趙艷秋，李響,，劉志強(qiáng)，顏廷艷，王磊磊，占小紅

(1.南京航空航天大學(xué),南京,211106；2.無錫銳科光纖激光技術(shù)有限責(zé)任公司應(yīng)用工藝部,無錫,214174)

0 序言

鋁鋰合金具有良好的比強(qiáng)度、比剛度以及抗疲勞性能，是新一代航天推進(jìn)劑貯箱結(jié)構(gòu)的備選材料[1].1998 年12 月發(fā)射的奮進(jìn)者號(hào)航天飛機(jī)，其超輕燃油儲(chǔ)箱采用2195 鋁鋰合金代替原來的2 219鋁合金，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)整體減重3 405 kg[2-3].2195 鋁鋰合金是第三代高強(qiáng)度鋁鋰合金，除具有上述鋁鋰合金優(yōu)點(diǎn)外，還具有低溫性能良好、耐腐蝕性高等優(yōu)點(diǎn)[4].

激光焊接具有能量密度高、速度快、變形小等諸多優(yōu)點(diǎn)，可以獲得深寬比高且熱影響區(qū)窄的焊接接頭，目前已經(jīng)廣泛的應(yīng)用于航空航天、汽車、船舶等領(lǐng)域[5-7].然而鋁合金激光焊接中極易出現(xiàn)氣孔缺陷，嚴(yán)重?fù)p壞結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能[8].為了克服單一激光焊接中存在的工藝難點(diǎn)，雙激光復(fù)合焊接工藝引起了國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者的廣泛關(guān)注[9-10].Kronthaler 等人[11]利用Nd:YAG 激光和大功率半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接鋁合金，有效降低氣孔等缺陷.Witzendorff 等人[12]研究采用脈沖Nd: YAG激光與半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接薄板6 系鋁合金，有效減少熱裂紋缺陷的產(chǎn)生.楊璟[13]發(fā)現(xiàn)雙光點(diǎn)激光熱源增大了匙孔的開口面積，延緩熔池凝固時(shí)間，進(jìn)而抑制了氣孔缺陷的產(chǎn)生.楊海鋒等人[14]采用雙束激光焊接了5A06鋁合金，證明了雙光束焊接過程等離子體更加穩(wěn)定，氣孔缺陷更少.朱寶華等人[15]采用光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接3003 鋁合金，研究發(fā)現(xiàn)，兩束激光共同作用同一熔池內(nèi)，熱傳導(dǎo)和匙孔機(jī)制協(xié)調(diào)作用，改變?nèi)鄢亓鲃?dòng)方式，從而提高焊接穩(wěn)定性，獲得良好的焊縫.

綜上，激光復(fù)合熱源在穩(wěn)定熔池、控制缺陷方面具有顯著優(yōu)勢(shì)，在激光加工領(lǐng)域擁有巨大的應(yīng)用潛力.然而，光纖-半導(dǎo)體復(fù)合激光熱源作為一種新熱源，與材料之間的相互作用更加復(fù)雜，特別是對(duì)于含有低沸點(diǎn)Li 元素、Mg 元素的2195 鋁鋰合金，該熱源的焊接適用性亟待探索.針對(duì)國(guó)產(chǎn)2195 鋁鋰合金開展不同能量配比系數(shù)下的光纖-半導(dǎo)體復(fù)合激光焊接試驗(yàn)研究，定量研究光纖/半導(dǎo)體激光功率對(duì)2195 鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接形貌與氣孔缺陷的影響，為2195 鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體復(fù)合激光焊接技術(shù)在航天領(lǐng)域的應(yīng)用提供理論指導(dǎo).

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所采用的半導(dǎo)體激光器與光纖激光器的關(guān)鍵參數(shù)如表1 所示.光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接設(shè)備包括RFL-C3000 型光纖激光器、RFL-A3000D半導(dǎo)體激光器以及ND36 型激光復(fù)合焊接頭，如圖1所示.此外，采用C6L 光纖焊接控制系統(tǒng)設(shè)置激光焊接參數(shù)及路徑.

圖1 光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接設(shè)備Fig.1 Fiber-diode laser hybrid welding equipment.(a)laser composite welding head;(b) RFL-C3000 fiber laser;(c) RFL-A3000D semiconductor laser

表1 光纖激光與半導(dǎo)體激光的關(guān)鍵參數(shù)Table 1 Parameters of fiber laser and diode laser

1.2 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)所采用的光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接示意圖如圖2 所示，光纖激光與半導(dǎo)體激光通過不同芯徑的傳輸光纖傳輸至激光復(fù)合焊接頭，實(shí)現(xiàn)光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接.光纖-半導(dǎo)體光束復(fù)合原理圖如圖2 所示，光纖-半導(dǎo)體激光的復(fù)合形式為同心圓式疊加.材料為2195 鋁鋰合金，其化學(xué)成分如表2所示.材料的厚度為4 mm，熱處理狀態(tài)為T8 態(tài).焊接試驗(yàn)前，采用型號(hào)為RFL-P200MX 的激光器對(duì)焊件表面進(jìn)行激光清洗，去除表面氧化膜.文中所采用的光纖激光與半導(dǎo)體激光功率的范圍均為0～3 kW，激光入射角度為90°，焊接速度為3 m/min.此外，采用紫銅保護(hù)氣噴嘴對(duì)焊接過程進(jìn)行保護(hù)，保護(hù)氣為純度為99.99%的氬氣.焊接過程中，保護(hù)氣后吹且保護(hù)氣體流量為20 L/min.

圖2 光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接Fig.2 Fiber-diode laser hybrid welding

表2 2195 鋁鋰合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)Table 2 Chemical composition of 2195 Al-Li alloy

2 分析與討論

2.1 光纖-半導(dǎo)體激光功率對(duì)焊接形貌的影響

圖3 為不同光纖激光功率(Pf)下的焊縫橫截面形貌，圖4 為不同光纖激光功率對(duì)焊接截面的影響.其半導(dǎo)體激光功率(Pd)均為3.0 kW.由焊縫橫截面宏觀形貌可知，光纖激光功率由0 kW 逐漸增加至1.5 kW，焊縫形貌由“碗”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤癡”形，焊縫上熔寬(w1)、熔深(d)、焊縫面積(S)大致呈線性增長(zhǎng)；進(jìn)一步增加至2.0 kW，獲得熔透的焊縫；由2.5 kW 增加至3.0 kW，焊縫呈“高腳杯”形，焊縫上熔寬無明顯差異，而焊縫下熔寬(w2)明顯增大.由此可見，在半導(dǎo)體激光功率不變的情況下，光纖激光功率增加對(duì)焊縫熔深的影響遠(yuǎn)大于對(duì)焊縫熔寬的影響.

圖3 不同光纖激光功率下的焊縫橫截面Fig.3 Cross-section of welding seam under different fiber laser power.(a) schematic diagram;(b) Pf=0 kW,Pd=3.0 kW: (c) Pf=0.5 kW,Pd=3.0 kW;(d) Pf=1.0 kW,Pd=3.0 kW;(e) Pf=1.5 kW,Pd=3.0 kW;(f) Pf=2.0 kW,Pd=3.0 kW;(g) Pf=2.5 kW,Pd=3.0 kW;(h) Pf=3.0 kW,Pd=3.0 kW

圖4 光纖激光功率對(duì)焊縫形貌的影響Fig.4 Effect of fiber laser power on weld morphology

圖5 分別為不同激光熱源焊接的焊縫表面形貌.其中，圖5a 為單一光纖激光焊接焊縫，光纖激光功率為3.0 kW，焊接速度為3 m/min；圖5b 為光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接焊縫，光纖激光功率為3.0 kW，半導(dǎo)體激光功率為2.5 kW，焊接速度為3 m/min.對(duì)比可知，單一激光焊接過程不穩(wěn)定，焊后表面成形均勻性較差.單一光纖激光作用下形成的匙孔與熔池的相互作用及其劇烈，匙孔內(nèi)部的等離子體/羽輝在焊接過程中呈周期性噴發(fā)狀態(tài)，同時(shí)引發(fā)熔池振蕩劇烈，最終導(dǎo)致焊接飛濺與焊縫表面成形不穩(wěn)定.而在加入半導(dǎo)體激光熱源以后，焊接熔池溫度顯著升高，在一定程度上降低了匙孔與熔池的溫度差異，熔池振蕩顯現(xiàn)得到一定程度的抑制，進(jìn)而增加了焊接過程穩(wěn)定性，最終獲得的焊縫表面成形質(zhì)量好，魚鱗紋分布均勻.

圖5 不同激光熱源焊接的焊縫表面形貌Fig.5 The surface morphology of weld seam fabricated by different laser source.(a) fiber laser welding;(b) fiber-diode laser composite welding

圖6 為不同半導(dǎo)體激光功率下的焊縫橫截面形貌，其光纖激光功功率均為3.0 kW，圖7 為半導(dǎo)體激光功率對(duì)焊縫形貌的影響.由焊縫橫截面宏觀形貌可知，單一光纖激光作用下，焊縫熔透，焊縫橫截面大致呈“X”形.半導(dǎo)體激光功率由0 W 增加逐漸至3.0 kW，焊縫上熔寬與焊縫橫截面積大致呈上升的趨勢(shì)，而焊縫下熔寬的變化較小，焊縫橫截面成形由“X”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤案吣_杯”形.由此可見，在光纖激光功率不變的情況下，半導(dǎo)體激光功率增加對(duì)焊縫上熔寬與焊縫橫截面積的影響顯著，而對(duì)焊縫熔深和焊縫下熔寬無顯著影響.

圖6 不同半導(dǎo)體激光功率下的焊縫橫截面形貌Fig.6 Cross-section of welding seam under different diode laser power.(a) Pf=3.0 kW,Pd=0 kW;(b)Pf=3.0 kW,Pd=0.5 kW;(c) Pf=3.0 kW,Pd=1.0 kW;(d) Pf=3.0 kW,Pd=1.5 kW;(e) Pf=3.0 kW,Pd=2.0 kW;(f) Pf=3.0 kW,Pd=2.5 kW

圖7 半導(dǎo)體激光功率對(duì)焊縫形貌的影響Fig.7 Effect of diode laser power on weld morphology

針對(duì)2195 鋁鋰合金進(jìn)一步開展不同光纖-半導(dǎo)體激光能量配比系數(shù)(φ)下的焊接試驗(yàn)，光纖-半導(dǎo)體激光能量配比系數(shù)為

不同能量配比系數(shù)下的焊縫橫截面積如圖8所示，光纖激光功率的增加對(duì)焊縫橫截面積的影響明顯大于半導(dǎo)體激光功率的增加對(duì)焊縫橫截面積的影響.根據(jù)已有試驗(yàn)結(jié)果，采用回歸分析方法，以光纖激光功率、半導(dǎo)體激光功率為自變量，焊縫橫截面積為因變量，獲得回歸模型，即

該回歸方程的復(fù)相關(guān)系數(shù)約為0.99，表明光纖激光功率、半導(dǎo)體激光功率與焊縫橫截面積之間呈現(xiàn)高度的正相關(guān)關(guān)系，顯著性統(tǒng)計(jì)量的值約為6.52 ×10-11，該值遠(yuǎn)小于顯著性水平0.01，回歸效果顯著.該回歸方程的三維曲面圖如圖8b 所示，對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果與回歸擬合結(jié)果，擬合結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果高度重合，可用于預(yù)測(cè)2195 鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接焊縫的橫截面積，該模型的適用范圍為0 kW ≤Pf≤ 3.0 kW 且0 kW ≤Pd≤ 3.0 kW.

圖8 不同能量配比下的焊縫橫截面積Fig.8 The cross-section area of weld seam under different energy ratio.(a) test results;(b)regression fitting results

進(jìn)一步觀察不同能量配比系數(shù)下的焊縫橫截面宏觀形貌，可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于完全焊透的焊縫，由于激光熱輸入與能量配比系數(shù)的不同，焊縫橫截面宏觀形貌存在顯著差異.當(dāng)φ=2.5 且光纖激光功率2.5 kW 時(shí)，焊縫熔透，w1>w3>w2，如圖9a 所示，焊縫下熔寬最小，橫截面大致呈“U”形；而φ=1.5 且光纖激光功率3.0 kW 時(shí)，焊縫熔透，w1>w2>w3，如圖9b 所示，焊縫腰部熔寬最小，橫截面大致呈“高腳杯”形.

圖9 不同類型的焊縫橫截面宏觀形貌Fig.9 Different types of weld morphology in crosssection.(a) φ=2.5,Pf=2.5 kW;(b) φ=1.5,Pf=3.0 kW

根據(jù)光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接焊縫橫截面成形特征，將焊縫分為半導(dǎo)體激光作用區(qū)域、光纖激光作用區(qū)域與光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用區(qū)域.結(jié)合圖3 和圖4 可以發(fā)現(xiàn)，在深熔-熱傳導(dǎo)復(fù)合焊接模式下，隨著光纖激光功率的增加，光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用區(qū)域、光纖激光作用區(qū)域的面積均增大.結(jié)合圖6 和圖7 可以發(fā)現(xiàn)，隨著半導(dǎo)體激光功率的增加，光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用范圍逐漸增大，而對(duì)光纖激光作用區(qū)域影響較小.由于激光熱輸入與能量配比系數(shù)的不同，焊接接頭熔池內(nèi)部的流動(dòng)特征亦存在顯著差異.不同焊縫橫截面形貌的形成機(jī)理如圖10 所示，在未焊透的“V”形熔池中，光纖激光功率較小，導(dǎo)致光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用區(qū)域的面積及光纖作用區(qū)域的面積均較??；在“U”形熔池中，φ=2.5，光纖激光功率較高，焊縫熔透，而半導(dǎo)體激光功率低，導(dǎo)致光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用區(qū)域的面積較?。辉凇案吣_杯”形熔池中，φ=1，兩種激光功率較高且均對(duì)光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用區(qū)域內(nèi)的熔池流動(dòng)產(chǎn)生重要的影響，半導(dǎo)體激光的引入促進(jìn)熔池的橫向流動(dòng)，而光纖激光的引入促進(jìn)熔池縱向流動(dòng)，進(jìn)而形成了上寬下窄的“高腳杯”形焊縫.

圖10 不同焊縫橫截面形貌的形成機(jī)理Fig.10 Formation mechanism of different weld morphology in cross-section.(a) fiber laser welding;(b) diode laser welding;(c) V-shaped molten pool;(d) U-shaped molten pool;(e) “goblet” shaped molten pool

2.2 光纖-半導(dǎo)體激光功率對(duì)氣孔缺陷的影響

進(jìn)一步針對(duì)光纖-半導(dǎo)體激光焊接焊縫的氣孔缺陷進(jìn)行測(cè)量與分析.試驗(yàn)將氣孔率(p)定義為氣孔累積面積占焊縫上表面積的比例.不同光纖激光功率下的氣孔缺陷分布特征如圖11 所示.當(dāng)光纖激光功率為2.0 kW 時(shí)，焊縫內(nèi)部氣孔缺陷較多，大部分為冶金氣孔且主要分布于焊縫中心.當(dāng)光纖激光功率由2.0 kW 增加至3.0 kW，氣孔缺陷數(shù)量逐漸下降，且最大氣孔缺陷面積下降，氣孔率由1.47%降低至0.07%.

圖11 光纖激光功率對(duì)氣孔缺陷的影響Fig.11 Effect of fiber laser power on porosity.(a) Pf=2.0 kW,Pd=3.0 kW,ρ=1.47%;(b) Pf=2.5 kW,Pd=3.0 kW,ρ=0.56%;(c) Pf=3.0 kW,Pd=3.0 kW,ρ=0.07%

進(jìn)一步分析不同半導(dǎo)體激光功率下的氣孔缺陷分布特征.圖12a 為單一光纖激光焊接接頭的氣孔缺陷分布特征，可以發(fā)現(xiàn)，單一激光焊接接頭表面成形質(zhì)量差且存在尺寸較大的氣孔缺陷，最大氣孔缺陷面積達(dá)1.499 mm2，氣孔率達(dá)1.0%.半導(dǎo)體激光功率逐漸增加至1.0 kW，氣孔缺陷數(shù)量略微增加，且在表面成形不均勻處形成了尺寸較大的工藝氣孔，如圖12b-圖12c 所示.工藝氣孔的形成是由于激光焊接過程中匙孔失穩(wěn)坍塌而導(dǎo)致的，嚴(yán)重?fù)p害接頭的力學(xué)性能.將半導(dǎo)體激光功率逐漸增加至2.0 kW，焊縫內(nèi)部依然存在氣孔缺陷，但缺陷尺寸顯著下降，氣孔率由1.19%降低至0.35%，最大氣孔缺陷面積為0.275 mm2，如圖12d～ 圖12e 所示.將半導(dǎo)體激光功率進(jìn)一步增加至3.0 kW，氣孔率進(jìn)一步降低至0.07%.結(jié)合上述結(jié)果可知，對(duì)于2195 鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合焊接過程，3.0 kW 光纖激光搭配0～ 1.0 kW 的半導(dǎo)體激光，φ<3，難以起到穩(wěn)定焊接熔池的作用，匙孔與熔池依然存在較大的溫度差異，匙孔易失穩(wěn)，形成尺寸較大的工藝氣孔；3.0 kW 光纖激光搭配1.5～2.0 kW 的半導(dǎo)體激光，1.5 <φ<2，可在一定程度上達(dá)到穩(wěn)定焊接熔池的效果，顯著降低氣孔缺陷尺寸；3.0 kW 光纖激光搭配2.5～ 3.0 kW 的半導(dǎo)體激光，1.0 <φ<1.2，對(duì)焊接熔池的穩(wěn)定效果最佳，焊接過程穩(wěn)定，且焊縫內(nèi)幾乎無氣孔缺陷.

圖12 半導(dǎo)體激光功率對(duì)氣孔缺陷的影響Fig.12 Effect of diode laser power on porosity.(a) Pf=3.0 kW,Pd=0 kW,ρ=1.00%;(b) Pf=3.0 kW,Pd=0.5 kW ρ=1.32%;(c) Pf=3.0 kW,Pd=1.0 kW,ρ=1.19%;(d) Pf=3.0 kW,Pd=1.5 kW,ρ=0.40%;(e) Pf=3.0 kW,Pd=2.0 kW,ρ=0.35%;(f) Pf=3.0 kW,Pd=2.5 kW,ρ=0.09%;(g) Pf=3.0 kW,Pd=3.0 kW,ρ=0.07%

基于不同能量配比系數(shù)下的2195 鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體復(fù)合激光焊接接頭，進(jìn)一步測(cè)量其氣孔率.結(jié)果如圖13 所示，當(dāng)光纖激光功率為2.0～2.5 kW 時(shí)，焊縫氣孔率均較高.在光纖與半導(dǎo)體激光功率均為2.0 kW(φ=1)時(shí)，氣孔率為1.69%；在光纖與半導(dǎo)體激光功率均為2.5 kW(φ=1)時(shí)，氣孔率達(dá)到最高，為3.70%；在光纖與半導(dǎo)體激光功率均為3.0 kW(φ=1)時(shí)，氣孔率僅為0.07%.

圖13 能量配比對(duì)氣孔缺陷的影響Fig.13 Effect of energy ratio on porosity

綜上，對(duì)于2195 鋁鋰合金光纖-半導(dǎo)體復(fù)合激光焊接而言，光纖激光的主要作用為獲得完全焊透的熔池，半導(dǎo)體激光做為輔助熱源穩(wěn)定熔池，均對(duì)焊縫氣孔缺陷的控制起著重要的作用，采用合適的光纖激光功率保證獲得完全熔透的焊縫，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步疊加較高的半導(dǎo)體激光功率，可以達(dá)到有效控制氣孔缺陷的效果.針對(duì)試驗(yàn)所開展的4 mm厚2195 鋁鋰合金，在光纖激光功率為3.0 kW、半導(dǎo)體激光功率為2.5～ 3.0 kW 時(shí)，焊接過程穩(wěn)定，熔池溫度高且光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用范圍較大，有利于氣體從液態(tài)金屬中逸出，焊接氣孔缺陷最少.

3 結(jié)論

(1) 光纖激光功率增加對(duì)焊縫熔深的影響顯著，對(duì)比單一光纖激光焊接，加入半導(dǎo)體激光熱源，焊接過程穩(wěn)定性增加，焊縫成形良好.此外，半導(dǎo)體激光功率增加對(duì)焊縫上熔寬與焊縫橫截面積的影響顯著，而對(duì)焊縫熔深和焊縫下熔寬無顯著影響.

(2) 根據(jù)不同能量配比系數(shù)下的焊縫橫截面積，采用回歸分析方法，建立了光纖激光功率、半導(dǎo)體激光功率與焊縫橫截面積的回歸擬合模型，可用于預(yù)測(cè)焊縫橫截面積.

(3) 針對(duì)完全熔透的激光復(fù)合焊接焊縫，其橫截面形貌可分為 “U”形及“高腳杯”形.在“高腳杯”形熔池中，兩種激光功率均對(duì)光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用區(qū)域內(nèi)的熔池流動(dòng)產(chǎn)生重要的影響.

(4) 光纖與半導(dǎo)體激光功率均對(duì)焊縫氣孔缺陷的控制起著重要的作用.對(duì)于4 mm 厚2195 鋁鋰合金，3.0 kW 光纖激光搭配2.5～ 3.0 kW 的半導(dǎo)體激光，1.0 <φ<1.2，熔池溫度高且光纖-半導(dǎo)體激光復(fù)合作用范圍大，焊接接頭氣孔缺陷最少.