輕合金T型結(jié)構(gòu)雙激光束雙側(cè)同步焊接技術(shù)研究進(jìn)展*

占小紅，趙艷秋，陳 帥，康 悅

（1.南京航空航天大學(xué)直升機(jī)傳動技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 211106； 2.南京航空航天大學(xué)材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 211106）

以鈦合金、鋁合金為主的輕合金已經(jīng)廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域的結(jié)構(gòu)件制造中，以滿足現(xiàn)代飛行器對關(guān)鍵結(jié)構(gòu)件輕量化與高性能的發(fā)展需求[1–2]。航空航天輕合金薄壁結(jié)構(gòu)件制造過程中，通常涉及壁板（蒙皮）與桁條（加強(qiáng)筋）的連接，此類連接所用工藝依然以鉚接、機(jī)械連接等技術(shù)為主，或者直接將大厚度材料機(jī)加銑削為帶筋壁板整體結(jié)構(gòu)，工作量與制造成本極高。如果能采用兩束對稱的能量將蒙皮與桁條焊接到一起，則能有效減輕結(jié)構(gòu)件的重量、改善氣密性、顯著提高生產(chǎn)效率。近年來，隨著激光器的進(jìn)步與航空制造業(yè)的發(fā)展，蒙皮–桁條T 型結(jié)構(gòu)雙激光束雙側(cè)同步焊接（Double Laser-Beam Bilateral Synchronous Welding，DLBSW）技術(shù)逐漸興起并得到廣泛的應(yīng)用，DLBSW 結(jié)構(gòu)與鉚接結(jié)構(gòu)的對比如圖1（a）和（b）所示[3]。DLBSW 技術(shù)是將兩束激光對稱布置于T 型接頭的兩側(cè)，并以相同的入射角度作用于蒙皮與桁條之間，同時填入焊絲，最終形成對稱美觀的角焊縫，如圖1（c）所示。2000 年，空中客車公司率先將蒙皮–桁條T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 技術(shù)成功應(yīng)用于A318飛機(jī)整體機(jī)身壁板的制造中，并于2003 年實(shí)現(xiàn)批量化生產(chǎn)[4]。隨后，其產(chǎn)品A340、A380、A350 等型號都大量采用了基于DLBSW 工藝的鋁合金整體壁板結(jié)構(gòu)。以A380 為例，機(jī)身下部有8 塊壁板采用DLBSW工藝，可節(jié)省鉚釘重量達(dá)7t 以上，有效降低機(jī)身重量約10%[5]。因此，DLBSW 技術(shù)對實(shí)現(xiàn)機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)的輕量化制造具有重要意義。國內(nèi)航空制造企業(yè)目前也在探索研發(fā)基于DLBSW 技術(shù)的整體壁板結(jié)構(gòu)以用于其相關(guān)型號中。此外，在航天制造領(lǐng)域，研發(fā)機(jī)構(gòu)也開始逐漸關(guān)注并嘗試開發(fā)面向壁板–骨架T 型結(jié)構(gòu)的DLBSW 技術(shù)以實(shí)現(xiàn)燃料貯箱的輕量化制造。

在國內(nèi)航空航天領(lǐng)域，部分壁板結(jié)構(gòu)主要選用耐高溫且耐腐蝕的TC4 鈦合金。而鋁合金的應(yīng)用則比較多樣化，機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)從早期的6056/6156 鋁合金逐漸發(fā)展到2060/2099、2198/2196、2097、2098 等鋁鋰合金；燃料貯箱結(jié)構(gòu)則從早期的5A06 鋁合金逐漸發(fā)展到2A14、2219 鋁合金，再到目前性能更好、質(zhì)量更輕的2195 鋁鋰合金。近年來，國內(nèi)外知名學(xué)者針對輕合金T 型結(jié)構(gòu)的DLBSW 工藝已開展大量研究并已經(jīng)有諸多型號應(yīng)用的案例。但是，由于鋁合金（特別是鋁鋰合金）、鈦合金本身的材料性能與T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 這一新技術(shù)的特殊性，面向鋁合金與鈦合金的T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 技術(shù)仍然存在諸多細(xì)節(jié)問題有待深入探索，主要包括：（1）新型鋁鋰合金焊接冶金機(jī)理有待進(jìn)一步完善；（2）雙匙孔通道與貫通熔池穩(wěn)定性的控制問題；（3）鋁合金T 型結(jié)構(gòu)激光焊接過程中的缺陷抑制問題；（4）基于航空航天服役載荷下焊接接頭力學(xué)性能的進(jìn)一步提升；（5）大型復(fù)雜薄壁結(jié)構(gòu)件焊后殘余應(yīng)力與變形的控制。此外，航空航天服役環(huán)境特殊，飛機(jī)適航認(rèn)證流程復(fù)雜，飛行器發(fā)展日新月異。因此，面向航空航天領(lǐng)域的輕合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 技術(shù)亟待發(fā)展，以為實(shí)現(xiàn)大型復(fù)雜壁板激光焊接結(jié)構(gòu)的批量化制造奠定基礎(chǔ)。

雙激光束雙側(cè)同步焊接 試驗(yàn)研究

1 焊接冶金特點(diǎn)研究

激光焊接是一個復(fù)雜的物理化學(xué)反應(yīng)過程，包括加熱、熔化、冶金反應(yīng)、凝固結(jié)晶、固態(tài)相變等。目前，國內(nèi)外對于DLBSW 工藝冶金性的相關(guān)研究較少，主要集中于單激光焊接。DLBSW 包含兩束激光熱源，幾乎繼承了單一激光焊接時所面臨的所有技術(shù)難點(diǎn)，且焊接冶金性更為復(fù)雜。焊接過程中不可避免地存在基體元素與激光的相互作用，并發(fā)生不同程度的元素偏析、合金元素?fù)]發(fā)等現(xiàn)象。針對輕合金的焊接冶金特點(diǎn)開展相關(guān)研究有助于深入理解DLBSW 過程。

以鈦合金、鋁合金為主的輕合金在自身性能方面具有較為活潑的化學(xué)性質(zhì)，在焊接過程中極易與周圍環(huán)境發(fā)生反應(yīng)，例如Al、Mg、Li 等元素容易與空氣中的水分發(fā)生反應(yīng)生成金屬氧化物與原子態(tài)氫；氫氣、水蒸氣等氣體發(fā)生分解形成氣體原子。一般隨著焊接溫度的升高，液態(tài)金屬吸收氣體的能力更強(qiáng)。金屬氧化物與氣體的生成會顯著降低焊接接頭顯微組織的均勻性，繼而降低其綜合力學(xué)性能。對于鋁合金而言，在焊接過程中極易發(fā)生低沸點(diǎn)元素（Li、Mg等）的蒸發(fā)燒損現(xiàn)象，特別是對于目前航空航天領(lǐng)域大量采用的鋁鋰合金，如5A90、2060、2099、2198、2196等，Li 元素在焊接過程中極易發(fā)生燒損，繼而導(dǎo)致焊縫中有利合金元素含量下降，沉淀相強(qiáng)化效果降低，特別是鋁合金對激光束具有較高的反射性，因此對激光能量密度的要求較高。激光器對焊接效果的影響至關(guān)重要，已有研究表明，與CO2激光相比，光纖激光具有更強(qiáng)的穿透力，更適用于機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)的焊接[6]。

圖1 鉚接結(jié)構(gòu)與DLBSW結(jié)構(gòu)對比Fig.1 Comparison between riveting structure and DLBSW structure

在焊接冶金反應(yīng)過程中，熔池內(nèi)會發(fā)生不同程度的元素偏析現(xiàn)象。 德國學(xué)者Enz 等[7]針 對2196–T8/2198–T3 鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的局部化學(xué)成分開展研究，發(fā)現(xiàn)由于相分離、熔融母材稀釋不足等因素，Li 元素在焊縫區(qū)域呈現(xiàn)不均勻分布。Han 等[8]較為詳細(xì)地闡述了鋁鋰合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭下熔合線附近的結(jié)晶過程與元素相互擴(kuò)散過程，在初始結(jié)晶階段，在層流邊界層中的Al3Zr 和Al3（Li，Zr）的異質(zhì)形核機(jī)制的作用下，等軸晶開始形核，同時發(fā)生Si、Cu 元素的擴(kuò)散，如圖2（a）所示；冷卻過程中，等軸晶繼續(xù)生長，而晶間液體被壓縮，導(dǎo)致晶間液體的溶質(zhì)濃度明顯增加，當(dāng)晶間液體溫度下降到某一值時，相界面進(jìn)一步發(fā)生溶質(zhì)擴(kuò)散，繼而導(dǎo)致LiAlSi 和Al2Cu 沉淀相開始在晶間形成，如圖2（b）所示[8]。目前，國內(nèi)外研究學(xué)者主要通過改變焊絲成分這一途徑達(dá)到改善焊接熔池內(nèi)化學(xué)冶金過程的目的。已有研究表明，加入適當(dāng)?shù)奈⒘肯⊥猎?，也可起到?xì)化晶粒的作用[8]。

2 焊接穩(wěn)定性研究

焊接穩(wěn)定性差是激光焊存在的普遍問題。T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 過程的穩(wěn)定性受到多方面因素的影響，主要包括焊接系統(tǒng)與焊接工藝兩個方面。

焊接系統(tǒng)的穩(wěn)定性直接決定了焊接過程的穩(wěn)定性。激光焊接過程能量集中，能量作用范圍小，薄壁T型DLBSW 結(jié)構(gòu)的焊接速度可高達(dá)12m/min。在高速的激光焊接過程中，長直線焊縫存在能量與變形的不斷累積，實(shí)際焊縫與原始路徑逐漸產(chǎn)生偏差，當(dāng)偏差值大于某一個臨界值時，焊縫的穩(wěn)定性急劇下降。而且，位置偏差一旦產(chǎn)生，很難在實(shí)際焊接過程中得到校正與補(bǔ)償。因此，長直線焊縫的DLBSW 技術(shù)對焊接系統(tǒng)的數(shù)字化、智能化、信息化提出了較高的要求，可實(shí)時監(jiān)控焊接路徑、調(diào)整軌跡偏差、控制送絲速度的智能化DLBSW 系統(tǒng)亟待開發(fā)。國外研究學(xué)者Brenner 等[9–10]針對飛機(jī)壁板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了具備焊縫跟蹤與質(zhì)量控制傳感單元的激光焊接系統(tǒng)，并且通過滾輪實(shí)現(xiàn)桁條的定位與裝夾，該焊接系統(tǒng)如圖3 所示?？湛凸局Z登哈姆工廠設(shè)計(jì)了一套搭載兩臺3.5kW CO2激光器的激光焊接系統(tǒng)，焊接過程中，可根據(jù)反饋信號進(jìn)行調(diào)節(jié)以保證焊縫的成形質(zhì)量[11–12]。

圖2 下熔合線附近焊縫結(jié)晶與元素相互擴(kuò)散過程示意圖Fig.2 Schematic diagrams of weld crystallization and elements interdiffusion near lower fusion line

圖3 空客公司諾登哈姆工廠機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)雙側(cè)激光焊接系統(tǒng)Fig.3 Double-sided laser beam welding system for aluminum alloy fuselage panel structure being installed in Nordenham factory

在國內(nèi)，趙志遠(yuǎn)等[13]設(shè)計(jì)了可隨焊縫形狀掃略的雙激光器，通過實(shí)時控制送絲速度彌補(bǔ)長桁與蒙皮在焊接過程中的不貼合，獲得的整體壁板如圖4 所示。Huang 等[14]提出了一種雙面焊縫跟蹤與誤差補(bǔ)償方法，可以實(shí)現(xiàn)DLBSW 過程中的高精度動態(tài)偏差補(bǔ)償，提高焊接系統(tǒng)的穩(wěn)定性。此外，龔時華等[15]研制了十軸六聯(lián)動雙光束激光焊接機(jī)床，通過六軸聯(lián)動控制單元實(shí)現(xiàn)了T 型結(jié)構(gòu)雙光束焊接過程中焊縫的跟蹤與補(bǔ)償。

焊接工藝方法對焊接穩(wěn)定性的影響也十分顯著。焊接過程中，兩束激光熱源共同作用于壁板與桁條之間并形成了雙匙孔通道與貫通熔池。雙激光束形成的兩側(cè)匙孔時刻都在以不同的頻率與振幅波動，其相互作用機(jī)理較為復(fù)雜，目前難以通過試驗(yàn)監(jiān)測手段進(jìn)行觀察。匙孔的波動容易受到外界條件的干擾而發(fā)生變化，導(dǎo)致激光匙孔的形狀發(fā)生變化，增加了焊接過程的不穩(wěn)定性。此外，在兩束激光的交匯處，相互會對另一側(cè)熔池的流動產(chǎn)生影響，降低焊接過程的穩(wěn)定性[6]。在焊接工藝穩(wěn)定性的提升方面，Tao 等[16]研究了送絲姿勢對焊接工藝穩(wěn)定性的影響，設(shè)計(jì)了3種送絲過渡模式，分別為液體橋接過渡模式、熔滴過渡模式和鋪展過渡模式，其中，液體橋接傳遞模式能保證焊接過程的穩(wěn)定進(jìn)行。Zhao 等[17]采用預(yù)置尺寸為1.5mm×1.5mm 雙小凸臺的蒙皮與桁條開展DLBSW試驗(yàn)，如圖5 所示，力求彌補(bǔ)填絲過程的不穩(wěn)定性，試驗(yàn)結(jié)果表明，在該結(jié)構(gòu)下的焊接過程穩(wěn)定性較好，且獲得的T 型焊接接頭成形質(zhì)量良好。

3 焊接缺陷研究

圖4 TC4鈦合金雙激光束填絲焊接整體壁板 Fig.4 Integrated panel of TC4 titanium alloy by double-laser filler wire welding

圖5 預(yù)置雙小凸臺蒙皮–桁條T型焊接結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagram of skin–stringer T–structure with double small boss in skin

焊接缺陷的形成直接影響整體焊接結(jié)構(gòu)的綜合質(zhì)量。與平板對接接頭相比，T 型接頭的缺陷形成機(jī)理更為復(fù)雜，但最容易形成的缺陷同樣是氣孔與裂紋，如圖6 所示[3]。其中，氣孔缺陷是一個較為普遍且值得關(guān)注的問題。由于T 型結(jié)構(gòu)DLBSW工藝的特殊性，貫通熔池與匙孔形成于桁條的下側(cè)，桁條對熔池內(nèi)氣泡的上浮與逸出具有明顯的阻礙作用。已有研究發(fā)現(xiàn)，T 型接頭上熔合線附近區(qū)域的氣孔數(shù)量一般較多且體積較大[2]。此外，熔池與匙孔的受力情況較為復(fù)雜，導(dǎo)致氣孔缺陷的形成難以控制。

與常規(guī)鋁合金激光焊接過程一樣，T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 焊接過程氣孔缺陷一般可分為冶金氣孔與工藝氣孔兩類來研究分析。鋁合金激光焊接過程中的冶金氣孔以氫氣孔為主，形狀一般較為規(guī)則，其形成與焊接過程中生成的原子態(tài)氫密切相關(guān)。對于Al–Mg、Al–Li 等系列的合金，Mg、Li 等合金元素可能會增加熔池吸收氣體原子的傾向，加劇冶金氣孔的形成。冶金氣孔的形成與母材表面的氧化膜、母材焊前清潔程度、焊接環(huán)境濕度也存在一定的關(guān)系。此外，氫氣孔的形成與氫元素在熔池中的溶解度密切相關(guān)，氫元素會在熔池冷卻過程中因溶解度下降而大量析出，進(jìn)而形成氫氣泡。而工藝氣孔通常呈不規(guī)則形狀，其形成主要與匙孔坍塌有關(guān)，且DLBSW 熔池內(nèi)的匙孔與水平面之間呈一定的角度，匙孔在熔融金屬的作用下發(fā)生坍塌的概率更高。目前普遍認(rèn)為，焊接過程中保證雙激光束的空間同步性與空間對稱性，獲得相互貫通的匙孔，對減少焊接缺陷具有重要意義。已有研究表明，在非同步雙激光束焊接過程中，匙孔無法相互貫通，匙孔的形態(tài)穩(wěn)定性急劇下降，坍塌頻率更高，導(dǎo)致氣泡形成并被困在匙孔底部無法逸出而形成嚴(yán)重的鏈狀氣孔[18]。

在氣孔缺陷抑制方面，楊武雄等[19]提出了小電流擺動電弧陰極霧化去除材料表面氧化膜的方法，有效降低了T 型焊接接頭氣孔率。張澐龍等[20]通過試驗(yàn)證明了采用較高的焊接速度可以有效降低接頭的氣孔數(shù)量與大小，如圖7 所示。Tao 等[21]深入分析了焊接速度對氣孔缺陷形成與演化過程的影響機(jī)理，如圖8 所示，隨著焊接速度的增加，氣泡析出的效率顯著提高，而在較低的焊接速度下，氣泡容易被強(qiáng)大的對流捕獲，難以逸出。李希彬等[22]發(fā)現(xiàn)，較大的激光功率與較小的光斑直徑均會降低匙孔的穩(wěn)定性，容易產(chǎn)生氣孔，而較快的焊接速度則有利于提高匙孔的穩(wěn)定性，降低接頭氣孔率。雖然目前在降低T 型接頭氣孔率方面取得了一定的研究成果，但仍然無法較好地滿足實(shí)際航空航天應(yīng)用需求，關(guān)于T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 氣孔缺陷的相關(guān)研究還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠。

圖6 2060/2099鋁鋰合金T型結(jié)構(gòu)DLBSW接頭中的微裂紋Fig.6 Microcracks in laser welded T–joint of 2060/2099 Al–Li alloy

圖7 2060/2099鋁鋰合金T型結(jié)構(gòu)DLBSW接頭Fig.7 DLBSW joint for T–structure of 2060/2099 Al–Li alloy

圖8 不同焊接速度對氣孔缺陷形成與演化過程的影響機(jī)理Fig.8 Schematic representation of porosity defects formation and evolution influencing mechanism at different welding speeds

鋁合金的熱裂紋敏感性一直以來都是激光焊接中非常重視的問題。激光焊接具有較快的加熱與冷卻速度，溫度梯度大，焊縫結(jié)晶組織的方向性強(qiáng)，導(dǎo)致鋁合金的激光焊接具有較大的熱裂紋敏感性。在焊接結(jié)構(gòu)方面，T 型接頭的焊縫根部與焊趾處存在較大應(yīng)力集中，會促使裂紋的形成。已有研究表明，隨著激光功率和焊接速度的增加，結(jié)晶裂紋敏感性增加；而隨著送絲速度的增加，結(jié)晶裂紋敏感性降低[23–24]。在焊接材料方面，焊絲對焊縫裂紋缺陷具有一定程度的抑制效果。Enz[25]和Prisco[26]等采用Al–Si 焊絲對異種鋁合金T型結(jié)構(gòu)進(jìn)行激光焊接試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)焊絲中Si 元素含量的增加可顯著改善裂紋缺陷。德國弗勞恩霍夫(Fraunhofer)研究協(xié)會選用ER4047對2198 鋁鋰合金開展DLBSW 試驗(yàn)，在抑制裂紋方面取得了較好的效果[4]。Tian 等[27]將焊接有限元模型與二維熱裂紋敏感性模型相結(jié)合，提出了一種新的耦合模型，以預(yù)測AA2198/AA2196 鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭在不同工藝參數(shù)下的熱裂紋敏感性，并對不同功率下焊縫內(nèi)部裂紋缺陷進(jìn)行X 射線檢測，檢測結(jié)果顯示，裂紋的數(shù)量隨著激光功率的增加而增加，如圖9 所示。目前，國內(nèi)學(xué)者也提出了一種將預(yù)埋焊絲新工藝與合適的焊絲相互配合使用的工藝改進(jìn)方法，可有效抑制T 型接頭熱裂紋的萌生和擴(kuò)展[28]。

4 力學(xué)性能研究

焊接結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能是最終評判焊件是否滿足實(shí)際應(yīng)用需求的重要標(biāo)準(zhǔn)。T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 工藝還存在接頭軟化、抗疲勞性能不足等問題，國內(nèi)外學(xué)者對T 型結(jié)構(gòu)DLBSW接頭的硬度、拉伸性能、剪切性能、疲勞性能等力學(xué)性能也開展了研究。

鈦合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的力學(xué)性能較好，蘆偉等[29]通過試驗(yàn)獲得了與母材抗拉強(qiáng)度較為接近的T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭。許良等[30]發(fā)現(xiàn)，與激光點(diǎn)焊試件相比，TC4 鈦合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的抗拉強(qiáng)度較高，其中值疲勞壽命也提高了2.23 倍。

鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的軟化行為較為嚴(yán)重，焊接缺陷較多，接頭力學(xué)性能往往低于母材。國外學(xué)者較早針對鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的力學(xué)性能開展了相關(guān)研究。Schumacher 等[31]研究了焊接工藝參數(shù)對鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的拉伸性能的影響，研究表明，激光入射位置向長桁的偏移量顯著影響T 型接頭的軸向拉伸強(qiáng)度，且該偏移量的選擇與桁條的厚度密切相關(guān)。Squillace 等[32]探討了填充金屬對AA7475/PA765 鋁合金T型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭力學(xué)性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)，采用焊絲AA4047 可獲得較高的接頭強(qiáng)度，熱影響區(qū)的硬度也顯著提高。Dittrich 等[4]對2139 鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的綜合力學(xué)性能進(jìn)行測試與研究，通過調(diào)整焊接工藝參數(shù)與熱處理?xiàng)l件，T 型接頭的徑向抗拉強(qiáng)度可達(dá)到368MPa。Enz 等[7]對比了AA2198/AA2196 鋁合金與AA2198/AA2198鋁合金兩種T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的顯微硬度與拉伸強(qiáng)度分布特征，研究發(fā)現(xiàn)，AA2198/AA2198 鋁 合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的顯微硬度分布更加均勻，且局部區(qū)域的拉伸強(qiáng)度分布也更加均勻，如圖10 所示。Kashaev 等[33]研究了AA2198/AA2196 鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW接頭的硬度分布，發(fā)現(xiàn)熔合區(qū)的硬度值最低，約為母材的60%，焊縫中心的硬度約為母材的75%。

在國內(nèi)，何恩光等[34]采用X 射線衍射法測量了2198 鋁鋰合金激光焊接T 型結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力，研究發(fā)現(xiàn)，隨著焊接熱輸入的增大，縱向殘余應(yīng)力峰值最低。張澐龍[20]針對2mm 厚的2060/2099 鋁鋰合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的拉伸性能開展測試與分析，橫向拉伸性能最高，可達(dá)到2060 鋁合金的77.9%，該研究認(rèn)為氣孔缺陷、裂紋和接頭軟化是接頭力學(xué)性能下降的主要因素。鄧景煜等[35]針對1.8mm 厚的6156/6056鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的力學(xué)性能開展研究，各向拉伸試驗(yàn)與剪切試驗(yàn)檢測結(jié)果顯示，接頭的斷裂位置均發(fā)生在焊趾處，再沿著熔合線發(fā)生擴(kuò)展。Han 等[36]探討了新型焊絲CW3 與傳統(tǒng)焊絲AA4047對2060/2099 鋁鋰合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭微觀組織與力學(xué)性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)，焊絲CW3 對環(huán)向力學(xué)性能均有明顯的改善作用。夏令[3]研究了組織形態(tài)對2060/2099鋁鋰合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭環(huán)向拉伸性能的影響，發(fā)現(xiàn)拉伸試樣局部斷裂于等軸細(xì)晶區(qū)，如圖11 所示，該研究認(rèn)為，在拉伸力的作用下，等軸細(xì)晶區(qū)內(nèi)晶間存在的大量低熔點(diǎn)共晶相極易發(fā)生斷裂，降低接頭的環(huán)向拉伸性能。因此，等軸細(xì)晶區(qū)的形成機(jī)理以及對力學(xué)性能的影響也有待開展進(jìn)一步研究。此外，Zhao 等[17]針對蒙皮預(yù)置雙小凸臺的2219 鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭開展了剝離性能研究，研究發(fā)現(xiàn)T 型接頭的剝離強(qiáng)度可達(dá)到317.46MPa，剝離強(qiáng)度的下降主要?dú)w因于焊接接頭塑性的下降以及氧化雜質(zhì)相（TiO2與Al2O3）的形成，如圖12 所示。

圖9 不同激光功率下焊縫內(nèi)部裂紋的X射線檢測結(jié)果Fig.9 X-ray results of cracks inside welds obtained through various laser welding powers

圖10 焊縫顯微硬度與焊縫不同位置拉伸強(qiáng)度的分布Fig.10 Distribution of micro-hardness of weld seam and micro-tensile strength of different layers of weld seam

圖11 T型結(jié)構(gòu)DLBSW接頭環(huán)向拉伸斷裂形貌Fig.11 Morphology of hoop tensile fracture of DLBSW joint for T–structure

圖12 2219鋁合金T型結(jié)構(gòu)DLBSW接頭剝離斷口形貌Fig.12 Morphology of stripping fracture in DLBSW joint for T–structure of 2219 aluminum alloy

雙激光束雙側(cè)同步焊接 數(shù)值模擬研究

1 焊接熱場流場研究

輕合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 熔池流動行為難以通過現(xiàn)有技術(shù)手段進(jìn)行直接的試驗(yàn)觀察。因此，基于DLBSW 過程熱場與流場的數(shù)值模擬研究開始逐漸受到研究學(xué)者的關(guān)注。數(shù)值模擬技術(shù)不僅為進(jìn)一步分析焊接過程中的熔池流動行為以及匙孔受力特征提供了新思路，并且為深入開展DLBSW 技術(shù)研究奠定了理論基礎(chǔ)。

歐陽自鵬[37]建立了6056/6156鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 接頭的熱–流場模型，考察DLBSW 熔池內(nèi)的液態(tài)金屬流動行為，進(jìn)而對焊接過程的穩(wěn)定性進(jìn)行分析，研究表明，由表面張力導(dǎo)致的Marangoni 剪切力是熔池中流體流動的主要驅(qū)動力，如圖13 所示，表面張力溫度系數(shù)越大，熔池內(nèi)部的流動速度越快。楊志斌[6]建立了三維準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)6056/6156鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 過程的熱–流耦合數(shù)學(xué)模型，計(jì)算獲得了T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 過程的熔池流場與匙孔形狀，該研究表明匙孔的貫通性消失會加劇匙孔底部旋渦流動，同時增加了熔池尾部液態(tài)金屬向底部流動的傾向，保證匙孔貫通性與同步性在一定程度上有助于促進(jìn)熔池的流動，從而提高了氣泡的逸出幾率。Tao 等[21]通過數(shù)值模擬技術(shù)分析了不同焊接速度下的熔池流動與匙孔行為，以探討焊接速度對焊接氣孔缺陷的影響，研究表明氣孔數(shù)量與匙孔上方熔池的對流以及熔池尾部的流動方向密切相關(guān)，提高焊接速度有利于氣泡從熔池中逸出。

圖13 不同Marangoni剪切力作用下的熔池形狀Fig.13 Shape of molten pool under different Marangoni shear forces

2 焊接應(yīng)力與變形研究

T 型結(jié)構(gòu)拘束度大，焊接過程中容易產(chǎn)生殘余應(yīng)力與變形，焊后變形會導(dǎo)致焊接質(zhì)量低、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度低、使用壽命低等問題。裝配精度與焊接順序?qū)负笞冃未嬖谑诛@著的影響，但其影響機(jī)理尚無系統(tǒng)定論。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，基于數(shù)值模擬技術(shù)的焊接應(yīng)力應(yīng)變分析方法開始受到國內(nèi)外學(xué)者的高度關(guān)注[38]。有限元方法是目前模擬焊接過程應(yīng)力與變形的主要方法，不僅可以定量分析焊接結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力與變形分布特征，還可模擬其產(chǎn)生與演變過程，對調(diào)整焊接工藝、提升焊接結(jié)構(gòu)裝配性能而言具有重要意義，特別是對于大型薄壁結(jié)構(gòu)而言，焊縫長且分布復(fù)雜，焊后殘余應(yīng)力與變形的分布往往較為復(fù)雜，具有更多的不確定性，圖14 為數(shù)值模擬技術(shù)在大型薄壁DLBSW 結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用[39–40]。目前，大型薄壁結(jié)構(gòu)的焊接數(shù)值模擬技術(shù)仍然存在計(jì)算時間長、計(jì)算精準(zhǔn)度不足、計(jì)算難收斂等難題亟待解決。

在國外，Zain–ul–Abdein 等[41]針對AA6056–T4 鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 過程開展有限元分析，探索了殘余應(yīng)力對有限元計(jì)算所得的應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響，研究發(fā)現(xiàn)，殘余應(yīng)力導(dǎo)致裂紋前端的應(yīng)力強(qiáng)度因子增加。此外，基于Abaqus 與Sysweld 兩個軟件分別開展數(shù)值模擬研究，均獲得了與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合的模擬結(jié)果[42]。Ploshikhin 等[43]針對AA6056鋁合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 飛機(jī)壁板的焊后變形開展數(shù)值模擬研究，該結(jié)構(gòu)的焊縫長度約為10m，如圖15（a）所示，通過數(shù)值模擬獲得了與試驗(yàn)測量結(jié)果較為一致的焊后變形分布，如圖15（b）所示。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者針對激光焊接過程開展了大量的數(shù)值模擬研究，但針對大型薄壁DLBSW 結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變場的數(shù)值模擬研究較少。鄭文健[44]針對6156/6056 鋁合金飛機(jī)壁板大型構(gòu)件的三桁條典型件與七桁條模擬段的焊后應(yīng)力與變形開展有限元分析，并相應(yīng)地提出了控制該結(jié)構(gòu)焊后變形的方案。蘇陽[45]針對薄板鋁合金單桁條、多桁條T 型結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與變形開展數(shù)值模擬分析，研究發(fā)現(xiàn)對于多桁條T 型結(jié)構(gòu)，焊接順序的選擇尤為重要，采用交叉對稱焊接方案，獲得的焊后變形最小。李建波[46]在焊接設(shè)備、焊接工藝試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用Abaqus 軟件針對2A97 鋁鋰合金激光焊接T 型接頭的焊后應(yīng)力變形開展數(shù)值模擬研究，獲得了與實(shí)際殘余應(yīng)力分布基本趨于一致的結(jié)果。占小紅等[39]針對6056/6156 鋁合金七桁條結(jié)構(gòu)開展DLBSW 數(shù)值模擬研究，計(jì)算了4 種不同的焊接順序?qū)负笞冃蔚挠绊懀芯勘砻?，?dāng)采用焊接順序“1463752”時，焊接結(jié)構(gòu)的變形最小，如圖16 所示。Wu 等[47]通過數(shù)值模擬技術(shù)探討了不同服役載荷對5A90 鋁鋰合金T 型結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力的影響，如圖17 所示，研究表明服役載荷對表層縱向應(yīng)力的影響顯著，焊趾處是服役過程中的應(yīng)力突變區(qū)。

結(jié)論

輕合金T 型結(jié)構(gòu)DLBSW 技術(shù)在航空航天領(lǐng)域具有十分廣闊的應(yīng)用前景，國內(nèi)外針對輕合金DLBSW 技術(shù)已開展了相關(guān)研究，主要涉及焊接冶金特點(diǎn)、焊接穩(wěn)定性、焊接缺陷、焊接接頭力學(xué)性能以及焊后殘余應(yīng)力與變形等方面的研究，已取得一定的研究成果，但還需深入開展。

圖14 數(shù)值模擬技術(shù)在大型薄壁DLBSW結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用Fig.14 Application of numerical simulation technology in large thin-walled DLBSW structure

圖15 AA6056鋁合金飛機(jī)壁板焊接結(jié)構(gòu)與焊后變形Fig.15 Aircraft panel welding structure for AA6056 aluminum alloy and welding deformation

圖16 最優(yōu)焊接順序下的焊接變形Fig.16 Welding deformation under optimal welding sequence

圖17 不同服役載荷下的縱向殘余應(yīng)力分布特征Fig.17 Distribution of longitudinal residual stress under different service loads

為達(dá)到航空航天適航要求的輕合金DLBSW 壁板結(jié)構(gòu)，輕合金T型結(jié)構(gòu)DLBSW 技術(shù)必然向智能化、數(shù)字化與信息化的方向發(fā)展。面向大型薄壁復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊縫路徑識別與監(jiān)控、軌跡偏差補(bǔ)償、焊接工藝參數(shù)實(shí)時調(diào)整與控制等技術(shù)難點(diǎn)亟待攻克。