激光焊接7A52高強度鋁合金焊縫氣孔形成機理研究

蘇 菠,陳大江,張大斌,胡 江,張淑清,簡漢青

(1. 廣西警察學院 交通管理工程學院,廣西 南寧 530028; 2. 貴州大學 機械工程學院,貴州 貴陽 550025)

7A52高強度鋁合金中含有不同比例的Zn、Mg等影響合金力學性能的元素,Zn元素的質量分數為4.8%,Mg元素的質量分數為2.8%,改善相變過程中晶體的形核率,影響熔池中氣泡的逃逸路徑、形狀和尺寸等[1-3]。與其他系鋁合金相比,7A52高強度鋁合金具有密度小、耐腐蝕性好、力學性能優良,承載能力強等優點[4-7],廣泛應用于航空航天和汽車制造領域。對于飛機或汽車上零部件,使用7A52高強度鋁合金與使用相同結構和體積的不銹鋼等金屬相比,鋁合金既能滿足承擔載荷的要求又實現了輕量化,在一定程度上減輕了整機、整車的重量,降低了油耗和碳排放量[7]。

7A52高強度鋁合金熔點低且焊接時容易氧化,傳統的焊接方法焊接鋁合金時獲得高質量焊縫的難度較大[8-9]。鞏水利等[6]研究了激光焊接過程中不同時間段的能量、相變、熔池形貌、匙孔等的動態變化,分析了相變過程中元素偏析形成共晶帶的位置,得出微孔和焊接應力等影響焊縫質量的結論。李俐群等[7]對激光焊接鋁合金過程中熔池內氣泡演變為焊縫凝固后氣孔的機理進行了探究,通過高速攝像系統實時監測焊接過程,無損檢測焊縫內氣孔分布,分析了不同工況下氣泡演變為氣孔的機理。但是,鮮有學者對鋁合金變厚板激光焊縫進行研究,特別是恒定功率焊接變厚板時,薄端焊縫存在過熔透和氣孔數量多等缺點,故筆者針對激光焊接變厚板焊縫氣孔的形成原因和機理進行研究。

1 試驗及檢測

1.1 試驗材料

試驗用變厚度7A52鋁合金板尺寸為100 mm×60 mm,薄端厚度為1 mm,厚端厚度為2 mm,鋁合金變厚板的厚度從薄到厚連續變化,兩塊相同的板對接裝夾固定,如圖1。

圖1 試驗用變厚度7A52鋁合金板Fig. 1 Experimental variable thickness 7A52 aluminum alloy plate

1.2 試驗平臺

如圖2,激光焊接鋁合金變厚板的試驗平臺主要由光纖激光發生器、夾具、機械臂、空氣系統和保護氣系統等組成。

圖2 試驗平臺Fig. 2 Testing platform

1.3 恒定功率焊接鋁合金變厚板

激光焊接鋁合金變厚板時,薄端位置的焊縫吸收大量能量被過度熔透,焊縫內存在大量氣孔,為研究氣孔形成原因,根據已取得的研究結果,恒定功率焊接功率為1 400 W, 按表1參數進行激光焊接[9-10]。

表1 焊接參數Table 1 Welding parameters

2 試驗結果及分析

2.1 試驗結果

按表1中參數進行試驗,得到的焊縫的形貌如圖3,恒定功率焊接鋁合金變厚板,厚度較小位置的焊縫比較容易被焊透,厚度較大位置的焊縫不容易被焊透。厚度較小位置的焊縫為深熔焊,焊接過程中熔池內匙孔效應明顯,匙孔周圍熔池流動強烈,在厚度較大位置這些現象不明顯,筆者重點分析小厚度位置焊縫內氣孔的形成機理。根據小厚度位置焊縫微觀缺陷檢測結果,發現焊縫內分布有大量的氣孔,如圖4。

圖4 焊縫中的氣孔Fig. 4 Pores in the weld

2.2 焊縫微孔形成過程

激光與鋁合金材料相互作用,激光輸出大量熱量致使材料在固、液、氣三相不穩定轉變,在熔池演變的不同階段,材料吸收的熱量總量不同導致熔池溫度值差別較大,熱量和溫度同時影響了匙孔內金屬蒸氣形成的高溫高壓金屬蒸氣的密度、流動速度、壓力等[11],匙孔周圍金屬液體蘊含的熱量總值和溫度決定了熔池的流動強度和液體凝固結晶的速率[12],來自匙孔內部金屬蒸氣的力和來自匙孔周圍的力對匙孔壁產生動態不均衡作用,匙孔形狀和尺寸動態變化,導致匙孔產生氣泡演變為氣孔[13]。

計算準穩態匙孔壁面吸收的能量,考慮到準穩態匙孔內金屬蒸氣對光束產生折射和吸收,減弱了激光能量密度;光束與匙孔壁面法向量之間的夾角也影響了激光能量密度,匙孔壁面局部變形并演形成氣泡的過程中,局部范圍內壁面形貌復雜,凹凸不平,故將局部范圍壁面抽象劃分為若干平滑過渡連接的小方塊,小方塊具有方向性,定義不同物態下小方塊內充滿相應物態的材料,每個方塊上有且只有一束光照射;通過計算每個方塊吸收的能量然后求和得到局部范圍壁面吸收的總能量;光束能量密度I與功率密度、光斑直徑有直接關系。不同位置激光強度根據式(1)計算[14-15]:

(1)

Im,i(ri,zi)=3×1 400/π(0.05×10-3)2×

式中:R為焦點位置光斑半徑;ri為壁面具體位置與激光束中心的距離;Q為激光輸入功率密度,W/m2。匙孔內壁局部范圍劃分為H個單位體積小方塊,局部任意位置的某個方塊被激光束i照射,對應束光i照射的小方塊的體積為Vi,光束i經過了m次折射,光束折射次數越多導致強度越小,Im,i為經過了m次折射并照射在體積為Vi的方塊上的第i束光的強度,J/m2。

劃分后的小方塊和照射在方塊上的光存在夾角,故計算小方塊吸收激光時考慮菲涅爾吸收效應,夾角是影響菲涅爾吸收系數的主要因素,通過式(2)計算菲涅爾吸收系數[13]:

(2)

式中:Lfr為菲涅爾吸收系數;θi為光束i和小方塊入射面法向量的夾角;ε金屬等離子體介電常數,值為6.8,當θi值為45°,計算得出菲涅爾吸收系數值為0.47 。

由式(2)可以看出,光束i和小方塊入射面法向量的夾角越小,小方塊內材料對激光能量吸收越充分。激光作用于匙孔內局部范圍壁面,輸入的總能量可以用式(3)計算[15]:

Lfr(θi)×Si

(3)

E=(3.4×1014×0.1×10-3×cos45°)×

激光束照射匙孔使輸入的熱量逐漸增加,使匙孔壁面壁發生階段性變化,特別是在匙孔壁面的局部范圍內這種變化尤為明顯,如圖5。熔池中匙孔形成初期,匙孔壁面周圍流體吸收的能量比較少,匙孔比較穩定,圖5中:1為激光頭,2為激光束,3為熔池,4為匙孔,5為金屬蒸氣,6為匙孔壁面任意位置的局部空間范圍,7為匙孔壁面,8為匙孔壁面局部空間范圍內金屬蒸氣通過抽象劃分的小方塊,9為經過若干次折射后作用在壁面的光束,10為壁面周圍局部空間范圍內液態金屬抽象劃分的小方塊,11為熔池中匙孔內空間,12為熔池中匙孔周圍液態金屬。匙孔內壁面形貌比較光滑,過度自然;光束和任意位置局部范圍壁面內小方塊的法向量夾角比較大,菲涅爾吸收系數Lfr的值相對較小,輸入壁面周圍流體的能量E相對較少。

圖5 匙孔演變成氣泡的第1階段Fig. 5 The first stage of evolution of keyhole into bubbles

匙孔壁面熔池液態金屬主要受到金屬蒸氣水平方向的壓力、表面張力、重力等作用,孔內壁面的垂直度比較高,壁面周圍流體的溫度值不是非常大,液體的動力粘度值較大,橫向表面張力較大,流體抵抗橫向變形的能力較強。該階段熔池內熱量和溫度都還沒有達到最大值,匙孔壁面受到來自匙孔內金屬蒸氣的壓力Ph和表面張力Pc值近似相等,匙孔形狀變化不明顯。

(4)

3.2×105

式中:P0為大氣壓值,值為1×105Pa;β為高溫熔化液體的冷凝系數,值為0.6;Ti為流體實際溫度,值為3 500 K;Tv為液態鋁合金蒸發溫度,Tv=2 490 K;ΔHlv為液態鋁合金蒸發潛熱,ΔHlv=1.07×107J/kg;τ為匙孔中混合氣體常數,τ=8.3×103[6,12]。

(5)

850)]=1.6×105

式中:Pδ,i為流體對匙孔壁面小方塊i產生的表面張力;Ki為激光束照射小方塊i的面的曲率;δ0為表面張力系數;Aδ為表面張力系數梯度,Aδ=-3.5×10-4;Tm為鋁合金熔化溫度,Tm=850 K。

計算得出匙孔表面張力Pδ,i=1.6×105Pa,匙孔的表面張力Pδ,i小于金屬蒸氣水平方向壓力Ph=3.2×105Pa,同時伴隨著孔內高溫高壓金屬蒸氣的壓力和沖擊作用,導致壁面的局部范圍形成凹陷,金屬蒸氣在豎直方向高速流向匙孔底部后改變方向[6,11]。

匙孔演變形成氣泡第2階段,如圖6。隨著時間推移,輸入壁面周圍流體的能量E累計增加,熔池溫度急劇升高,熔化金屬的粘度和表面張力下降,壁面的局部范圍內形成凹陷在豎直方向的壓力Pc,z和重力作用下變形嚴重。

圖6 匙孔演變成氣泡的第2階段Fig. 6 The second stage of evolution of keyhole into bubbles

匙孔壁面局部范圍內抽象劃分的小方塊的法向量與光束夾角變小,菲涅爾吸收系數Lfr的值變大,即單位時間內光束照射在壁面輸入大量的熱量,使液態金屬的表面張力和粘度等大幅度減小,抵抗變形的能力急劇降低,壁面的局部范圍形成凹陷空間吸收大量的熱量使金屬蒸氣處于高溫高壓狀態,匙孔壁面受到來自匙孔內金屬蒸氣的壓力Ph和重力大于來自周圍液態金屬表面張力值,匙孔嚴重變形[12-14]。

激光束持續向匙孔內輸入能量,匙孔內局部空間小塊內金屬蒸氣的矢量速度變大,對匙孔壁面施加的壓力值總量減小;孔壁面吸收大量的能量后流體運動粘度和表面張力等大幅度減小,壁面垂直度變小且變形明顯,壁面形成凹坑,金屬蒸氣主要在豎直方向上施加壓力對壁面產生作用,壁面周圍流體吸收的能量總量累計增加,熔池金屬溫度急劇升高,熔池金屬的波爾茲曼常數k和材料液態原子蒸發的潛熱Φ影響壁面抵抗變形的能力;壁面抵抗來自重力和金屬蒸氣壓力的能力下降,該階段局部空間范圍內的金屬蒸氣對匙孔壁面凹陷內豎直方向施加的壓力可以通過式(6)計算[8,12]:

Pc,z=

(6)

Pc,z=

2×2.6×103×(0.1×10-3)2×0.6×10-3]=

4.2×105

匙孔內壁面的垂直度比較高,壁面的溫度值降低,壁面熔化金屬的動力粘度值增大,抵抗水平方向變形能力較強,金屬蒸氣豎直方向壓力Pc,z使凹陷持續演變為氣泡[8]。

如圖7,匙孔內高溫高壓金屬蒸氣產生的壓力沖擊使壁面局部范圍形成凹坑尺寸變大,壁面局部范圍內小方塊的法向量與光束夾角變大,菲涅爾吸收系數Lfr的值變小,同時輸入的熱量使壁面溫度持續上升,壁面熔化金屬的表面張力和粘度變得更小,外力作用和流體自身重力使凹坑的形貌演變為井狀,井狀凹坑的開口處同時受到來自其他位置熔化金屬的作用,熔化金屬封閉凹坑,凹坑內部的金屬蒸氣形成氣泡。匙孔壁面周圍局部空間范圍內產生凹陷變形位置處的液態金屬持續吸收熱量,溫度升高,使液態金屬的表面張力和粘度值變到最小,抵抗變形的能力弱,流體主要受到重力作用引起流動;壁面變形達到最大值,高溫高壓金屬蒸氣和等離子流產生的金屬蒸氣沖擊導致壁面的局部范圍形成凹陷內被氣流填充,凹坑被周圍不穩定液體金屬流動封閉形成氣泡,隨著液態金屬凝固,氣泡逐漸演變為熔池內微孔,氣泡演變為微孔的過程如圖8[14-15]。圖8中:1為微小氣泡,2為鋁原子,3為異種元素原子一,4為異種元素原子二,5為異種元素原子三。

圖7 匙孔演變成氣泡的第3階段Fig. 7 The third stage of evolution of keyhole into bubbles

圖8 焊縫中氣孔形成過程的示意Fig. 8 Schematic diagram of the formation process of pores in welds

由于焊縫熱量大量散發到空氣中,焊縫整體溫度降低,熔融狀態焊縫從液相逐漸轉變為固相,液體凝固過程中微小氣泡演變形成微孔。變厚板薄端厚度小,大量的熱量輸入使焊縫充分熔透,熱量從熔透后焊縫上表面和下表面同時散發到空氣中,同時熱量也通過熱影響區傳遞到焊縫兩側基材,故薄端焊縫熱量散失途徑多且速度快,過冷度大,結晶過程中形核率高,焊縫凝固后晶粒細化明顯[3,8]。如圖8(a),熔融狀態焊縫內能量高、溫度高,各種元素原子活性高且雜亂無章的運動,高能量密度的激光束持續照射鋁合金形成匙孔,匙孔演變過程中金屬蒸氣等在熔池內部形成微小氣泡。高溫熔融狀態金屬還沒有開始結晶,各種原子雜亂無章運動,微小氣泡向熔池上表面移動且受到原子的阻礙較小。如圖8(b),溫度持續降低,熔融狀態焊縫含有的能量降低,原子運動的活躍程度降低,由于薄端焊縫熱量散失的路徑短且熔融狀態焊縫過冷度較大,熔池溫度持續降低同時在熔池內形成的晶核,無規則運動的原子附著到晶核,晶粒開始生長,尺寸較小的微小氣泡向表面上浮,尺寸較大的微小氣泡被逐漸長大的晶粒阻礙[10]。如圖8(c),溫度大幅度降低,晶粒持續生長,尺寸變大,大量尺寸較大的晶粒開始互相接觸,尺寸較小的微小氣泡已經移動到熔池表面,尺寸較大或移動距離較小的微小氣泡被相互接觸的晶粒包圍并阻礙其移動[14]。如圖8(d),晶粒生長基本完成,少量微小氣泡沒有移動到熔池表面,溫度持續降低,焊縫凝固,微小氣泡演變為氣孔[10,14]。

3 結 語

激光焊接鋁合金變厚板,熔池演變的不同階段,材料吸收的熱量總量不同導致熔池溫度變化,匙孔內金屬蒸氣的溫度、速度、能量等由激光束的功率密度、能量密度決定。

在不同階段,采用將局部范圍空間化整為零計算相對較小空間內力和能量。匙孔內金屬蒸氣產生的壓力和匙孔壁面表面張力對匙孔壁產生動態不均衡作用,匙孔形狀和尺寸動態變化,導致匙孔周圍產生氣孔。