動力鋰電池極耳激光焊接成形和組織性能研究①

王智海，陳 力

(浙江農業商貿職業學院汽車技術系，浙江 紹興 312088)

1 引言

當前，新能源汽車發展勢頭迅猛，以鋰離子電池作為動力主流的需求隨之增多，其單體電池在組合堆疊成模組或Pack包時均需連接在一起，串并聯連接所用的中間物即極耳，目前采用的焊接方式有多種方式：超聲波焊接、激光焊接、電子束焊接、TIG焊接等，用于最為廣泛的手段是激光焊接極耳材料，同時也存在許多問題，如虛焊、焊穿、爆孔等，虛焊帶來的極耳連接不良在焊縫處將會增加連接電阻，產生大量的熱，同時大量裂紋易導致焊接強度較低，使用過程中的振動會延展分離，而焊接功率過大或焊接速度的過低會導致極耳焊透，焊縫表面會形成爆孔，擊穿電芯導致漏液[1]。之所以會產生以上不良是因為銅鍍鎳片與鋁合金片二者線熱膨脹系數不一致，焊接接頭熱穩定性差，同時兩種金屬的晶粒尺寸在熔焊時不易掌控，會產生大量的金屬間化合物IMC，同樣也會對金屬極耳的成形組織性能產生影響。

但激光焊接技術通過激光聚焦照射于極耳表面，光斑融化材料迅速焊接，較傳統焊接方式具有以下幾個方面的優點：

(1)焊區反應和變形量小，匹配適用于極耳超薄材料焊接；

(2)焊接位移精確，由于是非接觸式焊接振動小，可實現高精度焊接質量；

(3)焊接加工工藝性好，結合三坐標系統可實現自動化快速焊接，提升焊接效率，滿足動力電池焊接工業需求[2-3]。

激光焊接主要通過激光器材料激光束形成焊接熱源，照射焊接對象，熔化焊接材料形成焊接熔池，待冷卻凝固后形成焊縫，主要分5個階段：材料吸熱階段(吸收激光電磁能)、材料加熱階段(電磁能遷移至材料內部)、材料熔化階段(熱能集聚溫度升高)、材料汽化階段(等離子體出現)、復合階段。采用激光焊接電池極耳材料時，對其影響最大的因素為焊接輸入熱，焊接輸入熱又與激光焊接功率與焊接速率相關，具體關系如公式1所示：

(1)

式中：Q為焊接輸入熱量，J/mm；p為激光焊接照射功率，W；v為焊接時的移動速率，mm/s；μ為焊接功率系數比，無量綱。由上式可知，輸入熱與激光焊接機功率正相關[4-5]，同等功率大小的焊接熱輸入取決于焊接移動速率的快慢。本文對激光焊接功率和焊接移動速率進行試驗分析，分析二者對極耳激光焊接成形和組織性能的影響規律。在采用不同工藝參數對TU1銅鎳合金(3 mm)與6061鋁合金(0.5 mm)激光焊接后，其中TU1銅鎳合金作為極耳材料，3 mm 6061鋁合金作為匯流排，再觀察不同參數下的顯微組織性能，試驗焊接后的最大抗拉剪強度和斷面硬度值，以比較焊接質量的優劣。

2 實驗部分

2.1 試驗材料

激光焊接試驗材料所用的兩種金屬厚度分別為3 mm和0.5 mm，3 mm 6061鋁合金為T6態(固溶后時效處理)，0.5 mm銅鎳薄片為硬態。兩種焊接對象主要材料成分如表1和表2所示。

表1 試驗材料6061鋁合金的化學成分Table 1 Chemical composition of 6061 aluminum alloy.

表2 試驗材料Tu1銅鎳合金的化學成分Table 2 Chemical composition of Tu1 copper alloy.

按照試驗要求制作焊接試樣尺寸，除去TU1銅鎳合金表面的氧化膜，完成后將6061鋁合金薄片放入乙醇溶液中，在焊接前取出采用棉布擦拭晾干，TU1匯流排焊接區域采用99%以上濃度的乙醇溶液擦拭，完成后采用夾具固定在激光焊接臺上，試驗溫度不做設置，采用99.9%的純氬作為焊接保護氣體，控制氣體流量300 ml/s[6]。

試驗中采用TU1焊接材料和6061鋁合金的尺寸參照實際動力電池極耳與匯流排相同的材料，TU1匯流排材料具體尺寸,70 mm×50 mm×3 mm，6061鋁合金極耳材料具體尺寸為70 mm×50 mm×0.5 mm，基本外形尺寸由線切割制成，TU1銅鎳合金放置于6061鋁合金的下方(即極耳在上，匯流排在下)，部分重疊放置，如圖1所示，重疊尺寸為40 mm。

圖1 試樣尺寸及焊接布置圖Fig.1 Sample size and welding layout.

2.2 試驗設備

試驗使用的激光焊接設備主要以YLS-2000激光器為激光源，外形如圖2所示，擁有連續和調制兩種工作模式，波長為1 070 nm，調制頻率為5 kHz，光速質量BPP大于2 Mm×mrad。配備兩路水冷光纖頭和準直器，工作焦距在50～50 mm處可調，誤差小于±1%。

圖2 YLS-2000 光纖激光器外形圖Fig.2 YLS-2000 fiber laser.

焊頭選用水冷式光纖激光焊頭FLW D30，可在垂直或水平兩種條件下工作，同時實時污染監測。

試驗中顯微組織觀察采用的是OLYMPUS BX51顯微鏡進行拍攝分析，主要是觀測不同焊接工藝參數下試樣的顯微組織結構。采用WAW-2000D型號萬能試驗機對極耳激光焊接進行拉伸剪切試驗，獲取不同處理下的最大拉伸剪切載荷，拉伸試驗速率為2 mm/min。文中硬度試驗選取的測試載荷為400 gf，其載荷保持時間為20 s。

2.3 激光焊接工藝參數

選取焊接功率和焊接速率作為主要的激光焊接工藝參數，根據以往文獻和試驗得出了二者的基本較優工作范圍，焊接功率范圍在800～1 500 W，焊接速率范圍在15～80 mm/s，通識經驗認為激光功率過小或者焊接速率過快，均會導致焊接接頭強度低或出現虛焊現象，而當焊接功率過大或焊接速率過慢，則會出現局部焊透或焊穿現象，因此該試驗均在上述參數工作范圍中各選取5組參數對比試驗觀察，固定焊接速率組起數值為50 mm/s，固定焊接功率組其數值為1 000 W，即按照表3所示進行激光焊接組合參數試驗，采取萬能試驗機對焊接后的樣品進行拉伸剪切試驗，利用硬度計測試試樣焊接區硬度，再進行分析顯微組織結構，以獲得焊接性能優化的機理。

表3 激光焊接工藝參數組合表Table 3 Combination of laser welding process parameters.

3 實驗結果

依照動力電池的焊接技術測試標準，對激光焊接偶的動力電池極耳樣件進行抗拉剪性能測試，需要說明的是拉伸試驗方向垂直于焊接路徑(即平行于最大尺寸70 mm尺寸方向)，設置的拉伸速率為2 mm/min，對每種參數試驗的樣品進行三件抗拉剪試驗，如圖3所示，以獲得較為真實平均的試驗結果值。每種焊接組合參數下選取一件試樣，在其焊接區域頭中尾部各選取一個位置測試維氏硬度，測試方向如圖3所示，測量焊縫表面硬度以焊縫基本中心線處作為焊接起點，再沿焊縫寬度兩側依次測量，其硬度測量間距為0.2 mm。

圖3 力學性能試驗測試方向Fig.3 Test direction of mechanical property.

3.1 力學性能：抗拉剪強度

固定焊接速率下的焊接功率對抗拉剪測試結果如圖4(a)所示，在保持焊接速率50 mm/s的前提下，激光功率增大后，極耳焊接接頭的抗拉剪性能隨功率增大呈現先增大后減小的趨勢，在激光功率1 100 W時，抗拉剪性能出現峰值，其數值達到1 380 N，可分析出在50 mm/s的速率下，激光功率在1 100 W附近出現最優。當焊接功率在950 W時，焊接輸入能量較小，焊縫熔深較淺，導致抗拉剪性能差。而當焊接功率大于1 100 W時，其抗拉剪性能反而降低，其原因是隨著焊接輸入能量增加，極耳材料6061鋁合金熔化程度嚴重，導致更加多的鋁元素參與到銅鋁的溶解當中，熔深熔寬雖有增加，但在焊縫中有更多的銅鋁金屬間化合物生成，該金屬化合物硬度和脆性性能較高，但抗拉剪強度降低，以致隨著激光焊接功率的增加，數值逐漸降低。

圖4 不同焊接速率與焊接功率下的抗拉剪試驗值,(a)固定焊接速率50 mm/s，(b)固定焊接功率1 000 WFig.4 Tensile shear test values at welding rates and welding power.(a) Constant laser rate:50 mm/s,(b) Constant laser power:1 000 W.

固定焊接功率下的焊接速率對抗拉剪測試結果如圖4(b)所示，在保持焊接功率1 000 W的前提下，激光速率增大后，動力電池極耳焊接接頭的抗拉剪性能同樣出現隨速率增大而先增大后減小的趨勢，在激光速率60 mm/s時，抗拉剪性能出現峰值，其數值達到1 323 N，當焊接速率較慢時，雖能保證輸入的焊接能量足夠，形成較寬的焊縫熔寬或者熔深，但形成的銅鋁金屬間化合物晶粒變大，內部焊頭組織同時氣孔，以致抗拉剪強度降低，隨著焊接速率的加快，減少焊接能量的輸入，可降低銅鋁化合物的生成，同時提升抗拉剪強度，但當焊接速率快于60 mm/s后，輸入的能量小于焊接本身所需要的基本熱量，所形成的焊縫中出現大量的焊縫氣孔，減小了抗拉剪試驗過程的有效截面積，因此焊接輸入能量較小會導致焊縫熔深變淺，影響抗拉剪性能降低。

3.2 力學性能：維氏硬度

固定焊接速率下的焊接功率對維氏硬度結果如圖5(a)所示，在保持焊接速率50 mm/s的前提下，激光功率增大后，焊縫兩側維氏硬度也呈現出先提高后降低的趨勢。在激光功率1 250 W時，硬度測試出現峰值，最高硬度值達到133 HV，其原因是焊接功率較小時候。焊縫形成的熔化程度不深，未生成銅鋁間化合物，焊縫中心區硬度不高，隨著焊接功率的增大，快速增加了焊縫溶解程度，在熔池中溶解了大量極耳材料6061鋁合金的鋁元素，形成銅鋁化合物提高硬度，但隨著焊接功率進一步的增加，鋁元素與銅反應速率到一定程度終止，鋁元素未能參與到銅鋁的溶解產生大量的焊接氣孔，表現為硬度降低。

固定焊接功率下的焊接速率對抗拉剪測試結果如圖5(b)所示，在保持焊接功率1 000 W不變，不斷增大激光速率后，從圖中可以看出，動力電池極耳焊接接頭焊縫硬度雖速率增快而降低，基本機制與激光功率一致，焊接速率的變化直接改變了單位長度的焊接能量輸入，當焊接速率提高后，降低焊池溶解程度，電池極耳材料形成的化合物生成減少，導致焊縫維氏硬度不高，當激光焊接速率70 mm/s時，僅有少量的鋁元素參與到熔池熔接中，焊縫中心出的硬度幾乎與母材硬度無異。

圖5 激光功率與激光速率對極耳焊接頭硬度的影響，(a)固定焊接速率50 mm/s，(b)固定焊接功率1 000 WFig.5 The effect of laser power and rate on the hardness of lug welded joints.(a) Constant laser rate:50 mm/s,(b) Constant laser power:1 000 W.

3.3 顯微組織

該試驗主要選取兩組試驗參數下的顯微組織進行觀察對比，如圖6所示，分別為兩種參數下的焊縫表面宏觀形貌與斷面顯微金相組織，圖6(a)與圖6(b)為焊接功率1 000 W，焊接速率70 mm/s的結果，圖6(c)與圖6(d)為焊接功率1 100 W，焊接速率50 mm/s的焊接結果。

圖6 極耳焊頭焊縫表面形貌與斷截面顯微組織Fig.6 Surface and cross-sectional morphology of lug welded joints.

從圖6(a)中易看出，由于輸入的激光焊接能量較小，導致在宏觀形貌中產生了大量的未熔化白斑現象，同時在斷截面的金相圖中融合滲透的鋁元素較少，參與熔化焊接的6061鋁合金層薄，另外也出現了少量的焊接氣孔缺陷。反之，在焊接功率1 100 W，焊接速率50 mm/s焊接工藝參數條件下，在其宏觀形貌圖中出現了燒蝕現象，分析原因為焊接局部能力冗余，產生過焊接缺陷，從宏觀圖中看到總體焊接質量較好，形成了較為規整的鱗次外觀，在其顯微組織圖中可看到6061鋁合金參與焊接程度較深，其反應尺寸幾乎為另一種參數下的3倍，也出現了大量的氣孔，改氣孔由于極耳材料參與焊接較多，但彼此反應時間短，接觸不徹底[7]。

4 結論

對動力鋰電池極耳材料TU1銅鎳合金與6061鋁合金進行激光焊接試驗，分別固定焊接速率調整改變焊接功率與固定焊接功率調整改變焊接速率兩種變化工藝參數下進行試驗，對力學性能測試了抗拉剪強度和維氏顯微硬度，同時還選取代表性焊接對象，觀察了表面宏觀形貌及斷截面顯微硬度，試驗結果表明：焊接速率50 mm/s、激光功率1 100 W時，抗拉剪強度最佳，達到1 380 N，激光功率1 250 W時，顯微硬度最高，達到133 HV，同時二者還出現了因激光功率增加先增后減的趨勢，最為重要的原因之一就是銅鋁金屬間化合物生成量的多少，其直接影響極耳材料焊接后的力學性能表現；焊接功率1 100 W、激光速率60 mm/s時，抗拉剪強度最佳，達到1 323 N，激光功率1 250 W時，顯微硬度最高，達到120 HV。在選取的兩個焊接能量輸入的極端中的組織中發現，焊接能量較小時，極易產生未熔區和少量氣孔，焊接能量較大時，通常表觀焊接質量較好，但極大可能會出現燒蝕現象和大量氣孔，銅鎳合金與鋁合金二者反應程度較深未必足夠充分，導致焊接氣孔產生[8]。

通過二者的工藝參數的組合運用，對動力鋰電池激光焊接成形和組織性能進行組合研究。對其力學性能和顯微組織機制機理分析比較，對實際電池極耳激光焊接接頭處的力學性能與問題分析提供了參考。