第38卷第8期焊接学报Vol. 38 No. 8 2 0 1 7 年 8 月TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION August2017 李欢，曹彪，杨景卫，崔晓宇
(华南理工大学机械与汽车工程学院，广州51〇64〇)
摘要：利用有限元方法建立f Cu-AI超声焊三维热一力耦合模型.热源包括摩擦热和耀性变形热，其热流密度 与焊接不同阶段材料的振幅相关.焊接过程超声变软影响温度场分布、应力、应变场和齿的嵌人，模拟合理考虑了 铜、铝超声变软的数学模型.模拟结果表明，铜和铝的块体温度均低于熔点，最高温度出现在焊头与铜板的接触面 中心;Cu-AI连接界面最高温度出现在焊接区域中心处.同时也模拟了齿的嵌人，焊接过程中焊头齿完全嵌入铜表 面，但底座齿并未完全嵌人铝中.与热电偶测温和焊接截面形貌对比验证表明，模拟结果与实际基本吻合，较好地 模拟了超声变软、热和力三者之间的作用. 关键词：超声金属焊；有限单元法；超声软化；异种金属
中图分类号：TG 404 文献标识码：A doi ： 10.12073/j. hjxb. 20150908002
〇序言
随着电子、航空工业的发展，铝铜接头应用日益 增多.由于铝、铜之间物理性质的差异、焊接过程中 容易形成脆性中间相以及铝表面有致密不易去除的 氧化膜等特点，使得传统的熔化焊、电阻点焊在焊接 此类接头时可焊性差、焊接强度不高.固相焊接方法，例如搅拌摩擦焊接Cu-Al[1能获得较高质量的 焊接，但对装配要求较高，且搅拌头容易磨损.超声 波金属焊接为固相连接，焊接时间较短，消耗能量比 电阻焊低，且不需要气体保护、焊料以及填充等，目前在Cu-AI焊接领域已有报道^4].
早期机理的研究包括通过力学试验研究材料超 声软化、硬化行为和在理论上研究连接面的接触应 力分布两个方向[1].随着超声金属焊研究的不断深 入和大功率超声焊机的出现，焊接机理已不局限于 氧化膜破碎、分子间作用力，还包括局部熔化、冶金 反应，如扩散、再结晶等.但大功率超声焊接区域中 心温度难以通过试验手段测量，目前相关研究大都 是用热电偶测试焊接区域边缘或边缘附近的温度.不仅如此，实际上超声金属焊接更是一个超声振动、热和力三者不断耦合（相互作用）的过程，但现有的 试验手段很难对此进行研究，而耦合的过程影响着 温度场和应力场的动态分布，使得目前对超声金属 焊接机理依然认识不足.有限元方法可以不受试验
收稿日期：2015 -09 -08
基金项目：围家&然科学基金资助项目(51175184)条件拘束，通过对模型简化来研究焊接过程耦合机理.
目前超声金属焊模型很少考虑超声变软对焊接 区域温度场影响.Kim等人[6]模拟了齿的嵌入，但在 模型中没有考虑超声变软对应力、应变分布的影响.
1超声焊接试验
图1是实测的上板（纯铜）和下板（铝合金）的振幅分布曲线，表明焊接过程上板、下板及焊接过程 中振幅分布均存在差异，过程模拟考虑实际振幅分布.
0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
时间t/s
(a)上板(纯铜)振幅分布曲线
20
0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
时间t/s
(b)下板(错合金)振幅分布曲线
图1焊接过程工件振幅
Fig. 1Vibration amplitude of specimens during welding
6焊接学报第38卷
超声金属焊机为瑞士 TELSONIC公司M5000型 超声金属焊机，额定功率4 000 W，振动频率20 kHz.焊接工艺参数为压力1 575 N，振幅21陣，焊 接时间〇.4 s.焊头和底座材料均为M2高速工具 钢，焊头底端轮廓均为矩形块状结构.焊头端面有9 个齿.焊接用材料为1〇〇 m m X 25 m m X〇. 8 mm的T2( ¥2态）铜和6061-T6铝合金.试片焊接采取搭接 放置，重叠区域为25 m m X 25 mm.试验采用LK-G5001激光位移传感器测量焊头、上板和下板的位移.
2数值模拟过程
利用有限元软件ANSYS的多物理场分析模块 建立了一个超声波金属焊接热力耦合模型，模型中 超声振动、热场和力场三者之间耦合作用的思路为：热源包括摩擦热和塑性变形热，塑性变形热与材料 变软程度有关.超声振幅影响材料变软程度，从而 影响温度场分布；在超声和热作用下材料变软使得 屈服点明显降低，温度也影响包括摩擦系数的材料 力学参数，从而影响力场分析结果；力场的摩擦系数 的改变又影响热场.
2.1有限元模型
模型考虑了焊头端面所有齿.尽管超声振动破 坏了结构对称性，但由于振幅相对模型宽度而言可 被忽略，在超声振动方向取1/2模型进行热和力耦 合分析.由于钢导热率小，在模型中焊头和底座在 模型中均选取部分区域.为减小计算量，所有网格 均为六面体单元，并采取非均匀网格划分，在焊接区 域细化网格，远离焊接区域网格稀疏，中间区域采取 渐变网格划分方式.图2为所建模型，图2a，b，c分
图2 3-D超声金属焊模型及局部区域离散
Fig. 2 3-D model for ultrasonic metal welding and discretization of local area 别为3D模型，焊接附近区域沿截面和对称面的网 格.有限元模型单元总数为91 718个.
2.2材料属性及本构关系
模型中除密度、泊松比外的材料物理属性考虑 随温度变化，表1和表2分别为铜和6061铝合金物 理性能随温度变化的数值.
表1铜物理性能随温度变化
Table 1Temperature-dependent properties of copper
温度
T/X
导热系数A/ 比热C7
(W-m^-K-1) (J-k g-^K-1)
屈服强度
足L/MPa
线膨胀系数
o/10_6K_1 2040138921521.80 10039339720823.40 20038940919224.50 30037942014025.60 40037342696-5003664353227.00
表2 6061-T6物理性能随温度变化
Table 2 Temperature-dependent properties of 6061-T6
温度
T/X
导热系数A/ 比热C7屈服强度
/?eL/MPa
线膨胀系数
q/1〇-6K_1 2015489627517.00 100185915260-20018594922417.3 3002071041110-400222117837 50022012801017.64
超声金属焊模拟使用的本构模型有随动强化、约翰逊-库克（Johnson-Cook)等，Johnson-Cook 模型 为大应变率条件下的理想塑性模型，但其更适合于 仅受温度影响的大应变场合随动强化模型中考虑了材料在循环加载时的包辛格效应，是超声金属 焊接模拟中使用最广泛的材料模型.但考虑到齿嵌 入材料出现的大变形且铝、铜在大应变率下的动态 再结晶本构近似于理想塑性硬化，模型中选用等向 强化本构模型.
2.3模型加载及边界条件
模型中焊头接触面摩擦系数为0. 55[|]_底座接 触面摩擦系数在低温取〇.4，超过150 °C取0. 5[9]；工
件接触面在低温取0.25，超过150 °C取0.3.考虑 到材料表面状态的动态变化，实际接触面的接触热 导是逐渐上升（接触热阻逐渐下降），根据Yadav等 人[10]的研究，假定其为线性上升，初始值为2 000 W/( m2•K)^，焊接结束时为完全传热条件.
根据试验测得的振幅结果，铜振幅保持在10 jju m，错合金振幅在0〜0. 05 s取2. 5 jjum，0. 05酒炮
〜
第8期
李欢，等:Cu-Al 异种金属超声焊接过程模拟
7
图4温度场分布（0.4 s)
Fig. 4 Temperature distribution at 0.4 s weld time
图5为连接界面焊接区域温度场分布，最高温 度出现在区域中心，为383 °C ，材料过程中心处温度 上升速率为957.5 °C /s .
图6为界面中心处温度随时间变化关系.由
图6可以看出，在0. 15 s 后连接面中心温度与时间 近似为线性关系.
^
,
V 7
式中为塑形变形热.
3模拟结果分析与讨论
3.1温度场分布
图4为0.4 s 时的3D 温度场分布.此时最高温
度为428 °C ，出现在焊头接触面中心.由于铜和铝 导热系数的差异，材料之间温度场为非对称分布，且 铜等温线范围比铝宽.
根据相关文献[12 - 13]多点曲线拟合的结果， 在20 kHz 振幅条件下，铜和铝的超声变软率计算式 分别为
a A 1 = [l -0. 105 6 x (|^j ] (2)a C u = [1 -0.286 43
]
(3)
式中:，匕u 为铜的超声变软率和振幅;a A1，“为铝 的超声变软率和材料振幅.
超声变软对材料塑性影响主要表现为屈服强度 下降，即
Re L =^eL T *«u s
(4)
式中为随温度变化的屈服强度.
摩擦热与频率/和材料相对振幅值A 纟有关，根 据库仑摩擦定理来计算.假定塑性变形全部转为热 量，且与最大剪切力有关.塑性变形热计算式为
4 /c 、
0. 35 s 取 5 jjum ，0. 35 〜0. 4 s 取 10 jju m .热源分段考虑为0〜0.05 s ，摩擦热发生在所有接触面上，塑性 变形热发生在工件连接面和焊头与铜的接触面，铝 合金在此阶段主要为弹性变形，不考虑弹性滞后能;
0. 05〜0. 35 s 热源加载部位与上阶段相同，尽管此 阶段中铝合金已进入塑性屈服阶段，但由宁振幅值 较低，剪切力产热少，因此也不考虑底座接触面塑性 变形热;0. 35〜0. 4 s 摩擦热、塑性变形热发生焊头 接触面和底座接触面，但此阶段材料均已接近完全 屈服，不考虑焊件内部的塑性变形热.
由于连接区域很快形成[3_4]，且面积变化不大， 因此不考虑塑性变形和摩擦区域的变化，在模型中 假定为方形.图3为模型热源作用区域图.图3a 是 通过剥开焊接面来确定材料摩擦区域和塑性变形区 域；图3b 是底座齿与铝板热源区域.模型中工件接 触面塑性变形区域面积为35 m m 2，摩擦区域面积为28 m m 2.
(a )工作接触面
（b )底座接触面
图3
模型热源作用区域
Fig. 3 Schematic representation of heat flux area
在模型中，压力施加在焊头的顶端面，底座底面 约束:T 向固定位移，对称面施加对称位移约束.摩
擦热和塑性变形热分别施加在摩擦区域和塑性变形 区，对称面为绝热边界，模型中与空气所有接触面都 定义为对流换热面，同时为弥补忽略辐射换热的不
足，将对流换热系数人为定为15 J /(m 2«°C )；焊接 初始温度为25 °C .由于齿嵌人工件材料的过程为 大变形问题，在分析时打开大变形选项，并增加每个 子步平衡迭代数.当载荷步之间材料属性（如屈服 强度等）改变时应用重启动分析方式使计算时间点 连续；此时采用较小时间子步来确保计算收敛.2.4超声变软系数及热源计算
材料变软包括温度变软和超声变软，在模型中 考虑材料变软率的动态变化，材料变软在模型体现 在屈服强度下降.超声变软率计算式为[11]«u s = (! ~d K S
实物展示台
⑴
数据监测式中:d 和a 为相关待定系数;/为声强密度.
4332221172
a /一姻
璉
8焊接学报第38卷
图5工件界面温度分布（0.4 s)
阿尔玛蓝
Fig. 5 Temperature distribution at weld interface at 0.4 s
0.4
图6工件界面中心温度随时间变化
Fig. 6 Variation of temperature at center of work-work interface with time
3.2齿动态嵌入过程
图7是0.4 s的y向位移分布.y向位移分布會g 反映齿的嵌入.由图7中可以看出，焊头端面的齿 完全嵌入铜表面，而底座端面齿并未完全嵌入6061 铝合金下表面，焊头下压位移为0.253 mm.
图7位移分布
Fig. 7 Displacement distribution at 0.4 s 3.3模型验证
3.3. 1热电偶测温验证
采用直径〇. 1mm的K型热电偶测温来验证温 度场模拟结果.测温方法为：沿两搭接试片的界面 从边缘钻直径1mm圆孔深入到焊接区域，用精密 电阻点焊设备将热电偶端头嵌入铝合金的半圆槽 中，其它引出部分做好绝缘处理.测温点选择在焊 接区域长边对称线距离连接面中心1.5 mm处.
图8为K型热电偶测温结果与模拟结果的对 比.由于人为设定在〇. 1s前工件接触面有恒定接触 热阻之后为完全传热，且测温区域非中心区域，导致 温度历程曲线在0.1 s处温度变化曲线出现拐点. 从温度数据对比可知，模拟结果与实测结果吻合较好.
100
50
0.10.2
时间t/s
0.30.4
图8模拟温度结果和试验结果对比
Fig. 8 Comparison of experimental measurements and simulation results for temperature
3.3.2 焊接截面对比验证
图9分别是焊接和模拟试验得到的中心横向截 面轮廓.由图9可以看出，焊头端面齿完全嵌入铜
(a)试验结果
i
-
---------------cn-r
lmm
(b)模拟结果
图9焊件横向截面试验与模拟结果对比
Fig. 9 Comparison of experiment and simulation results for welding cross-section
o
o
o
o
o
o
5
5
5
4
3
3
2
2
1
a
/
』
蟹
第8期
李欢，等：Cu -A l 异种金属超声焊接过程模拟
9
表面；底座的齿都没有完全嵌入铝合金表面，且越远 离焊接中心齿嵌入深度越小，模拟结果嵌入较实际 偏小，且越远离中心齿嵌入深度越小，原因是越远离 焊接中心温度越低.模拟结果表现了与试验相同的 齿嵌入深度分布情况，下板嵌入小是模型简化带来
的误差.总体上看，模型较好地模拟了齿的嵌入.3.4结果讨论从温度场分布模拟结果（图4)可知，超声焊接
过程最高温度出现在焊头接触面上，主要原因是这
里的摩擦产热与塑性变形产热量高.实际上焊头接 触面产热比工件接触面高，与实际相符.
温度模拟结果中（图8)，在0~0. 1 8阶段内温
升速度比实际测温高，其原因是，在焊接初始阶段大 约10 mS 内，热源主要为齿嵌入铜过程中产生的塑 性变形热，而该阶段工件接触面不存在热源引起的隔声工程
温升作用，模拟中采用了均勻的热源加载，导致了初
始温度比实际高.从图7和图9中可以看出，焊头齿完全嵌入铜
上表面，对于底座接触面，即使是中间的齿也并未完
全嵌入招表面.这一现象可以从大功率超声焊接过 程振幅分配规律来解释；在焊接初期主要为焊头与
铜表面摩擦，铜发生屈服后超声振幅传递给铜，使得
其在超声和热作用下变软，工件接触面产生摩擦并 逐渐进入塑性连接.此后工件接触面超声振动传递
到下板招合金中，下板的振幅明显偏小且是一个渐
变的过程.由图1的实测结果可知，下板振幅长时 间处于焊头一半以下的水平，因此底座齿嵌入深度 有限.底座压痕分布不均勻主要是由于表面压力分
压铸机料筒的设计
布不均勻及焊接变形导致的.模型考虑振幅分配，
能够较好模拟齿的压入，更接近超声金属焊接实际 情况.
4结 论(1) 在大功率焊接过程中，超声变软大幅降低
了材料屈服强度，模型中超声变软不仅影响材料应 力应变场，也影响温度场分布.模型考虑超声作用 下材料的塑性变形及产热，更符合实际情形.
(2) 模拟结果表明，超声焊接Cu-Al 属固相焊
接，最高温度点位于焊头与铜接触面，工件接触面最 高温度为383 °C .由于热物理性能的差异，铜与铝
合金温度场呈现非对称分布.
(3) 模拟了焊头和底座的齿嵌入工件的情况. 在焊接过程中，焊头齿完全嵌入铜上表面，底座齿未 完全嵌入.
(4) 模型考虑了塑性变形热、超声振幅分配影
响及较完整的材料性能与边界条件等，较好地模拟 了超声、热和力三者之间的作用•参考文献：
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nology, 2011, 27(7) ： 1117-1122.作者简介：李欢，男，1983年出生，博士研究生.主要从事新型
焊接方法等方面的研究工作.发表论文2篇.
Email : Hhuan 2009@
163
通讯作者：曹彪，男，教授，博士研究生导师.
Email : meb ca0@
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