Effect of solid lubricant on contact tip wear performance of non-copper coated solid wire
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摘要: 采用扫描电镜和体视显微镜研究了固体润滑剂对无镀铜焊丝导电嘴磨损性的影响. 结果表明，随着固体润滑剂成分的改变，导电嘴磨损形式发生变化，导电嘴质量损失率和导电嘴孔径磨损率随之改变；焊丝表面涂敷以石墨 + 纳米Fe2O3和石墨 + 纳米Fe3O4为主的固体润滑剂时，磨损形式以轻微磨粒磨损为主，导电嘴质量损失率和孔径磨损率显著降低，分别为0.27%和0.31%、16.2%和22.3%，导电嘴温度是影响固体润滑剂润滑性的重要因素，以石墨 + 纳米Fe2O3和石墨 + 纳米Fe3O4为主的固体润滑剂能实现从室温到较高温度范围内的连续润滑.Abstract: The effects of solid lubricants on contact tip wear performance of non-copper coated solid wire were investigated by scanning electron microscopy (SEM) and stereoscopic microscope. It was found that the wear form of contact tip varied with composition of solid lubricant, therefore, the mass and aperture wear loss rate of contact tip were changed. When surface coatings of non-copper coated solid wire were mainly composed of graphite + nano Fe2O3, the mass and aperture wear loss rate of contact tip were 0.27%, 16.2%, respectively. Coated with graphite + nano Fe3O4, contact tip wear perfermance of non-copper coated solid wire were better, the mass and aperture wear loss rate wear of contact tip were 0.31%, 22.3%, respectively. Slight abrasive wear was wear form of contact tip. Contact tip temperature had an important role on the lubricity of solid lubricants, the solid lubricants mainly composed of graphite + nano Fe2O3 or graphite + nano Fe3O4 can achieve continuous lubrication from room temperature to higher temperature range.
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0. 序言
厚板铝合金在航空航天、船舶、轨道交通和国防军工等领域的大型结构件中广泛应用. 目前，工程领域厚板铝合金的焊接方法主要有电弧焊、电子束焊和搅拌摩擦焊等. 其中电弧焊生产成本低、技术成熟，应用最广泛. 但电弧焊存在焊接效率低、接头性能软化严重、焊接变形大等缺点[1-2]. 真空电子束焊具有焊缝熔深大，接头质量好等优势. 然而真空电子束焊接设备造价昂贵、真空室尺寸受限等严格限制了真空电子束焊接的应用场景[3]. 虽然搅拌摩擦焊气孔缺陷少、接头性能优良，但是搅拌摩擦焊需要较大的顶锻压力，只适用于结构简单的构件，复杂构件的焊接应用场景受限[4].
激光焊接技术具有热影响区窄、焊接效率高、焊接变形小、便于实现自动化和智能化等显著优点，被认为是当前制造领域高效优质焊接技术之一. 目前，薄板铝合金激光焊接能够适用于工程领域，但厚板铝合金激光焊接仍存在焊缝成形差和气孔缺陷严重等问题. 主要原因是铝合金的激光反射率高达90%，若要实现厚板铝合金的高效焊接，往往需要万瓦级激光功率. 万瓦级激光能量密度大，与母材作用产生激光等离子体体积大、温度高、反冲作用力大，导致焊缝成形差、气孔缺陷严重[5]. 为此，文中采用万瓦级扫描激光焊接厚度为50 mm 5A06铝合金. 另外，根据文献[6]报道，立焊条件下，重力作用加强了熔池流动，能够减少气孔缺陷，因此文中采用立焊条件. 文中主要分析了该工艺焊缝成形、气孔缺陷、微观组织和力学性能，为厚板铝合金万瓦级激光焊接提供了新途径和参考文献.
1. 试验方法
采用IPG YLS-30000光纤激光器和IPG Photonics 12 kW振镜扫描激光头. 激光头聚焦距离为448 mm，激光斑点直径约为0.69 mm. 试验母材为5A06铝合金，尺寸为300 mm × 150 mm × 50 mm. 试验过程示意如图1所示，焊接过程如图1(a)所示. 厚度为50 mm 铝合金板加工坡口，并清除两侧氧化皮，竖直固定于试验台上. 激光束向上倾斜12º，沿x轴方向进行焊接. 保护托罩位于激光束后方，采用99.99%氩气保护熔池. 依据前期试验从焊缝成形和气孔缺陷考虑[7]，激光扫描路径为无限扫描，如图1(b)所示.
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图 1 试验过程示意图Figure 1. Schematic diagram of the welding process. (a) weld processes; (b) laser oscillated patterns坡口形式与焊道示意图如图2所示，厚度为50 mm 铝合金试板坡口形式如图2(a)所示，钝边为24 mm，底部间隙为7 mm，角度为3º. 厚度为50 mm 铝合金焊道示意如图2(b)所示，首先采用万瓦级扫描激光立焊打底，为自熔焊. 然后采用扫描激光填丝立焊填充和盖面. 填充焊丝为ER5356，直径为1.2 mm. 焊缝X射线探伤示意如图3所示，焊缝采用带锯切下后，沿焊缝侧向进行探伤. 金相试样沿焊缝垂直方向切下，经打磨和抛光后，在Barker溶液(4 ml HBF4 和 200 ml H2O)中阳极覆膜. 采用偏光显微镜观察微观组织. 拉伸试验拉伸速度为3 mm/s. 维氏硬度测试的载荷为0.98 N，加载时间为15 s.
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图 2 坡口形式与焊道示意图(mm)Figure 2. Schematic diagrams of the groove and weld pass. (a) groove type; (b) weld passes2. 试验结果
2.1 万瓦级扫描激光立焊工艺参数优化
2.1.1 激光扫描参数对焊缝成形的影响
采用平板堆焊立焊工艺，研究了不同激光扫描频率和幅度对焊缝成形的影响，焊缝成形如图4所示，不同扫描参数焊缝尺寸如图5所示. 首先，激光功率10 kW，焊接速度1.02 m/min及扫描幅度3.2 mm保持不变，试验了不同扫描频率分别为50 Hz，100 Hz，200 Hz和250 Hz. 焊缝成形如图4(a)所示. 扫描频率为50 Hz和100 Hz时，焊缝表面连续光滑，焊缝成形更好. 从焊缝截面上看，当扫描频率为200 Hz和250 Hz时，焊缝出现了咬边缺陷. 不同激光扫描频率焊缝尺寸如图5(a)所示，扫描频率增大，焊缝熔宽和熔深均减小. 其次，激光功率10 kW，焊接速度1.02 m/min及扫描频率100 Hz保持不变，试验了不同扫描幅度为2.4 mm，2.8 mm，3.2 mm和3.6 mm. 焊缝成形如图4(b)所示. 不同的扫描幅度均获得了连续光滑的焊缝成形. 从焊缝截面上看，当扫描幅度为3.6 mm时，更容易产生咬边缺陷. 不同扫描幅度焊缝尺寸如图5(b)所示，随着摆动幅度的增加，焊缝熔宽增加，焊缝熔深减小.
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图 4 万瓦级扫描激光立焊堆焊焊缝成形Figure 4. Bead formation with 10 kW level oscillated laser beam. (a) different frequencies; (b) different amplitudes![]()
图 5 不同扫描参数焊缝尺寸Figure 5. Bead geometry by different oscillated parameters. (a) different frequencies; (b) different amplitudes2.1.2 激光扫描参数对熔池形貌的影响
采用平板堆焊立焊工艺，通过高速摄像机获取了不同激光扫描频率和幅度的熔池形貌，如图6所示. 当扫描频率从50 Hz增大到250 Hz时，熔池长度和宽度逐渐减小，且熔池向右倾斜变为向左倾斜，说明扫描频率对熔池液态金属流动有着显著影响. 当扫描频率为50 Hz时，激光斑点在熔池中运动倾向于将液态金属排斥到熔池尾部，熔池长度增加. 当扫描频率为250 Hz时，激光斑点运动倾向于将液态金属排斥到熔池左侧，熔池向左倾斜. 扫描幅度2.4 mm，2.8 mm，3.2 mm和3.6 mm熔池形貌如图7所示. 随着扫描幅度增大，熔池的尺寸逐渐变长. 这说明扫描幅度增大，激光对熔池纵向作用延长，导致熔池长度增加. 熔池尺寸的增加，意味着熔池尾部受熔池前沿激光干扰减弱，有利于改善焊缝成形和降低气孔缺陷.
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图 6 不同扫描频率的熔池形貌Figure 6. Weld pool by different oscillated frequencies. (a) 50 Hz; (b) 100 Hz; (c) 200 Hz; (d) 250 Hz![]()
图 7 不同扫描幅度熔池形貌Figure 7. Weld pool by different oscillated amplitudes. (a) 2.4 mm; (b) 2.8 mm; (c) 3.2 mm; (d) 3.6 mm激光扫描1个周期内局部熔池形貌如图8所示，对应激光功率为10 kW，焊接速度为1.02 m/min，扫描频率为100 Hz，扫描幅度为3.2 mm. 图中可见，当t4=4 ms时，由于激光作用，液态熔池中形成了明显凹坑. 当t2=1.2 ms时，由于激光斑点运动，在熔池表面形成了液态金属波浪，且金属波浪随着激光斑点的运动不断推进. 这说明激光斑点运动能够排斥液态金属，直接影响着熔池流动行为. 在t1=0 ms到t9=9 ms之间，激光斑点处于无限扫描的下半段，激光直接作用于液态熔池上，没有直接观察到飞溅和激光等离子体. 在t10=11.6 ms到t15=19 ms之间，激光斑点处于无限扫描的上半段，明显观察到飞溅和激光等离子体. 在t10=11.6 ms，t13=17ms和t14=18ms，飞溅和等离子体较为显著. 这说明激光斑点作用位置对焊接过程产生影响. 当激光斑点处于无限扫描下半段，激光斑点直接作用于液态熔池上形成凹坑，激光等离子体反冲压力得到有效释放抑制了激光离子体和飞溅的产生. 当激光斑点处于无限扫描的上半段，激光斑点与固态母材作用，激光等离子体反冲压力比较剧烈，导致等离子体体积膨胀和飞溅.
2.2 厚度为50 mm 5A06铝合金对接焊
2.2.1 厚度为50 mm 5A06铝合金打底焊
厚度为50 mm 铝合金加工如图2(a)所示坡口，采用表1所示焊接参数I、参数II和参数III进行打底焊. 其中焊接参数III扫描幅度最大，焊接速度最小. 打底焊缝成形如图9所示，焊接参数I焊缝成形较差，焊接参数II和参数III焊缝均匀光滑，成形良好. 从焊缝截面看，熔透情况良好，但焊缝成形出现了一定程度的偏斜，这可能由于激光斑点运动对熔池液态金属的排斥作用，使得熔池发生倾斜，导致焊缝成形发生偏斜.
表 1 打底焊接工艺参数Table 1. Back welding process parameters焊接
参数激光功率
P/kW扫描频率
f/Hz扫描幅度
A/mm焊接速度
v/(m·min−1)I 12 120 3.0 0.72 II 4.0 0.54 III 4.5 0.36 ![]()
图 9 打底焊缝成形Figure 9. Weld bead formation by different parameters. (a) parameter I; (b) parameter II; (c) parameter III打底焊缝X射线探伤图像如图10所示. 焊接参数I焊缝存在严重气孔缺陷，但焊接参数II和III焊缝未见气孔缺陷. 万瓦级激光具有较高能量密度，通过光斑不断运动，扫描激光能够改善能量分布[8]. 焊接参数I扫描幅度最小，激光能量分布仍然相对集中. 与母材作用激光等离子体体积、温度及反冲作用力等呈增加趋势，焊接稳定性变差，导致焊缝成形差与气孔缺陷.
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图 10 打底焊缝X射线底片Figure 10. Results of the X ray detection. (a) parameter I; (b) parameter II; (c) parameter III焊缝微气孔缺陷形貌如图11所示. 由于X射线分辨率有限，所以未发现这些气孔. 这些气孔近乎呈圆形，最大尺寸为615 μm，较小尺寸一般在100 μm左右或以下. 气孔内壁光滑，根据文献资料[9]可以判断这些气孔为冶金型气孔. 冶金型气孔主要源于母材或焊材表面氧化膜吸收的水分. 焊接过程中，在热源高温作用下，水分直接分解或与Mg，Al化学反应还原为H元素. 在高温下H元素容易溶解至熔池中，但冷却时极易从熔池中析出，未能溢出熔池，最终形成气孔缺陷[9]. 因此焊前有效清除母材表面氧化膜，是控制冶金型气孔的重要措施.
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图 11 焊缝微气孔形貌Figure 11. Micro porosity of the welds. (a) local magnification of fracture surface; (b) magnified porosity image; (c) micro porosity morphology; (d) smaller micro porosity morphology2.2.2 厚度为50 mm 5A06铝合金填充焊
重新加工厚度为50 mm 5A06铝合金坡口，采用焊接参数II和参数III打底焊之后，进行了填充和盖面焊. 填充和盖面同样采用扫描激光立焊工艺，但添加了焊丝. 扫描方式改用线扫描方式，主要原因是线扫描能够向熔池两侧排斥液态金属，促进窄间隙填充焊的侧壁熔合. 填充和盖面焊参数为激光功率8 kW、扫描幅度4.6 mm、扫描频率200 Hz、焊接速度0.6 m/min、送丝速度8 m/min. 填充和盖面焊缝成形如图12所示，焊缝成形良好. 厚度为50 mm 5A06铝合金打底、填充和盖面完成的焊缝截面如图13所示. 图中可见，焊接参数II和参数III均实现了良好的焊缝熔透，焊缝截面不存在明显的焊接缺陷，但焊缝截面依然为偏斜状态. 图13给出了焊缝微观组织的观察位置，分别为打底焊缝的重叠区、打底焊缝的熔化区(fusion zone，FZ)、打底焊缝的热影响区(heat affected zone，HAZ)、填充焊缝的FZ和填充焊缝HAZ. 图13还给出了硬度测试不同位置示意，图中A1，A2，及A3，B1，B2及B3分别代表焊缝的重叠区、打底焊缝FZ和填充焊缝FZ.
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图 12 厚度为50 mm 铝合金填充与盖面焊缝成形Figure 12. Filling and cover weld bead formation. (a) fill weld beads; (b) cover weld beads![]()
图 13 厚度为50 mm 板对接焊缝截面Figure 13. Butt joints of the 50 mm thick plate. (a) parameter II; (b) parameter III2.2.3 厚度为50 mm 5A06铝合金接头微观组织
焊缝微观组织形貌中熔合线(fusion line，FL)、母材(base metal，BM)、HAZ和FZ如图14所示.图14(a)、图14(b)和图14(c)分别为焊接参数II焊缝重叠区、FZ和HAZ微观组织形貌. 可以看到焊缝均由等轴晶构成，典型的晶粒尺寸为74 μm和89 μm. 图14(d)、图14(e)和图14(f)分别为焊接参数III焊缝重叠区、FZ和HAZ微观组织形貌. 如图14所示，除了焊缝重叠区局部存在少量柱状晶之外，其余焊缝均由等轴晶构成，典型的晶粒尺寸为186 μm和192 μm. 图14(g)和图14(h)分别为填充焊缝FZ和HAZ微观组织形貌，由柱状晶和等轴晶混合组成. 打底焊缝微观组织形成等轴晶，主要有两个原因. 第1个原因是扫描激光对熔池的纵向作用，能够使熔池尾部不断得到重新加热，降低了熔池冷却速率和温度梯度(G). 根据成分过冷理论，熔池温度梯度降低有利于等轴晶形核[10]. 第2个原因是扫描激光对熔池的纵向作用和立焊位置的重力作用下，促进了液态金属向熔池尾部流动.
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图 14 焊缝微观组织形貌Figure 14. Microstructure of the weld beads. (a) parameter II overlap FZ; (b) parameter II FZ; (c) parameter II HAZ; (d) parameter III overlap FZ; (e) parameter III FZ; (f) parameter III HAZ; (g) filling welds FZ; (h) filling welds HAZ这种液态金属流动状态会导致熔池尾部糊状区的重新熔化，使得已经凝固的晶粒能够重新脱落到熔池中，为凝固过程提供异质形核点，促进了等轴晶的形成[11]. 与焊接参数II 相比，焊接参数III焊缝晶粒尺寸大，主要原因是焊接参数III的焊接速度减小，热输入增大，延迟了晶粒生长时间. 而焊接参数III焊缝出现了少量柱状晶，原因同样是焊接速度减小，降低了晶粒生长速度. 根据成分过冷理论，晶粒生长速度(R)的降低，促进了柱状晶形成. 焊缝典型第二相形貌如图15所示. 其中图15(a)中第二相呈“黑色”，其能谱分析结果见表2，根据文献[12]报道，可判断为Mg2Al3. 图15(b)中第二相呈“白色”，根据表2能谱分析结果，可判断为(FeMn)Al6.
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图 15 焊缝典型第二相形貌Figure 15. Morphology of the second phases. (a) dark phases; (b) light phases表 2 第二相能谱分析结果 (质量分数，%)Table 2. EDS analysis of the second phase测试点 Mg Al Si Mn Fe Zn Cu A 8.35 89.71 0.11 0.39 0.30 0.21 0.09 B 5.95 81.47 0.11 1.63 5.21 0.67 0.18 2.2.4 厚度为50 mm 5A06铝合金接头力学性能
厚度为50 mm 铝合金接头拉伸试验取样位置与尺寸如图16所示，每个接头取6个拉伸试样，为焊缝厚度方向上不同位置. 拉伸试样断裂后实物如图17所示，可见拉伸试样均断裂于中间区域，即焊缝位置. 试验焊缝拉伸试样的抗拉强度如图18所示，其中焊接参数II焊缝拉伸试样平均抗拉强度为337 MPa，达到母材抗拉强度(360 MPa)的93.6%. 焊接参数III焊缝拉伸试样平均抗拉强度为322 MPa，达到母材抗拉强度的89.4%. 焊接参数II焊缝抗拉强度相对较高，主要原因是焊接参数II焊缝晶粒尺寸更小.
焊缝硬度如图19 所示. 图19(a)焊接参数II焊缝硬度分布. 重叠区和FZ硬度比母材有一定程度下降，可能是焊接过程导致Mg元素烧损. 图19(b)所示为焊接参数III焊缝硬度分布，与焊接参数II相比，焊缝硬度分布差别不大. 拉伸断口电子扫描形貌如图20所示，图20(a)代表焊接参数II，图20(b)代表焊接参数III. 图中断口呈规则和均匀韧窝形态，表明焊缝为韧性断裂. 焊接参数II和焊接参数III相比，差别不大.
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图 20 焊缝拉伸断口形貌Figure 20. Tensile test fracture surfaces. (a) parameter II; (b) parameter III3. 结论
(1) 与200 Hz和250 Hz相比，激光扫描频率为50 Hz和100 Hz时，焊缝表面连续光滑，成形更好. 扫描幅度2.4 mm，2.8 mm，3.2 mm和3.6 mm均获得了良好的焊缝成形. 激光扫描频率和幅度显著影响着熔池流动状态，进而影响了熔池形貌.
(2) 针对厚度为50 mm 铝合金，万瓦级扫描激光立焊工艺实现了24 mm厚钝边的高效焊接，焊缝成形良好，X射线探伤未见气孔缺陷.
(3) 针对厚度为50 mm 铝合金，万瓦级扫描激光立焊接头微观组织倾向于由等轴晶组成. 如焊接参数II，焊缝微观组织为全部等轴晶，焊接参数III时，焊缝微观组织为大量等轴晶和少量柱状晶.
(4) 针对厚度为50 mm 铝合金，万瓦级扫描激光立焊接头力学性能良好，采用焊接参数II、焊接参数III焊缝抗拉强度分别达到了母材的93.6%和89.4%.
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图 3 导电嘴内孔表面磨损形貌
Figure 3. Contact tip wear morphology. (a) N0; (b) N1; (c) N2; (d) N3; (e) N4
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图 5 严重/轻微磨损机制随纳米Fe2O3粒径和载荷转变的磨损图
Figure 5. Wear map of severe and mild wear regimes in variations of diameter of supplied Fe2O3 oxide particles and applied load
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图 6 纳米颗粒降低实际接触区域机制示意图
Figure 6. Illustration of the proposed mechanism, reduction of the real area of contact by the nanoparticles
表 1 无镀铜焊丝表面固体润滑剂成分设计(质量分数，%)
Table 1 Component design of surface solid lubricant on of non-copper coated solid wire
焊丝编号 固体润滑剂编号 MoS2 石墨 纳米Fe2O3 纳米Fe3O4 其余成分 N0 0 — — — — 100 N1 1 60 — — — 40 N2 2 — 60 — — 40 N3 3 — 40 20 — 40 N4 4 — 40 — 20 40 
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表 2 表面固体润滑剂主要成分性质
Table 2 Main component properties of surface solid lubricant
固体润滑剂主要成分 纯度α(%) 粒径d/nm MoS2 98 3500 石墨 98 3000 纳米Fe2O3 99.9 50 纳米Fe3O4 99.9 50
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表 3 QCr1Zr导电嘴元素组成(质量分数，%)
Table 3 Element composition of QCr1Zr contact tip
Al Mg Cr Zr Fe Si P 杂质总和 0.1 ~ 0.25 0.1 ~ 0.25 0.1 ~ 0.8 0.1 ~ 0.6 0.5 0.5 0.1 0.5
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表 4 焊接工艺参数
Table 4 Welding parameters
焊接电流I/A 电弧电压U/V 焊接速度v/(mm·min−1) 保护气体 气体流量Q/(L·min−1) 焊丝伸出长度L/mm 焊接时间t/h 300 33 350 CO2 20 20 1
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表 5 不同固体润滑剂下无镀铜焊丝导电嘴磨损的测试数据
Table 5 Test data of contact tip wear of non-copper coated solid wire with different solid lubricants
固体润滑剂编号 导电嘴质量损失 导电嘴孔径磨损 孔径图片 初始质量
m/g焊后质量
M/g质量损失率
Am(%)初始孔径
D0/mm焊后最大孔径
Dw/mm孔径磨损率
Aw(%)0 12.486 2 12.391 3 0.76 1.38 2.62 89.9 
1 12.496 7 12.410 5 0.69 1.43 2.54 77.6 2 12.470 3 12.403 0 0.54 1.41 2.35 66.7 
3 12.467 9 12.434 2 0.27 1.42 1.65 16.2 4 12.418 8 12.380 3 0.31 1.39 1.7 22.3 
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表 6 各EDS点元素分析结果(原子分数，%)
Table 6 Elements composition of analysis point
各点 Cu Fe C Mo O Cr Zr S K Ca 1 68.8 7.2 1.4 — 17.3 0.3 0.1 — 2.1 2.8 2 35.6 3.2 1.2 40.2 9.3 0.4 0.1 6.8 1.2 2.0 3 52.9 2.5 24.9 — 17.2 0.3 0.2 — 0.9 1.1 4 28.4 12.7 38.6 — 16.5 0.2 0.2 — 2.6 0.8 5 19.8 17.9 38.7 — 21.2 0.2 0.2 — 0.5 1.5
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