铝/钢大功率超声波焊接过程模拟与试验验证

李 欢 黄朝望 周 亢 张长鑫 曾才有

1.长江大学机械工程学院，荆州，4340232.北京理工大学机电学院，北京，1000813.北京航空航天大学机械工程及自动化学院，北京，100191

0 引言

全球能源紧缺及环境危机对工业制造提出了挑战。相关研究结果表明，汽车质量每减小100 kg，每百千米降低0.6 L油耗和500 g的CO2排放[1]。以铝替钢是汽车车身减重的一种有效方法，然而，由于铝与钢之间的物理性能相差较大且不互融，所以铝/钢接头焊接性较差。采用传统弧焊方法焊接时会生成较厚且不易控制的脆性中间相；采用搅拌摩擦点焊则需要较大的顶锻力，且焊接速度相对较小[2]；采用电阻点焊则焊热输入过大。因材料连接是汽车制造必需的工序，因此实现铝/钢接头高质量的焊接是汽车轻量化必需解决的问题。

超声波焊接是一种固相焊接，且过程耗时较短(一般小于1.5 s)，不产生飞溅，所需焊接能量低于电阻点焊的2%[3]，也不需要添加焊材，因此，超声波焊接是一种具有绿色节能、环境友好特点的焊接方法[4]，更适用于异种金属接头的连接。国内外学者对钢/铝超声波焊接开展了研究。ZHAO等[5]获得了最高3.9 kN拉剪力的钢/铝超声波焊接接头，并发现焊接时间比焊接振幅、压力更影响接头强度。SATPATHY等[6]发现在钢/铝接头中外加Cu夹层时，界面连接强度变高。HADDADI等[7]利用2.5 kW大功率超声波焊机得到了2.8 kW的铝/钢接头强度，同时在界面观测到小于2 μm的FeAl3和Fe2Al5的中间相。

由于超声波金属焊接是一个复杂的动态过程，温度和塑性变形程度导致了界面的冶金反应状况，而目前无法采用试验手段测量焊接中心的温度及应变，导致对超声波焊接机理认识依旧不足，因此，国内外学者开展了超声波焊接模拟的研究。ELAGOVAN等[8]研究了不同压力和板厚对铝合金超声波焊接温度场和应力场分布的影响，发现随着压力增大界面温度先升高后降低。CHEN等[9]发现超声软化明显增加了铝/铜接头的变形，这有利于焊接的形成。目前超声波金属焊接模拟研究中的热源大都以摩擦热和塑性变形热方式加载至模型相应的区域，然而，高温和高超声振幅会导致钢/铝界面发生不规则的大变形，使界面摩擦状况比较复杂，且摩擦因数很难用简单数学公式描述。另外，由于工件振动加速度与时间关系非线性，故剪切力做功很难计算。此外，对超声波焊接过程钢的超声软化认识也不足。因上述原因，目前有关钢/铝超声波焊接模拟的研究较少。

为了明晰超声波焊接机理，本文利用ANSYS软件建立了铝/钢大功率超声波焊接有限元模型，模拟了超声波焊接过程中温度场分布以及工件材料的塑性变形规律。

1 有限元模型

超声波焊接是在压力作用下将焊头的高频机械振动能量传递至工件之间，使界面发生塑性变形及冶金反应的过程，如图1所示。超声波焊接几何模型包括焊头及其末端、工件以及底座。由于实际使用的焊头端面为长方体，不满足轴对称条件，且焊头端面尺寸相比工件而言较小，也不满足平面应变简化的条件，因此为了提高计算精度，研究中采用三维对称模型。

图1 超声波焊接示意图Fig.1 Schematic diagram for ultrasonic welding

1.1 模型建立

假定工具头和工件为各向同性导热材料，在这个前提下，热传导的控制方程可以表述为[10]

(1)

式中，cθ为随温度变化的材料质量热容；kθ为随温度变化的热导率；ρ为材料密度；Q为焊接热量。

焊接试验采用瑞士Telsonic 5000大功率超声波焊机，其额定功率为4.0 kW。所设定的焊接参数为：焊接压力1.98 kN，焊接时间1 s，超声振幅27 μm(平衡点到峰值)、频率20 kHz，焊头齿数10个。采用的工件为DC04低碳钢和6061-T6铝合金，尺寸分别为0.8 mm×100 mm×25 mm和1.2 mm×100 mm×25 mm。试样焊接采取搭接放置，搭接区域为25 mm×25 mm。考虑到铝容易粘在焊头上，难以去除且影响焊接质量，将低碳钢考虑为上工件。焊头末端尺寸为7 mm×5 mm，模型中只考虑焊头及底座的部分实体，焊头末端尺寸与实际形状一样以确保计算准确性，如图2所示。

图2 焊头形貌及其尺寸Fig.2 Sonotrode geometry and its dimensions

为确保计算精度，在进行热分析时采用20节点的Solid90单元；考虑齿嵌入过程材料处于大变形，力学分析采用20节点的Solid186单元；接触计算采用8节点的面-面接触单元Conta174和目标单元Targe170。对模型中焊接区域附近采取较密网格划分，网格尺寸为0.125 mm；远离焊接区域的网格尺寸逐渐加大。图3所示为建立的有限元模型。

图3 有限元模型Fig.3 FEM model

1.2 材料物理属性

为了提高计算精度，工具头及所有工件均采用随温度变化的材料属性，焊头、底座和6061-T6铝合金随温度变化的材料属性见文献[11]，低碳钢随温度变化的物理属性如表1所示[12]。

表1 低碳钢随温度变化的物理属性[12]

在超声和热作用下材料晶格内部位错增加，使材料屈服强度减小。根据LANGENECKER[13]的研究结果，当Fe和Al在不同振幅作用时屈服极限会降低至0，因此有必要将材料变软率考虑进来。超声变软率αus与超声场强度有关，即与焊接振幅f(μm)和超声频率ε(Hz)有关[11]，其计算公式为

αus=(1-afε)2

(2)

其中，a为相关待定系数，根据文献[14]，对于低碳钢，在20 kHz振动频率条件和27 μm振幅下，对应的a值为7.66×10-7。

1.3 模型边界条件及计算过程

JEDRASIAK等[15]指明焊接界面的热源主要由超声电功率提供，且只有部分电功率转化为界面温度。由于高温和高超声振幅会导致钢/铝界面摩擦状况比较复杂，且由于工件振动加速度与时间关系的非线性使剪切应力做功很难计算，因此研究中的热源考虑与电功率P(t)和接触面面积Aw有关，热源密度计算公式为

(3)

式中，δ为超声功率与焊接能量之间的转化率。

焊接过程中超声电功率曲线如图4所示。

图4 电功率随焊接时间变化Fig.4 Ultrasonic power changed with welding time

模型中考虑了工具头、工件与空气的对流热传导。超声振动使工件与空气的接触面产生了较多的对流换热，将焊头和工件对流传热系数设定为500 J/(m2·℃)[16]，在焊接结束时设定为5 J/(m2·℃)。将式(3)计算的热源密度加载至模型。模型中设定计算得到的各时间点对应温度与热电偶测得的温度相等，即θ′=θ，当两者相对误差最小时，则输出δ和温度场结果。热分析结束后进行结构分析，结构分析中边界条件的设定与实际焊接工况一致，具体为：压力施加在焊头的顶端面，底座底面约束Y向固定位移，对称面施加对称位移约束。图5为热力耦合流程图。

图5 热力耦合计算过程Fig.5 Computation algorithm for thermo-mechanical analysis

界面温度采用K型热电偶测温方法测量，热电偶直径为0.2 mm。在下工件的上表面开0.5 mm半圆形槽，用电阻点焊机将热电偶丝埋入材料内部。测温点距离焊接区域中心1.5 mm，图6为测温示意图。

图6 热电偶测温示意图Fig.6 The schematic diagram of thermocouple temperature measurement

图7 模拟的界面温度与测量温度对比Fig.7 Comparison of simulated interface temperature and experimental measurement temperature

2 模拟结果与分析

2.1 界面温度

图7为模拟的界面中心的温度与试验测量的温度对比曲线。从图7中可看到，模拟的界面温度与试验测量的温度之间的平均相对误差小于1%，这说明模拟结果是合理的。在焊接结束时(焊接时间t=1.0 s)，模拟的界面温度为566 ℃，为铝合金熔点的87%，明显比铜/铝超声波焊接的温度高[9]。较大的温升速率会加快界面上的微观组织演变。此外，在焊接结束时测量点的温度为560 ℃，模拟的界面中心处温度比测量点仅高6 ℃，说明界面温度不是界面中间相分布极不均匀的主要原因。相比之下，超声波更容易促进界面钢与铝的元素扩散，且超声强度在材料上是不均匀分布的，可使材料内部的空位浓度分布不均匀，导致界面中间相分布极不均匀。

图8所示是模拟的焊接过程中不同时间点的焊接截面温度场分布结果。图8a为焊接时间t=0.13 s时的温度场分布，此时温度主要分布在工件以及底座齿上，这是因为铝热导率大，向铝/钢界面传递热量较多。在焊接时间t=0.23 s时(图8b)工件温度升高，焊头以及底座上高温区域比工件明显小，这是因为钢的热导率较小。之后，在t=0.32 s时(图8c)，底座和焊头的温度场分布范围增大。在焊接结束时(图8d)，由于钢和铝热导率的差异，材料之间温度场在Y方向呈现非对称分布，高温区域主要发生在铝内，但在焊接区域范围内，钢/铝接触面两端附近温度相同。

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

图9所示为模拟的工件接触面9mm×7 mm区域内的温度场分布，最高温度出现在区域中心，焊接过程中心处平均温度上升速率为566 ℃/s。焊接区域边角处的温度为458 ℃，低界面中心处108 ℃。沿X方向边缘处温度为515 ℃，低界面中心51 ℃。

图9 1 s时工件接触面温度分布Fig.9 Temperature distribution ofthespecimen/specimen interface at welding time of 1 s

图10所示为模拟的焊接过程中的超声电功率与焊接热量之间的转化率。可以看到，在焊接初始阶段(t<0.2 s)，转化率δ低于0.50；随后δ呈指数上升，在0.4 s之后近似稳定，此时转化率约为0.55。焊接过程中耗损的电功率主要作用于去除表面氧化膜，形成局部微连接，以及提供原子的迁移、界面及附近中间相生长和动态再结晶的吉布斯自由能，剩余少量(约5%)的超声电功率耗损在电系统与声系统的转化上[17]。

2.2 工件塑性变形

图11所示是模拟的工件接触面11 mm×10 mm区域内铝侧的塑性应变分布，可知，在焊接结束时区域材料均发生塑性变形，工件接触面的材料呈现出由外侧向中间区域塑性流动并堆积在一个近似环形区域边缘的现象，这促进了焊接界面形成，且堆积产生的焊接区域的面积远大于焊头端面的面积。

图11 模拟的1.0 s时界面塑性应变分布Fig.11 Predicted plastic deformation area at welding time of 1.0 s

图12所示是采用扫描电镜观测的界面断口宏观形貌，可明显看到，材料在焊接区域边缘发生堆积的现象，造成了焊接界面的不平整，这说明模拟结果与实际吻合较好，也可以说明界面产生了波状变形，形成机械互锁，这提高了焊接质量。焊接区域面积约为9 mm×7 mm，远大于焊头末端尺寸。这是因为焊接的界面温度及振幅较高，增强了材料的软化，在超声剪切力的作用下，加剧了上下工件的塑性变形，导致焊接区域的面积比焊头端面面积大。根据界面塑性应变分布结果(图11)，摩擦区域内也发生了塑性变形，说明钢/铝界面上的摩擦区域与塑性变形区域之间没有明显的界限。

图12 工件接触面形貌Fig.12 Morphology of thespecimen/specimen contact area

图13所示为模拟的焊头/钢工件接触面钢侧的节点路径的塑性应变分布，可知，塑性应变分布有起伏波动，齿峰下方节点塑性应变较大，而齿谷下方的塑性应变值较小，齿峰和齿谷的应变存在较大差异。

图13 焊头下方材料塑性应变沿X方向分布Fig.13 Plastic stain distribution beneath sonotrode along X-direction

图14是焊头/钢工件接触面的钢侧节点路径上的显微维氏硬度(pHV)分布规律图。齿峰(Peak)和齿谷(Valley)两者的硬度存在明显差异，最大差异为17%。此外，钢工件上的硬度明显比低碳钢搅拌摩擦焊的钢工件硬度(大于120HV)要低[18]，这是因为超声软化使材料内部以及晶界存在大量缺陷，使塑性变形更容易。由于该方向上的塑性应变存在起伏波动(图12)，导致硬度也呈现起伏波动分布。

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

图15所示为模拟的焊接过程的塑性区域面积随时间变化关系。塑性变形区域面积为塑性应变大于0的单元面积总和。塑性区域在焊接时间0.13 s时开始出现，之后呈指数增长，并在焊接时间0.17 s时达到最大值63 mm2，然后至焊接结束保持稳定。这是因为在超声波、焊接压力以及温度的共同作用下初始连接面形成，而该初始连接面之外的地方离焊头较远，使得焊接区域(塑性变形区域)不再增大。当工件接触面局部发生塑性变形时，金属氧化膜在超声剪切力作用下破碎并断裂，随着超声振动逐渐排至远端。

图15 界面塑性区域面积随时间变化Fig.15 Change in the plasticdeformation area of weldinginterface with weld time

研究工件表面齿的嵌入对认识焊接过程比较重要。图16所示是模拟的焊接过程中不同时间点的焊接结构塑性应变分布结果，塑性应变能反映齿的嵌入。由图16a可知，在焊接初始阶段，工件温度升高，在超声振动作用下，焊头开始嵌入钢上表面。在焊接时间0.13 s时，焊头端面的齿嵌入钢表面较深，此时铝并无明显嵌入；之后铝塑性变形变大，底座齿逐渐嵌入铝工件下表面，在焊接时间0.23 s时，铝板已经有较大的嵌入深度，焊头压入钢表面深度也加大(图16b)；在焊接时间0.32 s时，底座中间齿已完全嵌入铝中，而边缘齿并未完全嵌入铝中(图16c)；远离中心区域底座齿嵌入深度小，这是因为该处温度较低；在焊接结束时，焊头齿已完全嵌入钢表面，并导致边缘处的上工件材料被挤出，同时底座边缘齿的嵌入深度也加大，此时最大塑性应变发生在边缘齿下方的钢工件处(图16d)。适当的工件表面压痕能促进焊头振动更有效传入工件之间，但是，过深的压痕会导致严重的接头应力集中并且降低接头质量。

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

图17所示为扫描电镜观测的钢/铝接头宏观焊接横截面与模拟结果的对比。由图17可知，在焊接压力、超声波软化以及温度的共同作用下材料明显变薄，模拟结果与试验结果误差约为6%，误差在合理范围内。此外，由图17a可看出，钢/铝界面处不存在间隙，界面结合较好，并且表现出明显的机械互锁特征。超声剪切应力和压应力的共同作用导致了界面的机械互锁形成，提高了焊接质量。

(a) 试验测量结果

图18为焊接过程的焊头下压位移曲线，明显看出焊头下压过程可分为三个阶段。在第1阶段(0～0.22 s)，焊头下压位移d增大的原因是钢工件的嵌入；第2阶段(0.22～0.32 s)，d增大速度加快的原因是超声以及温度导致的软化促进了铝合金的塑性变形；第3阶段(0.32～1 s)，d增大的原因是工具头边缘齿的嵌入加剧，但界面的温度上升速度变慢导致d的增大速度比第2阶段小。焊接过程结束时焊头下压位移为0.41 mm。根据文献[19]的研究，焊接区域的总应变与焊头下压位移有一定的对应关系，可以用焊头位移表征焊接区塑性变形。另外，工件的超声振动同样影响界面的塑性变形，因此，可以用焊头下压位移结合工件振动位移来优化超声波焊接质量[20]。

图18 焊头下压位移随焊接时间变化Fig.18 Downward displacement of the sonotrode changed with welding time

3 结论

(1)在铝/钢大功率超声波焊接过程中，超声功率转化为焊接的热量呈指数上升，导致焊接初始阶段界面温升速率较大，在焊接结束时最高温度为566 ℃，为铝合金熔点的87%。

(2)界面上的塑性应变分布不规则，呈现起伏波动。界面上的材料由外侧向中间的区域发生塑性流动并堆积在该区域的边缘，所形成的焊接区域的面积远大于焊头端面面积。

(3)在焊接过程中，焊头首先嵌入钢工件的表面，底座齿在铝合金的嵌入滞后于钢，之后底座齿逐渐嵌入铝工件下表面。在焊接结束时，焊头齿已完全嵌入钢表面，并导致边缘处的上工件材料被挤出，同时底座边缘齿的嵌入深度也加大。