鲁亚石|李华周|迪阳|曲伟伟|柯英林
中国浙江省杭州市浙江大学机械工程学院流体动力与机电系统国家重点实验室，310027
摘要
连续超声波焊接（CUW）是一种用于组装大型热塑性复合结构的有前景的技术；然而，由于涉及复杂的动态热平衡，实现可靠的接头质量仍然具有挑战性。本研究使用响应面方法（RSM）、原位热监测、超声波C扫描检测和瞬时功率信号表征，对连续碳纤维增强PEEK（CCF/PEEK）层压板的CUW工艺进行了研究。研究发现振动幅度与焊接速度之间存在强烈的相互作用，表明接头质量取决于移动焊接过程中有效能量输入与热暴露之间的平衡。优化的工艺条件产生了内聚性失效，并实现了最大搭接剪切强度为33.14 MPa。对温度和功率曲线的定量分析进一步表明，高名义能量输入并不一定导致高接头强度。在高振幅和压力不足的条件下，间歇性的声学接触会导致锤击相关的不稳定性，其中部分输入能量通过冲击主导的机制而不是界面加热而耗散。引入了功率变异系数（）来评估功率信号的稳定性：较低的对应于稳定的声学耦合，而明显的功率下降和较高的值表明间歇性解耦。这些发现表明，CUW的质量受有效能量传输、热历史和声学耦合稳定性的控制，而不仅仅是名义能量输入。确定的工艺窗口为可靠的CCF/PEEK连续超声波焊接提供了指导，并支持使用功率信号监测进行原位工艺评估。
1. 引言
由于航空航天、汽车和高端设备制造领域对轻量化、高效和可持续解决方案的迫切需求，热塑性复合材料（TPCs）正在经历重要的材料演变[1]。特别是连续碳纤维增强聚醚醚酮（CCF/PEEK）因其出色的比强度、抗疲劳性、化学耐腐蚀性和可回收性而成为传统热固性复合材料和金属部件的理想替代品[2],[3]。与热固性材料相比，TPCs在自动化能力和可修复性方面具有显著优势，从而大幅降低了生命周期成本[4],[5]。然而，这些先进材料在大规模复杂结构中的广泛应用受到连接技术成熟度的显著限制。使用传统的机械紧固技术（如铆接和螺栓连接）不可避免地会导致应力集中、结构重量增加和纤维连续性的破坏[6],[7]。此外，粘合剂粘接工艺也受到挑战，包括复杂的表面处理、漫长的固化周期和较差的环境适应性[8]。基于树脂熔化和扩散机制的熔接技术被认为是克服这些连接限制的关键[9]。在各种熔接技术中，如电阻焊接[10]和感应焊接[11]，超声波焊接（USW）因其能量集中、焊接周期短（通常在几秒内）、消除外来材料（如电阻元件）以及易于自动化等优点而成为连接CCF/PEEK复合材料的主要研究焦点[12]。Benatar和Gutowski[13]的基础研究建立了USW中粘弹性加热和摩擦机制的理论基础，强调了其适用于高性能热塑性塑料。然而，传统的静态USW本质上仅限于局部接头，从而限制了其在制造大规模长缝航空航天结构中的应用。为了解决这些与规模相关的限制，通过集成机器人或自动化运动系统，超声波焊接已扩展到连续加工模式，从而开发出了连续超声波焊接（CUW）。通过沿延长的焊缝连续输送能量，CUW为高效制造大型热塑性复合部件（如弦杆和蒙皮）提供了可行的途径。Gardiner[14]和Black[15]报告了早期的工业示范。最近，德国航空航天中心（DLR）使用机器人辅助CUW成功将8米长的Z形纵梁集成到多功能机身演示器（MFFD）项目的上壳中，Roth等人[16]和Engelschall等人[17]对此进行了详细说明。
尽管超声波焊接具有巨大的潜力，但目前的研究主要集中在静态点焊接工艺上，其发现难以直接转移到连续焊接操作中。首先，CUW是一个动态和非线性的过程，其特征是声学、热学和力学现象的多场耦合。与静态焊接不同，连续焊接涉及换能器与工件之间的相对运动，导致能量传输机制、界面热历史和压力分布显著复杂[18]。CUW的核心挑战之一是实现热平衡。由于碳纤维的高导热性，如果工艺参数没有精心优化，可能会导致过度散热或热量积聚。这与静态焊接中的情况相反，在静态焊接中不会出现这种极端条件。Köhler等人[19]强调，在机器人连续焊接中，参数的相互依赖性至关重要，但往往被忽视。根据Janek等人[20]的最新研究，在理想实验室条件下为特定材料组合优化的工艺参数往往无法考虑组装公差、厚度变化和大规模组件焊接中的热积累效应。因此，尽管这些参数可能产生较高的局部强度，但它们通常无法确保整个焊缝的质量均匀性[21]。这种工艺稳健性的不匹配可能导致缺陷，包括热降解和缺乏熔合，特别是在焊接过程的中间和后期[20]。为了解决这些挑战，研究人员积极探索了多个维度的改进，包括能量导向器（ED）设计、工具修改和工艺边界条件。Senders等人[22]在CF/PPS复合材料的连续焊接中使用了0.08毫米厚的平面能量导向器，成功抑制了重叠区域的聚合物挤出。同样，Jongbloed等人[23]证明使用0.2毫米厚的编织网状能量导向器显著提高了焊接均匀性和机械强度。此外，Tsiangou等人[24]研究了无需能量导向器的简化工艺方法，尽管过热控制仍存在挑战。在工具方面，Jongbloed等人[25],[26]引入了结合圆形换能器的加固鞋；加固鞋在振动停止后保持压实压力，从而最小化界面空洞的形成，而圆形换能器通过修改接触几何形状降低了峰值界面温度，有效减轻了材料降解。边界条件（如对齐）也起着关键作用。Brito等人[27]量化了基材错位的负面影响，表明即使是微小的角度偏差也会严重损害焊接质量。
虽然这些物理改进显示出明显的有效性，但它们并没有从根本上克服连续焊接过程中固有的多参数耦合带来的非线性控制挑战。Jongbloed等人[18]的比较机制研究揭示了连续焊接和静态焊接的热行为之间的根本区别。在静态焊接中，未焊接区域通常随着焊接时间的增加而减少；而在连续焊接中，仅仅降低焊接速度并不能有效消除缺陷，且厚度方向的热梯度变得更加明显。当前的工艺优化研究主要依赖于“一次一个因素”（OFAT）策略，缺乏对焊接功率、速度和压力之间相互作用的系统、定量评估。Janek等人[20]报告说，现有的参数窗口往往无法保证整个焊缝的一致焊接质量。因此，在多维参数空间内确定一个可靠的工艺窗口，并阐明工艺参数、热历史和微观缺陷（如孔隙率、分层）与宏观性能之间的联系，是亟需解决的科学挑战。
为了解决这些问题，本研究重点关注CCF/PEEK复合材料，系统地研究超声波连续焊接工艺及其性能。与传统的单因素实验方法不同，本研究引入了响应面方法（RSM）进行实验设计（DOE），以构建数学预测模型，将工艺参数与接头剪切强度和质量稳定性相关联，并定量分析参数相互作用。虽然RSM已成功应用于优化低熔点热塑性塑料（如GF/PA6）的连续超声波焊接[28]，但高性能CCF/PEEK复合材料的工艺窗口尚未探索。与PA6不同，PEEK具有显著更高的熔融粘度和快速结晶动力学，使得焊接过程对热历史极为敏感。这些固有的材料特性对能量输入和粘弹性加热控制提出了更严格的要求，以实现适当的分子扩散而不引起热降解。此外，碳纤维的高导热性引入了与玻璃纤维系统不同的复杂散热挑战。这种差异从根本上改变了动态连续焊接过程中的热平衡，需要一种不同的参数优化策略来补偿热量损失，同时防止局部过热。通过集成温度测量、超声波C扫描无损检测和断裂形态分析，本研究深入研究了粘弹性加热机制、整个连续焊缝的均匀性以及它引起的多种失效模式。目标是建立一个最佳工艺窗口，平衡焊接效率和接头均匀性，从而为CCF/PEEK复合材料在高端制造中的应用提供理论支持。
2. 实验
2.1. 材料
本研究使用的材料是由宁波材料技术与工程研究院提供的连续碳纤维增强PEEK层压板。碳纤维（T700）的质量分数为63%。层压板为大型格式的压实板（300毫米×300毫米），包含16层预浸料。16层层压板的堆叠顺序为[0/90]4s，压实过程在400°C和2 MPa下进行1小时。确定每层预浸料的名义厚度为0.16毫米，从而得到大约2.5毫米的整体层压板厚度。随后，将压实板精确水刀切割成300毫米×100毫米的试样，确保焊接过程的最佳准备。
2.2. 连续超声波焊接工艺
在本研究中，使用VE20 SL DIALOG 6200超声波焊接机对CCF/PEEK试样进行焊接，该焊接机的最大输出功率为6200 W，频率为20 kHz。系统的最大峰峰值幅度为80 μm，在本工作中定义为100%幅度。使用了一个能够完全覆盖焊接区域的标准矩形换能器；其尺寸为30毫米×15毫米，15毫米的一侧与焊缝对齐。对于连续焊接，允许换能器以规定的焊接速度移动。在焊接过程中，通过集成的焊接软件记录幅度和机器输出功率。上下基材以15毫米的单搭接配置排列，如图1(b)所示。此外，在焊接组件的上下基材之间放置了0.25毫米厚的PEEK薄膜作为能量导向器（ED），并在焊缝两端施加超声波点焊，以防止连续焊接过程中ED的位移。使用焊接接口外的五个离散夹紧点固定组件，确保整个过程中的稳定和牢固固定。
2.3. 实验设计
本研究主要研究关键CUW工艺参数（包括幅度、焊接力和焊接速度）之间的相互作用对接头搭接剪切强度的影响。焊接实验设计采用了基于中心复合设计的响应面方法。初步实验首先确定了CCF/PEEK连续焊接中每个因素的必要范围。表1显示了每个因素的相应范围。在中心复合设计中，每个因素在五个水平上进行了评估：α、-1、0、+1和+α。使用Design-Expert 13进行的计算得出α值为1.68。相应的CCFTP超声波连续焊接工艺参数因子表见表1。实验组使用中心复合设计（CCD）进行设计，随机化后每个组使用的工艺参数见表2。
表1. 不同工艺参数的编码和实际水平值
工艺参数 水平
A：幅度（%） 60 68 80 92 100
B：焊接力（N） 600 660 750 840 900
C：焊接速度（mm/s） 10 14 20 26 30
表2. 随机化后不同组的CCD实验的工艺参数设计
2.4. 测试与分析
使用采样频率为80 Hz的K型热电偶（OMEGA CHAL-005）在搭接重叠区域的不同位置（TC1-TC5）进行同时原位温度测量。同时，使用了一台热成像相机（FLIR E5 pro）来监测整个焊接过程中焊缝的温度变化。焊接完成后，使用奥林巴斯（OLYMPUS）的Focus PX设备进行了超声波C扫描，以评估焊缝接口的质量。如图1(c)所示，扫描了焊接的上层和下层基材，覆盖了探头视野内的焊缝。超声波回波幅度（AMP）降低超过70%的区域被归类为接头缺陷。从每个选定的焊接条件的C扫描图像中计算了缺陷面积百分比（APD）。APD定义为：(1)其中是C扫描图像中确定的缺陷分类区域，是总扫描焊缝面积。由于每个选定组只分析了一个代表性样本，因此APD值被用作代表性缺陷水平的半定量指标，而不是统计平均值。为了量化工艺动态与机械性能之间的相关性，采用了空间离散化策略。如图1(d)所示，连续焊缝（长度为300毫米）被沿焊接方向分成九个子样本，分别标记为#1-#9，每个子样本的宽度为25毫米。搭接剪切强度报告为这九个位置分辨子样本的平均值，误差条表示它们的标准偏差。该标准偏差用于评估连续焊缝沿线的强度变化，而不是独立重复焊接试验的散布。使用万能试验机（Instron 5985）对切割后的焊接接头进行了单次搭接剪切测试，横梁速度为1毫米/分钟。使用高分辨率场发射扫描电子显微镜（Zeiss Gemini 300）分析了接头的断裂形态。为了建立输入因素与工艺响应（搭接剪切强度）之间的正确关系，采用了二次模型。该模型的一般形式表示为方程（2）。(2)在方程（1）中，R代表工艺响应，是方程的R截距，是主要因素，n是主要因素的数量，和分别是主要因素及其交互作用的系数。
3. 结果与分析
3.1. 拉剪强度和数学模型构建
不同组别的CCF/PEEK接头的搭接剪切强度（LSS）如图2所示。可以看出，工艺参数对CCF/PEEK的连续超声波焊接接头有显著影响。第6组的LSS（A：68%，B：840 N，C：14 mm/s）最高，达到33.14 MPa。第4组的LSS（A：92%，B：660 N，C：14 mm/s）最低，为7.41 MPa。根据实验结果，选择了最适合拟合剪切强度数据的模型。控制搭接剪切强度（LSS）的二次回归模型以编码因素（方程3）和实际因素（方程4）的形式呈现。方程（3）通过比较因素系数来识别因素的相对影响。相反，方程（4）给出了每个因素在其原始物理单位下的预测响应。(3)LSS = 25.61 − 4.82A + 0.4513B + 1.43C + 0.9438AB + 6.05AC − 0.7363BC − 3.37A2 + 0.0040B2 − 0.5564C2(4)LSS = 60.38996 + 1.02702A − 0.039033B − 4.93130C + 0.000888AB + 0.085499AC − 0.001386BC − 0.023803A2 + 4.98304×8−7B2 − 0.015717C2
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图2. 不同组别连续超声波焊接CCF/PEEK接头的搭接剪切强度。
在方程（3）、（4）中，LSS（MPa）代表搭接剪切强度，而编码因素A、B和C分别对应振幅、焊接力和焊接速度。表达这种关系的目的是确定每个因素的相对影响。根据方程（3）的系数，振幅和焊接速度之间的相互作用（AC）对预测的搭接剪切强度具有最大的统计影响。其次是振幅、焊接速度以及振幅和焊接力之间的相互作用（AB），它们也显著影响搭接剪切强度。
表3展示了用于预测CCF/PEEK连续超声波焊接LSS的二次模型的方差分析（ANOVA）结果。模型的p值小于0.0001，表明二次模型在预测焊接强度方面是有效的。振幅、振幅-焊接速度和振幅^2的p值均小于0.0001，而焊接速度的p值为0.0072；因此，这些项被认为是显著的。模型的决定系数R2、调整后的R2和预测R2分别为0.9706、0.9442和0.8192。由于决定系数的范围在0到1之间，数值越接近1表示模型拟合得越好，可以得出结论，本研究中使用的二次模型具有较高的准确性。
表3. 用于CCF/PEEK复合材料连续焊接的二次模型的方差分析（ANOVA）结果。
来源
平方和df均方F值p值有效性
模型819.40991.0436.73< 0.0001显著
A-振幅317.651317.65128.15< 0.0001
B-焊接力2.7812.781.120.3144
C-焊接速度27.98127.9811.290.0072
AB7.1317.132.870.1208
AC293.181293.18118.28< 0.0001
BC4.3414.341.750.2154
A^2163.741163.7466.06< 0.0001
B^20.000210.00020.00010.9925
C^24.4614.461.800.2094
残差24.79102.48
拟合不足18.7853.763.120.1185不显著
纯误差6.0151.20
总844.1919
R2=0.9706；调整后的R2=0.9442；预测R2=0.8192；适当精度=21.67； PRESS=152.62
为了进一步评估模型的适用性，对二次模型的数据正态性、方差恒定性以及数据随时间的独立性进行了评估。图3展示了模型的适用性统计图表。具体来说，图3(a)显示了内部学生化残差的标准概率图。如图所示，残差随机分布在参考线附近，并且接近参考线，表明数据遵循正态分布。图3(b)显示了内部学生化残差与预测值的图表。残差接近零，并且呈随机分布。此外，它们落在-4.14到+4.14的允许范围内，验证了方差恒定的假设并支持了模型的适用性。图3(c)展示了内部学生化残差与焊接测试次数的图表。残差随机分布，并落在-4.14到+4.14的允许范围内，确认了时间独立的假设。最后，图3(d)展示了预测值与测试实际剪切强度值的图表。数据点与参考线的接近程度表明，该模型能够准确预测CCF/PEEK复合材料连续超声波焊接的搭接剪切强度。
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图3. 检查二次模型适用性的统计图表 (a) 标准概率图，(b) 内部学生化残差与预测值，(c) 内部学生化残差与测试次数，(d) 预测值与实际值
图4显示了工艺变量相互作用效果的三维响应面图及其对应的二维等高线图。通过观察表面几何形状和等高线的椭圆度，可以直观地识别因素相互作用及其对焊接质量的影响。图4(a)和(b)显示了在焊接速度固定为中间水平（C = 20 mm/s）时，振动幅度（A）和焊接力（B）对拉伸强度的联合效应。3D表面显示出明显的扭曲形态，沿振幅轴的梯度比沿压力轴的梯度更陡。这一观察表明，在研究范围内，振幅在控制接头强度方面起主导作用。如图4(a)所示，拉伸强度随着振幅的增加而略有增加，但随后急剧下降。当振幅保持在相对较低的水平（大约68%–75%）时，接头强度通常较高。这种行为归因于适度振幅产生了足够的粘弹性加热；当与高焊接力（B > 840 N）结合时，它促进了界面分子扩散和链缠结，从而形成了致密且紧密结合的焊接区域。第6组在受到适度振幅和高压力组合时达到了最大的接头强度。相比之下，当振幅超过88%时，过量的振动能量会导致熔融聚合物的严重挤压流动，导致焊接区域变薄，可能损坏复合材料的基体结构。这一趋势得到了第2组和第11组的证实。密集的等高线进一步表明该区域对参数变化非常敏感，高振幅条件显著缩小了有效加工窗口。图4(c)和(d)展示了在固定焊接力（B = 750 N）下，振幅（A）和焊接速度（C）之间的相互作用。响应面显示出明显的脊状图案，高强度区域集中在低振幅/低速度域。焊接速度直接决定了提供每单位焊接长度所需能量的时间。结果表明，在低振幅条件下，降低焊接速度（C < 16 mm/s）通过延长熔化时间有效地补偿了瞬时能量不足，从而实现了高强度接头（例如，第3组，31.9 MPa）。然而，随着振幅的增加，焊接速度的调节作用逐渐减弱。在高振幅范围内，无论焊接速度如何，接头性能都会恶化，因为过量的能量输入主导了整个过程。这种明显的非线性相互作用表明A和C之间的强耦合，并强调工艺优化应优先将振幅保持在合理的较低范围内。
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图4. 三维和二维图显示了两个因素相互作用对焊接强度的影响 (a) 振幅-焊接力和 (b) 振幅-焊接速度，以及 (c) 振幅-焊接速度和 (d) 振幅-焊接力-焊接速度。
3.2. 连续焊接过程中温度变化的分析
为了进一步阐明不同工艺参数下的接头形成机制，使用嵌入式热塑性塑料（TCs）进行了原位温度测量，以捕捉离散点的温度变化（图5）。同时，使用红外热成像（IR）来可视化移动热源的连续空间分布（图6、图7、图8）。此外，从TC曲线中提取了表4中显示的特征热参数，以提供对热响应的更定量解释。
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图5. 不同组别在焊接界面五个不同位置放置的热电偶在连续焊接过程中的温度曲线：(a) 第6组；(b) 第4组；(c) 第14组。
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图6. 使用热成像相机记录的CCF/PEEK连续超声波焊接过程中第6组重叠区域的整体温度分布。
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图7. 使用热成像相机记录的CCF/PEEK连续超声波焊接过程中第4组重叠区域的整体温度分布。
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图8. 使用热成像相机记录的CCF/PEEK连续超声波焊接过程中第14组重叠区域的整体温度分布。
表4. 从温度曲线中提取的热参数
条件Tmax (°C) 传感器在Tmax处的Fitted interval for (s) 加热速率 (°C/s) 达到峰值的时间 tp (s) 在Tm以上的停留时间 (s) 五条曲线的平均tT>Tm (s)
第4组479.74TC55.90–7.80153.117.801.661.94
第6组569.09TC46.00–11.0088.2911.006.443.92
第14组508.00TC42.22–5.9260.125.922.932.38
在优化的工艺参数下（第6组），热历史表现出受控和稳定的加热行为。如图5(a)所示，随着移动的超声波换能器经过不同的监测位置，五个温度曲线（TC曲线）显示出连续的温度上升，表明沿着焊缝有协调的热源移动行为。主导的温度峰值由TC4记录，在某时刻达到某个值。尽管这个峰值略高于参考温度550°C，但它是一个瞬态的且局部的现象。主导的TC曲线在熔点以上的停留时间最长，为某秒，五个TC曲线中的平均高温停留时间为3.92秒。这表明第6组提供了足够的热量暴露，以实现环氧树脂（ED）的熔化、树脂流动和界面润湿。同时，拟合的加热速率为某个值，表明这是一个温和的加热过程，而不是突然的局部过热。图6中的红外热成像进一步证实了这种稳定的热移动状态，显示出一个相对较短的热尾部的连贯热区域。热尾部的快速衰减表明冷却速率很快，有效地淬火了基体，防止了过度的结晶生长或挤压现象[29]。这表明在连续过程中，热量产生和热量散发是平衡的，从而保持了有效的界面熔化，同时避免了过度的空间热量积累。
与第6组相比，第4组的高振幅/低压力条件显示出明显不同的热响应。主导的温度峰值由TC5记录，在某时刻达到某个值。局部拟合的加热速率达到某个值，是三个代表性条件中最高的。然而，主导TC在熔点以上的停留时间仅为某秒，五个TC曲线中的平均值为1.94秒。这表明第4组经历了快速的局部加热，但有效熔化的持续时间相对较短。因此，其热响应不应简单地解释为名义能量输入不足。相反，高振幅和相对较低压力的结合可能导致不稳定的声学耦合，使得部分超声能量通过局部表面摩擦或冲击主导的加热而耗散，而不是持续转化为界面熔化。这一解释与图7中的红外图像一致，其中观察到了不规则的热点和锯齿状的热边界。这些局部热点区域表明能量耗散主要是通过表面进行的，以及局部热损伤，而不是在接合界面形成了连续且连贯的熔融区。
焊接速度对热历史的影响体现在第14组中。在这种低速条件下，主导的温度峰值由TC4记录，在某时刻达到某个值。拟合的加热速率为某个值，低于第4组和第6组的加热速率。主导TC4在熔点以上的停留时间为某秒，而五个TC曲线中的最大值出现在TC5，达到4.06秒。因此，与第6组相比，低速条件并没有产生最长的单点高温停留时间。相反，其主要影响表现为加热过程较慢和热尾部在空间上更广泛，如图8所示。这表明降低焊接速度主要促进了热量在空间上的扩散和热尾部的延长，而不仅仅是增加某个离散TC位置上的停留时间。延长的热影响区域表明，移动过程中的热量输入没有足够快地被移除，这可能会促进基体老化、局部孔隙形成或焊接形态的恶化。这解释了为什么较低的焊接速度并不一定导致更高的接头强度，即使它增加了移动热源的停留时间。
3.3. 连续焊接过程中功率变化的分析
图9显示了六个代表性实验组的瞬时功率（黑色曲线）和振动幅度（红色曲线）的时间历史。所有组的幅度曲线都相对稳定，表明超声发生器通过闭环控制保持了规定的振动幅度。因此，功率响应的差异主要反映了超声波换能器与CF/PEEK焊接界面之间的动态负载和声学耦合状态的变化。
如图9所示，所有功率曲线都表现出快速上升后跟随一个瞬态调整阶段。这个阶段对应于超声波换能器与工件的初始接触，因此不包括在定量分析中。为了评估稳定的焊接响应，从功率曲线中提取了表5中显示的特征功率参数。图9(c)中的第6组显示出最低的波动水平，波动比为0.056，证实了在优化条件下的稳定功率响应。相比之下，第4组的波动水平较高，波动比为2445.6 W，波动比为0.126。较高的CVP以及图9(b)中明显的功率下降表明在高振幅/低压力条件下声学耦合不稳定。尽管第4组的平均功率和名义能量输入相对较高，但不稳定的功率响应表明部分能量输入没有持续转化为有效的界面加热。相反，可能发生了间歇性接触和冲击主导的耗散，这与后面讨论的锤击效应一致。第14组和第20组显示出较高的平均功率水平，分别为W和2569.4 W。然而，它们的波动比分别为0.066和0.062，明显低于第4组。这表明高平均功率本身并不一定意味着焊接不稳定。对于第20组，在高振幅下增加焊接力可以抑制第4组观察到的较大功率下降，表明声学接触稳定性得到了改善。对于第14组，较低的焊接速度延长了过程持续时间并增加了累积的名义能量，但相对较低的波动比表明功率响应仍然相对稳定。因此，第14组的性能下降主要应归因于热量积累而不是声学解耦。第7组显示出最低的平均功率，为W。这表明了一个相对稳定但能量较低的焊接条件。减少的能量输入可能不足以完全熔化环氧树脂并促进界面分子扩散，导致焊接不足或结合不完全。总体而言，功率曲线分析表明，焊接质量不仅仅由名义功率或名义能量输入决定。一个稳定的功率响应，表现为较低的波动比，对于有效的声学耦合和连续的界面加热是必要的。
表5. 从瞬时功率曲线中提取的特征功率参数。
组 (W) (W) CVP 名义功率 (J)
第2组 116.8 2048.9 0.057
第4组 308.1 2445.6 0.126
第6组 103.6 1838.2 0.056
第7组 101.7 1564.8 0.065
第14组 164.2 2505.9 0.066
第20组 159.6 2569.4 0.062
为了进一步将功率信号与局部接头机械性能联系起来，根据沿焊缝的切割搭接剪切试样的空间位置对功率曲线P(t)进行了分段。对于每个试样，通过将发生器输出功率积分在与该试样相关的时间间隔内来计算相应的局部能量输入：
(5)
其中t1和t2表示第i个试样的空间区域的开始和结束时间。应该注意的是，在稳定的声学耦合下，P(t)可以近似表示用于界面加热的能量。然而，在不稳定的条件下，名义能量可能与实际用于形成键合的有效能量有所不同。
图10将局部名义能量输入与单个试样的搭接剪切强度（LSS）相关联。结果表明，接头强度并不随名义能量单调增加。在低能量区域（Enominal < 2000 J），试样的LSS较低，通常低于20 MPa。当能量输入增加到大约2000-3500 J的中间范围时，获得了最佳的焊接窗口。这个区域的大多数试样显示出较高的LSS。此外，第6组的所有数据点，平均LSS为33.14 MPa，都位于这个区域内。这表明提供了足够的能量来诱导树脂流动和界面固化，而不会导致严重的热降解或声学不稳定。在更高的名义能量水平下，特别是大约4000 J以上，数据进入了过程不稳定区域。在这个区域，高名义能量并不一定导致高接头强度。相反，可能会发生两种不同的不稳定性机制。对于声学耦合稳定但热量积累过多的情况，如第20组，接头质量的下降主要与热量积累和缺陷形成有关。相比之下，对于第4组，高名义能量伴随着明显的功率波动，如表5中所显示的。这表明相当一部分发生器输出没有持续转化为有效的界面加热，而是通过不稳定的接触和冲击主导的机制耗散了。因此，图10以及表5中的功率参数表明，CUW质量不仅受名义能量输入的影响，还受声学耦合稳定性和能量耗散方式的影响。
图10将计算出的名义焊接能量输入与搭接剪切强度相关联。
3.4. 断裂表面分析
在低能量范围内，图11(a)和(e)中呈现的C-scan结果显示出异质的信号分布，特征是红色低透射区，表明界面连续性较差。相应地，宏观断裂表面（图12(a)）显示出未熔化的环氧树脂（EDs）的显著保留，粘接剂之间的物理间隙清晰可见。如图12(b)和(c)所示，SEM分析确认断裂表面上暴露的碳纤维是光滑且干净的，树脂粘附最小。相邻的基体区域显示出典型的河流状图案（图12(d)），这是脆性断裂的特征。因此，失效模式主要由界面脱粘主导，如图16(a)所示。在优化参数下，C-scan图像（图11(c)）显示整个重叠区域均匀的高强度蓝色信号，表明界面无缺陷且固化良好。这与图16(b)中的示意图一致，界面边界被消除。这一点进一步得到了宏观断裂形态（图13(a)的支持，其中EDs已完全消失，表面显得粗糙且纤维状。微观检查（图13(b-e)）揭示了形态的明显变化：表面主要由断裂的纤维残端主导，而不是长纤维拔出。此外，在分离的纤维上观察到清晰的纤维印记和残留的树脂涂层，表明树脂成功渗透到了纤维束中。这些观察结果证实了失效机制从界面脱粘转变为内聚性失效。当能量输入超过临界阈值时，观察到两种不同的缺陷模式。首先，如图16(c)所示，过高的振幅导致失效路径偏离界面。C-scan（图11(d)）识别出延伸到基体材料中的层状缺陷，这些缺陷与纤维方向对齐。断裂分析（图14(a)）显示失效路径偏离焊接界面进入粘接剂，留下一个平滑的平面分层表面。如图14(b-e)所示，断裂表面呈现出多孔的海绵状结构，PEEK树脂以絮状分布在碳纤维之间。其次，在高振幅、低焊接速度和不稳定压力的条件下，超声C-scan（图11(b)显示出上层层压材料中的膨胀和高衰减信号。图17(e)中显示出“烧焦和压碎”的形态。上层层压材料表面有严重的压痕和碳化现象，上层粘接剂侧的熔化层附近有大量的碳纤维暴露。同时，SEM分析显示上层粘接剂中有压碎的纤维和广泛的空洞，而不是在焊接界面处。在这种情况下，失效机制主要由上层层压材料的热机械降解主导，如图16(d)所示。
图11. 代表性组的焊接缝缺陷的超声C-scan图像：(a) 第1组；(b) 第4组；(c) 第6组；(d) 第11组；(e) 第19组；(f) 从每个选定组的相应C-scan图像计算出的APD值。
图10将计算出的名义焊接能量输入与搭接剪切强度相关联。宏观和微观失效断裂形态的CCF/PEEK连续超声波焊接接头，对于第1组：(a) 宏观断裂形态；(b, c) 对应于(a)中样品#3标记区域的SEM图像；(d, e) 对应于(a)中样品#7标记区域的SEM图像。下载：下载高分辨率图像（475KB）下载：下载全尺寸图像
图16. CCF/PEEK连续超声波焊接中四种不同失效机制的示意图：(a) 界面脱粘；(b) 内聚失效；(c) 层间剥离；(d) 上层层压板的热机械降解。下载：下载高分辨率图像（2MB）下载：下载全尺寸图像
图13. CCF/PEEK连续超声波焊接接头，对于第6组的宏观和微观失效断裂形态：(a) 宏观断裂形态；(b, c) 对应于(a)中样品#3标记区域的SEM图像；(d, e) 对应于(a)中样品#7标记区域的SEM图像。下载：下载高分辨率图像（2MB）下载：下载全尺寸图像
图14. CCF/PEEK连续超声波焊接接头，对于第11组的宏观和微观失效断裂形态：(a) 宏观断裂形态；(b, c) 对应于(a)中样品#3标记区域的SEM图像；(d, e) 对应于(a)中样品#7标记区域的SEM图像。下载：下载高分辨率图像（1MB）下载：下载全尺寸图像
图17. 基于简化的一自由度接触模型的锤击效应框架的说明性解释：(a)(b) 优化组6和不稳定组4的模拟接触力历史；(c)(d) 稳定和不稳定条件下的主要能量耗散特性的定性比较；(e) 第4组试样的上层粘接表面的宏观形态，显示出严重的表面烧蚀。下载：下载高分辨率图像（2MB）下载：下载全尺寸图像
图15. CCF/PEEK连续超声波焊接接头，对于第4组的宏观和微观失效断裂形态：(a) 宏观断裂形态；(b, c) 对应于(a)中样品#3标记区域的SEM图像；(d, e) 对应于(a)中样品#7标记区域的SEM图像。
因此，通过结合C扫描响应与断裂和SEM观察，可以区分界面结合状态。残留的EDs和干净的纤维表明界面结合不足，而树脂涂层的纤维、纤维印记和内聚断裂则表明有效的结合。相比之下，层间剥离、多孔树脂和热机械损伤反映了过度或不稳定的能量耗散，而不是稳定的界面形成。
4. 讨论
4.1. 由耦合过程参数控制的工艺稳健性
本研究中的RSM分析表明，在所检查的参数范围内，振幅和焊接速度（A×C）之间的相互作用对接头质量具有最大的统计影响。这种相互作用突出了静态超声波焊接和连续超声波焊接之间的关键差异。在静态焊接中，总能量输入主要取决于焊接时间。相反，在连续焊接中，有效焊接时间与换能器移动速度密切相关，不能被视为一个独立的控制参数。连续焊接的稳定性可以理解为粘弹性热生成和热耗散之间的动态平衡。如交互图所示，较低的振幅需要较低的焊接速度（例如<16 mm/s）来产生足够的热量以熔化树脂。虽然这样的条件可以产生可接受的接头强度，但长时间的热暴露也可能由于碳纤维中的高效热传导而扩大热影响区，从而增加基体降解的风险。与增加振动幅度总是提高加热效率的预期相反，当前结果表明，非常高的振幅水平（大约超过88%）显著减少了稳定的加工窗口。在这些条件下，仅仅增加振幅并不能保证更好的焊接质量。相反，有效的能量传递取决于在界面处保持稳定的声学耦合。当振动幅度增加而不相应调整焊接力时，可能会发生暂时的耦合损失，减少用于均匀界面熔化的能量。这表明，对于CCF/PEEK复合材料，能量密度不能仅从振动幅度或功率输出来理解。相反，它取决于振动幅度、焊接速度和声学耦合稳定性的综合和相互依赖的效果，这些因素都影响名义能量输入转化为有效能量的效率。
值得注意的是，焊接力在ANOVA结果中并未作为统计上显著的主要因素出现。这并不意味着焊接力在物理上不重要；相反，它反映了焊接力在连续超声波焊接中与静态焊接相比的根本不同作用。在所研究的参数范围内，焊接力主要作为一个阈值启用变量，确保稳定的声学耦合，而不是作为线性的强度增强器。低于这个阈值，可能会发生耦合不稳定性，这与第4.2节讨论的行为相符。这种非线性的、阈值驱动的效果不能完全通过二次回归模型来显示，这可能解释了尽管压力在维持工艺稳定性中起关键作用，但其统计显著性有限的原因。
4.2. 功率特征与焊接质量之间的非线性关系
本研究的一个关键发现是名义能量输入与实际接头强度之间的非线性关系，这一点从第4组的数据中得到了证明。尽管高振幅理论上会导致高功率输出，但瞬时功率-时间历史（图9）可以解释为“过程指纹”，反映了名义能量和有效能量之间的差异。这一观察为解释第4组中观察到的看似矛盾的实验行为提供了必要的背景。优化组（第6组）表现出稳定的功率响应，这通常与换能器和粘接层之间的稳定声学耦合相关。相比之下，第4组（图9(b)）显示出高度不规则的功率曲线，其特征是严重的锯齿和周期性下降，尽管使用了高振幅（92%）。这种行为与声学耦合的间歇性损失一致。为了定性解释功率特征中的不稳定性，引入了一个简化的一自由度接触模型作为示例。该模型并不旨在提供定量预测，而是为了合理化耦合和间歇性解耦接触状态之间的转换。换能器-粘接层界面被建模为一个动态弹簧-阻尼系统（Kelvin-Voigt模型），受到正弦激励。模型参数的选择大致代表了焊接过程中界面的流变状态。由于PEEK基体在加工温度下从刚性固体转变为粘弹性熔体，其储能模量（E'）下降了几个数量级[30]。因此，采用了0.15 GPa的有效刚度（与橡胶流动状态一致）来模拟熔融接触层的顺应性，从而确保了动态响应的物理真实性。
图17比较了优化组6和不稳定组4的模拟接触动态。在优化条件下（图17(a)），模型在整个振动周期内显示连续接触。相比之下，不稳定条件（图17(b)）产生的波形被截断，其特征是周期性的零力间隔。这些建模行为与实验观察到的锯齿状功率特征定性一致，表明过高的振幅可能导致不足以维持连续声学接触的静态压力。该模型还区分了能量耗散模式，如图17(c)和(d)所示。优化条件主要由稳定的粘弹性加热控制，而不稳定条件则表现为分离后重新接触时的显著瞬时冲击能量峰值。粘弹性加热有助于均匀的界面熔化，而冲击驱动的能量耗散对于键合形成效果较差，可能会引起局部表面损伤。冲击峰值的出现与图17(e)中观察到的严重基体烧蚀和树脂挤出相对应。焊接速度进一步影响了这种不稳定性的严重程度。在较低的焊接速度下，长时间暴露于冲击主导的能量耗散会导致表面损伤的累积，加剧本可能保持轻微的缺陷。因此，尽管名义功率输入很高，但可用于界面结合的有效能量减少了，破坏性的冲击能量削弱了复合材料的结构完整性。因此，第4组观察到的低搭接剪切强度可以通过提出的“锤击效应”[31]来解释，该效应包括由冲击主导的加热引起的表面降解和由于间歇性能量传输导致的界面融合不完全。
在这个解释框架内，图10中第4组的“过焊”分类可以重新考虑。有助于键合形成的有效能量由有效接触比率（）控制，定义为振动周期（T）中保持物理接触和声学耦合的比例：(6)其中是指示函数，是瞬时接触力。有效能量可以如下描述：(7)在严重的声学解耦条件下，显著减少，且大部分名义能量通过冲击主导的机制耗散，而不是用于有效键合。
4.3. 工艺稳健性的机制：界面修复与热降解之间的竞争
第3.4节中呈现的失效模式的演变表明，CUW的工艺稳健性由分子间扩散和基体降解之间的热力学竞争控制。在低能量区域观察到的“冷焊”失效是由于界面处积累的能量密度不足以完全熔化PEEK。图12中的光滑纤维表明聚合物链之间没有形成牢固的机械互锁。这定义了工艺窗口的下限：能量输入必须足够驱动ED内的完全流变流动。相反，高能量区域中的“过焊”现象定义了上限。从内聚失效到层间剥离的转变表明热积累速率超过了耗散速率。观察到多孔的海绵状结构证实了局部温度超过了PEEK的热分解温度（Td）。此外，在高振幅、不稳定接触压力和低速度下上层层压板的塌陷揭示了严重的声学阻抗不匹配。换能器停留时间的延长增加了暴露于冲击主导的能量耗散，将声能捕获并在上层耗散为热量，而不是传递到界面。这导致在焊接界面完全固化之前就发生了结构失效。因此，只有当能量密度调整以平衡这些相反的机制时，才能实现稳健的工艺窗口。正如优化的内聚失效（图13）所示，理想参数建立了热力学平衡，其中热输入足以促进ED内的充分流动和聚合物链的缠结，同时保持足够的控制以防止不可逆的基体降解或声学解耦。这种狭窄的平衡构成了CUW工艺的稳健性。
4.4. 连续焊接与静态焊接的动态特性
与静态超声波点焊不同，连续焊接建立了一个对参数不匹配更加敏感的移动热平衡系统。本研究表明，CCF/PEEK复合材料中碳纤维的高热导率加剧了焊接区域的热耗散挑战。红外热成像（图6）揭示的极短的热尾波证实了连续过程的快速冷却特性。虽然这有助于抑制结晶度梯度，但它限制了压力去除后熔体的界面流动和修复能力。因此，在CCF/PEEK中实现高质量连续焊接需要精确的平衡：功率密度必须足够高以产生瞬时熔化（补偿纤维的热损失），而移动速度必须足够快以防止热量积累和降解。本研究确定的工艺窗口（振幅68-75%，焊接力800-850 N，焊接速度14-18 mm/s）成功解决了这一冲突，为这种材料在大型航空航天结构制造中的应用提供了理论基础。
5. 结论
本研究解决了在CCF/PEEK复合材料的连续焊接（CUW）中实现工艺稳健性的关键挑战。通过将响应表面方法（RSM）与原位运动学和热监测相结合，阐明了从静态到动态热平衡转变的机制。得出以下主要结论：
1. 与静态焊接不同，连续过程的强度取决于振幅和焊接速度之间的复杂相互作用。必须维持特定的动态平衡，以抵消高导电碳纤维特有的快速热损失，同时避免热积累。键合形成的有效能量密度不仅由名义功率决定，还由声学耦合的稳定性决定。
2. 高振幅结合不足的焊接力会导致间歇性的声学接触和与锤击相关的不稳定性。在这种条件下，部分名义输入能量通过以冲击为主的机制耗散，而不是通过有效的界面加热，导致接头强度降低了78%。瞬时功率特征被证明是声学耦合稳定性的有效指标。稳定的功率响应以及较低的变化系数表明声学耦合稳定且界面能量传输有效，而明显的功率下降和较高的变化系数则表明存在间歇性的解耦。因此，功率信号监测为实时评估CUW（Copper-Underwater Welding）工艺的稳定性提供了可行的基础。定义了一个稳健的处理窗口：振幅为68%–75%，焊接力为800–850牛顿，焊接速度为14–18毫米/秒。在这些条件下，失效模式从基材的界面剥离或层间分层转变为粘聚性失效，最大强度达到33.14兆帕。
**作者贡献声明：**
- 史若雅（Ruoya Shi）：撰写原始草稿、方法论研究、数据分析、可视化处理。
- 周丽华（Lihua Zhou）：方法论研究。
- 杨迪（Di Yang）：监督工作、撰写及审稿编辑。
- 曲伟伟（Weiwei Qu）：撰写及审稿编辑、监督工作。
- 科英林（Yinglin Ke）：撰写及审稿编辑、监督工作。
**利益冲突声明：**
作者声明他们没有已知的竞争性财务利益或个人关系，这些利益或关系可能会合理地影响本文所报告的工作结果。
