李歡,張長鑫,周亢,曹彪,黃朝望
(1.長江大學,荊州,434023;2.北京理工大學,北京,100081;3.華南理工大學,廣州,510640)
為緩解目前面臨的能源與環(huán)境危機,在碳中和背景下,以單純鋰電池組作為動力的純電動汽車有望取代傳統(tǒng)燃油汽車[1].鋰電池組由大量單體鋰電池串聯(lián)而成,且鋰電池極耳材料多采用銅、鋁,因此鋰電池組的制造需要焊接大量銅/鋁接頭[2-3].高質量的銅/鋁異質接頭對于電動汽車鋰電池的制造較重要.目前鋰電池極耳連接中常用的焊接方法有激光焊、電阻點焊等.然而,由于銅、鋁具有高導熱性、導電性使得電阻點焊的銅/鋁接頭性能較差[4].盡管目前采用激光焊得到了較高質量的銅/鋁異種接頭[5],但其焊接界面處會生成較厚的中間相(intermetallic compound,IMC),而IMC 的電阻率明顯高于母材,這將很大程度增加了鋰電池的極耳電阻[6-7],導致電池使用中能量損耗較大,影響了鋰電池組的推廣.超聲波焊接是一種固相連接技術,不需要添加任何焊接材料[8-9],沒有弧光和煙塵產生,具有綠色環(huán)保的特點[10-11].因此,超聲波焊接是鋰電池組的關鍵制造技術[12].
超聲波焊接工藝參數(shù)有焊接振幅、焊接時間和壓力.Kong 等人[13]開展了6061 鋁合金超聲波焊接試驗,研究發(fā)現(xiàn)高的焊接振幅促進了連接面的形成.Shin 等人[14]獲得了A5052 鋁合金超聲焊接接頭,研究發(fā)現(xiàn),較高的焊接振幅在較短的焊接時間內得到了較高的焊接質量,但未解釋高強度的原因.目前相關的研究主要在焊接振幅對工件界面微觀組織和力學性能的試驗方面,對于高振幅下獲得良好焊接質量的機制認識不足,開展焊接振幅對銅/鋁超聲波焊接的研究也很少;并且,關于焊接振幅對工件的振動分配、塑性變形的影響研究報道極少.因此,研究焊接振幅對銅/鋁大功率(>2.5 kW)超聲波焊接的工件振幅分配、界面溫度、中間相生成及接頭性能的影響,以進一步明晰焊接振幅在超聲波焊接中的作用機制.該研究結果為下一步得到更高質量的銅/鋁接頭提供了指導.
采用TELSONIC 公司的M5000 型大功率超聲波焊機,額定功率為4 kW,頻率為19.99 kHz.焊頭端面為7 mm × 5 mm 的矩形.焊頭和底座的齒為梯形狀.工件選用T2 純銅和6061-T6 鋁合金,其尺寸為100 mm × 25 mm × 0.8 mm,工件的搭接區(qū)域為25 mm × 25 mm.為防止焊頭粘鋁導致其失效,將銅作為上工件.在實際焊接中,設置焊接壓力恒定為1 575 N,焊接時間0.5 s.焊接振幅(即焊頭振幅)的變化通過調整振幅比例來實現(xiàn),其范圍為70%~ 100%,而振幅比例通過調整超聲電功率實現(xiàn).
采用基恩士LG-K5001 型激光位移傳感器測量了焊頭和工件的振幅以及焊頭的下壓位移,如圖1 所示.首先,進行振幅測量,設置采樣頻率為2 MHz;然后,進行焊頭下壓位移的測量,設置采樣頻率為10 kHz.采用直徑為0.1 mm 的K 型熱電偶測量界面溫度,在鋁板上表面制作半徑為0.5 mm的半圓形凹槽,并將熱電偶嵌入槽內,測溫位置為距離焊接中心區(qū)域1.5 mm 處,如圖2 所示.
圖1 位移測量示意圖Fig.1 Schematic diagram of displacement measurement
圖2 熱電偶測溫示意圖(mm)Fig.2 Schematic diagram of temperature measurement
采用配備有能譜儀(energy dispersive spectroscopy,EDS)的Phenom Pro X 型場發(fā)射掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope,SEM)來觀測界面的微觀組織.采用Malvern PANalytical型X 射線衍射儀(X-ray diffraction,XRD)分析進一步明確焊接界面中間相的組成.XRD 光譜測量范圍為20°~ 90°,步長為0.02°,每步掃描時間為0.1 s.采用島津AGS-X 型電子萬能試驗機測試拉剪力,設定拉伸速度為1 mm/min.對于不同振幅參數(shù)分別做3 次試驗,取其平均值.
利用ANSYS 有限元軟件建立了一個三維的有限元模型,如圖3 所示.考慮到結構具有對稱性,取實際模型的一半進行分析.由于鋼的熱導率相對較低,只考慮部分工具頭.為提高計算精度和效率,工件網格選用六面體網格,焊接區(qū)域網格較密,遠離焊接區(qū)域網格較稀疏,網格總數(shù)為41 648 個.
圖3 三維有限元模型(mm)Fig.3 Three-dimensional finite element model
設置鋁合金的密度為2 700 kg/m3,泊松比為0.33;純銅的密度為8 900 kg/m3,泊松比為0.35.焊頭、底座和工件材料的物理屬性如圖4 所示[15];未給定溫度的物理參數(shù)在ANSYS 軟件中通過線性插值得到.
圖4 材料物理屬性[15]Fig.4 Material properties.(a) thermophysical properties;(b) mechanical properties
熱分析時,設定環(huán)境溫度為25 ℃,對流換熱系數(shù)為15 J/(m2·℃).焊接熱源包括摩擦熱、塑性變形熱[15].其中,摩擦熱與塑性變形熱均與各接觸面的相對運動速度有關,工具頭及工件取測量得到的焊頭、工件的近似恒定振幅來計算摩擦熱與塑性變形熱.將摩擦熱和塑性變形熱分別加載于摩擦區(qū)域和塑性變形區(qū)域;設置接觸面的初始接觸熱阻為2 000 W/(m2·℃),在焊接結束時達到最大接觸熱阻TCCmax,即
式中:Kmax為材料最大熱導率;Lag為所構建的三維模型的對角線長度.結構分析中壓力施加在焊頭頂端面,底座約束y方向位移,對稱面施加對稱位移約束.
超聲波焊接過程中材料的軟化包括溫度軟化和超聲軟化.超聲波焊接使用的振幅較大(一般數(shù)十微米),材料屈服強度會明顯降低[16].為了模擬與實際接近的材料塑性變形,在模型中考慮了工件超聲變軟的影響.銅和鋁的超聲變軟率為[15]
式中:αCu和αAl分別為銅和鋁的超聲變軟率;f為振動頻率;ξCu和ξAl分別為銅和鋁的振幅.
超聲波焊接熱源為摩擦熱與塑性變形熱[15,17],即
式中:qf和qp分別為摩擦熱和塑性變形熱;μ為摩擦系數(shù);Δξ為相對振幅;Af為摩擦面積;FN為焊接壓力;σs為材料的屈服強度.
圖5 為測量得到的不同振幅比例對應的焊頭振幅.從圖5 可以看出,焊接初始時,在不同振幅條件下,焊頭的振幅呈現(xiàn)逐漸增大,之后幅值有略微減小,整個焊接過程呈現(xiàn)不規(guī)則的變化,最后在焊接結束時焊頭由于慣性會持續(xù)約0.1 s 后振動逐漸停止.在振幅比例70%時,焊頭振幅變化不大,這是因為振幅比例較小,對焊接結構影響較小.隨著振幅比例從70%增至100%時,對應焊頭振幅也隨之增加,即從16 μm 增至25 μm,焊頭振幅與振幅比例呈現(xiàn)近似線性增長關系.隨著振幅比例的增加,超聲電功率也隨之呈近似的線性增加,在聲-電效應后,變幅桿放大后的振幅也對應增加.
圖5 不同振幅比例下焊頭振幅Fig.5 Vibration amplitudes of the sonotrode changed with different ultrasonic levels.(a) ultrasonic level 70%;(b) ultrasonic level 80%;(c) ultrasonic level 90%;(d) ultrasonic level 100%
圖6 為焊接振幅16,18.5,22 μm 和25 μm(對應的振幅比例分別為70%,80%,90%,100%)時的上工件的振幅.從圖6 可以看出,上工件的振幅在焊接初期也經歷了先逐漸變大后小幅度降低的過程,隨著焊接振幅逐漸增大,上工件的振幅隨之增大,這是因為隨著焊接振幅的增加,焊頭往復運動的歷程越長,在壓力作用下使焊頭/上工件的接觸面積越大,焊頭傳遞聲能的路徑也越大;此外,高的振幅促進了材料的軟化,銅/鋁接頭的互鎖變強,焊頭的聲傳遞也隨之增加,導致了上工件的振幅也越高.
圖6 不同焊接振幅下上工件振幅Fig.6 Vibration amplitudes of upper specimen changed with different vibration amplitudes.(a) vibration amplitudes 16 μm;(b) vibration amplitudes 18.5 μm;(c) vibration amplitudes 22 μm;(d) vibration amplitudes 25 μm
圖7 為焊接振幅16 μm 和25 μm 時的下工件的振幅.下工件振幅在焊接過程中均呈現(xiàn)逐漸近似線性增加的趨勢.在整個焊接過程中,隨著焊接振幅增大,下工件的振幅隨之變高,這是因為此時上工件振幅越大(圖6),傳遞至下工件的振動能量也越大.此外,高的振幅也會使焊接區(qū)域附近出現(xiàn)更多的“微連接”,振動能量傳遞至下工件的路徑也隨之變大,因此下工件振幅也越高.在焊接結束時,由于此時的工件間的機械互鎖程度最大,因此下工件振幅達到峰值,焊接振幅16 μm 和25 μm 對應的分別為9 μm 和12 μm.因此,高的焊接振幅提高了工件之間的相對運動速度.
圖7 不同焊接振幅下工件的振幅Fig.7 Vibration amplitudes of lower specimen under different vibration amplitudes
界面溫度影響母材的塑性變形程度和焊接微觀組織.圖8 為測量的不同焊接振幅下溫度與模擬得到的溫度對比.焊接振幅從16 μm 增加到25 μm時,測量的界面溫度從358.9 ℃增加至452.9 ℃.界面溫度隨著焊接振幅的增大而變高,這是因為較高的焊接振幅,銅/鋁接觸面之間的相對速度也變大,摩擦熱和塑性變形熱均提高.此外,模擬結果與試驗結果基本一致,模擬結果與試驗結果的平均誤差為2.6%.
圖8 不同焊接振幅下模擬溫度(虛線)和測溫結果(實線)Fig.8 Predicted temperature (dashed) and experimental temperature(solid) with different vibration amplitudes
圖9 為模擬的不同焊接振幅下工件接觸面鋁側的溫度分布.在焊接時間為0.5 s 時,焊接振幅為16,18.5,22 μm 和25 μm 的焊接界面中心處溫度分別為355.6,402.7,431.2,450.1 ℃.考慮到鋁和銅的動態(tài)再結晶溫度約為250 ℃[18],振幅的增大使動態(tài)再結晶程度也變大.隨著焊接振幅的增大,焊接區(qū)域外的動態(tài)再結晶區(qū)域,即熱影響區(qū)(HAZ)也越大,改善了銅/鋁的接頭性能.
圖9 不同焊接振幅下界面鋁側溫度分布Fig.9 Temperature distribution of interface at Al side changed with different vibration amplitudes.(a)vibration amplitude 16 μm;(b) vibration amplitude 18.5 μm;(c) vibration amplitude 22 μm;(d)vibration amplitude 25 μm
超聲波焊接過程中,工具頭的齒嵌入工件,導致材料塑性變形.圖10 為不同焊接振幅下焊接橫截面的宏觀形貌.焊接振幅的增加,導致工件焊接橫截面越薄,這是因為下工件的齒嵌入工件深度隨振幅的變大而增加.隨著焊接振幅的增加,超聲和溫度使材料軟化程度變高,工具頭更容易嵌入工件.此外,隨著焊接振幅的變大,材料變軟促進了母材的流動,導致焊頭邊緣下方的材料擠出堆積在焊頭外,此時焊頭與工件相對滑動較弱,促進焊接界面的結合[19].
圖10 不同焊接振幅下焊接橫截面宏觀形貌Fig.10 Macroscopic image of the profile of welding cross-sections with different vibration amplitudes.(a) vibration amplitude 16 μm;(b) vibration amplitude 18.5 μm;(c) vibration amplitude 22 μm;(d) vibration amplitude 25 μm
圖11 為模擬的不同焊接振幅下焊接橫截面塑性應變分布.從圖11 可以看出,工件最大塑性應變均發(fā)生在焊頭邊緣齒下方材料上.隨著焊接振幅從16 μm 增加至22 μm,模擬的工件最大塑性應變從0.681 增加至0.770,這是因為隨著焊接振幅增加,工件更容易塑性變形.相比焊接振幅22 μm 條件,焊接振幅25 μm 下的最大塑性應變增加不明顯,但在焊接界面的塑性應變增加明顯.高的塑性變形說明界面的機械互鎖程度增強.
圖11 不同焊接振幅下焊接橫截面塑性應變Fig.11 Plastic strain distribution of welding crosssections with different vibration amplitudes.(a)vibration amplitude 16 μm;(b) vibration amplitude 18.5 μm;(c) vibration amplitude 22 μm;(d) vibration amplitude 25 μm
圖12 為隨時間變化不同焊接振幅的焊頭下壓位移曲線.在焊接時間為0.5 s、焊接振幅分別為16,18.5,22 μm 和25 μm 時,對應的焊頭下壓位移分別為0.221,0.242,0.277 mm 和0.304 mm.焊頭下壓位移隨焊接振幅的增加而增大,這是因為更高的焊接振幅下溫度更高,工件材料軟化程度更高,因此焊頭和底座的齒端更容易嵌入工件.由于焊頭下壓位移與焊接區(qū)域總應變呈近似線性關系[15],因此焊頭下壓位移越大,焊接區(qū)域內材料塑性應變率更大,空位濃度也越高,促進了接頭的冶金結合.
圖12 不同焊接振幅下焊頭下壓位移Fig.12 Downward displacement of the sonotrode with different vibration amplitudes
圖13 為焊接振幅16 μm 和25 μm 下焊接界面形貌.在焊接振幅16 μm 下焊接界面生成的IMC層厚度僅為0.7 μm,明顯小于焊接振幅25 μm下生成的IMC 層厚度2.1 μm,且后者的IMC 分布相比更均勻.這是因為焊接振幅提高,界面溫度上升,塑性變形也隨之提高,焊接區(qū)域的空位濃度增大,增加了銅、鋁原子擴散的激活能,增強了銅、鋁原子擴散[20],進而使IMC 變厚.相比常規(guī)弧焊時,界面以晶界上的溫度擴散為主,銅/鋁超聲波焊接的擴散主要為晶體內的擴散.高的振幅使晶體內空位增多,因此冶金結合更緊密.
圖13 不同焊接振幅下焊接界面微觀組織Fig.13 Microstructure of welding interface with different vibration amplitudes.(a) vibration amplitude 16 μm;(b) vibration amplitude 25 μm
采用EDS 獲得了焊接界面的IMC 的元素組成.圖14 為焊接振幅16 μm 和25 μm 的線掃描結果,界面明顯有IMC 生成.根據(jù)點掃描結果,點A,B(圖13)對應的元素含量分別為60.96Al-39.04Cu 和55.22Al-44.78Cu(質量分數(shù)),原子分數(shù)分別為78.62Al-21.38Cu 和74.23Al-25.77Cu.依據(jù)Cu-Al 二元相圖對比說明IMC 為Al2Cu 脆性相.圖15的Al 側界面斷口的XRD 分析進一步確定了界面中間相由Al2Cu 相組成,該結果與谷曉燕等人[11]的研究一致.
圖14 不同焊接振幅下EDS 線掃描結果Fig.14 EDS line scanning results under different vibration amplitudes.(a) vibration amplitude 16 μm;(b) vibration amplitude 25 μm
圖15 Al 側XRD 分析結果Fig.15 XRD results at Al fracture surface
圖16 為銅/鋁接頭拉剪力與焊接振幅的關系.當焊接振幅為25 μm 時,接頭拉剪力達到了3 150 N(90 MPa),這比Satpathy 等人[21]獲得的1100 鋁純銅超聲波焊接接頭強度要高.
圖16 接頭拉剪力隨焊接振幅變化Fig.16 Tensile-shear forces of the joint changed with vibration amplitudes
較高的焊接振幅獲得高的超聲波焊接質量的原因是:在焊接初期,在高的振幅條件下,工件間相對運動速度提高(圖6 和圖7),使氧化膜更早的破碎[22]、焊接界面處形成更多的微連接區(qū)域;隨后初始金屬連接面更早的形成,界面處發(fā)生原子間擴散.高的振幅使界面處材料的塑性變形程度提高,晶體內空位濃度增高,更好地促進了界面的冶金結合(圖13);在焊接后期,高的焊接振幅下界面溫度更高(圖9),界面處材料塑性變形越大,導致界面處以及界面附近的熱影響區(qū)內微連接點增多;此外,界面處的剪切應力也越大,界面處形成強烈的機械互鎖,最終形成更高質量銅/鋁接頭.
(1) 在焊接時間0.5 s、焊接壓力1 575 N 下,焊頭的振幅與振幅比例之間呈近似線性增加.隨著焊接振幅的增大,上工件銅的振幅明顯增大,而對于下工件振幅呈小幅度的增加.焊接振幅越高,工件之間的相對運動速度也越大.
(2) 隨著焊接振幅越高,界面溫度也越高,使焊頭下壓程度更深,促進了工件的塑性變形,增強了界面原子間擴散,使IMC 層分布越均勻,這促進了銅/鋁接頭的形成.
(3) 銅/鋁超聲波焊接接頭質量隨焊接振幅的增加而增大.在焊接壓力1 575 N、焊接時間0.5 s、焊接振幅25 μm 條件,獲得最高拉剪力為3 150 N 的銅/鋁接頭.