Fiber laser pressure welding of aluminum alloy at high welding speed
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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.
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Keywords:
- fiber laser /
- pressure welding /
- aluminum alloy /
- energy convergence /
- microstructure
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0. 序言
铝合金由于密度低、强度高、抗腐蚀性好等优势，在航天、汽车、高铁等结构轻量化设计中被广泛应用[1-4]. 与其它传统焊接技术相比，激光焊接由于热影响区小、焊接速度快、加工柔性高等特点，在铝合金焊接结构中得到广泛应用[5-7]. 但是，铝合金对激光高反射(对光纤激光的反射率约95%)，导致激光能量利用率低，实现十几米甚至几十米每分钟的高速焊接，激光输出功率需要达到“万瓦级”[8]. 此外，采用深熔机制容易产生“小孔型”气孔等焊接缺陷[9]. 因此，更高效地铝合金激光焊接仍然面临一些挑战.
激光压力焊接是一种将激光加热和压力结合起来实现材料高速连接的方法[10]. 该方法最早由德国学者Behler和Beyer等人[11]提出，利用多次反射(波导效应)将激光能量导向焊接区，使坡口表层金属快速加热，与此同时，在压力的作用下形成焊缝. 由于激光束在工件之间的多次反射，激光压力焊接在连接具有高反射率的金属材料时，能显著降低热输入损失[12-13]. 由于金属材料对垂直偏振光具有高反射，前期研究工作主要集中于采用垂直偏振激光实现激光压力焊接. Nishimoto等人[14-16]研究了铝钢异种金属间的激光压力焊接，通过改变激光功率和压力可以有效抑制铝/钢搭接界面处脆性金属间化合物生成. 最近，Zhang等人[17]采用工业领域常用的随机偏振的光纤激光，实现了铝合金的激光压力焊接. 和岳等人[18]发现铝合金V形搭接角度和激光离焦量影响坡口内材料的熔化面积. 但是，光纤激光压力焊接工艺参数对于铝合金焊缝成形及微观组织影响的系统研究、高速焊接的成因尚未见报道.
文中通过采用随机偏振的光纤激光实现了铝合金的高速压力焊接，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，揭示了激光熔接和压力效应对焊缝微观组织的影响.
1. 试验方法
为排除合金元素及析出相等因素的影响，试验材料选用1060铝合金. 1060冷轧铝合金薄板的尺寸是1500 mm × 30 mm × 1 mm. 在激光压力焊接试验前，用丙酮去除板材表面油污. 激光源为IPG光纤激光器(YLS-6000)，最大输出功率6 kW、波长1.07 μm. 准直镜和聚焦镜的焦距分别为200 mm和300 mm. 激光束的聚焦直径为0.3 mm，瑞利长度为2.95 mm. 激光压力焊接过程中，上下两张待焊板材的张角为10°，如图1所示. 焊接在大气中进行. 轧制方向、横向方向和法线方向分别记为RD、TD和ND. 将焊缝沿横向方向或轧制方向切片，使用光学显微镜(OM, OLYMPUS GX51)和电子背散射衍射技术(EBSD)进行微观组织研究. 金相试样采用标准抛光方法，并使用5 g 三氯化铁+10 mL盐酸+100 mL蒸馏水溶液进行化学腐蚀. EBSD试样在室温环境下采用10%高氯酸+90%乙醇溶液并在施加10 V的电压下进行电解抛光. EBSD测量采用日立S-4300SE场发射枪扫描电子显微镜(SEM)，配备TSL OIMTM EBSD系统，加速电压为25 kV. 采用15°作为判据区分EBSD图中的小角度晶界(LABs)和大角度晶界(HABs).
2. 结果和讨论
2.1 激光压力焊接工艺对焊缝成形的影响
图2为焊接工艺窗口. 可以看出，在40 N压力条件下，焊接速度从5 m/min到20 m/min，激光功率从1 kW到6 kW均可以完成连接. 其中，20 m/min为试验设备容许的最大运行速度，6 kW为激光器最大输出功率. 此外，在相对较低的焊接速度条件下，激光功率达到3 kW时会出现焊穿的现象；在相对较高的焊接速度条件下并未发现类似的现象.
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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通过对焊缝横截面进一步观察发现，当压力一定时，采用相对较小的焊接速度(10 m/min)，随着激光功率的增加，焊缝有效连接宽度呈现逐渐增大的趋势，如图3所示. 焊缝横截面形貌从低功率到高功率经历了近似“椭圆形”→“圆形”→“花瓶形”的变化，并且，随着激光功率的增加，焊缝在压力作用下呈现出向两板之间界面挤入的趋势. 激光功率为4 kW时，过高的热输入量导致焊缝熔合区被扩大，焊缝出现焊穿现象.
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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)而在较高的焊接速度条件下(20 m/min)，激光功率为1 kW和2 kW时，由于材料熔化较少，无法形成有效连接宽度或者有效连接宽度较窄. 当激光功率从3 kW增加到6 kW，焊缝横截面形貌经历了从近似“椭圆形”→“圆形”的变化，如图4所示，同时呈现沿横截面方向被挤压进入两板之间界面的趋势，有效改善焊缝内未连接的缺陷. 此外，与低焊接速度对比可以发现，即使激光功率为6 kW时，也未观察到焊穿的情况.
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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)为了验证在更高焊接速度条件下铝合金激光压力焊接的可行性，通过调整电机输出齿轮减速比，在6 kW激光功率，40 N压力条件下，能实现极限地最高焊接速度为50 m/min. 图5表明，在50 m/min的高速条件下，依然实现铝合金的连接.
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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在现有试验条件下，选择极端的两种压力情况研究压力对于焊缝形貌的影响. 从图6可以看出，在激光功率6 kW，焊接速度15 m/min的条件下，当压力设置为只允许带动板材前进的最小值时，焊缝呈现近似圆形的横截面形貌特征(图6a)；而当压力设置为当前设备允许的最大值400 N时，焊缝区域呈现扁平地近似椭圆形的形貌特征，高的轧制压力将熔融的金属沿轧制方向和横截面方向挤出，填充两板间隙(图6b).
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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综上，采用随机偏振的光纤激光实现了铝合金的高速焊接，激光功率、焊接速度和压力对焊缝形貌产生显著的影响.
2.2 激光压力焊接时激光能量的汇聚
铝合金激光焊接研究中，通常采用“万瓦级”激光输出功率实现高速焊接(几十米/min)[12]，而文中在“千瓦级”激光输出功率条件下实现铝合金的高速焊接，说明激光压力焊接过程中铝合金对激光能量的有效利用显著提高. 为此模拟计算激光压力焊接时的能量汇聚.
由于采用了多模光纤激光器，因此假定激光束横向强度分布均匀，入射激光束可以被看作是一组具有相同激光能量的均匀平行光束. 图7显示了入射激光束的传导路径. 激光焦平面位置在滚轮压力点位置，与试验一致. 图中，ω0 (0.15 mm)是束腰半径，ZR是瑞利长度. 其中，ZR (2.95 mm)大于激光束与工件表面第一接触点和压力作用点之间的水平距离(记为L, 1.71 mm). 由于焊接板之间为V形槽结构，因此，内部的光束可以直接到达待焊区，而外围光束需要经过一个或多个反射后才能到达. Beam-R是最外侧的光束，是第一条到达工件表面的光束，同时还是发生反射次数最多的光束(Rn表示经过n次反射后的光束). 因为V形槽结构的张角为10°，所以每次反射后入射角减少10°. 由于R9已经平行于V形槽结构的横截面，因此最大反射次数为8次.
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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式(1)描述了激光功率密度在V形槽结构内不同位置的分布.
$${I_{\rm{n}}} = \sum\limits_{i{\rm{ = 0}}}^n {\frac{{{S_{\rm{i}}}}}{{{S_{{\rm{spot}}}}}}} P \mathop \prod \limits_{i{\rm{ = }}0}^n {R_{\rm{i}}} \frac{1}{{{S_0}}}$$ (1) 式中：
${{{S_{\rm{i}}}}/{{S_{{\rm{spot}}}}}}$ 代表发生反射的光束占聚焦激光束总面积的比例；Sspot是聚焦激光束的总面积(0.07 mm2)；Si是经过反射的光束到V形槽结构横截面所组成的面积；P为激光功率，取值为6 kW；n为反射次数；Ri是第n次反射之后的反射率； P与Ri的乘积代表第n次反射之后的功率； S0是直接入射到V形槽结构中的光束面积(未发生任何反射的激光束).采用Drude理论描述激光能量传输给铝的过程. Drude理论中，自由电子被施加的电磁场加速并与晶格发生碰撞，从而将能量转移到材料中[19]. 其中，Г为碰撞频率，碰撞弛豫时间
$\tau = {1/\varGamma }$ . 复介电常数εc与Г的关系如下.$${\varepsilon _{\rm{c}}} = 1{\rm{ - }}\frac{{\omega _{\rm{p}}^2}}{{{\omega ^2}{\rm{ + }}{\varGamma ^2}}}{\rm{ - }}i\frac{{\omega _{\rm{p}}^2\varGamma }}{{\omega \left( {{\omega ^2}{\rm{ + }}{\varGamma ^2}} \right)}}$$ (2) $$\varGamma = \frac{{Z\rho {N_0}{{\rm{e}}^2}{\rho _{\rm{e}}}}}{{{m_{\rm{e}}}M}}$$ (3) 式中：等离子体频率
$\omega _{\rm{p}} ^2 = {{{n_{\rm{e}}}{e^2}}/{{\varepsilon _0}}}{m_{\rm{e}}}$ ；ne为自由电子密度；e为元电荷的电量；ε0为真空中的介电常数；me为电子的静质量，式(2)右侧的实部和虚部分别为折射的电磁波和介电损失，式(3)中Z为金属原子的价电子数，ρ为铝的密度，N0为阿伏伽德罗常数，ρe铝的电阻率，M为原子量；金属中自由电子的浓度${n_{\rm{e}}} = {{{N_0}\rho }/M}$ ，圆频率$\omega = {{2{\text{π}} {c_0}}/\lambda }$ ，其中c0为光束.金属的复折射率为
${n_{\rm{c}}} = \sqrt {{\varepsilon _{\rm{c}}}} = n + ik$ ，实部n表示折射系数，虚部k表示吸收系数. n和k的值可以通过式(4)和式(5)获得，即$$n \!\!=\!\! \sqrt {\dfrac{{1 \!\!-\!\! \dfrac{{\omega _{\rm{p}} ^2}}{{\left( {{\omega ^2} \!\!+\!\! {\varGamma ^2}} \right)}} \!\!+\!\! \sqrt {{{\left( {1 \!\!-\!\! \dfrac{{\omega _{\rm{p}} ^2}}{{\left( {{\omega ^2} \!\!+\!\! {\varGamma ^2}} \right)}}} \right)}^2} \!\!+\!\! {{\left( {1 \!\!-\!\! \dfrac{{\omega _{\rm{p}} ^2\varGamma }}{{\omega \left( {{\omega ^2} \!\!+\!\! {\varGamma ^2}} \right)}}} \right)}^2}} }}{2}} $$ (4) $$k \!\!=\!\! \sqrt {\dfrac{{ \!\!-\!\! \left( {1 \!\!-\!\! \dfrac{{\omega _{\rm{p}} ^2}}{{\left( {{\omega ^2} \!\!+\!\! {\varGamma ^2}} \right)}}} \right) \!\!+\!\! \sqrt {{{\left( {1 \!\!-\!\! \dfrac{{\omega _{\rm{p}} ^2}}{{\left( {{\omega ^2} \!\!+\!\! {\varGamma ^2}} \right)}}} \right)}^2} \!\!+\!\! {{\left( {1 \!\!-\!\! \dfrac{{\omega _{\rm{p}} ^2\varGamma }}{{\omega \left( {{\omega ^2} \!\!+\!\! {\varGamma ^2}} \right)}}} \right)}^2}} }}{2}} $$ (5) 平行偏振光(Ap)和垂直偏振光(Av)的吸收率可通过式(6)和式(7)获得，即
$${A_{\rm{p}} }\left( \theta \right) = \frac{{4n\cos \theta }}{{\left( {{n^2} + {k^2}} \right){{\cos }^2}\theta + 2n\cos \theta + 1}}$$ (6) $${A_{\rm{v}}}\left( \theta \right) = \frac{{4n\cos \theta }}{{\left( {{n^2} + {k^2}} \right) + 2n\cos \theta + {{\cos }^2}\theta }}$$ (7) 模拟结果见图8，模拟参数见表1. 图 8a表明，铝对于1 μm波长激光的吸收率依赖于激光的入射角度. 试验中激光入射角为85°，由此得到铝的Ap和Av分别为23.7%和0.5%. 随机偏振激光的吸收率为Ap和Av的平均值12.1%，对应的反射率为87.9%. 图8b揭示了随机偏振光作为入射光时，激光功率和密度与坡口距压力作用位置距离的关系. 从图中可以看出，激光功率与坡口距离呈线性关系，即越靠近压力作用位置，功率衰减越严重. 当到达铝的待焊区域(0.15 mm)时，剩余功率为2.78 kW. 而激光功率密度则呈现先增大后减少的趋势，在焊接位置达到3.54 × 107 W/cm2，是原始聚焦激光束(8.50 × 106 W/cm2)的4.2倍. 此外，最大功率密度可以达到3.94 × 107 W/cm2，是原始聚焦激光束的4.6倍. 以上结果表明，激光压力焊接过程中，即使激光功率在传输过程中不断衰减，但是铝对激光的高反射以及V形槽结构促进了能量汇聚，从而为材料快速的熔化提供了足够的热量. 对Behler等人[11]采用的垂直偏振光进行模拟(图 8c)，到达待焊区时，剩余激光功率为5.81 kW，最大功率密度达到6.05 × 108 W/cm2. 以上结果表明：采用垂直偏振光时激光能量损失更小，汇聚作用更明显；工业领域使用的随机偏振光也可以实现能量汇聚，且不用调整偏振态，有利于该技术的实际应用.
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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 2.3 焊缝微观组织
采用EBSD技术对整个焊缝微观组织进行表征，明确焊缝形成过程中激光加热和压力的影响. 图9所示为激光功率6 kW、压力400 N、焊接速度15 m/min的焊缝微观组织信息，根据微观组织特征可以把焊缝划分为母材区(BM)，热影响区(HAZ)，柱状晶区(CGZ)和等轴晶区(EGZ).
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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 alloyEBSD取向图表明(图9a)，母材区的晶粒呈现纤维状且具有高比例的小角度晶界. 这样的微观组织特征常见于冷轧铝板中[20]. 在热影响区，轧制变形的组织被近似等轴晶且具有高比例的大角度晶粒所替代. 进一步通过图9b的取向函数分布图(ODFs)可以观察到晶粒的结晶织构为立方织构{001}<100>. 立方织构一般在再结晶过程产生[21-22]. 由于激光束沿轧制方向多次反射，造成能量汇聚，使法线方向的母材吸收过量的热能，导致热影响区在法线方向比在横断面方向明显变宽.
在柱状晶区，材料在凝固早期，晶粒外延生长于熔合线附近热影响区中部分熔化的晶粒，生长方向沿着热流方向(即指向焊缝中心的方向)，从而获得了柱状的形貌. 相对于柱状晶区其它位置的晶粒，在两板连接处两侧位置，具有大角度晶界的晶粒由于受到压力作用而发生了迁移合并现象，形成粗大并且具有很高比例小角度晶界的柱状晶粒(85%)，并可以看见明显的轧制咬合线. 柱状晶是热影响区晶粒外延生长，所以继承了热影响区晶粒立方织构的特征. 在两板连接界面熔合线附近处，新凝固的柱状晶被压力挤入两板缝隙里，说明柱状晶区受到了很大轧制压力.
在等轴晶区，晶粒具有高比例的小角度晶界(85%)，说明焊缝中心区域新凝固的材料受到压力后，晶体发生滑移，形成很多亚晶界，而未凝固的熔融金属被压力挤走，ODFs图中的高斯织构、铜织构和S织构等形变织构进一步证实了这一推断.
激光功率3 kW、压力40 N、焊接速度15 m/min的焊缝横截面信息如图10所示. 在低压力作用下，柱状晶区基本保留了熔化凝固后的晶粒形貌特征，并未观察到明显的变形现象. 焊缝在等轴晶区形成了具有随机取向并且小角度晶界比例低的微观组织，说明焊缝中心区域在通过轧辊时，依然为熔融状态.
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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根据以上焊缝微观组织分析结果，可以得出激光和压力对于铝合金焊缝微观组织演变的影响规律：由于激光在V形槽结构内多次反射形成能量汇聚作用，铝板在进入轧辊前提前熔化，因为铝的熔点较低，所以在进入轧辊时，熔融的铝没有全部凝固. 在较高压力作用下，焊缝中心区域熔融态的铝被挤压出去后，剩余新凝固的金属在压力作用下连接到一起形成焊缝，而在焊缝连接界面位置观察到明显的咬合线，进一步说明压力足够大时，满足了原子间作用的条件，因此实现了无缺陷的连接(图9c)；在较低压力作用下，焊缝中心区域熔融态的铝未受到明显的轧制压力影响，在轧制后完成凝固，焊缝形成了中间铸态两侧轧制的微观组织，但由于压力较小，两侧新凝固的组织无法在轧制后达到原子间作用距离，出现未连接的现象(图10c).
3. 结论
(1)激光压力焊接可以在很宽的工艺范围内实现铝合金的高速焊接，当激光功率为6 kW时，焊接速度可达50 m/min. 此外，焊接速度一定时，随着激光功率的增加，填充搭接缝隙的趋势越明显.
(2)激光压力焊接时能量的汇聚作用使激光功率密度提高到原始聚焦激光的4.6倍，提高了激光能量利用率和材料的熔化效率.
(3)对比分析了不同压力下焊缝的微观组织，在高压力作用下，焊缝横截面柱状晶区搭接位置附近形成咬合线，并且部分晶粒被挤入外侧搭接缝隙内，有效消除搭接间隙引起的不利影响；而在低压力作用下，材料塑性变形不足，焊缝搭接位置出现未连接现象.
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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
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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)
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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)
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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
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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
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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
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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
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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
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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 
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[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.
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期刊类型引用(4)
1. 冀佳. 建筑电气设备铝合金壳体的焊接技术. 焊接技术. 2023(10): 92-95 . 
百度学术
2. 李洪林，金鑫，李勤，霍英妲，李褔宝. 不同激光焊接工艺对6005A-T6系铝合金焊接接头高应变速率性能的影响. 焊接. 2022(02): 11-17 . 百度学术
3. 蔡文龙，张永康，刘健航，黎嘉杰. 不同焊接方法对E690海工钢气孔规律的影响. 机械制造文摘(焊接分册). 2022(06): 1-9 . 百度学术
4. 蔡文龙，张永康，孙泽永，刘健航，吴寿桥，范运鹏. 海上风电结构钢电弧与激光锻造复合焊接修复工艺研究. 电加工与模具. 2021(06): 58-61 . 百度学术
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