激光焊接7A52高強(qiáng)度鋁合金焊縫氣孔形成機(jī)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(xué)院 交通管理工程學(xué)院,廣西 南寧 530028; 2. 貴州大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,貴州 貴陽 550025)

7A52高強(qiáng)度鋁合金中含有不同比例的Zn、Mg等影響合金力學(xué)性能的元素,Zn元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4.8%,Mg元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)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(qiáng)度鋁合金具有密度小、耐腐蝕性好、力學(xué)性能優(yōu)良,承載能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[4-7],廣泛應(yīng)用于航空航天和汽車制造領(lǐng)域。對于飛機(jī)或汽車上零部件,使用7A52高強(qiáng)度鋁合金與使用相同結(jié)構(gòu)和體積的不銹鋼等金屬相比,鋁合金既能滿足承擔(dān)載荷的要求又實(shí)現(xiàn)了輕量化,在一定程度上減輕了整機(jī)、整車的重量,降低了油耗和碳排放量[7]。

7A52高強(qiáng)度鋁合金熔點(diǎn)低且焊接時(shí)容易氧化,傳統(tǒng)的焊接方法焊接鋁合金時(shí)獲得高質(zhì)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(shí)間段的能量、相變、熔池形貌、匙孔等的動(dòng)態(tài)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(yīng)力等影響焊縫質(zhì)量的結(jié)論。李俐群等[7]對激光焊接鋁合金過程中熔池內(nèi)氣泡演變?yōu)楹缚p凝固后氣孔的機(jī)理進(jìn)行了探究,通過高速攝像系統(tǒng)實(shí)時(shí)監(jiān)測焊接過程,無損檢測焊縫內(nèi)氣孔分布,分析了不同工況下氣泡演變?yōu)闅饪椎臋C(jī)理。但是,鮮有學(xué)者對鋁合金變厚板激光焊縫進(jìn)行研究,特別是恒定功率焊接變厚板時(shí),薄端焊縫存在過熔透和氣孔數(shù)量多等缺點(diǎn),故筆者針對激光焊接變厚板焊縫氣孔的形成原因和機(jī)理進(jìn)行研究。

1 試驗(yàn)及檢測

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)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(xù)變化,兩塊相同的板對接裝夾固定,如圖1。

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

1.2 試驗(yàn)平臺

如圖2,激光焊接鋁合金變厚板的試驗(yàn)平臺主要由光纖激光發(fā)生器、夾具、機(jī)械臂、空氣系統(tǒng)和保護(hù)氣系統(tǒng)等組成。

圖2 試驗(yàn)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(shí),薄端位置的焊縫吸收大量能量被過度熔透,焊縫內(nèi)存在大量氣孔,為研究氣孔形成原因,根據(jù)已取得的研究結(jié)果,恒定功率焊接功率為1 400 W, 按表1參數(shù)進(jìn)行激光焊接[9-10]。

表1 焊接參數(shù)Table 1 Welding parameters

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

按表1中參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn),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(nèi)匙孔效應(yīng)明顯,匙孔周圍熔池流動(dòng)強(qiáng)烈,在厚度較大位置這些現(xiàn)象不明顯,筆者重點(diǎn)分析小厚度位置焊縫內(nèi)氣孔的形成機(jī)理。根據(jù)小厚度位置焊縫微觀缺陷檢測結(jié)果,發(fā)現(xiàn)焊縫內(nèi)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(wěn)定轉(zhuǎn)變,在熔池演變的不同階段,材料吸收的熱量總量不同導(dǎo)致熔池溫度值差別較大,熱量和溫度同時(shí)影響了匙孔內(nèi)金屬蒸氣形成的高溫高壓金屬蒸氣的密度、流動(dòng)速度、壓力等[11],匙孔周圍金屬液體蘊(yùn)含的熱量總值和溫度決定了熔池的流動(dòng)強(qiáng)度和液體凝固結(jié)晶的速率[12],來自匙孔內(nèi)部金屬蒸氣的力和來自匙孔周圍的力對匙孔壁產(chǎn)生動(dòng)態(tài)不均衡作用,匙孔形狀和尺寸動(dòng)態(tài)變化,導(dǎo)致匙孔產(chǎn)生氣泡演變?yōu)闅饪譡13]。

計(jì)算準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)匙孔壁面吸收的能量,考慮到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)匙孔內(nèi)金屬蒸氣對光束產(chǎn)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(nèi)壁面形貌復(fù)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(tài)下小方塊內(nèi)充滿相應(yīng)物態(tài)的材料,每個(gè)方塊上有且只有一束光照射;通過計(jì)算每個(gè)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(guān)系。不同位置激光強(qiáng)度根據(jù)式(1)計(jì)算[14-15]:

(1)

Im,i(ri,zi)=3×1 400/π(0.05×10-3)2×

式中:R為焦點(diǎn)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(nèi)壁局部范圍劃分為H個(gè)單位體積小方塊,局部任意位置的某個(gè)方塊被激光束i照射,對應(yīng)束光i照射的小方塊的體積為Vi,光束i經(jīng)過了m次折射,光束折射次數(shù)越多導(dǎo)致強(qiáng)度越小,Im,i為經(jīng)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(qiáng)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(jì)算小方塊吸收激光時(shí)考慮菲涅爾吸收效應(yīng),夾角是影響菲涅爾吸收系數(shù)的主要因素,通過式(2)計(jì)算菲涅爾吸收系數(shù)[13]:

(2)

式中:Lfr為菲涅爾吸收系數(shù);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(shù),值為6.8,當(dāng)θi值為45°,計(jì)算得出菲涅爾吸收系數(shù)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(nèi)材料對激光能量吸收越充分。激光作用于匙孔內(nèi)局部范圍壁面,輸入的總能量可以用式(3)計(jì)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(fā)生階段性變化,特別是在匙孔壁面的局部范圍內(nèi)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(wěn)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(nèi)金屬蒸氣通過抽象劃分的小方塊,9為經(jīng)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(nèi)液態(tài)金屬抽象劃分的小方塊,11為熔池中匙孔內(nèi)空間,12為熔池中匙孔周圍液態(tài)金屬。匙孔內(nèi)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(nèi)小方塊的法向量夾角比較大,菲涅爾吸收系數(shù)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(tài)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(nèi)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(dòng)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(qiáng)。該階段熔池內(nèi)熱量和溫度都還沒有達(dá)到最大值,匙孔壁面受到來自匙孔內(nèi)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(shù),值為0.6;Ti為流體實(shí)際溫度,值為3 500 K;Tv為液態(tài)鋁合金蒸發(fā)溫度,Tv=2 490 K;ΔHlv為液態(tài)鋁合金蒸發(fā)潛熱,ΔHlv=1.07×107J/kg;τ為匙孔中混合氣體常數(shù),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(chǎn)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(shù);Aδ為表面張力系數(shù)梯度,Aδ=-3.5×10-4;Tm為鋁合金熔化溫度,Tm=850 K。

計(jì)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(shí)伴隨著孔內(nèi)高溫高壓金屬蒸氣的壓力和沖擊作用,導(dǎo)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(shí)間推移,輸入壁面周圍流體的能量E累計(jì)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(nèi)形成凹陷在豎直方向的壓力Pc,z和重力作用下變形嚴(yán)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(nèi)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(shù)Lfr的值變大,即單位時(shí)間內(nèi)光束照射在壁面輸入大量的熱量,使液態(tài)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(tài),匙孔壁面受到來自匙孔內(nèi)金屬蒸氣的壓力Ph和重力大于來自周圍液態(tài)金屬表面張力值,匙孔嚴(yán)重變形[12-14]。

激光束持續(xù)向匙孔內(nèi)輸入能量,匙孔內(nèi)局部空間小塊內(nèi)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(yùn)動(dòng)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(chǎn)生作用,壁面周圍流體吸收的能量總量累計(jì)增加,熔池金屬溫度急劇升高,熔池金屬的波爾茲曼常數(shù)k和材料液態(tài)原子蒸發(fā)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(nèi)的金屬蒸氣對匙孔壁面凹陷內(nèi)豎直方向施加的壓力可以通過式(6)計(jì)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(nèi)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(dòng)力粘度值增大,抵抗水平方向變形能力較強(qiáng),金屬蒸氣豎直方向壓力Pc,z使凹陷持續(xù)演變?yōu)闅馀輀8]。

如圖7,匙孔內(nèi)高溫高壓金屬蒸氣產(chǎn)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(nèi)小方塊的法向量與光束夾角變大,菲涅爾吸收系數(shù)Lfr的值變小,同時(shí)輸入的熱量使壁面溫度持續(xù)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?yōu)榫疇?井狀凹坑的開口處同時(shí)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(nèi)部的金屬蒸氣形成氣泡。匙孔壁面周圍局部空間范圍內(nèi)產(chǎn)生凹陷變形位置處的液態(tài)金屬持續(xù)吸收熱量,溫度升高,使液態(tài)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(dòng);壁面變形達(dá)到最大值,高溫高壓金屬蒸氣和等離子流產(chǎn)生的金屬蒸氣沖擊導(dǎo)致壁面的局部范圍形成凹陷內(nèi)被氣流填充,凹坑被周圍不穩(wěn)定液體金屬流動(dòng)封閉形成氣泡,隨著液態(tài)金屬凝固,氣泡逐漸演變?yōu)槿鄢貎?nèi)微孔,氣泡演變?yōu)槲⒖椎倪^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(fā)到空氣中,焊縫整體溫度降低,熔融狀態(tài)焊縫從液相逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楣滔?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(shí)散發(fā)到空氣中,同時(shí)熱量也通過熱影響區(qū)傳遞到焊縫兩側(cè)基材,故薄端焊縫熱量散失途徑多且速度快,過冷度大,結(jié)晶過程中形核率高,焊縫凝固后晶粒細(xì)化明顯[3,8]。如圖8(a),熔融狀態(tài)焊縫內(nèi)能量高、溫度高,各種元素原子活性高且雜亂無章的運(yùn)動(dòng),高能量密度的激光束持續(xù)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(nèi)部形成微小氣泡。高溫熔融狀態(tài)金屬還沒有開始結(jié)晶,各種原子雜亂無章運(yùn)動(dòng),微小氣泡向熔池上表面移動(dòng)且受到原子的阻礙較小。如圖8(b),溫度持續(xù)降低,熔融狀態(tài)焊縫含有的能量降低,原子運(yùn)動(dòng)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(tài)焊縫過冷度較大,熔池溫度持續(xù)降低同時(shí)在熔池內(nèi)形成的晶核,無規(guī)則運(yùn)動(dòng)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(xù)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(jīng)移動(dòng)到熔池表面,尺寸較大或移動(dòng)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(dòng)[14]。如圖8(d),晶粒生長基本完成,少量微小氣泡沒有移動(dòng)到熔池表面,溫度持續(xù)降低,焊縫凝固,微小氣泡演變?yōu)闅饪譡10,14]。

3 結(jié) 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(dǎo)致熔池溫度變化,匙孔內(nèi)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(jì)算相對較小空間內(nèi)力和能量。匙孔內(nèi)金屬蒸氣產(chǎn)生的壓力和匙孔壁面表面張力對匙孔壁產(chǎn)生動(dòng)態(tài)不均衡作用,匙孔形狀和尺寸動(dòng)態(tài)變化,導(dǎo)致匙孔周圍產(chǎn)生氣孔。