ZK60鎂合金的CO2激光焊接工藝研究

謝麗初，陳振華，俞照輝

(1. 邵陽(yáng)學(xué)院 機(jī)械與能源工程系，湖南 邵陽(yáng)，422000；2. 湖南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410082)

隨著環(huán)境和能源問題越來越突出，世界各國(guó)都提出“綠色制造”概念，即考慮環(huán)境影響和資源消耗的現(xiàn)代制造模式[1?2]。鎂合金具有較高的比強(qiáng)度和比剛度、回收性能好、無(wú)污染和資源豐富等特點(diǎn)，已成為材料研究和應(yīng)用的一大熱門，被廣泛地應(yīng)用于航空航天、汽車、電訊等領(lǐng)域[3?4]。與常用的 AZ(Mg-Al-Zn)和AM(Mg-Al-Mn)系鎂合金相比，ZK(Mg-Zn-Zr)系鎂合金具有更高的強(qiáng)度、優(yōu)異的抗應(yīng)力腐蝕開裂性能及可熱處理強(qiáng)化等優(yōu)點(diǎn)，廣泛地應(yīng)用于制造質(zhì)量輕、強(qiáng)度高的航空零部件，如飛機(jī)的翼肋、直升飛機(jī)的齒輪箱等[5]。其中最典型的 ZK60鎂合金不但在熱加工態(tài)下具有較高的塑性，而且在室溫下的力學(xué)性能也很高，擠壓的ZK60鎂合金經(jīng)過實(shí)效后，室溫強(qiáng)度是常規(guī)商用變形鎂合金中最高的。因此，ZK60鎂合金可以成為發(fā)展高強(qiáng)度鎂合金很有潛力的一種基礎(chǔ)合金[6]。但是，該系合金中的主要強(qiáng)化元素是Zn，隨著Zn含量的增加，結(jié)晶溫度區(qū)間變寬，熱裂傾向增大，焊接性能變差[7]。由于傳統(tǒng)的電弧焊方法[8?9]具有較高的熱輸入，焊接接頭性能較差，同時(shí)，導(dǎo)致較大的焊接變形和較高的殘余應(yīng)力，難以對(duì)ZK60鎂合金實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定連接。激光焊接作為一種先進(jìn)的連接技術(shù)，具有速度快、線能量輸入低、焊后變形小、接頭強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)[10?15]，成為焊接ZK60鎂合金的優(yōu)選方法。目前，鎂合金激光焊接技術(shù)的研究還處于起步階段，對(duì)鎂合金的激光焊接研究主要集中在鎂合金的連續(xù)CO2激光焊接和脈沖YAG激光焊接領(lǐng)域，焊接的材料也多集中在AZ與AM系列，對(duì)ZK系列鎂合金焊接的研究較少。在此，本文作者采用連續(xù)CO2激光焊接設(shè)備對(duì)高強(qiáng)度ZK60鎂合金薄板進(jìn)行焊接，并對(duì)焊接工藝參數(shù)(激光功率、焊接速度)對(duì)ZK60鎂合金激光焊接接頭的成形性能、顯微組織及力學(xué)性能進(jìn)行研究。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用經(jīng)擠壓、軋制加工而成的ZK60鎂合金薄板，厚度為2 mm，其抗拉強(qiáng)度為355 MPa，伸長(zhǎng)率為9.6%。其化學(xué)成分見表1。采用剪板機(jī)將板材剪成長(zhǎng)×寬為120 mm×50 mm的長(zhǎng)方形試樣，然后，用刨床刨平端面，再用鋼絲刷去除其表面的氧化層。焊前采用丙酮清洗以去除表面的油脂，干燥后分別用砂布和鋼刷去除氧化膜。用99.99%的高純氬氣作為焊接保護(hù)氣體。

表1 ZK60鎂合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of ZK60 magnesium alloy%

焊接設(shè)備采用GS?TFL?5KW型高功率橫流CO2激光器，激光束連續(xù)輸出。焊接時(shí)采用對(duì)接方式，不加填充金屬，雙面氬氣保護(hù)，單面焊雙面成形。為防止焊接變形，焊件兩端采用夾具固定。在試驗(yàn)過程中主要研究激光功率和焊接速度變化對(duì)ZK60鎂合金焊接質(zhì)量的影響，具體工藝參數(shù)如表2所示。焊接試驗(yàn)后，采用線切割對(duì)焊件進(jìn)行切割并打磨，去除表面的凹坑及背面的余高，隨后利用WDW?E200的微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)焊接接頭進(jìn)行拉伸，取各參數(shù)條件下3個(gè)試樣的測(cè)試平均值作為該狀態(tài)下的強(qiáng)度，再在 JSM?5610掃描電鏡上觀察其斷口形貌，在 Leitz MM?6金相顯微鏡上觀察微觀組織。

表2 ZK60鎂合金激光焊接試驗(yàn)的工藝參數(shù)Table 2 Process parameters of ZK60 magnesium alloy in laser welding

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊縫成型特點(diǎn)

ZK60鎂合金激光焊接典型的焊縫表面形貌如圖1所示。從圖1可見，在合適的工藝條件下，ZK60鎂合金試樣完全被焊透，焊縫正面的寬度約為2.0 mm，而背面的寬度為1.5 mm左右。由于激光高能量密度及ZK60鎂合金相對(duì)較低的熔點(diǎn)(341 ℃)，使焊縫的正面出現(xiàn)了凹陷的揮發(fā)坑。但焊縫的背面成形美觀，魚鱗紋均連續(xù)均勻，無(wú)明顯的氣孔、裂紋及未熔合等表面缺陷存在。

圖1 ZK60鎂合金激光焊接的典型焊縫形貌Fig.1 Typical weld appearance of laser welded ZK60 magnesium alloys

2.2 工藝參數(shù)對(duì)焊接質(zhì)量的影響

2.2.1 焊縫宏觀成形

圖2 激光功率對(duì)焊縫成形的影響Fig.2 Effects of laser power on weld shaping

激光功率是影響焊接接頭質(zhì)量的重要因素。圖 2所示為不同激光功率條件下的ZK60鎂合金焊接接頭宏觀形貌。從圖2可以看出：焊縫熔深和熔寬隨激光功率的增加而增大。圖2(a)中試件A沒有完全熔透，說明激光功率太低，無(wú)法獲得使焊接界面處金屬完全熔化所需的熱量，難以形成穩(wěn)定的焊縫，并有一定的錯(cuò)邊。圖2(c)中試件C焊縫熔寬最大。這是因?yàn)榧す夤β试龃?，熱輸入增加，使得熔化的金屬量增加，熔寬也就相?yīng)增大；另外，在焊縫的上表面出現(xiàn)了一定凹陷。究其原因，一方面是鎂合金表面張力小，在高功率激光的沖擊過程中，易造成氣化物和熔化物的拋出；另一方面是合金成分對(duì)下塌量的影響也較大，合金中的低熔點(diǎn)元素Mg和Zn在激光高能束的作用下很快達(dá)到沸點(diǎn)而蒸發(fā)，形成金屬蒸汽，金屬蒸汽快速蒸發(fā)對(duì)熔池產(chǎn)生很大的反作用力，使得熔池產(chǎn)生爆炸性飛濺，也會(huì)導(dǎo)致焊縫下塌；同時(shí)，產(chǎn)生的飛濺易造成反射聚焦鏡污染，再加上過高的激光功率也容易使透鏡過熱變形，焦點(diǎn)隨之改變，從而造成焊接過程的不穩(wěn)定。

在激光功率一定的條件下，焊接速度是影響焊縫熔池形狀及焊接質(zhì)量的重要因素之一。焊接速度不同，則熔池中心及邊緣溫度梯度、熔池形狀不同。圖3所示為焊接速度對(duì)焊縫成形的影響。從圖3可以看出：試件E的焊縫熔寬明顯大于試件D的焊縫熔寬，且它們都大于圖2中試件B的焊縫熔寬。說明在一定的激光功率下，隨著焊接速度的減小，焊接熱輸入增加，熔池體積增大，焊縫的熔寬明顯增加。這是因?yàn)殡S著焊接速度的變小，熔池流動(dòng)方式和尺寸將會(huì)改變，低速下熔池大而寬，且容易產(chǎn)生下塌(如圖 3(b)所示)，此時(shí)，熔化金屬的含量較大，金屬熔池的重力太大，表面張力難以維持處于焊縫中的熔池，而從焊縫中間滴落或下沉，在表面形成凹坑；同時(shí)，焊接速度減小，會(huì)使單位長(zhǎng)度的熱輸入增加，導(dǎo)致熔化金屬增多，接頭尺寸增大；同時(shí)，小孔區(qū)的溫度上升，小孔內(nèi)的金屬蒸汽壓力增加導(dǎo)致小孔尺寸增大，對(duì)激光的吸收也增加，因此，熔寬也就相應(yīng)增大。高速焊接時(shí)，匙孔尾部原朝向焊縫中心強(qiáng)烈流動(dòng)的液態(tài)金屬由于來不及重新分布，便在焊縫兩側(cè)凝固，形成咬邊缺陷[16]，如圖 2(b)所示?？梢姡汉附铀俣葘?duì)焊縫熔寬有顯著的影響。

圖3 焊接速度對(duì)焊縫成形的影響Fig.3 Effects of welding speed on weld shaping

2.2.2 接頭微觀組織

圖4所示為ZK60鎂合金母材的微觀組織。由圖4看出：母材的晶粒呈典型六角晶，晶界均為大角度晶界，無(wú)明顯的變形孿晶，為典型的經(jīng)軋制成形后進(jìn)行完全的退火再結(jié)晶組織。

圖4 ZK60鎂合金母材的微觀組織Fig.4 Microstructure of base metal of ZK60 magnesium alloys

為了更好地對(duì)比焊接工藝參數(shù)對(duì)ZK60鎂合金焊接接頭顯微組織的影響，金相照片均取自于焊縫上表面以下1 mm的焊縫中心區(qū)域。圖5所示為激光功率對(duì)焊縫中心觀組織的影響。從圖5可以看出：當(dāng)焊接速度一定時(shí)，隨著激光功率的增大，焊縫中組織晶粒逐漸長(zhǎng)大；當(dāng)激光功率較小時(shí)，加熱到高溫的區(qū)域減小，在高溫的停留時(shí)間短，熔池的冷卻速度很大，使晶粒細(xì)化，形成細(xì)小的等軸晶(如圖5(a)所示)；當(dāng)激光功率較大時(shí)，因熱輸入量增加，在高溫的停留時(shí)間增長(zhǎng)，熔池的冷卻速度減小，隨著凝固過程的進(jìn)行，溶質(zhì)在界面附近富集，導(dǎo)致成分過冷的出現(xiàn)，同時(shí)，溫度梯度也隨著凝固過程的進(jìn)行而變小，形成了比較大的等軸晶(如圖5(c)所示)；當(dāng)激光功率介于以上兩者之間時(shí)，冷卻速度和溫度梯度的變化相對(duì)比較平穩(wěn)并形成均勻的等軸晶，其晶粒粒徑介于試件A和試件C的之間(如圖 5(b)所示)。

圖6所示為焊接速度對(duì)接頭微觀組織的影響。從圖6可見：在激光功率不變的情況下，增大焊接速度，焊縫區(qū)晶粒尺寸減小。這是因?yàn)樘岣吆附铀俣葘?huì)使熔池中心的溫度梯度下降，成分過冷增大，晶粒成長(zhǎng)的平均線速度(即結(jié)晶速度)也增大，結(jié)晶加快；又因激光能量高，鎂合金導(dǎo)熱系數(shù)高，致使焊接接頭處的溫度梯度很大，同時(shí)，晶粒細(xì)化元素限制了晶粒長(zhǎng)大，因此，快速焊接時(shí)，在焊縫中心往往會(huì)出現(xiàn)細(xì)小均勻的等軸晶(如圖 5(b)所示)；而低速焊接時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)輸入熔池的能量較多即熱輸入增加，冷卻速度減慢，焊縫中出現(xiàn)的等軸晶較大(如圖6(b)所示)；當(dāng)焊接速度居中時(shí)，在焊接接頭中出現(xiàn)了較細(xì)的等軸晶(如圖6(a)所示)。由于激光焊能量密度高，焊接速度大，因此，焊縫中心的晶粒較細(xì)。

圖6 焊接速度對(duì)焊接接頭微觀組織的影響Fig.6 Effects of welding speed on microstructure of weld joint

2.3 拉伸試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)不同工藝參數(shù)下形成的焊接接頭進(jìn)行了抗拉強(qiáng)度的測(cè)量，試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。在拉伸試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)：在拉應(yīng)力作用下，試樣都是在焊縫處被拉斷。從表 3可見：在激光功率為1 kW，保護(hù)氣體氬氣流量為15 L/min，焊接速度為3 m/min的條件下，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度最高，可達(dá)284.2 MPa，為母材強(qiáng)度的80.4%。圖7所示為焊接接頭拉伸斷口的SEM形貌。斷裂發(fā)生在焊縫區(qū)，顯示為混合斷口形式，焊縫處沒有明顯的頸縮。從圖 7(a)可以看到：激光焊接件焊縫表面呈現(xiàn)脆性斷裂的特征，斷裂時(shí)產(chǎn)生解理面；焊縫中心位置呈現(xiàn)斷裂特征，分布有大量韌窩，表現(xiàn)出韌性斷裂特征，也有部分脆性斷裂，但以韌性斷裂為主。由圖7(b)可知：斷口表面有一些孔洞存在，它將成為接頭發(fā)生斷裂的裂紋源。因?yàn)闅湓谌芙膺^程中溶解度急劇減小，焊縫冷卻后有一部分氫來不及逸出而形成氣孔，所以，焊前必須清除接頭端面處的油污和氧化膜并加強(qiáng)對(duì)熔池的保護(hù)，采用干燥的氬氣加強(qiáng)對(duì)激光熔池的保護(hù)，并控制好氬氣的流量。實(shí)驗(yàn)證明：焊前對(duì)鎂合金板材進(jìn)行徹底清洗和加強(qiáng)保護(hù)氣氛能有效地減少焊縫氣孔。

表3 ZK60鎂合金激光焊接接頭的抗拉強(qiáng)度Table 3 Joint ultimate tensile strength of ZK60 magnesium alloy in laser welding MPa

圖7 斷口形貌的掃描電鏡照片F(xiàn)ig.7 SEM images of fracture surface

3 結(jié)論

(1) 利用CO2激光焊接系統(tǒng)焊接的ZK60鎂合金接頭變形小，正、反面寬度均小于 2 mm。焊縫截面呈深酒杯狀，為典型的深熔焊接頭。

(2) 激光功率和焊接速度是影響焊縫成形和接頭微觀組織的2個(gè)主要工藝參數(shù)。激光功率增加，焊接速度減小導(dǎo)致熱輸入量大，焊縫熔深和熔寬增大；焊縫中的晶粒尺寸隨著激光功率的增大而增大，隨焊接速度的變小而增大。合適的焊接工藝參數(shù)有利于焊縫獲得細(xì)小的等軸晶組織。

(3) 激光功率與焊接速度對(duì)鎂合金板材焊接接頭的力學(xué)性能有很大的影響。當(dāng)激光功率為1 kW，保護(hù)氣體氬氣流量為15 L/min，焊接速度為3 m/min時(shí)，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度可達(dá)到母材強(qiáng)度的 80.4%，斷口表面為混合斷裂。

[1] Friedrich H, Schumann S. Research for a “New Age of Magnesium” in the automotive industry[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001, 117(3): 276?281.

[2] Clow B B. Magnesium industry overview[J]. Advanced Mater &Proc, 1996(10): 33?36.

[3] 曾小勤, 王渠東, 呂宜振, 等. 鎂合金應(yīng)用新進(jìn)展[J]. 鑄造,1998(11): 39?43.ZENG Xiao-qing, WANG Qu-dong, Lü Yi-zhen, et al. The latest progress of magnesium alloy application[J]. Casting, 1998(11):39?43.

[4] 陳力禾, 趙慧杰. 鎂合金壓鑄及其在汽車工業(yè)中的應(yīng)用[J].鑄造, 1999(10): 45?57.CHEN Li-he, ZHAO Hui-jie. Magnesium die casting and its application in automobile industry[J]. Casting, 1999(10): 45?57.

[5] Avedesian M M, Baker H. Magnesium and magnesium alloys(ASM specialty handbook)[M]. Ohio: ASM Metals Park, 1999:30.

[6] 陳振華, 夏偉軍, 嚴(yán)紅革, 等. 變形鎂合金[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2005: 28.CHEN Zhen-hua, XIA Wei-jun, YAN Hong-ge, et al. Wrought magnesium alloy[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2005:28.

[7] Kearns W H. Welding handbook, Vol 4[M]. 7th ed. Florida:American Welding Society, 1982: 396.

[8] 苗玉剛, 劉黎明, 王繼鋒, 等. 鎂合金薄板TIG焊自適應(yīng)弧長(zhǎng)控制[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2003, 24(6): 33?36.MIAO Yu-gang, LIU Li-ming, WANG Ji-feng, et al. Adaptive arc length control for magnesium alloy sheets TIG welding[J].Transaction of the China Welding Institution, 2003, 24(6):33?36.

[9] Asahina T, Tokisue H, Katoh K. Solidification crack sensitivity of TIG welded AZ31 magnesium alloy[J]. Journal of the Japan Institute of Light Metal, 1999, 49(12): 595?599.

[10] Weisheit A, Galun R, Mordike B L. CO2laser beam welding of magnesium-based alloys[J]. Welding Journal, 1998, 77(4):148?154.

[11] Hirage H, Inoue T, KZKado S, et al. Effect of shielding gas and laser wave length in laser welding of magnesium alloy sheet[J].Quarterly Journal of the Japan Welding Society, 2001, 19(4):591?599.

[12] Barrallier L, Fabre A, Masse J E, et al. Residual stress measurements using neutron diffraction in magnesium alloy laser welded joints[J]. Material Science Forum, 2002, 404/407:399?404.

[13] 宋剛, 劉黎明, 王繼鋒, 等. 變形鎂合金 AZ31B 的激光焊接工藝研究[J]. 應(yīng)用激光, 2003, 23(6): 327?330.SONG Gang, LIU Li-ming, WANG Ji-feng, et al. Study of YAG laser welding process on wrought magnesium[J]. Applied Laser,2003, 23(6): 327?330.

[14] 王紅英, 李志軍. 焊接工藝參數(shù)對(duì)鎂合金 CO2激光焊焊縫表面成形的影響[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2006, 27(2): 64?68.WANG Hong-ying, LI Zhi-jun. Effect of welding parameters on CO2laser welding of magnesium alloys[J]. Transaction of the China Welding Institution, 2006, 27(2): 64?68.

[15] 全亞杰, 陳振華, 黎梅, 等. AM60變形鎂合金薄板激光焊接接頭的組織與性能[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2007, 17(4):525?529.QUAN Ya-jie, CHEN Zhen-hua, LI Mei, et al. Microstructure and properties of joint of wrought magnesium alloy AM60 plates welded by laser beam welding[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2007, 17(4): 525?529.

[16] 陳彥賓. 現(xiàn)代激光焊接技術(shù)[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2005:70?78.CHEN Yan-bin. Modern laser welding technology[M]. Beijing:Science Press, 2005: 70?78.