1 引言

汽车给人们生活带来了便利的同时也带来了严重的环境和能源问题,为解决这一问题,汽车轻量化技术成为各研究机构关注的焦点^[1-4]。

汽车轻量化的途径主要包括汽车结构的优化设计^[5]、新型轻质材料的应用比例提升^[6]、新型制造工艺的应用^[7-8]。汽车车身制造中的拼焊板技术——先拼焊后冲压成零件的工艺,由于具有减少零件数量、提高整体结构刚度、提升材料利用率、降低成本等优势,已成功应用于钢结构车身零件的批量制造中^[9-10]。铝合金由于具有良好的力学性能和较高的耐腐蚀性能而被一致认为是汽车轻量化过程中替代钢的理想材料^[11]。异种铝合金拼焊板技术既可满足车辆不同部位不同的性能要求,又兼具生产效率高和节约原材料等优点,因此,研究异种铝合金的拼焊板技术具有很强的前瞻性和实用性。

铝合金薄板不填丝焊要先加热熔化后再冷却凝固,焊接接头难免会出现塌陷现象,这将严重影响拼焊接头的性能及其后续冲压成型的能力^[12]。杨璟^[13]的研究表明,在铝合金激光焊接过程中,当重力和金属蒸气压力之和大于熔池背部的表面张力时,熔池下凹严重,产生塌陷缺陷。Ancona等^[14-15]研究了工艺参数对AA5083铝合金激光对接接头焊缝塌陷的影响,发现焊接速度对塌陷程度的影响最大。Kim等^[16]认为在铝合金的搅拌摩擦焊过程中,塌陷的存在会对接头的力学性能和成形性能具有较大影响,考虑塌陷的模拟结果与实验结果更吻合。张健等^[17]研究了3 mm厚2124铝合金在激光拼焊中激光离焦量对焊缝塌陷的影响,发现合适的激光离焦量可有效改善接头的塌陷现象。上述研究多是对同种铝合金焊缝的塌陷现象进行研究,而对异种铝合金焊缝塌陷的研究比较少。

激光诱导非熔化极惰性气体保护焊(TIG)是一种低功率脉冲激光辅助增强电弧的复合焊接技术,可在较低的能耗下得到优质高效的焊接接头。本文采用激光诱导TIG技术对6061-T6(以下简称“6061”)和5083-O(以下简称“5083”)异种铝合金薄板进行拼焊,分析了焊接接头塌陷形成的原因、焊接参数对焊接接头塌陷的影响规律以及塌陷对焊接接头力学性能的影响,为异种铝合金拼焊板技术的开发提供技术支撑。

2 试验材料和方法

试验材料为6061和5083铝合金,尺寸为100 mm×60 mm×1.5 mm,材料成分如表1所示。采用自行搭建的低功率脉冲激光诱导电弧复合焊接系统进行焊接试验。焊接系统所用激光器是波长为1.064 μm的脉冲Nd∶YAG激光器,焦距为100 mm,焦点光斑直径为0.6 mm。采用交流TIG电弧,以纯氩气作为保护气体,采用激光在前、电弧跟后的焊接方式,焊接装置示意图如图1所示。焊前用钢丝刷和砂纸打磨,以去除铝合金板表面的氧化膜,用酒精溶液去除表面的油污,清理后在24 h内完成焊接,避免母材被再次氧化。根据大量前期实验经验,依据在保证获得连续均匀的焊缝的前提下提高焊接生产效率的原则,选取表2、表3所示的焊接参数。

根据GB/T 228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》,用线切割方法截取标准拉伸试样,采用万能拉伸试验机测试接头的静拉伸力学性能,拉伸试样尺寸如图2所示。抗拉强度取同一参数下3个试样的算术均值。

图 1. 激光诱导电弧焊示意图

Fig. 1. Diagram of laser-induced arc welding

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图 2. 拉伸试样示意图

Fig. 2. Diagram of tensile specimen

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3 试验结果

3.1 焊接接头成形及接头截面形貌

图3为典型的异种薄板铝合金电弧焊和激光诱导电弧焊的焊接接头形貌,可以看出:焊接接头正面平整光滑,无明显的飞溅现象,有明显的鱼鳞纹;电弧焊的鱼鳞纹为半圆形,而激光诱导电弧焊的鱼鳞纹为窄长的三角形,这主要与两种焊接方式的焊接速度有关。从焊接接头的背面和截面形貌可以看出,在焊接接头的背面5083侧铝合金的塌陷深度和塌陷宽度均比6061侧大,此种情况被称为焊接接头不一致塌陷。用W_T5、W_T6、D_T5、D_T6代表电弧焊5083侧和6061侧的塌陷宽度和塌陷深度,用W_L5、W_L6、D_L5、D_L6代表激光诱导电弧焊5083和6061侧的塌陷宽度和塌陷深度。定义R_TW=W_T5/W_T6,R_TD=D_T5/D_T6R_LW=W_L5/W_L6,R_LD=D_L5/D_L6,以不一致塌陷宽度比R_TW和不一致塌陷深度比R_TD表征电弧焊焊缝的不一致塌陷的程度,以不一致塌陷宽度比R_LW和不一致塌陷深度比R_LD表征激光诱导电弧焊焊缝的不一致塌陷程度。

图 3. 焊接接头形貌

Fig. 3. Morphology of weld joint

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3.2 焊接参数对焊接接头成形的影响

图4为焊接参数对接头不一致塌陷的影响。其中图4(a)为电弧焊接过程中各焊接参数下的焊缝截面形貌,可以看出,随着焊接电流增大,气孔等缺陷逐渐减少,但焊缝塌陷越来越严重。图4(b)为电弧焊接过程中焊接电流对W_T5、W_T6和R_TW的影响,可以看出,随着焊接电流由70 A增大到120 A,W_T5由2.23 mm增大到4.92 mm,W_T6由1.30 mm增大到2.34 mm,但不一致塌陷宽度比R_TW却保持在2.0上下波动。图4(c)为电弧焊接过程中焊接电流对D_T5、D_T6和R_TD的影响,可以看出, 随着焊接电流由70 A增大到120 A,D_T5由0.59 mm增大到0.87 mm,D_T6由0.16 mm增大到0.25 mm,但不一致塌陷深度比R_TD却保持在3.6上下波动。综合图4(b)和图4(c)可以看出,在电弧焊接过程中,在相同的焊接电流下,W_T5、D_T5分别大于W_T6、D_T6,焊缝出现不一致塌陷现象。

图 4. 焊接参数对焊接接头不一致塌陷的影响。(a)电弧焊焊接接头的截面形貌;(b)电弧焊焊接电流对焊缝不一致塌陷宽度的影响;(c)电弧焊焊接电流对焊缝不一致塌陷深度的影响;(d)激光诱导电弧焊焊接接头的截面形貌;(e)激光诱导电弧焊激光功率对焊缝不一致塌陷宽度的影响;(f)激光诱导电弧焊激光功率对焊缝不一致塌陷深度的影响

Fig. 4. Influences of welding parameters on inconsistent collapse of weld joint. (a) Joint section morphology of arc welding; (b) influence of welding current on inconsistent collapse width in arc welding; (c) influence of welding current on inconsistent collapse depth in arc welding; (d) joint section morphology of laser-induced arc welding; (e) influence of laser power on inconsistent collapse width in laser-induced arc welding; (f) influence of laser power on inconsistent collapse depth in laser-indu

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图4(d)为激光诱导电弧焊接过程中各焊接参数下的焊缝截面形貌,可以看出,随着激光功率增大,焊缝的整体塌陷量有一定的增加,焊缝不一致塌陷现象稍有改善。图4(e)为激光诱导电弧焊接过程中,激光功率对W_L5、W_L6和R_LW的影响,可以看出,随着激光功率由410 W增大到465 W,W_L5、W_L6和R_LW分别保持在2.4 mm、1.57 mm和1.52上下波动,这主要是因为激光诱导电弧焊接过程中,激光功率较小,电弧电流是影响塌陷宽度的主要因素。图4(f)为激光诱导电弧焊接过程中激光功率对D_L5、D_L6和R_LD的影响,可以看出随着激光功率由410 W增大到465 W,D_L5由0.31 mm增加到0.44 mm,D_L6由0.11 mm增加到0.2 mm,而R_LD则由3.19逐渐减小至2.1。对比图4(e)和图4(f)可以看出,各焊接参数下,W_L5、D_L5分别大于W_L6、D_L6,焊缝也出现不一致塌陷现象。

综合图4可知:激光诱导电弧焊接过程中W_L5保持在2.4 mm上下波动,电弧焊接过程中W_T5由2.23 mm增大至4.92 mm,W_L5与W_T5的最小值相当,但比W_T5的最大值减小了51.2%;激光诱导电弧焊接过程中W_L6保持在1.57 mm上下波动,电弧焊接过程中W_T6由1.30 mm增大至2.34 mm,W_L6比W_T6的最小值略大,但比W_T6的最大值减小了32.9%;激光诱导电弧焊过程中D_L5由0.31 mm增大至0.44 mm,电弧焊接过程中D_T5由0.59 mm增大至0.87 mm,D_L5的最大值比D_T5的最小值减小了25.4%;激光诱导电弧焊接过程中D_L6由0.11 mm增大至0.2 mm,电弧焊过程中D_T6由0.16 mm增大至0.25 mm,D_L6的最小值比D_T6的最小值减小了31.3%,D_L6的最大值比D_T6的最大值减小了20%。可见,激光诱导电弧焊接过程中,激光的引入对减小塌陷有明显作用。电弧焊接过程中R_TW和R_TD分别保持在2.0和3.6上下波动,激光诱导电弧焊接过程中R_LW保持在1.52上下波动,R_LD却随着激光功率的增加由3.19降至2.1,R_LW比R_TW减小了24%,R_LD的最大值比R_TD减小了11.4%。可见,激光诱导电弧焊可以有效改善焊接接头的不一致塌陷现象,同时激光功率的增加对焊缝不一致塌陷的改善也有着显著作用。

3.3 接头塌陷对接头力学性能的影响

图5(a)为电弧焊接过程中焊接电流对焊接接头抗拉强度σ的影响,可以看出,随着焊接电流增大,焊接接头不一致塌陷程度R_TW和R_TD分别保持在2.0和3.6上下波动,焊接接头抗拉强度先逐渐增加后逐渐减下,当焊接电流为90 A时,抗拉强度达到最大值,为母材抗拉强度的72%。图5(b)为激光诱导电弧焊接过程中激光功率对焊接接头抗拉强度的影响,可以看出,随着激光功率增大,不一致塌陷宽度比R_LW保持在1.52上下波动,而不一致塌陷深度比R_LD由3.19逐渐减小至2.1,接头的抗拉强度先增后减,当激光功率为445 W时,R_LD为2.52,此时接头的强度达到最大值,约为母材的80%。

图 5. 焊接接头不一致塌陷对焊接接头力学性能的影响。(a)电弧焊接接头不一致塌陷对焊接 接头力学性能的影响;(b)激光诱导电弧焊接接头不一致塌陷对焊接接头力学性能的影响

Fig. 5. Influence of joint inconsistent collapse on mechanical properties of joints. (a) Influence of inconsistent collapse on mechanical properties of joint in arc welding; (b) influence of inconsistent collapse on mechanical properties of joint in laser-induced arc welding

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4 分析与讨论

4.1 焊缝塌陷成因及改善机制

在薄板铝合金不填丝熔化焊过程中,液态熔池受电弧力、重力和液态金属表面张力的综合作用,这三个力的合力必有一个向下的分量,液态熔池在这个分量的作用下向下运动,结果表现为焊缝出现塌陷现象。焊接接头的不一致塌陷现象主要是由两种铝合金的热物理参数和化学成分不同引起的。表4列出了两种铝合金的热物理参数,可以看出,各温度下两种铝合金的比热容相当,而5083铝合金的热导率明显小于6061铝合金,说明两种铝合金的吸热能力相当,但5083铝合金的散热能力弱,因此焊接过程中热量在5083铝合金侧累积,使5083铝合金侧熔池存在时间较长。牛振^[18]的研究表明,在5083铝合金的焊接过程中,Mg元素蒸发剧烈,以及熔池液态金属流动性强,导致焊缝的塌陷较为严重。由表1可以看出,5083铝合金中Mg元素的质量分数为6061铝合金中的4倍,在焊接过程中Mg元素蒸发剧烈,产生的蒸发粒子流反冲力大。5083铝合金侧熔池存在的时间长,在重力、电弧力和蒸发粒子流反冲力的共同作用下,塌陷程度较大,焊缝出现不一致塌陷现象。

激光诱导电弧焊对接头塌陷量的改善是因为焊接速度的提高使焊接过程中热输入降低。激光诱导电弧焊接是一个激光-材料-电弧等离子体三者之间相互作用的过程,激光、电弧等离体和金属蒸气相互作用的过程中发生能级跃迁,释放出大量的能量,提高了热源的能量密度。能量密度的提高使焊接过程中需要提高焊接速度,以保证良好的焊道成形,防止焊缝烧穿。电弧焊和激光诱导电弧焊两种焊接方法下的焊接热输入H的计算公式为^[19]

H=1v(ηLEL+ηTUTIT),(1)

式中:v为焊接速度;η_L为激光热源的热效率,η_L=0.5;η_T为电弧热源的热效率,η_T=0.8;E_L为激光的输出功率;U_T为电弧焊的电弧电压;I_T为电弧焊的电弧电流。

根据(1)式可以计算出电弧焊的最低热输入为48 J/mm,而激光诱导电弧焊的最高热输入为44.25 J/mm。可以看出,激光诱导电弧焊接过程中的热输入较小,熔池的体积较小,熔池存在的时间较短,因此电弧力、重力和表面张力向下分量的作用效果减弱,焊缝的塌陷量减小。

随着激光功率增加,焊缝不一致塌陷程度减小,是因为激光功率的增大增强了“匙孔”对熔池的搅拌作用,降低了化学成分对接头不一致塌陷的影响。在激光诱导电弧复合焊接过程中,熔池中会出现周期性变化的“匙孔”,其对熔池具有一定的搅拌作用,可以减小接头中化学成分的不均匀性。随着激光功率增大,“匙孔”在最大深度时的保持时间延长,对熔池的搅拌作用增强,焊接接头中的化学成分趋于均匀,从而降低了两种铝合金因化学成分不同而造成的焊缝的不一致塌陷。但是由于两种材料的热物理性能不同,故仍具有一定的焊缝不一致现象。

4.2 接头力学性能的变化

电弧焊焊接接头抗拉强度的上升主要是由焊缝中的气孔减少[图4(a)]引起的,而激光诱导电弧焊焊接接头抗拉强度的上升主要是由不一致塌陷改善引起的接头受力变化造成的。

图6为不一致塌陷接头拉伸试验的受力分析,其中F为拉伸试验时加载在试样上的力,F_N1和F_N2为F沿接头方向的分量,F_τ1和F_τ2为F垂直于接头方向的分量,α为F_τ1与F的夹角,β为F_τ2与F的夹角。令α+β=θ,α>β,则F_τ1=Fcosα,F_τ2=Fcosβ。塑性材料在静拉伸时,主要在剪应力的作用下发生断裂。拉伸试件的破坏取决于F_τ1和F_τ2的合力F_τ,根据三角形余弦定理得

Fτ2=(Fcosα)2+(Fcosβ)2+2cosαcosβcos(α+β)=F2(cos2α+cos2β+2cosαcosβcosθ),(2)

令f(α,β)=cos²α+cos²β+2cosαcosβcosθ,则(2)式可变为

Fτ2=F2f(α,β),(3)

将f(α,β)分别对α和β求偏导,可得

∂f∂α=-sin(2α)+sin(2β)+2cosθsin(β-α),(4)

∂f∂β=-sin(2β)+sin(2α)+2cosθsin(α-β)。(5)

图 6. 焊接接头的受力分析

Fig. 6. Stress analysis of welding joints

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已知0<β<α<90°,90°<θ<180°,且θ 接近于180°,所以

∂f∂α>0,∂f∂β<0。(6)

由(6)式可知,f(α,β)是关于α的增函数,关于β的减函数。已知随着激光功率增加,焊缝的不一致塌陷深度比减小,即α减小且β增大,因此f(α,β)减小。由(2)式知接头处所受剪应力的合力F_τ减小,故接头的抗拉能力随激光功率的增大而增强。

电弧焊和激光诱导电弧焊接头抗拉强度的下降都是由塌陷程度过大而引起的受力变化造成的。

对于电弧焊,随着焊接电流增大,焊缝不一致塌陷程度不变,即α/β为一定值,但焊缝塌陷深度变大,即θ变小,令α=λθ,β=ρθ,其中λ和ρ为区间(0,1)上的两个系数,因为α>β,故λ>ρ。此时(2)式可变为

Fτ2=F2[cos2(λθ)+cos2(ρθ)+2cos(λθ)cos(ρθ)cosθ],(7)

令g(θ)=cos²(λθ)+cos²(ρθ)+2cos(λθ)cos(ρθ)cosθ,则(7)式可变为

Fτ2=F2g(θ),(8)

对θ求导可得

dgdθ=-λsinα-ρsinβ-2(λsinαcosβcosθ+ρcosαsinβcosθ+cosαcosβsinθ)<-ρ[sin(2α)+sin(2β)+sin(2θ)+2cosαcosβsinθ],(9)

由于2α>θ>2β,故

dgdθ<0。(10)

由(10)式可知,g(θ)是关于θ的减函数。随着焊接电流增大,θ减小,g(θ)增大,F_τ也增大,接头的抗拉强度随焊接电流增大而降低。

对于激光诱导电弧焊,当激光功率较大时,焊缝不一致塌陷程度较小。当α=β≈θ/2时,(2)式可变为

Fτ=F(cosθ+1)。(11)

由(11)式可知,F_τ随θ的减小而增大,接头的抗拉强度随激光功率的增强而降低。

5 结论

等厚异种薄板铝合金拼焊过程中,材料热物理性能和化学成分的差异,导致焊缝两侧受力不均匀,造成焊缝的不一致塌陷。在激光诱导电弧焊接过程中,激光的引入使焊接热输入明显降低,激光诱导电弧焊的最大热输入比电弧焊的最小热输入减小了7.81%,导致焊缝塌陷量明显减小,其中D_L5的最大值比D_T5的最小值减小了25.4%。此外,激光的引入对熔池具有一定的搅拌作用,改善了焊缝的不一致塌陷。在电弧焊接过程中,R_TW和R_TD分别保持在2.0和3.6上下波动,而在激光诱导电弧焊过程中,R_LW保持在1.52上下波动,R_LD却随着激光功率的增加由3.19降至2.1,R_LW比R_TW减小了24%,R_LD的最大值比R_TD减小了11.4%。随着激光功率增大,接头不一致塌陷程度减小,改善了接头的受力情况,使接头的抗拉能力变强。当激光功率为445 W时,R_LW为1.52,R_DW为2.52,接头抗拉强度达到最大,约为5083母材的80%。随着激光功率的进一步增大,焊缝的整体塌陷深度变大,塌陷深度的影响强于不一致塌陷改善带来的影响,接头抗拉能力又逐渐降低。