗(yàn)二種，負(fù)載控制試驗(yàn)依賴于測(cè)力傳感器的測(cè)試精度，現(xiàn)常用1/5000 的全頻式測(cè)力傳感器，但由于電子器件接合部的疲勞破壞產(chǎn)生的封裝體與基板間的線脹失配，接合部遭受的負(fù)荷與強(qiáng)制位移模式相似，為此，執(zhí)行接合部熱疲勞強(qiáng)度模擬試驗(yàn)時(shí)，也可采用位移控制方式，。在電子元件進(jìn)入小型化時(shí)代，開展接合部位移控制試驗(yàn)，其位移行程可設(shè)定在10 微米到數(shù)拾微米間，位移精度可控制在0.5 微米以上。 

63、     圖4.10 是剪切型機(jī)械式疲勞試驗(yàn)機(jī)外觀，試驗(yàn)時(shí)將夾盤固定在工作臺(tái)上，由線性傳動(dòng)裝置作左右方向的往復(fù)運(yùn)動(dòng)。在位移控制場(chǎng)合，通過裝置上的位移儀測(cè)量最大，最小位移量，這時(shí)試驗(yàn)片粘接在封裝體上部夾頭上，分別與基板下部、夾盤固定。試驗(yàn)片的限幅方法是影響試驗(yàn)性能的主因，這里通過限幅來避開對(duì)試驗(yàn)片的限幅負(fù)荷，特采取了限幅裝置設(shè)計(jì)，以提高試驗(yàn)的可靠性。在室溫20時(shí)施行的二種應(yīng)變速度的機(jī)械疲勞試驗(yàn)結(jié)果由圖4.11表示，接合部應(yīng)變速度在0.4%/S場(chǎng)合，產(chǎn)生的是非線性應(yīng)變的塑性應(yīng)變?nèi)f分，應(yīng)變速度為0.003%/S時(shí)產(chǎn)生蠕變應(yīng)變，兩都結(jié)果的比較，往返蠕變應(yīng)該顯示的疲勞壽命s

64、c和往返塑性應(yīng)變顯示的疲勞壽命p，其產(chǎn)生的差異不大。說明可利用接合部生存的非線性等效應(yīng)變幅度進(jìn)行接合部疲勞壽命的評(píng)價(jià)。      圖4.11的結(jié)果也表示了熱循環(huán)疲勞試驗(yàn)的結(jié)果，說明各個(gè)應(yīng)變速度的機(jī)械疲勞壽命特性是一致的，也意味著所有疲勞壽命結(jié)果可用一條近似壽命曲線來表示，就是通過前面的公式（4）來進(jìn)行疲勞壽命的預(yù)測(cè)。      (3 )BGA 接合部的疲勞壽命評(píng)價(jià)BGA 焊接接合部大多用回流工藝形成，利用常規(guī)的回流焊工藝要使各接合點(diǎn)形狀都一致是困難的，BGA 接點(diǎn)（引線）的疲勞壽命與其接點(diǎn)形狀有很大的關(guān)系，為提高B

65、GA 的接合部疲勞壽命可考慮做成各種各樣的接點(diǎn)形狀。      圖4 . 12 是三種不同BGA 接點(diǎn)形狀，其疲勞壽命評(píng)價(jià)結(jié)果見圖4 . 13 ，縱軸表示非線性等效應(yīng)變振幅，是利用三維有限單元解析計(jì)算對(duì)接合轉(zhuǎn)角部應(yīng)變的平均值。      各種BGA接合部疲勞壽命形狀并不是曲線，而是相同的直線狀，其線性傾斜接近2. 0, 因此BGA 的接合部疲勞壽命可以按下式進(jìn)行評(píng)價(jià)。         o 是系數(shù)，顯示BGA 的接合部壽命特性，在不考慮 BGA 接點(diǎn)形狀的情

66、況下，可以用上式進(jìn)行非線性應(yīng)變的評(píng)價(jià)，不過要注意的是，表示疲勞壽命特性的厶80與常規(guī)貼裝型 SMD 是不同的。      4.5 BGA/無鉛焊料（Sn-3.5Ag-0.75Cu ）焊接的疲勞壽命評(píng)價(jià)上述評(píng)價(jià)方法是針對(duì)Sn-Pb 共晶焊料的疲勞壽命評(píng)價(jià)方法，但也適用于其他類型焊料的評(píng)價(jià)。采用 Sn-3.5Ag-0.75Cu無鉛焊料接合的BGA 接合部評(píng)價(jià)結(jié)果參見圖4.14。結(jié)論與使用Sn-Pb共晶焊料評(píng)價(jià)的結(jié)果相同，同樣可用 Coffin Manson 法則評(píng)價(jià)其疲勞壽命。無鉛焊料的疲勞特性      5.1 焊料

67、的等溫疲勞試驗(yàn)      各類電子產(chǎn)品是在溫度不斷地變化狀態(tài)下使用的，由lC 封裝、印制基板、各種各樣元件工作時(shí)的熱漲差所引起的變動(dòng)位移，其應(yīng)力通常都會(huì)作用于最薄弱環(huán)節(jié) 焊料接合部，造成熱疲勞損傷。因此，進(jìn)行高可靠的焊料接合部設(shè)計(jì)，首先要理解無鉛焊料的等溫疲勞特性。      焊料接合部的結(jié)構(gòu)在硅芯片和陶瓷基板等剛性比較高的場(chǎng)合，例BGA ( ball grid array 等）焊球的應(yīng)力松馳速度快，給接合部的最大應(yīng)變是高溫時(shí)的保持時(shí)間及應(yīng)變控制的往返變形負(fù)荷。對(duì)QFP、PLCC等使用場(chǎng)合，焊料的應(yīng)力松馳速度比前者慢，到達(dá)高溫時(shí)是暫時(shí)性的間斷變形，屬應(yīng)變控制與荷載控制混合形態(tài)下的往返變形負(fù)荷，然而，不管哪一種場(chǎng)合，應(yīng)變控制的疲勞是主要的，在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行上述疲勞試驗(yàn)時(shí)，應(yīng)變控制方式是可實(shí)現(xiàn)的。      試件經(jīng)受的負(fù)荷樣式，BGA類主要是剪切應(yīng)變負(fù)荷，QFP、SOP類不僅是剪切應(yīng)變、是與拉伸壓縮棍在一起的復(fù)合模式。在多軸應(yīng)力/應(yīng)變條件下，一般采用VonMises 等效應(yīng)力和等效應(yīng)變。對(duì)于單軸拉伸模式的等價(jià)應(yīng)力/應(yīng)變，可利用有限單元法等的模擬方式求得接合部疲勞破壞等效應(yīng)變，用拉伸壓縮模式由焊料的疲勞試驗(yàn)結(jié)果，來推算其