1 引言

铝合金以其低密度、高比强度、焊接性能优良等特点成为现代高速列车制造的主要结构材料。当前,我国的高速列车(速度在200 km/h以上)全部采用铝合金车体。6A01铝合金是Al-Mg-Si系热处理强化铝合金的一种,具有良好的挤压性、可机加工性、耐蚀性以及可成形性,已被广泛应用于高速列车轻量化车体的制造中^[1-2]。目前,在铝合金车体的焊接制造中,仍以钨极氩弧焊(TIG)和熔化极惰性气体保护焊(MIG)为主,但是这些传统的弧焊方法存在熔透能力有限、焊接效率低下及热输入可控性不高等问题^[3-4]。而激光焊接具有能量密度高、焊接速度快和焊后变形小的优点,正成为铝合金焊接的一种可行性方法^[5]。但是铝合金的激光焊接由于深熔小孔的不稳定性,易产生气孔、裂纹等缺陷,对焊后接头性能产生了较大影响^[6]。激光-电弧复合焊接方法具有焊缝熔深大、接头间隙适应性强、焊接效率高等优点,在工程技术领域的应用日益广泛^[7-8]。

激光-电弧复合焊接是一种以高能激光束与等离子体电弧作为复合热源的熔焊方法,两种热源能场的叠加可使能量高效耦合,从而使得焊接工艺稳定性大大增强;同时,在熔化效率和桥接能力方面,激光-电弧复合焊接也要远远高于单激光焊,为铝合金的焊接制造提供了全新思路^[9-10]。作者团队系统对比了不同复合焊接方式对锁底结构铝合金型材焊接接头的影响,结果表明:激光-冷金属过渡(激光-CMT)、激光-变极性钨极氩弧焊(激光-VPTIG)及激光-MIG三种复合焊接方法对锁底结构铝合金型材焊接均具有较好的工艺适用性,焊后接头成形良好,力学性能满足标准要求,但锁底结构中的焊接气孔问题依然存在,成为制约其工程应用的主要难题^[11]。近年来,随着工业技术的快速发展,新研发的集成摆动激光加工头通过对激光摆幅和频率的精确控制,使光束的运动路径变得更加丰富^[12],大大拓宽了摆动激光焊接的应用领域,并吸引了国内外学者的关注。Kim等^[13]将摆动激光焊接技术应用于铝合金车体零部件的焊接上,结果发现,摆动激光焊接的焊接效率较传统电阻焊大大提高,单个焊点的焊接时间仅为电阻焊的1/6。Rubben等^[14]在对ZStE260 BH钢进行摆动激光拼焊后发现,摆动激光对大间隙和不等厚构件具有很强的金属桥接能力,金属桥接量越大,焊后接头的冲击性能越好。余世文等^[15]对6 mm厚5183铝合金进行摆动激光焊接试验后发现,当光束摆动频率大于200 Hz或摆幅大于2.0 mm时,焊缝气孔率可以显著降低。Stol等^[16]和陈彦宾等^[17]将摆动激光与电弧结合起来,研究了摆动激光-电弧复合焊接的相关特性,结果表明:激光的摆动行为有助于深熔小孔的稳定;复合焊缝层间未熔合、夹渣、气孔等缺陷明显减少;激光的摆动不仅增大了焊缝熔宽,也有效解决了焊缝侧壁熔合不良的问题,焊接质量得到进一步提高。大量的研究结果表明,将摆动激光应用于焊接制造有着良好的技术优势,尤其是摆动激光与电弧复合可以起到“1+1>2”的效果。因此,对摆动激光复合焊接接头进行深入研究,对提高焊接质量、指导实际生产具有重要意义。

本文采用摆动光纤激光-CMT复合焊接方法对高速列车用6A01-T5铝合金型材进行焊接工艺试验,通过优化工艺得到了表面成形均匀、内部无明显缺陷的复合焊接接头。在此基础上,对复合焊接头的气孔特征、显微组织和力学性能进行了分析。

2 试验材料及方法

2.1 试验材料

试验材料为6A01铝合金中空型材,其供货状态为T5态,试板表面尺寸为600 mm×1000 mm,焊接区厚度为3.0 mm;填充材料是直径为1.2 mm的ER5356焊丝。母材与焊丝的化学成分如表1所示,母材的力学性能如表2所示。

2.2 试验方法

采用波长范围为1060~1070 nm的YLS-10000光纤激光器以对接焊的形式进行焊接试验。振镜焊接加工头为IPG FLW-D50,它由准直系统(焦距为200 mm)、扫描振镜系统和聚焦系统(焦距为250 mm)组成,焦点光斑直径为0.3 mm。激光束的摆动由振镜控制,扫描轨迹有横向、“8”字型和圆形三种。运动系统采用德国生产的KR60HA型KUKA机器人。摆动激光傍轴复合焊接采用激光在前电弧在后的方式,焊丝由焊枪导电嘴送出。CMT焊接采用的是福尼斯TPS 4000焊机,焊接时焊丝的干伸长为14.0 mm,光丝间距为0.5 mm。保护气选用氩气,由焊枪送出,流量为15.0 L/min。图1为复合焊接装置示意图。

图 1. 复合焊接装置示意图

Fig. 1. Schematic of hybrid welding setup

下载图片 查看所有图片

焊接前先用钢丝轮打磨锁底结构及焊接区域,随后用刮刀刮削焊接区直至露出金属光泽,然后用蘸有丙酮的无尘布对焊接区域进行擦拭,最后吹干备用。复合焊接参数经过了工艺优化,优化后的参数如下:激光功率为4000 W;焊接速度为4.2 m/min;送丝速度为5.5 m/min;激光摆动模式为圆形顺时针摆动,摆动频率为100 Hz,摆幅为0.8 mm。

焊后截取复合焊接接头的焊缝横截面制备金相试样;然后将复合焊缝(长度为50.0 mm)沿焊道中心纵向剖开,并用水磨砂纸进行细磨,之后采用超声波清洗机在乙醇溶液中进行清洗,然后在Leica DMI8C体式显微镜下观察焊缝纵截面上的气孔分布。定义焊缝中气孔投影总面积与焊缝截面投影面积的比值为焊缝截面的气孔率,气孔数据的提取由MATLAB图像处理算法完成。

疲劳及拉伸试样的尺寸如图2所示。在室温空气环境下,采用 MTS 370 Load Frame型材料试验机进行疲劳及拉伸试验,疲劳试验采用正弦波加载,频率为120 Hz,应力比R为0.1。采用VH1102显微硬度仪测试接头的显微硬度,加载载荷为9.8 N,加载时间为15 s。

图 2. 疲劳及拉伸试样尺寸

Fig. 2. Size of fagitue and tensile specimens

下载图片 查看所有图片

3 试验结果

3.1 接头宏观形貌及气孔分布

图3给出了光束摆动和不摆动条件下光纤激光-CMT复合焊接接头上焊缝的形貌对比。从图中可以看出:采用摆动激光的焊缝表面成形一致,无明显的飞溅、咬边等缺陷,焊缝鱼鳞纹形貌较无摆动激光复合焊时的更加均匀;采用摆动激光后,焊缝上、下部分的熔宽均有所增加,焊缝的深宽比降低。从两种接头的焊缝横截面图中可以看出:型材焊接区完全熔透,与锁底结构的熔合良好;采用摆动激光的焊缝上、下部熔宽的尺寸差异较小;焊缝横截面形貌有从无激光摆动时的“Y”型向激光摆动时的“U”型转变的趋势。

对于装配精度要求较高的锁底结构铝合金型材的焊接,摆动激光复合焊接较大的熔宽在改善焊接接头间隙适应性方面具有突出优势。

图 3. 焊缝形貌。(a)摆动激光复合焊缝的表面形貌;(b)无摆动激光复合焊缝的表面形貌;(c)摆动激光复合焊缝的横截面形貌;(d)无摆动激光复合焊缝的横截面形貌

Fig. 3. Weld bead morphology. (a) Surface appearance of weld bead welded by oscillating laser hybrid welding; (b) surface morphology of weld bead welded by non-oscillating laser hybrid welding; (c) cross-section of weld bead welded by oscillating laser hybrid welding; (d) cross-section of weld bead welded by non-oscillating laser hybrid welding

下载图片 查看所有图片

在铝合金的熔焊过程中,气孔是焊缝中常见的缺陷,气孔的存在会严重削弱焊缝的有效工作截面,对接头性能造成一定破坏。因此需要对焊缝内部形貌(即气孔的分布情况)进行考察。

关于铝合金焊缝中的气孔,一般可将其分为两类:一类是由熔池内气体(其中大部分为氢气或游离氢,少部分为低熔点强化相元素Zn、Mg受热喷发的金属蒸气)未完全逸出所形成的形状规则的小尺寸的圆形气孔,另一类是由深熔小孔瞬间失稳形成的尺寸较大的工艺性气孔。

将两种复合焊接模式下的焊件沿焊道中心剖开,可以看到如图4所示的焊缝纵截面图。采用MATLAB软件对焊缝的气孔数据进行分析计算后可知,无摆动激光复合焊缝中心纵截面的气孔率均值为0.45%,摆动激光复合焊缝中心纵截面的气孔率均值为0.06%。这说明,摆动激光复合焊缝中的工艺性气孔得到了抑制,特别是焊缝根部的工艺性气孔得到明显抑制。

对两种复合焊接模式下焊缝横截面上的气孔分布进行研究,各取8个横截面(间隔20 mm),气孔分布如图5所示。结合图4、5可以看出:在无摆动激光复合焊接条件下,焊缝气孔在截面的上、中、下部均有分布,且上部气孔数量最多,此类气孔多为氢气孔,分布较为密集;在焊缝中部和根部位置存在尺寸较大且形状较不规则的大气孔,此类气孔多为工艺性气孔。在摆动激光复合焊接条件下,气孔多为圆形氢气孔,气孔聚集分布于焊缝上部靠近表面的位置,焊缝中未发现工艺性大气孔。

图 4. 焊缝纵截面上的气孔分布。(a)(b)无摆动激光复合焊缝;(c)(d)摆动激光复合焊缝

Fig. 4. Porosity distribution on weld bead longitudinal section. (a)(b) Weld bead formed by non-oscillating laser hybrid welding; (c)(d) weld bead formed by oscillating laser hybrid welding

下载图片 查看所有图片

图 5. 焊缝横截面上的气孔分布。(a)无摆动激光复合焊接;(b)摆动激光复合焊接

Fig. 5. Porosity distribution on weld bead cross-section. (a) Non-oscillating laser hybrid welding; (b) oscillating laser hybrid welding

下载图片 查看所有图片

对焊缝横截面上的气孔进行量化分析,统计气孔数量及直径。两种复合焊接模式下气孔的数据统计图如图6所示。

图 6. 两种复合焊接模式下焊缝横截面上气孔的统计数据。(a)气孔率;(b)不同直径气孔数量的平均值

Fig. 6. Statistical data of porosity on weld bead cross-section under two kinds of hybrid welding modes. (a) Porosity rate; (b)average number of porosities with different diameters

下载图片 查看所有图片

由统计结果可知:两种复合焊接条件下单个横截面的气孔数量均大致保持在20~35之间;无摆动激光复合焊缝横截面上气孔数量的平均值为27.4,气孔率平均值为1.74%,摆动激光复合焊缝横截面上气孔数量的平均值为28.5,气孔率平均值为0.63%;激光无摆动时,焊缝横截面中以51.0~100.0 μm直径的气孔居多,占总气孔数的66.7%;当激光摆动时,焊缝横截面中以直径小于50.0 μm的气孔居多,占总气孔数的64.3%。摆动激光复合焊缝内部气孔在数量上与无摆动激光复合焊相比无显著变化,但气孔分布多以小直径微孔为主,且不存在明显的工艺性大气孔。

3.2 接头的显微组织及力学性能

基于摆动激光复合焊接良好的表面成形和较低的气孔敏感性特征,本文对摆动激光复合焊后型材接头的显微组织和力学性能进行了进一步研究。在铝合金焊接中,接头由母材(BM)、热影响区(HAZ)、部分熔合区(PMZ)和焊缝区(WM)组成,热影响区组织与母材组织结构相同,为典型的轧制织构。图7(a)~(c)所示为接头熔合线附近的柱状晶区(columnar crystals zone)组织。在复合焊接凝固过程中,液态金属首先依附于熔池边界处未熔化的母材固态晶粒处开始生长,熔池在此处的温度梯度大,冷却速度较快。在此情况下,取向与热传导方向相反的晶粒可以得到优先生长,晶体沿最大散热方向的反向向熔池内推进。在此过程中,其他取向的晶粒受邻近择优生长晶体的影响,生长被大大抑制,而这些沿负温度梯度优先生长的晶体最终形成柱状晶,在宏观上表现为晶粒的生长方向与熔合线垂直。在焊缝中下部,由于熔池的散热条件较上部差,温度梯度降低,晶粒生长的方向性不强,因此柱状晶组织特征不如上部明显。

图7(d)~(f)为焊缝中心部位的显微组织。焊缝中心区域由于被高温液态金属包围,温度梯度远低于熔合线处,熔池散热条件较差;同时,在焊接熔池较高的冷速下,存在溶质元素的偏析,焊缝中心凝固时剩余液相中的合金元素含量较高,有利于异质核心的形成,晶粒形核后在较低的温度梯度下沿各个方向的生长速度相近^[18],因此晶粒的生长表现为各向同性,在显微镜下可以观察到组织具有典型的等轴枝晶特征。沿焊缝中心由上至下观察,在一次晶枝上均未见明显的二次枝晶形态。分析认为,激光束摆动产生的振荡效果增强了熔池的对流作用,液态金属在强烈的对流和搅拌作用下冲刷柱状晶的生长前沿,使得柱状晶的生长被抑制,冲刷散落的破碎晶粒与熔入熔池的焊丝共同成为新的形核质点;这些质点广布于熔池中,增大了凝固前沿的组分过冷度,之后的液态金属凝固时以这些数量极多的质点作为形核核心,因此焊缝心部的等轴枝晶表现出结构致密且无二次枝晶的组织特征。

图 7. 复合焊接接头的显微组织。(a)熔合线上部;(b)熔合线中部;(c)熔合线下部;(d)焊缝中心上部;(e)焊缝中心中部;(f)焊缝中心下部

Fig. 7. Microstructures of the hybrid welding joint. (a) Upper part of the fusion line; (b) middle part of the fusion line; (c) lower part of the fusion line; (d) upper part of the center of the weld bead; (e) middle part of the center of the weld bead; (f) lower part of the center of the weld bead

下载图片 查看所有图片

本文还对摆动激光复合焊接接头进行了疲劳性能测试。基于课题组前期的研究结果^[19]可知,焊缝余高的存在会对接头的疲劳性能产生一定影响,去除余高的光滑试样的疲劳极限较带余高的试样有较大程度的提高,因此疲劳性能采用去除余高的光滑试样进行测试。疲劳试验要求在最低应力等级下疲劳寿命达到10⁷循环条件时,5件试样中至少有4件未断裂为合格。采集不同应力等级下的疲劳循环次数,采用Origin软件对数据点进行S-N曲线拟合(S为应力;N为寿命,即循环次数)。由于纯铝及铝合金材料没有明显的疲劳极限^[20],所以将循环次数N为10⁷时对应的循环载荷作为复合焊接接头的疲劳极限。

图8所示为根据疲劳试验结果拟合的表征复合焊接接头疲劳性能的S-N曲线。由图8可知,S随着循环次数N的增加而降低,当循环载荷为105.0 MPa时,试样未断裂的循环次数超过了10⁷次。据此可以确定摆动激光复合焊接接头的疲劳极限为105.0 MPa,疲劳试验结果满足工程应用标准的要求。

图 8. 复合焊接接头的S-N曲线

Fig. 8. S-N curve of hybrid welded joints

下载图片 查看所有图片

在本试验条件下,摆动激光复合焊接接头内有相当数量的气孔分布于余高位置处,气孔的存在一方面会削弱焊缝的有效工作截面,影响焊缝的力学性能,另一方面会引发应力集中,在气孔聚集区诱发疲劳裂纹^[19]。因此,为了确保接头具有良好的疲劳性能,应尽量排除焊缝内气孔的影响。

对摆动激光复合焊接接头的静载力学性能进行分析,接头的拉伸试验结果如表3所示。其中1#、2#、3#(组1)为带有锁底结构的型材接头拉伸试样,4#、5#、6#(组2)为去除余高后的标准光滑拉伸试样。由于组1接头在拉伸过程中的受力面积包括焊接区与锁底结构,因此采用最大力与断裂位置处焊接区面积的比值作为组1接头焊接区的抗拉强度。

从表3可以看出,两组接头的试验数据具有较好的重复性,组1接头的平均抗拉强度为223.19 MPa,为母材抗拉强度的84.22%,组2接头的平均抗拉强度为202.16 MPa,为母材抗拉强度的76.29%。

两组接头断裂位置的横截面形貌如图9所示。接头失效位置位于焊缝的熔合线处,两组接头拉伸断裂轮廓线均自焊趾位置沿熔合线延伸,断口上存在明显的颈缩现象。

图 9. 接头拉伸断裂后的横截面图。(a) 1#试样;(b) 4#试样

Fig. 9. Cross-section diagrams of tensile joint fracture. (a) No.1 sample; (b) No.4 sample

下载图片 查看所有图片

图10为摆动激光复合焊接接头显微硬度分布图,从图中可以看出,接头热影响区(HAZ)及焊缝区(WM)的硬度值均低于母材,为软化区域。

采用扫描电镜(SEM)对拉伸断口进行分析,结果如图11所示。从图中可以看出,两组接头的拉伸断口形貌相似,断口横截面上存在明显的剪切唇与纤维区形貌特征,如图11(a)、(d)所示。剪切唇位于靠近焊缝表面位置,其放大形貌如图11(b)、(e)所示,剪切唇表面较为光滑,存在轻微凸起,与拉伸力径向大致成45°锥面;剪切唇在整个横截面中的占比较小,是沿最大剪切力首先快速断裂的位置。断口纤维区表面较为粗糙,位于焊缝中部,在整个横截面中占据较大面积,其中布满了凹坑与韧窝,韧窝聚集区的放大形貌如图11(c)、(f)所示,可以看出,具有锁底结构接头断裂区的韧窝更加细小。通常来说,韧窝尺寸越小,接头的韧性越好,因此组1接头的断后伸长率要略高于组2。两种接头的断口形貌均呈典型的高延韧断特征。

图 10. 摆动激光复合焊接接头的显微硬度分布

Fig. 10. Microhardness distribution of welded joint formed by oscillating laser hybrid welding

下载图片 查看所有图片

图 11. 拉伸断口的显微形貌。(a) 1#试样近焊缝表面区;(b) 1#试样剪切唇形貌;(c) 1#试样韧窝区形貌;(d) 4#试样近焊缝表面区;(e) 4#试样剪切唇形貌;(f) 4#试样韧窝区形貌

Fig. 11. Microstructures of tensile fractures. (a) No.1 sample surface area near weld bead; (b) shear lip appearance on No.1 sample; (c) dimple appearance on No. 1 sample; (d) No.4 sample surface appearance near weld bead; (e) shear lip appearance on No.4 sample; (f) dimple appearance on No. 4 sample

下载图片 查看所有图片

4 分析与讨论

采用参数优化后的摆动激光复合焊接制得的接头具有成形均匀、内部气孔率较低、综合力学性能良好等优点。在实际焊接制造中,摆动激光复合焊接具有显著的工艺可行性。以下对摆动激光复合焊接接头内部气孔及拉伸断裂行为进行进一步分析。

结合接头横、纵截面上的气孔分布进行分析后认为,摆动激光复合焊接气孔率较低、气孔直径较小的主要原因有二。一是激光束圆形摆动的重熔作用。在激光束摆动前进过程中,当某一时刻小孔第一次摆动经过的位置在熔池中留下孔隙后,在极短的时间内,由于光束的圆形摆动,小孔在运动路径上存在重叠,作回转运动的小孔再次靠近该位置,将遗留在焊缝内的孔隙重新“捕获”,之前形成的部分气泡在后续激光的重熔作用下重新被液态金属填充^[21];同时,在激光束较大的摆幅作用下,光束能量得以充分叠加,熔池存在的时间也相应得到延长,为气泡的逸出创造了有利条件。二是摆动激光对熔池流动的加速作用。在复合焊接过程中,激光区与电弧区液态金属的表面张力差驱使熔池的流动方向由深熔小孔底部指向熔池表面。当激光摆动时,光束的振荡搅拌作用使熔池的流动速度较无摆动时明显加快,熔池内氢气泡的逃逸速度及逸出率也大幅提高^[22]。同时,激光的摆动破坏了小气泡上浮过程中的聚集合并行为,气泡的聚集长大受阻。因此,摆动激光复合焊接接头中的气孔在宏观上表现为靠近焊缝表面的微孔聚集式分布。

同时由图4、5还可以看出,与无摆动激光相比,摆动激光复合焊接接头中部和根部不存在因小孔失稳而产生的不规则的工艺性大气孔。这是因为激光束的摆动行为对促进深熔小孔的稳定具有一定的积极作用。在复合焊接过程中,伴随深熔小孔的产生,在焊接过程中会始终存在瑞利不稳定波动^[23],导致深熔小孔的准平衡态难以维持,小孔上方的液态金属频繁塌陷,将小孔内存在的金属蒸气和保护气等气体裹挟在其中形成气泡。随后,气泡在熔池快速凝固后期来不及向上逸出,从而停留在焊缝中形成气孔。文[24]的研究结果表明,在相同的激光能量密度下,激光与熔池的作用面积增大会使液态金属的蒸发加剧。而在摆动激光-电弧复合焊接过程中,激光始终处于振荡扫描状态,激光的摆动行为使得其与熔池的接触面积较不摆动时大大增加,因此金属剧烈蒸发,光束作用面积内的金属蒸气的反冲压力随之增大,反冲压力方向沿着深熔小孔张开的方向;在反冲压力轴向和径向分力的作用下,小孔上方的金属液体向着维持小孔张开的方向移动,液态金属不易塌陷,小孔开口直径变大,小孔更易趋于张开状态。因此,焊缝内因小孔失稳产生的工艺性气孔在摆动激光的作用下得以抑制^[25]。

在图10中,热影响区的软化是由于原母材为T5(固溶处理+人工时效)热处理态,在焊接热循环作用下,峰值温度已足够达到强化相β(Mg₂Si)的析出温度,β'相和β″相向β相转变并长大。在高温停留时间内,一些细小的析出相溶解,部分β相不断长大粗化,使得析出强化效果不佳,产生“过时效”软化^[26]。焊缝区(WM)的硬度值最低,是整个接头软化最为严重的区域。这是因为复合焊接热输入量较大,导致低沸点的强化相元素(Zn、Mg)蒸发烧损剧烈,而由焊丝补充进熔池的Mg元素在较快的冷速下来不及与基体形成第二相而偏聚于晶界,使得焊缝中的主强化相β(Mg₂Si)的析出量不足,焊缝区的强化效果被大大削弱^[11],成为整个接头的薄弱区域。同时,通过对焊缝横截面熔合线附近的气孔进行观察、统计后发现:在焊缝上部距熔合线垂直距离为226.67 μm附近的位置处存在一定数量的气孔,这些气孔的数量在2~10个之间,平均直径为44.6 μm,气孔以微孔为主,气孔圆心的平均间距为130.0 μm左右,气孔聚集分布的程度较低,具有一定的随机性;在焊缝熔合线中下部,气孔数量仅为0~2个。当试样受拉发生塑性变形后,内部气孔间距会随之发生改变,当气孔间距在拉伸过程中缩短至一定程度时,就会诱发应力集中现象,此时随机分布的微型气孔成为拉伸裂纹的萌生源。结合前述焊缝组织分析可知,熔合线附近为具有粗大结构的柱状晶,与靠近焊缝中心的等轴枝晶相比,其晶粒尺寸较大,小角度晶界相对较少,阻碍位错运动的能力有限,拉伸裂纹在熔合线附近受到的扩展阻力要小于焊缝心部^[18]。因此,拉伸裂纹于微气孔处萌生起裂后,沿着紧靠熔合线位置的焊缝柱状晶区快速扩展,最后断裂失效。

5 结论

采用摆动光纤激光-CMT复合焊接工艺对高速列车用6A01-T5铝合金型材进行了焊接工艺试验,采用优化的焊接参数可以得到表面成形均匀、内部无明显缺陷的优良焊缝。摆动激光复合焊接接头内部截面上的气孔率低于1.00%,气孔多为直径小于50.0 μm的微型圆形氢气孔,焊缝内部的工艺性气孔得以抑制。摆动激光复合焊缝熔合线附近为柱状晶组织,焊缝中心为结构致密的等轴枝晶组织。摆动激光复合焊接接头的疲劳极限为105.0 MPa;在焊缝区和热影响区存在软化现象,带有锁底结构的接头的平均抗拉强度为223.19 MPa,可达母材的84.22%;试样的拉伸断口呈韧窝状,具有典型的高延韧断特征。

本文试验结果表明,将摆动激光复合焊接方法应用于锁底结构型材焊接制造具有较强的工艺可行性。