基于響應(yīng)曲面法的鋁合金激光封邊焊接

成奇，郭寧,3，付云龍，張迪，張帥，何金龍

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，先進(jìn)焊接與連接國家重點實驗室，哈爾濱， 150001；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海)，山東省特種焊接技術(shù)重點實驗室，威海， 264209；3.山東船舶技術(shù)研究院，威海， 264209；4.國家石油天然氣管網(wǎng)集團(tuán)有限公司，北京， 100101)

0 序言

封邊技術(shù)常見于電子產(chǎn)品領(lǐng)域，主要包括環(huán)氧樹脂密封、機(jī)械固定以及焊接等.激光焊接的加熱范圍小，焊縫和熱影響區(qū)較窄，接頭性能優(yōu)良；殘余應(yīng)力和焊接變形小,可以實現(xiàn)高精度焊接.隨著激光焊接技術(shù)的發(fā)展及其獨特的優(yōu)點而被廣泛應(yīng)用于電子產(chǎn)品中的銅、鋁合金以及不銹鋼等材料[1-4].

Liu 等人[5]利用激光焊接粉末冶金制備的高硅鋁基復(fù)合材料，得到了高氣密性的封邊焊縫，氦泄露檢測結(jié)果與采用傳統(tǒng)的Kovar 合金和純鋁合金封裝的效果相近但該材料的力學(xué)性能遠(yuǎn)優(yōu)于上述兩種材料，該結(jié)果證明了采用激光封邊鋁基材料的可行性.周明智等人[6]對高硅鋁合金殼體和蓋板進(jìn)行了脈沖激光封焊試驗，通過合理地設(shè)置激光焊接參數(shù)和調(diào)整激光脈沖波形，可有效避免焊接過程中的裂紋缺陷.王成等人[7]通過正交試驗方法研究了焊接參數(shù)對鋁合金殼體氣密性的影響，得到了影響激光封焊效果的規(guī)律，確定了最佳的工藝參數(shù)，焊后氣密性可達(dá)6.5 × 10?10Pa·m3/s.聶要要等人[8]進(jìn)行了正交試驗分析，研究了激光功率、焊接速度和離焦量等工藝參數(shù)對焊縫形貌的影響規(guī)律，證明了激光封邊焊的可靠性.

對于鋁合金的封邊焊接，目前的研究主要基于電子產(chǎn)品的背景.而其在航空航天結(jié)構(gòu)的制備中幾乎未見較為成熟的研究.通過采用響應(yīng)曲面法對航空航天中常用的2A12 鋁合金的激光封邊焊接進(jìn)行了研究，并從焊縫幾何特征以及組織和性能等方面分析了焊接的工藝參數(shù)對焊接質(zhì)量的影響.

1 試驗方法

激光焊接試驗平臺的示意圖如圖1 所示，該試驗平臺主要由半導(dǎo)體激光器、焊接機(jī)器人及控制系統(tǒng)等組成.其中半導(dǎo)體激光器的最大輸出功率為5 kW，波長為915 nm，光芯直徑為800 μm.由于鋁合金屬于高反射率材料，為了防止損壞激光頭，在焊接時將激光頭傾斜15°.采用Ar 氣保護(hù)焊接區(qū)域來避免焊縫氧化.

圖1 激光焊接試驗平臺示意圖Fig.1 Schematic diagram of laser welding test platform

作為中高強度Al-Cu-Mg 系固溶時效強化的鋁合金[9].2A12 鋁合金在飛行器的蒙皮、隔框、翼肋、壁板等均得到廣泛應(yīng)用[10].試驗所用鋁合金的尺寸為120 mm × 25 mm × 2 mm,成分如表1 所示.母材的金相照片如圖2 所示，它的組織由白色的α-Al 基體和黑色的Al2CuMg 第二相組成[11].

圖2 母材的微觀組織Fig.2 Microstructure of the base metal

表1 2A12 鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of the 2A12 aluminum alloy

采用激光自熔焊的方法對2A12 鋁合金進(jìn)行封邊焊接，將激光功率、焊接速度、離焦量和保護(hù)氣體流量等4 種因素作為響應(yīng)曲面法的研究因素.通過線性變換后以?1，0，1 分別代表其低、中及高水平.各因素的取值范圍分別為：激光功率2 750～3 250 W，焊接速度8～12 mm/s，離焦量?2～+2 mm，保護(hù)氣體流量10～20 L/min，如表2 所示.

表2 因素編碼及水平表Table 2 Factor coding and level table

焊接試驗完成后，使用電火花線切割機(jī)沿著垂直于焊縫的方向切取金相試樣并鑲嵌，然后依次用400 號～5 000 號的SiC 水磨砂紙進(jìn)行磨拋，再用顆粒度為1.0 μm 的金剛石拋光劑配合拋光布進(jìn)行拋光至試樣表面無劃痕.使用Keller 試劑對拋光后的試樣進(jìn)行腐蝕，腐蝕后用水和酒精反復(fù)沖洗并吹干.腐蝕完成后，采用OLYMPUS 光學(xué)數(shù)碼顯微鏡對焊縫的橫截面進(jìn)行分析，得到焊縫的幾何尺寸.采用蔡司場發(fā)射掃描電子顯微鏡對接頭進(jìn)行微觀組織觀察，并結(jié)合配套的能譜儀對不同微區(qū)進(jìn)行EDS 分析，得到不同區(qū)域的成分組成.采用手動轉(zhuǎn)塔顯微硬度計對封邊焊接接頭進(jìn)行硬度表征，加載力為1.96 N，加載時間為10 s.采用盛水試驗對激光封邊焊接接頭進(jìn)行氣密性測試.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 焊縫幾何特征

試驗設(shè)計了4 因素3 水平的響應(yīng)曲面分析試驗，共有29 個試驗點.響應(yīng)曲面設(shè)計方案與試驗結(jié)果如表3 所示.

表3 響應(yīng)曲面的設(shè)計與結(jié)果Table 3 Design and results of response surface

對上述2 個模型進(jìn)行檢驗，其殘差分布及實際值與預(yù)測值的對比分別如圖3 和圖4 所示.從圖3中可以看出，殘差分布于45°線附近，說明模型的穩(wěn)定性較高，在給定范圍內(nèi)具有較高的可信性.從圖4中可以看出，各數(shù)據(jù)點基本分布于45°線附近，實際值與預(yù)測值較為接近，說明上述2 個模型的可靠性較高.對2 個模型進(jìn)行方差分析，其診斷結(jié)果分別如表4 和表5 所示.當(dāng)P值處于一定的范圍時則能表示該方差來源在響應(yīng)曲面模型中的顯著性.P＜0.05 為顯著；P＜0.01 為高度顯著；P＜0.001為極顯著.基于此可較為直觀的判斷出各因素對熔深和熔寬的顯著性，最終明確工藝參數(shù)對封邊焊接接頭的影響情況.

圖3 模型的殘差分布Fig.3 Residual distribution of the model.(a) the residuals of Penetration;(b) the residuals of weld width

圖4 實際值與預(yù)測值的對比Fig.4 Comparison of actual and predicted values.(a) the comparison of penetration;(b) the comparison of weld width

據(jù)表4 和表5 所示，2 個模型整體具有極顯著性而失擬項為不顯著性，另外，復(fù)相關(guān)系數(shù)R與RAdj均大于0.9，說明模型的可信度較高，可以進(jìn)行后續(xù)分析.在4 種影響因素中，激光功率對熔深的影響為高度顯著，焊接速度和離焦量為極顯著，保護(hù)氣體流量則體現(xiàn)為不顯著性；在對熔寬的影響中，激光功率為顯著性，焊接速度和離焦量呈現(xiàn)極顯著性，而氣流量呈現(xiàn)不顯著性.

表4 熔深的響應(yīng)曲面診斷結(jié)果Table 4 Penetration value of response surface diagnostic results

表5 熔寬的響應(yīng)曲面診斷結(jié)果Table 5 weld width value of response surface diagnostic results

使用Design-Expert 軟件對響應(yīng)曲面模型進(jìn)行分析后得到3D 響應(yīng)曲面圖，在此基礎(chǔ)上研究各主要工藝參數(shù)對接頭的影響.當(dāng)保護(hù)氣體流量為15 L/min時，在不同離焦量下激光功率和焊接速度對接頭的交互影響如圖5 和圖6 所示.從圖5 中可以看出，處于負(fù)離焦量時，激光功率與焊接速度對熔深的影響要比零焦和正離焦量時顯著，體現(xiàn)為3D 曲面圖坡度較大.從圖6 中可以看出，當(dāng)負(fù)離焦量為?2 mm時，熔寬在一定的參數(shù)范圍內(nèi)中可以維持在4 000 μm 左右，即約等于2 倍母材的寬度；當(dāng)離焦量為+2 mm時，熔深對激光功率以及焊接速度的改變較為敏感，體現(xiàn)為3D 曲面的下降幅度較大，最低達(dá)到2 000 μm 左右，說明接頭的熔寬較小.另外，不管離焦量為?2 mm，0 mm 還是+2 mm，隨著激光功率增加以及焊接速度降低，熔深與熔寬均呈現(xiàn)增加趨勢，母材熔化量較多，接頭區(qū)域較大.

圖5 不同離焦量下激光功率和焊接速度對熔深的影響Fig.5 Influence of laser power and welding speed on penetration value under different defocusing amounts.(a) ?2 mm;(b) 0 mm;(c) +2 mm

圖6 不同離焦量下激光功率和焊接速度對熔寬的影響Fig.6 Influence of laser power and welding speed on weld width value under different defocusing amounts.(a) ?2 mm;(b) 0 mm;(c) +2 mm

基于上述分析，離焦量對于接頭的影響較為顯著.在不同的離焦量下，接頭的熔深與熔寬差異較為明顯.當(dāng)離焦量為?2 mm時，熔深與熔寬整體處于較高的水平；當(dāng)離焦量為0 mm時，熔深與熔寬整體呈現(xiàn)下降的趨勢；當(dāng)離焦量為+2 mm時，熔深與熔寬處于低水平的狀態(tài).熔深與熔寬決定了焊縫橫截面的面積大小，橫截面的面積越大，則焊縫的力學(xué)性能相對更高.因此，應(yīng)該采用負(fù)離焦量進(jìn)行鋁合金的封邊焊接.

2.2 接頭顯微組織分析

離焦量是對接頭的幾何尺寸影響最顯著的因素，故選取激光功率3 250 W，焊接速度為10 mm/s，保護(hù)氣體流量為15 L/min，離焦量分別為+2 mm和?2 mm 的接頭進(jìn)行顯微組織分析.

圖7a 和7b 分別為正離焦量和負(fù)離焦量下熔合線附近的組織，由于激光熱源的作用，使得靠近熔合線附近的母材組織發(fā)生改變，形成熱影響區(qū).當(dāng)離焦量為負(fù)時，光束在接頭內(nèi)部聚焦，對接頭的熱作用增加，使得受到焊接過程影響的母材區(qū)域增加，即熱影響區(qū)變寬.在激光焊接過程中，靠近熔合線附近的熔池區(qū)域受到周圍大體積母材金屬的冷卻作用而形成較大的溫度梯度，導(dǎo)致在熔合線附近形成了樹枝晶.當(dāng)離焦量為負(fù)時，相同熱輸入下，激光對接頭的熱作用增加，熔池高溫停留時間較長，給予樹枝晶較多的生長時間，樹枝晶較為粗大.但由于溫度分布不均勻以及熱擴(kuò)散導(dǎo)致的最優(yōu)結(jié)晶取向與熔池某處瞬時溫度梯度的最大方向不同，使得部分樹枝晶呈現(xiàn)偏離熔合線垂直方向生長甚至停止生長的情況.隨著熔合區(qū)樹枝晶的生長，會使大量的溶質(zhì)從晶體中排出.另外，隨著結(jié)晶過程不斷進(jìn)行，溫度梯度逐漸降低而結(jié)晶速度逐漸增大，使得胞狀樹枝晶變得較為細(xì)小.除從晶體中排出的溶質(zhì)外，熔池中未熔化的質(zhì)點雜質(zhì)也會促進(jìn)非均勻形核，正在生長的樹枝晶遇到新的晶核后便停止生長，與前述條件共同促進(jìn)等軸晶形成，最終由細(xì)小的胞狀樹枝晶逐漸過渡為焊縫中心區(qū)域的以等軸晶為主的組織，如圖7c 和7d 所示.與熔合線附近的組織類似，離焦量為?2 mm時，等軸晶的晶粒尺寸較大.離焦量為+2 mm 時熔池受激光熱作用較小，晶粒的生長時間變短，故而在焊縫中心處形成細(xì)小的等軸晶組織.

圖7 不同離焦量下的金相圖片F(xiàn)ig.7 Metallographic pictures under different defocusing amounts.(a) defocusing amount of +2 mm near the fusion line;(b) defocusing amount of?2 mm near the fusion line;(c) defocusing amount of +2 mm at the center of weld;(d) defocusing amount of ?2 mm at the center of weld

圖8a 和8b 分別為正離焦量和負(fù)離焦量下熔合線附近的組織，該區(qū)域的強化相沿晶界分布.圖8c和8d 分別為正離焦量和負(fù)離焦量下熔合線附近向焊縫中心過渡區(qū)域的顯微組織，該區(qū)域的強化相同樣沿晶界分布，晶粒生長方向性較為明顯，此處主要為胞狀樹枝晶.對晶界位置A 以及基體區(qū)域B 進(jìn)行EDS 分析，結(jié)果如表6 所示，其中A 區(qū)域的點掃結(jié)果根據(jù)有關(guān)文獻(xiàn)的研究[12]，分布于晶界處的強化相可能為低熔點共晶α-Al 固溶體+CuAl2(θ)或α-Al 固溶體+CuMgAl2(S)或α+θ+S.基體區(qū)域B 位置的點掃結(jié)果，該區(qū)域為α-Al 固溶體.如圖8e 和8f 所示分別為正離焦量和負(fù)離焦量下焊縫中心處的顯微組織，強化相主要呈現(xiàn)顆粒狀分布于晶界處，少量分布于晶粒內(nèi)部，此處主要為等軸晶.

圖8 不同離焦量下的微觀組織Fig.8 Microstructure under different defocusing amounts.(a) defocusing amount of +2 mm near the fusion line;(b) defocusing amount of ?2 mm near the fusion line;(c) defocusing amount of +2 mm at the transition region;(d) defocusing amount of ?2 mm at the transition region;(e) defocusing amount of +2 mm at the center of weld;(f) defocusing amount of ?2 mm at the center of weld

表6 點掃結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 6 The result of dot scanning

在焊接熔池的非平衡動態(tài)結(jié)晶過程中，溶質(zhì)元素不斷地從基體固溶體相中析出，隨著距離熔合線距離的增加，溶質(zhì)元素濃度也增加.伴隨著結(jié)晶過程的不斷進(jìn)行，在最后結(jié)晶的區(qū)域即等軸晶形成的區(qū)域中形成強化相彌散分布于組織中；少量的溶質(zhì)元素受到已經(jīng)形核或長大的樹枝晶的阻擋無法到達(dá)焊縫中心區(qū)域而存留于樹枝晶的晶界處，最后冷卻凝固后形成了沿晶界分布的強化相.

2.3 元素?zé)龘p和強化相含量分析

在鋁合金激光封邊焊接過程中，由于Mg 元素的沸點低于Al 元素，并且Mg 元素的沸點與Al 元素的熔點相差不多，因此，將有一部分Mg 元素會成為金屬蒸氣逸出熔池，使得焊縫中的Mg 元素減少，造成元素?zé)龘p.

沿著焊縫的深度方向分別對正、負(fù)離焦量下接頭中的Mg 和Cu 元素含量測定，并計算Cu、Mg 元素含量的比值.對數(shù)據(jù)進(jìn)行如下處理：每100 個數(shù)據(jù)點為一組取平均值，將其做為縱坐標(biāo)；每一組最后一個點的位置做為橫坐標(biāo)，得到如圖9 所示的隨掃描距離變化的Mg 元素含量及Cu/Mg 比值圖.從圖9a 中可以看出，與采用正離焦量進(jìn)行焊接相比，在負(fù)離焦量下，鎂元素的燒損更加嚴(yán)重.這是由于負(fù)離焦量時，激光對熔池的過熱作用更為劇烈，導(dǎo)致Mg 元素?zé)龘p比正離焦量時更嚴(yán)重.另外，在正、負(fù)離焦量下，隨著掃描長度增加，鎂元素的燒損均減輕.

當(dāng)Cu/Mg=2.61時，2A12 合金中強化相主要為S，此時強化效果最優(yōu)；隨著Cu/Mg 的增加，當(dāng)8≥ Cu/Mg ≥4時，S 相仍是主要的強化相，但是其含量減少，θ 相含量增加；當(dāng)Cu/Mg≥8時，θ 相為主要強化相[13].從圖9b 中可以看出，與采用正離焦量進(jìn)行焊接相比，在負(fù)離焦量下，Cu/Mg 比值較大.在正、負(fù)離焦量下，焊縫處Cu/Mg 比值均遠(yuǎn)超過母材.盡管此時的Cu/Mg 值仍處于以S 相為主要強化相的范圍內(nèi)，但S 相在焊縫中的含量降低，強化效果有所減弱.

圖9 不同離焦量下接頭中Mg 元素的含量和Cu/MgFig.9 The content of Mg element and Cu/Mg in joint under different defocusing amounts.(a) the content of Mg element;(b) Cu/Mg

2.4 接頭顯微硬度分析

如圖10 所示，對激光功率為3250 W，焊接速度為10 mm/s，保護(hù)氣體流量為15 L/min，離焦量為?2 mm 和 +2 mm 的接頭分別進(jìn)行顯微硬度測量.

圖10 不同離焦量下的顯微硬度對比Fig.10 Microhardness comparison under different defocus amounts

測量自焊縫最上端區(qū)域開始至母材區(qū)域結(jié)束.其中母材區(qū)域平均硬度約為130 HV，正離焦量時焊縫區(qū)的平均硬度約為110 HV，熱影響區(qū)的平均硬度約為106 HV；負(fù)離焦量時焊縫區(qū)的平均硬度約為106 HV，熱影響區(qū)的平均硬度約為109 HV.導(dǎo)致焊縫區(qū)域硬度降低的原因除前文中所述的強化相改變外，還因為在母材中強化相細(xì)小而均勻的分布在α-Al 基體中，然而由于焊縫區(qū)域存在部分Mg 元素?zé)龘p，使得強化相S 的含量減少并且存在于晶界處的網(wǎng)絡(luò)低熔點共晶組織中，因此焊縫區(qū)域的整體硬度會低于母材.但由于焊縫中心區(qū)域存在著大量的細(xì)小等軸晶，存在細(xì)晶強化作用，硬度降低趨勢得以部分抑制.有相關(guān)研究表明，焊縫中心位置低熔點共晶呈連續(xù)網(wǎng)狀分布容易導(dǎo)致焊縫金屬的硬度降低[14].因此在宏觀上體現(xiàn)為焊縫區(qū)域硬度與母材相比呈現(xiàn)較低的水平.由于負(fù)離焦量時焊縫中的強化相S 含量較正離焦量時有所減少，并且晶粒較為粗大，使得離焦量為負(fù)時，焊縫的硬度值較低.

2.5 氣密性測試

如圖11 所示，分別采用激光功率為3250 W，焊接速度為10 mm/s，保護(hù)氣體流量為15 L/min，離焦量為+2 mm 和?2 mm 的工藝參數(shù)對2 塊鋁合金板的一側(cè)進(jìn)行封邊焊接，在其另一側(cè)開槽.

圖11 氣密性測試試樣制備Fig.11 Preparation of sample for air tightness test.(a) the edge sealing weld with defocusing amount of +2 mm;(b) the slotted sample with defocusing amount of +2 mm;(c) the edge sealing weld with defocusing amount of?2 mm;(d) the slotted sample with defocusing amount of ?2 mm

采用盛水試驗對制備的試樣進(jìn)行氣密性測試，以水自重所產(chǎn)生的靜壓來檢驗結(jié)構(gòu)有無滲漏現(xiàn)象，氣密性測試過程和結(jié)果如圖12 所示.分別向兩個槽中注滿水，將封邊焊縫這側(cè)放到吸水紙上面，靜置一段時間，把試樣移開，吸水紙均未濕，表明兩個封邊試樣均無水滲漏，因此激光封邊焊接的氣密性均良好.

圖12 氣密性測試過程和結(jié)果Fig.12 Process and results of air tightness testing.(a) the process of testing with defocusing amount of +2 mm;(b) the result of testing with defocusing amount of +2 mm;(c) the process of testing with defocusing amount of?2 mm;(d) the result of testing with defocusing amount of ?2 mm

3 結(jié)論

(1) 2A12 鋁合金激光封邊焊接焊縫幾何特征的主要影響因素依次為離焦量、焊接速度和激光功率，而保護(hù)氣體流量為非顯著性因素.

(2)在熔合線附近和過渡區(qū)域均是胞狀樹枝晶組織，強化相沿晶界分布；在焊縫中心區(qū)域是等軸晶組織，強化相主要呈現(xiàn)顆粒狀分布于晶界處，少量分布于晶粒內(nèi)部.與正離焦量相比，負(fù)離焦量時，焊縫的晶粒尺寸較大.

(3)正、負(fù)離焦量時，焊縫的硬度均低于母材；采用負(fù)離焦量時，焊縫硬度較低.主要因為是焊接過程中Mg 元素的燒損降低了焊縫中強化相S 的含量.離焦量為 +2 mm 和?2 mm時，激光封邊焊接的氣密性均良好.