尚小良

（比亞迪汽車工業(yè)有限公司， 廣東 深圳 518118）

1 金屬超聲波焊接原理及應(yīng)用

超聲波焊接是母材不發(fā)生熔化的一種固態(tài)焊接技術(shù)，能實現(xiàn)同種或異種金屬的組合焊接連接[1]。其基本原理是焊接設(shè)備發(fā)生器通過換能器將高頻電能向高頻機械能進行轉(zhuǎn)換，焊頭將高頻的機械能通過往復(fù)摩擦的形式作用在焊接金屬母材上，在摩擦熱和靜壓力共同作用下使被焊金屬母材之間產(chǎn)生晶格結(jié)構(gòu)重組從而實現(xiàn)結(jié)合的一種技術(shù)。金屬在進行超聲波焊接時，既不向工件施以高溫熱源，也無需向工件添加助焊輔料，只是在超聲振動頻率和靜壓力的共同作用下將能量轉(zhuǎn)變?yōu)楣ぜg的摩擦功、形變能及有限的溫升使接頭達到冶金級別結(jié)合[2]。因此金屬超聲波焊接具有安全、環(huán)保、焊接效率高的優(yōu)勢，可廣泛應(yīng)用于汽車線束電纜、鋰電池極片、極耳以及銅鋁導電母排的焊接。

2 金屬超聲波焊接成型機理

超聲波焊接技術(shù)自上世紀發(fā)明后雖已廣泛應(yīng)用于各行業(yè)，但對超聲波金屬焊接接頭的形成機理仍然存在諸多爭議，尚未形成統(tǒng)一的認知。超聲波金屬焊接過程復(fù)雜，且涉及金屬間的機械嵌合，也存在金屬原子間的擴散和晶粒的再結(jié)晶過程[3]。以下概括總結(jié)了金屬超聲波焊接過程的4個階段，很好解釋了內(nèi)在成型機理的演變規(guī)律。

1） 機械嵌合。在超聲波焊接初期由于焊接時間短，焊接壓力較小，焊接界面摩擦熱能和金屬形變能不足，而未能穿透焊接母材鍍層（鍍銀） 作用到紫銅基材。此時的焊接界面只是在外力作用下，大部分與母材表面鍍層相互擠壓，摩擦形成的機械嵌合。機械嵌合通常呈現(xiàn)渦流或鋸齒狀[4]，這種嵌合僅是宏觀上機械互鎖，在外力作用下容易脫落，因此焊接母材的機械嵌合連接并不是超聲波焊接主要結(jié)合機制。

2） 原子擴散。隨著焊接壓力和時間的增加，由于焊接界面的摩擦熱引起的溫度升高，金屬原子熱運動加劇，當其獲得的能量大于其擴散激活能時，原子發(fā)生擴散。金屬的擴散機制[3，5]是由于體系內(nèi)原子在有化學式或電化學梯度情況下，所發(fā)生的定向流動和相互混合過程，即內(nèi)部結(jié)構(gòu)的缺陷是由于焊接界面在摩擦熱和金屬形變能綜合作用下母材發(fā)生劇烈塑性流動，造成材料晶體間隙、空位、錯位、破碎等晶體缺陷密度急劇增大[5]；其次是機械嵌合階段時，使得界面兩側(cè)金屬的接觸面積顯著增加，有利于焊接界面處原子之間的相互擴散。

3） 金屬鍵合。銅鋁焊接母材在摩擦熱能和形變能的共同作用下，當金屬原子獲得的能量大于其擴散激活能時，原子發(fā)生擴散，隨著金屬原子擴散距離進一步減小，當金屬材料界面間原子之間距離達到納米級別時金屬原子即形成鍵合，金屬之間的鍵合作用大幅增強了焊接的結(jié)合強度。當焊接工藝參數(shù)合適時，焊接接頭的部分力學性能超過了母材[6]，導電性能也十分優(yōu)異。因此在銅、鋁導電母材超聲波焊接成型過程中，金屬鍵合起關(guān)鍵作用。

4） 金屬再結(jié)晶。原子的擴散是指獲得的能量大于其擴散激活能時，原子發(fā)生擴散，此時由溫度和壓力引起的母材晶體缺陷具有自發(fā)從熱力學不穩(wěn)定的高自由能狀態(tài)恢復(fù)到未變形時低自由能狀的趨勢，即隨著焊接溫度的升高，金屬將發(fā)生回復(fù)、再結(jié)晶和晶粒長大的過程。其中，回復(fù)是指在加熱溫度低于變形紫銅發(fā)生再結(jié)晶溫度時，由于原子的激活能不大，只能做短距離的擴散運動，此時只是消除晶格的畸變?nèi)毕荩荒苄纬尚碌脑俳Y(jié)晶晶粒。當變形金屬的加熱溫度進一步高于回復(fù)溫度時，在變形組織的基體上產(chǎn)生新的無畸變的晶核，并迅速長大形成等軸晶粒，逐漸取代全部變形組織的這個過程稱為再結(jié)晶[7]。

3 金屬超聲波焊接再結(jié)晶溫度

金屬材料的再結(jié)晶行為是在一定溫度的范圍內(nèi)產(chǎn)生的，而材料能進行再結(jié)晶的最低溫度稱為該材料的再結(jié)晶溫度。變形金屬的再結(jié)晶與液體結(jié)晶及同素異構(gòu)體轉(zhuǎn)變不同，它沒有一個固定的結(jié)晶溫度，而是受多種因素的影響，其中影響最大的是金屬的變形程度，隨著變形程度的增大，材料內(nèi)部的儲能越大，再結(jié)晶的驅(qū)動力也越大，作用的再結(jié)晶溫度就會降低[8]。另外金屬的原始晶粒尺寸越小，再結(jié)晶溫度越低，通常變形程度較大的純金屬或合金，材料的再結(jié)晶溫度約為0.3～0.4Tm。根據(jù)金屬的變形程度不同，在30%～80%熔點溫度都可以發(fā)生再結(jié)晶行為，因此未達到母材熔點的焊接稱為固態(tài)焊接。紫銅的熔點為1083℃，因此紫銅溫度約為380～430℃時即可發(fā)生再結(jié)晶。6系鋁合金熔點660℃，經(jīng)過較大冷變形的鋁合金的再結(jié)晶溫度約350～420℃。

金屬超聲波焊接時不向工件施加高溫熱源，焊接時有限的溫升顯然并未達到母材的熔點，故金屬超聲波焊接過程中的焊接溫度一直是學者的研究對象。

4 銅鋁超聲波焊接溫度場仿真模擬

由于超聲波焊接作用時間短，焊接界面是封閉面，外在的觀測和測量手段無法精確地測量焊接界面的溫度場變化。通過前人的一些研究，對超聲波焊接再結(jié)晶成型的過程有了很好的了解，但對該過程的溫度場變化缺少認知。

以下采用ABAQUS有限元分析軟件對銅鋁材的超聲波焊接溫度進行仿真模擬，以檢驗焊接界面區(qū)域的溫度是否達到母材的再結(jié)晶溫度。

4.1 實驗材料及設(shè)備

4.1.1 實驗材料

本模型的焊接材料研究對象為長45mm×寬23.5mm×厚3.5mm表面鍍銀紫銅板，直徑16mm的6101鋁合金圓棒材，前端被冷壓成長22mm×寬22mm×厚7.5mm矩形鼻子，將紫銅板焊接在鋁合金矩形鼻子上。

4.1.2 焊接方式

本實驗?zāi)Ｐ筒捎门P式超聲波焊接機進行焊接。由于鋁材較厚，焊接能量穿透困難。此外銅材熔點高，焊頭作用在銅板材上引起銅材發(fā)生更大程度的變形，可以降低其發(fā)生再結(jié)晶的溫度。所以采用“銅上鋁下”的方式進行超聲波焊接實驗，超聲波焊接-零部件結(jié)構(gòu)示意和剖面圖如圖1、圖2所示。

圖1 超聲波焊接-零部件結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 超聲波焊接-零部件結(jié)構(gòu)局部剖視圖

4.1.3 實驗設(shè)備參數(shù)

本實驗使用某國外品牌超聲波焊接機，最大輸出功率8kW，焊接示意見圖3，焊接時采用能量模式，設(shè)備振動頻率、振幅、焊頭面積保持不變，焊接壓力和總焊接能量為控制變量。具體超聲波焊接參數(shù)見表1。焊接設(shè)備及焊接效果如圖3所示，在使用表1焊接參數(shù)后，實測焊接點平均拉脫強度超過8000N，故結(jié)合強度可靠。

表1 超聲波焊接參數(shù)

圖3 焊接設(shè)備及焊接效果

通過對焊接結(jié)合點橫切面進行電鏡晶相分析，可見銅鋁形成了約20～25μm的擴散帶，如圖4所示，銅鋁組織的擴散和實際拉脫強度能證明銅鋁焊接面發(fā)生了再結(jié)晶結(jié)合。

圖4 銅鋁焊接面處晶相圖

4.2 銅鋁材有限元模型的建立

4.2.1 有限元模擬問題簡化與假設(shè)

本次研究采用ABAQUS有限元分析軟件進行，鑒于超聲波焊接實際工況過程的復(fù)雜性，在研究之前，需要對實際的模型進行簡單優(yōu)化，對于一些影響不大的因素進行了假設(shè)：①假設(shè)焊頭、焊接件、基座等之間接觸為理想無間隙接觸；②焊接過程中，焊頭和底氈對銅鋁工件的驅(qū)動力遠大于工件焊接面摩擦力，相對運動激發(fā)的熱流只發(fā)生在焊接界面；③環(huán)境溫度在整個研究過程恒定為t0=20℃；④焊頭面積等于母材塑性形變面積。

4.2.2 材料參數(shù)

通過查閱相關(guān)書籍以及文獻，得到焊頭以及基座的物理性能參數(shù)如表2所示，紫銅和鋁合金的物理性能參數(shù)見表3、表4，在確認以上數(shù)據(jù)后，采用20℃的屬性建立有限元分析模型。

表2 焊頭及基座材料物理性能參數(shù)

表3 紫銅的物理性能參數(shù)

表4 鋁合金的物理性能參數(shù)

4.3 對有限元模型進行網(wǎng)格劃分設(shè)置

網(wǎng)格劃分就是為了將模型分成很多小的具備計算能力的單元，是有限元分析前處理設(shè)置中的重中之重，不合理的網(wǎng)格劃分會導致求解中斷而無法繼續(xù)分析。鑒于實物模型類似于板類結(jié)構(gòu)，采用六面體網(wǎng)格進行劃分，還能降低計算機的計算時間。本次仿真使用的單元類型為8節(jié)點線性傳熱六面體單元DC3D8。有限元網(wǎng)格模型如圖5所示。

圖5 有限元網(wǎng)格模型

4.4 載荷的設(shè)置

本次研究端子焊接過程的溫度場分布涉及到熱量的產(chǎn)生和傳導。其中，熱量的傳導主要分為熱傳導、熱對流以及熱輻射；熱量的產(chǎn)生主要由端子之間的塑性變形熱以及摩擦生熱所得[9]。下面先來計算熱量的產(chǎn)生，其次再來計算這個過程中的散熱問題。

4.4.1 塑性變形熱的熱流密度計算

超聲波焊接中塑性變形熱流密度為：

式中：FW——焊接力的計算。公式為[9]：

式中：FW——焊接力；Y（T）——取決于溫度的屈服強度值；ADZ——塑性變形區(qū)面積；FN——焊接靜壓力；AW（t）——焊接面積。

在焊接過程中，前期截面只是小部分區(qū)域的機械結(jié)合，結(jié)合面積遠小于焊頭面積，隨著焊接的持續(xù)，材料在壓力和升溫后會發(fā)生塑性流動，焊接面積大大提高，因此可以得到一個近似公式：

K為常數(shù)，本文借鑒吳宗輝等人的關(guān)于鈦合金焊接時間和焊接面積的實驗擬合數(shù)據(jù)，取值39[3]。綜上，F(xiàn)W見式（4）：

此外，超聲波焊接的平均速度Vavg計算步驟如下所述。超聲振動遵循正弦規(guī)律，其中位移S可表示為：

對式（5）求導得到：

對式（6）積分得到：

而ω=2πfw，則：Vavg=4ε0fw。

式中：ω——正玄角速度；ε0——振幅。

綜上所述，最終塑性變形熱流密度理論計算式如下：

由于材質(zhì)屈服強度和溫度呈負相關(guān)，在20℃溫度下紫銅屈服強度為70～90MPa，AL合金屈服強度為65～80MPa，取銅鋁屈服強度的最大數(shù)值后結(jié)合現(xiàn)場實際工藝參數(shù)，將數(shù)值各代入上述，可得QW≈9.8×10-6W/mm2。

本次實驗采用的超聲波焊接設(shè)備最終作用在焊頭上的做功頻率約為發(fā)生頻率的90%，則fw取18kHz。

4.4.2 摩擦熱的熱流密度計算

式中：QFR——摩擦熱流密度；FFR——焊接摩擦力；AFR——摩擦面積。因為FFR=uFN，將Vavg=4ε0fw代入式（9），可得：

此外，焊接壓力約為0.2275MPa，該數(shù)值是代表設(shè)備中氣缸的壓強，而加載在試樣上的垂直壓力則需要經(jīng)過下式進行計算。

式中：FN——靜壓力；Pq——氣缸的壓強；Dq——氣缸的直徑。設(shè)備的氣缸直徑為200mm。將氣壓的壓強0.2275MPa以及氣缸的直徑200mm代入公式（11），可求得FN≈7147N。

查閱資料，取鋁銅件表面的摩擦系數(shù)u=0.22，則理論計算的摩擦熱流密度為QFR≈30.8W/mm2。

4.4.3 熱對流散熱量的確定

超聲波焊接是屬于非穩(wěn)態(tài)導熱的模型，焊接時間短，本文分析采用半無限大的非穩(wěn)態(tài)導熱模型，鑒于有穩(wěn)定的熱流密度輸入的情況，符合采用第二邊界的要求，可采用公式（12）進行求解。

將相應(yīng)的參數(shù)填入公式（12），可以算得：當x=0時，1.65s后的溫度為t（0，1.65）=630.6℃；當x=0.0035m時，1.65s后的溫度t（0.0035，1.65）=502.4℃。

鑒于實際情況，焊接處的熱流密度不單單向x方向（垂直焊接界面） 傳遞，其還會向著y和z的方向傳熱，熱量傳動方向示意圖如圖6所示。先假設(shè)熱量正向傳遞的有效率為85%，將上述溫度進行修正，則：當x=0時，1.65s后的溫度為t（0，1.65）=536℃；當x=0.0035m時，1.65s后的溫度t（0.0035，1.65）=427℃。

圖6 熱量傳動方向示意圖

在本研究中，熱對流模型采用的是大空間內(nèi)自然對流傳熱，在工程計算中，常用以下形式的大空間自然對流實驗關(guān)聯(lián)式：

但對于平板和圓柱這兩種比較典型的模型，根據(jù)前人的大量數(shù)據(jù)可以簡化取值。但是需要計算出Gr值才能進行數(shù)值的確定。而Gr數(shù)可根據(jù)Gr

式中：αv——體脹系數(shù)，αv=1/T；υ——運動粘度；Δt——表面溫度差；l——特征長度；qh——散熱熱流密度；g——重力加速度；λ——導熱系數(shù)。

Pr數(shù)值可根據(jù)定性溫度tm查得，一般介質(zhì)為空氣時，該數(shù)為0.6～0.7。針對熱面向下（冷面向上） 的情形，努塞爾數(shù)可采用以下公式：

將Gr代入式（13）可得：

由上述公式，可完成熱對流散熱量的計算。

在本次的模擬中，已知大氣環(huán)境溫度假設(shè)為20℃，銅排的表面溫度為427℃，求得定性溫度tm約為220℃，通過查閱資料插值取相應(yīng)的空氣物性參數(shù)如下：運動粘度υ為37.154×10-6m2/s；導熱系數(shù)λ為0.04066W/（m×k）；Pr普朗特數(shù)為0.695。求得對流換熱系數(shù)如下。

則相應(yīng)的熱對流散熱熱流密度為：

4.4.4 熱輻射散熱量計算

根據(jù)斯忒藩-玻爾茲曼定律，一個物體的空間輻射換熱量熱流密度可以按下述公式進行計算：

式中：ε1——發(fā)射率；σ——玻爾茲曼常數(shù)。

已知環(huán)境溫度為20℃，代入銅排的最高溫度536+273K，計算得出：qθ=0.01456W/mm2。

4.4.5 計算小結(jié)

從上面的計算中，可以得出熱量主要由摩擦產(chǎn)生。在實際情況下，設(shè)備作用的功產(chǎn)生的熱量存在部分是通過熱傳導、熱對流以及熱輻射對周邊進行散熱傳遞了出去，具體數(shù)值和占比見表5。可見散失的熱量與產(chǎn)生熱量相比較占比較小，可以看成絕熱狀態(tài)進行后續(xù)的分析。在本研究中，熱傳導占據(jù)了主導的地位。

表5 各熱流密度與摩擦生熱熱流密度占比

4.5 模擬結(jié)果及分析

將計算的理論摩擦熱流密度載入到有限元模型中，截取焊接時間為210ms、850ms、1650ms時的模擬結(jié)果如圖7～圖9所示，銅排及設(shè)備的參數(shù)見表6。

表6 銅排結(jié)構(gòu)參數(shù)及設(shè)備焊接參數(shù)

圖7 時間為210ms時的溫度場結(jié)果

圖8 時間為850ms時的溫度場結(jié)果

圖9 時間為1650ms時的溫度場結(jié)果

焊接中心點的溫度依次為：420.7℃、527.8℃，鋁的熔點是660℃，其最高溫度分別為鋁熔點的63.7%、79.9%，銅的熔點是1083℃，其最高溫度分別為銅的熔點的38.8%、48.7%，在大家認同的30%～80%范圍之內(nèi)，此外，模擬結(jié)果中心的最高溫度和前期假設(shè)的85%有效轉(zhuǎn)化率的中心最高溫度結(jié)果536℃對比，誤差約2%，再觀察該條件下的銅排的表面溫度為421℃，誤差不到1%，說明本次的模擬結(jié)果以及假設(shè)的熱流流失百分比是比較合理的。

選取焊接結(jié)合面中心的單元格繪制溫度隨時間變化曲線圖如圖10所示，可以得到以下結(jié)果。

1） 六面體的8個節(jié)點，焊接界面同一側(cè)的4節(jié)點溫度相差基本相同，不同一側(cè)的單元結(jié)果也相差不大。這一相差的結(jié)果隨著網(wǎng)格的細化，也會逐步減小。

2） 焊接在前200ms內(nèi)，溫度由環(huán)境溫度20℃驟然升到約260℃，由此可以了解到，在超聲波焊接過程中，能量的轉(zhuǎn)化是非?？斓?，后續(xù)的溫度隨著時間呈緩慢線性上升，最終在850ms時，中心處的最高溫度到達420.7℃。符合變形鋁的再結(jié)晶開始溫度350～420℃，銅的再結(jié)晶溫度為380～430℃。隨著時間增加，摩擦界面溫度繼續(xù)上升，來到1650ms時，到達鋁的熔點溫度的80%，故可以推論出：在焊接的前850ms內(nèi)，母材的快速變形和摩擦熱加速了母材原子的相互擴散；在到達850ms～1650ms過程中，焊接面的溫度達到變形銅鋁的再結(jié)晶溫度，銅鋁母材在焊接界面的變形組織基體上產(chǎn)生新的無畸變的晶核，并迅速長大形成等軸晶粒，逐漸取代全部變形組織，完成再結(jié)晶結(jié)合。

3） 摩擦界面中心溫度最高，并且迅速通過內(nèi)部向母材四周熱傳導，越遠離中心面區(qū)域的溫度越低。故焊接產(chǎn)生的熱量，大部分通過熱傳導被母材熱容吸收，留在銅排鋁桿之間產(chǎn)生了溫度場的變化。

5 結(jié)論

通過ABAQUS有限元模擬，能較準確地還原金屬超聲波焊接過程中的溫度場變化，其仿真模擬的結(jié)果與理論的再結(jié)晶成型過程所需的溫度高度吻合。利用有限元模擬的方法了解金屬超聲波焊接溫度場的變化規(guī)律，能在設(shè)計初期掌握焊接模型的結(jié)構(gòu)變化對焊接品質(zhì)產(chǎn)生的影響，為設(shè)備的焊接提供參數(shù)預(yù)設(shè)指導，能有效提高開發(fā)和測試效率。