高级检索

激光焊中侧吹保护气质量分布的数值分析

吴家洲,张华,李玉龙,张奇奇

吴家洲,张华,李玉龙,张奇奇. 激光焊中侧吹保护气质量分布的数值分析[J]. 焊接学报, 2018, 39(2). DOI: 10.12073/j.hjxb.2018390037
引用本文: 吴家洲,张华,李玉龙,张奇奇. 激光焊中侧吹保护气质量分布的数值分析[J]. 焊接学报, 2018, 39(2). DOI: 10.12073/j.hjxb.2018390037

激光焊中侧吹保护气质量分布的数值分析

  • 摘要: 保护气对激光焊接过程中等离子体、小孔和熔池行为有重要影响. 考虑小孔内喷出等离子体作用,建立了侧吹保护气、空气和小孔内喷出等离子体的三维组份输运数学模型,计算了保护气在工件表面和高度方向的质量分布,分析了侧吹保护气管的倾角、与小孔的相对位置及保护气流量变化对焊接的影响. 结果表明,小孔内喷出等离子体改变了工件表面保护气质量分布,保护气管位置离热源距离过大和倾角过小不能形成有效的气体保护,过大的保护气流量会吹散蒸汽离子体. 采用TC4钛合金、6061铝合金和Q235钢等板材做焊接试验,气体保护效果良好.
  • 钛合金具有优良的耐蚀性、较小的密度、较高的比强度及较好的韧性和焊接性[1-2],不锈钢具有良好的耐蚀性和较高的塑韧性[3-4],而钛合金/不锈钢复合结构由于同时具备两种合金的优点,在航空航天、化工、国防军事装备等领域得到了广泛的应用[5-6].然而,由于两种材料在晶格类型、原子半径、电负性等化学性能以及冶金兼容性方面的显著差异,钛合金/不锈钢异种材料焊接存在诸多挑战,其中最主要的难题是接头易生成脆性极高的Ti-Fe金属间化合物(intermetallic compound,IMC)[7-8],导致接头力学性能显著降低[9]. 因此,钛合金/不锈钢异种材料的优质、高效焊接问题受到研究人员的广泛关注,而过渡层金属的优化是改善焊接接头性能的有效途径之一[10-12].

    目前国内外对于钛合金/不锈钢异种材料焊接用的过渡层金属方面进行了大量的研究. 研究表明,以纯Ag作为过渡层,虽然接头界面会有AgTi化合物相生成,但可获得力学性能较好的接头[13-14]. 然而,由于Ag成本的限制,Ag过渡层难以在实际工程中应用,目前主要集中在Cu,Ni等过渡层金属的研究,这是由于接头界面处形成的Cu-Ti相比Ti-Fe相具有更好的塑韧性. Zhang等人[15-16]研究了0.2和0.4 mm厚Cu箔对钛合金/不锈钢激光焊接头的影响,结果表明,添加两种厚度的Cu箔可获得抗拉强度分别为210和320 MPa的钛合金/不锈钢激光焊接头. Li等人[17]研究了添加纯Cu和Cu-Nb过渡层进行TC4钛合金/316L不锈钢激光焊接,结果表明,添加Cu-Nb过渡层接头的最高抗拉强度达到215 MPa. Wang等人[18]研究了添加0.5 mm铜片进行TA15钛合金/304不锈钢电子束焊接,获得了抗拉强度约为234 MPa的接头. 由此可见,虽然目前已有的添加Cu过渡层金属可提高钛合金/不锈钢焊接接头强度,但接头强度仍然较低,难以满足实际应用的更高强度要求.

    激光焊具有能量密度高、焊接热输入低、焊接速度快、接头热影响区小、焊接应力和变形小以及光束能量及作用位置精确可控等优势[19],且不需要真空,生产中柔性高,极易实现自动化生产. 同时,激光焊接低的热输入有利于抑制接头界面IMC的形成,减小IMC层厚度,从而提高接头的力学性能[20]. 为此,采用力学性能优异的NAB取代纯Cu作为过渡层金属进行TC4钛合金/15-5PH不锈钢对接接头的激光焊接工艺探索,分析添加NAB过渡层对TC4钛合金/15-5PH不锈钢焊接接头微观组织和力学性能的影响,为钛/钢异种材料焊接接头力学性能的提升提供理论基础和新的研究思路.

    选用的母材分别为3 mm厚的TC4钛合金板与3 mm厚的15-5PH不锈钢板,过渡层金属为NAB块体材料,厚度为2 mm. 采用X射线荧光光谱法测得3种材料的化学成分如表1所示.

    表  1  材料的化学成分(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical compositions of materials
    材料MnNiAlVCrCuFeTi
    TC4钛合金5.5 ~ 6.83.5 ~ 4.5≤0.3088.4 ~ 90.7
    NAB青铜0.5 ~ 4.03.0 ~ 6.07.0 ~ 11.077.5 ~ 82.02.0 ~ 6.0
    15-5PH不锈钢≤1.04.7 ~ 5.714 ~ 151.7 ~ 2.575.5 ~ 78.50.15 ~ 0.30
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    采用IPG公司生产的YLS-6000系光纤激光器进行双道激光焊接,焊接过程示意图如图1所示,第1道对TC4/NAB进行激光焊接,再以相同工艺参数立即对第2道NAB/15-5PH进行激光焊接,光斑均向NAB侧偏移. 为获得全熔透焊缝,优化的激光焊接工艺参数如表2所示.

    图  1  TC4/NAB/15-5PH激光焊接示意图
    Figure  1.  Schematic diagram of laser welded TC4/NAB/ 15-5PH
    表  2  优化的激光焊接工艺参数
    Table  2.  Optimized laser welding process parameters
    激光功率
    P/W
    焊接速度
    v/(mm·min−1)
    离焦量
    Δf/mm
    偏移量
    d(mm)
    氩气流量
    Q/(L·min−1)
    3500250030.420
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    焊接完成后,采用线切割对接头进行切割取样,镶样经过研磨、抛光和腐蚀后制备金相试样.钛合金和不锈钢采用的腐蚀剂分别为Keller试剂和王水. 采用LEXT OLS4100型激光共聚焦显微镜和扫描电镜(scanning electron microscope,SEM)观察接头界面IMC组织形貌及分布;采用能谱仪(energy dispersive spectrometer,EDS)进行IMC成分分析;采用HVS-1000型显微硬度仪测试钛/钢接头显微硬度;采用液压万能材料试验机进行接头拉伸试验,试样依据GB/T 2651—2008《焊接接头拉伸试验方法》标准制样,拉伸性能结果取3个试样测试的平均值.

    添加NAB过渡层的TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种材料激光焊接获得了良好冶金结合的全熔透接头,其横截面形貌如图2所示. 接头由钛合金侧热影响区(heat affected zone,HAZ)、钛侧界面及近钛合金侧过渡层区A、未熔化过渡层区B、近钢侧过渡层区C、钢侧界面及钢侧HAZ组成. 钛合金侧和不锈钢侧HAZ的宽度分别为0.21 mm和0.54 mm,钛合金侧HAZ宽度小于不锈钢侧. 过渡层焊缝中部产生一个尺寸较大的气孔,直径约为185.3 μm,未见裂纹等其它焊接缺陷.

    图  2  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头横截面形貌
    Figure  2.  Cross section of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint

    图3为TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种材料激光焊接头显微硬度分布曲线. 母材TC4钛合金和15-5PH不锈钢的平均硬度分别为347.6和405.7 HV. TC4钛合金及15-5PH不锈钢侧HAZ的硬度分别为390.5和 366.3 HV,中间过渡层焊缝铜合金区域硬度最低为211.9 HV. 由图3可见,接头TC4钛合金侧界面硬度最高,这是由于钛合金侧界面生成了脆硬的IMC. 然而,相对于TiFe2相的高硬度大于(1 000 HV),添加NAB过渡层钛合金侧界面IMC层硬度降低了约400 HV. 因此,添加NAB过渡层金属降低了钛合金侧界面区域的硬度,改善了钛合金侧界面IMC层的塑性.

    图  3  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头显微硬度分布
    Figure  3.  Microhardness profile of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint

    TC4钛合金、15-5PH不锈钢、NAB过渡层及TC4钛合金/15-5PH不锈钢接头的拉伸测试结果如表3所示. TC4钛合金、15-5PH不锈钢、NAB过渡层金属的抗拉强度分别为1012,980,638 MPa,而添加NAB过渡层的钛合金/不锈钢激光焊接头的抗拉强度为290 MPa. 与已有的添加Cu过渡层钛合金/不锈钢焊接研究结果相比[15-18],添加NAB过渡层激光焊接头获得了较高的抗拉强度. 图4为TC4/NAB/15-5PH激光焊接头拉伸断口形貌. 接头拉伸试样均断裂在钛合金侧界面的IMC层,断裂位置如图4a所示. 由图4b可见,钛合金侧拉伸断口的表面光滑平坦,塑性变形很小.图4c为高倍SEM断口形貌,呈现河流花纹图样,为典型的脆性解理断裂,而这种脆性断裂与钛合金侧界面处形成的IMC层组织的形貌及物相组成密切相关.

    表  3  激光焊接接头的拉伸性能
    Table  3.  Tensile properties of laser welded joints
    材料屈服强度ReL/MPa抗拉强度Rm/MPa断后伸长率
    A(%)
    TC4钛合金8651012≥10.0
    15-5PH不锈钢785980≥8.0
    NAB青铜26863815.0
    TC4/15-5PH接头试样2902.0
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  4  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头拉伸断口形貌
    Figure  4.  Fracture surface morphology of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint. (a) fracture location;(b) low magnification micrograph; (c) high magnification micrograph

    图5为TC4钛合金/15-5PH不锈钢接头焊缝组织形貌. 靠近钛合金侧界面的NAB过渡层熔化结晶形成的焊缝(图5a)呈现了细小的等轴晶,弥散分布着球形的IMC颗粒,对该IMC颗粒进行点扫描分析,该IMC颗粒原子组成为27.52%Ti,26.50%Fe,22.06%Ni,23.92%Cu,因此,推测此球形颗粒可能为NiTi或TiFe相. 过渡层中部区域组织(图5b)有粗大的等轴晶组成,晶界上分布着细小的IMC颗粒,证实过渡层NAB金属存在未熔的区域,未熔区域的存在对钛合金与不锈钢母材可以起到屏障作用,有利于抑制Fe,Ti在接头界面中的相互扩散[21],从而抑制Fe-Ti IMC的生成. 图5c为靠近不锈钢侧过渡层NAB金属熔化凝固形成的焊缝区,显示了网状分布的等轴树枝晶组织,与钛合金侧焊缝组织明显不同.

    图  5  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头不同位置处的过渡层区
    Figure  5.  Transition layers at different positions of TC4/NAB/15-5PH laser welded joints. (a) titanium alloy side; (b) unmelted; (c) stainless steel side

    图6为TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种接头不锈钢侧界面的组织形貌. 从图6可见,在不锈钢侧界面处无明显IMC生成,这是因为Cu和Fe能够相互溶解形成连续的固溶体界面. 在界面附近NAB过渡层金属中形成了较多的直径为0.5 ~ 1.0 μm的球形气孔,这些微气孔的存在可能会对接头拉伸断裂行为有一定的影响.

    图  6  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头钢侧界面
    Figure  6.  Interface on steel side of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint. (a) low magnification micrograph; (b) high magnification micrograph

    图7图8为激光焊接TC4钛合金/15-5PH不锈钢异种材料钛合金侧界面的组织形貌. 由图7可见,TC4钛合金侧界面处形成了复杂的IMC层,依据IMC组织的晶粒形态分为Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ 3个区域,其相应的高倍SEM形貌如图8所示.

    图  7  TC4/NAB/15-5PH激光焊接头钛侧界面组织
    Figure  7.  Interface on Ti side of TC4/NAB/15-5PH laser welded joint

    采用EDS能谱对IMC进了点扫描分析,测得各合金元素的含量如表4所示. 图8显示的IMC组织厚度约为67.50 μm,靠近TC4钛合金侧的Ⅰ区IMC组织密集分布,其中标记为1 ~ 3相富集Cu,Ti元素,由原子含量计算推测形成的IMC为CuTi2和CuTi相. 临近I区的Ⅱ区IMC组织中黑色相4和灰色相5,6的晶粒明显粗大,富集Ni,Ti元素,根据原子含量计算4相可能为CuTi,NiTi2,经Gibbs free energy公式计算[22]G(NiTi2) = −49 120 + 17.21TG(CuTi) = −17 534 + 3.37TT = 1 023 K时,G(NiTi2)(−31.5 J/mol) < G(CuTi)(−14.1 J/mol),因此4相为NiTi2;5相为NiTi相;6相可能为FeTi2和NiTi2,经计算G(FeTi2) = −15 219 − 2.29TT = 1 023 K时,G(FeTi2) (−17.6 J/mol) > G(NiTi2),因此6相为NiTi2. 由此可知,Ⅱ区IMC组织为NiTi和NiTi2相. 靠近不锈钢侧Ⅲ区IMC中黑色相7的晶粒尺寸显著细化,由原子含量计算7和9相可能为NiTi2,FeTi2相,G(FeTi2) > G(NiTi2),因此7和9相主要为NiTi2相,8相为Cu基固溶体,因此该层主要为少量的NiTi2相弥散在铜基体中形成. 因此,Ⅲ区IMC组织主要由CuTi2,CuTi,NiTi和NiTi2组成. 可见,添加NAB中间层接头钛合金侧界面形成了大量脆性相对较低的Cu-Ti,Ni-Ti相,Ti-Fe 相数量减少. 因此,添加NAB中间层有效地抑制了Fe和Ti在钛合金侧界面的相互扩散,界面处形成了大量塑性相对较好的Cu-Ti,Ni-Ti相,有利于改善接头的抗拉强度.

    表  4  TC4侧界面IMC组织的EDS分析(原子分数,%)
    Table  4.  EDS analysis of IMC structure of TC4 side interface
    区域TiVCrFeNiCu可能的物相
    1 57.47 1.29 1.01 1.19 1.55 37.50 CuTi2
    2 40.71 1.07 0.17 2.47 3.48 52.10 CuTi
    3 25.18 0.98 0.06 1.63 1.69 70.45 CuTi
    4 34.15 0 0.12 12.26 14.54 38.93 CuTi,NiTi2
    5 16.30 0.11 0.10 3.63 12.56 67.30 NiTi
    6 4.32 0 0 2.34 2.32 91.02 FeTi2,NiTi2
    7 33.69 0.25 0.24 20.56 20.50 24.76 NiTi2,FeTi2
    8 6.10 0.06 0.05 3.47 3.66 86.65 Cu 基固溶体
    9 33.01 0 0.14 16.35 15.68 34.83 NiTi2,FeTi2
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  8  I,II,III区高倍SEM形貌
    Figure  8.  High magnification SEM morphology of I, II and III zones. (a) I area; (b) II area; (c) III area

    (1) 添加NAB过渡层钛合金/不锈钢异种材料激光焊接可获得成形优良的全熔透钛/钢异种接头. 接头拉伸断裂于钛合金侧界面IMC层,接头的抗拉强度可达290 MPa,断后伸长率为2.0%.

    (2) 接头钛合金侧界面IMC层硬度最高为547.8 HV,相对脆性高Ti-Fe相的硬度降低了400 HV以上.

    (3) 接头钛合金侧界面形成的IMC层的宽度约为67.5 μm,主要由CuTi2,CuTi,NiTi,NiTi2相及少量的FeTi2相组成,脆性相对较低的Cu-Ti,Ni-Ti相数量增加,接头不锈钢侧界面未形成IMC.

  • [1] Uwe Reisgen, Markus Schleser, Oleg Mokrov, et al. Shielding gas influences on laser weldability of tailored blanks of advanced automotive steels[J]. Applied Surface Science, 2010, 257(5): 1401-1406.[2] Hosseini Motlagh NS, Parvin P, Jandaghi M, et al. The influence of different volume ratios of He and Ar in shielding gas mixture on the power waste parameters for Nd: YAG and CO2 laser welding[J]. Optics & Laser Technology, 2013, 54(26): 191-198.[3] 裴莹蕾,单际国,任家烈, 等. 不锈钢薄板高速激光焊驼峰焊道形成倾向及其影响因素[J]. 金属学报,2012, 48(12): 1431-1436.Pei Yinglei, Shan Jiguo, Ren Jialie, et al. Study of humping tendency and affecting factors in high speed laser welding of stainless steel sheet[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2012, 48(12): 1431-1436.[4] 秦国梁, 林尚扬. Nd∶YAG激光深熔焊接过程中同轴保护气流量对小孔的影响[J]. 焊接学报, 2005, 26(3): 33-36.Qin Guoliang, Lin Shangyang. Influence of coaxial shielding gas flux on keyhole in Nd:YAG CW laser deep-penetration welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2005, 26(3): 33-36.[5] 魏延宏,王建勋. 保护气流态分析及提高气体保护效果的措施[J]. 电焊机, 2005, 35(10): 34-36.Wei Yanbong, Wang Jianxun. Fluid state analysis of shielding gas and measures for increasing its efficiency[J]. Electric welding machine, 2005, 35(10): 34-36.[6] Sana Bannour, Kamel Abderrazak, Hatem Mhiri, et al. Effects of temperature-dependent material properties and shielding gas on molten pool formation during continuous laser welding of AZ91 magnesium alloy[J]. Optics & Laser Technology, 2012 44(8): 2459-2468.[7] Campana G, Ascari A, Fortunato A, et al. Hybrid laser-MIG welding of aluminum alloys: The influence of shielding gases[J]. Applied Surface Science, 2009, 255(10): 5588-5590.[8] 王 宏, 史耀武, 段爱琴, 等. 激光深熔焊过程中保护区特征尺寸的数值模拟[J]. 中国激光, 2006, 33(3): 417-422.Wang Hong, Shi Yaowu, Duan Aiqin, et al. Simulation of shielding zone characteristic size during laser deep penetration welding[J]. Chinese Journal of lasers, 2006, 33(3): 417-422.[9] Chiraz Boughanmi, Hatem Mhiri, Philippe Bournot, et al. Numerical analysis of a coaxial impingement jet and application for a laser welding of AZ91 magnesium alloy with shielding gas[J]. Energy Procedia, 2017, 107: 237-241.[10] Kazuo Yokohara, Yasuhiro Okamoto, Akira Okada, et al. Investigation of shielding gas supplying method in vertical-position laser welding of pure titanium[J]. Procedia CIRP, 2016, 42: 448-453.[11] 张 屹,刘西霞,史如坤, 等. 基于Level-Set方法的小孔及熔池动态形成数值模拟[J]. 焊接学报, 2016, 37(4): 29-34.Zhang Yi, Liu Xixia, Shi Rukun, et al. Numerical simulation of deep penetration laser welding based on Level-Set method[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2016, 37(4): 29-34.[12] 邹江林,李 飞,牛建强, 等. 高功率光纤激光焊接羽辉对焊接过程的影响[J]. 中国激光, 2014, 41(6): 0603005.Zou Jianglin, Li Fei, Niu Jianqiang, et al. Effect of laser induced plume on welding process during high power fiber laser welding[J]. Chinese Journal of lasers, 2014, 41(6): 0603005.[13] 邹 帅. 钛合金激光焊接气体保护技术研究[D]. 哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2016.[14] 杜 笑,杨立军,刘 桐, 等. 保护条件变化的激光焊接等离子体光谱分析[J]. 光谱学与光谱分析, 2016, 36(1): 15-19.Du Xiao, Yang Lijun, Liu Tong, et al. The spectral analysis of laser-induced plasma in laser welding with various protecting conditions[J]. Spectroscopy and Spectral Analysis, 2016, 36(1): 15-19.[15] 李明星,胡治华,陈 铠, 等. 保护气体种类对镀锌板激光焊接性的影响[J]. 激光杂志, 2006, 27(6): 72-73.Li Mingxing, Hu Zhihua, Chen Kai, et al. The effect of shielding gas tune on laser weld ability of galvanized steel[J]. Laser Journal, 2006, 27(6): 72-73.
  • 期刊类型引用(9)

    1. 刘烁,贾旭,陈树海,余腾义,周磊磊. 电弧熔炼Fe-V合金的凝固组织与转变规律研究. 金属加工(热加工). 2024(04): 89-95 . 百度学术
    2. 余曦,李琪,常荣辉,秦彬皓,张宇鹏,尹立孟,王海燕. 焊接工艺参数对TA15/304不锈钢真空扩散焊接头组织与抗剪强度影响. 焊接学报. 2024(05): 64-73 . 本站查看
    3. 周自宝. 铜-镍中间层对钛/钢激光焊接头组织与性能的影响. 安徽职业技术学院学报. 2024(02): 20-25 . 百度学术
    4. 孔华,赵振家,邹江林,王紫,黄泽泓. 匙孔内光纤激光致喷发蒸汽对焊接过程的影响. 焊接学报. 2023(05): 20-26+130 . 本站查看
    5. 刘自刚,代锋先,陆刚,张航,沈志永. 钛合金激光焊研究现状与展望. 材料导报. 2023(S1): 354-359 . 百度学术
    6. 杨环宇,徐信坤,巴现礼,陶星空,刘黎明. 低功率激光-双电弧焊接钛合金中厚板工艺及机理. 机械制造文摘(焊接分册). 2023(03): 1-8 . 百度学术
    7. 常敬欢,余刚,曹睿,闫英杰,隋然,席筱蓓. 钛合金/铜-镍/不锈钢焊接接头的组织与性能. 焊接学报. 2023(07): 48-55+131-132 . 本站查看
    8. 张世豪. 304不锈钢与PMMA异种材料激光焊接试验研究. 中国新技术新产品. 2023(15): 30-32 . 百度学术
    9. 杨环宇,徐信坤,巴现礼,陶星空,刘黎明. 低功率激光-双电弧焊接钛合金中厚板工艺及机理. 焊接学报. 2022(12): 12-19+113-114 . 本站查看

    其他类型引用(1)

计量
  • 文章访问数:  298
  • HTML全文浏览量:  10
  • PDF下载量:  6
  • 被引次数: 10
出版历程
  • 收稿日期:  2017-06-12

目录

/

返回文章
返回