張 毅， 劉 平，田保紅，陳小紅，劉 勇

(1.河南科技大學 材料科學與工程學院，洛陽 471003；2.上海理工大學 材料科學與工程學院，上海 200093)

自20世紀60年代世界上第一塊集成電路問世以來，半導體集成電路封裝材料(引線框架材料、引線材料、焊料)得到很大發(fā)展，用量愈來愈大，新材料不斷出現(xiàn)。目前已開發(fā)出的銅基引線框架材料主要有CuNiSi、CuFe、CuFeP、CuCrZr、CuAg 系等，使用較多的主要有CuFeP、CuNiSi及CuCrZr系等。國際上生產(chǎn)銅基引線框架材料以歐美、日、韓等國家為代表，其中以日本產(chǎn)量最大，日本和德國是世界上最大的引線框架銅帶的出口國。日本的神戶、三菱、住友、玉川、美國的奧林、德國的德馬克、法國的里賽等著名企業(yè)均有自己的銅合金框架合金牌號，其框架材料生產(chǎn)均已高度自動化，產(chǎn)品已名副其實成為高精尖產(chǎn)品，如日本三菱伸銅的TAMAC系列，神戶制鋼的KLF系列，古河電氣公司的 EFTEC系列等。而我國在該類合金的研制方面起步較晚，特別是在該類合金的熱加工性能研究方面還有待提高。目前，國內中南大學、湖南大學的一些研究學者對 Cu-8.0Ni-1.8Si-0.15Mg、Cu-Fe-P引線框架用合金的熱壓縮性能進行了較為細致的研究，特別是對該類合金的流變應力分析、本構方程的建立以及該類合金的顯微組織變化取得了一定的研究成果，但關于該類引線框架合金熱加工性能的研究還較少[1-3]，隨著電子產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，我國對該類框架材料的需求量愈來愈大，研制我國自己的Cu-Ni-Si系列引線框架材料以替代進口材料，已成為當前銅合金加工企業(yè)所面臨的一項緊迫任務[4-8]。

針對目前的研究現(xiàn)狀，本文作者對Cu-Ni-Si-P-Cr引線框架合金在Gleeble-1500D熱模擬試驗機上，在變形溫度為600～800 ℃，應變速率為0.01～5 s-1和變形量為60%的條件下，進行了圓柱體高溫單道次軸對稱壓縮實驗，通過對合金熱壓縮變形流變應力與變形程度、應變速率以及變形溫度之間的關系，計算出該合金的熱變形激活能Q，并確定了其本構方程，該方法為實際生產(chǎn)提供理論依據(jù)。

1 實驗

實驗用Cu-Ni-Si-P-Cr合金，在10 kg中頻感應熔煉爐中熔煉而成，材料質量分數(shù)為w(Ni)=2.0%、w(Si)=0.5%、w(P)=0.03%、w(Cr)=0.3%，余量為銅。澆鑄溫度為1 300～1 350 ℃。合金的固溶處理在RJX-2.5-10型箱式電阻爐中進行，工藝為(900 ℃, 1 h)，隨后水淬。壓縮實驗采用固溶后的合金，在Gleeble-1500D熱模擬機上進行，壓縮試樣尺寸為d10 mm×15 mm，實驗溫度范圍為600～800 ℃，應變速率為0.01～5 s-1，總壓縮應變量約0.8(真應變)。熱模擬實驗的升溫速率為10 ℃/s，保溫時間為5 min。為減少試樣與壓頭間的摩擦對應力狀態(tài)的影響，壓縮時在試樣兩端涂上石墨鉭片作為潤滑劑。金相組織在OLYMPUS PMG3型顯微鏡上進行。

2 結果與分析

2.1 Cu-Ni-Si-P-Cr合金流變應力分析

圖1所示為 Cu-Ni-Si-P-Cr合金熱壓縮變形真應力—真應變曲線。從圖1中可以看出，在高溫條件下，當真應變ε超過一定值后，真應力σ并不隨應變量的繼續(xù)增大而發(fā)生明顯變化，即合金高溫壓縮變形時出現(xiàn)穩(wěn)態(tài)流變特征。而在低溫條件下，如在溫度為 600和650 ℃下，當真應變ε超過一定值后，真應力σ仍然隨應變量的繼續(xù)增大而減小，趨于穩(wěn)態(tài)變形。合金在同樣的變形溫度下，隨應變速率的增加，材料的真應力值升高，如合金在800 ℃變形時，應變速率由0.01 s-1提高到5 s-1時，峰值應力值由59.34 MPa提高到120.39 MPa。這說明該合金是正應變速率敏感材料。同時還可以看出，在相等的應變速率條件下，合金的真應力值隨溫度的升高而 降低。

2.2 Cu-Ni-Si-P-Cr合金高溫變形過程中的組織演變

圖2所示為Cu-Ni-Si-P-Cr合金在變形溫度為650℃、變形速率分別為0.01、0.1、1和5 s-1時的金相組織。由于所取溫度較低，故晶體內只有部分的再結晶晶粒。

動態(tài)再結晶是一個速度控制的過程，變形速度對新生晶粒的尺寸有很大的影響，及動態(tài)再結晶形核及長大需要一定的孕育期，除與畸變能大小和溫度高低有關外，還受原子擴散速率的影響。當應變速率增大時，變形過程中產(chǎn)生的位錯來不及抵消，位錯增多，再結晶形核增加，導致晶粒細化。當應變速率為0.01和0.1 s-1時沿晶界有細小的動態(tài)再結晶晶粒(見圖2(a)和(b))，但數(shù)量較少，并且這兩者的顯微組織很相近，即在較低應變速率的條件下變形時，應變速率對組織的影響不是很明顯。當應變速率達到1 s-1時，組織內部出現(xiàn)了較多的再結晶晶粒(見圖2(c))。當應變速率達到5 s-1時，由于應變速率較大，盡管有利于畸變能增加，但形變時間縮短，原子擴散不充分，阻礙了再結晶晶粒的長大，同時晶粒度會略有細化(見圖2(d))。

圖1 Cu-Ni-Si-P-Cr合金熱壓縮變形真應力—真應變曲線Fig.1 True stress—true strain curves of Cu-Ni-Si-P-Cr alloy at different hot compression temperatures and strain rates: (a) =0.01 s-1; (b) =0.1 s-1; (c) =1 s-1; (d) =5 s-1

圖2 Cu-Ni-Si-P-Cr合金在不同的變形速率下熱壓縮時的光學顯微組織Fig.2 Optical microstructures of Cu-Ni-Si-P-Cr alloy hot compressed at different strain rates (t=650 ℃, axial compression):(a) =0.01 s-1; (b) =0.1 s-1; (c) =1 s-1; (d) =5 s-1

圖3 =5 s-1時 Cu-Ni-Si-P-Cr合金在不同溫度下壓縮后的光學顯微組織Fig.3 Optical microstructures of Cu-Ni-Si-P-Cr alloy compressed at =5 s-1 and different temperatures: (a) t=600 ℃;(b) t=650 ℃; (c) t=700 ℃; (d) t=750 ℃;(e) t=800 ℃

動態(tài)再結晶過程是通過形核和長大來完成的，其機理是大角度晶界(或亞晶界)向高位錯密度的區(qū)域遷移，是一個熱激活過程，因此溫度對其有重要影響。再結晶晶核的形成與長大都需要原子的擴散，只有當變形溫度高到足以激活原子，使其能進行遷移時，再結晶過程才能進行。由于相對較低的變形溫度不利于晶界移動，再結晶孕育期延長，因此在光學顯微鏡下，圖2(a)和圖3(a)中均未觀察到動態(tài)再結晶行為。當溫度升高到700 ℃時，熱激活作用增強，原子擴散、位錯交滑移及晶界遷移能力增強，盡管此時的動態(tài)回復也會增強，減少形變儲存能，但高溫依然促進再結晶形核和晶粒長大。

2.3 Cu-Ni-Si-P-Cr合金高溫變形過程中熱變形激活能以及流變應力方程的確定

熱變形過程中，材料在任何應變或穩(wěn)態(tài)下的高溫流變應力σ強烈地取決于變形溫度T和應變速率。對不同熱加工數(shù)據(jù)的研究表明，σ和的關系可以采用Arrhenius關系表示[9-12]：

SELLARS和TEGART提出可采用一個含應力的雙曲正弦函數(shù)來修正Arrhcnius關系，從而更好地描述熱激活行為[13-16]：

式中：A、n、α均為與溫度無關的常數(shù)；A為結構因子，s-1；n為應力指數(shù)；α為應力水平參數(shù)，MPa-1；Q為熱激活能，它反映材料熱變形的難易程度，也是材料在熱變形過程中重要的力學性能參數(shù)；T為熱力學溫度；R為摩爾氣體常數(shù)；為應變速率。

對式(2)兩邊取對數(shù)，并假定變形激活能與溫度無關，可以得到

圖4 不同溫度時應變速率與峰值應力之間的關系Fig.4 Relationship between strain rate and peak stress at different temperatures: (a) ln — lnσ; (b) ln — σ;(c) ln -ln[sinh(ασ)]

在一定的應變和應變速率下，對式(3)中的1/T求導得：

將不同變形溫度下 Cu-Ni-Si-P-Cr合金變形時峰值流變應力和應變速率值代入式(4)，以ln 和ln[sinh(ασ)]為坐標作圖，如圖4(c)所示。式(3)中n值為ln—ln[sinh(ασ)]圖形中直線斜率的平均值。

在會屬和合金的熱加工變形過程中，應變速率受到熱激活的控制，變形溫度和應變速率對變形的影響由Zener和Hollomon通過引入?yún)?shù)Z來表示：

式中：Z為Zener-Hollomon參數(shù)，其物理意義為溫度補償?shù)膽兯俾室蜃?。將Z參數(shù)代入式(2)可得如下關系：

對式(6)兩邊取自然對數(shù)可以得到：

將不同變形條件下的峰值應力值代入上式，以ln[sinh(ασ)]- 103T-1為坐標作圖，如圖5所示。

圖5 峰值應力與溫度之間的關系Fig.5 Relationship between peak stress and temperature

將得到的Q值帶入式(5)得

圖6 峰值應力與Z參數(shù)的關系Fig.6 Relationship between peak stress and Zener-Hollomon parameter

對式(6)兩邊求導得

以lnZ和ln[sinh(ασ)]作圖，如圖6所示。由圖6可得n=10.57，A=e78.02。

將求得的各材料參數(shù)值代入式(2)，得到Cu-Ni-Si-P-Cr合金熱壓縮時的流變應力方程為

Cu-Ni-Si-P-Cr合金熱壓縮時的流變應力方程的獲得能夠為實際的熱軋制生產(chǎn)工藝提供理論依據(jù)。

3 結論

1) Cu-Ni-Si-P-Cr合金在高溫熱壓縮實驗中，合金的流變應力曲線表現(xiàn)出動態(tài)再結晶特征，動態(tài)再結晶是熱變形過程中的主要軟化機制。流變應力峰值隨溫度的降低和應變速率的增大而升高。

2) Cu-Ni-Si-P-Cr合金在熱壓縮過程中當應變速率較小時，沿晶界有細小的動態(tài)再結晶晶粒，但在較低應變速率的條件下變形時，應變速率對組織的影響不是很明顯。當應變速率增大時，由于形變時間縮短，阻礙了再結晶晶粒的長大，晶粒得到細化。

3) Cu-Ni-Si-P-Cr合金合金熱壓縮變形的流變應力可以用Zener-Hollomon參數(shù)的雙曲函數(shù)形式進行描述，從而得出了該合金熱壓縮變形時的熱變形激活能Q=747.9 kJ/mol和流變應力方程：

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