基于阻抗控制的聚合物微器件超聲波焊接研究

馬志兵，孫哲宇，汪 煒

（ 1. 南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，江蘇南京 210016；2. 南京航空航天大學(xué)無錫研究院，江蘇無錫 214187 ）

聚合物因具有優(yōu)良熱物理性能、 低廉成本、易于批量生產(chǎn)等特點(diǎn)，被廣泛用于微流控芯片和光柵設(shè)備等微電機(jī)系統(tǒng)（MEMS）器件制造[1]。 在 MEMS器件制造過程中，各結(jié)構(gòu)間的封裝至關(guān)重要。 傳統(tǒng)封裝方法主要有直接熱鍵合[2]、激光微波鍵合[3]、溶劑鍵合[4]等。 直接熱鍵合方法存在加工效率低、強(qiáng)度差等問題；激光微波鍵合方法需工件具有高激光吸收率且激光能無損耗穿過工件，在選材方面有局限性；溶劑鍵合方法會影響封裝區(qū)域的密封性，使封裝的穩(wěn)定性較差且存在生物兼容性問題。

超聲波焊接方法相較于傳統(tǒng)封裝方法具有高效、高焊接強(qiáng)度、使用范圍廣和無需添加輔助溶劑等優(yōu)勢，在宏觀聚合物焊接領(lǐng)域應(yīng)用更廣。 但聚合物微器件的焊接對精度、焊接界面的熔接效果和焊接強(qiáng)度均有較高要求，對此傳統(tǒng)超聲波焊接設(shè)備并不適用。 Truckenmüller 等[5]使用超聲波焊接方法實(shí)現(xiàn)了微流控芯片、微閥等器件的聯(lián)結(jié)，驗(yàn)證了超聲波焊接應(yīng)用于聚合物微器件焊接的可行性；孫屹博等[6]提出以高細(xì)分步進(jìn)電機(jī)為焊接工具頭驅(qū)動源，結(jié)合力傳感器的控制策略實(shí)現(xiàn)了聚合物連通管和基片的精密聯(lián)結(jié)，進(jìn)一步提高了焊接質(zhì)量。

上述研究對焊接過程的精密控制均采用壓力傳感器之類的第三方檢測裝置，這會降低焊接過程的精確度與響應(yīng)速度。 本文根據(jù)課題組前期由丁瑞翔等[7]提出的基于等效阻抗的自動進(jìn)給控制策略，搭建了超聲波焊接實(shí)驗(yàn)平臺，通過監(jiān)測超聲振動系統(tǒng)實(shí)時阻抗值實(shí)現(xiàn)對焊接過程的自動化控制，并研究了聚甲基丙烯酸甲酯（PMMA）連通管與基片的超聲波焊接， 分析試驗(yàn)結(jié)果并驗(yàn)證該策略的可行性，為聚合物微器件的超聲波焊接提供一種有效途徑。

1 基于等效阻抗的超聲波焊接策略

1.1 聚合物超聲波焊接原理

聚合物的超聲波焊接的原理是，首先利用垂直于焊接面的周期性高頻機(jī)械力，使焊接界面間發(fā)生相對運(yùn)動，通過界面的反復(fù)接觸產(chǎn)生摩擦熱并將摩擦熱作為聚合物超聲波焊接的啟動熱源[8]；隨后，隨著溫度升高，焊接界面處聚合物由玻璃態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)檎硰棏B(tài)，將該過程中的粘彈性損耗作為焊接界面溫升的主要熱源來實(shí)現(xiàn)聚合物之間的焊接[9]。 以Kelvin-Voigt 模型為基礎(chǔ)，單位時間內(nèi)單位體積粘彈性體產(chǎn)熱量Qv的表達(dá)式為：

式中：ε0為應(yīng)變；f 為頻率；且 Qv與 ε0的平方和 f 成正相關(guān)[10]。

圖1 是聚合物超聲波焊接示意圖。 超聲波恒流電源作為信號發(fā)生器，輸出高頻交流信號，驅(qū)動換能器及其負(fù)載；換能器負(fù)責(zé)將高頻電信號轉(zhuǎn)化為機(jī)械振動；變幅桿通過其聚能、振幅放大作用，使換能器產(chǎn)生的振幅滿足焊接需求[11]；工具頭負(fù)責(zé)固定連通管并傳遞能量。 換能器被固定在單軸數(shù)控機(jī)床Z軸上，超聲電源通過檢測系統(tǒng)實(shí)時阻抗值變化向機(jī)床發(fā)送指令控制機(jī)床進(jìn)給，焊接件接觸并發(fā)生高頻振動，產(chǎn)生大量熱以實(shí)現(xiàn)聚合物的超聲波焊接。

圖1 聚合物超聲加工系統(tǒng)示意圖

1.2 等效阻抗控制策略

超聲波焊接系統(tǒng)由超聲電源、 超聲振動系統(tǒng)、三軸精密數(shù)控機(jī)床等組成。 其中，超聲振動系統(tǒng)由換能器、變幅桿和工具頭組成。 壓電換能器為單一縱振模式。 基于力電聲類比法，換能器處于諧振頻率時，在空載與負(fù)載狀態(tài)下的等效電路見圖2[12]。 其中，L1、C1、R1分別是換能器的等效電感、電容、電阻；C0為換能器靜態(tài)電容；Z1為換能器負(fù)載狀態(tài)下工具頭、變幅桿和外加負(fù)載的等效阻抗值[12]。當(dāng)系統(tǒng)空載時，容抗C0并聯(lián)阻抗R1可表示為電路的電抗，經(jīng)匹配電路， R1為電路阻抗值；當(dāng)系統(tǒng)負(fù)載時，整個等效電路阻抗值為Zr= Z1+ R1，R1在超聲振動系統(tǒng)設(shè)計(jì)完畢后保持不變，此時的超聲振動系統(tǒng)阻抗值與Z1成正相關(guān)[13]。

圖2 不同狀態(tài)的等效電路

根據(jù)上述規(guī)律，本文設(shè)計(jì)的基于阻抗控制的超聲波焊接策略見圖3。

圖3 基于阻抗控制的超聲波焊接過程

在A 時刻啟動超聲，焊接所用連通管固定在工具頭上，隨著工具頭進(jìn)給，同時通過超聲電源采集超聲振動系統(tǒng)兩側(cè)的電流、電壓值并計(jì)算其實(shí)時阻抗值；在B 時刻，連通管與基片接觸，超聲振動系統(tǒng)的實(shí)時阻抗值迅速增大并且與設(shè)定好的阻抗閾值進(jìn)行比較，若超過阻抗閾值，工具頭就停止進(jìn)給，此時焊接界面處由于高頻振動而產(chǎn)生大量熱，使焊接界面處的聚合物由玻璃態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)檎硰棏B(tài)，系統(tǒng)阻抗值隨之迅速衰減，當(dāng)系統(tǒng)收到衰減信號后繼續(xù)施加一定時間的超聲，保證焊接界面充分熔接；在C 時刻，試件熔接完善，系統(tǒng)關(guān)閉超聲波但保持一定按壓時間，以形成牢固接頭；在D 時刻，工具頭與連通管分離，則完成整個焊接過程。

2 工藝試驗(yàn)平臺及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)平臺

圖4 是本試驗(yàn)所用數(shù)控超聲波焊接系統(tǒng)實(shí)物圖。 該系統(tǒng)主要由可編程恒流超聲電源、超聲振動系統(tǒng)（換能器、變幅桿、工具頭）、數(shù)控機(jī)床和計(jì)算機(jī)等組成。 超聲電源具有自動追頻和負(fù)載匹配功能，可保證超聲振動系統(tǒng)工作時始終處于諧振狀態(tài)，其輸出頻率為28.114 kHz、輸出電流為100～300 mA。通過超聲電源采集換能器工作電流、電壓值并計(jì)算獲取系統(tǒng)的實(shí)時阻抗值，根據(jù)檢測結(jié)果通過串口通訊方式控制數(shù)控機(jī)床運(yùn)行。 超聲振動系統(tǒng)固定在精密數(shù)控機(jī)床的Z 軸上，由機(jī)床帶動著進(jìn)給，其諧振頻率為 28.114 kHz、 振動幅值范圍為 6～10 μm、空載阻抗值為47 Ω。 機(jī)床X、Y、Z 軸的定位精度均為10 μm，Z 軸的進(jìn)給速度為 800 μm/s。 本試驗(yàn)所用工具頭帶有直徑3 mm、高3mm 的圓柱形凸臺，該凸臺用于固定連通管并帶動連通管進(jìn)給。 基片被固定在工作臺的夾具上，具體夾持方式見圖5。

圖4 超聲波焊接系統(tǒng)實(shí)物圖

圖5 試件裝夾圖

2.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

根據(jù)前文設(shè)計(jì)的控制策略可知，不同的阻抗閾值對應(yīng)了焊接過程中的最大負(fù)載，而負(fù)載數(shù)據(jù)是影響焊接時聲波傳遞的重要因素，因此研究阻抗閾值對焊接質(zhì)量的影響至關(guān)重要。 為直觀地確定試驗(yàn)時的阻抗閾值選取范圍，本文針對微器件超聲焊接的特點(diǎn)，將系統(tǒng)頻率和電流設(shè)為最小值，以連通管與基片焊接過程中的初始接觸點(diǎn)為坐標(biāo)零點(diǎn)，得到的系統(tǒng)實(shí)時阻抗值與進(jìn)給量關(guān)系曲線見圖6。可見，當(dāng)進(jìn)給量超過200 μm 時，連通管變形，此時的實(shí)時阻抗值為167 Ω， 故試驗(yàn)時的阻抗閾值參數(shù)選取范圍為 47～167 Ω。

圖6 實(shí)時阻抗值-進(jìn)給量關(guān)系曲線

由前文可知焊接時的主要熱源來自聚合物的粘彈性損耗，該過程發(fā)生在本文焊接策略中系統(tǒng)阻抗值迅速衰減至關(guān)閉超聲期間，將該時間段稱為后續(xù)焊接時間。 聚合物的超聲波焊接通常在1～2 s 內(nèi)完成， 為確定焊接過程中熱量積累的最佳時間，將后續(xù)焊接時間作為試驗(yàn)的第2 個參數(shù)。

對2 個影響因素分別取4 個水平進(jìn)行單因素試驗(yàn)，得到焊接最佳參數(shù)并進(jìn)行分析。 試驗(yàn)時，機(jī)床Z 軸的控制按照基于阻抗控制的超聲波焊接策略進(jìn)行。 針對微器件結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，取焊接過程中電流與振幅的最小值。 試驗(yàn)條件見表1。

表1 試驗(yàn)條件

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 后續(xù)焊接時間對焊接效果的影響

將后續(xù)焊接時間作為變量進(jìn)行單因素試驗(yàn)，取阻抗閾值為120 Ω， 得到不同后續(xù)焊接時間對焊接效果的影響見圖7。 可見，在后續(xù)焊接時間較短時，焊接界面的虛焊現(xiàn)象嚴(yán)重且界面熔接不充分，隨著時間增加，虛焊部分大量減少；后續(xù)焊接時間為0.8 s 時，焊接效果達(dá)到最佳，此時焊接界面無虛焊、氣孔，接頭四周基本無溢流現(xiàn)象；在后續(xù)焊接時間為1.1 s 時，焊接界面間出現(xiàn)氣孔，界面四周發(fā)生輕微溢流現(xiàn)象。

圖7 不同后續(xù)焊接時間下焊接界面形貌

根據(jù)式（1），聚合物在單位體積、單位時間內(nèi)產(chǎn)生的粘彈性熱與應(yīng)變正相關(guān)。 為保證精度，試驗(yàn)所用系統(tǒng)振幅、功率較小，在實(shí)時阻抗值驟減后，處于粘彈態(tài)的聚合物不能在極短時間內(nèi)產(chǎn)生焊接所需的熱量，因此后續(xù)焊接時間較短，焊接界面未能充分熔接，但焊接界面的有效熔接面積會隨著后續(xù)超聲時間逐漸增加，后續(xù)焊接時間過長時就會導(dǎo)致熱量積累過高，使焊接界面中處于粘彈態(tài)的材料未能及時冷卻、保壓，繼而出現(xiàn)氣孔及溢流現(xiàn)象。

3.2 阻抗閾值對焊接效果的影響

以阻抗閾值為變量進(jìn)行單因素試驗(yàn)，取后續(xù)焊接時間為0.8 s，得到的不同阻抗閥值對焊接效果的影響見圖8。 可見，當(dāng)阻抗閾值較低時，焊接界面之間未充分貼合，只有局部熔接，其焊接效果較差；當(dāng)阻抗閾值為120 Ω 時，焊接效果達(dá)到最佳；當(dāng)阻抗閾值過高時，焊接界面周圍出現(xiàn)嚴(yán)重溢流現(xiàn)象且發(fā)生輕微破碎，焊接效果較差。

圖8 不同阻抗閾值下焊接界面形貌

由于后續(xù)焊接時間取前一次試驗(yàn)的焊接效果較優(yōu)值，焊接界面未能充分熔接并非是熱量積累時間較短導(dǎo)致。 而是因?yàn)?，?dāng)阻抗閾值過小時，焊接界面所受負(fù)載較小，部分界面無法緊密貼合，焊接界面的局部應(yīng)變遠(yuǎn)小于預(yù)設(shè)的振幅值，使聲波無法有效傳遞至焊接區(qū)域，在焊接過程中局部材料無法由玻璃態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)檎硰棏B(tài)，單靠初始階段的摩擦熱就無法使焊接界面熔接；當(dāng)阻抗閾值過高時，焊接界面之間在負(fù)載作用下充分貼合且應(yīng)變增大，這雖保證了焊接所需熱量與能量的傳遞效率，但過大的負(fù)載會使試件接觸面變形， 進(jìn)而在壓力作用下出現(xiàn)溢流、破碎等熔接缺陷。

3.3 焊接接頭剪切強(qiáng)度測試

由前述試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)阻抗閾值120 Ω、后續(xù)焊接時間0.8 s 時，焊接效果最佳，此時焊接界面無虛焊、溢流與氣孔。 為進(jìn)一步驗(yàn)證該焊接效果并檢測焊接質(zhì)量，使用WDF-200N 拉壓力計(jì)測試了試件焊接接頭的剪切強(qiáng)度。 測試裝置實(shí)物見圖9。

圖9 剪切強(qiáng)度測試裝置實(shí)物

在阻抗閾值為120 Ω、 焊接實(shí)時阻抗值迅速衰減后，后續(xù)持續(xù)施加超聲波的不同作用時間與焊接接頭抗剪切強(qiáng)度的關(guān)系曲線圖見圖10。 可見，隨著后續(xù)焊接時間增加， 焊接接頭的抗剪切強(qiáng)度增大，并且0.8 s 前的焊接接頭抗剪切強(qiáng)度變化明顯大于0.8 s 之后的。 究其原因是： 后續(xù)焊接時間為0.2 s時，由前文分析可知，焊接界面處的熱量積累較少，虛焊現(xiàn)象嚴(yán)重， 焊接質(zhì)量較差導(dǎo)致焊接強(qiáng)度較低；隨著后續(xù)焊接時間增加，熱量的積累使焊接接頭的熔接區(qū)域占比增大，焊接強(qiáng)度迅速升高，當(dāng)達(dá)0.8 s時，焊接界面已熔接完善，此后的焊接強(qiáng)度增幅小于0.8 s 之前。

圖10 焊接接頭剪切強(qiáng)度與后續(xù)焊接時間的關(guān)系曲線

圖11 是焊接實(shí)時阻抗值迅速衰減后持續(xù)施加0.8 s 超聲波，得到的不同阻抗閾值與焊接接頭剪切強(qiáng)度的關(guān)系曲線。 可看出，隨著阻抗閾值增加，焊接接頭的抗剪切強(qiáng)度在120 Ω 之前迅速增大， 超過120 Ω 呈下降趨勢。 究其原因是：阻抗閾值為60 Ω時，由前文分析可知此時試件焊接界面因未充分貼合，導(dǎo)致只有局部熔接完善，而較少的熔接面積又導(dǎo)致焊接強(qiáng)度低；隨著阻抗閾值升高，試件焊接界面的有效焊接區(qū)域迅速增加，焊接強(qiáng)度隨之迅速升高，并在120 Ω 時達(dá)到最佳；繼續(xù)升高阻抗閾值雖能保證焊接界面充分貼合，但連通管所受負(fù)載過大時將導(dǎo)致其局部變形或破碎，從而抑制聲能有效傳遞并降低焊接質(zhì)量，導(dǎo)致焊接強(qiáng)度輕微下降。

圖11 焊接接頭剪切強(qiáng)度與阻抗閾值的關(guān)系曲線

3.4 焊接時等效阻抗值隨著時間的變化曲線

當(dāng)后續(xù)焊接時間 0.8 s、 阻抗閾值 120 Ω 時，焊接過程中系統(tǒng)的實(shí)時阻抗值隨著時間變化的曲線見圖12。可見，實(shí)時阻抗值的變化分為6 個階段，分別對應(yīng)焊接時的不同狀態(tài)。 階段Ⅰ時，系統(tǒng)處于空載狀態(tài)， 實(shí)時阻抗值Zr為47 Ω， 其上下波動范圍為±0.5 Ω，整體變化平穩(wěn)無明顯波動；階段Ⅱ時，連通管與基片焊接界面接觸，這處于實(shí)時阻抗值迅速上升至阻抗閾值階段；階段Ⅲ時，實(shí)時阻抗值逐漸降低，該階段對應(yīng)了焊接界面處聚合物由玻璃態(tài)向粘彈態(tài)的轉(zhuǎn)變過程；階段Ⅳ時，實(shí)時阻抗值迅速衰減， 此時焊接界面處聚合物完全轉(zhuǎn)變?yōu)檎硰棏B(tài)；階段Ⅴ時，實(shí)時阻抗值Zr約在49 Ω 上下浮動，該階段對應(yīng)了焊接試件因粘彈性損耗產(chǎn)生大量熱而導(dǎo)致焊接界面充分熔接的過程；階段Ⅳ和階段Ⅴ為前文所述后續(xù)焊接時間段，兩階段合計(jì)時間約0.85 s，余下時間為系統(tǒng)響應(yīng)時間；階段Ⅵ時，系統(tǒng)關(guān)閉超聲波作用，該階段對應(yīng)了試件保壓并形成牢固接頭的過程。 由此可見，阻抗值隨著時間變化關(guān)系與前文所述控制策略的設(shè)想基本一致， 并且整體變化穩(wěn)定、無明顯波動，從而證明系統(tǒng)的實(shí)時阻抗值可間接表示當(dāng)前焊接狀態(tài)，進(jìn)而說明所設(shè)計(jì)的焊接策略能實(shí)現(xiàn)對焊接過程的精確、穩(wěn)定控制。

圖12 實(shí)時阻抗值變化曲線

在阻抗閾值為120 Ω、后續(xù)焊接時間為0.8 s 以及表1 所示試驗(yàn)條件下，得到的連通管、基片的超聲波焊接實(shí)物見圖13。

圖13 連通管與基片超聲波焊接實(shí)物圖

4 結(jié)束語

本文針對聚合物微器件的焊接問題，提出一種基于阻抗控制的超聲波焊接策略。 該策略不依賴壓力、位移等第三方檢測裝置，通過檢測焊接過程中超聲振動系統(tǒng)的實(shí)時阻抗值實(shí)現(xiàn)聚合物微器件的精密焊接，具有響應(yīng)速度快、精確度高等優(yōu)勢。 本文還基于該策略搭建試驗(yàn)平臺，開展了PMMA 連通管與基片的超聲波焊接研究。 試驗(yàn)表明，阻抗閾值和后續(xù)焊接時間與焊接質(zhì)量密切相關(guān)。 在阻抗閾值為120 Ω、后續(xù)焊接時間為0.8 s 時，焊接界面平整，無虛焊、氣孔、溢流等熔接缺陷，焊接接頭抗剪切強(qiáng)度達(dá)到11.6 MPa，為焊接效果最佳值，并且焊接過程中的實(shí)時阻抗值可間接地表示當(dāng)前焊接狀態(tài)。 這一研究結(jié)果也驗(yàn)證了本文設(shè)計(jì)策略的可行性，為聚合物微器件的精密焊接提供了一種有效途徑。