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铝合金材料具有质量轻、比强度大、抗腐蚀性能好、易成型加工[1-3]等优点，是汽车轻量化的重要材料. 随着新能源汽车的兴起，铝合金在新能源汽车动力电池中同样得到了重要应用，其中3003铝合金是动力电池壳体的重要材料[4]. 动力电池壳体焊接要求焊缝表面质量高、焊接密封性好，以保证电池包装配精度，进而有效保护内部控制电极结构材料和防止电解液的渗漏. 激光焊接有着热输入低、热变形小、能量密度高[5-7]等优点，在动力电池壳体焊接应用中受到了广泛关注.
在激光焊接时，为了保证焊接质量，焊缝拐角处一般不能做圆滑过渡，因此在焊缝的拐角处存在加减速过程，激光能量在该过程产生累积，焊缝不均匀，焊接质量不稳定. 针对这种热输入累积造成的焊接缺陷，吴波[8-9]等人增加预加减速的空走路径，在折角处增加圆弧或三角过渡，使得速度变化的过程在非焊接路径中完成，以保证焊接路径速度的恒定性；李小平等人[10]突然提高收尾处焊接速度，并使焊缝首尾重叠1°，消除凹坑缺陷；王恒海等人[11]改变激光功率与速度这两个工艺参数，消除45 钢圆筒焊接首尾衔接处的凹坑缺陷，使焊接达到更好的效果.
激光焊接时的工艺参数是影响焊缝拐角处焊接质量稳定程度的原因之一，其中激光功率和焊接速度之间的匹配关系对焊缝宏观成形及焊缝缺陷有重要影响[12]. 激光焊接可以调节激光与材料的相互作用来优化焊接质量，而激光功率的控制是其中一种重要的优化手段.
文中以5 mm厚3003铝合金为研究对象，基于团队自主研发的激光振镜焊接控制系统，进行焊缝拐角处的焊接质量优化研究. 借助MATLAB软件分析时间与空间维度内拐角处的焊接比能量与激光能量密度分布，优化激光功率和焊接速度之间的匹配关系，对功率随动控制策略进行调整以达到最优效果，从而对拐角处的焊接质量进行优化. 开展了不同条件下的拐角焊接试验，从表面形貌、焊缝缺陷以及熔深质量方面对焊接质量优化效果进行分析，验证了基于时间与空间维度的功率随动控制策略的可行性，为动力电池壳体焊接应用提供一定的技术支持.
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考虑到3003铝合金材料的广泛商业应用和对气孔缺陷的敏感性，试验选择尺寸为200 mm × 50 mm × 5 mm的3003铝合金板，化学成分见表1.
表 1 3003铝合金的化学成分(质量分数，%)
Table 1. The chemical compositions of 3003 aluminum alloy
Mn Cu Fe Si Zn Al 1.0 ~ 1.5 0.05 ~ 0.2 0.7 0.6 0.1 余量 试验采用MFSC 4000 W连续光纤激光器，中心波长为1064 nm，配合激光振镜焊接头进行焊接试验，激光振镜焊接头的准直焦距为125 mm，场镜聚焦焦距为500 mm，焦点处光斑直径为1.2 mm. 铝合金为高反材料，为避免激光反射损坏光纤，激光头偏角为7°，激光焊接的工艺参数为：激光功率 3000 W，焊接速度为20 mm/s. 焊接后切割—研磨—抛光—腐蚀制备金相试样，使用天准半自动影像测量仪观察焊缝表面形貌与横截面缺陷，并测量熔深.
为了验证基于时间与空间维度的功率随动控制策略的有效性，分别进行了45°，90°和135°不同拐角条件下的焊接试验，同时为保证试验结果不受材料表面质量的影响，在同一块经过表面预处理的铝合金板上进行了相同拐角条件下有无功率随动控制的焊接试验.
研究涉及的激光焊接实验是在团队自主研发的激光振镜焊接控制系统下进行，其布局如图1所示[13-14]. 其中，基于PC的工控机作为控制系统的控制器，采用基于Kithara实时拓展套件扩展的Windows 10操作系统，以保证系统的实时性. 基于PC的工控机充当EtherCAT和EtherMAC实时工业以太网的主节点，机器人和振镜控制网关作为实时工业以太网的从节点. 系统良好的实时性可以实现焊接过程中功率随速度的实时调控，为文中提出的功率随动控制策略提供了试验条件.
图 1 激光振镜焊接控制系统
Figure 1. Laser galvanometer welding control system
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目前在研究上出现了将焊接热输入或焊接比能量作为关键参数，并尝试将其适用为工业应用的实用指南[15]. 定义为
$$ Q = \frac{P}{v} $$ (1) 式中：P为激光功率；v为焊接速度.
由式(1)可知，焊接热输入与激光功率呈正相关，与焊接速度呈负相关.
使用的激光振镜控制系统采用直线加减速算法控制激光振镜，如图2a所示. 由图2a可知，在激光振镜加减速过程中速度与时间成线性关系，速度公式为
图 2 不同功率模式激光器功率与光斑运动速度示意图
Figure 2. Schematic diagram of laser power and spot motion speed in different power modes. (a) constant power mode; (b) power-tracking control mode based on the time dimension; (c) power-tracking control strategy based on temporal-spatial dimensions
$$ V(t)= \begin{cases}a t, & t \in\left(0, t_1\right) \\ v_{\mathrm{p}}, & t \in\left(t_1, t_2\right) \\ v_{\mathrm{p}}-a\left(t-t_2\right), & t \in\left(t_2, t_3\right) \\ a\left(t-t_3\right), & t \in\left(t_3, t_4\right) \\ v_{\mathrm{p}}, & t \in\left(t_4, t_5\right) \\ v_{\mathrm{p}}-a\left(t-t_5\right), & t \in\left(t_5, t_6\right)\end{cases} $$ (2) 式中：vp为焊接速度；a为焊接加速度.
常规方式下，整个焊接过程中功率Pwork恒定不变，将式(2)、Pwork代入式(1)，可以发现加减速阶段的比能量Q = Pwork/ v(t)随时间t变化. 在时间维度上，拐角处焊接轨迹的热输入分布不均匀. 为此，对功率进行线性调控，在速度0 ~ vp的线性变化过程中，功率随之按照0 ~ Pwork线性变化，如图2b所示. 令功率线性变化系数为
$$ \mu = \frac{{{P_{{\text{work}}}}}}{{{v_{\text{p}}}}}a $$ (3) 功率输出则为
$$P(t)= \begin{cases}\mu t, & t \in\left(0, t_1\right) \\ P_{\text {work }}, & t \in\left(t_1, t_2\right) \\ P_{\text {work }}-\mu\left(t-t_2\right), & t \in\left(t_2, t_3\right) \\ \mu\left(t-t_3\right), & t \in\left(t_3, t_4\right) \\ P_{\text {work }}, & t \in\left(t_4, t_5\right) \\ P_{\text {woik }}-\mu\left(t-t_5\right), & t \in\left(t_5, t_6\right)\end{cases}$$ (4) 将式(2) ~ 式(4)代入式(1)可得Q = Pwork/ vp. 在功率随动控制下，焊接比能量Q为常数，即在时间维度内，整个焊接过程的焊接比能量保持恒定，为下一步考虑空间维度的能量分布调控提供基础.
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以激光功率除以光斑面积定义为功率密度(单位为W/mm2)，用来表述在空间维度内激光能量的分布. 在激光焊接过程中，焊接功率与焊接速度对激光束能量分布均有影响. 假设激光光束为平面热源，且光强按照高斯能量分布，激光光束的光强分布式为
$$ I = \frac{{2\eta P}}{{{\text{π}} r_0^2}}{{\text{e}}^{{{ - 2[x{{(t)}^2} + y{{(t)}^2}]} \mathord{\left/ {\vphantom {{ - 2[x{{(t)}^2} + y{{(t)}^2}]} {r_0^2}}} \right. } {r_0^2}}}} $$ (5) 式中：η为材料的激光吸收率；P为激光功率；r0为激光光斑半径；x(t)和y(t)分别为光斑的实际位置横、纵坐标.
$$ E(x,y) = \int_0^t {I(x,y,t){\text{d}}t} $$ (6) 式中，E(x, y)为激光照射到材料表面的能量密度；I(x, y, t)为t时刻点(x, y)处的光束强度.
借助MATLAB软件对式(6)进行计算，对焊接过程激光能量密度分布情况进行仿真.
图3是不同功率模式对激光能量密度的影响. 图3a是恒功率焊接模式下的能量密度空间分布，由于速度v的变化，焊接能量在加减速过程中发生累积，拐角处的能量密度明显凸出，此时在时间维度与空间维度上，焊接路径上的能量分布都不均匀. 图3b是基于时间维度的功率随动控制模式下的能量密度分布，由2.1节分析可得在时间维度，焊接比能量保持恒定，但发现在拐角处还存在明显的能量密度累积，这是拐角处光斑的重叠导致的.
图 3 不同功率模式对激光能量分布影响
Figure 3. Effect of different power modes on laser energy distribution. (a) constant power mode; (b) power-tracking control mode based on the time dimension; (c) power-tracking control strategy based on temporal-spatial dimensions
为此，基于2.1节提到的时间维度内功率随动控制策略，进行进一步调控. 考虑空间维度内因光斑重叠引起的能量累积问题，通过设置节点功率Pc，进一步调控拐角处能量密度分布. 节点功率Pc为功率变化曲线中的一点，当功率随动变化至Pc以下时，激光器不输出激光，以减小拐角处光斑重叠面积，从而减小光斑重叠对能量密度的累积影响， 如图4所示.
图 4 不同功率模式激光器功率与光斑运动速度示意图
Figure 4. Schematic diagram of laser power and spot motion speed in different power modes.
由仿真结果可知节点功率Pc越大，能量密度分布中拐角处的驼峰越小，因而借助仿真软件对节点功率Pc进行遍历仿真，不断增大节点功率Pc，即增加拐角处的熄光时长，降低拐角处的能量累积驼峰，以达到如图4所示的能量均匀分布状态，从而确定合适的节点功率Pc. 基于时间和空间维度的功率随动控制策略下的功率与速度的变化关系如图2c所示，能量密度分布如图4c所示，拐角处的能量密度分布均匀一致.
仿真结果表明，在焊接过程中采用基于时间与空间维度的功率随动控制策略，即在空间维度进一步地调整能量密度分布，在不降低焊接速度的情况下，进一步改善激光功率和焊接速度之间的匹配关系，可保证时间与空间维度内激光能量的分布均匀一致.
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设置拐角角度α分别为45°，90°和135°，借助于仿真软件，结合2.2节所述调控策略，借助于仿真软件，遍历仿真使之呈均匀能量分布，如图5所示，得到的节点功率Pc分别为2 400，1 200和510 W.
图 5 调控前后焊接能量密度分布示意图
Figure 5. Diagram of welding energy density distribution before and after regulation. (a) unregulated at an angle of 45°; (b) unregulated at an angle of 90°; (c) unregulated at an angle of 135°; (d) regulated at an angle of 45°; (e) regulated at an angle of 90°; (f) regulated at an angle of 135°
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图6为拐角α = 45°，α = 90°，α = 135°时采用常规方式(图6a ~ 6c)和文中第2节提出的基于时间与空间维度的功率随动控制策略(图6d ~ 6f)得到的焊缝宏观形貌对比图. 通过对比图6a，6d，可发现基于能量分布调控的功率随动控制策略下，45°拐角的最大尺寸减少了30%. 通过对比图6b，6e，可发现常规方式下90°拐角的最大尺寸为1.9 mm，与匀速段的焊缝尺寸相差0.5 mm. 基于时间与空间维度的功率随动控制策略下，90°拐角的最大尺寸与匀速段的焊缝尺寸一致. 通过对比图6c，6f，可发现常规方式下135°拐角焊缝的最大尺寸仅有1.6 mm，与匀速段的宽度只差0.2 mm，但拐角焊缝轮廓有明显凸出，基于时间与空间维度的功率随动控制策略下，拐角处的最大尺寸与匀速段一致，拐角焊缝轮廓更加圆滑美观.
图 6 拐角处焊缝宏观形貌
Figure 6. Macro morphology of welds at corners. (a) unregulated at an angle of 45°; (b) unregulated at an angle of 90°; (c) unregulated at an angle of 135°; (d) regulated at an angle of 45°; (e) regulated at an angle of 90°; (f) regulated at an angle of 135°
采用文中第2节提出的基于时间与空间的功率随动控制策略后，拐角处焊缝尺寸的均匀性得到明显提高. 常规方式下，焊缝尺寸不均匀，拐角轮廓存在凸出，随着拐角α的减小这一缺陷更加明显. 而采用文中提出的基于时间与空间维度的功率随动控制策略在不同的拐角条件下，均可有效改善拐角处的焊缝形貌，提升焊缝尺寸的均匀性，拐角处焊缝轮廓具有呈光滑圆弧过渡的趋势，由此说明了方法的可行性及普适性.
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采用文中提出的基于时间与空间维度的功率随动控制策略，拐角激光焊接中的能量密度分布发生了改变，进而造成焊接过程中熔池流动方式与熔池稳定性的改变，生成气孔的倾向不同. 故文中研究了能量调控及未调控两种场景下拐角处焊缝的气孔生成与熔深变化.
图7为α = 45°，α = 90°，α = 135°时采用常规方式(图7a ~ 7c)和文中第2节提出的基于时间与空间维度的功率随动控制策略(图7d ~ 7f)得到的焊缝横截面形貌对比图. 由图7a ~ 7c可知，未经调控的拐角处焊缝出现了明显的冶金型气孔，其中在90°与135°拐角条件下，气孔现象尤其明显. 气孔缺陷的产生，大大降低了焊缝的整体焊接质量. 由图7d ~ 7f可知，使用基于时间与空间维度的功率随动控制策略，拐角处焊缝气孔现象得到明显改善，焊缝表面更加平整.
图 7 拐角处焊缝横切面形貌
Figure 7. Cross-section morphology of welds at corners. (a) unregulated at an angle of 45°; (b) unregulated at an angle of 90°; (c) unregulated at an angle of 135°; (d) regulated at an angle of 45°; (e) regulated at an angle of 90°; (f) regulated at an angle of 135°
由图7可知，基于时间与空间维度的功率随动控制策略并未对拐角处的焊缝熔深质量产生负面影响. 能量调控后，α = 45°的拐角处焊缝熔深减小0.14 mm，α = 90°的拐角处焊缝熔深减小0.09 mm，α = 135°的拐角处焊缝熔深几乎没有变化，说明抑制缺陷生成的同时，焊缝的熔深质量也得到有效保证.
未经能量调控的3003铝合金焊接拐角处的焊缝受焊接速度影响，出现气孔缺陷，不能实现焊接全过程的稳定焊接. 分析认为，激光束在拐角处的加减速过程，激光束的停留时间变长，激光能量在拐角处发生累积，导致熔池内的温度升高，超过了合金中低熔点合金元素的沸点，产生金属蒸气. 在焊接过程中，拐角处出现的强光与烟雾可以更好的说明这一机理. 速度的变化，对焊接熔池进行一定的搅动，在惯性作用下，熔池锁住金属蒸气，形成冶金型气孔.
文中提出的基于时间与空间维度的功率随动控制策略控制拐角处的激光能量密度均匀分布，避免了速度改变引起的能量累积现象，从而有效减少了由于熔池温度升高产生的金属蒸气. 同时，均匀的能量密度使得焊接熔池更加稳定，减少了熔池的紊流现象，抑制了缺陷生成.
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(1) 针对拐角激光焊接存在的因加减速过程以及光斑重叠引起的能量累积问题，基于拐角激光焊接焊接热输入和能量密度分析，提出了一种基于时间和空间维度同时考虑焊接比能量与能量密度分布的功率随动控制策略，以控制拐角处的激光焊接质量.
(2) 试验结果分析表明，采用文中提出的基于时间和空间维度同时考虑焊接比能量与能量密度分布的功率随动控制策略，在不同拐角条件下，均可有效减少能量累积对焊缝表面形貌的影响，焊缝尺寸均匀性更好，焊缝轮廓更加圆滑美观.
(3) 试验结果分析表明，拐角处能量密度的累积会导致熔池温度升高，熔池状态不稳定，容易产生气孔缺陷. 采用文中所提出的基于时间与空间维度的功率随动控制策略，在不同拐角条件下，均可有效抑制拐角处的缺陷生成，同时对焊缝熔深质量无负面影响，整体提高了焊接质量.
Optimization of laser welding quality at corners based on power tracking control
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摘要: 针对拐角激光焊接存在的因加减速及光斑重叠引起的能量累积问题，提出一种基于时间和空间维度、同时考虑焊接比能量与能量密度分布的功率随动控制策略，控制拐角处的能量分布，优化拐角处的焊接质量. 借助于MATLAB软件分析了拐角处的激光焊接热输入和能量密度分布，优化了激光功率和焊接速度之间的匹配关系. 基于团队自主研发的激光振镜焊接控制系统，以3003铝合金为研究对象进行不同拐角条件下的拐角焊接质量优化试验. 结果表明，采用基于时间和空间维度的功率随动控制策略可有效改善拐角处焊缝的表面形貌，保证焊缝的均匀性，同时，在不影响熔深质量的前提下，有利于抑制拐角处的缺陷生成，提高焊缝的整体质量.Abstract: Considering energy accumulation caused by acceleration, deceleration, and overlapping spots in corner laser welding, a power tracking control strategy based on temporal-spatial dimensions that accounts for welding specific energy and energy density distribution was developed to control energy distribution and optimize welding quality at corners. Using MATLAB, the heat input of laser welding and the energy density distribution at the corner were analyzed, and the relation between laser power and welding speed was optimized. Using the galvo laser welding control system developed by the team, 3003 aluminum alloy was tested to optimize corner welding quality under different corner conditions. The experimental results show that the power tracking control strategy based on temporal-spatial dimensions can effectively improve welding surface morphology at the corner and ensure weld seam homogeneity, helping inhibit defects at the corner and improve overall weld seam quality without affecting penetration depth.
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Key words:
- laser welding /
- weld corner /
- energy distribution /
- power regulation
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图 2 不同功率模式激光器功率与光斑运动速度示意图
Figure 2. Schematic diagram of laser power and spot motion speed in different power modes. (a) constant power mode; (b) power-tracking control mode based on the time dimension; (c) power-tracking control strategy based on temporal-spatial dimensions
图 3 不同功率模式对激光能量分布影响
Figure 3. Effect of different power modes on laser energy distribution. (a) constant power mode; (b) power-tracking control mode based on the time dimension; (c) power-tracking control strategy based on temporal-spatial dimensions
图 4 不同功率模式激光器功率与光斑运动速度示意图
Figure 4. Schematic diagram of laser power and spot motion speed in different power modes.
图 5 调控前后焊接能量密度分布示意图
Figure 5. Diagram of welding energy density distribution before and after regulation. (a) unregulated at an angle of 45°; (b) unregulated at an angle of 90°; (c) unregulated at an angle of 135°; (d) regulated at an angle of 45°; (e) regulated at an angle of 90°; (f) regulated at an angle of 135°
图 6 拐角处焊缝宏观形貌
Figure 6. Macro morphology of welds at corners. (a) unregulated at an angle of 45°; (b) unregulated at an angle of 90°; (c) unregulated at an angle of 135°; (d) regulated at an angle of 45°; (e) regulated at an angle of 90°; (f) regulated at an angle of 135°
图 7 拐角处焊缝横切面形貌
Figure 7. Cross-section morphology of welds at corners. (a) unregulated at an angle of 45°; (b) unregulated at an angle of 90°; (c) unregulated at an angle of 135°; (d) regulated at an angle of 45°; (e) regulated at an angle of 90°; (f) regulated at an angle of 135°
表 1 3003铝合金的化学成分(质量分数，%)
Table 1. The chemical compositions of 3003 aluminum alloy
Mn Cu Fe Si Zn Al 1.0 ~ 1.5 0.05 ~ 0.2 0.7 0.6 0.1 余量 
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