某型雷達(dá)水冷移相器焊接工藝改進(jìn)

齊浩軍

（中國電子科技集團(tuán)公司第三十八研究所，安徽 合肥230088）

水冷移相器是某型雷達(dá)的關(guān)鍵件之一，其中鐵氧體焊接的成功與否直接影響到水冷移相器的電訊指標(biāo)。在焊接過程中，由于鐵氧體與紫銅腔體熱膨脹系數(shù)不同而產(chǎn)生了內(nèi)應(yīng)力，在清理助焊劑過程中，內(nèi)應(yīng)力在外部因素影響下，導(dǎo)致鐵氧體開裂。

1 需解決的問題及期望達(dá)到的效果

1.1 改進(jìn)前現(xiàn)象

鐵氧體與紫銅材料焊接完成后的清理過程中會有鐵氧體斷裂的現(xiàn)象發(fā)生，其具體現(xiàn)象特性為：裂紋方向為隨機(jī)產(chǎn)生；斷裂的鐵氧體位置總體是隨機(jī)分布，但是在紫銅構(gòu)件兩端更多；焊接完成后焊渣清理過程中。

1.2 期望達(dá)到的效果

通過對鐵氧體真空釬焊前后工序的層層分析排查，找出其中的隱患點，進(jìn)行有限元仿真分析和必要的試驗，根據(jù)結(jié)果進(jìn)行工藝改進(jìn)和工裝設(shè)計，最終保證水冷移相器焊接后滿足圖紙要求。

2 原因分析

可能引起鐵氧體斷裂的原因主要有：

2.1 材料力學(xué)性能的一致性

不同批次的鐵氧體燒結(jié)時爐溫、壓力等工藝條件并不完全相同，其對力學(xué)性能的影響無法準(zhǔn)確預(yù)測。根據(jù)對其他常見陶瓷材料的調(diào)研，其強(qiáng)度、模量等力學(xué)參數(shù)均與燒結(jié)條件有較大關(guān)系。此外，在使用模具制作鐵氧體塊時，由于表面壓力分布不均，極可能使陶瓷內(nèi)部出現(xiàn)空洞缺陷，這些微小的空洞可能不足以影響材料的電訊性能，但其對材料的強(qiáng)度、模量等力學(xué)性能的影響不可忽視。

2.2 焊接過程因素

假設(shè)鐵氧體力學(xué)性能穩(wěn)定，工藝過程的隨機(jī)性對鐵氧體焊接后的殘余應(yīng)力影響同樣不可忽略，如鐵氧體下表面濺銀層是否均勻，焊接過程中壓塊是否能保證鐵氧體與錫鉛焊料充分接觸，這些因素均有可能導(dǎo)致焊接完成后出現(xiàn)應(yīng)力集中的問題。

2.3 降溫速率的控制

當(dāng)溫度變化范圍較大時，溫度變化的速率對材料的破壞性能有顯著的影響，在降慢降溫速率后，其鐵氧體斷裂概率明顯降低。現(xiàn)行辦法是在降溫過程中采用自然冷卻方法，其爐內(nèi)溫度受室溫影響而不可控，可能會由于降溫過快而引起材料應(yīng)力過大。

2.4 焊接后的殘余應(yīng)力

對于發(fā)生在鐵氧體焊接表面比較靠近兩端的斷裂現(xiàn)象，其很有可能是由于冷卻過程中紫銅與鐵氧體熱膨脹率相差較大而導(dǎo)致的熱應(yīng)力過大而引起的脆性破壞，此時冷卻至室溫后即出現(xiàn)材料破壞。

3 工藝研究

針對以上分析的原因，目前的主要研究內(nèi)容為：1）對不同批次鐵氧體產(chǎn)品進(jìn)行力學(xué)性能試驗，獲取其線膨脹系數(shù)、彈性模量、材料強(qiáng)度參數(shù)。

2）開展相關(guān)試驗，確定鐵氧體在自然降溫過程中的降溫曲線，考察降溫速率對鐵氧體強(qiáng)度性能的影響。

3）在獲得鐵氧體在不同溫度條件的膨脹系數(shù)、彈性模量、材料強(qiáng)度參數(shù)后，重新進(jìn)行有限元仿真，考察其應(yīng)力分布狀況。

4）鐵氧體與紫銅腔體是靠焊料進(jìn)行連接的，焊料的影響因素也不可或缺，因此需對焊料的相關(guān)工藝參數(shù)亦進(jìn)行研究。

3.1 鐵氧體與紫銅的力學(xué)性能

根據(jù)鐵氧體和紫銅（H96）的力學(xué)參數(shù)泊松比、彈性模量、彎曲強(qiáng)度[1]，通過相關(guān)試驗確定其膨脹系數(shù)曲線：見表 1~表3，圖1、圖2.

表1 鐵氧體力學(xué)性能

表2 紫銅力學(xué)性能

表3 膨脹系數(shù)（10-6/℃）

圖1 鐵氧體膨脹系數(shù)測試曲線

圖2 紫銅膨脹系數(shù)測試曲線

3.2 鐵氧體有限元仿真分析

3.2.1 鐵氧體焊接流程

1）腔體在工作臺上保持水平狀態(tài)，其他方向為自由狀態(tài)。

2）焊接時每塊鐵氧體上加有配重（2塊銅塊+1塊不銹鋼塊），總重約為500 g；

3）焊接時每塊鐵氧體四周用定位夾具定位。

4）鐵氧體與腔體的紫銅材料采用0.2 mm錫鉛焊料焊接，焊接溫度250℃.

5）焊接溫度曲線：每次升溫時間在10 min，每50℃升溫一個臺階，每個臺階保溫30 min，最后關(guān)加熱隨爐冷卻至室溫出爐。隨爐冷卻速度在10℃/h，冷卻至室溫（20℃）。3.2.2有限元建模

1）分析工況

a）假定焊料固化溫度為180℃，室溫20℃，計算溫差165℃.

b）假定焊料固化溫度為180℃，室溫20℃，酒精擦拭造成鐵氧體表面溫度下降10℃.

2）有限元模型

在計算中，紫銅基體采用殼單元建模，鐵氧體陶瓷塊及焊料采用體單元模型。最終建立的有限元模型如圖3所示，共有49 051個節(jié)點，44 675個單元。

應(yīng)力：自由狀態(tài)24.8 MPa，X向約束279.7 MPa；Y向約束245.8 MPa，全約束334.5 MPa.

圖3 水冷移相器有限元應(yīng)力分析1

3）模型坐標(biāo)系

如圖3所示，取實際焊接過程中的豎直向下方向為+Z向，紫銅基座的寬度方向為X向，長度方向為Y向。

4）邊界條件

材料的初始參考溫度為焊料熔點（180℃），對于工況1，在移相器有限元模型的所有節(jié)點上添加溫度載荷20℃；對于工況2，在鐵氧體單元的上表面節(jié)點添加溫度載荷10℃以模擬酒精擦拭造成的降溫作用，其余節(jié)點均添加溫度載荷20℃.

3.3 力學(xué)分析結(jié)果

兩種工況下的計算結(jié)果見表4.

表4 工況計算結(jié)果

鐵氧體下表面應(yīng)力分布見圖4.

圖4 鐵氧體下表面應(yīng)力分布

3.4 焊料分析

水冷移相器詳細(xì)剖面圖，鐵氧體陶瓷塊經(jīng)鍍膜后，采用錫鉛焊料焊接在紫銅腔體上，考慮到鍍膜厚度約為3 u，暫不考慮鍍膜對結(jié)構(gòu)整體應(yīng)力分布的影響。僅建立焊料、鐵氧體及紫銅腔體的模型。見圖5.

圖5 焊料幾何模型

1）腔體材料為H96紫銅，參考典型銅合金T3、B5、H96與 35C rM nSi的摩擦焊接性研究[2]，計算選用熱膨脹系數(shù)/18.1×10-6/K.

2）焊料采用Sn-37Pb合金，參考非制冷紅外探測器后端工藝技術(shù)研究[3]，圖6為不同組分錫鉛合金的熔融點與固化點分布曲線，由圖中可見，對于絕大多數(shù)錫鉛合金，其固化溫度低于熔融溫度，但是對于Sn-37Pb合金，其固化溫度與熔融溫度相同，均為183℃，不存在過度段，在計算中不考慮焊料相變對結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力的影響。基于此參考無鉛合金與錫鉛合金性能對比分析[4]，據(jù)此計算選用熱膨脹系數(shù)/185×10-6/K.

圖6 錫鉛合金的相圖

3）鐵氧體陶瓷，采用文獻(xiàn)中的估算方法來估算其彈性模量，而其維氏硬度 、強(qiáng)度、密度等參數(shù)都與添加劑、預(yù)燒工藝、球磨工藝、成型壓力、燒結(jié)工藝等因素有關(guān)系，由于影響因素較多，在計算中選用MnZn鐵氧體陶瓷的熱膨脹系數(shù)/9×10-6/K.

4 結(jié)束語

根據(jù)文獻(xiàn)MnZn鐵氧體力學(xué)性能研究[5]，鐵氧體的強(qiáng)度極限隨著加工工藝和材料成分的變化可能分布在60~120 MPa的范圍內(nèi)。

在焊接完成后，焊料在紫銅與鐵氧體之間起到了一定變形協(xié)調(diào)的作用，但是由于焊料很薄，其上下表面的變形差距很小，焊料對鐵氧體的應(yīng)力分布影響較小，經(jīng)計算比較鐵氧體表面應(yīng)力分布差距很小。

采用新的工藝參數(shù)后，在后批次多套水冷移相器焊接過程中，未再出現(xiàn)過鐵氧體開裂情況。