Fiber laser pressure welding of aluminum alloy at high welding speed
-
摘要: 铝合金对近红外光纤激光反射率高，激光能量利用率低，目前通常采用“万瓦级”光纤激光实现铝合金的高速激光焊接. 文中采用激光压力焊接的方法，实现了铝合金“千瓦级”光纤激光的高速焊接. 研究了不同工艺参数下焊缝的成形性，计算了激光能量的汇聚规律，并利用电子背散射衍射技术(EBSD)对焊缝微观结构进行表征. 结果表明，激光功率为1～6 kW、焊接速度为5～20 m/min时均可实现焊接. 当激光功率为6 kW时，焊接速度可达50 m/min. 计算结果证明，激光压力焊接方法具有显著的能量汇聚作用，功率密度最大可达到原始聚焦激光束的4.6倍，提高了激光能量的利用率. 通过对焊缝微观组织的表征进一步证明，激光能量汇聚作用实现了材料的快速熔化凝固，随后在压力作用下，填充了搭接间隙.Abstract: At present, a commercial fiber laser welding of aluminum alloy at high welding speed is achieved at tens of kilowatts power level due to extremely high reflectivity of aluminum alloy at the near-infrared wavelength. In this work, high-speed welding of aluminum alloy was realized by using low-power (kilowatts power level) fiber laser combined with pressure. The influence of process parameters on the weld formation, the variation of energy convergence during laser pressure welding, and the microstructure characterization by using electron backscatter diffraction (EBSD) were investigated through both simulation and experiments. The results show that successful welding was achieved at laser power from 1 kW to 6 kW and welding speed from 5 m/min to 20 m/min. It is worth noting that successful welding was achieved even at 50 m/min when laser power was 6 kW. Simulation showed that laser pressure welding provided significant energy convergence, which resulted in the power density up to 4.6 times higher than the original focused laser beam, indicating an efficient usage of laser energy. Microstructure of the welds further proved that laser energy convergence led to rapid melting and solidification of the material, which subsequently eliminated the lap gap under pressure.
-
Keywords:
- fiber laser /
- pressure welding /
- aluminum alloy /
- energy convergence /
- microstructure
-
0. 序言
断裂韧性是一种重要的材料性能，用来描述含裂纹材料在施加载荷时抵抗断裂的能力. 断裂韧度的特征值是由单一试样定义的非稳定裂纹扩展或稳定裂纹扩展开始时的值.稳定裂纹扩展特性可以用裂纹尖端张开位移δ0.2或断裂韧度J0.2表征，也可以用连续的δ或J阻力曲线表征.这些断裂参数可以有效地描述含裂纹结构的材料韧性，从而根据断裂力学分析的需要，确定临界载荷或临界裂纹尺寸. 因此这些参数被广泛应用于包括压力容器、压力设备和油气管道等工程结构的工程临界分析(engineering criticality assessment, ECA) [1-4]中.
近些年关于低约束SENT试件断裂韧性测试方法在各国已有大量研究成果，挪威船级社最早提出了DNVGL-RP-F108[5]，采用多试样法测试材料的J-R曲线. 随后加拿大矿物与能源研究中心[6](CANMET)、圣保罗大学[7-8](USP)、埃克森美孚[9](ExxonMobil)公司、英国BMT集团船舶技术公司[10]、英国标准协会[11](BSI)等提出了利用单试样法测试SENT试样的J-R曲线或δ-R曲线，然而国内尚未发布关于低约束SENT试件断裂韧性的测试标准. 因此需要对这些标准进行分析，为低约束SENT试件断裂韧性测试标准化发展提供理论依据. 文中参照BS 8571从夹持式SENT试样裂纹尺寸测量、J积分估计、裂纹尖端张开位移的计算等方面对试验结果进行了分析，比较了利用不同标准计算方法拟合得出的J-R曲线以及δ-R曲线的差异，最终给出了计算阻力曲线对应参数的推荐公式.
1. 试验方法
试验采用的是基于柔度卸载技术的单试样阻力曲线测试方法. 单试样法可以通过一个SENT试样确定阻力曲线上的多个点. SENT试件几何形状特征是一个方形截面试件(即B = W)，其中B是平行于裂纹前沿方向的试件厚度，W是裂纹扩展方向的宽度. 夹持端之间的距离H = 10W. 试样尺寸(B和W)在开侧槽之前沿试样中心线的3个等距位置测量. 图1显示了夹持式SENT试件几何示意图，其中A表示试样被夹持位置，P表示试样施加的拉伸外载，a0表示初始缺口尺寸.试验用到的试样尺寸信息如表1所示.
表 1 试样尺寸Table 1. Specimens size尺寸参数 试样厚度
B/mm试样宽度
W/mm试样净厚度
BN/mm初始裂纹长度
a0/mmSENT-1 17.06 17.17 14.23 8.25 SENT-2 17.06 17.08 13.95 8.46 SENT-3 17.19 17.07 14.09 8.48 试样从API X80焊接管外径表面沿管道纵轴方向加工，试验开始前对3个SENT试样进行机加工，线切割预制裂纹[12]，初始裂纹长度为a0，初始a0/W比值为0.5 ± 0.02. 加工缺口位于管道环焊缝中心线，缺口预制区域以及焊缝宏观形貌如图2所示.
试验参照标准BS 8571-2014 以及DNVGL-RP- F108-2017，在室温下使用1000 kN MTS万能液压试验机进行试验. 试样两端用液压夹具夹紧并加载拉力，使用双钳式引伸计可以同时确定δ和J. 引伸计用附加双刀口安装，刀口通过螺钉连接到试样表面. 刀口高度 h1 = 2 mm，h2 = 8 mm. 试样沿试验机载荷轴线对齐，以减少剪切和弯曲载荷的产生. 图3为在万能试验机上的SENT试样测试过程. 在试验开始之前，在试样的弹性段内对试样进行了多次循环加载以消除卡头和试样的装配间隙，并且检查引伸计的装夹情况，循环加载的范围应该控制在0.1Py ~ 0.6Py之间(Py为基于屈服应力的极限荷载，Py值的计算如式(1)所示)；在选定的缺口张开位移间隔对试样进行部分卸载再加载，确保获取数据的位置点均匀弹性卸载的范围控制在0.35Py ~ 0.5Py之间.
$$ {P_{\rm{y}}} = \left( {W - {a_0}} \right){B_{\rm{N}}}{\sigma _{{\rm{ys}}}} $$ (1) 式中：BN是净截面度；σys是屈服强度.
每次加载-卸载循环均以0.025 mm/s的速度进行位移控制. 为避免韧带颈缩的影响，以载荷下降到0.8倍峰值载荷作为最后一次卸载/加载的条件.
2. SENT断裂阻力曲线的计算
2.1 卸载柔度法测量裂纹尺寸
CANMET，BMT和USP均采用单试样卸载柔度法测定裂纹尺寸.
(1) CANMET单试样. 法根据弹性有限元计算，得到了CMOD卸载柔度八阶多项式方程[13]，即
$$ {\dfrac{{{a_i}}}{W} = 2.072 - 16.411{u_i} + 79.600{u_i}^2 - 211.670{u_i}^3 + 236.857{u_i}^4} { + 27.371{u_i}^5 - 179.740{u_i}^6 - 86.280{u_i}^7 + 171.764{u_i}^8} $$ (2) 式中：
$ {u_i} = 1/\left( {\sqrt {{B_{{\rm{eff}}}}E{C_i}} + 1} \right) $ ，E是平面应力弹性模量，侧边槽试样的有效厚度$ {B_{{\rm{eff}}}} = B - {\left( {B - {B_{\rm{N}}}} \right)^2}/B $ ，柔度值${C_i} = \Delta V/\Delta {P_i}$ ，V表示CMOD值，载荷柔度值等于P-CMOD曲线中一次加载-卸载循环拟合线斜率的倒数.(2) BMT单试样法. 英国BMT[10]在2013年推出单边缺口拉伸试样测量δ和J积分断裂阻力曲线的测试标准中，考虑到试验过程中试样的旋转及颈缩，对基于CMOD柔度卸载法试验过程中每一循环柔度值的计算做了修正.
$$ {C_{i{\text{ corr}}}} = {C_i}/F $$ (3) $$ {C_i} = {{\Delta }}V/{{\Delta }}{P_i} $$ (4) $$ F = 1 - 0.165\frac{{{a_0}}}{W}\frac{{{P_i}}}{{{P_y}}} $$ (5) 式中：F是旋转修正因子. 使用的CMOD卸载柔度方程是五阶多项式函数[11]，即
$$ \frac{{{a_i}}}{W} = 1.648\;5 - 9.100\;5{u_i} + 33.025{u_i}^2 - 78.467{u_i}^3 + 97.344{u_i}^4 - 47.227{u_i}^5 $$ (6) 式中：参量
$ u_{{i}} $ 与CANMET给出的计算方式一致.(3) USP单试样法. USP的Cravero和Ruggieri等人[7]研究出以下五阶多项式CMOD卸载柔度方程，即
$$ \frac{{{a_i}}}{W} = 1.648\;5 - 9.100\;5{u_i} + 33.025{u_i}^2 - 78.467{u_i}^3 + { 97.344{u_i}^4 - 47.227{u_i}^5} $$ (7) 式中：
$ {u_i} = 1/\left( {\sqrt {{B_{{\rm{eff}}}}E'{C_i}} + 1} \right) $ ，$ E' = E/\left( {1 - {v^2}} \right) $ ，${B_{{\rm{eff}}}} = B - $ $ {\left( {B - {B_{\rm{N}}}} \right)^2}/B $ .2.2 单试样法J 积分的计算
采用卸载柔度技术时，可由迭代方法计算J [14].第i次卸载点对应的J积分计算式为
$$ {J_i} = {J_{{\rm{el}}(i)}} + {J_{{\rm{pl}}(i)}} = \frac{{{{\left( {{K_{{\rm{I}}(i)}}} \right)}^2}\left( {1 - {v^2}} \right)}}{E} + {J_{{\rm{pl}}(i)}} $$ (8) 式中：Jel(i)为弹性分量；KI(i)为i次卸载/再加载循环的应力强度因子；Jpl(i)为塑性分量，计算公式为
$$ {J_{{\rm{pl}}(i)}} = \left( {{J_{{\rm{pl}}(i - 1)}} + \frac{{\eta _{{\rm{CMOD}}}^{i - 1}}}{{{b_{i - 1}}{B_N}}}A_{{V_{{\rm{pl}}}}}^{i - 1,i}} \right)\left( {1 - \frac{{\gamma _{{\rm{LLD}}}^{i - 1}}}{{{b_{i - 1}}}}\left( {{a_i} - {a_{i - 1}}} \right)} \right) $$ (9) 式中：ηCMOD和γLLD是基于裂纹嘴张开位移(CMOD)和基于载荷线位移(LLD)的塑性几何因子，也被称为eta因子. ai，bi，AiVpl分别为对应第i次卸载/再加载循环的裂纹长度、韧带长度以及载荷-裂纹嘴张开位移(P-CMOD)曲线下塑性区面积. 其中AiVpl计算式为
$$ A_{{{\rm{Vpl}}}}^{i - 1,i} = \frac{1}{2}\left( {{P_i} + {P_{i - 1}}} \right)\left( {{V_{{\rm{pl}}(i)}} - {V_{{\rm{pl}}(i - 1)}}} \right) $$ (10) 式中：Vpl是CMOD值塑性部分，
$ {V_{{\rm{pl}}(i)}}{\text{ = }}{V_{(i)}} - {P_{(i)}}{C_{(i)}} $ .CANMET，BMT和USP都对应力强度因子K以及eta因子解有相应的研究以及推荐公式. 这直接影响到了J值的结果，进而可以得出不同的J-R曲线.
(1) CANMET应力强度因子K与eta因子的计算.
$$ {K_i} = \left[ {\frac{{{P_i}\sqrt {{\text{π}} {a_i}} }}{{{{\left( {B {B_N}} \right)}^{1/2}}W}}} \right]f(\alpha ) $$ (11) 式中：
$ \alpha = \dfrac{{{a_i}}}{W} $ ；f(α)以及eta因子的计算式为$$ \begin{split} f(\alpha ) =& 1.197 - 2.133\alpha + 23.886{\alpha ^2} - 69.051{\alpha ^3} + 100.462{\alpha ^4} - 41.397{\alpha ^5} - 36.137{\alpha ^6} +\\ & { 51.215{\alpha ^7} - 6.607{\alpha ^8} - 52.322{\alpha ^9} + 18.574{\alpha ^{10}} + 19.465{\alpha ^{11}}} \end{split} $$ (12) $$ \begin{split} {\eta^{} _{{\rm{CMOD}}}} =& 1 - 1.089\alpha + 9.519{\alpha ^2} - 48.572{\alpha ^3} + 109.225{\alpha ^4} - 73.116{\alpha ^5} - 77.984{\alpha ^6} + \\ & {38.487{\alpha ^7} + 101.401{\alpha ^8} + 43.306{\alpha ^9} - 110.770{\alpha ^{10}}} \end{split} $$ (13) $$ \begin{split} {\eta^{} _{{\rm{LLD}}}} = & - 0.880 + 15.190\alpha - 35.440{\alpha ^2} + 18.644{\alpha ^3} + 18.399{\alpha ^4} - 1.273{\alpha ^5} - \\ & {12.756{\alpha ^6} - 12.202{\alpha ^7} - 4.447{\alpha ^8} + 5.397{\alpha ^9} + 14.187{\alpha ^{10}}} \end{split} $$ (14) $$ {\gamma^{} _{{\rm{LLD}}(i)}} = {\eta _{{\rm{LLD}}(i)}} - 1 - \left( {1 - \frac{{{a_i}}}{W}} \right)\frac{{\eta _{{\rm{LLD}}(i)}^\prime }}{{{\eta _{{\rm{LLD}}(i)}}}} $$ (15) $$ \begin{split} \eta _{{\rm{LLD}}(i)}^\prime =& 15.19 - 70.88\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right) + 55.932{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^2} + 73.596{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^3} - 6.365{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^4} - 76.536{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^5} - \\ & { 85.414{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^6} - 35.576{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^7} + 48.573{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^8} + 141.87{{\left( {\frac{{{a_i}}}{W}} \right)}^9}} \end{split} $$ (16) (2) BMT应力强度因子K与eta因子的计算. BMT的K与eta因子的计算公式与CANMET标准相同，区别在于2.1节介绍的卸载柔度方程计算出的ai/W值.
(3) USP应力强度因子K与eta因子的计算. USP给出的K因子公式与式(11)相同，区别在于f(α)的计算. 来自USP的学者Cravero和 Ruggieri [7]给出了eta因子计算公式为
$$ \begin{split} f(\alpha ) =& 0.283\;2 + 3.849\;7\alpha - 1.488\;5{\alpha ^2} + \hfill \\ & 4.171\;6{\alpha ^3} +9.909\;4{\alpha ^4} - 7.418\;8{\alpha ^5} \end{split} $$ (17) $$ {\eta _{{\rm{pl}}(i)}} = 1.039\;8 - 0.687\;0\left( {\frac{{{a_{(i - 1)}}}}{W}} \right) $$ (18) $$\begin{split} {\gamma _{{\rm{pl}}(i)}} = &0.039\;8 - 0.687\;0\left( {\dfrac{{{a_{(i - 1)}}}}{w}} \right) +\\ &\dfrac{{0.687\;0\left( {1 - \dfrac{{{a_{(i - 1)}}}}{W}} \right)}}{{1.039\;8 - 0.687\;0\left( {\dfrac{{{a_{(i - 1)}}}}{W}} \right)}} \end{split} $$ (19) 2.3 单试样法
$\delta $ 值的计算(1)英国BS 8571关于SENT试样断裂韧性测试标准中采用了双引伸计法计算δ，即
$$ {\delta _i} = \frac{{\left( {1 - {v^2}} \right)K_{\rm{I}}^2}}{{1.5{R_{{\rm{p}}0.2}}E}} + {V_{{\rm{p}}1(i)}} - \frac{{{a_0} + {h_1}}}{{{h_2} - {h_1}}}\left( {{V_{{\rm{p}}2(i)}} - {V_{{\rm{p}}1(i)}}} \right) $$ (20) $$ {K_{\rm{I}}} = \left[ {\frac{F}{{{{\left( {B{B_{\rm{N}}}W} \right)}^{1/2}}}}} \right]f\left( {\frac{a}{W}} \right) $$ (21) $$ \begin{array}{*{20}{c}} {f\left( {\dfrac{a}{W}} \right) = \dfrac{{{{\left( {\dfrac{a}{W}} \right)}^{1/2}}}}{{\left( {1 + 2\dfrac{a}{W}} \right){{\left( {1 - \dfrac{a}{W}} \right)}^{3/2}}}}\left[ {1.985 + 0.71\left( {\dfrac{a}{W}} \right) + 11.81{{\left( {\dfrac{a}{W}} \right)}^2}} \right.} {\left. { - 48.015{{\left( {\dfrac{a}{W}} \right)}^3} + 103.4{{\left( {\dfrac{a}{W}} \right)}^4} - 121.55{{\left( {\dfrac{a}{W}} \right)}^5} + 51.67{{\left( {\dfrac{a}{W}} \right)}^6}} \right]} \end{array} $$ (22) 式中：a0为初始裂纹长度；δ值的弹性分量应该在最大载荷点使用弹性应力强度因子KI，KI值的计算参考了Zhu等人[15]对应力强度因子解的修正. Vp1(i)和Vp2(i)是在刀口高度为h1和h2时双钳式引伸计测量获得的对应第i次卸载点缺口张开位移的塑性部分. 该公式适用于夹持型试样裂纹长度范围0<a/W<0.98.
(2) CANMET采用ASTM E1820中J积分转换法，用以下公式计算了夹持式SENT试样的δ值，即
$$ \delta= \frac{J}{{m{\sigma _{\rm{Y}}}}} $$ (23) 式中：σY =(σys + σuts)/2，σys表示屈服强度；σuts是抗拉强度. 基于有限元分析的无量纲约束因子m值的求解公式已有大量研究进展，Zhu等人[15]对7种不同m因子的适用性进行了研究分析，给出了相应的推荐公式.
(1) 基于平面应变条件下夹持式SENT试样的弹塑性有限元计算，Sarzosa和Ruggieri[16]得到二维条件下的m因子表达式为
$$ \begin{split} m =& \left[ {0.243 - 0.519\left( {\frac{a}{W}} \right) + 0.742{{\left( {\frac{a}{W}} \right)}^2} + } \right.\\ & \left. {11.545\frac{1}{N} + 0.029N} \right]\frac{{{\sigma _{{\rm{ys}}}}}}{{{\sigma _{\rm{Y}}}}} \end{split} $$ (24) 式中：N为材料的应变硬化指数；m因子在0.2≤a/W≤0.7，5≤N≤20范围内有效.
(2) Sarzosa和Ruggieri等人[17]对夹持式带边槽的SENT试件在三维条件下进行了弹塑性有限元计算，得出了三维带侧槽SENT试样的m因子计算式为
$$ \begin{split} m =& 1.117\;1 - 0.277\;7\left( {\frac{a}{W}} \right) + 0.221\;8{\left( {\frac{a}{W}} \right)^2} + 3.482\frac{1}{N} -\hfill \\ & 0.001\;2N + 1.691\;1SG - 1.194\;2S{G^2} \\[-10pt] \end{split} $$ (25) 式(25)在0.2≤a/W≤0.7, 5≤N≤20, 0 < SG=1−BN/B≤0.2范围内有效(SG为侧边槽). 此外，DNVGL-RP-F108：2017也提到了J积分与CTOD值的转换公式为
$$ J = \delta \cdot {R_{{\rm{p}}0.2}} \cdot 1.517{\left( {\frac{{{R_{{\rm{p}}0.2}}}}{{{R_{\rm{m}}}}}} \right)^{ - 0.318\;8}} $$ (26) 式中：Rp0.2为材料屈服强度；Rm为材料的抗拉强度.
3. 试验结果及分析
3.1 不同方法计算出的J-R曲线对比
由2.1小节计算出的裂纹长度与2.2小节计算出的J积分值需要进行初始裂纹长度的修正[10]，得到初始裂纹长度的预测值aoq以得到准确的裂纹扩展量Δa. 按照式(27)可拟合每个SENT试样对应的J-R曲线.阻力曲线方程的拟合形式为
$$ J(或\delta )=\beta {(\text{Δ}a)}^{\gamma } $$ (27) 式中：β和γ都是常数，β ≥ 0, 0 ≤ γ ≤ 1.
不同方法计算出的J-R曲线如图4所示.图中有两条竖直虚线，一条是0.2 mm偏置线，另一条是排除线. 阻力曲线从0.2 mm到测试数据的最大裂纹扩展或者试样韧带(W−a0)的20%(取较小值)的范围按指数方程进行拟合. 从图4中可以看出，在拟合范围内不同方法计算出的阻力曲线差异明显. 尤其是利用J与δ转换公式计算出的结果与直接计算J积分的计算结果差异较大. 在拟合范围内，利用CANMET与BMT标准计算出的J-R曲线结果相近，而用USP方法计算出的J-R曲线在整个拟合范围内都偏高.
![]()
图 4 不同方法计算出的J-R曲线对比Figure 4. Comparison of J-R curves calculated by different methods. (a) J-R curve of SENT-1 specimen; (b) J-R curve of SENT-2 specimen; (c) J-R curve of SENT-3 specimen3.2 不同方法计算出的δ-R曲线对比
同样用式(27)计算拟合不同方法对应的δ-R曲线，如图5所示.
![]()
图 5 不同方法计算出的δ-R曲线对比Figure 5. Comparison of δ-R curves calculated by different methods. (a) δ-R curve of SENT-1 specimen; (b) δ-R curve of SENT-2 specimen; (c) δ-R curve of SENT-3 specimen从图5中可以看出，在拟合范围内的δ-R曲线差异也比较明显.利用不同m因子转换J积分得到的δ-R曲线在初始裂纹扩展量0.2 mm时的δ值都比利用BS 8571标准双引伸计法的δ-R曲线对应的值要高. 但是随着裂纹扩展量增加到0.5 mm上，由BS 8571标准计算的δ值与其它J积分转换法计算出的值差异明显. 以初始断裂韧性值J0.2为例，利用非线性拟合出的结果进行计算，得出表2的对比结果. 同样以断裂韧性起始值δ0.2为例对各方法进行对比，如表3所示.
表 2 断裂韧性起始值 J0.2 (N/mm)Table 2. Initial value of fracture toughness J0.2计算方法 CANMET BMT USP δ转J Eq(26) δ转J Eq(25) δ转J Eq(24) SENT-1 255.5 256.6 267.2 227.1 245.3 193.9 SENT-2 244.2 238.8 313.7 152.6 172.1 133.4 SENT-3 204.9 201.0 236.0 179.2 195.2 153.1 平均值 234.9 232.1 272.3 186.3 204.2 160.2 相对误差 — 1.17% 15.92% 20.69% 13.07% 31.82% 表 3 断裂韧性起始值$\delta _{0.2}$ (mm)Table 3. Initial value of fracture toughness$\delta _{0.2} $ 计算方法 BS8571
δCANMET
J 转δ Eq(25)CANMET
J 转δ Eq(24)USP
J 转δ Eq(25)USP
J 转δ Eq(24)SENT-1 0.237 0.248 0.314 0.258 0.326 SENT-2 0.159 0.239 0.318 0.299 0.388 SENT-3 0.187 0.193 0.252 0.225 0.289 平均值 0.194 0.227 0.295 0.261 0.334 相对误差 — 16.73% 52.06% 34.22% 72.16% 3.3 结果分析与讨论
从3.1小节与3.2小节的计算结果可以看出，不同标准计算方法计算的阻力曲线有一定差异.
CANMET与USP标准在关于SENT试样的阻力曲线测试与J积分计算过程均参考了ASTM E1820标准中关于SENB试样的测试程序. 二者关于阻力曲线的计算区别在于：CMOD卸载柔度方程裂纹尺寸的计算(式(2)和式(7))，以及2.2小节中J积分塑性分量eta因子的计算. BMT标准采用双引伸计方法计算SENT试样的阻力曲线，该标准囊括了J与δ阻力曲线两个测试程序. BMT关于J积分的计算与CANMET标准相同，但是在计算裂纹尺寸时考虑了测试过程中SENT试样的旋转与颈缩，对柔度值进行了矫正(式(3)). 通过图4、表2的计算结果可看出以上3个标准计算的J-R曲线差异性不大，并且测试程序也都较为简单，因此都可以采用. 而利用BS 8571转换的J-R曲线结果差异明显，不建议采用.
BS 8571给出的δ值的计算方法不同于BMT，采用了类似于ASTM E1820中J积分计算的方式，δ值有了弹性分量及塑性分量(式(20))，弹性分量利用双引伸计位移测量计算，塑性分量利用应力强度因子K计算，相较于BMT直接利用双引伸计测量值计算出的δ更为精确[14]. 在2.3小节中也总结了利用m因子将J积分转换为δ值的内容，给出了二维、三维模型条件下有限元计算出的m因子表达式(式(24))和式(25))，从表3可以看出，利用式(25)给出的m因子转换来的δ0.2与BS 8571标准的计算结果差距较小，相较于式(24)更为精确.
结合第2和第3章节的方法总结与结果分析，总结出了利用单试样法计算SENT试样δ-R与J-R曲线过程中对应参数的推荐公式，如表4所示. 其中CMOD柔度卸载方程、应力强度因子K、J积分、J转δ、双引伸计法测δ给出的公式已经相对成熟，使用范围广可以直接使用.而关于eta因子与转换因子m是根据一定的有限元计算以及试验研究推出的，使用范围还有待进一步拓展，不过在对应的a/W适用范围内已经被研究学者论证了公式的准确性，可以用来计算J积分.
表 4 SENT试样阻力曲线计算推荐公式Table 4. Recommended equations for resistance curve calculation of SENT specimensSENT断裂韧性测试方法仍处于发展阶段，但已被用于确定焊缝韧性、低温韧性和韧脆转变曲线、基于应变的管道设计中[15]. SENT试样断裂韧性相对于SENB或CT试样测量的断裂韧性而言不够保守，但使用SENT试样进行断裂评估可以降低裂纹评估中的保守性和管道维护成本. 目前在常规的结构完整性评估中仍然存在许多不确定性，如缺陷尺寸、材料性能变化、和环境因素的影响等，在这些情况下，使用相对较高的R曲线，如BMT及ExxonMobil双引伸计法直接测量计算的δ值，可能提供非保守的评估结果. 因此，需要对主要管道进行结构可靠性或风险分析，以便在风险管理和维护预算之间取得平衡.
4. 结 论
(1) CANMET与USP标准计算出的CMOD柔度卸载方程数据结果相近，适用范围较广，二者均可以用来计算裂纹扩展量.
(2) BS 8571双引伸计法得出的δ-R曲线以及δ0.2值相较于J积分转换法得出的结果更为保守.
(3)利用Sarzosa和Ruggieri的三维带侧槽SENT试样转换因子m计算出的δ0.2与双引伸计法的结果误差较小，可以用到J积分转换法计算δ-R曲线.
(4)在常规的结构完整性评估中仍然存在许多不确定性，需要对主要管道进行进一步的结构可靠性或风险分析，以便在风险管理和维护预算之间取得平衡.
-
![]()
图 2 1060铝合金激光压力焊接工艺窗口
Figure 2. Process window of laser pressure welding of 1060 aluminum alloy
![]()
图 3 横截面焊缝形貌随功率的变化(焊接速度10 m/min，压力40 N)
Figure 3. Weld morphology of cross section varied with laser power (at the welding speed of 10 m/min and pressure of 40 N)
![]()
图 4 横截面焊缝形貌随功率的变化(焊接速度20 m/min，压力40 N)
Figure 4. Weld morphology of cross section varied with laser power (at the welding speed of 20 m/min and pressure of 40 N)
![]()
图 5 更高焊接速度条件下横截面焊缝形貌特征(激光功率6 kW，压力40 N)
Figure 5. Weld morphology of cross section varied with welding speed (at the laser power of 6 kW and pressure of 40 N). (a) 30 m/min; (b) 50 m/min
![]()
图 6 不同压力下焊缝横截面形貌(激光功率6 kW，焊接速度15 m/min)
Figure 6. Weld morphology of cross section varied with pressure (at the laser power of 6 kW and welding speed of 15 m/min). (a) approximately “0” pressure; (b) high pressure
![]()
图 7 V形槽结构内入射激光传导路径示意图
Figure 7. Schematic drawing of propagation of incident laser beam in the V-shaped configuration
![]()
图 8 激光能量汇聚规律图
Figure 8. Law of laser energy convergence. (a) the absorptivity dependence of incident angle of 1-μm laser (Al); (b) the randomly polarized 1-μm laser; (c) the vertically polarized 1-μm laser
![]()
图 9 激光功率6 kW，压力400 N，焊接速度15 m/min的焊缝微观组织信息
Figure 9. Microstructure of weld at the laser power of 6 kW, the welding speed of 15 m/min and the pressure of 400 N. (a) Composite EBSD map taken from cross-section of the weld at high pressure; (b) the ODFs corresponding to the different microstructural zones of the weld; (c) schematic of microstructural evolution during laser pressure welding of aluminum alloy
![]()
图 10 激光功率3 kW，压力40 N，焊接速度15 m/min的焊缝横截面信息
Figure 10. Microstructure of weld at the laser power of 3 kW, the welding speed of 15 m/min and the pressure of 40 N. (a) Composite EBSD map taken from cross-section of the weld at low pressure; (b) the ODFs corresponding to the different microstructural zones of the weld; (c) schematic of microstructural evolution during laser pressure welding of aluminum alloy
表 1 计算中所用的参数
Table 1 Parameters used in calculation
电子的静质量
me/10−31 kg密度
ρ/(kg·m−3)阿伏伽德罗常数
N0/1023 mol−1电阻
ρe/(Ω·mm2·m−1)价电子
Z光速
C0/(108 m·s−1)摩尔质量
M/(10−3 kg·mol−1)元电荷的电量
e/10−19 C真空介电常数
ε0/(10−12 F·m−1)入射角
θ/(°)9.10956 2.7 6.022 0.029 3 3 27 1.602192 8.854 19 0～90 
下载: 导出CSV
-
[1] Miller W S, Zhuang L, Bottema J, et al. Recent development in aluminium alloys for the automotive industry[J]. Materials Science and Engineering A, 2000, 280: 37 − 49. doi: 10.1016/S0921-5093(99)00653-X
[2] Shi Y W, Zhong F, Li X Y, et al. Effect of laser beam welding on tear toughness of a 1420 aluminum alloy thin sheet[J]. Materials Science and Engineering A, 2007, 465: 153 − 159. doi: 10.1016/j.msea.2007.02.079
[3] Dursun T, Soutis C. Recent developments in advanced aircraft aluminium alloys[J]. Materials & Design, 2014, 56: 862 − 871. doi: 10.1016/j.matdes.2013.12.002
[4] Rioja R J, Liu J. The evolution of Al-Li base products for aerospace and space applications[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2012, 43: 3325 − 3337. doi: 10.1007/s11661-012-1155-z
[5] Geng S, Jiang P, Shao X, et al. Identification of nucleation mechanism in laser welds of aluminum alloy[J]. Applied Physics, 2019, A125(6): 396.1 − 396.7.
[6] Chen C, Shen Y, Gao M, et al. Influence of welding angle on the weld morphology and porosity in laser-arc hybrid welding of AA2219 aluminum alloy[J]. Weld World, 2020, 64: 37 − 45. doi: 10.1007/s40194-019-00818-w
[7] Pakdil M, Çam G, Koçak M, et al. Microstructural and mechanical characterization of laser beam welded AA6056 Al-alloy[J]. Materials Science and Engineering A, 2011, 528: 7350 − 7356. doi: 10.1016/j.msea.2011.06.010
[8] Christian H, Florian F, Rudolf W, et al. Benefits of very high feed rates for laser beam welding of AlMgSi aluminum alloys[J]. Journal of Laser Applications, 2018, 30(1): 012015. doi: 10.2351/1.5003795
[9] Xiao R S, Zhang X Y. Problems and issues in laser beam welding of aluminum–lithium alloys[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2014, 16(2): 166 − 175. doi: 10.1016/j.jmapro.2013.10.005
[10] Wolff N, Welsing O, Behler k, et al. Method for welding at high processing speed with polarised laser beam[C]//Proceedings of European Conference on Laser Treatment of Materials (ECLAT), Erlangen, Germany, 1990: 721−730.
[11] Behler k, Beyer E, Herziger G, et al. Using the beam polarization to enhance the energy coupling in laser beam welding[C]//Proceedings of the Laser Materials Processing Conference (ICALEO). Santa Clara, USA.1988:88−105.
[12] 左铁钏. 高强铝合金的激光加工[M]. 2版. 北京: 国防工业出版社, 2008. Zuo Tiechuan. Laser materials processing of high strength aluminum alloys[M]. 2nd edition. Beijing: National Defense Industry Press, 2008.
[13] Nishimoto K, Fujii H, Katayama S. Laser pressure welding of Al alloy and low C steel[J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2006, 11(2): 224 − 231. doi: 10.1179/174329306X84300
[14] Nishimoto K, Harano T, Okumoto Y, et al. Mechanical properties of laser-pressure-welded joint between dissimilar galvannealed steel and pure aluminium[J]. Welding International, 2009, 23(11): 817 − 823. doi: 10.1080/09507110902842893
[15] Nishimoto K, Okumoto Y, Harano T, et al. Laser pressure welding of aluminium and galvannealed steel[J]. Welding International, 2009, 23(10): 734 − 743. doi: 10.1080/09507110902836895
[16] Nishimoto K, Okumoto Y, Harano T, et al. HR-TEM observation of laser pressure weld of galvannealed steel and pure aluminium[J]. Welding International, 2009, 23(11): 824 − 829. doi: 10.1080/09507110902842919
[17] Zhang J Q, Huang T, Mironov S, et al. Microstructure evolution during laser pressure welding of pure aluminum[J]. Materials Letters, 2020(260): 126931.
[18] 和岳, 武强, 邹江林, 等. 薄板铝合金光纤激光压焊坡口内材料的熔化行为[J]. 中国激光, 2017, 44(6): 135 − 141. He Yue, Wu Qiang, Zou Jianglin, et al. Melting behavior of materials in grooves during fiber laser pressure welding of thin-sheet aluminum alloy[J]. Chinese Journal of Lasers, 2017, 44(6): 135 − 141.
[19] Drude P. The theory of optic[M]. New York: Dover Publications, INC, 1959.
[20] Chen X P, Li S, Mei L, et al. Excellent combination of strength and ductility of Al-1.2Mn alloy with multi-scale lamellar structure[J]. Materials Science and Engineering A, 2018, 729(27): 458 − 465.
[21] Jazaeri H, Humphreys F J. The transition from discontinuous to continuous recrystallization in some aluminium alloys: I-the deformed state[J]. Acta Materialia, 2004, 52(11): 3239 − 3250. doi: 10.1016/j.actamat.2004.03.030
[22] Miszczyk M M, Paul H, Driver J H, et al. The influence of deformation texture on nucleation and growth of cube grains during primary recrystallization of AA1050 alloy[J]. Acta Materialia, 2017(129): 378 − 387.
-
期刊类型引用(2)
1. 龚宝明，张杰，李海龙. 金属封装管壳随机振动失效分析及抗振优化. 天津大学学报(自然科学与工程技术版). 2025(02): 167-174 . 
百度学术
2. 周舟，柯自攀，何日吉，李伟明，何骁. 高端装备用电子装联技术的发展现状及未来展望. 航天制造技术. 2024(06): 69-75 . 百度学术
其他类型引用(2)
