超聲空化處理對冷金屬過渡焊接過程的影響

張 安， 邢彥鋒， 曹菊勇， 王 影， 于鐵軍

(1.上海工程技術大學 機械與汽車工程學院， 上海 201620； 2.上海和達汽車配件有限公司， 上海 201799)

傳統(tǒng)電弧焊接的高熱量輸入會直接影響鋁合金表面氧化膜在熔池中的分解和流動過程，導致焊縫缺陷。冷金屬過渡(cold metal transfer，CMT)焊接技術能在一定程度上減小氧化膜對焊接過程的影響，優(yōu)化焊縫性能，但由于氧化膜顆粒活躍的擴散性，依然對焊縫性能造成了不可忽視的影響。研究發(fā)現(xiàn)熔池中氧化膜顆粒的溶解量會改變?nèi)鄢氐牧鲃幽Ｊ絒1]，特定質量分數(shù)的氧化膜顆粒可以降低組織壓力引起的焊縫缺陷[2]。冷金屬過渡焊接的低熱量輸入可以在很大程度上減小氧化膜顆粒的分解速率，氧化膜顆粒在熔池冷卻結晶過程中固定[3]，較少的氧化膜顆粒可以提高焊縫強度[4]。優(yōu)化CMT焊接的脈沖電流可以減小氧化膜顆粒在熔池中的流動；控制特定的焊接脈沖電流可以使氧化膜顆粒不能到達熔池兩側的最寬區(qū)域[5]，并且能改變?nèi)鄢亟櫺Ч鸞6]。另外，熱量輸入不合理會導致焊接過程不連續(xù)[7-8]，熱量控制精確可以獲得強度與鋁合金基材相當?shù)暮缚p[9-10]。實驗表明氣孔主要分布于焊縫上部[11-12]，創(chuàng)造氣孔逃逸通道可以明顯減少氣孔缺陷的產(chǎn)生[13-16]。鋁合金表面氧化膜對CMT焊接熔池和焊縫性能產(chǎn)生較大的影響，而超聲空化處理去除鋁合金表面氧化膜是改善焊接性能的途徑之一。因此，課題組基于CMT焊接技術對超聲空化處理鋁合金薄板和普通鋁合金薄板分別進行焊接，探究超聲空化作用對焊接過程的影響。

1 焊接實驗程序

1.1 焊接材料

在尺寸為200 mm×200 mm×2 mm的普通6061鋁合金薄板和超聲空化處理6061鋁合金薄板上分別進行冷金屬過渡搭接焊，普通鋁合金薄板的表面氧化膜厚度為50～60 μm，超聲處理鋁合金薄板的表面氧化膜厚度為5～10 μm。CMT搭接焊采用ER4043鋁硅焊絲，焊接過程進行高純氬氣保護處理。6061鋁合金和ER4043鋁硅焊絲的標準化學成分見表1。

表1 6061鋁合金和ER4043焊絲的標準化學成分Table 1 Standard chemical composition of 6061 aluminum alloy and ER4043 welding wire %

1.2 焊接流程

首先將普通6061鋁合金薄板利用定位夾具固定在焊接平臺上，KUKA機械臂和焊絲饋送系統(tǒng)共同控制焊接過程，焊槍移動速度設定為0.48 m/min，焊絲進給速度設定為5.20 m/min，焊槍在移動過程中進給焊絲，熔滴在焊絲直線伸縮運動和熔池表面張力梯度的作用下完成過渡，并形成焊縫；而后將超聲空化處理6061鋁合金薄板進行相同操作，如圖1所示。焊接過程中采用高速攝像機對熔滴過渡和熔池流動進行拍攝記錄。焊接完成后首先采用冷風對焊縫進行冷卻處理，以減小熱變形；再對焊縫樣品進行切割處理，觀察焊縫截面焊渣的大小和分布，以及氣孔的尺寸和分布，分析焊縫缺陷形成機制；最后對焊縫樣品進行拉伸試驗，分析焊縫截面的拉伸性能。

圖1 CMT焊接裝置和焊接過程Figure 1 CMT welding device and welding process

2 改善熔池流動模式

2.1 改變?nèi)鄢亓鲃舆^程

圖2顯示了普通6061鋁合金薄板焊接過程中熔滴瞬態(tài)過渡和熔池動態(tài)流動。由于存在較厚的氧化膜，焊接過程中氧化膜受熱分解成較多的氧化膜顆粒，氧化膜顆粒從熔池底部擴散到熔池表面，晶體異質形核在熔池冷卻過程中起主導作用，加速熔池的凝固。由于熔池兩側薄板的熔化區(qū)域較大，熔池邊緣和薄板發(fā)生快速接觸，浸潤效果較差。熔滴在電弧壓力和焊絲撞擊的作用下，順著熔池表面張力梯度向熔池兩側流動，氧化膜顆粒也順著熔池向熔池兩側流動，最終匯聚在熔池液態(tài)和固態(tài)的邊界處。在這種情況下，熔池的動態(tài)演變過程是側向-回向循環(huán)流動。

圖3顯示了超聲空化處理6061鋁合金薄板焊接過程中熔滴瞬態(tài)過渡和熔池動態(tài)流動。由于存在較薄的氧化膜，焊接過程中幾乎不存在氧化膜顆粒，晶體均質形核在熔池冷卻過程中起主導作用，減緩熔池的凝固。由于熔池兩側薄板的熔化區(qū)域較小，熔池邊緣和薄板發(fā)生緩慢接觸，浸潤效果較好。熔滴在電弧壓力和焊絲撞擊的作用下，順著熔池表面張力梯度向四周流動。在這種情況下，熔池的動態(tài)演變過程是周向-回向循環(huán)流動。

2.2 改善熔池流動特點

對于不同類型的鋁合金薄板，在焊接過程中，作用在熔池截面上的磁感應強度B相同，但作用在熔池內(nèi)部的洛倫茲力和熔池表面張力梯度引起的剪切應力效果不同，熔池流動模式不同，如圖4所示。普通6061鋁合金薄板，焊接時會產(chǎn)生明顯的熔池流動缺陷；超聲空化處理6061鋁合金薄板，焊接時不會產(chǎn)生明顯的熔池流動缺陷。根據(jù)簡化后的羅森塔爾方程[17]47，焊接過程中熔池動態(tài)溫度分布可表示為：

(1)

式中：T為熔池動態(tài)溫度，η為熱源效率，E為焊接電壓，I為焊接脈沖電流，V為焊接速度，α為薄板熱擴散率，T0為環(huán)境溫度。

在普通6061鋁合金薄板的焊接過程中，氧化膜受熱分解成顆粒并在熔池中流動。在垂直于焊槍移動速度的截面方向上，熔池內(nèi)部洛倫茲力促進氧化膜顆粒向熔池兩側流動；在平行于焊槍移動速度的截面方向上，熔池表面張力梯度引起的剪切應力促進氧化膜顆粒向熔池凝固和非凝固的邊界處流動，匯聚在頂部形成熔池缺陷。其中，熔池凝固區(qū)長度Db，熔池非凝固區(qū)長度Df，如圖5所示。

圖5 普通6061鋁合金薄板熔池流動過程Figure 5 Molten pool flow of ordinary 6061 aluminum alloy

在超聲空化處理6061鋁合金薄板的焊接過程中，熔池流動均勻穩(wěn)定。在垂直于焊槍移動速度的截面方向上，熔池內(nèi)部洛倫茲力促進液態(tài)金屬循環(huán)流動，循環(huán)流動加快熔池的熱量擴散，并且促進液態(tài)金屬在垂直于焊槍移動速度的截面方向上成分均勻分布；在平行于焊槍移動速度的截面方向上，熔池表面張力梯度引起的剪切應力促進液態(tài)金屬回流運動和向前運動。回流運動和向前運動的距離分別為Db和Df，回流運動和向前運動加快熔池的熱量擴散，并且促進液態(tài)金屬在平行于焊槍移動速度的截面方向上均勻分布，基本沒有形成熔池缺陷。2種驅動力共同輔助熔池的冷卻結晶和凝固成型，如圖6所示。

圖6 超聲空化處理6061鋁合金薄板熔池流動過程Figure 6 Molten pool flow of ultrasonic cavitation treatment 6061 aluminum alloy

3 優(yōu)化焊縫缺陷

3.1 優(yōu)化焊渣缺陷

對于鋁合金薄板CMT焊接，當焊接脈沖電流I較小時，鋁合金薄板焊接熔化效率較低，會出現(xiàn)2種結果：①鋁合金薄板焊縫在截面上的寬度較窄，焊縫不能和上側薄板形成有效連接；②鋁合金薄板焊縫在截面上的深度較淺，焊縫不能和下側薄板形成有效連接。簡化后的焊接熔化效率經(jīng)驗公式[17]42：

(2)

式中：A是焊接常數(shù)，Hbase是單位體積薄板熔化能量，Hfiller是單位體積焊絲熔化能量，μ是動力黏度。

在普通6061鋁合金薄板的焊接過程中，當I為82 A時，洛倫茲力緩慢促進氧化膜顆粒的逆向流動，最終匯聚在焊縫頂部形成微小焊渣；表面張力梯度引起的剪切應力緩慢促進氧化膜顆粒的反向流動，最終匯聚在焊縫中部和后部形成微小焊渣缺陷。當I為86 A時，焊縫表面存在少量焊渣缺陷；當I為90 A時，焊縫表面存在較多焊渣缺陷；當I為94 A時，洛倫茲力加速氧化膜顆粒的逆向流動，導致焊渣缺陷加劇；表面張力梯度引起的剪切應力加速氧化膜顆粒的反向流動，導致焊渣缺陷加劇。焊縫的表面形態(tài)如圖7所示。

圖7 普通6061鋁合金薄板焊縫的表面形態(tài)Figure 7 Weld surface of ordinary 6061 aluminum alloy

在超聲空化處理6061鋁合金薄板的焊接過程中，當I為82 A時，焊縫表面基本平整，上下薄板連接效果基本良好，表面沒有焊渣；當I為86 A時，焊縫表面基本平整，上下薄板連接效果基本良好，表面沒有焊渣；當I為90 A時，焊縫表面平整，上下薄板連接效果良好，表面沒有焊渣；當I為94 A時，焊縫表面基本平整，上下薄板連接基本良好，表面沒有焊渣。焊縫的表面形態(tài)如圖8所示。

圖8 超聲空化處理6061鋁合金薄板表面形態(tài)Figure 8 Weld surface of ultrasonic cavitation treatment 6061 aluminum alloy

3.2 優(yōu)化氣孔缺陷

2種6061鋁合金薄板在焊接時，氣孔形核模式和形核過程不同：對于普通6061鋁合金薄板，較多的氧化膜顆粒促進氣孔異質形核，加快氣孔形成速率；對于超聲空化處理6061鋁合金薄板，較少的氧化膜顆粒促進氣孔均質形核，減緩氣孔形成速率。

在普通6061氧化鋁合金薄板的焊接過程中，當I為82 A時，焊接熱輸入較小，焊縫截面不存在異質形核氣孔；當I為86 A時，焊接熱輸入增加，焊縫截面存在較小的異質形核氣孔；當I為90 A時，焊縫截面存在較大的異質形核氣孔，其直徑為0.9 mm；當I為94 A時，焊縫截面存在特大的異質形核氣孔，其直徑為1.2 mm，如圖9所示。

在超聲空化處理6061鋁合金薄板的焊接過程中，當I為82 A時，焊接熱輸入較小，焊縫截面不存在異質形核氣孔；當I為86 A時，焊接熱輸入增加，焊縫截面不存在異質形核氣孔；當I為90 A時，較少的氧化膜顆粒使焊縫截面不存在異質形核氣孔；當I為94 A時，較少的氧化膜顆粒使焊縫截面不存在異質形核氣孔，如圖10所示。

圖10 超聲空化處理鋁合金薄板焊縫的截面形態(tài)Figure 10 Cross section shape of ultrasonic cavitation treatment 6061 aluminum alloy weld

3.3 焊縫截面尺寸

在普通6061氧化鋁合金薄板的焊接過程中，當I為82 A時，焊縫寬度為5.5 mm，焊縫高度為3.1 mm；當I為86 A時，焊縫寬度為5.9 mm，焊縫高度為3.0 mm；當I為90 A時，焊縫寬度為6.2 mm，焊縫高度為3.1 mm，焊縫出現(xiàn)輕微熔透現(xiàn)象；當I為94 A時，焊縫寬度為6.4 mm，焊縫高度為3.1 mm，焊縫出現(xiàn)熔透現(xiàn)象。如圖11所示。

圖11 普通6061鋁合金薄板焊縫的尺寸Figure 11 Connection size of ordinary 6061 aluminum alloy weld

在超聲空化處理6061鋁合金薄板的焊接過程中，當I為82 A時，焊縫寬度為5.6 mm，焊縫高度為3.1 mm；當I為86 A時，焊縫寬度為6.0 mm，焊縫高度為3.0 mm；當I為90 A時，焊縫寬度為6.3 mm，焊縫高度為3.1 mm，焊縫出現(xiàn)輕微熔透現(xiàn)象；當I為94 A時焊縫寬度為6.5 mm，焊縫高度為3.1 mm，焊縫出現(xiàn)明顯熔透現(xiàn)象。如圖12所示。

圖12 超聲空化處理鋁合金薄板焊縫的尺寸Figure 12 Connection size of ultrasonic cavitation treatment 6061 aluminum alloy weld

3.4 焊縫拉伸性能

對于普通6061鋁合金薄板的焊縫，當I為82 A時，焊縫抗拉強度為146.8 MPa；當I為86 A時，焊縫抗拉強度為158.7 MPa；當I為90 A時，焊縫抗拉強度為143.5 MPa；當I為94 A時，焊縫抗拉強度為129.3 MPa。如圖13所示，抗拉試驗結果表明焊接脈沖電流在86 A附近時，焊縫抗拉強度較高。

圖13 普通6061鋁合金薄板焊縫的拉伸性能Figure 13 Tensile test of ordinary 6061 aluminum alloy weld

對于超聲空化處理6061鋁合金薄板的焊縫，當I為82 A時，焊縫抗拉強度為171.5 MPa；當I為86 A時，焊縫抗拉強度為187.3 MPa；當I為90 A時，焊縫抗拉強度為208.7 MPa；當I為94 A時，焊縫抗拉強度為190.8 MPa。如圖14所示，拉伸試驗結果表明焊接脈沖電流在90 A附近時，焊縫抗拉強度較高。

圖14 超聲空化處理6061鋁合金薄板焊縫的拉伸性能Figure 14 Tensile test of ultrasonic cavitation treatment 6061 aluminum alloy weld

4 結論

課題組基于CMT焊接技術分別對超聲空化處理鋁合金薄板和普通鋁合金薄板進行了焊接，在相同的實驗條件下，探究了超聲空化作用對焊接過程的影響，其結論如下：

1) 普通鋁合金薄板CMT焊接過程中的熔池動態(tài)演變過程是側向-回向循環(huán)流動，超聲空化處理鋁合金薄板CMT焊接過程中的熔池動態(tài)演變過程是周向-回向循環(huán)流動。

2) 超聲空化處理鋁合金薄板CMT焊接可以明顯優(yōu)化焊渣缺陷，并減少焊縫中的氧化膜顆粒，促進氣孔異質形核轉為均質形核，減緩氣孔形成速率，減小氣孔生成直徑。

3) 超聲空化處理鋁合金薄板焊縫組織性能達到最佳時的脈沖電流較大，且其極限抗拉強度由158.7 MPa提升到208.7 MPa，組織性能明顯好于普通鋁合金薄板焊縫。