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(wú)錫研究院，江蘇無(wú)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(guò)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(wèn)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(wú)損耗穿過(guò)工件，在選材方面有局限性；溶劑鍵合方法會(huì)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(wèn)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(wú)需添加輔助溶劑等優(yōu)勢(shì)，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(duì)精度、焊接界面的熔接效果和焊接強(qiáng)度均有較高要求，對(duì)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(dòng)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(duì)焊接過(guò)程的精密控制均采用壓力傳感器之類的第三方檢測(cè)裝置，這會(huì)降低焊接過(guò)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(dòng)進(jìn)給控制策略，搭建了超聲波焊接實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，通過(guò)監(jiān)測(cè)超聲振動(dòng)系統(tǒng)實(shí)時(shí)阻抗值實(shí)現(xiàn)對(duì)焊接過(guò)程的自動(dòng)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(duì)運(yùn)動(dòng)，通過(guò)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(dòng)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(guò)程中的粘彈性損耗作為焊接界面溫升的主要熱源來(lái)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(shí)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(hào)發(fā)生器，輸出高頻交流信號(hào)，驅(qū)動(dòng)換能器及其負(fù)載；換能器負(fù)責(zé)將高頻電信號(hào)轉(zhuǎn)化為機(jī)械振動(dòng)；變幅桿通過(guò)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(guò)檢測(cè)系統(tǒng)實(shí)時(shí)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(dòng)，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(dòng)系統(tǒng)、三軸精密數(shù)控機(jī)床等組成。 其中，超聲振動(dòng)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(shí)，在空載與負(fù)載狀態(tài)下的等效電路見(jiàn)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(shí)，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(shí)，整個(gè)等效電路阻抗值為Zr= Z1+ R1，R1在超聲振動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)完畢后保持不變，此時(shí)的超聲振動(dòng)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(jiàn)圖3。

圖3 基于阻抗控制的超聲波焊接過(guò)程

在A 時(shí)刻啟動(dòng)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(shí)通過(guò)超聲電源采集超聲振動(dòng)系統(tǒng)兩側(cè)的電流、電壓值并計(jì)算其實(shí)時(shí)阻抗值；在B 時(shí)刻，連通管與基片接觸，超聲振動(dòng)系統(tǒng)的實(shí)時(shí)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(guò)阻抗閾值，工具頭就停止進(jìn)給，此時(shí)焊接界面處由于高頻振動(dòng)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(hào)后繼續(xù)施加一定時(shí)間的超聲，保證焊接界面充分熔接；在C 時(shí)刻，試件熔接完善，系統(tǒng)關(guān)閉超聲波但保持一定按壓時(shí)間，以形成牢固接頭；在D 時(shí)刻，工具頭與連通管分離，則完成整個(gè)焊接過(guò)程。

2 工藝試驗(yàn)平臺(tái)及試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)平臺(tái)

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(dòng)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(dòng)追頻和負(fù)載匹配功能，可保證超聲振動(dòng)系統(tǒng)工作時(shí)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(guò)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(shí)阻抗值，根據(jù)檢測(cè)結(jié)果通過(guò)串口通訊方式控制數(shù)控機(jī)床運(yùn)行。 超聲振動(dòng)系統(tǒng)固定在精密數(shù)控機(jī)床的Z 軸上，由機(jī)床帶動(dòng)著進(jìn)給，其諧振頻率為 28.114 kHz、 振動(dòng)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(tái)，該凸臺(tái)用于固定連通管并帶動(dòng)連通管進(jìn)給。 基片被固定在工作臺(tái)的夾具上，具體夾持方式見(jiàn)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(duì)應(yīng)了焊接過(guò)程中的最大負(fù)載，而負(fù)載數(shù)據(jù)是影響焊接時(shí)聲波傳遞的重要因素，因此研究阻抗閾值對(duì)焊接質(zhì)量的影響至關(guān)重要。 為直觀地確定試驗(yàn)時(shí)的阻抗閾值選取范圍，本文針對(duì)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(guò)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(shí)阻抗值與進(jìn)給量關(guān)系曲線見(jiàn)圖6?？梢?jiàn)，當(dāng)進(jìn)給量超過(guò)200 μm 時(shí)，連通管變形，此時(shí)的實(shí)時(shí)阻抗值為167 Ω， 故試驗(yàn)時(shí)的阻抗閾值參數(shù)選取范圍為 47～167 Ω。

圖6 實(shí)時(shí)阻抗值-進(jìn)給量關(guān)系曲線

由前文可知焊接時(shí)的主要熱源來(lái)自聚合物的粘彈性損耗，該過(guò)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(shí)間段稱為后續(xù)焊接時(shí)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(guò)程中熱量積累的最佳時(shí)間，將后續(xù)焊接時(shí)間作為試驗(yàn)的第2 個(gè)參數(shù)。

對(duì)2 個(gè)影響因素分別取4 個(gè)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(shí)，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(duì)微器件結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，取焊接過(guò)程中電流與振幅的最小值。 試驗(yàn)條件見(jiàn)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(shí)間對(duì)焊接效果的影響

將后續(xù)焊接時(shí)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(shí)間對(duì)焊接效果的影響見(jiàn)圖7。 可見(jiàn)，在后續(xù)焊接時(shí)間較短時(shí)，焊接界面的虛焊現(xiàn)象嚴(yán)重且界面熔接不充分，隨著時(shí)間增加，虛焊部分大量減少；后續(xù)焊接時(shí)間為0.8 s 時(shí)，焊接效果達(dá)到最佳，此時(shí)焊接界面無(wú)虛焊、氣孔，接頭四周基本無(wú)溢流現(xiàn)象；在后續(xù)焊接時(shí)間為1.1 s 時(shí)，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(shí)間下焊接界面形貌

根據(jù)式（1），聚合物在單位體積、單位時(shí)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(shí)阻抗值驟減后，處于粘彈態(tài)的聚合物不能在極短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生焊接所需的熱量，因此后續(xù)焊接時(shí)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(huì)隨著后續(xù)超聲時(shí)間逐漸增加，后續(xù)焊接時(shí)間過(guò)長(zhǎng)時(shí)就會(huì)導(dǎo)致熱量積累過(guò)高，使焊接界面中處于粘彈態(tài)的材料未能及時(shí)冷卻、保壓，繼而出現(xiàn)氣孔及溢流現(xiàn)象。

3.2 阻抗閾值對(duì)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(shí)間為0.8 s，得到的不同阻抗閥值對(duì)焊接效果的影響見(jiàn)圖8。 可見(jiàn)，當(dāng)阻抗閾值較低時(shí)，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(shí)，焊接效果達(dá)到最佳；當(dāng)阻抗閾值過(guò)高時(shí)，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(shí)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(shí)間較短導(dǎo)致。 而是因?yàn)椋?dāng)阻抗閾值過(guò)小時(shí)，焊接界面所受負(fù)載較小，部分界面無(wú)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(wú)法有效傳遞至焊接區(qū)域，在焊接過(guò)程中局部材料無(wú)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(wú)法使焊接界面熔接；當(dāng)阻抗閾值過(guò)高時(shí)，焊接界面之間在負(fù)載作用下充分貼合且應(yīng)變?cè)龃螅@雖保證了焊接所需熱量與能量的傳遞效率，但過(guò)大的負(fù)載會(huì)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(cè)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(shí)間0.8 s 時(shí)，焊接效果最佳，此時(shí)焊接界面無(wú)虛焊、溢流與氣孔。 為進(jìn)一步驗(yàn)證該焊接效果并檢測(cè)焊接質(zhì)量，使用WDF-200N 拉壓力計(jì)測(cè)試了試件焊接接頭的剪切強(qiáng)度。 測(cè)試裝置實(shí)物見(jiàn)圖9。

圖9 剪切強(qiáng)度測(cè)試裝置實(shí)物

在阻抗閾值為120 Ω、 焊接實(shí)時(shí)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(shí)間與焊接接頭抗剪切強(qiáng)度的關(guān)系曲線圖見(jiàn)圖10。 可見(jiàn)，隨著后續(xù)焊接時(shí)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(shí)間為0.2 s時(shí)，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(shí)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(shí)，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(shí)間的關(guān)系曲線

圖11 是焊接實(shí)時(shí)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(guò)120 Ω 呈下降趨勢(shì)。 究其原因是：阻抗閾值為60 Ω時(shí)，由前文分析可知此時(shí)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(shí)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(guò)大時(shí)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(shí)等效阻抗值隨著時(shí)間的變化曲線

當(dāng)后續(xù)焊接時(shí)間 0.8 s、 阻抗閾值 120 Ω 時(shí)，焊接過(guò)程中系統(tǒng)的實(shí)時(shí)阻抗值隨著時(shí)間變化的曲線見(jiàn)圖12?？梢?jiàn)，實(shí)時(shí)阻抗值的變化分為6 個(gè)階段，分別對(duì)應(yīng)焊接時(shí)的不同狀態(tài)。 階段Ⅰ時(shí)，系統(tǒng)處于空載狀態(tài)， 實(shí)時(shí)阻抗值Zr為47 Ω， 其上下波動(dòng)范圍為±0.5 Ω，整體變化平穩(wěn)無(wú)明顯波動(dòng)；階段Ⅱ時(shí)，連通管與基片焊接界面接觸，這處于實(shí)時(shí)阻抗值迅速上升至阻抗閾值階段；階段Ⅲ時(shí)，實(shí)時(shí)阻抗值逐漸降低，該階段對(duì)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(guò)程；階段Ⅳ時(shí)，實(shí)時(shí)阻抗值迅速衰減， 此時(shí)焊接界面處聚合物完全轉(zhuǎn)變?yōu)檎硰棏B(tài)；階段Ⅴ時(shí)，實(shí)時(shí)阻抗值Zr約在49 Ω 上下浮動(dòng)，該階段對(duì)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(guò)程；階段Ⅳ和階段Ⅴ為前文所述后續(xù)焊接時(shí)間段，兩階段合計(jì)時(shí)間約0.85 s，余下時(shí)間為系統(tǒng)響應(yīng)時(shí)間；階段Ⅵ時(shí)，系統(tǒng)關(guān)閉超聲波作用，該階段對(duì)應(yīng)了試件保壓并形成牢固接頭的過(guò)程。 由此可見(jiàn)，阻抗值隨著時(shí)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(wú)明顯波動(dòng)，從而證明系統(tǒng)的實(shí)時(shí)阻抗值可間接表示當(dāng)前焊接狀態(tài)，進(jìn)而說(shuō)明所設(shè)計(jì)的焊接策略能實(shí)現(xiàn)對(duì)焊接過(guò)程的精確、穩(wěn)定控制。

圖12 實(shí)時(shí)阻抗值變化曲線

在阻抗閾值為120 Ω、后續(xù)焊接時(shí)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(jiàn)圖13。

圖13 連通管與基片超聲波焊接實(shí)物圖

4 結(jié)束語(yǔ)

本文針對(duì)聚合物微器件的焊接問(wèn)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(cè)裝置，通過(guò)檢測(cè)焊接過(guò)程中超聲振動(dòng)系統(tǒng)的實(shí)時(shí)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(shì)。 本文還基于該策略搭建試驗(yàn)平臺(tái)，開(kāi)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(shí)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(shí)間為0.8 s 時(shí)，焊接界面平整，無(wú)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(guò)程中的實(shí)時(shí)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。