基于TC4/Ni杜瓦冷指焊縫微觀組織及接頭結構的研究

沈 練，李 冉，魏超群，趙維艷，朱鵬飛，徐世春，戚雁武

（昆明物理研究所，云南昆明 650223）

0 引言

微型節流制冷型紅外焦平面探測器具有結構緊湊、重量輕便、降溫迅速等特點，而被廣泛地應用在導引頭和制導系統等領域。該種器件通常需要滿足快速啟動的要求，即在幾秒內就達到器件的制冷工作溫度，其制冷工作原理是在絕熱和不對外做功的條件下，高壓氣體經過多孔物質或小孔實現節流膨脹，最終使氣體溫度下降[1]。制冷機工作過程中，會吸收環境中的熱量，使氣體發生液化，從而冷凝成水；而與制冷機耦合的杜瓦冷指除了需要承受瞬時溫度變化外，還會處于制冷后冷凝水附著的情況。

杜瓦冷指是與制冷機耦合的關鍵部件，除了充當冷端進行熱量傳遞外，亦是作為探測器芯片的安裝面，起到結構支撐作用[2]。其焊接質量好壞直接影響到探測器芯片的成像質量，也影響到制冷機的制冷效果，是紅外焦平面探測器組件的重要部件。因此對于微型節流制冷型紅外焦平面探測器杜瓦冷指的結構研究尤其是材料的選擇，除了需要考慮其較好的傳熱效率，還應關注由于冷凝水的存在，在長期放置后產生的銹蝕隱患。

冷平臺材料選擇依據低漏熱和應力最優原則[3]，常采用TC4 鈦合金（杜瓦冷指端面環）與4J36 合金（杜瓦冷指端面芯）的釬焊形式，如圖1所示。TC4鈦合金具有較為優異的低熱傳導系數及高屈服強度，從熱力學角度評價是最合適作為冷指薄壁的材料之一[3]。4J36 合金是杜瓦冷指中常用的冷平臺材料，其在－250℃～200℃較大溫區內均有著較低的膨脹系數，與芯片的適配性較好，因此制冷后引起的變形小，對芯片的作用應力小，且該材料焊接性能較好[4]。但4J36 的導熱系數小，熱傳導較慢，制冷效率較低；同時需要通過鍍鎳工藝來保證鎳層覆蓋，防止制冷后長期放置帶來的銹蝕隱患。與4J36 合金相比，純Ni 具備較大的導熱系數，熱傳導快，制冷效率高；同時本身具有較好防銹蝕的作用，無需增加鍍鎳工藝，可作為微型節流制冷型紅外焦平面探測器杜瓦冷平臺材料的選擇之一。

圖1 杜瓦冷指焊接示意圖Fig.1 Schematic diagram of dewar cold finger welding

本文在考慮使用純Ni 替代4J36 合金的前提下，通過數值模擬分析了TC4 鈦合金與純Ni 釬焊結構的適用性，并從釬焊方法和釬料類型的焊縫微觀組織以及接頭結構設計的可靠性等方面對TC4 鈦合金與純Ni 的釬焊工藝進行了研究。

1 TC4/Ni 釬焊結構的適用性分析

為了獲得芯片與冷平臺更好的熱適配結果，往往會選擇彼此膨脹系數相近的材料，而滿足上述條件的低膨脹系數合金材料其熱導率通常又較低。因此，為了實現大幅度減小啟動時間，提高制冷效率的目的，單純依靠冷頭外形結構的優化設計已無法滿足，需要從材料本身入手，即替換為具有高熱導率特性的材料。雖然Ni 具備傳熱快、制冷效率高和防銹蝕顯著等優點，但考慮到其具有較大的熱膨脹系數，制冷后產生的熱應力和形變會對芯片性能產生一定的影響，故需要增加合理的過渡結構（如圖2所示）加以平衡，達到減小熱失配的目的。

圖2 杜瓦冷頭過渡結構Fig.2 Dewar cold head transition structure

4J36 合金與純Ni 在低溫下（80 K）的線膨脹系數及導熱系數對比如表1所示。

對TC4＋4J36 與TC4＋Ni 釬焊結構的冷平臺封裝后進行Ansys 有限元仿真，網格劃分如圖3所示，采用六面體類型單元，最小單元尺寸0.6 mm，整個模型單元共計4387 個，節點5825 個。并對比了兩種結構在80 K 工作溫度下的芯片應力和應變以及降溫時間情況，結果見圖4 和圖5。

圖3 杜瓦冷頭封裝結構模型網格劃分Fig.3 Mesh generation of dewar cold head packaging structure model

圖4 兩種結構在80 K 工作溫度下芯片應力和應變情況Fig.4 Stress and strain of the two structures at 80 K

圖5 兩種冷指端面結構芯片降溫時間曲線對比情況Fig.5 Comparison of cooling time curves of two cold finger end structure chips

從表2 中可以看出，通過過渡結構平衡熱膨脹系數差異引起熱失配后，TC4＋4J36 與TC4＋Ni 釬焊結構對應的芯片處最大應力分別為29.33 MPa 和34.72 MPa，最大應變分別為2.75 μm 和2.93 μm，兩種結構的仿真結果差異較小，在可接受范圍內。從降溫時間上來看，TC4＋4J36 結構降至80 K 所需的時間為20 s，而TC4＋Ni 結構僅需9 s。

表2 兩種冷指端面結構的芯片應力、應變及降溫時間結果對比匯總Table 2 Comparison and summary of chip stress,strain and cooling time results of two cold finger end structures

可以看出，增加過渡結構的TC4＋Ni 冷指端面，在滿足芯片應力及變形要求的基礎上，極大地提升了制冷效率，并兼具更優的耐蝕性，符合微型節流制冷型紅外焦平面探測器杜瓦冷指的適用性需求，故對該結構的釬焊工藝研究具有工程實用意義。

2 試驗條件及方法

2.1 基體材料

本試驗采用TC4 合金和純Ni 作為基體材料。表3為TC4 鈦合金的化學成分，表4 為純Ni 的化學成分。

表3 TC4 的化學成分Table 3 TC4 alloy chemical composition(wt/%)

表4 純Ni 的化學成分Table 4 Ni Chemical composition(wt/%)

2.2 釬焊材料

為了避免由于溫度較高，引起TC4 鈦合金β 相晶粒長大影響材料性能的問題，釬焊溫度必須低于其相變溫度（約960℃）。Ag-Cu 系釬料是常用于釬焊鈦合金的釬料類型之一[5]，其釬焊溫度遠低于TC4 相變溫度，同時具有屈服強度低及塑性好的特點，可以最大限度地釋放焊接殘余應力。

本試驗采用AgCu28 和AgCuNi 作為釬焊材料，其主要成分、熔點及規格為如表5所示。兩種釬料規格均為φ0.5 焊料絲，并經過酸洗及真空處理，保證表面氧化層的去除及清潔度。

表5 釬料的化學成分、熔點及規格Table 5 Chemical composition,melting point and specification of filler metal

2.3 釬焊方法

常溫下鈦合金較穩定，但隨溫度升高到大于250℃后，對氫、氧、氮等元素的吸收能力開始增強，并與上述元素結合形成強度低且硬而脆的鈦化合物[6]，從而引起焊接接頭脆化，最終影響焊接質量。因此，氫氣及氮氣等氣氛焊接無法滿足焊接要求，而對焊接過程環境中的氧含量加以控制同樣重要。綜上分析，真空釬焊是較為理想焊接的方法。

本試驗采用高溫真空釬焊和高頻真空釬焊的方法。結合釬焊材料的選擇，釬焊溫度及保溫時間如表6所示。釬焊過程中設備真空度應優于5.0×10－3Pa。

表6 釬焊溫度及保溫時間Table 6 Brazing temperature and holding time

2.4 釬焊接頭結構

為了獲得高強度的冷指端面焊接結構，在保證焊接強度的前提下，本試驗對4 種釬焊接頭結構（包括直邊、臺階、螺紋以及錐形）進行了研究，釬焊后機加取樣的外形結構示意圖如圖6所示。

圖6 四種焊接結構示意圖Fig.6 Schematic diagram of four welding structures

2.5 試驗方案

本試驗依據正交試驗組合方式確定釬焊材料及釬焊方法的較佳選擇，并重點關注釬焊后的焊縫微觀組織特征（包括對脆性相生成和元素偏析情況的控制等）。同時在確定釬焊材料與釬焊方法較佳方案后，再對4 種釬焊接頭結構的可靠性進行研究。

將釬焊試件線切割獲得焊縫斷面，并用砂紙打磨后利用掃描電鏡觀察焊縫微觀組織，通過能譜測試釬焊界面的元素分布，分析元素擴散情況。同時按要求加工為力學性能測試試樣后在高壓檢測臺和壓力測試機上進行接頭充耐壓及剪切強度性能測試。

3 試驗結果及分析

3.1 釬焊材料對焊縫微觀組織的影響

圖7 為AgCu28 釬料高溫真空釬焊焊縫微觀組織形貌。焊縫區域以Ag-Cu 合金的共晶相（淺白色相，A 處）為主，而靠近Ni 母材側區域出現了一定程度的成分偏析現象。當釬料熔化時，由于濃度梯度存在且DNi＞DCu（擴散系數），因此大量Ni 擴散進入Ag-Cu 共晶相中，基于Cu 跟Ni 的無限固溶特性，形成Ni-Cu 固溶體（深色相，B、C 處）。同時少量Cu 和Ag 向Ni 母材擴散，由于DCu＞DAg（擴散系數），導致該區域共晶釬料中Cu 的量不足，無法維持釬料成分在共晶點附近[6]。D 處為靠近TC4 側，主要是以細微針狀組織形式存在，數量較少，元素間的擴散及反應程度較低。通過能譜分析（見表7）主要為Ti 和Cu 兩種元素，結合Ti-Cu 二元合金相圖分析可知主要為TiCu，此種金屬化合物為脆性相[7]，數量過多會對焊縫接頭強度造成重要影響，因此焊接時需要控制其生成數量。

表7 主要成分分析結果Table 7 Main composition analysis results

圖7 AgCu28 釬料高溫真空釬焊掃描電鏡照片Fig.7 SEM photo of high temperature vacuum brazing with AgCu28 Solder

高溫真空釬焊將工件和釬料進行整體加熱，能夠精確地控制溫度并使溫度均勻化，避免了與Ti 元素過度反應生成大量脆性相，保證焊縫較好的屈服強度及塑性，提高接頭強度。

圖8 為AgCuNi 釬料高溫真空釬焊焊縫微觀組織形貌。當AgCuNi 釬料釬焊純Ni 材料時，在同樣升降溫速率、釬料熔化保溫時間下，IMC 層厚度相較于AgCu28＋高溫真空釬焊組合明顯增加（由0.42 mm 增加至0.55 mm），成分偏析現象也更加嚴重，且偏析從靠近純Ni 側開始，逐漸向焊縫中間區域遷移[8]。

圖8 AgCuNi 釬料高溫真空釬焊掃描電鏡照片Fig.8 SEM photo of high temperature vacuum brazing with AgCuNi solder

對于釬焊含有Ni 元素或存在鍍Ni 層的母材，以及向釬料中添加Ni 元素時，釬焊焊縫會出現明顯的成分偏析現象；相較于AgCu28 釬料，AgCuNi 釬料的釬焊溫度更高，因此也增加了Ni 元素與Ag-Cu 釬料的互擴散程度，加劇了焊縫偏析[8]。

對比兩種釬料在高溫真空釬焊下的焊縫微觀組織，成分偏析情況很難完全避免。因此，僅需要盡量控制偏析現象的程度，除了必要的冶金結合反應外，盡可能保證焊縫區域為Ag-Cu 共晶相，依靠其較低屈服強度及較好的塑性等特點，緩解應力并降低接頭中的殘余應力，提高接頭性能。而相較于AgCuNi 釬料，AgCu28 釬料由于Ni、Cu 遷移和固溶引起的焊縫元素偏析情況更低，對于TC4＋Ni 的焊接結構有較明顯的優勢。

3.2 釬焊方法對焊縫微觀組織的影響

圖9 為AgCu28 釬料高頻真空釬焊焊縫微觀組織形貌。從圖中可以看出，區域Ⅰ的焊縫與其余焊縫區域存在較大差異，分別選取區域Ⅰ和區域Ⅱ進行局部放大觀察，如圖10 和圖11所示。

圖9 AgCu28 釬料高頻真空釬焊掃描電鏡照片Fig.9 SEM photo for high frequency vacuum brazing of AgCu28 solder

圖10 區域Ⅰ的掃描電鏡照片Fig.10 SEM photo of region I

圖11 區域Ⅱ的掃描電鏡照片Fig.11 SEM photo of region Ⅱ

圖10 可以看出，區域Ⅰ的焊縫部分主要以Ag-Cu 共晶相（淺色相）的形式存在，同時存在少量的成分偏析。該區域與高溫真空釬焊的焊縫微觀組織形貌基本一致。

對區域Ⅱ進行掃描電鏡觀察，從圖11 可以看出，焊縫中Ag-Cu 共晶相基本消失，取而代之的是生成大量枝晶狀體金屬間化合物，母材與焊縫間的界限較為模糊[9]。通過能譜分析，此時焊縫元素主要為Ti、Cu、Ni 及Ag。而從微觀組織形貌上分析，數量極少的Ag-Cu 焊料顆粒以共晶形式彌散于焊縫中，其余以Ti2Cu的形式結合生成大量脆性化合物，形狀類似樹枝狀且較為粗大。在靠近TC4 鈦合金和焊縫側生成了一條寬度約為87 μm 過渡區，該區域主要是以細微針狀的組織形式存在，大量TiCu 脆性相富集其中，這主要是由于DCu＞DAg（擴散系數），因此在TC4 側富集并在高溫下形成TiCu 化合物。

高頻真空釬焊利用高頻電流流經工件表面產生電阻熱實現焊接，故其無法準確控制焊接溫度且由于集膚效應的存在（即通過焊接樣件截面上的電流分布不均勻，導致各部分溫差較大），其反應特征為：釬料與母材相互反應較為劇烈，焊縫區域中大量Ag 基固溶體流失，僅殘余極少的AgCu28 釬料，同時大量的Ti2Cu、TiCu 等脆性化合物生成，導致整個焊縫在較低應力作用下，就可能引起裂紋的產生，最終整個釬焊接頭失效。

對比AgCu28 釬料在高溫真空釬焊和高頻真空釬焊下的焊縫微觀組織，由于高頻真空釬焊時釬焊溫度難以控制，僅能通過釬料的熔化情況進行判定，且焊接過程中的集膚效應存在，因此母材與釬料過度反應的情況無法有效避免。而高溫釬真空焊可精確地控制溫度并使其均勻化，避免反應過度進行，盡可能減少脆性相的生成，使整個焊縫以AgCu 共晶形式存在，依靠其優異的屈服強度及塑性，保證接頭強度。

3.3 釬焊接頭結構充耐壓及剪切強度測試

1）充耐壓測試

充耐壓測試是考核杜瓦冷指在設計壓力下安全工作所必須的承載能力的方法（測試示意圖如圖12所示）。

圖12 充耐壓檢測試意圖Fig.12 Test intent of charge and withstand pressure test

采用高溫真空釬焊＋AgCu28 釬料制備4 種結構冷指端面，并封接成杜瓦冷指。在高壓檢測臺下依次完成3 組充壓試驗（充壓壓力分別為2 MPa、3 MPa和4 MPa 下保壓時間10 min，每組完成3 次）和1 組耐壓試驗（2 MPa 高壓氣體下保壓5 min，且檢漏儀測量漏率小于5×10－10Pa?m3/s）。

釬透率統計及充耐壓試驗結果如表8所示。螺紋結構是采用螺紋咬合及釬焊兩種方式共同連接，由于螺紋間的配合精度要求較高，致使加工難度增加，較難保證焊縫間隙的均勻性，因此對焊料流淌性控制較差，容易形成虛焊，最終焊接完成后冷指端面芯和環即發生了脫落；直邊結構的釬透率高，但承受壓力作用時為純剪切應力，強度較低，在充壓2 MPa 時就發生了焊縫破壞；臺階與錐形結構都具有較好的試驗結果，經歷充耐壓試驗后均檢測合格并滿足使用需求。

表8 試驗結果統計Table 8 Test result statistics

2）剪切強度測試

在壓力測試機上對4 種結構試樣進行剪切強度測試（示意圖見圖13），測試速度小于2.0 mm/min，設定作用力上限500N，測試對比結果如表9所示。

表9 剪切強度測試對比結果Fig.9 Comparison results of shear strength test

圖13 剪切強度測試示意圖Fig.13 Shear strength test

螺紋結構分離時的平均剪切強度僅為1.44 MPa，焊縫中的虛焊點對其結合強度影響較大（如圖14所示）；直邊結構分離時的平均剪切強度為15.12 MPa，受純剪切強度的影響，焊縫強度較低，致使芯與環發生單側分離（如圖15所示）；而錐形結構和臺階結構的剪切強度均大于23.42 MPa。結合充耐壓試驗、釬透率及壓力測試結果，錐形結構的可靠性最高。

圖14 冷指端面芯和環脫落（螺紋結構）Fig.14 The cold finger core falls off from the end face of the cold finger（Thread structure）

圖15 單側分離（直邊結構）Fig.15 Unilateral separation(Straight edge structure)

錐形結構存在一定裝配困難，這是由于原結構中冷指端面芯和環未設計定位結構，會導致裝夾時兩者間的配合間隙不均勻，因此需要操作者反復調試，確保最佳的裝配位置。

為了提高錐形焊接結構的裝配效率，對原結構進行了優化設計（如圖16所示）。在冷指端面芯處增加了導向柱定位，通過控制配合間隙來保證焊縫均勻性，這樣既能保證裝配效率又能提高裝配精度。

圖16 結構優化前后對比Fig.16 Comparison diagram before and after structural optimization

4 結論

本文針對微型節流制冷型紅外焦平面探測器杜瓦冷指的適用性需求，對TC4＋Ni 釬焊結構的杜瓦冷指進行了有限元仿真分析和釬焊試驗，采用AgCu28、AgCuNi 釬料與高溫真空釬焊、高頻真空釬焊的正交組合方式研究了釬焊接頭的焊縫微觀組織及結構可靠性，得到以下結論：

①通過Ansys 有限元仿真分別計算了TC4＋4J36與TC4＋Ni（增加過度結構）杜瓦冷頭對應芯片處的最大應力、最大變形及冷頭降溫時間。兩者的最大應力分別為29.33 MPa 和34.72 MPa，最大變形分別為2.75 μm 和2.93 μm，冷頭降溫時間分別為20 s 和9 s?？梢钥闯?，在均滿足芯片應力及變形要求的前提下，后者的冷頭降溫時間為前者的一半，極大提升了制冷效率，同時后者具有更好的長期防銹蝕性。因此使用純Ni 替代4J36 作為冷平臺材料滿足杜瓦冷指的適用性需求。

②通過正交試驗分別對比AgCu28 釬料、AgCuNi釬料在高溫真空釬焊和高頻真空釬焊下的焊縫微觀組織，高溫真空釬焊＋AgCu28 釬料的釬焊方法對于TC4＋Ni 的焊接結構具有顯著優點，可以更好的控制焊縫元素偏析，同時通過精確地溫度輸入和均勻化，避免了釬料與Ti 元素的過度反應，減少脆性相生成，提高了接頭強度及可靠性。

③通過對比直邊、臺階、螺紋以及錐形4 種焊接結構，錐形結構可滿足釬透率大于95%、經歷充耐壓試驗漏率合格，剪切強度大于23.42 MPa 的測試要求，具有較高的可靠性，同時對其存在的裝配效率和精度問題進行了結構優化設計。