1 引言

碳纤维增强热塑性复合材料(CFRTP)具有密度小、刚度高、耐疲劳性和耐蚀性优良等一系列优异的性能,已广泛应用于航空航天领域。铝合金具有密度小、比强度高、耐蚀性和成型性好、成本低等优点,已成为航空第一用材^[1]。在航空航天关键零部件轻量化制造过程中,经常面临着CFRTP与铝合金的连接问题。

激光焊接作为一种非接触、高效的焊接方式,与机械连接及胶接等相比,具有速度快、变形小、便于实现自动化等特点,在CFRTP/铝合金的连接上具有一定优势。但激光焊接在应用于铝合金时,存在一些问题,主要包括几个方面:1)铝合金对激光具有很强的反射,对CO₂激光的反射率高达97%,对YAG激光的反射率也在80%以上^[2];2)熔池的冷却状态会导致匙孔稳定性降低,焊缝中极易形成气孔^[3];3)在铝合金的激光焊接过程中,母材中的β相会因焊接热循环影响而溶解,导致铝合金接头出现软化现象^[4-5]。焊接过程中的这些问题,特别是气孔缺陷问题,将直接影响到焊接接头的疲劳寿命^[6]。因此,如何减小和控制CFRTP/铝合金激光连接时铝合金基体中的气孔缺陷,成为实现二者高质量连接亟需解决的关键问题。

Zhang等^[7]发现,在激光焊接过程中可以采用光束摆动的方法来抑制柱状晶的生长,减少气孔,提高焊缝的抗拉强度。周立涛等^[8]研究了激光扫描焊接工艺对铝合金气孔率的影响,发现光束为圆形轨迹的扫描方式对气孔的抑制情况最好。Fetzer等^[9]在光束振荡形式下对“匙孔”进行了研究,发现当无法避免气泡的形成时,可以通过调整光束圆形振荡时的频率和振幅使气泡在后续运动的匙孔中收缩。因此,通过改变焊接时激光的扫描轨迹及关键工艺参数,可以有效地减少对铝合金基体的气孔数量。

基于以上分析,本文将激光搅拌焊接方法引入到铝合金与CFRTP的焊接中来,以光纤激光为热源,以光束的不断搅拌和工件的直线进给运动实现了激光搅拌焊接。分析了激光搅拌焊接工艺参数对接头连接强度的影响,建立了CFRTP/铝合金激光搅拌焊接的有限元模型,并对焊接温度场进行了仿真,对激光搅拌焊接减小铝合金焊接缺陷的机理进行了分析。本研究结果可为提高CFRTP/铝合金激光接头的连接质量提供一定的理论和工艺基础。

2 实验设计

待焊接材料选用7075-T6铝合金,尺寸为50 mm×25 mm×1.5 mm。为提高铝合金对激光的吸收率,实验前,使用马克笔对铝合金待焊区域进行黑化预处理,并使用紫外分光光度计进行测试,黑化预处理后的铝合金对1064 nm光的反射率为19%。CFRTP试样的尺寸为50 mm×25 mm×2 mm,该复合材料是由聚酰胺PA和碳纤维T700胶合后经挤压和拉拔而成,其基体为PA树脂,增强相为T700连续纤维,复合材料中PA树脂的体积分数约为50%。另外,为增大焊接时熔化的树脂量,提高接头的强度,在CFRTP与铝合金之间添加了80 μm厚的PA层。7075-T6铝合金的熔点为477~638 ℃^[10],这里假设为480 ℃。7075-T6的其他热物理性能是随温度变化的,如表1所示。PA和T700的热物理参数如表2所示。

焊接实验在光纤激光焊接系统上进行,激光搅拌焊接路径通过扫描振镜和工件台直线进给共同完成,焊接速度通过工作台的移动速度控制,搅拌焊接时的激光扫描速度、振幅、频率等通过扫描振镜控制。焊接过程中激光的离焦量为0,气动工装的夹具压力为0.5 MPa。此外,为了减小焊接时焊缝的氧化,采用侧吹氩气保护气的方式,氩气的纯度为99.999%,气体流量为8~10 L/min。图1为激光搅拌焊接系统示意图。

图2为CFRTP/铝合金激光搅拌焊接原理示意图,激光束不断搅拌,配合工件随夹具沿焊接方向直线进给,铝合金上表面的热量以热传导的方式向CFRTP传递,并使树脂层熔化,同时在夹具压力的作用下,实现CFRTP/铝合金的激光搅拌焊接。

图 1. 激光搅拌焊接系统示意图

Fig. 1. Schematic of laser stir welding system

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图 2. CFRTP/铝合金激光搅拌焊接原理示意图

Fig. 2. Schematic of laser stir welding of CFRTP/aluminum alloy

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采用激光共聚焦显微镜对焊缝熔深、熔宽进行观察和测量。为探索激光搅拌焊接参数对接头连接强度的影响规律,采用万能试验机在室温下对试样进行拉伸测试,拉伸速度为0.5 mm/min,测量3次取平均值,以确保数据可靠性。为了便于装夹,对拉伸试样两端补上相应的垫片,如图3所示,垫片1为铝合金板,垫片2为CFRTP板。另外,为避免机械切割对CFRTP/铝合金连接强度的影响,并未在焊接样件进行标准试样的加工,而是用焊接样件直接进行拉伸测试。

图 3. 拉伸试样示意图

Fig. 3. Schematic of tensile specimen

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3 实验结果及分析

3.1 激光搅拌焊接与激光直线焊接的力学性能和缺陷比较

在相同的激光热输入(功率为180 W,焊接速度为3 mm/s)和保护气氛下,对CFRTP/铝合金激光搅拌焊接及激光直线焊接接头的连接强度以及铝合金的热损伤进行对比分析。对比后发现,采用激光直线焊接时,接头的连接强度为0.938 kN,而激光搅拌焊接(振幅为0.5 mm、频率为20 Hz)得到的接头的连接强度可达3.053 kN,是直线焊接的3.25倍,如图4(a)所示。图4(b)给出了CFRTP/铝合金拉伸破坏后的断面,可以看出,铝合金表面黏附了大量的碳纤维和PA树脂材料, CFRTP表面的树脂基体和大量纤维从基体中剥离,黏附在铝合金表面,说明CFRTP与铝合金的连接强度已经超过了CFRTP层间结合强度。另外,激光搅拌焊接过程对连接部位的均匀加热,使整个焊缝上温度分布均匀,焊缝形貌规则,PA树脂熔化充分,CFRTP与铝合金连接充分,因此强度也得到进一步提升。

另外,在激光直线焊接过程中,存在着大量飞溅,焊缝截面形貌呈 “V”形,铝合金焊缝内部有大量的气孔,如图5(a)所示,这将严重影响到接头的疲劳寿命。而激光搅拌焊接的焊缝截面形貌呈喇叭形,焊缝内部的气孔缺陷显著减少,如图5(b)所示,这是因为激光光束的搅拌在熔池内产生了较大的温度梯度,从而影响到熔池的表面张力及匙孔中的蒸气压力。同时,在激光搅拌焊接过程中,光束的搅拌可对已凝固的金属起到重熔作用^[11],进而使铝合金内部的气泡上浮,气孔数量得以减少。

图 4. 不同焊接方式下得到CFRTP/铝合金焊接接头的连接强度及拉伸断裂形貌。(a)连接强度;(b)拉伸断裂形貌

Fig. 4. Jointing strength and tensile-fracture morphology of welded joints of CFRTP/aluminum alloy from different laser welding methods. (a) Jointing strength; (b) tensile-fracture morphology

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图 5. 不同焊接方式下得到的CFRTP/铝合金焊缝的截面形貌。(a)激光直线焊接;(b)激光搅拌焊接

Fig. 5. Section morphologies of welded joints of CFRTP/Al alloy from different laser welding methods. (a) Laser linear welding; (b) laser stir welding

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从以上实验可以看出,采用激光搅拌焊接可以显著提升CFRTP/铝合金接头的连接强度,同时可以有效减少铝合金基体中的气孔缺陷。与传统的激光直线焊接相比,激光搅拌焊接在CFRTP/铝合金的连接上具有显著优势。

3.2 焊接参数对接头连接强度的影响

为了进一步研究激光搅拌焊工艺参数对 CFRTP/铝合金异质接头连接强度的影响规律,对不同激光功率、焊接速度、搅拌振幅和搅拌频率下得到的接头的连接强度进行分析。图6(a)给出了在搅拌振幅为2 mm、搅拌频率为20 Hz、焊接速度为3 mm/s的条件下得到的接头的连接强度随激光功率的变化曲线,可以看出,在120~180 W之间,接头连接强度随激光功率的增加而增大。这是因为功率的增加导致热输入增加,CFRTP与铝合金之间的树脂熔化量增加,故而连接强度随之增加。图6(b)给出了在激光功率为180 W、搅拌振幅为2 mm、搅拌频率为20 Hz的条件下得到的接头的连接强度随焊接速度的变化曲线,可以看出,当焊接速度在2.0~5.0 mm/s范围内,接头连接强度随焊接速度的增加而减小,这是因为焊接速度较快时,焊接热输入过小,导致界面树脂熔化量减少,从而导致界面连接强度下降。图6(c)给出了在激光功率为180 W、搅拌频率为20 Hz、焊接速度为3 mm/s条件下得到的接头的连接强度随搅拌振幅的变化曲线,可以看出:当搅拌振幅为0 mm时,即激光直线焊接时,连接强度最小,仅为0.938 kN;当搅拌振幅在1~4 mm之间时,随着搅拌振幅增大,连接强度有微弱的下降趋势。这是因为搅拌振幅的增加将增大加热面积,从而减小单位面积上的热输入,影响树脂的熔化量。图6(d)给出了在激光功率为170 W、搅拌振幅为2 mm、焊接速度为3 mm/s条件下得到的接头的连接强度随搅拌频率的变化曲线,可以看出:当搅拌频率为10~30 Hz时,接头连接强度较为稳定,在2.433~2.550 kN范围内浮动;当搅拌频率为40~80 Hz时,接头连接强度随频率增加而显著降低。这是因为过高的搅拌频率会导致焊件的热累积过小,传递到CFRTP表面的热量过少,界面树脂的熔化量减少,从而导致接头的连接强度有所下降。

图 6. 焊接参数对接头连接强度的影响。(a)激光功率;(b)焊接速度;(c)搅拌振幅;(d)搅拌频率

Fig. 6. Effects of welding parameters on joint strength of welded joint. (a) Laser power; (b) welding speed; (c) stir amplitude; (d) stir frequency

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4 数值模拟分析

通过实验研究可以发现,激光搅拌焊接在保障CFRTP/铝合金连接强度的同时,可以有效减小铝合金焊缝中的气孔缺陷。为了进一步明确CFRTP/铝合金激光搅拌焊接热损伤减小的机理,建立了激光搅拌焊接热源模型以及CFRTP/铝合金激光搅拌焊接的有限元模型,并对焊接过程进行了数值仿真与分析。

4.1 CFRTP/铝合金激光搅拌焊接热源模型及有限元模型

从CFRTP/铝合金激光搅拌焊接的原理图(图2)可以看出,焊接过程是由工件地平移和激光束的周期性圆周运动共同实现的,最终在工件上形成了类似旋轮线的曲线。对曲线进行拟合后可得^[12]

x(t)=x0+v·t+a·cos(2π·f·t+ϕ)y(t)=y0+a·sin(2π·f·t+ϕ),(1)

式中:v为焊接速度;a为激光光束的搅拌振幅;f为激光光束的搅拌频率;ϕ为相位角;x为焊接主方向上的坐标;y为垂直于焊接主方向的坐标;t为时间;x₀为焊接主方向的初始坐标;y₀为垂直于焊接主方向的初始坐标。

在热传导模型方面,热源模型选用高斯分布的面热源模型^[13-14]。模拟实验是一个旋转热源直线进给的过程,即

q(x,y,z,v,t)=m(1-R)pπr2exp-m[x0+a·cos(2π·f·t)-v·t]2+[y0+a·sin(2π·f·t)]2r2T(x,y,z,0)=T0-k∂T∂n=q(x,y,z,t)-k∂T∂n=hc(T-T0),(2)

式中:q为热流密度;m为热流集中程度系数,这里取m=1;p为激光输出功率;R为材料对激光的反射率,这里取R=19%;r为激光的有效作用半径; T为温度,焊接初始时刻取环境温度T₀=20 ℃;k为热导率;h_c为对流换热系数; ∂T∂n为沿向的温度梯度,负号表示热量流向温度降低的方向。

在模拟分析中,采用Solid70热分析单元。为了提高计算效率,只取焊缝的一半进行计算分析。另外,焊缝处的温度梯度较大,对焊缝区域采用加密网格,网格划分如图7所示。

图 7. 有限元模型

Fig. 7. Finite element model

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铝合金尺寸为25 mm×10 mm×1.5 mm,CFRTP尺寸为25 mm×10 mm×2 mm,CFRTP模型由树脂层和碳纤维层依次交替构成,最上层为PA树脂层,厚度为280 μm。

4.2 温度场的基本特征及分析

利用有限元软件对CFRTP/铝合金激光搅拌焊接过程进行仿真计算。焊接过程中,由于激光束做周期性圆周运动,因此温度场表现为周期性变化。图8给出了激光功率为180 W、焊接速度为3 mm/s、振幅为1 mm、频率为20 Hz时,一个周期T₁内铝合金表面的温度云图,其中1 mm为某时刻热源中心距离初始位置的长度。

图 8. 激光搅拌焊接过程中一个周期内的温度云图 。(a) t=0;(b) t=T1/4;(c) t=T1/2;(d) t=3T1/4;(e) t=T1

Fig. 8. Temperature cloud diagrams in one period of laser stir welding. (a) t=0; (b) t=T1/4; (c) t=T1/2; (d) t=3T1/4; (e) t=T1

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为了进一步分析激光搅拌焊接时铝合金表面的温度变化情况,在焊缝中心宽度方向上选取A、B、C、D、E五个节点,如图9(a)所示,相邻两点的间隔为5 mm。各点的热循环曲线如图9(b)~(c)所示,可以看出,此温度场有以下几个基本特征:1)温度的最高值从A点到E点逐渐增大,在E点温度达到最高值(此时t=7.925 s),这是由焊接过程中激光输入热累积导致的,激光束离开工件停止加热后(t=9 s),各点的温度逐渐趋于一致。2)在同一点上,温度出现了一小一大两个峰值,这是由于激光搅拌焊接过程中激光束两次直接照射到该点上的缘故,第一次直接照射是激光束在圆周运动的前沿,第二次直接照射是在激光束在圆周运动的后沿。由于热累积效应,A、B、C、D点的第二次温度峰值略高于第一次温度峰值,但E点的第二次温度峰值低于第一次的温度峰值,这是因为该点靠近工件边沿,激光束远离该点时,热输入量小于热散失量,从而导致第二次温度峰值降低。3)同一点温度呈非等幅振荡式变化,当旋转热源靠近该点时,该点的温度以非等幅振荡形式渐进升高,在旋转热源第一次到达该点时,达到第一个较小的温度峰值,当旋转热源第二次到达该点时,出现第二个温度峰值,即该点温度的最高值。随着旋转热源继续直线进给移动,该点温度以非等幅振荡形式缓慢下降。

在焊接过程中,移动热源的局部集中热输入易造成不均匀的温度场,温度场的急速改变是导致出现诸多焊接问题的原因之一^[15]。从仿真分析结果可以看出,在激光搅拌焊接过程中,熔池的温度分布和温度梯度随着旋转热源位置的不断改变而不断变化。在激光搅拌焊接过程,由于光束的搅拌速度快,热源旋转速度快、幅度大^[16],焊接热输入较为分散,没有出现激光直线焊接时明显的急冷急热,温度以折线振荡的形式渐进上升或缓慢下降,这可能是激光搅拌焊接能够减少焊接缺陷的原因之一。同时,激光搅拌焊接时激光束的高速旋转也会导致熔池快速旋转流动,这有利于气泡的上浮,从而减小焊缝的气孔率。

图 9. 焊缝中心线上节点的选取示意图以及温度随时间的变化。(a)节点选取示意图;(b)各点温度随时间的变化;(c) a点温度随时间的变化

Fig. 9. Schematic of node selection on center line of welded joint and temperature as function of time. (a) Schematic of node selection;(b) temperature as function of time at different nodes; (c) temperature of point 5 as function of time

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4.3 模拟结果与实验结果的对比

为了进一步验证理论计算的准确性,将仿真结果与实验结果进行对比分析。由于焊接过程中温度

场的直接测量存在一定难度,因此选择铝合金表面焊缝的熔宽和熔深进行比较。在数值模拟中,熔深W_d和熔宽W_a的定义方法如图10所示,在深度方向上,温度大于480 ℃的熔体的深度定义为熔深W_d。同时可以发现,CFRTP表面温度大于PA的熔化温度253 ℃,这说明填充树脂和CFRTP表面树脂基体已经完全熔化,CFRTP与铝合金形成了良好的连接。在铝合金表面垂直于焊缝方向上,温度高于铝合金熔化温度的熔体宽度定义为熔宽W_a。图11为铝合金焊缝的剖面图,通过激光共聚焦显微镜可以测出焊缝的熔深W_d和熔宽W_a。图12给出了模拟计算得到的熔深W_d、熔宽W_a与实际焊缝熔深、熔宽的对比,可以看出,模拟计算得到的熔宽、熔深与测量得到的实际焊缝熔深、熔宽的变化趋势较为一致,误差在9.87%以内,说明数值模拟可在一定程度上反映实际焊接的物理过程。

图 10. 数值模拟中熔深和熔宽的定义。(a)熔深Wd;(b)熔宽Wa

Fig. 10. Definitions of weld depth and weld width in numerical simulation. (a) Weld depth Wd; (b) weld width Wa

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图 11. 熔深Wd和熔宽Wa的实际测量

Fig. 11. Experimental measurement of weld depth Wd and weld width Wa

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图 12. 模拟与实验结果的对比。(a)熔深Wd;(b)熔宽Wa

Fig. 12. Comparison between simulated and experimental results. (a) Weld depth Wd; (b) weld width Wa

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5 结论

为减少CFRTP/铝合金激光焊接时铝合金基体中的气孔缺陷,引入激光搅拌焊接技术,并从工艺实验和数值仿真两方面对该焊接方法进行对比研究。在热输入相同的情况下,激光搅拌焊接比激光直线焊接获得了更高的连接强度,而且可以显著减少铝合金基体中的气孔缺陷;通过改变激光搅拌焊接的关键工艺参数,如搅拌振幅、搅拌频率、激光功率、焊接速度等,可以实现焊缝深宽比及连接强度的控制。模拟计算得到的铝合金焊缝的熔深、熔宽与实际测量值的误差小于9.87%,说明了激光搅拌焊接热源模型以及CFRTP/铝合金激光搅拌焊接有限元模型的合理性。