鋁/鋼大功率超聲波焊接過(guò)程模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證

李 歡 黃朝望 周 亢 張長(zhǎng)鑫 曾才有

1.長(zhǎng)江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，荊州，4340232.北京理工大學(xué)機(jī)電學(xué)院，北京，1000813.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院，北京，100191

0 引言

全球能源緊缺及環(huán)境危機(jī)對(duì)工業(yè)制造提出了挑戰(zhàn)。相關(guān)研究結(jié)果表明，汽車質(zhì)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(tǒng)弧焊方法焊接時(shí)會(huì)生成較厚且不易控制的脆性中間相；采用攪拌摩擦點(diǎn)焊則需要較大的頂鍛力，且焊接速度相對(duì)較小[2]；采用電阻點(diǎn)焊則焊熱輸入過(guò)大。因材料連接是汽車制造必需的工序，因此實(shí)現(xiàn)鋁/鋼接頭高質(zhì)量的焊接是汽車輕量化必需解決的問(wèn)題。

超聲波焊接是一種固相焊接，且過(guò)程耗時(shí)較短(一般小于1.5 s)，不產(chǎn)生飛濺，所需焊接能量低于電阻點(diǎn)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(jié)能、環(huán)境友好特點(diǎn)的焊接方法[4]，更適用于異種金屬接頭的連接。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼/鋁超聲波焊接開(kāi)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(fā)現(xiàn)焊接時(shí)間比焊接振幅、壓力更影響接頭強(qiáng)度。SATPATHY等[6]發(fā)現(xiàn)在鋼/鋁接頭中外加Cu夾層時(shí)，界面連接強(qiáng)度變高。HADDADI等[7]利用2.5 kW大功率超聲波焊機(jī)得到了2.8 kW的鋁/鋼接頭強(qiáng)度，同時(shí)在界面觀測(cè)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(gè)復(fù)雜的動(dòng)態(tài)過(guò)程，溫度和塑性變形程度導(dǎo)致了界面的冶金反應(yīng)狀況，而目前無(wú)法采用試驗(yàn)手段測(cè)量焊接中心的溫度及應(yīng)變，導(dǎo)致對(duì)超聲波焊接機(jī)理認(rèn)識(shí)依舊不足，因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)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(duì)鋁合金超聲波焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布的影響，發(fā)現(xiàn)隨著壓力增大界面溫度先升高后降低。CHEN等[9]發(fā)現(xiàn)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(yīng)的區(qū)域，然而，高溫和高超聲振幅會(huì)導(dǎo)致鋼/鋁界面發(fā)生不規(guī)則的大變形，使界面摩擦狀況比較復(fù)雜，且摩擦因數(shù)很難用簡(jiǎn)單數(shù)學(xué)公式描述。另外，由于工件振動(dòng)加速度與時(shí)間關(guān)系非線性，故剪切力做功很難計(jì)算。此外，對(duì)超聲波焊接過(guò)程鋼的超聲軟化認(rèn)識(shí)也不足。因上述原因，目前有關(guān)鋼/鋁超聲波焊接模擬的研究較少。

為了明晰超聲波焊接機(jī)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(guò)程中溫度場(chǎng)分布以及工件材料的塑性變形規(guī)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(jī)械振動(dòng)能量傳遞至工件之間，使界面發(fā)生塑性變形及冶金反應(yīng)的過(guò)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(shí)際使用的焊頭端面為長(zhǎng)方體，不滿足軸對(duì)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(yīng)變簡(jiǎn)化的條件，因此為了提高計(jì)算精度，研究中采用三維對(duì)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(dǎo)熱材料，在這個(gè)前提下，熱傳導(dǎo)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(zhì)量熱容；kθ為隨溫度變化的熱導(dǎo)率；ρ為材料密度；Q為焊接熱量。

焊接試驗(yàn)采用瑞士Telsonic 5000大功率超聲波焊機(jī)，其額定功率為4.0 kW。所設(shè)定的焊接參數(shù)為：焊接壓力1.98 kN，焊接時(shí)間1 s，超聲振幅27 μm(平衡點(diǎn)到峰值)、頻率20 kHz，焊頭齒數(shù)10個(gè)。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(qū)域?yàn)?5 mm×25 mm。考慮到鋁容易粘在焊頭上，難以去除且影響焊接質(zhì)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(shí)體，焊頭末端尺寸與實(shí)際形狀一樣以確保計(jì)算準(zhǔn)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(jì)算精度，在進(jìn)行熱分析時(shí)采用20節(jié)點(diǎn)的Solid90單元；考慮齒嵌入過(guò)程材料處于大變形，力學(xué)分析采用20節(jié)點(diǎn)的Solid186單元；接觸計(jì)算采用8節(jié)點(diǎn)的面-面接觸單元Conta174和目標(biāo)單元Targe170。對(duì)模型中焊接區(qū)域附近采取較密網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為0.125 mm；遠(yuǎn)離焊接區(qū)域的網(wǎng)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(jì)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(jiàn)文獻(xiàn)[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(nèi)部位錯(cuò)增加，使材料屈服強(qiáng)度減小。根據(jù)LANGENECKER[13]的研究結(jié)果，當(dāng)Fe和Al在不同振幅作用時(shí)屈服極限會(huì)降低至0，因此有必要將材料變軟率考慮進(jìn)來(lái)。超聲變軟率αus與超聲場(chǎng)強(qiáng)度有關(guān)，即與焊接振幅f(μm)和超聲頻率ε(Hz)有關(guān)[11]，其計(jì)算公式為

αus=(1-afε)2

(2)

其中，a為相關(guān)待定系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[14]，對(duì)于低碳鋼，在20 kHz振動(dòng)頻率條件和27 μm振幅下，對(duì)應(yīng)的a值為7.66×10-7。

1.3 模型邊界條件及計(jì)算過(guò)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(zhuǎn)化為界面溫度。由于高溫和高超聲振幅會(huì)導(dǎo)致鋼/鋁界面摩擦狀況比較復(fù)雜，且由于工件振動(dòng)加速度與時(shí)間關(guān)系的非線性使剪切應(yīng)力做功很難計(jì)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(guān)，熱源密度計(jì)算公式為

(3)

式中，δ為超聲功率與焊接能量之間的轉(zhuǎn)化率。

焊接過(guò)程中超聲電功率曲線如圖4所示。

圖4 電功率隨焊接時(shí)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(duì)流熱傳導(dǎo)。超聲振動(dòng)使工件與空氣的接觸面產(chǎn)生了較多的對(duì)流換熱，將焊頭和工件對(duì)流傳熱系數(shù)設(shè)定為500 J/(m2·℃)[16]，在焊接結(jié)束時(shí)設(shè)定為5 J/(m2·℃)。將式(3)計(jì)算的熱源密度加載至模型。模型中設(shè)定計(jì)算得到的各時(shí)間點(diǎn)對(duì)應(yīng)溫度與熱電偶測(cè)得的溫度相等，即θ′=θ，當(dāng)兩者相對(duì)誤差最小時(shí)，則輸出δ和溫度場(chǎng)結(jié)果。熱分析結(jié)束后進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析，結(jié)構(gòu)分析中邊界條件的設(shè)定與實(shí)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(duì)稱面施加對(duì)稱位移約束。圖5為熱力耦合流程圖。

圖5 熱力耦合計(jì)算過(guò)程Fig.5 Computation algorithm for thermo-mechanical analysis

界面溫度采用K型熱電偶測(cè)溫方法測(cè)量，熱電偶直徑為0.2 mm。在下工件的上表面開(kāi)0.5 mm半圓形槽，用電阻點(diǎn)焊機(jī)將熱電偶絲埋入材料內(nèi)部。測(cè)溫點(diǎn)距離焊接區(qū)域中心1.5 mm，圖6為測(cè)溫示意圖。

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

圖7 模擬的界面溫度與測(cè)量溫度對(duì)比Fig.7 Comparison of simulated interface temperature and experimental measurement temperature

2 模擬結(jié)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(yàn)測(cè)量的溫度對(duì)比曲線。從圖7中可看到，模擬的界面溫度與試驗(yàn)測(cè)量的溫度之間的平均相對(duì)誤差小于1%，這說(shuō)明模擬結(jié)果是合理的。在焊接結(jié)束時(shí)(焊接時(shí)間t=1.0 s)，模擬的界面溫度為566 ℃，為鋁合金熔點(diǎn)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(huì)加快界面上的微觀組織演變。此外，在焊接結(jié)束時(shí)測(cè)量點(diǎn)的溫度為560 ℃，模擬的界面中心處溫度比測(cè)量點(diǎn)僅高6 ℃，說(shuō)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(jìn)界面鋼與鋁的元素?cái)U(kuò)散，且超聲強(qiáng)度在材料上是不均勻分布的，可使材料內(nèi)部的空位濃度分布不均勻，導(dǎo)致界面中間相分布極不均勻。

圖8所示是模擬的焊接過(guò)程中不同時(shí)間點(diǎn)的焊接截面溫度場(chǎng)分布結(jié)果。圖8a為焊接時(shí)間t=0.13 s時(shí)的溫度場(chǎng)分布，此時(shí)溫度主要分布在工件以及底座齒上，這是因?yàn)殇X熱導(dǎo)率大，向鋁/鋼界面?zhèn)鬟f熱量較多。在焊接時(shí)間t=0.23 s時(shí)(圖8b)工件溫度升高，焊頭以及底座上高溫區(qū)域比工件明顯小，這是因?yàn)殇摰臒釋?dǎo)率較小。之后，在t=0.32 s時(shí)(圖8c)，底座和焊頭的溫度場(chǎng)分布范圍增大。在焊接結(jié)束時(shí)(圖8d)，由于鋼和鋁熱導(dǎo)率的差異，材料之間溫度場(chǎng)在Y方向呈現(xiàn)非對(duì)稱分布，高溫區(qū)域主要發(fā)生在鋁內(nèi)，但在焊接區(qū)域范圍內(nèi)，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(qū)域內(nèi)的溫度場(chǎng)分布，最高溫度出現(xiàn)在區(qū)域中心，焊接過(guò)程中心處平均溫度上升速率為566 ℃/s。焊接區(qū)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(shí)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(guò)程中的超聲電功率與焊接熱量之間的轉(zhuǎn)化率。可以看到，在焊接初始階段(t<0.2 s)，轉(zhuǎn)化率δ低于0.50；隨后δ呈指數(shù)上升，在0.4 s之后近似穩(wěn)定，此時(shí)轉(zhuǎn)化率約為0.55。焊接過(guò)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(zhǎng)和動(dòng)態(tài)再結(jié)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(tǒng)與聲系統(tǒng)的轉(zhuǎn)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(qū)域內(nèi)鋁側(cè)的塑性應(yīng)變分布，可知，在焊接結(jié)束時(shí)區(qū)域材料均發(fā)生塑性變形，工件接觸面的材料呈現(xiàn)出由外側(cè)向中間區(qū)域塑性流動(dòng)并堆積在一個(gè)近似環(huán)形區(qū)域邊緣的現(xiàn)象，這促進(jìn)了焊接界面形成，且堆積產(chǎn)生的焊接區(qū)域的面積遠(yuǎn)大于焊頭端面的面積。

圖11 模擬的1.0 s時(shí)界面塑性應(yīng)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(cè)的界面斷口宏觀形貌，可明顯看到，材料在焊接區(qū)域邊緣發(fā)生堆積的現(xiàn)象，造成了焊接界面的不平整，這說(shuō)明模擬結(jié)果與實(shí)際吻合較好，也可以說(shuō)明界面產(chǎn)生了波狀變形，形成機(jī)械互鎖，這提高了焊接質(zhì)量。焊接區(qū)域面積約為9 mm×7 mm，遠(yuǎn)大于焊頭末端尺寸。這是因?yàn)楹附拥慕缑鏈囟燃罢穹^高，增強(qiáng)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(dǎo)致焊接區(qū)域的面積比焊頭端面面積大。根據(jù)界面塑性應(yīng)變分布結(jié)果(圖11)，摩擦區(qū)域內(nèi)也發(fā)生了塑性變形，說(shuō)明鋼/鋁界面上的摩擦區(qū)域與塑性變形區(qū)域之間沒(méi)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(cè)的節(jié)點(diǎn)路徑的塑性應(yīng)變分布，可知，塑性應(yīng)變分布有起伏波動(dòng)，齒峰下方節(jié)點(diǎn)塑性應(yīng)變較大，而齒谷下方的塑性應(yīng)變值較小，齒峰和齒谷的應(yīng)變存在較大差異。

圖13 焊頭下方材料塑性應(yīng)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(cè)節(jié)點(diǎn)路徑上的顯微維氏硬度(pHV)分布規(guī)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?yàn)槌曑浕共牧蟽?nèi)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(yīng)變存在起伏波動(dòng)(圖12)，導(dǎo)致硬度也呈現(xiàn)起伏波動(dòng)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(guò)程的塑性區(qū)域面積隨時(shí)間變化關(guān)系。塑性變形區(qū)域面積為塑性應(yīng)變大于0的單元面積總和。塑性區(qū)域在焊接時(shí)間0.13 s時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)，之后呈指數(shù)增長(zhǎng)，并在焊接時(shí)間0.17 s時(shí)達(dá)到最大值63 mm2，然后至焊接結(jié)束保持穩(wěn)定。這是因?yàn)樵诔暡?、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(yuǎn)，使得焊接區(qū)域(塑性變形區(qū)域)不再增大。當(dāng)工件接觸面局部發(fā)生塑性變形時(shí)，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(dòng)逐漸排至遠(yuǎn)端。

圖15 界面塑性區(qū)域面積隨時(shí)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(duì)認(rèn)識(shí)焊接過(guò)程比較重要。圖16所示是模擬的焊接過(guò)程中不同時(shí)間點(diǎn)的焊接結(jié)構(gòu)塑性應(yīng)變分布結(jié)果，塑性應(yīng)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(dòng)作用下，焊頭開(kāi)始嵌入鋼上表面。在焊接時(shí)間0.13 s時(shí)，焊頭端面的齒嵌入鋼表面較深，此時(shí)鋁并無(wú)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(shí)間0.23 s時(shí)，鋁板已經(jīng)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(shí)間0.32 s時(shí)，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(yuǎn)離中心區(qū)域底座齒嵌入深度小，這是因?yàn)樵撎帨囟容^低；在焊接結(jié)束時(shí)，焊頭齒已完全嵌入鋼表面，并導(dǎo)致邊緣處的上工件材料被擠出，同時(shí)底座邊緣齒的嵌入深度也加大，此時(shí)最大塑性應(yīng)變發(fā)生在邊緣齒下方的鋼工件處(圖16d)。適當(dāng)?shù)墓ぜ砻鎵汉勰艽龠M(jìn)焊頭振動(dòng)更有效傳入工件之間，但是，過(guò)深的壓痕會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的接頭應(yīng)力集中并且降低接頭質(zhì)量。

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

圖17所示為掃描電鏡觀測(cè)的鋼/鋁接頭宏觀焊接橫截面與模擬結(jié)果的對(duì)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(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差約為6%，誤差在合理范圍內(nèi)。此外，由圖17a可看出，鋼/鋁界面處不存在間隙，界面結(jié)合較好，并且表現(xiàn)出明顯的機(jī)械互鎖特征。超聲剪切應(yīng)力和壓應(yīng)力的共同作用導(dǎo)致了界面的機(jī)械互鎖形成，提高了焊接質(zhì)量。

(a) 試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果

圖18為焊接過(guò)程的焊頭下壓位移曲線，明顯看出焊頭下壓過(guò)程可分為三個(gè)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(dǎo)致的軟化促進(jìn)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(dǎo)致d的增大速度比第2階段小。焊接過(guò)程結(jié)束時(shí)焊頭下壓位移為0.41 mm。根據(jù)文獻(xiàn)[19]的研究，焊接區(qū)域的總應(yīng)變與焊頭下壓位移有一定的對(duì)應(yīng)關(guān)系，可以用焊頭位移表征焊接區(qū)塑性變形。另外，工件的超聲振動(dòng)同樣影響界面的塑性變形，因此，可以用焊頭下壓位移結(jié)合工件振動(dòng)位移來(lái)優(yōu)化超聲波焊接質(zhì)量[20]。

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

3 結(jié)論

(1)在鋁/鋼大功率超聲波焊接過(guò)程中，超聲功率轉(zhuǎn)化為焊接的熱量呈指數(shù)上升，導(dǎo)致焊接初始階段界面溫升速率較大，在焊接結(jié)束時(shí)最高溫度為566 ℃，為鋁合金熔點(diǎn)的87%。

(2)界面上的塑性應(yīng)變分布不規(guī)則，呈現(xiàn)起伏波動(dòng)。界面上的材料由外側(cè)向中間的區(qū)域發(fā)生塑性流動(dòng)并堆積在該區(qū)域的邊緣，所形成的焊接區(qū)域的面積遠(yuǎn)大于焊頭端面面積。

(3)在焊接過(guò)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(jié)束時(shí)，焊頭齒已完全嵌入鋼表面，并導(dǎo)致邊緣處的上工件材料被擠出，同時(shí)底座邊緣齒的嵌入深度也加大。