Influence of power modulation on laser oscillating welding of aluminum alloys
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摘要:
为了验证能量分布模式对异种铝合金焊接质量的影响，采用全域功率调制激光振镜焊接系统对6061和5052铝合金进行了对接焊试验. 对比了传统激光焊(LW)和两种激光振镜焊接模式(恒功率-CP和梯度功率-GP)对焊缝成形、焊接气孔、显微组织和力学性能的影响. 结果表明，光束振荡改善了焊缝成形，GP模式焊缝表面凹陷程度最小；振镜模式下焊缝等轴晶的比例比激光焊增多，其中GP模式焊缝等轴化程度最高，显示出最高的接头强度和熔合区硬度；GP模式焊接时降低了熔池温度梯度，使熔池产生了最大的过冷度和异质形核率，从而提高了焊缝中等轴晶的比例；振镜激光焊接改变了能量分布模式，降低了能量峰值；GP模式下焊缝中心的能量密度高于CP模式，使得焊缝熔合良好.
Abstract:In order to verify the influence of energy distribution patterns on the quality of dissimilar aluminum alloy welding, a full domain power modulation (FDPM) laser oscillating welding system was used to conduct butt welding experiments on 6061 and 5052 aluminum alloys. A comparison was made on the effects of traditional laser welding (LW) and two laser oscillating welding modes (constant power-CP, gradient power-GP) on the weld seam, porosity, microstructure, and mechanical properties. The results showed that beam oscillation improved the weld seam formation, with the GP mode having the least surface depression. Under the oscillating mode, the proportion of equiaxed grains in the weld seam was higher than that in laser welding, among which the GP mode weld had the highest equiaxed degree, displaying the highest joint strength and fusion zone hardness. The GP mode reduced the temperature gradient of the molten pool during welding, resulting in the largest undercooling and heterogeneous nucleation rate of the molten pool, thus increasing the proportion of equiaxed grains in the weld seam. The laser oscillating welding altered the energy distribution pattern, lowering the energy peak. The energy density at the center of the weld seam was higher under the GP mode than the CP mode, resulting in better fusion of the weld seam.
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Keywords:
- full domain /
- power modulation /
- beam oscillation /
- dissimilar aluminum alloy /
- microstructure
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0. 序言
为解决世界范围内的能源短缺问题，满足急速增长的能源需求，快中子反应堆和聚变反应堆成为研究热点，其要求堆内结构材料承受更高的工作温度、压力和辐照通量，以及更复杂的腐蚀环境[1-3].传统结构材料在该环境下性能无法满足要求，因此，新型结构材料的研发成为制约核技术发展的关键技术瓶颈，含有弥散分布纳米氧化物的氧化物弥散强化合金(oxide dispersion-strengthened alloy，ODS)钢因其具有符合堆内构件服役条件的性能而成为可能的核用材料[4-6].
材料的焊接性是决定其能否在核工业中应用的一个关键因素，以ODS钢制造的核用组件不可避免地要进行焊接装配，目前还未有成熟的ODS钢焊接方法，采用传统的熔化焊方法，如氩弧焊、电子束焊等，容易导致形成气孔，焊缝区晶粒长大以及纳米析出相溶解、粗化甚至团簇，大幅恶化接头性能，开发出适合ODS钢的焊接新工艺对于其在核领域的推广应用具有十分重要的实际意义[7-9].电阻点焊由于焊接速度快、热输入小，对保持ODS钢细小的晶粒尺寸和纳米析出相有利，可作为潜在的一种ODS钢焊接方法.反应堆堆芯燃料包壳与端塞可采用电阻点焊进行焊接，但目前对ODS钢电阻点焊性的研究还很少[10-12].
文中针对9CrYWT-ODS钢进行一系列电阻点焊试验，对焊点组织及力学性能进行了表征，分析了焊点不同区域的微观组织、氧化相尺寸和分布及不同焊接电流条件下焊点熔核尺寸及拉伸剪切性能，提出了合适的焊接电流范围，研究结果可用于指导核电部件用ODS钢电阻点焊工艺参数的优化选择.
1. 试验方法
试验材料为0.8 mm厚核用9CrYWT-ODS钢，化学成分如表1所示. 点焊采用搭接接头形式如图1所示，所用设备为中频逆变点焊机，电极为端部半径35 mm的球面电极.
表 1 9CrYWT-ODS钢的化学成分(质量分数, %)Table 1. Chemical compositions of 9CrYWT-ODS steelC Cr Y Ti W O Fe 0.10 9.10 0.20 0.31 1.45 0.12 余量 试验所用电极压力和焊接时间分别为4.0 kN和400 ms，焊接电流变化如表2所示. 观察点焊接头不同位置微观组织及氧化相分布情况，测试不同焊接电流条件下的熔核尺寸、最大拉伸剪切力及相应失效方式，并以此为依据制定焊接电流范围.按照GB/T 39167—2020《电阻点焊及凸焊接头的拉伸剪切试验方法》采用AG-100KNG型电子万能试验机进行拉伸剪切试验.焊点拉剪试验速度为2 mm/min，拉剪曲线上的最大力为焊点的最大拉伸剪切力.焊点组织观察试样经粗磨、精磨、抛光后用1 g苦味酸 + 5 mL盐酸 + 100 mL酒精的溶液侵蚀，采用Axio Observer Z1型光学显微镜和ZEISS Gemini SEM型扫描电镜观察焊点不同位置组织和氧化相尺寸及分布情况.
表 2 焊接电流、飞溅情况及拉剪失效方式Table 2. Welding current, splash situation and tensile shear failure mode试样编号 焊接电流I/kA 焊接情况 拉剪失效方式 1 7.4 飞溅 界面 2 7.2 飞溅 部分界面−部分焊点拔出 3 7.0 未飞溅 完全焊点拔出 4 6.8 未飞溅 完全焊点拔出 5 6.6 未飞溅 完全焊点拔出 6 6.4 未飞溅 部分界面−部分焊点拔出 7 6.0 未飞溅 部分界面−部分焊点拔出 8 5.6 未飞溅 部分界面−部分焊点拔出 9 5.4 未飞溅 部分界面−部分焊点拔出 10 5.2 未飞溅 界面 11 4.8 未飞溅 界面 12 4.4 未飞溅 界面 13 4.0 未飞溅 界面 14 3.8 未焊合 — 2. 试验结果与分析
2.1 点焊工艺性
不同焊接电流条件下9CrYWT-ODS钢点焊情况如表2所示，由表2可知，当点焊电流低于4 kA时，热输入过低，未焊合，当点焊电流在4.0 ~ 7.0 kA之间时可形成焊点，而当点焊电流高于7.0 kA时，由于热输入过大导致形成点焊飞溅，飞溅的形成会恶化焊点性能.
2.2 焊点组织
图2为焊接电流6.8 kA时9CrYWT-ODS钢焊点横截面宏观组织照片. 由图2可知，焊点根据宏观组织不同可分为4个区域，分别为熔核区(weld nugget，WN)、热影响区相变区(heat affected zone phase transformation zone，HAZ1)、热影响区回火区(heat affected zone tempering zone，HAZ2)和母材(base metal，BM). 点焊过程中熔核区熔化后重新凝固，热影响区相变区加热温度高于加热时马氏体向奥氏体转变的温度Ac1，该区域组织在焊接热作用下会发生相变，而热影响区回火区加热温度低于Ac1，该区域组织在焊接过程中不发生相变.
图3为焊接电流6.8 kA时焊点处母材区、热影响区及熔核区的微观组织.由图3可知，母材、热影响区不同位置及熔核区中心位置均为马氏体组织，而熔核区边缘位置由于冷却速度较快，部分δ铁素体(图3e中箭头所指位置)来不及转变为奥氏体而保留在最终组织中，如图3e所示.
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图 3 焊点微观组织Figure 3. Microstructure of spot weld. (a) BM; (b) HAZ2; (c) HAZ1; (d) center of WN; (e) edge of WN图4为焊接电流6.8 kA时焊点处母材区、热影响区不同位置及熔核区氧化相尺寸及分布情况. 图4a为母材氧化相分布情况，其中均匀弥散分布着大量尺寸小于50 nm的氧化相颗粒，同时存在少量尺寸大于200 nm的氧化相颗粒(图4a中箭头所指位置)，但数量较少，图4b为热影响区回火区内氧化物分布情况，与母材无明显区别，其中同样均匀弥散分布着大量尺寸小于50 nm的氧化相颗粒，同时存在少量尺寸较大的氧化相颗粒(图4b中箭头所指位置)，说明热影响区回火区较低的加热温度对氧化相的尺寸无明显影响，热影响区相变区内氧化相分布情况如图4c所示，与母材相比(图4a)，其中小尺寸(小于50 nm)氧化相的数量明显减少(图4c中箭头所指位置)，大尺寸氧化相的数量明显增多(大于300 nm)，且有进一步聚集长大的趋势，这是由于热影响区相变区加热温度较高，氧化物的稳定性降低，导致部分氧化相发生聚集长大，图4d为熔核区内氧化物分布情况，由于熔核区温度很高，已无法观察到小尺寸(小于50 nm)氧化相，小尺寸氧化相全部聚集长大，尺寸超过500 nm.
2.3 焊点性能
图5为不同焊接电流条件下9CrYWT-ODS钢焊点熔核尺寸及最大拉伸剪切力. 由图5a可知，焊接电流增大，熔化金属量增多，导致焊点熔核尺寸增大，继续增大电流到飞溅产生时，焊点内熔化金属量减少，导致熔核尺寸减小[12]. 焊点最大拉伸剪切力随焊接电流变化趋势与熔核尺寸相同，如图5b所示，随着焊接电流增大，最大拉伸剪切力增加，当发生飞溅而引起熔核尺寸减小时，焊点最大拉伸剪切力相应降低[13-14].
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图 5 焊接电流对焊点熔核直径及最大拉伸剪切力的影响Figure 5. Effect of welding current on nugget diameters and maximum tensile shear force of spot welds. (a) nugget diameter; (b) maximum tensile shear force由表2可知，不同焊接电流条件下，焊点在拉伸剪切试验过程的失效方式不同.随着焊接电流的增大，拉伸剪切失效方式由界面失效逐渐转变为部分界面−部分焊点拔出失效，继续增大焊接电流，失效方式将进一步转变为完全焊点拔出失效.但当焊接电流过大而发生飞溅时，拉伸剪切失效方式将再次转变为部分界面−部分焊点拔出失效和界面失效. 焊点拉剪过程失效方式也与熔核尺寸有关，尺寸较大时倾向于焊点拔出失效方式.图6为不同失效方式的试样宏观组织照片. 对于电阻点焊，一般认为拉剪过程中得到完全焊点拔出失效方式时焊点性能较好，据此可确定合适的焊接电流范围为6.6 ~ 7.0 kA.
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图 6 焊点拉剪试验失效方式Figure 6. Failure modes of the spot welds during tensile shear tests. (a) interfacial mode (welding current 4.8 kA); (b) partial interfacial−partial pullout mode (welding current 6.0 kA); (c) fully pullout mode (welding current 6.8 kA)3. 结论
(1) 对9CrYWT-ODS钢进行电阻点焊试验，焊点母材、热影响区不同位置及熔核区中心位置均为马氏体组织，而熔核区边缘位置由于冷却速度较快而保留部分δ铁素体.
(2) 焊点不同区域受热影响的差异导致氧化相的尺寸存在明显差异，热影响区回火区温度较低，氧化相分布情况与母材基本一致，其中主要为均匀弥散分布的细小氧化相颗粒，热影响区相变区温度较高，小尺寸氧化相明显减少，大尺寸氧化相明显增多，且有进一步聚集长大的趋势，熔核区温度很高，氧化相明显粗化.
(3) 随着焊接电流的增大，焊点的熔核尺寸和力学性能均得到改善，拉伸剪切失效方式由界面失效逐渐转变为部分界面−部分焊点拔出失效及完全焊点拔出失效，继续增大焊接电流到飞溅产生时，熔核尺寸减小导致力学性能恶化，拉伸剪切失效方式再次转变为部分界面−部分焊点拔出失效和界面失效，据此可确定合适的焊接电流范围为6.6 ~ 7.0 kA.
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图 1 激光振镜焊接示意图及CP/GP模式功率分布
Figure 1. Schematic diagram of laser oscillating welding and power settings including CP and GP mode
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图 5 不同模式下接头横截面的SEM图像
Figure 5. SEM images of the joint cross-section in different modes. (a) LW FZ; (b) CP FZ; (c) GP FZ; (d) LW 6061/HAZ; (e) CP 6061/HAZ; (f) GP 6061/HAZ; (g) LW 5052/HAZ; (h) CP 5052/HAZ; (i) GP 5052/HAZ
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图 6 焊缝的IPF图
Figure 6. IPF diagram of welds. (a) LW HAZ; (b) LW FZ; (c) CP HAZ; (d) CP FZ; (e) GP HAZ; (f) GP FZ
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图 11 不同功率模式下的焊缝能量分布
Figure 11. Energy distribution on weld in different power modes. (a) LW top view; (b) LW side view; (c) CP top view; (d) CP side view; (e) GP top view; (f) GP side view
表 1 铝合金的化学成分(质量分数，%)
Table 1 Chemical composition of aluminium alloys
材料 Mg Fe Mn Si Cr Ti Cu Zn Al 6061 0.84 0.50 0.09 0.52 0.22 0.13 0.18 0.16 余量 5052 2.22 0.19 0.07 0.09 0.20 — 0.08 0.01 余量 
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表 2 优化后的焊接试验参数
Table 2 Optimised experimental welding parameters
焊接参数 取值 LW CP GP 功率P/kW 4.42 4.42 $\left\{ \begin{array}{l}P=P_{\rm{t} }\times 0.95\left(1-0.45{y}/A\right),y\geqslant 0\\ P=P_{\rm{t} }\times 0.95\left(1 + 0.45{y}/A\right),y < 0\end{array}\right.$ 焊接速度vw/(m·min−1) 0.6 扫描频率f/Hz 100 扫描幅度A/mm 0.4 注：Pt = 6 kW，x，y为激光光斑的坐标位置
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