步進追頻及恒振幅控制的超聲電源設計

蘇含玉 安純堯 劉建停 李喜峰

(上海大學 上海 200040)

0 引言

超聲金屬焊接的實現方式是使金屬結合面在一定壓力和高頻超聲振動下產生劇烈剪切和塑性變形，從而實現連接界面的固相粘連[1-2]。由于其具有焊接時間短、可靠性高和環保安全等特性，被廣泛應用于電器引線、熔斷器片、鋰電池極耳的焊接等領域[3-5]。超聲電源作為金屬焊接時功率信號的發生裝置，其輸出頻率和振幅的大小對焊接質量有著至關重要的影響[6-8]。文獻[9]提出了可編程邏輯陣列-直接數字式頻率合成器(Field programmable gate array-direct digital synthesizer FPGA-DDS)進追頻原理，并解決了壓電換能器諧振頻率受焊接工具頭發熱而產生漂移的問題，但未對實際焊接過程中工況變化導致的負載變化規律進行探究。本文在文獻[9]的研究基礎上，將FPGA-DDS 步進追頻原理與具體工況相結合，在金屬薄片實際焊接過程中，把電壓電流的相位差信號取出，作為激勵振動系統諧振頻率變化的控制信號[10]，通過研究焊接過程中電流與電壓的相位關系，進行負載變化追頻邏輯設計，并對焊接振幅與輸入電流的關系進行研究，將輸入電流大小作為反饋信號進行振幅控制。當電源檢測到相位差和輸入電流變化過大時，數字鑒相器和功率調節單元對驅動頻率和占空比進行同步調節，以保證超聲金屬焊接電源工作的穩定性及可靠性。

1 超聲電源系統

超聲電源的系統結構如圖1 所示，分為屏幕、FPGA、主電路模塊和采樣電路模塊。

圖1 超聲電源系統結構圖Fig.1 Structure diagram of ultrasonic power system

屏幕與FPGA 通過UART 協議進行通信，將初始占空比、頻率和焊接時間等焊接參數傳遞給FPGA 進行處理，FPGA 將實時驅動頻率、功率和溫度回傳給屏幕進行顯示。FPGA對采樣電路模塊得到的信號進行邏輯運算，并根據運算結果對驅動波形的頻率和相位做出調整，最后將經過反饋控制的驅動信號輸出給主電路模塊。

主電路模塊包括整流濾波、全橋逆變、驅動和匹配電路，主電路模塊將220 V 工頻交流電整流濾波后逆變成需要的高頻交流電，并通過匹配電路驅動換能器。

采樣電路模塊將電流與電壓信號轉換為數字信號傳遞給FPGA進行相位差計算，并將采樣得到的溫度信號和輸入電流信號與設定值比較，以實現電源的過熱和過流保護以及恒振幅控制。

2 負載變化對諧振頻率及焊接振幅的影響

超聲金屬焊接過程是動態加載過程，過程中時變性的焊接參數減弱了匹配電路調諧變阻的效果，導致聲學系統的性能遠低于空振狀態[11]。焊接結果受多個焊接參數共同影響，常用的焊接參數為焊接壓力、驅動頻率、電功率、焊接時間及摩擦系數。焊接壓力與被焊接材料的可流動性極限、硬度及厚度有關；超聲波驅動頻率和功率決定了焊接振幅的大小，對于所需焊接能量一定的被焊件，在諧振頻率點和較大電功率下進行焊接，可以減少焊接時間，提高工作效率；摩擦系數與工具頭和被焊件的表面狀態有關。其中任何參數的改變都會對負載產生影響，進而使動態加載過程中的諧振頻率發生變化。在實際超聲焊接過程中，為了保證焊接振幅維持穩定且最大，都會對超聲焊接壓力、超聲波頻率、功率及時間進行設定。此時，焊接參數中僅有摩擦系數會隨著工件表面變化而變化，若始終以定頻率焊接，摩擦系數對負載阻抗及諧振頻率的影響會體現在振幅和負載端的電流與電壓相位上。

以銅片焊接為實驗研究對象，研究單一因素(摩擦系數)作用下負載變化對阻抗及諧振頻率的影響，設定的銅片焊接參數如表1 所示。以阻抗分析儀所測得的換能器諧振頻率fs作為工作頻率fw進行定頻焊接，利用激光測振儀OptoGUI記錄焊接過程中振幅的變化。同時，使用示波器觀測該過程的電流與電壓相位變化情況。

表1 銅片焊接參數Table 1 Copper sheet welding parameters

焊接振幅如圖2所示，其初始振幅最大，之后呈現非線性下降趨勢，極差為12.5 μm，表明在焊接過程中負載變化對諧振頻率有影響，諧振頻率fs不斷遠離實際工作的驅動頻率導致振幅快速下降。

圖2 設定參數下的焊接振幅Fig.2 Weld amplitude under the setting parameters

雖然在焊接過程中無法使用阻抗分析儀對帶載換能器進行實時阻抗分析，但阻抗變化規律可從電流與電壓相位變化情況中得出。如圖3 所示，焊接起始時換能器工作在串聯諧振頻率上，電流與電壓相位重合，換能器呈現純阻性阻抗，此時對應的焊接振幅最大，之后電壓相位逐漸滯后電流相位至最大90°，對應焊接振幅逐漸下降至最小的過程。

圖3 焊接過程中電流與電壓相位變化Fig.3 Current and voltage phase changes during welding

綜合上述測試參數可知，換能器在焊接過程中的負載呈現容性，實際的諧振頻率fs逐漸升高，且在焊接時間內升高速度較快。

3 步進追頻及恒振幅控制方案

3.1 步進追頻控制方案

負載變化對諧振頻率的影響(實際諧振頻率增大)與文獻[9]中焊接工具頭發熱對諧振頻率的影響(實際諧振頻率減小)相反，且變化速度與之相比較快。因此，負載變化追頻是在溫升追頻的基礎上實現補償。

根據FPGA-DDS 的步進追頻原理[9]，將數字鑒相器檢測到的電流及電壓信號的相位差轉換為對應大小的誤差范圍ε。如圖4 所示，設定兩個誤差范圍ε1與ε2，當判定電流與電壓相位差變化超過ε2/2 時，以步進量1.01 Hz 向使諧振頻率升高的正方向調節實時驅動頻率，此時負載追頻補償量Δf負載變化起主要作用，抵消溫升對頻率的補償(溫升補償步進量為0.01 Hz)后，實際步進量為1 Hz；當判定電流與電壓相位差變化較小時(ε2/2＞ε ＞ε1/2)，溫升補償起主要作用，負載追頻已補償的疊加量保持不變，其追頻邏輯如圖4 所示，其中fr為實時驅動頻率，fi為起始諧振頻率。

圖4 負載變化追頻邏輯Fig.4 Load change chasing logic

根據DDS 調頻原理可知，當FPGA 系統時鐘fclk和相位累加器數字N確定后，輸出頻率fout值由頻率控制字K決定：

負載變化追頻邏輯下的K值計算如式(2)所示，實時驅動頻率fr所對應的頻率控制字Kr由起始驅動頻率控制字Ki、補償量ΔK溫升及補償量ΔK負載變化組成：

3.2 恒振幅控制方案

3.2.1 全橋移相控制原理

根據全橋逆變拓撲電路及移相控制原理，通過控制移相角α的大小，來調節輸出電壓Uo的大小。輸出電壓Uo如式(3)和式(4)所示，D為占空比，Uin為輸入電壓，Ton為導通時間，T為開關周期。由于有死區時間的設置，因此半個周期內的導通時間Ton小于T/2，最大占空比D小于1。同時，兩組對角開關管的導通時間Ton不可相同(移相角α不可為0)，否則電路無法續流，導致占空比D不可調節。若占空比D的調節精度較高，即可實現功率的連續可調。

移相調節量的大小由DDS 控制原理中的相位控制字P決定，考慮到死區及續流，取最大占空比為0.8。實時相位控制字Pr如式(5)所示：

其中，Pi為起始占空比Di對應的相位控制字，ΔP步進為功率調節時對應的相位控制字。

3.2.2 輸入電流與焊接振幅關系研究

根據式(6)可知，超聲電源內阻r一定的情況下，換能器的動態支路的阻抗變化與輸入電流Iin存在對應關系，控制輸入電流Iin的大小，即可實現對動態支路電流的調節：

式(6)中，R1為換能器的動態電阻，C0為換能器的靜態電容，ωs為換能器的串聯諧振角頻率。

為進一步研究輸入電流與焊接振幅的關系，分別以占空比0.55、0.60、0.65、0.70、0.75 及0.80 對銅片進行焊接，銅片焊接參數同表1。使用激光測振儀OptoGUI 和功率計PW9800 記錄最大焊接振幅和最大輸入電流。

如圖5 與圖6 所示，最大焊接振幅、最大輸入電流與占空比D之間存在較好的線性對應關系。因此，以焊接振幅作為被控對象，輸入電流作為反饋對象，占空比作為調節對象，以此實現對振幅的閉環調節。

圖5 最大焊接振幅和最大輸入電流的關系Fig.5 The relationship between the maximum weld amplitude and the maximum input current

3.2.3 輸入電流反饋下的步進移相控制

在諧振頻率誤差范圍ε1/2內，由于相位差變化較小，因此輸入電流變化較小，此時振幅閉環控制不起作用。當相位差大于ε2/2 時，振幅閉環控制開始作用。若此時檢測到輸入電流減小，為避免步進累加追頻滯后對焊接振幅造成過大影響，步進移相增大占空比以提高輸出功率。若此時檢測到輸入電流增大，則步進移相減小占空比以降低輸入電流。檢測到相位差小于ε1/2時，停止步進移相。同時，為防止換能器出現過載和失控等情況，對占空比的動態調節范圍應有一定的限制，取占空比的調節范圍為±5%。步進移相的控制邏輯如圖7 所示，焊接設定的初始占空比為Di，其增量變化由反饋的輸入電流大小決定。

圖7 步進移相的控制邏輯Fig.7 Control logic for step-shift phase shifting

4 實驗結果及分析

4.1 負載變化追頻測試

在負載變化追頻測試中，對兩片0.2 mm 銅片進行焊接(無振幅閉環控制)，銅片焊接參數如表2所示。

表2 銅片焊接參數Table 2 Copper sheet welding parameters

在無振幅閉環控制邏輯下，所測得的實際焊接振幅如圖8 所示，焊接振幅最大21 μm，最小14.5 μm，振幅極差為6.5 μm，平均振幅為17.5 μm，振幅的相對極差為37.14%。對比無負載變化追頻控制下的焊接振幅圖2 可知，當檢測到電流與電壓相位差變化過大時，負載變化下的步進追頻邏輯開始執行，避免了焊接振幅持續的非線性下降。

圖8 1 s 內焊接振幅變化(無振幅閉環控制)Fig.8 Solder amplitude change within 1 s (no amplitude closed-loop control)

4.2 恒振幅測試

在無振幅閉環控制的焊接過程中，采用的是步進追頻策略，對于諧振頻率誤差的補償為動態累加補償且存在滯后性，導致焊接振幅的相對極差較大，而恒振幅測試是在負載變化追頻測試的基礎上加入了振幅閉環控制邏輯，引入了作為反饋信號的輸入電流，在焊接過程中對驅動波形的占空比實時調節。恒振幅測試設定的銅片焊接參數同表2所示。

在恒振幅測試中，所測得的焊接振幅如圖9 所示。焊接振幅最大18 μm，最小16.5 μm，振幅極差為1.5 μm，平均振幅為17 μm，振幅的相對極差為8.82%，相比于無振幅閉環控制減小了28.32%。對比無振幅閉環控制下的焊接振幅可知，在相位差產生較大變化時，通過監測輸入電流的變化趨勢，步進移相調節占空比，使得焊接振幅的相對極差穩定在了10%以內。

圖9 1 s 內焊接振幅變化(有振幅閉環控制)Fig.9 Solder amplitude change within 1 s (with amplitude closed-loop control)

5 結論

文章研究了超聲金屬實際焊接過程中諧振頻率漂移和振幅失衡問題，其中針對諧振頻率漂移問題，在溫升追頻的基礎上，提出負載變化追頻邏輯方案。針對振幅失衡問題，增加輸入電流反饋閉環控制邏輯方案，最終將FPGA-DDS 步進追頻原理與實際工況相結合，通過負載變化追頻和恒振幅測試。結果表明該邏輯方案可實現超聲金屬焊接過程中諧振頻率的實時追蹤且實現了焊接振幅相對極差穩定在10%以內的效果，驗證了此邏輯方案的可行性。此超聲驅動電源可廣泛應用于金屬超聲焊接領域，具有良好的工程應用前景。