電流對鋁合金激光填絲焊接接頭組織及性能影響研究

摘要：

采用激光填絲焊接技術(shù)對3 mm厚的6061鋁合金進(jìn)行搭接疊焊，通過送絲系統(tǒng)對焊絲加入直流電流，研究加入電流后焊接接頭成形質(zhì)量及影響機(jī)制，分析焊接接頭顯微組織以及力學(xué)性能。結(jié)果表明，加入電流后，熔池內(nèi)產(chǎn)生電磁場，在洛倫茲力作用下形成熔體對流，形成電磁攪拌。隨著電流的增大，焊縫表面成形光滑，焊縫熔深增加；焊縫組織在電磁攪拌作用下，晶粒細(xì)化，析出Mg₂Si相；加入電流后熔池穩(wěn)定性增加，焊縫組織成分均勻化，焊縫區(qū)維氏硬度趨于穩(wěn)定；焊接接頭抗拉強(qiáng)度和塑性隨著電流的增大均提高。電流為150 A時(shí)，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度為304.68 MPa，伸長率為8.77%。

關(guān)鍵詞：激光填絲焊；電流；微觀組織；力學(xué)性能

中圖分類號：TG 456.7 " " " " " "文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Research on the effect of current on microstructure and

properties of aluminum alloy laser filled wire welded joint

LIU Fang， " " "XIAO Fei， " " "CAI Hai

（School of Materials and Chemistry， University of Shanghai for Science and Technology， Shanghai 200093， China）

Laser filled wire welding technology was used to lap weld 3 mm-thick 6061 aluminum alloy， a direct current was added to the welding wire through a wire feeding system， the forming quality of the welded joint after adding the current and its influence mechanism were studied， and the microstructure and mechanical properties of welded joints were analyzed. The results show that an electromagnetic field generates in the molten pool after adding current， and a molten convection forms under the action of Lorentz force， resulting in an electromagnetic stirring. With the increase of the current， the weld surface becomes smooth， and the weld penetration increases. The weld microstructure is refined under the action of electromagnetic stirring， and Mg₂Si phase precipitates. After adding current， the stability of the molten pool increases， the composition of the weld microstructure is homogenized， and thus the Vickers hardness values of the weld zone tends to be stable. The tensile strength and plasticity of welded joint increase with the increase of current. When the current is 150 A， the tensile strength of the welded joint is 304.68 MPa， and the elongation is 8.77%.

Keywords： laser filled wire welded; current; microstructure; mechanical properties

激光填絲焊"電流"微觀組織"力學(xué)性能"laser filled wire welded"current"microstructure"mechanical properties"國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（52371070）

隨著新能源汽車的發(fā)展，汽車結(jié)構(gòu)輕量化是其節(jié)約能源的手段之一^[1]。輕金屬6系鋁合金屬于熱處理可強(qiáng)化鋁合金，具有較高的強(qiáng)度、較好的力學(xué)性能，可用于車身系統(tǒng)部件、電池托盤等方面^[2-3]。新能源汽車電池托盤個(gè)性化程度高，采用傳統(tǒng)電弧焊焊接時(shí)，焊縫區(qū)易產(chǎn)生氣孔、裂紋等焊接缺陷，且焊接效率過低^[4-5]。鋁合金激光焊作為高效的輕量化焊接工藝被廣泛應(yīng)用于汽車制造行業(yè)^[6-7]。

激光熱絲焊接通過電阻熱預(yù)熱焊絲，降低了送絲精度要求，提高了焊絲熔化效率^[8]。Kadoi等^[9]將熱絲系統(tǒng)與激光焊接相結(jié)合，焊接過程穩(wěn)定且焊接質(zhì)量較好。Zheng等^[10]建立焊絲溫度場的瞬態(tài)熱傳導(dǎo)模型。利用焊絲溫度場的數(shù)值模擬來預(yù)測激光熱絲焊接中不同焊接參數(shù)下的焊絲轉(zhuǎn)移穩(wěn)定性。Li等^[11]采用激光熱絲焊工藝焊接7075高強(qiáng)鋁合金，結(jié)果表明不同加熱溫度下焊縫質(zhì)量不同；且不同焊接參數(shù)下加熱溫度存在一個(gè)較佳范圍。Mathieu等^[12]采用熱絲焊和冷絲焊對比實(shí)驗(yàn)表明：加大熱絲電流能夠提高送絲速度和焊接效率，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度更高。Phaoniam等^[13]研究發(fā)現(xiàn)，在較佳的焊接條件下，熱絲激光焊接能夠以極低的母材變形率產(chǎn)生完整的焊縫熔敷。

本文選用6061-T6鋁合金激光熱絲焊增加焊絲的熔覆效率和熔池的穩(wěn)定性，研究電流對焊縫組織和力學(xué)性能影響，進(jìn)一步分析電流對6061鋁合金激光熱絲焊接頭成形質(zhì)量的影響機(jī)制。

1 " "實(shí)驗(yàn)方法

1.1 " "實(shí)驗(yàn)材料及設(shè)備

實(shí)驗(yàn)選用6061-T6鋁合金覆膜鋁板為母材，規(guī)格尺寸為150 mm×50 mm×3 mm，選用ER4047鋁合金焊絲，焊絲直徑為1.2 mm。6061-T6鋁合金和ER4047鋁合金焊絲的化學(xué)成分見表1。

激光熱絲焊設(shè)備示意圖如圖1。實(shí)驗(yàn)設(shè)備為額定功率6 kW的nLight-6000型光纖激光器；Scansonic公司生產(chǎn)的ALO3型激光頭，波長范圍在900～1 080 nm；KUKA KR210型機(jī)器人，F(xiàn)ronius公司生產(chǎn)的TransPuls Synergic 5000 CMT焊機(jī)，送絲機(jī)同為Fronius公司生產(chǎn)的VR1500機(jī)器人送絲系統(tǒng)。激光器的光斑為圓形，光纖芯徑為100 μm。采用純氬氣作為保護(hù)氣體，氣流量為10 L/min。試板采用搭接疊焊形式，前置送絲。焊接速度、激光功率等工藝參數(shù)如表2所示。

1.2"接頭顯微組織和力學(xué)性能分析

利用線切割機(jī)截取焊縫區(qū)域橫截面15 mm×10 mm的樣品，經(jīng)過金相砂紙與拋光劑對試樣打磨拋光至鏡面后，放入無水乙醇溶液中超聲清洗。采用1%HF+1.5%HCl+2.5%HNO₃+95%H₂O的凱樂試劑進(jìn)行金相腐蝕（%表示體積分?jǐn)?shù)）。使用VHX-500F KEYENCE型數(shù)字金相顯微鏡觀察焊縫區(qū)域的微觀組織。使用掃描電子顯微鏡（scanning electron microscope，SEM）對焊接接頭的組織、析出相形貌進(jìn)行分析。

采用DHV-1000Z型顯微硬度計(jì)對焊接接頭進(jìn)行維氏硬度測試，加載載荷為0.98 N，保壓15 s，每個(gè)測試點(diǎn)的間隔為0.5 mm，分析焊接接頭各區(qū)域的維氏硬度特征。沿著垂直于焊縫的方向切取拉伸試樣，拉伸試樣的制備參考GBT228.1—2010標(biāo)準(zhǔn)。在Zwick/Roell Z050 kN萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為1 mm/min，最大試驗(yàn)力為50 kN，采用SEM觀察拉伸斷口形貌，分析焊接接頭不同部位拉伸斷口特征。拉伸試樣的尺寸示意圖如圖2所示。

2 " "結(jié)果與討論

2.1 " "焊縫表面質(zhì)量

表3為焊縫的宏觀形貌。從表3中可以看出，焊縫成形良好，無咬邊、氣孔、飛濺等缺陷。隨著電流的增大，焊縫表面趨向光滑。如圖3所示，在50～200 A電流作用下，焊縫熔寬減小，熔深和焊縫中間寬度增加。橫截面輪廓從“酒杯形狀”轉(zhuǎn)變?yōu)椤癡”形。這是因?yàn)殡S著電流的增大，單位時(shí)間產(chǎn)生了更多的電阻熱，從而焊絲溫度升高，焊絲將吸收較少的激光能量，更多的激光能量將用于熔化母材，從而導(dǎo)致焊縫熔深增大。

熔融金屬從熔池中心向熔池邊緣流動。在匙孔的前部和側(cè)面，熔融金屬層較薄，熔池尾部呈細(xì)長狀，如圖4所示。熔融金屬在靠近匙孔壁的區(qū)域向上流動，在熔池邊緣向下流動。在匙孔穿透方向形成渦流。加入電流后，熔池中電流密度分布不均勻?？拷附z尖端和匙孔前部的電流密度高于熔池底部和后部的電流密度。在洛倫茲力作用下熔融金屬流動到熔池底部，使得熔深增加。電流產(chǎn)生的電磁場抑制熔池流動速度^[14]，對流換熱受到抑制，熔池小孔尖端的向下流動變得更加強(qiáng)烈，而向熔池邊緣的熱傳遞減少。熔池底部積累更多熱量，導(dǎo)致熔池穿透力增加，從而增加熔池的熔深和中間寬度，并減小熔池的寬度，使得焊縫輪廓從“酒杯”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤癡”形。

2.2" 焊接接頭顯微組織

6061鋁合金焊接接頭金相圖如圖5所示。在圖5（a）中分別選取2個(gè)位置對焊縫組織進(jìn)行分析，即焊縫熱影響區(qū)和焊縫中心部位。從圖5（b）～圖5（f）中可以看出，熱影響區(qū)組織受到焊接熱循環(huán)的影響導(dǎo)致晶粒粗大，在熔合線附近區(qū)域組織沿溫度梯度向垂直于焊縫中心位置生長為柱狀晶組織，焊縫中心組織為典型的等軸晶組織。焊縫中心等軸晶粒組織細(xì)化且存在枝晶結(jié)構(gòu)，晶粒尺寸均勻。隨著電流的增大，較高的熱輸入增強(qiáng)了等軸晶粒的形成。焊縫熔合線熱影響區(qū)和焊縫晶粒內(nèi)部存在大量的黑色析出物。

不同焊縫區(qū)域的晶粒尺寸主要受溫度梯度和凝固速率共同作用的影響。其中，冷卻速率與冷卻溫度、溫度梯度、凝固速率和冷卻時(shí)間有如下關(guān)系：

焊接過程熱輸入越小則冷卻速率越高，凝固速率也越高，溫度梯度較低，晶粒尺寸越小^[15]。

電流會導(dǎo)致焊縫中心晶粒長大，同時(shí)也存在細(xì)化晶粒的作用。由于電流產(chǎn)生焦耳熱給熔池提供一個(gè)額外熱源，隨著電流的增大，焊縫熱輸入相應(yīng)增大，焊縫中心溫度升高，處于高溫的時(shí)間延長，冷卻速率低，晶粒有足夠時(shí)間長大，使其平均尺寸增大，晶粒粗化。而熔池中加入電流后，產(chǎn)生電磁場。圖4中，在電流和磁場的作用下，熔體受洛倫茲力的作用產(chǎn)生熔體對流^[16]，從而形成電磁攪拌^[17]，等軸枝晶被打碎，提供新的晶核，增加了熔體中的形核率，從而使晶粒細(xì)化^[18]。且對流加速了內(nèi)部熔體的降溫過程，降低了金屬熔體的溫度梯度，熱影響區(qū)和熔合區(qū)晶粒數(shù)量增多，枝晶間距減小，生長時(shí)間延長，晶粒平均尺寸減小，晶粒細(xì)化程度增加。因此，最終的焊縫組織是由這兩方面共同作用的結(jié)果。

對焊接接頭熔合線熱影響區(qū)和焊縫中心的組織進(jìn)行SEM觀察，如圖6（a）所示。圖中焊縫基體中分布著大量的析出相，這些析出相在晶界或晶內(nèi)分布不均勻。圖6（b）中，在熔合線附近可以清楚地觀察到析出相，而熱影響區(qū)析出相明顯偏少，析出相主要富集在晶界處，說明元素偏析在晶界處。從這些析出相的形貌可以發(fā)現(xiàn)，晶內(nèi)的析出相多為顆粒狀，而晶界處的析出相則明顯呈長條狀。對焊縫中心顯微組織進(jìn)行SEM觀察，如圖7（a）所示，可以看出，焊縫中心存在大量的析出相，對比焊縫熱影響區(qū)，析出相數(shù)量明顯增多；晶間主要分布的是長條狀析出相，見圖7（b）；晶內(nèi)則是顆粒狀析出相，見圖7（c）。Al-Mg-Si合金的析出相序列為Si、Mg原子簇—GP-Ⅰ區(qū)—GP-Ⅱ區(qū)/β″相—亞穩(wěn)β′相—平衡穩(wěn)定β相Mg₂Si^[19]。因此，焊接接頭析出相主要為Mg₂Si。

2.3 " "焊接接頭維氏硬度

觀察焊縫維氏硬度分布如圖8所示，硬度分布曲線呈“W”形，母材區(qū)硬度值最大，焊縫中心及熱影響區(qū)硬度相比于母材區(qū)明顯降低。且熱影響區(qū)硬度值最低，為母材的67 %左右，表明焊接接頭出現(xiàn)軟化現(xiàn)象。熱影響區(qū)硬度降低主要是由于圖6中熱影響區(qū)強(qiáng)化相的喪失和元素向晶界的偏析消除固溶強(qiáng)化。且加入電流后，焊縫中心區(qū)平均硬度較未加入電流時(shí)小。

對焊縫區(qū)維氏硬度做方差分析，如表4所示，不加入電流時(shí)焊縫區(qū)平均維氏硬度為61.65，加入電流后平均維氏硬度為59.93。加入電流后標(biāo)準(zhǔn)偏差值較未加入電流時(shí)小，維氏硬度標(biāo)準(zhǔn)偏差值在電流為100 A時(shí)最小。隨著電流的增大，焊縫中心區(qū)域成分逐漸均勻化^[20]，導(dǎo)致維氏硬度趨于穩(wěn)定。在表5中，電流為0、50、200 A多重對比時(shí)，F(xiàn)分別對應(yīng)的顯著性0.02、0.001均小于0.05，因此，0、50、200 A電流下的焊縫中心區(qū)域維氏硬度存在顯著差異。隨著電流的增大，焊絲提前熔化穩(wěn)定過渡到熔池中，焊縫的穩(wěn)定性增加，焊縫組織成分均勻化。電流為200 A時(shí)，電流過大，焊絲被提前熔化，在電磁收縮力作用下發(fā)生縮頸，形成滴狀過渡，進(jìn)而導(dǎo)致焊絲發(fā)生熔斷炸絲，對熔池穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響^[21-22]，導(dǎo)致焊縫區(qū)維氏硬度有明顯的變化。

2.4" "焊接接頭拉伸性能

不同的電流下焊接接頭的拉伸真實(shí)應(yīng)力?應(yīng)變曲線如圖9所示，隨著電流的增大，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度和伸長率均提高，如表6所示，其中，抗拉強(qiáng)度最大值為304.68 MPa，伸長率最大值為8.77%。焊接接頭的斷裂位置均位于熱影響區(qū)，隨著電流的加入，焊接接頭的塑性增強(qiáng)。

激光熱絲焊焊接接頭拉伸斷裂后，接頭呈較明顯塑性變形，對斷裂的焊接接頭斷口進(jìn)行SEM分析如圖所示，焊接接頭斷裂部位存在明顯的韌窩，焊縫上部拉斷部位韌窩大且淺，撕裂棱較淺，韌窩大小不一，淺韌窩韌窩為16 μm左右，小韌窩大小為6 μm左右，如圖10（a），統(tǒng)計(jì)較深韌窩大小平均尺寸為11 μm左右。較淺斷裂面中存在著大量小韌窩如圖10（a）。韌窩的形成與第二相的存在有關(guān)，如圖10（a）明顯能看見第二相顆粒，聚集的第二相是韌窩形成的核心，韌窩底部第二相顆粒尺寸越大，韌窩的尺寸越大。接頭底部拉斷部位韌窩分布明顯細(xì)小呈等軸韌窩圖10（b），并較熔池上部韌窩明顯更深，較大韌窩尺寸在10 μm左右，小韌窩大小在3 μm左右，因此表現(xiàn)為較好的塑性。

激光填絲焊加入電流，焊接接頭拉伸斷裂后，對斷裂接頭進(jìn)行SEM觀察，可以看出斷口呈現(xiàn)較明顯的韌性斷裂，圖11為加入電流后的接頭斷裂微觀形貌。如圖11（a）所示，接頭上部斷口韌窩尺寸較大且韌窩淺；圖11（b）中的等軸韌窩較不加電流時(shí)的（圖10b）更為密集，且韌窩尺寸更小、深度、更大，從圖11（b）中能明顯地能觀察到破碎的析出相，這些析出相對組織強(qiáng)度有一定的提升作用，因此，加入電流后接頭韌性較不加電流時(shí)更好。

3" 結(jié) 論

（1）焊接熔池中電流的電磁攪拌效應(yīng)使焊縫形狀改變，焊縫熔深隨著電流的增大而增加，熔寬逐漸減小。焊縫形狀從“酒杯狀”逐漸變成“V”形。隨著電流的增大，在電阻熱和電磁攪拌效應(yīng)的共同作用下，接頭焊縫組織晶粒細(xì)化。熔合區(qū)組織為柱狀枝晶垂直于焊縫中心生長，焊縫中心為均勻分布的等軸枝晶。焊縫主要析出相為Mg₂Si。

（2）隨著電流的增大，焊縫中心區(qū)成分逐漸均勻化，維氏硬度趨于穩(wěn)定，焊縫區(qū)平均維氏硬度在加入電流為150 A時(shí)最大。電流增大至200 A時(shí)，能量過大，形成滴狀過渡，導(dǎo)致熔池不穩(wěn)定，接頭焊縫區(qū)維氏硬度降低。

（3）焊接接頭抗拉強(qiáng)度隨著電流的增大而增大，電流為150 A時(shí)，抗拉強(qiáng)度最高為304.68 MPa，伸長率為8.77%。通過SEM觀察拉伸斷口形貌發(fā)現(xiàn)，不加電流的斷口主要是由較粗大的韌窩組織構(gòu)成，韌窩較淺，接頭拉伸斷裂位置在接頭的熱影響區(qū)，加入電流后，斷口有均勻較深的韌窩分布且撕裂棱明顯。電流為150 A時(shí)，焊接接頭成形質(zhì)量較好。

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（編輯：畢莉明）