郭洪强

（1.淄博职业学院化工系，淄博 255314；2.天津大学化工学院，天津 300072）

0 引 言

63Sn-37Pb锡铅合金钎料由于具有良好的润湿性、导电性、延展性、以及低廉的价格等优点在微电子封装中得到了广泛应用。但是铅是一种有毒元素，其通过呼吸系统及消化系统进入人体后会导致癌症、儿童多动症、尿毒症等多种疾病［1］，近几年无铅钎料的研究得到了人们的重视，锡银、锡锌及锡银铜系无铅钎料在力学性能、焊接工艺性能以及连接可靠性等方面具有较大优势，有望成为锡铅合金钎料的替代品［2－3］。

目前，对无铅合金钎料力学性能的研究较多。例如，Pang［4－5］等研究了99.3Sn-0.7Cu合金钎料在不同温度下的低周疲劳行为以及频率对疲劳寿命的影响；罗艳等［6］研究了63Sn-37Pb合金钎料单轴时相关变形和失效行为，并提出了耦合损伤时相关循环本构模型和疲劳失效模型；陈旭等［7－9］对63Sn-37Pb、Sn-3Ag-0.5Cu钎料进行一系列单轴、多轴非比例循环加载下的疲劳及循环特性试验研究，通过对多个模型结果进行比较发现，Chen-Xu-Huang模型能较好地描述多轴非比例加载的疲劳行为。据目前所查资料来看，对63Sn-37Pb和Sn-3Ag-0.5Cu两种合金钎料扭转低周疲劳性能的对比研究较少。因此，作者对这两种钎料的扭转低周疲劳性能进行对比研究，确定了它们的扭转弹性模量、疲劳失效的标准及Coffin-Manson方程中的有关参数。

1 试样制备与试验方法

试验用合金钎料由天津瑞坚新材料科贸有限公司生产，直径为3.8mm，熔点Tm为221℃［10］，化学成分见表1。扭转疲劳试验开始前，先将焊丝在0.82Tm下保温2h，然后升温至0.87Tm保温1h后空冷至室温，以消除焊丝在加工过程中产生的残余应力。截取长度为50mm的钎料焊丝，两端各粘套10mm不锈钢管作为夹持部分，制成有效长度30mm、直径3.8mm的试样。

表1 63Sn-37Pb和Sn-3Ag-0.5Cu合金钎料的化学成分（质量分数）Tab.1 Chemical composition of Sn-3Ag-0.5Cu and 63Sn-37Pb alloy solders（mass） %

扭转疲劳试验在MTF-500Nmm型微型扭转疲劳试验机上进行，试验环境为室温，数据由计算机自动采集，采用转角循环控制，两种钎料的剪应变幅（Δγ/2）如表2所示。其中，τ为剪应力，Nf为疲劳寿命。循环载荷为三角波形，剪应变加载速率为5×10－3·s－1。

试样表面的剪应力和剪应变分别由式（1）和式（2）计算［11］。

式中：τ为剪应力，MPa；T为扭矩，N·mm；R为试样半径，mm；γ为剪应变；α为转角，（°）；L 为试样的有效长度，mm。

表2 扭转疲劳试验结果Tab.2 Torsional fatigue test results

2 试验结果与讨论

2.1 循环应力－应变滞环曲线

从图1中可以看出，随着循环圈数的增加，两种合金钎料的最大剪应力幅、滞环的面积都逐渐减小，说明两种合金钎料都是循环软化材料。通过对滞环的弹性降载阶段进行线性拟合，可得到63Sn-37Pb和Sn-3Ag-0.5Cu合金钎料的剪切弹性模量G分别为8.986GPa和10.12GPa。

2.2 剪应力幅与循环圈数的关系

图1 两种合金钎料的循环应力－应变滞环曲线Fig.1 Cycle stress-strain hysteresis loops of the two alloy solders

图2 两种合金钎料在不同剪应变幅下剪应力幅随循环圈数的变化Fig.2 Shear stress amplitude vs cycle number for the two alloy solders at different shear stain amplitudes

从图2中可以看出，剪应力幅随循环圈数的增加不断降低，可分为快速下降、稳定和加速下降三个阶段。第一阶段的时间较短，但剪应力幅的下降比较明显；第二阶段的持续时间相对较长，剪应力幅的下降基本与循环圈数成线性关系；第三阶段的剪应力幅下降较快，呈加速下降的趋势，直至试样发生疲劳破坏。Chen等［8］发现，当剪应变幅较小时（如Δγ/2＝0.2%），第一阶段就不明显，只有稳定和加速下降两个阶段。另由图2还可看出，当Δγ/2＝0.866%、循环至断裂时，Sn-3Ag-0.5Cu钎料的疲劳寿命约为63Sn-37Pb钎料的 3.1倍；当 Δγ/2＝2.592%、循环至断裂时，Sn-3Ag-0.5Cu钎料的疲劳寿命 约 为 63Sn-37Pb 钎 料 的 2.1 倍。可 见，Sn-3Ag-0.5Cu钎料比63Sn-37Pb钎料具有更高的抗剪切疲劳能力。

2.3 载荷降与循环圈数的关系

扭转疲劳的载荷降Ld可用式（3）计算［8］：

式中：Δτ为循环剪应力的变化范围；Δτm为Δτ的最大值。

由图3可以看出，对于任一外加剪应变，随着循环圈数的增大，曲线的斜率均逐渐增大。说明两种合金钎料的抗剪切能力逐渐减弱。结合表2和图3可知，在相同的剪应变幅下，随着载荷降的增加，剪应力逐渐减小；剪应变幅越小，曲线斜率增加得越缓慢，寿命Nf就越长。

图3 两种合金钎料在不同剪应变幅下载荷降Ld与循环圈数的关系Fig.3 Load dropping vs cycles number for the two alloy solders at different shear strain amplitudes

目前对于锡铅钎料的低周疲劳寿命并没有一个统一的定义。Pang等［12］参照 ASTM［13］标准，将50%的载荷降作为疲劳破坏的标准；但Kanchanomai等［14］发现对于焊锡钎料，载荷降为50%时已经超过了加速软化转折点。故作者采用Stolkarts等［15］的观点，定义稳定阶段与加速下降阶段转折处的循环圈数为材料的疲劳寿命。由图3可以看出，对于63Sn-37Pb钎料，当载荷降在20%～30%时，钎料的载荷降Ld随循环圈数增加而迅速增大，因此选取载荷降为25%时对应的循环圈数作为63Sn－37Pb钎料的疲劳寿命；按照相同的方法，选取载荷降为35%时对应的循环圈数作为Sn-3Ag-0.5Cu钎料的疲劳寿命。

2.4 剪应变与疲劳寿命的关系

Coffin-Manson方程认为，低周疲劳中的弹性应变幅、塑性应变幅与失效反向数呈指数关系，其剪应变－寿命方程为：

式中：Δγ/2为总的剪应变幅；Δγe/2为弹性剪应变幅；Δγp/2为塑性剪应变幅；τ′f为剪切疲劳强度系数，MPa；γ′f为剪切疲劳延性系数；b0为剪切疲劳强度指数；c0为剪切疲劳延性指数；G为剪切弹性模量，MPa；Nf为循环失效周次，即疲劳寿命。

分别取Ld＝25%和Ld＝35%时的循环圈数作为63Sn-37Pb、Sn-3Ag-0.5Cu钎料失效时的寿命，在双对数坐标中做出 Δγ/2-2 Nf、Δγp/2-2 Nf、Δγe/2-2 Nf曲线，见图4。可以看出，两种合金钎料的变形主要由塑性变形控制，外加剪应变越大，塑性变形所占比例越大，弹性应变随外加剪应变的变化较小。另外，随外加总剪应变幅的降低，两种钎料的疲劳寿命均增加；在相同的剪应变幅下，Sn-3Ag-0.5Cu钎料的疲劳寿命大于63Sn-37Pb钎料的，也就是说，前者抗剪切疲劳的能力优于后者的，而且外加剪应变幅越小，优势越明显。

利用式（4）对63Sn-37Pb和 Sn-3Ag-0.5Cu两种钎料进行参数拟合，得到的疲劳性能参数列于表3。则63Sn-37Pb和Sn-3Ag-0.5Cu钎料的 Coffin－Manson方程形式分别如式（5）和式（6）所示。

图4 两种合金钎料不同剪应变幅与疲劳寿命的关系Fig.4 Relationship between shear strain amplitude and fatigue life for the two alloy solders

表3 两种钎料扭转疲劳性能参数的拟合值Tab.3 Fiited results of torsional fatigue properties of the two alloy solders

3 结 论

（1）63Sn-37Pb和 Sn-3Ag-0.5Cu合金钎料的最大剪应力幅随循环圈数的增大而减小，它们均为循环软化材料，剪切弹性模量分别为8.986GPa和10.12GPa。

（2）剪应力幅随循环圈数的变化可分为快速下降、稳定和加速下降三个阶段，将稳定阶段和加速下降阶段转折处对应的循环圈数定义为材料的疲劳寿命，则63Sn-37Pb纤料的载荷降为25%时对应的循环圈数为其疲劳寿命，Sn-3Ag-0.5Cu纤料的载荷降为35%时对应的循环圈数为其疲劳寿命。

（3）钎料的变形由弹性变形和塑性变形组成，且塑性变形占据主导地位，弹性应变随外加剪应变的变化较小。

（4）钎料的疲劳寿命随外加剪应变幅的减小而显著增加；在相同剪应变幅下，Sn-3Ag-0.5Cu钎料的疲劳寿命更长，其抗剪切疲劳的能力优于63Sn－37Pb钎料的。

［1］戴家辉，刘秀忠，陈立博.无铅钎料的立法与发展［J］.山东机械，2005（1）：1-4.

［2］梁文杰，彭红建.无铅钎料的研究开发现状［J］.材料导报，2011，25（4）：127-130.

［3］ABTEWM，SELVADURAY G.Lead-free solders in microelectronics［J］.Materials Science and Engineering，2000，27：95-141.

［4］PANG J H L，XIONG B S，LOWT H.Low cycle fatigue study of lead free 99.3Sn-0.7Cu solder alloy［J］.International Journal of Fatigue，2004，26：865-872.

［5］PANG J H L，LOWT H，XIONG B S，et al.Thermal cycling aging effects on Sn-Ag-Cu solder joint microstrcture［J］.IMC and Strength Thin Solid Film，2004，462/463：370-375.

［6］罗艳，高庆，杨显杰.63Sn-37Pb钎料合金耦合损伤时相关理论模型［J］.机械工程材料，2008，32（11）：78-81.

［7］CHEN Gang，CHEN Xu，NIU Chang-dong.Uniaxial ratcheting behavior of 63Sn37Pb solder with loading histories and stress rates［J］.Materials Science and Engineering：A，2006，421：238-244

［8］CHEN X，SONG J，KIMK S.Fatigue life of 63Sn-37Pb solder related to load drop under uniaxial torsional loading［J］.International Journal of Fatigue，2006，28：767-776.

［9］BAI Ning，CHEN Xu.A new unified constitutive model with short-and long-range back stress for lead-free solders of Sn-3Ag-0.5Cu and Sn-0.7Cu［J］.International Journal of Plasticity，2009，25：2181-2203.

［10］许天旱，赵麦群，刘新华，Sn-Ag-Cu系无铅焊锡成分的优化研究［J］.电子元件与材料，2004（8）：14-16.

［11］MILLER K J，CHANDER D C.High strain torsion fatigue of solid and tubular specimens［J］.Proceedings of Institution of Mechanical Engineerings，1970，24：262-270.

［12］PANG J H L，XIONG B S，LOWT H.Low cycle fatigue models for lead-free solders［J］.Thin Solid Films，2004，462/463：408-412.

［13］ASTME606Standard practice for strain-controlled fatigue testing［S］.

［14］KANCHANOMAI C，MIYASHITA Y，MUTOH Y.Low cycle fatigue behavior and mechanisms of a eutectic Sn-Pb solder 63Sn-37Pb［J］.International Journal of Fatigue，2002，24：671-683.

［15］STOLKARTS V，KEER LM，FINE ME.Damage evolution governed by microcrack nucleation with application to the fatigue of 63Sn-37Pb solder［J］.Journal of the Mechanics and Physics of Solids，1999，47：2451-2468.