引用本文
罗朝华, 江东亮, 张景贤, 林庆玲, 陈忠明, 黄政仁. Na2O-B2O3-SiO2玻璃焊料连接碳化硅陶瓷接口抗热震性能 . 无机材料学报, 2012, 27(3): 234-238
LUO Zhao-Hua, JIANG Dong-Liang, ZHANG Jing-Xian, LIN Qing-Ling, CHEN Zhong-Ming, HUANG Zheng-Ren. Thermal Shock Behavior of the SiC-SiC Joints Joined with Na2O-B2O3-SiO2 Glass Solder . Journal of Inorganic Materials, 2012, 27(3): 234-238  
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Na2O-B2O3-SiO2玻璃焊料连接碳化硅陶瓷接口抗热震性能
罗朝华12, 江东亮1, 张景贤1, 林庆玲1, 陈忠明1, 黄政仁1
1. 中国科学院 上海硅酸盐研究所 高性能陶瓷和超微结构国家重点实验室, 上海200050
2. 中国科学院 研究生院, 北京100049
江东亮, 中国工程院院士. E-mail:dljiang@sunm.shcnc.ac.cn

罗朝华(1984-), 男, 博士研究生. E-mail:zhluo@mail.sic.ac.cn

基金:国家自然科学基金(50990301, 51072210);
摘要

采用水淬法对以Na2O-B2O3-SiO2体系玻璃焊料连接的常压烧结碳化硅试条的抗热震性能进行了研究. 对不同温度下淬火后接口以及断面处微观结构进行了比较与分析, 并对比了不同淬火温度以及固定淬火温度为150℃时多次热循环后连接试条的残余弯曲强度. 结果表明, 对于单次淬火, 当淬火温度为150℃时, 由于热应力引起中间层内部微裂纹扩展, 导致残余弯曲强度迅速降低到(152±28) MPa. 淬火温度在150℃~320℃时, 中间层内部裂纹保持在亚临界状态, 相应弯曲强度基本保持在140 MPa. 继续升高淬火温度至420℃时, 裂纹进一步扩展, 试条残余弯曲强度迅速降低至(32±8) MPa. 对于多次热循环, 当淬火温度固定在150℃时, 经多次热循环, 残余弯曲强度与热循环次数变化不明显, 基本保持在120 MPa左右, 这说明在150℃以下淬火, 连接试条具有较好的抗热循环冲击性能.

关键词: 热震性; 接口; 残余弯曲强度; 玻璃焊料
中图分类号:TQ174   文献标志码:A    文章编号:1000-324X(2012)03-0234-05
Thermal Shock Behavior of the SiC-SiC Joints Joined with Na2O-B2O3-SiO2 Glass Solder
LUO Zhao-Hua12, JIANG Dong-Liang1, ZHANG Jing-Xian1, LIN Qing-Ling1, CHEN Zhong-Ming1, HUANG Zheng-Ren1
1. State Key Laboratory of High Performance Ceramics and Superfine Microstructures, Shanghai Institute of Ceramics, Chinese Academy of Sciences, Shanghai 200050, China
2. Graduate University of the Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China
Fund:National Natural Science Foundation of China (50990301, 51072210);
Abstract

Water-quenching technique was used to evaluate the thermal shock behavior of the SiC-SiC joints joined with Na2O-B2O3-SiO2 glass solder. The microstructure of the side view of the interface and the fracture surface of the joints after quenching were analyzed. The influence of the quenching temperature and quenching cycles from 150℃ to cool water on the residual strength of the specimens were investigated. At the quenching temperature of 150℃, the residual strength of the joint decreased to (152±28) MPa due to the propagation of the microcracks in the interlayer caused by the thermal residual stress after one thermal cycle. At the quenching temperature from 150℃ to 320℃, the cracks seemed to be in subcritical state, and the residual strength was kept around 140 MPa. When the quenching temperature was increased to 420℃ or higher, the cracks propagation became more serious, and the strength decreased to (32±8) MPa rapidly. Moreover, the residual strength was hardly affected by the quenching cycles from 150℃ to cool water which meant that the joined specimens possesed good thermal shock resistance behavior at this temperature.

Keyword: thermal shock resistance; joint; residual strength; glass solder

碳化硅是一种典型的结构陶瓷, 广泛应用于汽车、机械、航空航天等领域. 针对碳化硅陶瓷的难加工与工程应用中大尺寸以及复杂形状器件的需求之间的矛盾, 研究者们尝试了多种连接方法, 并成功应用于碳化硅陶瓷之间以及碳化硅陶瓷与金属之间的连接[1,2,3,4,5].

陶瓷材料是否实现良好的结合, 一般通过连接界面处微观结构以及连接样品的室温/高温弯曲强度、剪切强度等力学性能加以表征. 但是, 当碳化硅陶瓷连接件应用于火花塞、散热片等部件中, 样品需要经历多次快速冷热循环. 由于中间层焊料与基体之间热力学性能存在差异, 经多次热循环作用后, 在中间层与基体的界面处积聚热应力, 从而导致裂纹以及接口的失效. 因此, 抗热震性也是表征陶瓷连接性能的一个重要参数. 然而, 关于陶瓷材料抗热震性能的研究主要集中在单相陶瓷材料或者复合材料, 而对于连接件的抗热震性能的报道相对较少[6,7,8,9].

本课题组前期研究以一种Na2O-B2O3- SiO2(NBS)体系玻璃为焊料实现了对常压烧结碳化硅陶瓷良好的连接, 该连接体在400℃以下可以保持较好的力学性能. 本工作主要针对以这种体系玻璃为焊料得到的碳化硅陶瓷连接件的抗热震性能进行研究.

1 实验部分
1.1 主要原料

实验用的玻璃焊料原料为Na2CO3、H3BO3、SiO2, 原料粉按3:44:53的摩尔比球磨混合均匀, 干燥后装在Pt坩埚中经1350℃熔制2 h, 然后急冷得到透明均相的玻璃. 将该玻璃粉碎后再经球磨得到粒径小于10 μm的粉体作为本实验中用于碳化硅陶瓷的焊料. 实验采用的碳化硅陶瓷为常压烧结碳化硅陶瓷. 玻璃焊料以及碳化硅陶瓷的一些基本性能如表1所示. 表1中NBS玻璃泊松比 ν通过公式(1)、(2)计算得到[10,11]:

(1)

(2)

其中 V t为玻璃中离子堆积密度, V i为玻璃中各种氧化物离子堆积密度特征因子, p i为玻璃各氧化物摩尔百分含量, M i为玻璃各氧化物分子量, ρ为玻璃密度. 表格中 σ为弯曲强度, E为弹性模量, v为泊松比, λ为热导率, α为热膨胀系数.

表1 NBS玻璃焊料与无压烧结碳化硅陶瓷性能数据 Table 1 Properties of NBS glass and sintered SiC ceramics
1.2 实验过程

碳化硅陶瓷先加工成18 mm×20 mm×20 mm尺寸的方块, 20 mm×20 mm的连接端面表面粗糙度 Ra<0.2 μm, 连接前碳化硅陶瓷依次经过去离子水、丙酮超声清洗10~15 min. 用于连接的NBS玻璃焊料球磨后加入乙醇配成66wt%的浆料, 并加入1wt%的聚乙烯醇缩丁醛(PVB)作粘结剂. 用刮刀将这种浆料均匀涂覆在碳化硅陶瓷的连接端面上, 厚度通过调节刮刀高度控制在150 μm, 然后与另外一块待连接的SiC方块形成三明治的结构. 为保证连接过程中焊料与SiC基体之间良好的接触, 在陶瓷上面加载约为133 Pa的压力. 连接过程在马弗炉中进行, 1150℃保温10 min. 连接后的样品再加工成 3 mm×4 mm×36 mm弯曲强度测试用的标准试条, 然后在600℃马弗炉中热处理10 min, 以消除加工过程产生的应力与缺陷.

1.3 性能表征

抗热震性能采用水淬法测量材料的残余弯曲强度加以表征. 将样品置于马弗炉中并以10 ℃/min的升温速率加热到设定温度保温15 min, 使得连接件受热均匀, 然后迅速将样品放入冷水槽中(10℃). 待试样完全冷却后从水中取出、干燥, 完成一次热循环. 特定温度下的多次热震实验按照以上步骤重复进行. 试样水淬前后四点弯曲强度的测量在Instron-5566万能材料实验机上进行, 压头内外跨距分别为10和30 mm, 测试时压头移动速率为 0.5 mm/min. 淬火后, 连接处以及断口微观结构采用日本Hitachi公司的TM-1000扫描电镜以及光学显微镜观察.

2 结果与讨论
2.1 SiC/NBS/SiC连接试条水淬后微观结构

图1给出了不同温度淬火后接口处横截面的微观结构, 从图中可以看出, 当SiC/NBS/SiC连接试样从150℃急冷到10℃, 在中间层和基体之间界面处仍然结合紧密、未出现裂纹. 而当淬火温度升至320℃时, 在SiC基体与中间层界面处首先出现微小裂纹(图1(b)). 进一步升高淬火温度到420℃及其以上时, 界面处裂纹扩展并延伸到中间层(如图1(c), (d)所示). 裂纹产生以及其延伸的方向表明, 抗热震实验中, SiC/NBS/SiC连接试样最薄弱的位置在基体与中间层界面处, 其次是中间层.

图1 不同温度下淬火后中间层界面处微观结构Fig. 1 Microstructures of the side view of the joint after quenching at different temperatures(a) 150℃; (b) 320℃; (c) 420℃; (d) 520℃

对于中间层来说, 从高温淬火时, 在平行于中间层方向上热应力主要由两部分构成: 一部分由于热传导需要一定时间, 在表层与里层之间存在一定温差从而产生热应力 σ1; 另一部分则是由于SiC基体与中间层热膨胀系数以及冷却速率存在差异, 在两者之间界面处也会产生应力 σ2. 假设在水淬时, 试条表面瞬间降到冷水温度, 则界面处中间层受到的总应力为,

(3)

其中下标g、c分别表示NBS中间层与SiC基体.

连接件从高温骤冷时, 中间层表面沿 y轴方向热应力分布应该呈抛物线形, 如图2所示.

图2 中间层沿 y轴方向应力分布Fig. 2 Stress distribution in yaxis direction of the interlayer

沿 y轴方向上应力大小与 x坐标轴有如下关系式:

s y =kx 2 +b (4)

则中间层总的应力为:

(5)

其中 d表示中间层厚度, 在本实验中, 其值约为 11 μm.

另外, 对于三明治结构来说, 中间层平均应力可表示如下[12],

(6)

其中下标B表示中间层, A表示基体材料. 在本实验中, 中间层厚度相对于SiC基体厚度可以忽略, 因此等式(6)可简化成:

(7)

平衡时, 由等式(5)、(7)以及边界条件(3)可得到中间层热应力分布表达式为:

(8)

Yamada等[13]计算了SiC与Kovar合金连接后界面处的残余热应力, 计算结果显示, 热应力最大值出现在界面处, 其大小甚至是中间层部位的两倍.

再由表格1中数据分别计算NBS玻璃与SiC陶瓷第二应力断裂抵抗因子 , 很容易发现, SiC陶瓷在实验设定淬火温度下比中间层玻璃具有更优异的抗热震性能. 因此, 水淬时, 裂纹最容易在连接层界面处产生.

图3是不同温度淬火后试样断面光学照片, 从图中可以看出, 接口的断裂都呈脆性断裂方式, 而且断裂裂纹主要由表面或者中间层的缺陷引起. 当淬火温度相对较低时, 裂纹较细而且裂纹长度较短(如图3(a)). 而当淬火温度升高时, 动力裂纹扩展, 先变得细长(如图3(b)), 而后在垂直于裂纹延展方向上粗化(如图3(c)、(d)), 使骤冷时存储的弹性能进一步释放.

图3 不同温度淬火后试样断面光学照片Fig. 3 Optical photos of the fracture surface of the specimen after quenching at different temperatures(a)150℃; (b)320℃; (c)420℃; (d)520℃

2.2 SiC/NBS/SiC连接试条水淬后力学性能

图4给出了SiC/NBS/SiC连接试条从不同温度淬火后残余弯曲强度的变化. 当淬火温度在150℃以下时, 骤冷后连接试条残余弯曲强度迅速降低; 淬火温度在150~320℃之间, 连接试条弯曲强度变化趋于平缓; 当淬火温度继续升高至320℃及以上时, 接口弯曲强度急剧降低. 从接口处微观结构来看, 150℃以下淬火时, 横截面界面处虽未出现明显的裂纹(如图1(a)), 但中间层内部存在的微小裂纹会在骤冷时扩展(如图3(a)), 从而使得连接试条弯曲强度迅速降低到(152±28) MPa. 而当淬火温度在150~320℃范围时, 由于裂纹长度对淬火温差呈亚临界状态, 在该温度范围内淬火产生的热应力不足以使得裂纹重新扩展[14]. 因此, 从在该温度范围内淬火, 连接试条的弯曲强度基本保持不变. 淬火温度高于420℃时, 由于热应力进一步增加, 裂纹迅速扩展, 相应的弯曲强度迅速降低到(32±8) MPa, 这与图1(c)、(d)接口处横截面以及图3(c)、(d)断面微观结构相对应.

图4 SiC/NBS/SiC试条不同温度下淬火后残余弯曲强度Fig. 4 Retained flexural strength of SiC/NBS/SiC joints quenched at different temperatures

图5是SiC/NBS/SiC连接试条在淬火温度为150℃时的残余弯曲强度与热循环次数之间的关系, 从图中可以看出, 连接试条残余弯曲强度的降低主要发生在单次淬火之后. 在同样的温差条件下, 连接试条经过多次热循环, 其残余弯曲强度基本能保持在120 MPa左右, 类似结果在多孔材料的抗热震实验中也有报道[7,15]. 产生这种现象的原因与单次淬火类似, 即是当连接试条在150℃淬火时, 热应力引起连接界面处以及中间层内部微裂纹的扩展, 导致强度迅速降低. 此后, 裂纹长度处于亚临界状态, 要使裂纹继续扩展则需更大的热应力. 而相同的淬火条件下产生的热应力是一定的, 即使经多次热循环, 裂纹也不会进一步扩展. 因此, 试条经150℃多次热循环后残余弯曲强度能基本保持不变.

图5 SiC/NBS/SiC试条经150℃多次热震循环后残余弯曲强度Fig. 5 Retained flexural strength of the SiC/NBS/SiC joints after different thermal cycles at a quenching temperature of 150℃

3 结论

采用水淬法对SiC/NBS/SiC连接试条进行了抗热震性实验. 研究了连接试条在不同温度淬火后接口以及断面的微观结构, 并计算了中间层热应力分布情况. 对连接试条残余弯曲强度与淬火温度以及不同热循环次数的关系进行了分析和讨论. 实验结果表明: 连接淬火温度低于150℃时, 骤冷引起试条中间层内部微裂纹扩展, 使得试条残余弯曲强度迅速降低到(152±28) MPa; 当淬火温度在150~320℃之间时, 裂纹处于亚临界状态, 连接试条弯曲强度变化趋于平缓; 当淬火温度继续升高到420℃及以上时, 裂纹重新扩展, 试条接口弯曲强度急剧降低到(32±8) MPa. 当淬火温度固定在150℃, 连接试条的残余弯曲强度随热循环次数增加不明显, 基本保持在120 MPa. 这说明以NBS玻璃为焊料连接的SiC试条在150℃温度以下具有良好的抗热震性能.

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