王曉慶，楊凱，李浩東，陳家兌

(貴州大學 現(xiàn)代制造技術教育部重點實驗室,貴陽,550025)

0 序言

微電阻點焊(micro resistance spot welding，MRSW)是微連接技術中最常用的連接方法.由于微型件尺寸小、阻值低，存在熱慣性效應和焊件析熱量少的問題[1-4]，導致焊件熱影響區(qū)溫度極易受電流瞬時值的影響，焊接電源的響應速度和控制精度將直接影響焊接的工藝性能[5-8].晶體管式電阻點焊電源具有動態(tài)響應速度快、控制精度高、焊接時間精確，輸出電流紋波小且平滑穩(wěn)定等優(yōu)點，特別適合微型件的超精密連接.

晶體管式點焊電源是在電容儲能焊的基礎上發(fā)展而來，電容的儲能能力和充電效率是影響電源負載持續(xù)率的關鍵因素.晶體管電阻點焊電源受電容容量和電容充電方式的制約，負載持續(xù)率較低，僅為1%左右，難以滿足高速自動化生產(chǎn)需求，也制約了其應用領域.為提高電容儲能效率，國內外學者從功率變換電路和電容充電方式等角度進行了相關研究[9-11]，但仍然存在充電效率低下或者控制方式復雜的問題，電源的實用性和穩(wěn)定性不足.

傳統(tǒng)的電阻點焊電源多采用直流輸出，交流輸出電阻點焊電源又存在頻率低、過零切換慢等問題，難以滿足特定應用場合對變極性脈沖輸出要求.比如，動力鋰電池電極-連接片采用單面雙點焊接模式，采用傳統(tǒng)的直流點焊方式會造成焊點熔核不一致[12]，而交流式點焊又滿足不了換相要求.因此，需要具有變極性輸出能力的晶體管式電阻點焊電源具有無法比擬的優(yōu)勢.

為加快電容組充電速度，提升電源工作效率，文中結合雙閉環(huán)反饋控制技術，設計了避免在單面雙點焊接過程中出現(xiàn)極性效應現(xiàn)象的全橋逆變 +雙相斬波兩級調控的具有多模式輸出控制的晶體管點焊電源.通過進行電源輸出特性測試，證明電源可實現(xiàn)多階段變流式快速充電和高速變極性脈沖輸出控制，并開展電源不同控制模式下銅-鎳薄片單面雙點焊接工藝試驗，驗證了電源設計的有效性和焊接工藝性能.

1 電源負載特性分析

單面雙點電阻點焊焊接模型和電阻分布示意圖如圖1 所示，被焊金屬工件壓緊于兩電極之間，利用電流流經(jīng)工件接觸表面及臨近區(qū)域產(chǎn)生的電阻熱，將局部加熱到熔化或塑性狀態(tài)，從而完成工件連接[13].

圖1 單面雙點電阻焊接示意圖及電阻分布Fig.1 Diagram and resistance distribution of single-side double-point resistance welding

負載回路等效電阻值計算公式為

式中：R1為左電極與工件接觸電阻，R2為右電極與工件接觸電阻，R3和R4上下工件接觸電阻，R5為上工件體電阻，R6為下工件體電阻.

焊接過程中焊接區(qū)總析熱量準確表達式為

由式(2)可知，實現(xiàn)對焊接電流和焊接時間的精確控制，是保證焊接能量精密輸出的關鍵.對于微型件電阻點焊工藝，焊接電源應具備更高的動態(tài)響應速度和控制精度，確保焊接電流能夠快速、準確、穩(wěn)定輸出.為了適應更多焊接工藝要求，電源應具有多模式輸出控制，以獲得良好的負載適應性.

2 電源系統(tǒng)設計

2.1 電源設計指標與設計方案

根據(jù)工藝需求，焊接電源為滿足多種材料的焊接加工，而且具備快速充放電的能力，設計的變極性焊接電源技術指標如表1 所示.

表1 電源設計技術指標Table 1 Technical specifications of power supply design

為實現(xiàn)表1 所述的技術指標，論文設計了如圖2 所示的電源系統(tǒng)總體方案.電源主要由主電路和控制系統(tǒng)組成，主電路采用基于MOSFET 脈寬調制技術的全橋逆變和雙相斬波電路拓撲，包括輸入整流濾波、全橋逆變電路，高頻變壓器，次級輸出整流濾波電路、電容模組以及高頻斬波H 橋輸出電路.控制系統(tǒng)以雙MCU 控制器STM32H745 為核心，包含基于觸摸屏的人機交互系統(tǒng)、供電電路、驅動電路、采樣電路、通信電路、故障診斷保護電路、輸入輸出電路等.其中驅動電路起到電氣隔離和功率放大的作用，實現(xiàn)由控制核心輸出PWM 對主電路高頻開關器件的控制.

圖2 電源系統(tǒng)總體結構框圖Fig.2 Overall structure block diagram of the power supply system

2.2 電源主電路拓撲設計

焊接電源主電路拓撲結構如圖3 所示，市電220 V 交流電壓輸入，經(jīng)整流模塊(VD1-VD4)和濾波電感L1、濾波電容C1后轉化為310 V 直流電壓，經(jīng)MOSFET 晶體管VT1-VT4組成的全橋逆變電路將整流濾波后的直流電壓變成交流方波信號，再經(jīng)高頻變壓器降壓后由二極管VD5、VD6整流輸出，通過濾波電感L2后給儲能電容模組C3充電，電容總容量為2.256 F；之后電容存儲的能量經(jīng)高頻斬波H 橋雙相斬波輸出，輸出電流流經(jīng)負載，從而完成工件焊接.

圖3 電源主電路拓撲結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of main circuit topology of power supply

為了提高電源的控制響應速度，主電路前級全橋逆變電路和后級高頻斬波電路分別選用23 A/100 V 和200 A/100 V 可微秒控制的MOSFET晶體管作為開關控制器件，二者開關頻率均為100 kHz.為實現(xiàn)主電路前后兩級協(xié)同控制，全橋逆變電路和高頻斬波電路工作過程開關管驅動信號如圖4 所示.充電階段，前級電路中MOSFET 開關管工作在推挽模式，逆變周期中VT1、VT3橋臂和VT2、VT4橋臂交替工作半周期.前級逆變電路開關管的驅動信號的脈寬決定電容模組的充電效率.放電階段，電容模組釋放能量，后級高頻斬波電路中MOSFET 晶體管VT5、VT8分為兩組，VT5和VT7一組負責正脈沖輸出調控，VT6和VT8一組負責負脈沖輸出調控.正脈沖輸出時，VT7一直處于導通狀態(tài)，VT5工作在100 kHz 脈寬調制模式.同理，負脈沖輸出時，VT6一直處于導通狀態(tài)，VT8工作在100 kHz 脈寬調制模式.

圖4 逆變+雙相斬波電路驅動信號示意圖Fig.4 Schematic diagram of inverter+dual-phase chopper circuit driving signal

2.3 控制系統(tǒng)軟件設計

2.3.1 系統(tǒng)軟件框圖

基于圖2 所述控制系統(tǒng)硬件電路平臺，設計了如圖5 所示電源系統(tǒng)軟件控制框圖.電源控制系統(tǒng)軟件主要包含系統(tǒng)功能控制、系統(tǒng)配置、數(shù)據(jù)顯示和報警顯示四個模塊.功能控制模塊實現(xiàn)對電源輸出控制，利用A/D 高頻采樣反饋電路與電源預設值相對比，結合PID 控制算法通過不斷調整PWM 占空比改變輸出焊接電流、電壓值，以實現(xiàn)對電源輸出精確控制；系統(tǒng)配置則用來對焊接模式、過沖率進行配置，可設定32 組規(guī)范參數(shù)，提供自由協(xié)議和Modbus 協(xié)議兩種通信協(xié)議，具備階段計數(shù)和時間變化的階梯功能設置以及可對機頭實現(xiàn)三維運動參數(shù)配置；數(shù)據(jù)顯示模塊可實時顯示電容電壓值、焊接工藝參數(shù)值并對焊接過程電流、電壓、功率和動態(tài)電阻曲線進行顯示；報警模塊實現(xiàn)對電源電容充電過程、焊接過程輸出超限進行報警提示，對電路功率模塊進行過溫保護.

圖5 電源軟件系統(tǒng)框圖Fig.5 Power supply software system block diagram

2.3.2 電源輸出控制算法

為實現(xiàn)阻性負載下焊接輸出能量的精確、快速補償控制，采用增量式PID 算法對電源MOSFET的PWM 占空比進行實時補償.具體的控制算法流程如圖6 所示，程序首先獲取預設參數(shù)值A/B/C，并對偏差值error，error1，error2、增量值Ipwm以及輸出占空比Ipwm(n)等參數(shù)初始化，MCU 獲取設置的電參數(shù)值D和通過12 分位、100 kHz A/D 采樣處理器得到的當次輸出電參數(shù)值S，并計算得到當前采樣偏差值error(n)，從而計算輸出占空比增幅值Ipwm，以更新輸出占空比，與Mpwm(n)值進行限幅處理，并將處理后的占空比輸出更新至MOSFET 進行高頻斬波輸出.在當次控制周期結束后，更新偏差值error，進入下一控制周期，直至焊接時間結束.

圖6 增量式PID 控制算法流程圖Fig.6 Flow chart of incremental PID control algorithm

2.3.3 電容快速充電控制方法

電容負載不同于阻性負載，穩(wěn)態(tài)工作點是不斷變化的[14]，其兩端電壓不會驟變，且存在明顯的電流尖峰，所以電容充電時要對電壓增幅加以控制，以免電流尖峰過大對電路器件造成不可逆的損壞.為實現(xiàn)對電容模組的快速充電又不會出現(xiàn)過流現(xiàn)象，采用如圖7 所示的多階段變脈寬充電方式.

圖7 多階段變脈寬電容充電控制流程圖Fig.7 Multi-stage variable pulse width capacitor charging control flow chart

電容多階段變脈寬式快速充電可近似為在每個充電階段對電容進行恒壓充電，每階段充電電壓增幅取決于前級逆變電路MOSFET 占空比的增幅.在充電初始階段設置較小定值脈寬進行第一階段充電，之后在保證充電電流最大化的前提下，合理控制脈寬增幅.電容具體充電控制流程圖如圖7 所示.設置脈寬初始占空比e，設置各階段電壓脈寬步増值i和充電電壓脈寬幅值Pm，當檢測到電容放電結束后，充電開始.設置充電階段數(shù)n,設置相應每階段充電時間t，根據(jù)公式計算各階段充電電壓脈寬值，當?shù)玫降男碌拿}寬值P(n)大于脈寬幅值Pm時，采用幅值Pm進行當前階段電容充電；當檢測到電容兩端電容電壓達到預設值U時，充電完成，PWM 輸出關斷，等待下一次焊接觸發(fā).

3 試驗結果與分析

3.1 試驗平臺與方法

基于自制的50 N 伺服加壓平行間隙焊接機頭、論文設計的變極性點焊電源和直徑為3 mm 平端鉻鋯銅電極，搭建試驗平臺.采用泰克 MDO34 混合域示波器、米亞基MM-410 A 電流表和自制的串口數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，采集焊接電流、焊接電壓、充電電壓信號，采樣頻率10 kHz；利用微米測量儀E32MJ2025和島津AGX-10 kN 萬能拉伸試驗機對焊接接頭分別進行表面形貌測試和接頭力學性能測試.

采用標準的1 mΩ 電阻負載對電源輸出特性進行測試，焊接工藝參數(shù)采用表2 中參數(shù)組1 所示參數(shù).采用銅鎳薄片材料進行單極性模式和變極性模式單面雙點焊工藝試驗，其中銅片采用T2 紫銅材料，鎳片采用N6 純鎳材料，銅片和鎳片尺寸均為：45 mm(L) × 8 mm(W) × 0.2 mm(H)，搭接長度為17 mm.通過預實驗得到較優(yōu)的單極性和變極性模式下的工藝參數(shù)分別為表2 中參數(shù)組2 和參數(shù)組3.利用上述銅鎳薄片試樣開展變極性模式下電源控制模式對接頭性能的影響規(guī)律研究，恒流、恒壓、恒功率控制模式下較優(yōu)的工藝參數(shù)分別如表2 中參數(shù)組3、參數(shù)組4、參數(shù)組5 所示.

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters

3.2 電源輸出特性分析

采用3.1 節(jié)所述試驗平臺和方法對電源進行輸出電特性測試，電源輸出焊接電流波形如圖8a 所示.由此可知，電源可實現(xiàn)4 kA/10 ms 變極性脈沖輸出，換相時間為0.1 ms.在此放電條件下，通過優(yōu)化充電控制參數(shù)，進行連續(xù)放電負載持續(xù)率測試，連續(xù)焊接過程電容充電電流和電壓波形如圖8b 所示.由圖8b 可知，在較優(yōu)的充電控制參數(shù)下：充電初始占空比18.6%、每階段充電時長8.5 ms、設置階段數(shù)19，實現(xiàn)了3 次/s 的連續(xù)焊接，負載持續(xù)率大于5%.

圖8 電源電特性曲線Fig.8 Power supply electrical characteristic curve.(a) welding current waveform;(b) capacitance charging and current voltage waveform

3.3 Cu-Ni 薄片單面雙點焊工藝

采用3.1 節(jié)所述試驗平臺和方法對Cu-Ni 薄板進行單極性和變極性模式單面雙點焊工藝對比，兩種模式下獲得的焊接接頭表面形貌和拉伸曲線如圖9 所示.圖9a 是單極性模式下Cu-Ni 薄片焊接接頭外觀形貌，由該圖可知單極性模式下平形電極下的熔核呈現(xiàn)明顯的非對稱性，正電極下方熔核尺寸明顯大于負電極下方熔核尺寸.圖9b 是變極性模式下Cu-Ni 薄片焊接接頭外觀形貌，由該圖可知變極性模式下平形電極下的熔核尺寸大小均勻，焊點直徑在1.1 mm 左右.這是因為在單極性模式下，不同種類金屬焊接過程中會存在極性效應問題，電流流經(jīng)過后產(chǎn)生焦耳熱的同時會發(fā)生吸熱和放熱的現(xiàn)象，材料內部的自由電子受到電場力的作用，加速定向移動，陽極和陰極表面出現(xiàn)不同程度的電荷積累，產(chǎn)生電勢差，進而使得陽極能量積累更多，造成正負電極產(chǎn)生溫度差，導致熔核大小不一致[15-16]，變極性模式能有效避免極性效應現(xiàn)象.

圖9c 為單極性和變極性模式下Cu-Ni 薄片焊接接頭的拉伸曲線，二者拉伸曲線變化趨勢基本一致，均呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，當一個接觸焊點拉斷后出現(xiàn)拉力驟降現(xiàn)象，隨之拉力緩升后開始下降，直至拉斷；但二者的最大拉伸強度相差較大，變極性模式下的接頭最大拉剪力為236 N，單極性模式下的接頭最大拉剪力為219 N，焊點均勻性改善有利于提升接頭拉伸強度.

圖9 銅-鎳接頭拉力曲線及焊點外觀形貌示意圖Fig.9 Copper-nickel joint tension curve and solder joint appearance diagram.(a) surface morphology of unipolar mode welded joint;(b) surface morphology of welding joint with variable polarity mode;(c) tensile shear force of copper-nickel unipolar and bipolar welding

3.4 電源控制模式對Cu-Ni 焊接接頭性能影響

采用3.1 節(jié)所述試驗平臺和方法對Cu-Ni 薄板進行不同電源控制模式下變極性焊接工藝試驗，研究電源控制模式對焊接接頭性能的影響規(guī)律.恒流、恒壓和恒功率控制模式下焊接過程電特性曲線如圖10 所示，圖10a 為恒流模式下焊接電特性曲線，由該圖可知焊接電流在0.5 ms 內快速上升至目標電流值，后保持平穩(wěn)輸出，正負脈沖電流呈現(xiàn)相同變化規(guī)律；電壓、功率和動態(tài)電阻曲線都呈現(xiàn)先增加而逐漸下降的趨勢，負脈沖下降趨勢小于正脈沖.圖10b 為恒壓模式下焊接電特性曲線，由此圖可知電壓在0.5 ms 內快速上升，達到目標電壓值，而后保持平穩(wěn)輸出，正負脈沖變化趨勢相同；電流、功率曲線呈現(xiàn)逐漸增加趨勢，動態(tài)電阻曲線則為先增加后減小趨勢，負脈沖輸出時電流、功率和動態(tài)電阻曲線快速上升后保持相對平穩(wěn)輸出.圖10c 為恒功率模式下焊接電特性曲線，電源輸出功率快速上升，后保持平穩(wěn)輸出，正負脈沖功率呈現(xiàn)相同變化規(guī)律；電流和動態(tài)電阻曲線均呈現(xiàn)先增加而逐漸下降的趨勢，電壓曲線快速上升保持緩升趨勢，負脈沖輸出時三者變化趨勢保持基本一致，上升后保持相對平穩(wěn)輸出.

由圖10 可知，三種控制模式下的動態(tài)電阻均呈現(xiàn)先增加后減少的變化規(guī)律，原因在于：焊接初期隨著焊接能量增加，電阻率會隨溫度升高而快速升高，后因電極與工件接觸點壓值增大了工件與電極的接觸面積，引起接觸電阻下降[13].

圖10 電源不同控制模式電參數(shù)曲線圖Fig.10 Power supply electrical parameter curve of different control modes.(a) constant current mode;(b) constant pressure mode;(c) constant power mode.

恒流、恒壓和恒功率控制模式下Cu-Ni 薄板單面雙點變極性焊接接頭熔核尺寸和拉伸強度分析如表3 所示，恒壓模式下的接頭力學性能以及熔核尺寸優(yōu)于恒功率和恒流控制模式.

表3 三種控制模式焊接效果對比Table 3 Three control modes power consumption compare with the welding effect

4 結論

(1)設計的變極性微電阻點焊電源，可實現(xiàn)變極性4 kA/9.99 ms 額定輸出，電流上升快，過零換相時間短，具備恒壓、恒流、恒功率等多種控制模式.

(2)提出的電容多階段變脈寬式充電策略，可實現(xiàn)電容模組快速充電，在額定輸出條件下可將電源負載持續(xù)率提升至5%.

(3) Cu-Ni 薄片焊接采用變極性輸出模式能有效解決單極性脈沖輸出模式下因極性效應造成的正負電極焊點尺寸不均勻現(xiàn)象；變極性模式下，電源在恒壓控制模式下獲得的焊接接頭力學性能相對于恒流、恒功率控制模式提升約為7%.