铝片铜管太阳能集热板超声波焊接机理研究

摘要：在铝片一铜管太阳能集热板超声波焊接试验的基础上．首先从弹塑性理论特别是铝的应力一应变曲线导出焊接区域主要发生塑性

变形，进而推导出焊接接头区域理论温度；然后通过人工热电偶试验测得铝片表面及铝片一铜管间的温度．再结合接头扫描电镜图片进

行验证，认为焊接接头的形成是由材料本身的塑性本质、一定的摩擦升温、工具头竖直方向

压力3个因素共同作用的结果．整个过程使

接头区域材料发生充分的塑性变形，破坏并清除氧化物、油污，使焊件材料原子之间发生力的作用而形成金属键合。

关键词：铝片一铜管太阳能集热板；超声波焊接；焊接接头

中图分类号：tg45

3、9 文献标识码：a

当前金属管板式太阳能集热板大多采用铜管一铜片的组

合，这种组合虽然有利于材料的焊接，易于制造，但成本较

高，不利于普及。而铝的密度小，价格比铜低，工业上经常用

铝代铜．因此用铝片代替铜片作为太阳能集热板的吸热板可以

大大降低成本。虽然铝的导热性能不及铜，但在材料很薄的情

况下并不影响整体效果．这种新的组合也是金属管板式集热板

的发展趋势。然而，铜铝属于不同种金属，它们之间存在电极

电势差，铜的线膨胀系数比铝的大0．5倍。再加上熔点的差异、

铜铝间易形成金属间化合物等原因．容易引起铜铝接头电化学

腐蚀，同时铜铝变形不一致也容易产生裂纹、夹杂层或出现脆

性金属间化合物等．这些缺陷将会降低接头强度。

为克服铜一铝焊接时所出现的缺点，一般采用铜一铝压力

焊。如摩擦焊ⅲ、超声波焊 ]、真空扩散焊等焊接方法．获

得电气性能、抗老化性能、抗腐蚀性能、使用寿命都比较理想

的焊接接头。jiromaru tsujino ．tetsugi ueoka等日本学者

长期从事金属超声波焊接研究，对超声波焊接过程中的一系列

问题作了比较全面的探讨．如：频率和压力变化对焊接质量的

影响[31，实测得到铜铝焊接温度超过436℃ ，同时对铜、铝、

金等金属的焊接性能进行了深入而细致的研究，认为超声波

焊接对各种塑性良好的金属材料来说，只要选择合适的设备和

工艺参数，都可能获得良好的焊接接头。james e krazanowski

通过透射电镜(tem)研究焊接区域组织。认为金属超声波焊

接机理是一个金属粘合的过程，而扩散和再结晶等物理冶金反

应在接头成形机理中并不起主要作用[9]。本文从铜铝材料性能

分析人手，推导焊接区域温度，同时结合实测温度和焊接区域

收稿日期：2007—04—12：修回日期：2007—07—07

基金项目：广州市科技攻关重点项目(2002 z3一do101)

扫描电镜图片探讨铜一铝超声波焊接机理。

1 焊接试验及过程分析

超声波焊接设备包括：超声波发生器、换能器、聚能器

(变幅杆)和工具头等，如图l所示。焊接参数见表1。

图1 超声波焊接设备

表1 焊接参数

汽缸

动块

导轨

频率功率工具头转速焊接压力振幅铝片厚度铜管厚度

f／khz fi，kw (r·min-‘) p／mpa a／1．zm 占l／mm null

15 3 44—49 0．4 、 30 n2 1．0

铝片一铜管太阳能集热板的焊后样品如图2所示。

图2 铝片一铜管太阳能集热板焊后样品

welding technology vo1．36 no．5 oct．2007 ·试验与研究· 15

1．1 材料处理

铜和铝极易在空气中被氧化，在光亮清洁的表面就已经有

约200个分子厚度的氧化膜存在，而且氧化膜也是由晶体组成，

本身也存在不饱和的分子，能够吸引对称性较弱的极性分子

(如水分子、有机物分子等)，形成一层油污和水气膜，这些物

质的存在导致表面凹凸不平，使材料原子问距离增大，难于进

行焊接。

1．1．1 铜管表面套拉与翅化

根据金属超声波焊接机理，对材料表面要求高，针对上述

铜管表面状态，需要击碎、破坏、清除铜管表面油污及氧化膜

使其暴露出纯净的金属表面，主要有两步：

第一步，铜管的表面套拉，套拉过程如图3所示。

套拉方向

图3 套拉过程示意图

其作用有：①全面刮削铜管表面．比较彻底地破坏表面氧

化膜暴露出纯净的金属表面；② 由于进行的是冷加工．可以适

当提高铜管硬度，有利于随后的焊接及增加变形抗力以保证在后

续的挤压中维持圆管形状；③将铜管的直径缩口至需要的尺寸。

第二步，利用专用工具头，表面具有微翅结构，如图4a所

示12全文查看，在铜管表面预先滚压一次，进一步破坏和清除待焊部位的

表面氧化膜。且在铜管表面加工出微翅结构，如图4b所示。

(b)铜表面微翅结构

图4 袭面有微翅结构的工具头及其预滚压铜管后形成的铜表面翅化结构

其作用主要有：①增大铝片和铜管的接触面积，增加机械

嵌合的可能性；②增大接触区域粗糙度，增大摩擦，增加析

热

量，从而形成局部高温，有利于焊接；③ 破碎、清理旧表面，

振动滚压出新鲜表面，为金属键合形成接头提供条件。

1．1．2 铝片处理

铝片薄，只能用钢丝刷清除其表面氧化膜，使铝片与铜管

之间通过新鲜表面充分贴合，为原子力起作用提供条件。

1．2 焊接接头形成

铝片一铜管超声波金属焊接过程如图1所示，工具头在汽

缸压力作用下，其表面微翅压入铝片后与铝片发生摩擦．然后

带动铝片以频率，相对铜管振动，在铝片与铜管间剧烈摩擦，

焊接接头区域温度升高，材料发生塑性变形。材料塑性变形、

铝片与铜管间的高频振动摩擦、工具头竖直方向的压力三因素

共同作用，破坏并清除金属表面的油污和氧化物，使彼此的纯

净表面暴露并贴合，在贴合面形成牢固的接头。

2 焊接影响因素讨论分析与试验测定

超声波焊接振动幅度只有几 m到几十 m，而且铜铝的塑

性良好，其振动摩擦作用区域小，很难用直接测温法准确测定

焊接温度；而间接测温，即通过分析焊接接头组织的扫描电镜

图片(sem)或透射电镜(tem)图片，根据接头组织推断焊

接过程所能达到的温度的方法也受到了限制，这是因为sem图

片难于准确判定组织结构，而tem样品难于制作。

由于测温方法上的限制，各研究者所得结果相差较大．使

得超声波金属焊接温度的作用成为一个有争议的问题，同时学

者对超声波焊接机理也有不同看法。本文先从理论推导出焊接

区域材料主要发生塑性变形而非弹性变形，后通过摩擦力做功

理论推导出焊接区域理论温度，同时通过人工热电偶试验测出

焊接区域实测温度，并结合试验测定焊接接头区域显微硬度．

综合分析超声波金属焊接机理。

2．1 焊接时材料的变形情况分析

从图4b材料表面翅化后形态可以看到．焊接区域铜管表面

产生很大的塑性变形，振动摩擦和材料塑性变形能够破坏、挤

压、清除金属表面氧化物和油污，这对超声波焊接是非常有利

的。

从图5a e 实测应力一应变关系曲线和图5b理论应力一应变

关系曲线可以看出，材料弹性应变小于0．5％，本文以0．5％计

算：

f=f ， (1)

式中：fn为材料厚度，1．2 mm；8为应变，o．5％。

可见，弹性变形约为6 m，而工具头振动幅度a为3o

m，所以振动摩擦影响区域主要发生塑性变形，这可以从图

4b的铜管表面翅化后的sem图片看出，工具头的纵向振动不但

16 ·试验与研究· 焊接技术第36卷第5期2007年10月

在铜管表面压出新鲜表面，而且在纵向摩擦力的作用下，工具

头表面微齿挤出的材料被翻了过来，发生了大的塑性变形，这

对焊接是非常有利的。

量

0．002 0．004 0．006 0．008 0．010

6(％)

(a)工业铝实测应力一应变曲线

6(％ )

(b)铝等塑性材料理论应力一应变关系曲线

图5 工业铝的实测及理论应力一应变关系曲线

2．2 摩擦做功方程

由华南理工大学机械工程学院在超声波焊接方面的研究 11]．

可得到焊接区域的温升公式为：

at-4afw

'at一

， (2)

cpn

式中，a为振幅，mm；f为频率，khz；为能量吸收率，

为摩擦系数；p为压强，mpa；at为焊接时间，s；c为比热

容，j／(kg·℃)；p为材料的密度，g／cm ；为受影响厚度，mm。

将公式(2)运用到铝片一铜管的超声波焊接，计算焊接

区域温度，由于铜管和铝片厚度小。其对密度、比热容等影响

非常小，所以铜片一铜管焊接和铝片一铜管焊接不会有非常大

的差异。假定焊接时摩擦振动影响区域厚度h是分别从焊缝向

铝片和铜管壁各取1／2 (即： = (0。1+0．5)mm=0．6 mm，即热

影响区为0．6 mm)，同时铝密度2．78 g／cm ，约为铜密度8．96 g／cm

的1／3，铝的比热容为0．88 j／(kg·℃)，而铜的比热容为

0．385 j／(kg·℃)．将比热容及密度也按比例折算为合成比热

容、合成密度。

由公式(2)得：

at-4afrtu

．

一

． (3)

c1— 1-zhl一2

式中：c _2为材料合成比热容，取值410 j／(kg·℃)；p1-2为材料

合成密度，取值7，8 g／cm ；h1-2为振动摩擦影响材料厚度之和，

0．6 mm；助压强，通过换算可得到p=20 mpa；at为等效点焊

时间。s。

p可以通过焊点的面积为4 minx4 mm．工具头汽缸压强为

0．4 mpa．汽缸直径为32 mm换算得到，焊接区域的压强为汽

缸压强的50倍，所以助20 mpa。

焊接行程为1 886 mm．而连续滚动焊接可看成是点焊叠

加，焊接时间通过测定为18．76 s。可以通过将工具头压下，而

不做直线运动测出点焊接头是面积为4 mmx4 mm的正方形．

计算其点焊时间△￡为0．04 s。

由式(3)，代入各相关参数得：

a／'-730 rgt。 (4)

超声波焊接过程中能量吸收率和摩擦系数很难准确测量，

但肛的范围可以通过试验手段得到，同时结合相关文献查到

铜一铜表面清洁度较高时为1，4．而在一般情况下为0，2左右。

之所以产生这种差异．主要是因为在清洁铜一铜摩擦副的情况

下，铜的塑性好，导致摩擦系数非常大；但在一般情况下，铜

的表面容易发生氧化而覆盖一层氧化物，氧化物硬度大，且有

一定的润滑性能．使摩擦系数大为降低，铝一铜的摩擦系数无

资料可查．只能以测量和类比计算为准。

本试验中，由于铜管表面预先经过滚压，自然表面全部挤

压翻滚一次而露出新鲜表面．同时铝片也经过了清洗并在焊前

进行了打磨处理，这就和焊接时的条件接近，所以铝片一铜管

之间的摩擦系数应取较大值。通过摩擦系数测定试验，推导出

摩擦系数介于0，5—0．8之间。

能量吸收率值可以和切削时切削区域情况类比确定，切

削时有70％一90％的热量集中在切削区域，金属超声波焊接时

工具头和焊件金属紧密贴合，焊接区域与切削区域情况相似。

工具头与铜铝间的振动摩擦影响范围小，铜铝均为理想塑性

材料，工具头则可以看成是理想的弹性体。超声波从工具头

传出到铝片铜管接触界面处．由于铜铝材料的大塑性变形，

超声波在界面处不能远距离传递，大部分的能量以体积变形、

材料内部温升等形式被接头区域材料所吸收，因此吸收效率

为0．7—0．9。

从上面的分析可知，能量并不能远距离传递，其影响区域

非常小．主要集中在铜铝塑性材料的表层，振动摩擦影响不到

深层区域，式(4)中，为0．5—0．8，为0、7

0．9，所以△ 为

255 525℃ (室温为24—26℃)．即焊接区域理论温度推导为

280 550℃

weldinz technolo

vo1．36 no．5 oct．2007 ·试验与研究· 17

2．3 试验温度测定

直接法测温试验按如下方法设计：在铝片表面布置一个热

电偶，焊接时，工具头直接从热电偶探头上滚压过，此时所测

温度为焊接时工具头和铝片之间振动摩擦在铝片表面所达到的

温度，测量结果如图6a所示，在室温为24～26℃条件下测得最

高温度为392℃ ，最低温度为284℃ 。选用相同的工艺参数，

相同的材料进行测试。在焊接接头形成区域的铝片一铜管间布

置一个热电偶，其所测得最高温度为144℃ ，最低温度仅44℃ ，

整个温度一压强曲线如图6b所示。

汽缸压强 pa 汽缸压强 pa

(a)铝片表面温度一汽缸压强曲线 (b)焊接接头区域温度一汽缸压强曲线

图6 温度一汽缸压强曲线

2．4 焊接区域显微硬度测定

在显微硬度计上进行焊接接头显微硬度测定。母材铜的硬

度为hv90～92．9，而铝的显微硬度为hv42～47。从铜管内表面

开始测，其所测得硬度值分布如图7所示。

宝

越

罄

揠

叫

到铜管内壁的距离l／mm

m7 样品横截面显微硬度分布

从图7中可见，最高硬度hv942在焊接接头界面处，当压

痕菱形刚好落在铜铝两侧时，铜边缘发生塑性变形而拱起，导

致测量上的困难，而铝在交界面边缘处发生塌边，出现碎状，

并且可以看到结合面处出现微小裂纹。结果还显示出，远离结

合面处，铝侧的硬度值也还是比较大，分析认为这是由于焊接

工具头表面微齿高度为0．6 mm，而铝片厚度只有0．2 mm，焊

接时，微齿从铝片表面压穿铝片，而且接触到铜管表面，在焊

接时发生了大的塑性变形，而且由于温度的影响。

在铝侧生成

了一定量的a120，，而a120，的硬度较大，并且同时存在一定的

铝的加工硬化所造成的。

3 超声波焊接机理分析探讨

超声波焊接接头区域呈现复杂和多样的显微组织，有关焊

接过程中所能达到的焊接温度是多少，及焊接过程中起主导作

用的是焊接温度、机械嵌合、物理冶金反应还是金属原子之间

的键合都存在争议。下面结合试验数据和相关理论，对铜一铝

超声波焊接机理进行分析讨论。

3．1 焊接区域温度分析与讨论

焊接温度对金属超声波焊接过程有重要影响，从试验测

得铝片上表面最高温度为392℃ 。铝片铜管接头区域最高温

度只有144℃ 。从理论温度计算来看，其最高温度为550℃ ，

均没有达到焊件材料的熔点(铝的熔点为660．4℃ ，铜的熔

点1 083℃ )。文献[4]认为，焊接区域温度不低于436℃ ，

该值与本文试验测得的铝片上表面温度及理论推导温度较为

接近。所以，可以认为，试验测得的温度(392℃)为焊接

区域真实温度。

3．2 机械嵌合、物理冶金反应

较多的压焊专家认为。材料间的嵌合有助于材料原子间

的相互靠近，说明焊接也是塑性变形的结果，这种嵌合结构

在金属超声波焊接接头形成过程中具有重要作用。但从图8

铜一铝接头过腐蚀sem图片来看，与铝结合处，铜管表面为一

微小片面，看不到明显的材料彼此间机械嵌合，而看到铜管

表面还残留有未腐蚀的绒状铝存在，表现出明显的相互间贴

合。所以本文认为机械嵌合对金属超声波焊接有一定的作

用，但不起主要作用。

图8 铜一铝焊接接头过腐蚀扫描电镜图

james e krazanowski通过经典扩散理论分析认为，焊接过

程中原子的扩散距离不到一个原子直径。从上述显微硬度测

定来看，铜在远离焊接接头区域的硬度和母材是一样的，但是

在接近接头区域时其显微硬度显著增大，接头区域达到

l8 ·试验与研究· 焊接技术第36卷第5期2007年lo月

hv942，同时有细小裂纹存在，在铝侧还看到破碎的铝存在，

这表明生成了金属间化合物。李亚江等人在研究铜一铝扩散焊

时，界面出现硬度峰值hv780，分析认为明显存在金属间化合

物[8]。扩散焊接时间越长．铜铝焊接过程越容易出现金属间化

合物，但超声波焊接持续时间短，金属间化合物可能只是在焊

接后才在接头区域形成，而非焊接过程中出现。因此分析认为

物理冶金反应在焊接后出现，对接头的形成作用不明显。

3-3 金属键合过程

从材料表面的状态分析可见．正是由于表面的凹凸不平和

表面氧化物的存在，使得焊接难以进行。从压焊的机理可知，

当材料表面原子贴近到0．3—0．5 nm范围．即3—5个原子的距离

时，原子之间的作用就能够发生，并在压焊的接头形成过程中

起主导作用。超声波的作用机理和压焊有较大的相似性，在弹

塑性理论推导过程中可以看到，铜铝的塑性变形只有6 m，

而超声波的振动幅度为3o m，铜铝塑性好，铜的显微硬度为

hv90—92．9。铝的显微硬度为hv42～47，焊接工具头的硬度为

hrc58 62，相差较大。焊接时，工具头在焊接过程中压穿铝

片．达到铜管表面，带动铝片和铜管摩擦，同时工具头在竖直

方向压力作用下。使得铜管表面和铝片同时发生充分的塑性流

动，将氧化物、油污等挤出焊接接头形成区域，或将氧化物碎

片通过铜和铝的充分塑性流动而压人铜铝材料里层，使之不能

停留在接头形成界面层。让纯净的金属材料原子之间能够相互

接近到原子作用力范围内。从james e krazanowskit ]的透射电

镜图片中看到碎片和孔洞的存在，原因就是焊接时由于材料接

触界面金属的塑性流动，使得表面氧化层有的被挤出，而有的

卷入基体材料，如果金属氧化物和母体材料的接触性不好，就

可能使得在存有氧化物碎片的地方留下孔洞。

超声波能够将能量传递给材料，能够降低材料原子的活

化能。在焊接过程中，焊接温度或压力并不单独决定焊接接

头的形成，而是焊接温度、焊接压力、材料本身的塑性共同

决定了接头的形成。压力、温度、材料本身的塑性综合决定

了材料原子的能量状态，从而决定了材料的塑性流动等性

能，只要3个因素综合作用，能够使得焊接材料原子间相互

接近no．3—0．5 nm的距离，原子问作用力能够起到主导作用，

焊接接头的形成就是可能的。在图8中有许多绒状铝还粘连

在铜管的表面，可以看到焊接区域铜和铝接触界面处的粘连

状态。但要达到这种状态，材料的塑性流动是充分的，各个

接头的形成条件可能并不相同，但是，材料本身的塑性、压

力和焊接温度相互协调。能够使得材料发生塑性流动，界面

充分贴合，从而形成接头。

4 结论．

(1)从理论推导和试验实测得到焊接温度均达不到焊件材

料的熔点。

(2)焊接接头形成过程中。物理冶金反应对焊接接头的形

成并不起主要作用。

(3)铜一铝超声波焊接是由材料本身的塑性、一定的摩擦

升温和工具头竖直方向压力共同作用下．在材料发生充分的塑

性流动及氧化物、油污等阻碍材料焊接的物质被破坏、清除或

压人母体材料的基础上发生的焊接材料原子之间由于原子间作

用力而形成金属粘合的过程。

参考文献：

[1]e d nicholas．friction welding of copper to aluminum [j]．metal

construction，march， 1975：12—17．

[2]geo

e g harman，john albers．ultrasonic welding mechanism as

applied to aluminum—and gold—wire bolding in mieroeleetmnies[j]．

ieee transactions on parts， hybrids and packaging， 1977， 13

(4)：406—412．

[3]jiromaru tsujino，koichi hasegawa， yukio sone，et a1．frequency

characteristics of ultrasonic wire bonding using high frequency

vibration systems of 40 khz to 780 khz [a]．ultrasonics

symposium [c]．1996：1 021—1 026．

[4]jiromaru tsujino， himyuki yoshihara， kazuyoshi，et a1．welding

characteristics and temperature rise of h j sh frequency and plex

vibration ultrasonic wire bonding[a]．ctrasonies[c]．1998．59—65．

[5]jiromaru tsujino， tetsugi ueoka．welding characteristics of

various metal plates ultrasonic seam and spot welding systems using a

plex vibration welding tip[a]．ultrasonics symposium[c]．2001：

669—674．

[6]jiromaru tsujino， tetsugi ueoka， ichiro watanabe， et a1 ．

new methods of ultrasonic metal welding[a]．uetrasonies symposium

[c]．1995：405—410．

[7]jiromaru tsujino．recent developments of ultrasonic welding[a]．

ultrasonics symposium[c]．1995：1 05 1—1 060．

[8]李亚江，吴会强，陈茂爱，等．cu—al真空扩散焊接头显微组织分

析[j]．中国有色金属学报， 2001，11(3)：424—427．

[9]james e，krazanowski．a transmission electron microscopy study of

ultrasonic wire bonding [j]．transactions on ponents，hybrids

manufacturing teohnology．1990，13(1)：450—455．

[1o]黄文，周元鑫，马钢，等．工业纯铝l2应变率相关的拉伸力

学性能研究[j]．机械科学与工艺，2002，10(3)：263—267．

[11]杨圣文，吴泽群，陈平，等．铜片一铜管太阳能集热板超声波

焊接机理[j]．焊接，2005，49 (9)： 32—35．12全文查看摘要：在铝片一铜管太阳能集热板超声波焊接试验的基础上．首先从弹塑性理论特别是铝的应力一应变曲线导出焊接区域主要发生塑性