尚小良
(比亞迪汽車工業(yè)有限公司, 廣東 深圳 518118)
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(shí)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(jī)械能進(jìn)行轉(zhuǎn)換,焊頭將高頻的機(jī)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(shí)現(xiàn)結(jié)合的一種技術(shù)。金屬在進(jìn)行超聲波焊接時(shí),既不向工件施以高溫?zé)嵩?,也無需向工件添加助焊輔料,只是在超聲振動(dòng)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(dá)到冶金級(jí)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(shì),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(dǎo)電母排的焊接。
超聲波焊接技術(shù)自上世紀(jì)發(fā)明后雖已廣泛應(yīng)用于各行業(yè),但對(duì)超聲波金屬焊接接頭的形成機(jī)理仍然存在諸多爭(zhēng)議,尚未形成統(tǒng)一的認(rèn)知。超聲波金屬焊接過程復(fù)雜,且涉及金屬間的機(jī)械嵌合,也存在金屬原子間的擴(kuò)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(gè)階段,很好解釋了內(nèi)在成型機(jī)理的演變規(guī)律。
1) 機(jī)械嵌合。在超聲波焊接初期由于焊接時(shí)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(shí)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(jī)械嵌合。機(jī)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(jī)械互鎖,在外力作用下容易脫落,因此焊接母材的機(jī)械嵌合連接并不是超聲波焊接主要結(jié)合機(jī)制。
2) 原子擴(kuò)散。隨著焊接壓力和時(shí)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(yùn)動(dòng)加劇,當(dāng)其獲得的能量大于其擴(kuò)散激活能時(shí),原子發(fā)生擴(kuò)散。金屬的擴(kuò)散機(jī)制[3,5]是由于體系內(nèi)原子在有化學(xué)式或電化學(xué)梯度情況下,所發(fā)生的定向流動(dòng)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(dòng),造成材料晶體間隙、空位、錯(cuò)位、破碎等晶體缺陷密度急劇增大[5];其次是機(jī)械嵌合階段時(shí),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(kuò)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(dāng)金屬原子獲得的能量大于其擴(kuò)散激活能時(shí),原子發(fā)生擴(kuò)散,隨著金屬原子擴(kuò)散距離進(jìn)一步減小,當(dāng)金屬材料界面間原子之間距離達(dá)到納米級(jí)別時(shí)金屬原子即形成鍵合,金屬之間的鍵合作用大幅增強(qiáng)了焊接的結(jié)合強(qiáng)度。當(dāng)焊接工藝參數(shù)合適時(shí),焊接接頭的部分力學(xué)性能超過了母材[6],導(dǎo)電性能也十分優(yōu)異。因此在銅、鋁導(dǎo)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(kuò)散是指獲得的能量大于其擴(kuò)散激活能時(shí),原子發(fā)生擴(kuò)散,此時(shí)由溫度和壓力引起的母材晶體缺陷具有自發(fā)從熱力學(xué)不穩(wěn)定的高自由能狀態(tài)恢復(fù)到未變形時(shí)低自由能狀的趨勢(shì),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(zhǎng)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(shí),由于原子的激活能不大,只能做短距離的擴(kuò)散運(yùn)動(dòng),此時(shí)只是消除晶格的畸變?nèi)毕?,但不能形成新的再結(jié)晶晶粒。當(dāng)變形金屬的加熱溫度進(jìn)一步高于回復(fù)溫度時(shí),在變形組織的基體上產(chǎn)生新的無畸變的晶核,并迅速長(zhǎng)大形成等軸晶粒,逐漸取代全部變形組織的這個(gè)過程稱為再結(jié)晶[7]。
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(jìn)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(gè)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(chǔ)能越大,再結(jié)晶的驅(qū)動(dòng)力也越大,作用的再結(jié)晶溫度就會(huì)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(diǎn)溫度都可以發(fā)生再結(jié)晶行為,因此未達(dá)到母材熔點(diǎn)的焊接稱為固態(tài)焊接。紫銅的熔點(diǎn)為1083℃,因此紫銅溫度約為380~430℃時(shí)即可發(fā)生再結(jié)晶。6系鋁合金熔點(diǎn)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(shí)不向工件施加高溫?zé)嵩?,焊接時(shí)有限的溫升顯然并未達(dá)到母材的熔點(diǎn),故金屬超聲波焊接過程中的焊接溫度一直是學(xué)者的研究對(duì)象。
由于超聲波焊接作用時(shí)間短,焊接界面是封閉面,外在的觀測(cè)和測(cè)量手段無法精確地測(cè)量焊接界面的溫度場(chǎng)變化。通過前人的一些研究,對(duì)超聲波焊接再結(jié)晶成型的過程有了很好的了解,但對(duì)該過程的溫度場(chǎng)變化缺少認(rèn)知。
以下采用ABAQUS有限元分析軟件對(duì)銅鋁材的超聲波焊接溫度進(jìn)行仿真模擬,以檢驗(yàn)焊接界面區(qū)域的溫度是否達(dá)到母材的再結(jié)晶溫度。
4.1.1 實(shí)驗(yàn)材料
本模型的焊接材料研究對(duì)象為長(zhǎng)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(zhǎng)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(shí)驗(yàn)?zāi)P筒捎门P式超聲波焊接機(jī)進(jìn)行焊接。由于鋁材較厚,焊接能量穿透困難。此外銅材熔點(diǎn)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(jìn)行超聲波焊接實(shí)驗(yàn),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(shí)驗(yàn)設(shè)備參數(shù)
本實(shí)驗(yàn)使用某國(guó)外品牌超聲波焊接機(jī),最大輸出功率8kW,焊接示意見圖3,焊接時(shí)采用能量模式,設(shè)備振動(dòng)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(shí)測(cè)焊接點(diǎn)平均拉脫強(qiáng)度超過8000N,故結(jié)合強(qiáng)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(duì)焊接結(jié)合點(diǎn)橫切面進(jìn)行電鏡晶相分析,可見銅鋁形成了約20~25μm的擴(kuò)散帶,如圖4所示,銅鋁組織的擴(kuò)散和實(shí)際拉脫強(qiáng)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
4.2.1 有限元模擬問題簡(jiǎn)化與假設(shè)
本次研究采用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)行,鑒于超聲波焊接實(shí)際工況過程的復(fù)雜性,在研究之前,需要對(duì)實(shí)際的模型進(jìn)行簡(jiǎn)單優(yōu)化,對(duì)于一些影響不大的因素進(jìn)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(duì)銅鋁工件的驅(qū)動(dòng)力遠(yuǎn)大于工件焊接面摩擦力,相對(duì)運(yùn)動(dòng)激發(fā)的熱流只發(fā)生在焊接界面;③環(huán)境溫度在整個(gè)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(xiàn),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(rèn)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)
網(wǎng)格劃分就是為了將模型分成很多小的具備計(jì)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(huì)導(dǎo)致求解中斷而無法繼續(xù)分析。鑒于實(shí)物模型類似于板類結(jié)構(gòu),采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分,還能降低計(jì)算機(jī)的計(jì)算時(shí)間。本次仿真使用的單元類型為8節(jié)點(diǎn)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
本次研究端子焊接過程的溫度場(chǎng)分布涉及到熱量的產(chǎn)生和傳導(dǎo)。其中,熱量的傳導(dǎo)主要分為熱傳導(dǎo)、熱對(duì)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(jì)算熱量的產(chǎn)生,其次再來計(jì)算這個(gè)過程中的散熱問題。
4.4.1 塑性變形熱的熱流密度計(jì)算
超聲波焊接中塑性變形熱流密度為:
式中:FW——焊接力的計(jì)算。公式為[9]:
式中:FW——焊接力;Y(T)——取決于溫度的屈服強(qiáng)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(jī)械結(jié)合,結(jié)合面積遠(yuǎn)小于焊頭面積,隨著焊接的持續(xù),材料在壓力和升溫后會(huì)發(fā)生塑性流動(dòng),焊接面積大大提高,因此可以得到一個(gè)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(shí)間和焊接面積的實(shí)驗(yàn)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(jì)算步驟如下所述。超聲振動(dòng)遵循正弦規(guī)律,其中位移S可表示為:
對(duì)式(5)求導(dǎo)得到:
對(duì)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(jì)算式如下:
由于材質(zhì)屈服強(qiáng)度和溫度呈負(fù)相關(guān),在20℃溫度下紫銅屈服強(qiáng)度為70~90MPa,AL合金屈服強(qiáng)度為65~80MPa,取銅鋁屈服強(qiáng)度的最大數(shù)值后結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)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(shí)驗(yàn)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(jì)算
式中:QFR——摩擦熱流密度;FFR——焊接摩擦力;AFR——摩擦面積。因?yàn)镕FR=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(qiáng),而加載在試樣上的垂直壓力則需要經(jīng)過下式進(jìn)行計(jì)算。
式中:FN——靜壓力;Pq——?dú)飧椎膲簭?qiáng);Dq——?dú)飧椎闹睆?。設(shè)備的氣缸直徑為200mm。將氣壓的壓強(qiáng)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(jì)算的摩擦熱流密度為QFR≈30.8W/mm2。
4.4.3 熱對(duì)流散熱量的確定
超聲波焊接是屬于非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱的模型,焊接時(shí)間短,本文分析采用半無限大的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)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(jìn)行求解。
將相應(yīng)的參數(shù)填入公式(12),可以算得:當(dāng)x=0時(shí),1.65s后的溫度為t(0,1.65)=630.6℃;當(dāng)x=0.0035m時(shí),1.65s后的溫度t(0.0035,1.65)=502.4℃。
鑒于實(shí)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(huì)向著y和z的方向傳熱,熱量傳動(dòng)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(jìn)行修正,則:當(dāng)x=0時(shí),1.65s后的溫度為t(0,1.65)=536℃;當(dāng)x=0.0035m時(shí),1.65s后的溫度t(0.0035,1.65)=427℃。
圖6 熱量傳動(dòng)方向示意圖
在本研究中,熱對(duì)流模型采用的是大空間內(nèi)自然對(duì)流傳熱,在工程計(jì)算中,常用以下形式的大空間自然對(duì)流實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式:
但對(duì)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(jiǎn)化取值。但是需要計(jì)算出Gr值才能進(jìn)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(yùn)動(dòng)粘度;Δt——表面溫度差;l——特征長(zhǎng)度;qh——散熱熱流密度;g——重力加速度;λ——導(dǎo)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(shí),該數(shù)為0.6~0.7。針對(duì)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(duì)流散熱量的計(jì)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(yùn)動(dòng)粘度υ為37.154×10-6m2/s;導(dǎo)熱系數(shù)λ為0.04066W/(m×k);Pr普朗特?cái)?shù)為0.695。求得對(duì)流換熱系數(shù)如下。
則相應(yīng)的熱對(duì)流散熱熱流密度為:
4.4.4 熱輻射散熱量計(jì)算
根據(jù)斯忒藩-玻爾茲曼定律,一個(gè)物體的空間輻射換熱量熱流密度可以按下述公式進(jìn)行計(jì)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(jì)算得出:qθ=0.01456W/mm2。
4.4.5 計(jì)算小結(jié)
從上面的計(jì)算中,可以得出熱量主要由摩擦產(chǎn)生。在實(shí)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(dǎo)、熱對(duì)流以及熱輻射對(duì)周邊進(jìn)行散熱傳遞了出去,具體數(shù)值和占比見表5??梢娚⑹У臒崃颗c產(chǎn)生熱量相比較占比較小,可以看成絕熱狀態(tài)進(jìn)行后續(xù)的分析。在本研究中,熱傳導(dǎo)占據(jù)了主導(dǎo)的地位。
表5 各熱流密度與摩擦生熱熱流密度占比
將計(jì)算的理論摩擦熱流密度載入到有限元模型中,截取焊接時(shí)間為210ms、850ms、1650ms時(shí)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(shí)間為210ms時(shí)的溫度場(chǎng)結(jié)果
圖8 時(shí)間為850ms時(shí)的溫度場(chǎng)結(jié)果
圖9 時(shí)間為1650ms時(shí)的溫度場(chǎng)結(jié)果
焊接中心點(diǎn)的溫度依次為:420.7℃、527.8℃,鋁的熔點(diǎn)是660℃,其最高溫度分別為鋁熔點(diǎn)的63.7%、79.9%,銅的熔點(diǎn)是1083℃,其最高溫度分別為銅的熔點(diǎn)的38.8%、48.7%,在大家認(rèn)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(duì)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(shí)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(gè)節(jié)點(diǎn),焊接界面同一側(cè)的4節(jié)點(diǎn)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(xì)化,也會(huì)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(shí)間呈緩慢線性上升,最終在850ms時(shí),中心處的最高溫度到達(dá)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(shí)間增加,摩擦界面溫度繼續(xù)上升,來到1650ms時(shí),到達(dá)鋁的熔點(diǎn)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(kuò)散;在到達(dá)850ms~1650ms過程中,焊接面的溫度達(dá)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(zhǎng)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(dǎo),越遠(yuǎn)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(dǎo)被母材熱容吸收,留在銅排鋁桿之間產(chǎn)生了溫度場(chǎng)的變化。
通過ABAQUS有限元模擬,能較準(zhǔn)確地還原金屬超聲波焊接過程中的溫度場(chǎng)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(chǎng)的變化規(guī)律,能在設(shè)計(jì)初期掌握焊接模型的結(jié)構(gòu)變化對(duì)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(dǎo),能有效提高開發(fā)和測(cè)試效率。