JP6440908B1 - 接合構造体およびその製造方法並びに電動機およびその製造方法 - Google Patents
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Abstract
接合構造体は、Ｚｎ系ロウ材（２）により接合されたＣｕ系被接合材（１）を含む接合構造体であって、Ｚｎ系ロウ材とＣｕ系被接合材との間に、第１の合金相（３）、第２の合金相（４）および第３の合金相（５）を含む接合部を備え、第１の合金相（３）はＣｕ５Ｚｎ８の基本組成を有する合金相であり、第３の合金相（５）は一部が第１の合金相と接するＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５の基本組成を有する合金相であり、第２の合金相（４）は第１の合金相と第３の合金相との界面に形成されたＣｕＺｎ３の基本組成を有する合金相であり、接合方向に平行な断面において、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面における前記第２の合金相の占める割合が８０％未満である。これにより、Ｚｎ系ロウ材とＣｕ系被接合材との接合部における空隙の形成が抑制された接合信頼性の高い接合構造体を得ることができる。
Description
本発明は、Ｃｕ系被接合材とＺｎ系ロウ材を用いた接合構造体およびその製造方法並びに電動機およびその製造方法に関する。
一般に、銅（Ｃｕ）やアルミニウム（Ａｌ）は、導電性に優れており、材料コストとしても比較的安価であることから、電動機（モータ）などの巻線として、主にエナメルなどで絶縁被覆された銅巻線あるいはアルミ巻線として用いられている。巻線は、電気を流すため電源に接続されている端子あるいはリード線に導電性の高い接合方法で電気的に接続されている。特に耐熱性があり、被接合材を溶かさず、比較的表面素性の影響の小さい接合方法として、ロウ接が選定される場合が多い。特に、被接合材がＣｕの場合、ＪＩＳ Ｚ ３２６４−１９８５に規格されているリン銅ロウを使用する場合が多い。リン銅ロウとして、ＢＣｕＰ−１〜６があり、固相線（低温で固体状態のものが昇温して液体状態に相変態し始める温度）、液相線（固相線とは逆の現象で、高温で液体状態のものが降温して固体状態に相変態し始める温度）はそれぞれ固相線６４５℃〜７１０℃、液相線７２０℃〜９２５℃程度である。銅の融点が約１０８５℃なので、被接合材の銅を溶かさずにロウ付けが可能である。しかし、リン銅ロウは銅の導電率は高いものの、リンの導電率が低いため、ロウ付け条件にもよるが導電率は１５ＩＡＣＳ％以下となり、非常に低い。また、被接合材として銅に加えてアルミニウム（融点は約６６０℃）を用いた場合にも使用できるように汎用性を考えると、ロウ材としては液相線が５００℃以下の材料が望ましい。
上述のように、融点が低く、導電率もある程度高く、かつコストも安くバランスに優れたロウ材が望まれる。そこで、Ｚｎ系ロウ材が注目されている。Ｚｎ自体は融点が４２０℃だが、Ａｌを５ｗｔ％程度添加すると共晶合金となり、融点が３８０℃程度まで低下し、作業性が非常に優れたロウ材と言える。
Ｃｕ系被接合材をＺｎ系ロウ材で接合した接合構造体および接合方法に関しては、以下の内容が既に開示されている。
特許文献１では、圧縮機向けの電動機（モータ）の巻線に関して、アルミニウム巻線を銅巻線に巻き付け、その巻き付けられた箇所を亜鉛とアルミニウムを主成分とするロウ材によってロウ付けした接合構造が開示されている。
また、特許文献２では、Ｃｕ基板と半導体素子との間にＺｎＡｌ共晶はんだを挟み、荷重をかけながら昇温して、ＺｎＡｌ共晶はんだを融解させてＺｎＡｌはんだ層を形成する工程と、前記ＺｎＡｌはんだ層に荷重をかけながら降温させて接合する接合方法および接合構造が開示されている。
また、特許文献３では、被接合材がＡｌのみであるが、インサート材の材料合金としてＺｎ−Ａｌ合金を用いて４２０℃で拡散接合した接合構造および接合プロセスが開示されている。
次に、特許文献４では、ＺｎとＣｕとの接合界面に形成される金属間化合物について、半導体部材であるＳｉＣにバリア層としてＴｉＮ層を形成し、その下にＺｎ層とＣｕ層が順次形成されており、Ｚｎ層とＣｕ層との界面では、Ｚｎ層とＣｕ層とが反応し、ＣｕＺｎ５層、Ｃｕ５Ｚｎ８層が形成されることが開示されている。
Ｃｕ系被接合材とＺｎ系ロウ材を用いた接合構造体は、上述のように、例えば各種電動機を構成するＣｕ系巻線と電極端子またはリード線等との接合部に用いられている。ところが、この接合部では、２００〜２５０℃程度の高温通電動作において接合界面の接触抵抗が増大し導通不良が発生する場合があり、問題となっていた。しかしながら、そのメカニズムや対策手段は知られていなかった。
特許文献１では、Ｚｎを主成分とするロウ材でＣｕをロウ付けしていることは開示されているが、ＣｕとＺｎの接合界面の構造については詳細に示されていない。特許文献２においても、特許文献１同様にＣｕとＺｎの接合界面の構造については詳細に示されていない。特許文献３ではＺｎを主成分とするＺｎ合金材の組成および融点、代表的な接合温度が開示されているが、被接合材がＡｌのみであり、Ｃｕとの界面反応に関しては開示されていない。特許文献４では、Ｃｕ層とＺｎ層の界面に２種類の異なる金属間化合物が形成されることが開示されているが、これらの金属間化合物と接触抵抗との関係については開示されていない。
本発明は、Ｃｕ系被接合材とＺｎ系ロウ材を用いた接合構造体および接合方法において、接合信頼性に優れた接合構造体および接合方法を提供することを目的とする。
本発明の接合構造体は、
Ｚｎ系ロウ材により接合されたＣｕ系被接合材を含む接合構造体であって、
前記Ｚｎ系ロウ材と前記Ｃｕ系被接合材との間に、第１の合金相、第２の合金相および第３の合金相を含む接合部を備え、
前記第１の合金相は、前記接合部における前記Ｃｕ系被接合材側に形成されたＣｕ５Ｚｎ８の基本組成を有する合金相であり、
前記第３の合金相は、前記接合部における前記Ｚｎ系ロウ材側に形成され、前記Ｃｕ系被接合材側の面の一部が前記第１の合金相と接する、ＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５の基本組成を有する合金相であり、
前記第２の合金相は、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面に形成されたＣｕＺｎ３の基本組成を有する合金相であり、
接合方向に平行な断面において、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面における前記第２の合金相の占める割合が８０％未満であることを特徴とする。
Ｚｎ系ロウ材により接合されたＣｕ系被接合材を含む接合構造体であって、
前記Ｚｎ系ロウ材と前記Ｃｕ系被接合材との間に、第１の合金相、第２の合金相および第３の合金相を含む接合部を備え、
前記第１の合金相は、前記接合部における前記Ｃｕ系被接合材側に形成されたＣｕ５Ｚｎ８の基本組成を有する合金相であり、
前記第３の合金相は、前記接合部における前記Ｚｎ系ロウ材側に形成され、前記Ｃｕ系被接合材側の面の一部が前記第１の合金相と接する、ＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５の基本組成を有する合金相であり、
前記第２の合金相は、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面に形成されたＣｕＺｎ３の基本組成を有する合金相であり、
接合方向に平行な断面において、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面における前記第２の合金相の占める割合が８０％未満であることを特徴とする。
また、本発明の接合方法は、
Ｚｎ系ロウ材を加熱溶融してＣｕ系被接合材を含む被接合材をロウ付けする接合方法であって、
前記ロウ付け時における前記Ｃｕ系被接合材と前記Ｚｎ系ロウ材の接合界面の最高到達温度を５６０℃未満に制御することを特徴とする。
Ｚｎ系ロウ材を加熱溶融してＣｕ系被接合材を含む被接合材をロウ付けする接合方法であって、
前記ロウ付け時における前記Ｃｕ系被接合材と前記Ｚｎ系ロウ材の接合界面の最高到達温度を５６０℃未満に制御することを特徴とする。
Ｃｕ系被接合材とＺｎ系ロウ材との接合界面における空隙の生成を抑制することができ、その結果、接合信頼性の高い接合構造体を得ることが可能となる。
発明者らは、Ｃｕ系被接合材とＺｎ系ロウ材を用いた接合構造体において高温通電動作により接触抵抗が増大する現象の原因について検討した。その結果、後述するように、ロウ付け時にＣｕ系被接合体とＺｎ系ロウ材との接合界面にＣｕＺｎ３合金相が形成され、さらに接合部に熱衝撃が繰り返し加わることによって接触抵抗が増大することがわかった。また、上記ＣｕＺｎ３合金相の形成を抑制することによって、接触抵抗の増大を抑制し接合信頼性を向上することが可能であることを見出した。
以下、本発明について詳細に説明する。
以下、本発明について詳細に説明する。
実施の形態１．
本発明の実施の形態１を図１〜１０、表１を用いて説明する。本実施の形態１における接合プロセスのフローチャートを図１に示す。被接合材として、各種電動機で使用されるＣｕ巻線を模擬するため、表面がエナメル被覆されたφ１ｍｍのＣｕ線１（純度９９．９％）を１対用意した。まずＣｕ線１のエナメル被覆を接合部のみ除去した。次いで、エナメル被覆を除去したＣｕ線１の表面に、フラックス（被接合面の酸化膜を還元する材料）として乳白色スラリー状のＣｓ−Ａｌ−Ｆ化合物（型式：ＣＦ−５、第一稀元素化学工業製）を塗布した。ロウ付け時における接合界面の温度をモニタリングするため、１対のＣｕ線１を捻って仮固定し、この捻ったＣｕ線同士の隙間に市販のＫ熱電対を挿入した。次にＺｎ系ロウ材２を用意した。なお、Ｚｎ系ロウ材とはＺｎを主成分とするロウ材の事を示す。Ｚｎ系ロウ材２としては、Ｚｎ線、または、Ａｌが０．１ｗｔ％（重量％：ｗｔ％）から１５ｗｔ％まで添加されたφ１ｍｍのＺｎ―Ａｌ線（千住金属工業製、または日本スペリア製）を用いた。次に、図２に示すようにバーナー加熱装置９を用いてＣｕ線１およびＺｎ系ロウ材２を加熱して接合し、図３のように接合サンプルを作成した（実施例１〜７、比較例１〜１１）。バーナー加熱装置９には、サンウェル社製の型式：ＳＷ−１２５を使用し、バーナーノズル径：内径０．７２ｍｍ（Ｎｏ.１９ノズル）とした。出力(圧力)は０．０８〜１．０ｋｇ/ｃｍ２で任意に調整した。水と電気で水素酸素ガスを精製し、着火によってバーナーを加熱し、炎の形状を任意に調整した。バーナーでの加熱時間はＺｎ系ロウ材２が溶融して被接合材になじむのに約２〜５ｓｅｃ程度であった。ロウ付け時における接合界面の温度をＫ熱電対でモニタリングし、最高到達温度が所定の温度になる様に調整した。なお、目標とする最高到達温度付近まで温度が上昇したら、バーナーを接合部から遠ざけることで温度を微調整することが可能である。なお、バーナーの位置はある程度ジグで仮固定しておき、微調整は手動でおこなうと、上記のような最高到達温度の調整が出来る。
本発明の実施の形態１を図１〜１０、表１を用いて説明する。本実施の形態１における接合プロセスのフローチャートを図１に示す。被接合材として、各種電動機で使用されるＣｕ巻線を模擬するため、表面がエナメル被覆されたφ１ｍｍのＣｕ線１（純度９９．９％）を１対用意した。まずＣｕ線１のエナメル被覆を接合部のみ除去した。次いで、エナメル被覆を除去したＣｕ線１の表面に、フラックス（被接合面の酸化膜を還元する材料）として乳白色スラリー状のＣｓ−Ａｌ−Ｆ化合物（型式：ＣＦ−５、第一稀元素化学工業製）を塗布した。ロウ付け時における接合界面の温度をモニタリングするため、１対のＣｕ線１を捻って仮固定し、この捻ったＣｕ線同士の隙間に市販のＫ熱電対を挿入した。次にＺｎ系ロウ材２を用意した。なお、Ｚｎ系ロウ材とはＺｎを主成分とするロウ材の事を示す。Ｚｎ系ロウ材２としては、Ｚｎ線、または、Ａｌが０．１ｗｔ％（重量％：ｗｔ％）から１５ｗｔ％まで添加されたφ１ｍｍのＺｎ―Ａｌ線（千住金属工業製、または日本スペリア製）を用いた。次に、図２に示すようにバーナー加熱装置９を用いてＣｕ線１およびＺｎ系ロウ材２を加熱して接合し、図３のように接合サンプルを作成した（実施例１〜７、比較例１〜１１）。バーナー加熱装置９には、サンウェル社製の型式：ＳＷ−１２５を使用し、バーナーノズル径：内径０．７２ｍｍ（Ｎｏ.１９ノズル）とした。出力(圧力)は０．０８〜１．０ｋｇ/ｃｍ２で任意に調整した。水と電気で水素酸素ガスを精製し、着火によってバーナーを加熱し、炎の形状を任意に調整した。バーナーでの加熱時間はＺｎ系ロウ材２が溶融して被接合材になじむのに約２〜５ｓｅｃ程度であった。ロウ付け時における接合界面の温度をＫ熱電対でモニタリングし、最高到達温度が所定の温度になる様に調整した。なお、目標とする最高到達温度付近まで温度が上昇したら、バーナーを接合部から遠ざけることで温度を微調整することが可能である。なお、バーナーの位置はある程度ジグで仮固定しておき、微調整は手動でおこなうと、上記のような最高到達温度の調整が出来る。
接合サンプルを作製後、初期接合性を評価した。初期接合性は、接合部表面の引け巣、シワの発生状況を目視にて観察した。表面にシワや凹凸が多いということは、ロウ材が十分になじまなかったことを示す。引け巣発生状況を定量的に示すのは非常に困難だが、引け巣が生じるとＺｎロウ材２の表面にシワの様な凹凸が形成され、光学式の顕微鏡で観察するとロウ材が溶融した滑らかな面が見られないので確認ができる。本実施の形態では有限会社テクニトロンサプライの実装不良検査システムＲＶ−５５０を用いて目視評価をおこなった。目視評価にて明確なシワや引け巣が確認された場合“×”、ない場合“○”とした。
初期接合性の評価結果を表１に示す。Ａｌが０．１〜１４ｗｔ％添加されたＺｎ系ロウ材では初期接合性が“○”であった。ＺｎとＡｌは共晶点（３８０℃）を有する組み合わせであり、Ｚｎに少量のＡｌが添加されることによって初期接合性が改善されたと考えられる。一方、Ａｌが添加されていないＺｎ系ロウ材、および、Ａｌが１５ｗｔ％添加されたＺｎロウ材では、接合部の表面にシワや引け巣が見られ初期接合性が“×”であった。Ａｌが添加されていないと、低融点の共晶組成がないため接合性が悪化してロウ付け表面にシワが発生し、一方Ａｌが１５ｗｔ％以上添加されるとロウ材の固相線と液相線の差（固液共存域）が広がり、引け巣が発生しやすくなったためと考えられる。したがって、初期接合性を改善するためには、Ｚｎ系ロウ材へのＡｌ添加量は０ｗｔ％より大きく１５ｗｔ％未満が好ましい。
次に、各接合サンプルについて接合信頼性評価試験を行った。例えば電動機の巻線接合部は、電動機が急停止した際に瞬間的に２５０℃程度まで温度上昇する（Ｈ種の絶縁被膜を備えた巻線の場合）。本試験は、この瞬間的な温度上昇が繰り返し発生した状態を模擬したものである。本試験では、高温２５０℃／低温５０℃の冷熱衝撃試験を合計２０００サイクル繰り返しおこなった。具体的には、接合サンプルの両端に所定の電圧を印加して、接合部に電流７を流して接合部の温度が２５０℃になったら通電をＯＦＦにして、５０℃になるまで待つことを繰り返した。接合部の温度はサーモビューアで表面の温度を測定して、全サンプル同じ温度条件になる様に、通電条件を調整した。２０００サイクル後、接触抵抗を測定し、初期接合時の接触抵抗からの変化量を求めた。接触抵抗の変化量が１０ｍΩ以上だった場合“×”、１０ｍΩ未満だった場合“○”とした。これは、接触抵抗の変化量が１０ｍΩ以上になると、抵抗増大によるジュール熱が過剰に発生し、この発熱によって接合部が劣化し、更に抵抗が増大するという負のスパイラルが生じて接合部が著しく劣化するためである。
接合信頼性の評価結果を表１に示す。初期接合性が“○”であった接合サンプルのうち、ロウ付け時の最高到達温度が５６０℃未満のサンプル（実施例１〜７）は接合信頼性評価が“○”となった。しかし、ロウ付け時の最高到達温度が５６０℃以上のサンプル（比較例１〜３、６〜９）では接合信頼性評価が“×”となった。なお、初期接合性が“×”であった接合サンプル（比較例４、５、１０、１１）はいずれも接合信頼性評価が“×”となったが、これはシワや引け巣を起点としてクラックが発生するためと考えられる。
従来の電動機の量産工程ではバーナー加熱時の温度測定はおこなわれておらず、ほぼ作業者の感覚でロウ付けしている場合がほとんどである。しかし、このようにロウ付け時の最高到達温度をモニタリングして接合信頼性評価をおこなうことにより、最高到達温度が５６０℃に達したか否かを境界に接合信頼性に大きな差が生じることがわかった。
詳細を明らかにするため、接合信頼性評価試験後の各サンプルについて、接合部の分析を行った。図４〜７に、接合部を接合方向に平行な面で切断した断面の概略図を示す。なお、ここでいう接合方向とは、Ｃｕ系被接合材１からＺｎ系ロウ材２に向かう方向である。
その結果、最高到達温度５６０℃以上で接合したサンプルでは、図４、図６に示すように、Ｃｕ線１側から第１の合金相３、第２の合金相４、第３の合金相５が形成されており、さらに第２の合金相４の近傍に空隙６が形成されていることがわかった。組成分析の結果、各合金相の基本組成は、第１の合金相３がＣｕリッチＣｕ−Ｚｎ合金相：Ｃｕ５Ｚｎ８、第２の合金相４がＣｕＺｎ３、第３の合金相５がＺｎリッチＣｕ−Ｚｎ合金相：ＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５であることがわかった。なお、各合金相は、上記基本組成においてＺｎの一部がＡｌに置換されたもの（Ｃｕｘ（Ｚｎ、Ａｌ）ｙ）であってもよい。第２の合金相４および空隙６は、第１の合金相３と第３の合金相５との界面のほぼ全体にわたって形成されていた。空隙６は、第２の合金相４の近傍に形成されていることから、第２の合金相４の形成に伴って形成されたものであると推定される。
一方、最高到達温度５６０℃未満で接合したサンプルでは、図５、図７に示すように、Ｃｕ線１側から順に、第１の合金相３と第３の合金相５が形成されていた。第１の合金相３と第３の合金相５と間には、部分的に第２の合金相４および空隙６が形成されているものの、第２の合金相４および空隙６は不連続な相となっており、第２の合金相４および空隙６のない領域では第１の合金相３と第３の合金相５が十分に接しており電流７が流れることがわかった。
最高到達温度５６０℃以上で接合したサンプルの断面観察写真を図８、最高到達温度５６０℃未満で接合したサンプルの断面写真を図９に示す。図８より、５６０℃以上の温度で接合したサンプルでは、第１の合金相３および第３の合金相５に加え、第１の合金相３と第３の合金相５の界面のほぼ全体にわたって第２の合金相４（ＣｕＺｎ３）および空隙６が形成されていることがわかる。一方、図９より、５６０℃未満の温度で接合したサンプルでは、第１の合金相３と第３の合金相５との界面に第２の合金相４および空隙６が形成されていないことがわかる。
第２の合金相４の近傍に空隙６が形成される理由については以下のように推察される。第２の合金相４を構成するＣｕＺｎ３の密度は、第１の合金相３（Ｃｕ５Ｚｎ８）および第３の合金相５（ＣｕＺｎ４、ＣｕＺｎ５）と比較して大きいため、第１の合金相３と第３の合金相５が相変態を起こして第２の合金相４が形成されるのに伴って体積収縮が生じ、空隙６が生じたと推察される。接合時の最高到達温度が５６０℃以上の場合には、この第２の合金相４が第１の合金相と第３の合金相との界面のほぼ全体にわたって形成されるため、空隙６も界面のほぼ全体にわたって形成され導通不良の原因となっている。一方、最高到達温度が５６０℃未満の場合には、第２の合金相の生成が抑制され不連続な相となっているため空隙６も不連続となり、導通不良が起こらない。
また、空隙６が接合プロセス中に形成されているにも関わらず、接合直後は接触抵抗が低く、繰り返し熱衝撃が加わった後に接触抵抗が増大する理由については、以下のように推察される。上記空隙６は接合プロセス中に発生していたものの、接合プロセス中は溶融状態であるＺｎロウ材が空隙６に入り込むため、接合後は空隙６がＺｎ系ロウ材で充填された状態となっており、そのため空隙６を観察することができず接触抵抗も低いと推察される。そして、２５０℃程度（Ｚｎ系ロウ材および各合金相の融点より低い温度）の熱衝撃が繰り返し加わるうちに、前記空隙６に充填されたＺｎ系ロウ材とその周囲の合金相との間で固相拡散が起こり、このときの拡散係数の不釣合いによって原子の移動に偏りが生じることで、空隙６に充填されていたＺｎ系ロウ材が拡散して上記空隙６が再び出現し、これにより接触抵抗が増大すると推察される。
本現象は、初期接合性のみの評価ではわからず、また接合信頼性評価においても単なる高温保持試験でなく上述のような電動機の急停止状態での瞬時の過剰温度を再現した試験方法でなければ解明されなかったものである。ロウ付け時に第２の合金相４および空隙６が生じ、さらにそこに過酷な熱衝撃が繰り返し加わることで初めて生じる現象であり、このメカニズムを明らかにして対策を見出した点で本発明は大きな技術的意義を有する。
以上のことから、ロウ付け時の最高到達温度が５６０℃以上になると、第１の合金相３と第３の合金相５との界面のほぼ全体にわたって第２の合金相４（ＣｕＺｎ３）および空隙６が形成され、これが接触抵抗増大の原因となっていたことがわかった。また、ロウ付け時の最高到達温度を５６０℃未満に制御して第２の合金相４の形成を抑制することにより、空隙６の形成を抑制して、高温通電動作においても接触抵抗の変化が小さく接合信頼性の高い接合構造体を得ることが可能であることがわかった。
特に、電動機において、Ｃｕ巻線と他の被接合材（他の巻線、リード線、端子等）とをＺｎ系ロウ材を用いて接合する際には、従来は接合界面の温度制御を行わずにバーナー等により加熱する場合がほとんどであったが、上記のようにロウ付け時の接合界面の最高到達温度を５６０℃未満に制御することにより、高温通電動作においても接合部の接触抵抗の変化が小さく接合信頼性の高い電動機を得ることが可能となる。
また、接合界面における第２の合金相４の量が接合信頼性にどの程度影響しているのか検討を行った。接合信頼性試験後の各接合サンプルについて、接合方向に平行な断面を観察し、第１の合金相３と第３の合金相５とが接している界面の長さと、第１の合金相３と第３の合金相５との界面に形成された第２の合金相４の長さとを合計した長さに対して、第１の合金相３と第３の合金相５との界面に形成された第２の合金相４の長さの占める割合（断面図において第２の合金相４が第１の合金相３と第３の合金相５との界面に形成されている長さ／第１の合金相３と第３の合金相５とが接している界面の長さと、第２の合金相４が第１の合金相３と第３の合金相５との界面に形成されている長さとの合計（全周））をＳＥＭ（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）の元素分析により解析した。解析結果を表１に示す。接合界面の最高到達温度が５６０℃未満で形成されたサンプルは、第２の合金相４の割合が８０％未満であった。一方、５６０℃以上で形成されたサンプルは、第２の合金相４の割合が８０％以上となった。このことから、接合方向に平行な断面において、第１の合金相３と第３の合金相５との界面における第２の合金相４の占める割合が８０％未満であれば、十分な接合信頼性が得られることがわかった。なお、比較例４，１０は、接合界面の最高到達温度が５６０℃未満であり、第２の合金相４の割合が８０％未満であるにも関わらず接合信頼性が低いという結果になったが、これは、初期接合時のシワまたは引け巣を起点としたクラック発生という、第２の合金相とはまた別の原因によるものと考えられる。
また、表１のうちＺｎ−５Ａｌロウ材を使用した実施例１〜３および比較例１〜３について、横軸にロウ付け時の最高到達温度、縦軸に第２の合金相の割合を用いて表したグラフを、図１０に示す。ロウ付け時の最高到達温度が５６０℃未満では、第２の合金相の割合が８０％未満であるが、５６０℃以上では第２の合金相の割合が８０％以上となっていることがわかる。
以上説明したように、本実施の形態１の接合構造体は、Ｚｎ系ロウ材２とＣｕ系被接合材１との間に、第１の合金相３、第２の合金相４および第３の合金相５を含む接合部を備え、第１の合金相３は、前記接合部における前記Ｃｕ系被接合材側に形成されたＣｕ５Ｚｎ８の基本組成を有する合金相であり、第３の合金相５は、前記接合部における前記Ｚｎ系ロウ材側に形成され、Ｃｕ被接合材側の面の一部が前記第１の合金相と接するＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５の基本組成を有する合金相であり、第２の合金相４は、前記第１の合金相３と前記第３の合金相５との界面に形成されたＣｕＺｎ３の基本組成を有する合金相であり、接合方向に平行な断面において、前記第１の合金相３と前記第３の合金相５との界面における前記第２の合金相４の占める割合が８０％未満である。
また、本実施の形態１の接合構造体の製造方法は、Ｚｎ系ロウ材２を加熱溶融してＣｕ系被接合材１を含む被接合材をロウ付けする際において、前記Ｃｕ系被接合材１と前記Ｚｎ系ロウ材２の接合界面の最高到達温度を５６０℃未満に制御するものである。
本実施の形態１の接合構造体および接合構造体の製造法方法によれば、Ｃｕ系被接合材１とＺｎ系ロウ材２の接合界面における空隙の生成を抑制することができ、その結果、接合信頼性の高い接合構造体を得ることが可能となる。
また、本実施の形態１の接合構造体および接合構造体の製造法方法において、０ｗｔ％より大きく１５ｗｔ％未満のＡｌを含むＺｎ系ロウ材２を用いることにより、初期接合性を優れた接合構造体を得ることが可能となる。
実施の形態２．
実施の形態１では被接合材として１対のＣｕ線１を用いたが、本実施の形態２では、被接合材としてＣｕ線１およびＡｌ線８を用いた。Ａｌ線８としては線径がφ１ｍｍのものを用いた。図１１、図１２に示すように、被接合材を変更した以外は実施の形態１と同様の接合プロセスで接合サンプルを作製し、初期接合性および接合信頼性の評価を行った。なお、ロウ付け時の温度については、実施の形態１とは若干異なるが、実施の形態１とほぼ同じ温度になるようにサンプルを選定した。なお、実施例１１は、参考例とする。
実施の形態１では被接合材として１対のＣｕ線１を用いたが、本実施の形態２では、被接合材としてＣｕ線１およびＡｌ線８を用いた。Ａｌ線８としては線径がφ１ｍｍのものを用いた。図１１、図１２に示すように、被接合材を変更した以外は実施の形態１と同様の接合プロセスで接合サンプルを作製し、初期接合性および接合信頼性の評価を行った。なお、ロウ付け時の温度については、実施の形態１とは若干異なるが、実施の形態１とほぼ同じ温度になるようにサンプルを選定した。なお、実施例１１は、参考例とする。
初期接合性の評価結果を表２に示す。実施の形態１と同様、Ａｌが０．１〜１４ｗｔ％添加されたＺｎ系ロウ材では“○”となり、Ａｌが１５ｗｔ％添加されたＺｎ系ロウ材では“×”となった。一方、Ａｌを含まないＺｎ系ロウ材を用いた実施例１１、比較例１５では、実施の形態１における比較例４、比較例５とは異なり良好な初期接合性が得られた。これは、ロウ付け時にＡｌ線８からロウ材内部にＡｌが拡散したことにより、僅かながら融点の低いＺｎ−Ａｌの共晶相（３８０℃）が形成され、初期接合性の改善に寄与したものと考えられる。なお、上記「Ａｌを含まない」とは、Ａｌ濃度が０．００１ｗｔ％以下であることを意味する。本実施の形態においては、ＪＩＳ Ｚ ３２８２に則りＩＣＰ発光分光法にてロウ材の分析をおこない、Ａｌが０．００１ｗｔ％以下であれば不純物レベルであるとし、「Ａｌを含まない」としている。
したがって、Ａｌを含まないＺｎ系ロウ材を用いた場合であっても、被接合材の一部にＡｌを用いることによりＡｌがロウ材中へ拡散され、Ｃｕ系被接合材とＺｎ系ロウ材との初期接合性を改善することが可能であることがわかった。なお、Ａｌの供給方法は、Ａｌ線に限らず、例えばＡｌ板でも良いし、あるいはＡｌめっきをしたＣｕ線でも同様の効果が得られる。
接合信頼性の評価結果を表２に示す。実施の形態１と同様に、初期接合性が“○”であった接合サンプルのうち、最高到達温度５６０℃未満で接合したサンプルは接合信頼性評価で“○”、最高到達温度５６０℃以上で接合したサンプルは接合信頼性評価で“×”となった。また、５６０℃以上で接合したサンプルについてＣｕ線１とＺｎ系ロウ材２との接合部の断面を観察すると、実施の形態１と同様に、第１の合金相３と第３の合金相５との間に、第２の合金相４と空隙６が形成されていた。また、最高到達温度５６０℃未満で形成されたサンプルは、第２の合金相４の割合が８０％未満であり、５６０℃以上で形成されたサンプルは、第２の合金相４の割合が８０％以上となっていた。
また、表２のうちＺｎ−５Ａｌロウ材を使用した実施例８〜１０および比較例１２〜１３について、横軸にロウ付け時の最高到達温度、縦軸に第２の合金相の割合を用いて表したグラフを、図１３に示す。実施の形態１と同様に、ロウ付け時の最高到達温度が５６０℃未満では第２の合金相の割合が８０％以下であるが、５６０℃以上では第２の合金相の割合が８０％以上となっていることがわかる。
これらのことから、被接合材としてＣｕ線１およびＡｌ線８を用いた場合も、最も接合信頼性低下要因となる接合箇所はＣｕ線１とＺｎ系ロウ材２との界面であり、実施の形態１と同様に当該界面における最高到達温度を５６０℃未満に制御し、第２の合金相４の形成を抑制することによって、接合信頼性の高い接合構造体を得ることが可能であることがわかった。
また、接合後のＺｎ系ロウ材２内に分散しているＣｕ−Ａｌ合金相１０の量は、実施の形態１と比較して増加していなかった。このことから、Ａｌ線８からＺｎ系ロウ材２内へ拡散するＡｌの量はわずかであると考えられる。接合信頼性試験および断面観察において実施の形態１とほぼ同様の結果となったことからみても、この拡散Ａｌは、Ｃｕ−Ｚｎ接合界面における合金形成および接合信頼性に対してほとんど影響がないと考えられる。
以上説明したように、本実施の形態２の接合構造体は、Ｚｎ系ロウ材２と、Ｃｕ系被接合材１及びＡｌ系被接合材８とを含む接合構造体であって、Ｚｎ系ロウ材２とＣｕ系被接合材１との間に、第１の合金相３、第２の合金相４および第３の合金相５を含む接合部を備え、第１の合金相３は、前記接合部における前記Ｃｕ系被接合材側に形成されたＣｕ５Ｚｎ８の基本組成を有する合金相であり、第３の合金相５は、前記接合部における前記Ｚｎ系ロウ材側に形成され、Ｃｕ被接合材側の面の一部が前記第１の合金相と接するＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５の基本組成を有する合金相であり、第２の合金相４は、前記第１の合金相３と前記第３の合金相５との界面に形成されたＣｕＺｎ３の基本組成を有する合金相であり、接合方向に平行な断面において、前記第１の合金相３と前記第３の合金相５との界面における前記第２の合金相４の占める割合が８０％未満である。
また、本実施の形態２の接合構造体の製造方法は、Ｚｎ系ロウ材２を加熱溶融してＣｕ系被接合材１及びＡｌ系被接合材８を含む被接合材をロウ付けする際において、前記Ｃｕ系被接合材１と前記Ｚｎ系ロウ材２の接合界面の最高到達温度を５６０℃未満に制御するものである。
本実施の形態２の接合構造体および接合構造体の製造法方法によれば、実施の形態１と同様、Ｃｕ系被接合材１とＺｎ系ロウ材２の接合界面における空隙の生成を抑制することができ、その結果、接合信頼性の高い接合構造体を得ることが可能となる。また、Ａｌ系被接合材８からＺｎ系ロウ材２中へＡｌが供給されるため、Ａｌを含まないＺｎ系ロウ材２を用いた場合でも、初期接合性に優れた接合構造体を得ることが可能となる。
なお、本実施の形態１、２では、被接合材として電動機の巻線を想定したＣｕ線１を用いたが、本発明は、実際の電動機の巻線にも適用できる等、これに限定されるものではない。例えば、ＣｕおよびＺｎの複合材料を使用する半導体装置や熱交換部品など、様々なＣｕ−Ｚｎ接合構造体に適用可能である。なお、電動機には分布巻きおよび集中巻き、あるいは他の巻線方式があるが、特に限定されるものではない。またＣｕ巻線の接合だけでなく、細い線が複数本束ねられたＣｕリード線の接合であってもよい。またＣｕ巻線の断面形状は円状に限らず、矩形状、平板状であってもよい。Ｃｕ巻線の線径もφ１ｍｍに限らない。
また、被接合材はＣｕ線に限らず、Ｃｕを主成分とするＣｕ系被接合材全般を用いることができる。Ｃｕ系被接合材は、Ｓｎ、Ｆｅ、Ｚｎ、Ｃｒ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｓｉ、Ｃ、Ａｌ、Ｓ、Ｐ、Ｗ、Ｍｇ、Ｂｅ、Ｔｉ、Ａｇ、Ａｕのいずれか一以上を含んでいてもよい。
また、Ｚｎ系ロウ材は、Ａｌ以外に、Ｇａ、Ｉｎ、Ｓｎ、Ｍｇ、Ｇｅ、Ｍｎ、Ｓｂ、Ｃｒ、Ｂｉ、Ｐ、Ｖ、Ｓｉのいずれか一以上を含んでいても良い。上記の添加元素は、Ｚｎと共晶点を有する、あるいはＺｎよりも低融点の元素であるため、融点が低下して初期接合性の改善が見込める。
加熱方法はバーナー加熱以外に、超音波を有する溶接、溶融ロウ付け層に浸漬する方法、フロー付け、リフロー付け、還元あるいは真空雰囲気炉での接合法、高周波誘導加熱による局部加熱法であってもよい。バーナー加熱でのガスは酸水素ガスに限定されるものではなく、可燃性ガス、支燃性ガスを任意に選択し、流量を調整して良く、ガス源はメタン、プロパン、メタン、ブタン、エチレン、アセチレン、プロピレン、酸素、二酸化炭素を含んでも良い。また、加熱部の温度モニタリングは、熱電対に限定されるものではなく、サーモビューアや、沸点を任意に調整した材料、示差熱測定器等を利用しても良い。
また、本発明の接合構造体を適用した電動機の概略図を図１４に示す。図１４に示すように、電動機は大きく分けると固定子１３および回転子１７から構成されている。固定子１３は、固定子鉄心１２と当該固定子鉄心１２に巻かれた巻線１１とを備え、巻線１１はリード線１５に接合されている。巻線１１およびリード線の少なくとも一方はＣｕまたはＣｕ系合金からなり、接合材としてＺｎ系ロウ材が用いられる。本発明の接合構造体は、巻線１１とリード線１５との接合部あるいは巻線１１同士の接合部に用いられる。当該接合部に本発明の接合構造体を適用することにより、接合部における接触抵抗増大および導通不良の発生を抑制した、信頼性の高い電動機を得ることが可能となる。
１ Ｃｕ線
２ Ｚｎ系ロウ材
３ 第１の合金相
４ 第２の合金相
５ 第３の合金相
６ 空隙
７ 電流
８ Ａｌ線
９ 加熱装置
１０ Ｃｕ−Ａｌ合金相
１１ 巻線
１２ 固定子鉄心
１３ 固定子
１４ 絶縁紙
１５ リード線
１６ コネクタ端子
１７ 回転子
１８ 軸
２ Ｚｎ系ロウ材
３ 第１の合金相
４ 第２の合金相
５ 第３の合金相
６ 空隙
７ 電流
８ Ａｌ線
９ 加熱装置
１０ Ｃｕ−Ａｌ合金相
１１ 巻線
１２ 固定子鉄心
１３ 固定子
１４ 絶縁紙
１５ リード線
１６ コネクタ端子
１７ 回転子
１８ 軸
Claims (4)
- Ｚｎ系ロウ材とＣｕ系被接合材及びＡｌ系被接合材を含む被接合材とが接合された接合構造体であって、
前記Ｚｎ系ロウ材と前記Ｃｕ系被接合材との間に、第１の合金相、第２の合金相及び第３の合金相を含む接合部を備え、
前記Ｚｎ系ロウ材は、０．１ｗｔ％以上１５ｗｔ％未満のＡｌを含み、残部がＺｎ及び不可避的不純物であり、
前記第１の合金相は、前記接合部における前記Ｃｕ系被接合材側に形成されたＣｕ５Ｚｎ８の基本組成を有する合金相であり、
前記第３の合金相は、前記接合部における前記Ｚｎ系ロウ材側に形成され、前記Ｃｕ系被接合材側の面の一部が前記第１の合金相と接する、ＣｕＺｎ４あるいはＣｕＺｎ５の基本組成を有する合金相であり、
前記第２の合金相は、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面に形成されたＣｕＺｎ３の基本組成を有する合金相であり、
接合方向に平行な断面において、前記第１の合金相と前記第３の合金相とが接している界面の長さと、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面に形成された前記第２の合金相の長さとを合計した長さを１００％としたときに、前記第１の合金相と前記第３の合金相との界面に形成された前記第２の合金相の長さの占める割合が８０％未満である
接合構造体。 - 前記Ｃｕ系被接合材としての巻線と、
前記Ｚｎ系ロウ材により前記巻線と接合された前記Ａｌ系被接合材と、を備え、
前記巻線と前記Ａｌ系被接合材との接合部に請求項１に記載の接合構造体を有する、
電動機。 - 請求項１に記載の接合構造体の製造方法であって、
前記Ｚｎ系ロウ材を加熱溶融して前記Ｃｕ系被接合材及び前記Ａｌ系被接合材を含む被接合材をロウ付けする時に、前記Ｃｕ系被接合材と前記Ｚｎ系ロウ材との接合界面の最高到達温度を５６０℃未満に制御する、
接合構造体の製造方法。 - 電動機の巻線であるＣｕ系被接合材とＡｌ系被接合材とを、請求項３に記載の接合構造体の製造方法を用いて接合する工程を含む、
電動機の製造方法。
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