貼片式熔斷器耐焊接熱失效原因分析及改善工藝

黃 云 周家興

（南京薩特科技發(fā)展有限公司 南京 210049）

引言

熔斷器（fuse）是指當(dāng)電流超過規(guī)定值時，以本身產(chǎn)生的熱量使熔體熔斷，斷開電路的一種電器。熔斷器是根據(jù)電流超過規(guī)定值一段時間后，以其自身產(chǎn)生的熱量使熔體熔化，從而使電路斷開，運(yùn)用這種原理制成的一種電流保護(hù)器。熔斷器廣泛應(yīng)用于高低壓配電系統(tǒng)和控制系統(tǒng)以及用電設(shè)備中，作為短路和過電流的保護(hù)器，是應(yīng)用最普遍的保護(hù)器件之一。

在實(shí)際可靠性測試中，常常會遇到可靠性失效的情況，其中耐焊接熱性能失效是較為頻繁的一種失效情況。耐焊接熱是確定元件是否能經(jīng)受住在浸焊過程中所產(chǎn)生的熱效應(yīng)的方法之一。

這種熱可能是從端帽進(jìn)入元件的熱傳導(dǎo)，也可能是元件本體接近焊槽時所受到的熱輻射，或者兩者均有。浸焊方法是一種能比較接近模擬波峰焊時出現(xiàn)的熱輻射和熱傳導(dǎo)條件。此方法也可以用來評價再流效應(yīng)對于工作在暴曬環(huán)境下元件的影響。在實(shí)際應(yīng)用中，焊接熱能引起焊料再流，從而影響元件的電氣特性，并使組成元件的材料產(chǎn)生機(jī)械損傷，如端頭或纏繞的松弛、絕緣材料的變軟、焊接密封的開焊以及機(jī)械結(jié)合不牢固。在實(shí)際可靠性測試中常常會遇到浸焊條件[1]：熱溫度：（260±5）℃，持續(xù)時間（10±0.5）s時，性能下降，產(chǎn)品阻值變化率|△R|≥10%。而行業(yè)內(nèi)判定通過標(biāo)準(zhǔn)為產(chǎn)品阻值變化率應(yīng)|△R|＜10%。

根據(jù)貼片式熔斷器的生產(chǎn)制造、使用原理進(jìn)行分析，找出失效原因是因?yàn)槠涠穗姌O耐焊接熱性能下降。通過運(yùn)用掃描電子顯微鏡分析出了熔斷器端電極內(nèi)部焊料的微觀結(jié)構(gòu)，并用能譜儀對其成分進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：貼片式熔斷器在組裝過程中，由于殼體與端帽之間焊接性能差，焊料不能均勻致密的填充在殼體與端帽之間。并且在焊接過程中端帽、焊料、殼體均受熱，由于熱膨脹系數(shù)不同，殼體的熱膨脹系數(shù)最小，加熱過程中焊料和端帽會遠(yuǎn)離殼體，造成殼體與端帽之間存在縫隙，不能完全密封。因此在通過浸焊方式測試貼片式熔斷器時錫爐內(nèi)的低溫焊錫會從端帽與殼體之間的縫隙處流入，從而導(dǎo)致產(chǎn)品阻值變化率|△R|≥10%，性能下降。并根據(jù)失效機(jī)理，提出如何在研制生產(chǎn)過程中如何解決的措施，從而提升產(chǎn)品的可靠性。

1 耐焊接熱測試方法和評價標(biāo)準(zhǔn)

1）將產(chǎn)品置于治具上，浸入錫爐，錫爐溫度在（260±5）℃，浸入時間為（10±0.5）s，浸錫深度10 mm。

2）熔斷體不應(yīng)破裂，標(biāo)志應(yīng)清晰可變，不變色。|△ R|＜10%（△ R=(R2-R1)*100%/R1，R1為實(shí)驗(yàn)前阻值，R2為試驗(yàn)后阻值）。

2 熔斷器耐焊接熱現(xiàn)狀

以市面上的2 410型（6.1 mm×2.5 mm）貼片式熔斷器為例，抽取某廠該型號產(chǎn)品測試其耐焊接熱失效情況，如圖1所示。

圖1 某廠2410型耐焊接熱失效占比

產(chǎn)品實(shí)際耐焊接熱不良的阻值變化率分布如圖2。

圖2 某廠2410型耐焊接熱失效阻值變化率分布

3 耐焊接熱失效原因分析

觀察產(chǎn)品外觀無異常后，耐焊接熱后阻值測量都變小，疑似耐焊過程中瓷管內(nèi)部浸錫引起阻值下降。

利用EDS對耐焊接熱測試前后的產(chǎn)品做元素分析，拆解產(chǎn)品的一端端帽后，在其端帽內(nèi)取點(diǎn)測試。在耐焊接熱前端帽內(nèi)隨機(jī)取三個點(diǎn)，如圖3所示，試樣錫山主要元素為鉛，其成分見表1，Pb含量在68.59～90.98%。

圖3 該2410型產(chǎn)品耐焊接熱前錫山EDS譜

表1 耐焊接熱前錫山能譜分析結(jié)果（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

同時取耐焊接熱后失效產(chǎn)品端帽內(nèi)隨機(jī)取三個點(diǎn)，如圖4所示，錫山中除了含有Pb元素外還含有大量的元素Sn，其成分見表2，Pb含量在4.12～26.75%，Sn含量在13.06～63.36%，說明在耐焊接熱測試過程中錫爐中部分焊錫會通過焊錫與瓷管的縫隙浸入瓷管。

圖4 該2410型產(chǎn)品耐焊接熱后錫山EDS譜

表2 耐焊接熱后錫山能譜分析結(jié)果（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

4 耐焊接熱失效原因驗(yàn)證

根據(jù)產(chǎn)品端帽內(nèi)錫山耐焊接熱前后Pb、Sn成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)占比可知，猜想在耐焊接熱測試過程中錫爐中部分焊錫會通過焊錫與瓷管的縫隙浸入瓷管。

利用高溫膠帶覆蓋瓷管與銅帽的連接處，耐焊接熱后試樣的阻值變化率分布如圖5所示，阻值變化率為正值，阻值變大。說明隔絕焊錫浸入瓷管內(nèi)部的通道，耐焊后試樣的阻值變化率符合要求。間接證實(shí)耐焊接熱失效是由于錫爐浸錫引起。

圖5 用高溫膠帶包裹后產(chǎn)品耐焊接熱后阻值變化率分布

5 改善工藝驗(yàn)證結(jié)果與分析

通過上文分析到耐焊接熱失效的原因是錫爐內(nèi)浸錫，引起其原因可能是端帽和管體連接處存在縫隙，配合不致密；或者是產(chǎn)品松香含量高，高溫時熔化與錫融合，增加了焊錫的流動性。

5.1 改變端帽與管體連接處縫隙，增加配合的致密度

調(diào)整焊接溫度，驗(yàn)證是否因?yàn)楹附訙囟鹊?，焊錫熔化不充分，但在實(shí)際操作過程中不影響材料的耐焊性能，溫度高會冒錫。

調(diào)整不同下壓時間對產(chǎn)品耐焊接熱的影響。如圖6所示，隨著下壓時間的延長，耐焊接熱良率下降，故延長下壓時間不能改善耐焊性。

圖6 不同下壓時間后耐焊接熱后阻值變化率分布

使用管體兩端頭金屬化，金屬化后的管體利用管口金屬與焊錫的良好結(jié)合性能夠有效的提高端帽和管體的緊配合能力。驗(yàn)證在260 ℃錫爐分別浸入10 s、20 s、40 s，測量其阻值變化率，如圖7所示，范圍波動在-3～3.5%，符合要求，金屬化管體端頭法能提升與端帽間的結(jié)合力。

圖7 金屬化后的管體產(chǎn)品不同耐焊接熱時間后阻值變化率分布

采用凸點(diǎn)端帽，管體通過在端帽內(nèi)表面設(shè)置凸點(diǎn)，如圖8，使得管狀主體的端面與端帽的內(nèi)表面之間預(yù)留焊錫堆積空間。在焊接過程中，由于焊錫膨脹速度快，管狀主體膨脹速度慢，堆積的焊錫會向管狀主體方向膨脹，與管狀主體端面形成緊配合，提高保險絲的密封性。如圖9所示，整體阻值變化率在-5%～5%之間，可以滿足|△R|＜10%的要求，此方案可行。

圖8 凸點(diǎn)端帽示意圖

圖9 凸點(diǎn)端帽產(chǎn)品耐焊接熱后阻值變化率分布圖

故用凸點(diǎn)端帽驗(yàn)證某廠2410系列不同規(guī)格的耐焊接熱性能測試，如圖10所示，各測1 A / 2.5 A / 3 A / 5 A /20 A各50顆，共計250顆，均無失效。由圖10也可知，耐焊接熱后的試樣阻值變化率往負(fù)方向偏移的量變少，整體的阻值變化率在2～4%之間。

圖10 凸點(diǎn)端帽產(chǎn)品耐焊接熱后阻值變化率分布圖

5.2 降低管體內(nèi)松香含量，使高溫時熔化與錫融合后降低焊錫的流動性

增加端帽內(nèi)焊錫先用260 ℃預(yù)熔，預(yù)先揮發(fā)一部分松香，使產(chǎn)品在耐焊接熱高溫時降低與焊錫的流動性。分兩組產(chǎn)品，一組產(chǎn)品預(yù)熔20 s，一組產(chǎn)品未預(yù)熔，其耐焊接熱后阻值變化率后的分布情況如圖11可知，未預(yù)熔的產(chǎn)品耐焊接熱后有30.77%的不良，預(yù)熔試樣全部合格；同時可見，未預(yù)熔產(chǎn)品所有耐焊接熱后阻值變小，預(yù)熔產(chǎn)品耐焊接熱后有73%的占比阻值變大，說明預(yù)熔后松香含量的揮發(fā)，減少了松香在瓷管內(nèi)的富集，降低了耐焊接熱過程中錫的流動性，從而使得錫爐中的錫浸入管體內(nèi)速度減慢，阻值不會變小。但是觀察預(yù)熔20 s后產(chǎn)品X-RAY圖（圖12）與未預(yù)熔產(chǎn)品的X-RAY圖（圖13），兩端錫山形狀變得不規(guī)則，說明預(yù)熔20 s后產(chǎn)品的焊接性能下降。

圖11 是否預(yù)熔產(chǎn)品耐焊接熱后阻值變化率分布圖

圖12 預(yù)熔20s后產(chǎn)品X-RAY圖

圖13 未預(yù)熔產(chǎn)品X-RAY圖

為了驗(yàn)證降低預(yù)熔時間能否即保證耐焊接熱后阻值變化率要求，又保證產(chǎn)品的焊接性能，調(diào)整預(yù)熔時間為10 s、15 s后再次驗(yàn)證其耐焊接熱后阻值變化率情況，如圖14所示，預(yù)熔時間為10 s，其對耐焊接熱性能沒有明顯的改善作用，預(yù)熔15 s時，對耐焊性能的改善作用較為明顯，但仍有失效情況。故此方案不考慮。

圖14 不同預(yù)熔時間產(chǎn)品耐焊接熱后阻值變化率分布圖

直接通過不同松香含量焊錫對產(chǎn)品耐焊性能的影響如圖15，0.8 wt%松香含量的試樣所獲得的耐焊性能最好，1 wt%次之，0.6 wt%松香含量的耐焊性能比1 wt%差。松香含量降低，能夠提高試樣的耐焊性能，因?yàn)樗上愫肯陆?，耐焊過程中金屬液的流動性會降低，耐焊后阻值變化小。而0.6 wt%松香含量試樣耐焊性能下降，可能是因?yàn)椋上愫窟^低，焊接時焊錫的流動性下降，在焊錫和瓷管結(jié)合處容易形成孔洞缺陷。

圖15 不同松香含量產(chǎn)品耐焊接熱后阻值變化率分布圖

6 結(jié)論

本文重點(diǎn)分析了熔斷器經(jīng)過耐焊接熱后失效的原因主要是因?yàn)橘N片式熔斷器在組裝過程中，由于殼體與端帽之間焊接性能差，焊料不能均勻致密的填充在殼體與端帽之間。并且在焊接過程中端帽、焊料、殼體均受熱，由于熱膨脹系數(shù)不同，殼體的熱膨脹系數(shù)最小，加熱過程中焊料和端帽會遠(yuǎn)離殼體，造成殼體與端帽之間存在縫隙，不能完全密封。因此在通過浸焊方式測試貼片式熔斷器時，錫爐內(nèi)的低溫焊錫會從端帽與殼體之間的縫隙處流入，從而導(dǎo)致產(chǎn)品阻值變化率|△R|≥10%，性能下降。并從原材料及生產(chǎn)工藝角度提供了改善耐焊接熱后失效的解決方案，通過改變端帽與管體連接處縫隙，增加配合的致密度、降低管體內(nèi)松香含量或者使高溫時熔化與錫融合后降低焊錫的流動性等方式經(jīng)研發(fā)測試驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)表明，在現(xiàn)有條件下，上述凸點(diǎn)端帽的解決方案，使得管狀主體的端面與端帽的內(nèi)表面之間預(yù)留焊錫堆積空間。在焊接過程中，由于焊錫膨脹速度快，管狀主體膨脹速度慢，堆積的焊錫會向管狀主體方向膨脹，與管狀主體端面形成緊配合，提高保險絲的密封性，整體阻值變化率在-5～5%之間，可以滿足|△R|＜10%的要求。具備一定可行性與可操作性，是提高熔斷器可靠性的良好手段。