鋁/鋼大功率超聲波焊接過程模擬與試驗驗證

李 歡 黃朝望 周 亢 張長鑫 曾才有

1.長江大學機械工程學院，荊州，4340232.北京理工大學機電學院，北京，1000813.北京航空航天大學機械工程及自動化學院，北京，100191

0 引言

全球能源緊缺及環境危機對工業制造提出了挑戰。相關研究結果表明，汽車質量每減小100 kg，每百千米降低0.6 L油耗和500 g的CO2排放[1]。以鋁替鋼是汽車車身減重的一種有效方法，然而，由于鋁與鋼之間的物理性能相差較大且不互融，所以鋁/鋼接頭焊接性較差。采用傳統弧焊方法焊接時會生成較厚且不易控制的脆性中間相；采用攪拌摩擦點焊則需要較大的頂鍛力，且焊接速度相對較小[2]；采用電阻點焊則焊熱輸入過大。因材料連接是汽車制造必需的工序，因此實現鋁/鋼接頭高質量的焊接是汽車輕量化必需解決的問題。

超聲波焊接是一種固相焊接，且過程耗時較短(一般小于1.5 s)，不產生飛濺，所需焊接能量低于電阻點焊的2%[3]，也不需要添加焊材，因此，超聲波焊接是一種具有綠色節能、環境友好特點的焊接方法[4]，更適用于異種金屬接頭的連接。國內外學者對鋼/鋁超聲波焊接開展了研究。ZHAO等[5]獲得了最高3.9 kN拉剪力的鋼/鋁超聲波焊接接頭，并發現焊接時間比焊接振幅、壓力更影響接頭強度。SATPATHY等[6]發現在鋼/鋁接頭中外加Cu夾層時，界面連接強度變高。HADDADI等[7]利用2.5 kW大功率超聲波焊機得到了2.8 kW的鋁/鋼接頭強度，同時在界面觀測到小于2 μm的FeAl3和Fe2Al5的中間相。

由于超聲波金屬焊接是一個復雜的動態過程，溫度和塑性變形程度導致了界面的冶金反應狀況，而目前無法采用試驗手段測量焊接中心的溫度及應變，導致對超聲波焊接機理認識依舊不足，因此，國內外學者開展了超聲波焊接模擬的研究。ELAGOVAN等[8]研究了不同壓力和板厚對鋁合金超聲波焊接溫度場和應力場分布的影響，發現隨著壓力增大界面溫度先升高后降低。CHEN等[9]發現超聲軟化明顯增加了鋁/銅接頭的變形，這有利于焊接的形成。目前超聲波金屬焊接模擬研究中的熱源大都以摩擦熱和塑性變形熱方式加載至模型相應的區域，然而，高溫和高超聲振幅會導致鋼/鋁界面發生不規則的大變形，使界面摩擦狀況比較復雜，且摩擦因數很難用簡單數學公式描述。另外，由于工件振動加速度與時間關系非線性，故剪切力做功很難計算。此外，對超聲波焊接過程鋼的超聲軟化認識也不足。因上述原因，目前有關鋼/鋁超聲波焊接模擬的研究較少。

為了明晰超聲波焊接機理，本文利用ANSYS軟件建立了鋁/鋼大功率超聲波焊接有限元模型，模擬了超聲波焊接過程中溫度場分布以及工件材料的塑性變形規律。

1 有限元模型

超聲波焊接是在壓力作用下將焊頭的高頻機械振動能量傳遞至工件之間，使界面發生塑性變形及冶金反應的過程，如圖1所示。超聲波焊接幾何模型包括焊頭及其末端、工件以及底座。由于實際使用的焊頭端面為長方體，不滿足軸對稱條件，且焊頭端面尺寸相比工件而言較小，也不滿足平面應變簡化的條件，因此為了提高計算精度，研究中采用三維對稱模型。

圖1 超聲波焊接示意圖Fig.1 Schematic diagram for ultrasonic welding

1.1 模型建立

假定工具頭和工件為各向同性導熱材料，在這個前提下，熱傳導的控制方程可以表述為[10]

(1)

式中，cθ為隨溫度變化的材料質量熱容；kθ為隨溫度變化的熱導率；ρ為材料密度；Q為焊接熱量。

焊接試驗采用瑞士Telsonic 5000大功率超聲波焊機，其額定功率為4.0 kW。所設定的焊接參數為：焊接壓力1.98 kN，焊接時間1 s，超聲振幅27 μm(平衡點到峰值)、頻率20 kHz，焊頭齒數10個。采用的工件為DC04低碳鋼和6061-T6鋁合金，尺寸分別為0.8 mm×100 mm×25 mm和1.2 mm×100 mm×25 mm。試樣焊接采取搭接放置，搭接區域為25 mm×25 mm。考慮到鋁容易粘在焊頭上，難以去除且影響焊接質量，將低碳鋼考慮為上工件。焊頭末端尺寸為7 mm×5 mm，模型中只考慮焊頭及底座的部分實體，焊頭末端尺寸與實際形狀一樣以確保計算準確性，如圖2所示。

圖2 焊頭形貌及其尺寸Fig.2 Sonotrode geometry and its dimensions

為確保計算精度，在進行熱分析時采用20節點的Solid90單元；考慮齒嵌入過程材料處于大變形，力學分析采用20節點的Solid186單元；接觸計算采用8節點的面-面接觸單元Conta174和目標單元Targe170。對模型中焊接區域附近采取較密網格劃分，網格尺寸為0.125 mm；遠離焊接區域的網格尺寸逐漸加大。圖3所示為建立的有限元模型。

圖3 有限元模型Fig.3 FEM model

1.2 材料物理屬性

為了提高計算精度，工具頭及所有工件均采用隨溫度變化的材料屬性，焊頭、底座和6061-T6鋁合金隨溫度變化的材料屬性見文獻[11]，低碳鋼隨溫度變化的物理屬性如表1所示[12]。

表1 低碳鋼隨溫度變化的物理屬性[12]

在超聲和熱作用下材料晶格內部位錯增加，使材料屈服強度減小。根據LANGENECKER[13]的研究結果，當Fe和Al在不同振幅作用時屈服極限會降低至0，因此有必要將材料變軟率考慮進來。超聲變軟率αus與超聲場強度有關，即與焊接振幅f(μm)和超聲頻率ε(Hz)有關[11]，其計算公式為

αus=(1-afε)2

(2)

其中，a為相關待定系數，根據文獻[14]，對于低碳鋼，在20 kHz振動頻率條件和27 μm振幅下，對應的a值為7.66×10-7。

1.3 模型邊界條件及計算過程

JEDRASIAK等[15]指明焊接界面的熱源主要由超聲電功率提供，且只有部分電功率轉化為界面溫度。由于高溫和高超聲振幅會導致鋼/鋁界面摩擦狀況比較復雜，且由于工件振動加速度與時間關系的非線性使剪切應力做功很難計算，因此研究中的熱源考慮與電功率P(t)和接觸面面積Aw有關，熱源密度計算公式為

(3)

式中，δ為超聲功率與焊接能量之間的轉化率。

焊接過程中超聲電功率曲線如圖4所示。

圖4 電功率隨焊接時間變化Fig.4 Ultrasonic power changed with welding time

模型中考慮了工具頭、工件與空氣的對流熱傳導。超聲振動使工件與空氣的接觸面產生了較多的對流換熱，將焊頭和工件對流傳熱系數設定為500 J/(m2·℃)[16]，在焊接結束時設定為5 J/(m2·℃)。將式(3)計算的熱源密度加載至模型。模型中設定計算得到的各時間點對應溫度與熱電偶測得的溫度相等，即θ′=θ，當兩者相對誤差最小時，則輸出δ和溫度場結果。熱分析結束后進行結構分析，結構分析中邊界條件的設定與實際焊接工況一致，具體為：壓力施加在焊頭的頂端面，底座底面約束Y向固定位移，對稱面施加對稱位移約束。圖5為熱力耦合流程圖。

圖5 熱力耦合計算過程Fig.5 Computation algorithm for thermo-mechanical analysis

界面溫度采用K型熱電偶測溫方法測量，熱電偶直徑為0.2 mm。在下工件的上表面開0.5 mm半圓形槽，用電阻點焊機將熱電偶絲埋入材料內部。測溫點距離焊接區域中心1.5 mm，圖6為測溫示意圖。

圖6 熱電偶測溫示意圖Fig.6 The schematic diagram of thermocouple temperature measurement

圖7 模擬的界面溫度與測量溫度對比Fig.7 Comparison of simulated interface temperature and experimental measurement temperature

2 模擬結果與分析

2.1 界面溫度

圖7為模擬的界面中心的溫度與試驗測量的溫度對比曲線。從圖7中可看到，模擬的界面溫度與試驗測量的溫度之間的平均相對誤差小于1%，這說明模擬結果是合理的。在焊接結束時(焊接時間t=1.0 s)，模擬的界面溫度為566 ℃，為鋁合金熔點的87%，明顯比銅/鋁超聲波焊接的溫度高[9]。較大的溫升速率會加快界面上的微觀組織演變。此外，在焊接結束時測量點的溫度為560 ℃，模擬的界面中心處溫度比測量點僅高6 ℃，說明界面溫度不是界面中間相分布極不均勻的主要原因。相比之下，超聲波更容易促進界面鋼與鋁的元素擴散，且超聲強度在材料上是不均勻分布的，可使材料內部的空位濃度分布不均勻，導致界面中間相分布極不均勻。

圖8所示是模擬的焊接過程中不同時間點的焊接截面溫度場分布結果。圖8a為焊接時間t=0.13 s時的溫度場分布，此時溫度主要分布在工件以及底座齒上，這是因為鋁熱導率大，向鋁/鋼界面傳遞熱量較多。在焊接時間t=0.23 s時(圖8b)工件溫度升高，焊頭以及底座上高溫區域比工件明顯小，這是因為鋼的熱導率較小。之后，在t=0.32 s時(圖8c)，底座和焊頭的溫度場分布范圍增大。在焊接結束時(圖8d)，由于鋼和鋁熱導率的差異，材料之間溫度場在Y方向呈現非對稱分布，高溫區域主要發生在鋁內，但在焊接區域范圍內，鋼/鋁接觸面兩端附近溫度相同。

(a) t=0.13 s (b) t=0.23 s

圖9所示為模擬的工件接觸面9mm×7 mm區域內的溫度場分布，最高溫度出現在區域中心，焊接過程中心處平均溫度上升速率為566 ℃/s。焊接區域邊角處的溫度為458 ℃，低界面中心處108 ℃。沿X方向邊緣處溫度為515 ℃，低界面中心51 ℃。

圖9 1 s時工件接觸面溫度分布Fig.9 Temperature distribution ofthespecimen/specimen interface at welding time of 1 s

圖10所示為模擬的焊接過程中的超聲電功率與焊接熱量之間的轉化率。可以看到，在焊接初始階段(t<0.2 s)，轉化率δ低于0.50；隨后δ呈指數上升，在0.4 s之后近似穩定，此時轉化率約為0.55。焊接過程中耗損的電功率主要作用于去除表面氧化膜，形成局部微連接，以及提供原子的遷移、界面及附近中間相生長和動態再結晶的吉布斯自由能，剩余少量(約5%)的超聲電功率耗損在電系統與聲系統的轉化上[17]。

2.2 工件塑性變形

圖11所示是模擬的工件接觸面11 mm×10 mm區域內鋁側的塑性應變分布，可知，在焊接結束時區域材料均發生塑性變形，工件接觸面的材料呈現出由外側向中間區域塑性流動并堆積在一個近似環形區域邊緣的現象，這促進了焊接界面形成，且堆積產生的焊接區域的面積遠大于焊頭端面的面積。

圖11 模擬的1.0 s時界面塑性應變分布Fig.11 Predicted plastic deformation area at welding time of 1.0 s

圖12所示是采用掃描電鏡觀測的界面斷口宏觀形貌，可明顯看到，材料在焊接區域邊緣發生堆積的現象，造成了焊接界面的不平整，這說明模擬結果與實際吻合較好，也可以說明界面產生了波狀變形，形成機械互鎖，這提高了焊接質量。焊接區域面積約為9 mm×7 mm，遠大于焊頭末端尺寸。這是因為焊接的界面溫度及振幅較高，增強了材料的軟化，在超聲剪切力的作用下，加劇了上下工件的塑性變形，導致焊接區域的面積比焊頭端面面積大。根據界面塑性應變分布結果(圖11)，摩擦區域內也發生了塑性變形，說明鋼/鋁界面上的摩擦區域與塑性變形區域之間沒有明顯的界限。

圖12 工件接觸面形貌Fig.12 Morphology of thespecimen/specimen contact area

圖13所示為模擬的焊頭/鋼工件接觸面鋼側的節點路徑的塑性應變分布，可知，塑性應變分布有起伏波動，齒峰下方節點塑性應變較大，而齒谷下方的塑性應變值較小，齒峰和齒谷的應變存在較大差異。

圖13 焊頭下方材料塑性應變沿X方向分布Fig.13 Plastic stain distribution beneath sonotrode along X-direction

圖14是焊頭/鋼工件接觸面的鋼側節點路徑上的顯微維氏硬度(pHV)分布規律圖。齒峰(Peak)和齒谷(Valley)兩者的硬度存在明顯差異，最大差異為17%。此外，鋼工件上的硬度明顯比低碳鋼攪拌摩擦焊的鋼工件硬度(大于120HV)要低[18]，這是因為超聲軟化使材料內部以及晶界存在大量缺陷，使塑性變形更容易。由于該方向上的塑性應變存在起伏波動(圖12)，導致硬度也呈現起伏波動分布。

圖14 焊接截面的硬度分布Fig.14 Horizontal hardness profile of the weld cross-sections

圖15所示為模擬的焊接過程的塑性區域面積隨時間變化關系。塑性變形區域面積為塑性應變大于0的單元面積總和。塑性區域在焊接時間0.13 s時開始出現，之后呈指數增長，并在焊接時間0.17 s時達到最大值63 mm2，然后至焊接結束保持穩定。這是因為在超聲波、焊接壓力以及溫度的共同作用下初始連接面形成，而該初始連接面之外的地方離焊頭較遠，使得焊接區域(塑性變形區域)不再增大。當工件接觸面局部發生塑性變形時，金屬氧化膜在超聲剪切力作用下破碎并斷裂，隨著超聲振動逐漸排至遠端。

圖15 界面塑性區域面積隨時間變化Fig.15 Change in the plasticdeformation area of weldinginterface with weld time

研究工件表面齒的嵌入對認識焊接過程比較重要。圖16所示是模擬的焊接過程中不同時間點的焊接結構塑性應變分布結果，塑性應變能反映齒的嵌入。由圖16a可知，在焊接初始階段，工件溫度升高，在超聲振動作用下，焊頭開始嵌入鋼上表面。在焊接時間0.13 s時，焊頭端面的齒嵌入鋼表面較深，此時鋁并無明顯嵌入；之后鋁塑性變形變大，底座齒逐漸嵌入鋁工件下表面，在焊接時間0.23 s時，鋁板已經有較大的嵌入深度，焊頭壓入鋼表面深度也加大(圖16b)；在焊接時間0.32 s時，底座中間齒已完全嵌入鋁中，而邊緣齒并未完全嵌入鋁中(圖16c)；遠離中心區域底座齒嵌入深度小，這是因為該處溫度較低；在焊接結束時，焊頭齒已完全嵌入鋼表面，并導致邊緣處的上工件材料被擠出，同時底座邊緣齒的嵌入深度也加大，此時最大塑性應變發生在邊緣齒下方的鋼工件處(圖16d)。適當的工件表面壓痕能促進焊頭振動更有效傳入工件之間，但是，過深的壓痕會導致嚴重的接頭應力集中并且降低接頭質量。

(a) t=0.13 s (b) t=0.23 s

圖17所示為掃描電鏡觀測的鋼/鋁接頭宏觀焊接橫截面與模擬結果的對比。由圖17可知，在焊接壓力、超聲波軟化以及溫度的共同作用下材料明顯變薄，模擬結果與試驗結果誤差約為6%，誤差在合理范圍內。此外，由圖17a可看出，鋼/鋁界面處不存在間隙，界面結合較好，并且表現出明顯的機械互鎖特征。超聲剪切應力和壓應力的共同作用導致了界面的機械互鎖形成，提高了焊接質量。

(a) 試驗測量結果

圖18為焊接過程的焊頭下壓位移曲線，明顯看出焊頭下壓過程可分為三個階段。在第1階段(0～0.22 s)，焊頭下壓位移d增大的原因是鋼工件的嵌入；第2階段(0.22～0.32 s)，d增大速度加快的原因是超聲以及溫度導致的軟化促進了鋁合金的塑性變形；第3階段(0.32～1 s)，d增大的原因是工具頭邊緣齒的嵌入加劇，但界面的溫度上升速度變慢導致d的增大速度比第2階段小。焊接過程結束時焊頭下壓位移為0.41 mm。根據文獻[19]的研究，焊接區域的總應變與焊頭下壓位移有一定的對應關系，可以用焊頭位移表征焊接區塑性變形。另外，工件的超聲振動同樣影響界面的塑性變形，因此，可以用焊頭下壓位移結合工件振動位移來優化超聲波焊接質量[20]。

圖18 焊頭下壓位移隨焊接時間變化Fig.18 Downward displacement of the sonotrode changed with welding time

3 結論

(1)在鋁/鋼大功率超聲波焊接過程中，超聲功率轉化為焊接的熱量呈指數上升，導致焊接初始階段界面溫升速率較大，在焊接結束時最高溫度為566 ℃，為鋁合金熔點的87%。

(2)界面上的塑性應變分布不規則，呈現起伏波動。界面上的材料由外側向中間的區域發生塑性流動并堆積在該區域的邊緣，所形成的焊接區域的面積遠大于焊頭端面面積。

(3)在焊接過程中，焊頭首先嵌入鋼工件的表面，底座齒在鋁合金的嵌入滯后于鋼，之后底座齒逐漸嵌入鋁工件下表面。在焊接結束時，焊頭齒已完全嵌入鋼表面，并導致邊緣處的上工件材料被擠出，同時底座邊緣齒的嵌入深度也加大。