激光-TIG復合填絲焊接工藝對6061鋁合金焊縫組織與硬度的影響＊

盧 帥 晁艷普 張楚翔 岑 輝 曹福來 陳良斌

（①許昌學院電氣與機械工程學院，河南 許昌 461000；②中國電氣裝備許繼集團有限公司，河南 許昌 461000）

鋁合金焊接技術已廣泛應用于航空航天、電力設備和高鐵裝備等領域，其在工業設備輕量化、高強度、耐腐蝕和高效節能中的作用和地位日益凸顯，從而對焊接的效率和質量也提出了越來越高的要求[1-2]。傳統的電弧焊接方式由于熱輸入較大、效率低，且焊接過程飛濺大，會導致焊縫成形有大滴過渡、不連續的現象，焊后組織粗大、熱影響區寬，影響焊縫性能；激光焊接雖然焊接速度快能實現深熔焊，但是由于鋁合金對激光束有強烈的反射效應，激光利用率較低，且激光焊在焊接深而窄的焊縫中往往存在較多氣孔缺陷，難以獲得良好的焊縫；將電弧焊與激光焊結合起來的激光電弧復合焊接充分利用兩種熱源的優勢，避免了單一熱源焊接的缺陷，提高了焊接的加工效率，但電弧與激光聚焦光斑的相互位置對焊接過程穩定性有一定影響[3-7]；而通過額外填加焊絲的激光-電弧復合填絲焊接，在不增加熱輸入的前提下，增加了焊縫的熔覆量，有效降低焊縫表面的粗糙度，焊絲的加入可以調節焊縫的成分及組織，有助于進一步提高焊接接頭的穩定性和可靠性。

目前，國內外已有諸多學者針對鋁合金復合焊接技術進行研究。Khoshroyan A等[8]研究了鋁合金Al6061-T6加筋板在激光-MIG焊接過程中的溫度分布、殘余應力和變形。Narsimgachary D等[9]通過激光焊接工藝焊接了6061-T6鋁合金，并研究了溫度分布對接頭顯微組織和機械性能的影響。Zhang C等[10]使用5~6 kW的激光-電弧復合熱源焊接AA6082鋁合金，結果表明復合焊接與單獨激光或純電弧焊接的接頭相比具有優勢，比如更低的孔隙率、晶粒細化等。王偉[11]、侯艷喜[12]和常云峰[13]等分別研究了焊接速率對6N01S-T5鋁合金、A7N01鋁合金和2A14鋁合金的激光-MIG復合焊接工藝與性能的影響，結果表明合理的工藝參數能夠有效提高焊縫成形質量與組織性能。李飛[14]、喬俊楠[15]和楊大偉[16]等分別對5083鋁合金、A7N01鋁合金、6005A鋁合金進行了激光-TIG復合焊接工藝的研究，并分析了接頭的組織性能。作為一種可熱處理合金，T651態6061鋁合金在輕質結構的制造中得到了廣泛的應用，與其他高強度鋁合金相比，具有優異的可焊性。然而，關于T651態6061鋁合金激光-TIG復合熱源填絲焊接的研究現階段鮮有報道，開展6061-T651鋁合金的復合填絲焊接工藝的研究具有重要意義。

為此，本文以5 mm厚6061-T651鋁合金為研究對象，開展填充焊絲的激光-TIG復合焊接工藝研究。眾所周知，影響復合焊接焊縫成形的工藝參數主要有激光功率P、焊接電流I、激光離焦量z、熱源間距Dla和焊接速度vs等，通過前期大量試驗研究及綜合比較發現，電弧電流對焊接熱輸入起主要作用，對焊縫成形影響較大。因此，本文主要研究電弧電流對復合填絲焊接焊縫成形的影響，并與單TIG填絲焊接進行對比，探究兩種焊接方式的焊縫成形特點，并對焊縫顯微組織及顯微硬度進行檢測分析。通過工藝參數優化，獲得良好的焊縫成型，為中厚板6061-T651鋁合金激光-TIG復合填絲焊接的應用提供實驗指導。

1 試驗條件和試驗方法

試驗采用平板堆焊，試驗材料為6061-T651鋁合金板材，試驗板材規格為 5 mm×100 mm×200 mm，填充焊絲為直徑1.2 mm的ER4043。表1所示為鋁合金母材與ER4043焊絲的主要化學成分。實驗平臺主要設備包括JK701H型Nd:YAG脈沖激光器、Dynasty200 DX型電弧焊機、CNC工作臺LMT-5040精密數控加工機床、HF-06B型自動送絲機以及自行設計的焊接調節裝置和夾具等。試驗裝置示意圖如圖1所示。

表1 母材和ER4043焊絲化學成分 %

圖1 復合填絲焊接試驗裝置示意圖

焊前對焊件表面進行磨削處理，用丙酮清洗焊件，在10%氫氧化鈉溶液中浸洗（溫度50~60 ℃，時間3~5 min），再用去離子水沖洗1 min，用30%稀硝酸溶液進行中和與光化處理，待表面出現金屬亮色后，用熱去離子水沖洗1 min，最后用干燥箱進行干燥處理（溫度100~150 ℃）。實驗中YAG脈沖激光器與TIG電弧焊機以旁軸形式復合，激光在前電弧在后，本試驗選取激光功率為350 W，離焦量-1 mm，激光焦點在工件表面之下。試驗時使工作臺移動，焊槍與激光器固定不動，保持激光束的光束偏角為5°，以防止光路傳輸系統自動關閉，焊槍角度為50°，此時激光束與焊槍的夾角為45°。采用前送絲方式連續供給，送絲角度為20°，光絲間距 0.5 mm，送絲速度 600 mm/min。本試驗中熱源間距為1.5 mm，焊接速度300 mm/min，鎢極高度1.5 mm，采用高純氬氣作為焊縫保護氣體，氬氣流量12 L/min。通過正交法多次試驗后，本試驗最終篩選電弧電流 120 A、130 A、140 A 和 150 A 這4組參數進行焊縫特征對比分析。

焊接完成后，沿垂直焊縫方向截取試樣，對焊接接頭截面逐次使用240#、400#和600#砂紙進行逐級磨光，然后把試樣浸入30%的氫氧化鈉溶液中進行宏觀腐蝕（時間1 min），出現焊縫輪廓后使用數碼相機和圖像測量軟件對焊縫橫截面的熔寬、熔深和余高等參數進行拍攝測量。用Keller試劑對試樣橫截面進行腐蝕（配比為 1 mL HF+1.5 mL HCL+2.5 mL HNO3+95 mL H2O，腐蝕時間 25 s），使用Olympus MX40F型金相顯微鏡對焊縫顯微組織進行觀察分析。使用HXD-1000TM型數字式顯微硬度計對焊縫顯微硬度進行檢測，選擇25 g加載力，加載時間為15 s。

2 試驗結果與分析

2.1 電弧電流對焊縫形貌特征的影響

電弧電流的變化直接決定焊接的熱輸入，進而改變電弧和激光兩熱源間的耦合作用。表2表示單TIG填絲與復合填絲兩種焊接方式下電弧電流對焊縫成形的影響，圖2和圖3為隨電弧電流變化，兩種焊接方式下的焊縫熔深、熔寬和余高變化曲線。

從表2中可以看出，在電弧電流為120 A時，單電弧填絲焊接會出現不連續、大滴過渡的現象，激光加入后電弧穩定性增強，對單電弧填絲焊接出現的成型缺陷有明顯改善。實驗過程中，復合填絲焊接成形過程穩定，焊縫成形過程的不連續和大滴過渡現象基本消失。當電弧電流增加至140 A時，復合填絲焊接焊縫表面即有均勻的魚鱗狀波紋，當電流繼續增加時，魚鱗紋形貌也更加明顯，焊縫呈復合深熔焊形貌。

表2 電弧電流對焊縫成形的影響

分析認為，當焊接熱輸入較小時，電弧燃燒不充分，單電弧填絲焊接熱量不夠集中，鋁合金表面不能充分熔化，導致焊接成型過程不穩定，出現未熔合的現象。加入激光后，由于激光與電弧的耦合作用，使電弧能量密度增大，焊接表面受熱升溫，體積發生膨脹，而由于周圍較冷區域基體的阻礙，使焊接區域形成壓應力，造成被焊鋁合金板材發生輕微的向下彎曲變形；另外，隨復合熱源能量增大，鋁合金板材的屈服極限隨溫度升高而下降，當電弧電流增加至140 A時，其屈服極限小于焊縫周圍的壓應力數值，造成熔池表面材料發生屈服變形，并產生堆積變形。在復合熱源逐漸移動到下一焊接區域后，先前發生堆積的區域溫度迅速下降，經過冷凝后的表面保持了原有的彎曲堆積形貌，從而呈現出典型的魚鱗紋形貌。

從圖2中可以看出，隨著電弧電流的增加，兩種焊接方式下焊縫的熔深和熔寬都呈增加趨勢，并且復合填絲焊接的增加幅度更快，復合填絲焊接焊縫的熔深和熔寬都要大于單TIG填絲焊接；從圖3中可以看出，兩種焊接方式下的焊縫余高均隨電弧電流增加呈逐漸減小趨勢，同一參數下，復合填絲焊接余高更小。此外，實驗中發現，當電弧電流增加至170 A以后，復合填絲焊的熔深趨于穩定，變化幅度降低。

圖2 熔深、熔寬的變化曲線

圖3 余高的變化曲線

分析認為，電弧和激光的能量匹配共同決定了熔池的深度和寬度，電弧電流的變化不僅直接影響熱源能量的輸入，還影響電弧與激光兩熱源之間的復合作用。電弧的預熱有利于增加激光能量的利用率，電弧等離子體和光致等離子體的協同作用使得復合填絲焊接焊縫的熔深和熔寬增加。但當電流增大到一定程度時，隨著熱輸入持續增加，會造成電弧等離子體過度膨脹，進而影響激光能量的吸收，使兩熱源的復合效果削弱。另外，焊絲熔化后熔池液面的高低會改變激光的實際離焦量大小，進而影響作用于工件表面的激光功率密度。當電弧電流較小時，熱輸入能量較小，焊絲熔化后鋪展性不強，造成熔池液面增高，使激光的實際作用功率密度下降，焊縫熔深較小；當電弧電流較大時，熱輸入較大，焊絲熔化后鋪展均勻，使熔池液面降低，激光的實際作用功率密度增大，焊縫熔深較大。

結合以上試驗及分析，當電弧電流I=140 A時，焊接過程穩定，復合填絲焊接所獲得的焊縫成型較好。綜合考慮大電流的經濟性及焊縫成形的穩定性，本文以電弧電流I=140 A作為優化的焊接工藝參數進行焊縫微觀組織特征性能分析。

2.2 焊縫顯微組織

6061-T651鋁合金以Mg2Si為強化相，其基材組織為完全再結晶組織。圖4為單獨TIG填絲焊接與復合填絲焊接焊縫中心及熔合區微觀組織。

圖4 TIG填絲焊接與復合填絲焊接焊縫中心及熔合區微觀組織

從圖4a、c可以看出，兩種焊接方式下的焊縫中心都主要由網狀等軸晶組成，與單TIG填絲焊接相比，復合填絲焊接內部有大量析出相，晶粒尺寸有長大趨勢。分析認為，熔池中心區域的溫度梯度較小，成分過冷區域寬，熔池中存在未熔化的固態質點，從而為結晶提供形核表面，使得中心區域自由生長為等軸晶。另外，兩種焊接方式的焊縫受熱及冷卻條件存在差異，加入激光后，復合焊接熱輸入變大，熔池溫度梯度增大，冷卻速度變慢，導致等軸晶晶粒尺寸變大。

TIG填絲焊接焊縫熔合區組織主要由細長的柱狀晶與胞狀晶組成，柱狀晶沿散熱方向排列，具有較強的方向性，基本垂直于熔合線方向生長，如圖4b示。分析認為，在晶粒逐漸長大的過程中，隨著溶質濃度升高，導致結晶速率逐漸變大，而熔池邊緣界面的溫度梯度較大，會形成較小的成分過冷，使結晶界面形成束狀芽孢，并伸入到過冷的液相界面中，形成胞狀亞晶；焊縫邊緣受母材的冷卻作用使得垂直于熔合線具有最大的溫度梯度，當晶粒生長方向與最大溫度梯度方向一致時，有利于晶粒優先形成柱狀晶。

復合填絲焊接熔合區組織由大量枝狀晶組成，胞狀晶數量減少，如圖4d所示。枝狀晶基本垂直于熔池壁方向分布，并向中心生長的粗大帶狀組織，晶間較多分布連續的網狀低熔點共晶物。分析認為，激光加入后，熱源分布以及熔池大小的變化使溫度梯度增大，大量溶質元素向熔池中心聚集，導致熔池成分過冷度增加，使得柱狀晶生長受到抑制，促進柱狀晶轉變為枝狀晶，由于與焊接邊界熔池壁垂直的方向具有最大的溫度梯度，使枝狀晶向更有利于散熱的垂直于熔池壁方向成長分布[15]。

2.3 焊縫顯微硬度

硬度是金屬材料的一項重要力學性能指標，與強度及塑性均有一定關系，也能側面反映焊縫顯微組織的變化。分別對單TIG填絲焊接與激光-TIG復合填絲焊接兩種方式下的焊縫顯微硬度進行測量，測量位置為板材表面下橫向0.6 mm處，以焊縫中心為坐標原點，加載間距為0.4 mm。兩種焊接方式下的焊縫測試點顯微硬度分布如圖5所示。

圖5 焊縫硬度變化曲線

從整個焊縫的硬度分布來看，復合填絲焊接顯微硬度要高于單獨TIG填絲焊接；兩種焊接方式下焊縫中心區域的硬度均為最低，在熔合線附近硬度陡然增大，至熔合線以后又呈波浪式下降趨勢。焊縫區均存在軟化現象，在選擇的測試點范圍內，經測算，單獨TIG填絲焊接焊縫中心顯微硬度平均值為59.16 HV，約為母材硬度的54.8%；復合填絲焊接焊縫中心的平均硬度為66.91 HV，約為母材硬度的62.0%，比單獨TIG填絲焊接顯微硬度提高約13.1%。分析認為，焊縫區的軟化現象主要是由于焊接熱循環的作用下造成強化相顆粒發生燒損、變異，通過觀察焊縫中心的顯微組織發現主要強化相元素Mg2Si基本消失，導致焊縫中心軟化。此外，激光的加入促進了電弧收縮，使電弧能量密度增大，同時激光束對焊接熔池的攪拌作用，有利于凝固組織的晶粒生長更均勻，阻礙位錯運動的能力增強，增大了抵抗局部塑形變形的能力，導致復合焊接焊縫中心顯微硬度增加。

3 結語

（1）得到了5 mm厚6061-T651鋁合金進行激光-TIG復合熱源填絲焊接的一組優化工藝參數：電弧電流140 A，激光功率350 W，熱源間距1.5 mm，送絲速度 600 mm/min，焊接速度 300 mm/min，激光離焦量-1 mm。與單TIG填絲焊相比，復合填絲焊焊縫成形更加穩定，焊縫表面的魚鱗紋形貌更加均勻，能獲得更優的焊縫成型。

（2）復合填絲焊接焊縫中心區域的顯微組織為等軸晶，熔合區組織由大量枝狀晶組成，與單獨TIG填絲焊接相比，復合填絲焊接焊縫中心晶粒尺寸有長大趨勢。復合填絲焊接顯微硬度要高于單獨TIG填絲焊接，在選擇的測試點范圍內，復合填絲焊接焊縫中心的平均硬度為66.91 HV，約為母材硬度的62.0%，比單獨TIG填絲焊接顯微硬度提高約13.1%。焊縫區均存在軟化現象，分析認為焊接熱循環導致強化相消失是焊縫區軟化的主要原因。