周 聰，夏海龍，陳根余，李時(shí)春，黎長(zhǎng)鄒

(1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)試驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410082;2.湖南大學(xué) 激光研究所，長(zhǎng)沙410082)

引 言

近年來高功率光纖激光器的出現(xiàn)和發(fā)展，使高功率光纖激光焊接技術(shù)在制造業(yè)中得到越來越廣泛的研究與應(yīng)用［1-2］。對(duì)于高功率密度和高能量輸入的光纖激光焊接中厚板，其焊接過程中細(xì)長(zhǎng)小孔和熔池的形成比薄板焊接更加復(fù)雜多變，且更加難以穩(wěn)定維持力的平衡，以致焊縫難以成型容易產(chǎn)生表面塌陷和底部駝峰焊接缺陷，導(dǎo)致后續(xù)加工量加大，影響焊縫的外觀形貌，并且在很大方面影響焊縫的性能［3-4］。

近年來，國(guó)內(nèi)學(xué)者PEI［5-6］等人研究了光纖激光薄板上表面駝峰焊道及其影響因素，但此類研究?jī)H僅集中在薄板上表面駝峰，而薄板激光焊接過程中并不會(huì)出現(xiàn)底部駝峰焊道現(xiàn)象;國(guó)外學(xué)者NORMAN，ILAR和HAUG等人［7-9］對(duì)光纖激光焊接過程中底部駝峰的試驗(yàn)現(xiàn)象采用高速攝像技術(shù)進(jìn)行了初步的試驗(yàn)觀測(cè)，分析指出焊縫底部駝峰和上表面高速駝峰焊道的形成有著本質(zhì)的區(qū)別。截止到目前，國(guó)內(nèi)還沒有見到激光焊接底部駝峰形成的試驗(yàn)研究，國(guó)外研究正處于進(jìn)一步研究狀態(tài)。為了能夠?qū)崿F(xiàn)高質(zhì)高效的光纖激光焊接中厚板，深入了解分析其工藝參量對(duì)底部駝峰形成傾向的影響非常有必要。

作者采用光纖激光焊接厚度為5mm的SUS 304不銹鋼鋼板，實(shí)驗(yàn)過程中，維持上表面保護(hù)氣體流量及其吹氣角度不變，采用改變單一變量的方法，研究了激光功率、焊接速率、離焦量、下表面保護(hù)氣體流量和焊接方位的變化對(duì)底部駝峰傾向的影響。試驗(yàn)研究表明，合理的工藝措施可有效抑制底部駝峰的產(chǎn)生，改善焊縫質(zhì)量。對(duì)光纖激光焊接底部駝峰的產(chǎn)生具有參考價(jià)值。

1 實(shí)驗(yàn)材料、設(shè)備和方法

實(shí)驗(yàn)中采用的是厚度為5mm的SUS 304不銹鋼板，它是一種常見的不銹鋼，其GB牌號(hào)為0Cr18Ni9。其中試驗(yàn)材料尺寸為100mm×60mm×5mm，化學(xué)成分如表1所示。焊接過程中上、下表面均采用Ar保護(hù)，上表面保護(hù)氣流量固定為20L/min，側(cè)吹角度30°不變。實(shí)驗(yàn)參量變化如表2所示。

Table 1 Chemical composition and mass fraction of 304 stainless steel

Table 2 Parameters of experiments

實(shí)驗(yàn)設(shè)備采用IPG公司生產(chǎn)的YLR-4000-C-WA光纖激光器、IRB2400六軸機(jī)器人及YW50焊接頭。光纖激光器最大輸出功率為4.0kW，連續(xù)輸出，輸出模式為TEM00，激光發(fā)射波長(zhǎng)為1.07μm。操作光纖的芯徑為 400μm，激光通過光纖傳遞，經(jīng)過焦距為150mm透鏡后準(zhǔn)直為平行光，再通過焦距為200mm的聚焦鏡最后得到聚焦光斑直徑為0.533mm。焊接試驗(yàn)前使用丙酮嚴(yán)格清洗去除試件表面油污。實(shí)驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示。

Fig.1 Schematics of the experimental set-up

實(shí)驗(yàn)方法如下:取焊縫中部4cm長(zhǎng)的部分作為測(cè)量區(qū)域，采用百分表測(cè)量其中每個(gè)駝峰的高度最大值，每個(gè)駝峰測(cè)量3組數(shù)據(jù)，取平均值作為這組參量下底部駝峰的高度。統(tǒng)計(jì)測(cè)量區(qū)域底部駝峰的數(shù)量n，并量出測(cè)量區(qū)域內(nèi)第1個(gè)和最后一個(gè)底部駝峰的距離d，計(jì)算出駝峰間距d/(n－1)，測(cè)量3組數(shù)據(jù)，然后取均值作為這組參量下底部駝峰的間距。

2 焊接參量對(duì)底部駝峰形成的影響

底部駝峰是焊接過程中熔池出現(xiàn)下掉現(xiàn)象，在試件底部堆積形成。其中，底部駝峰高度越高，間距越小，駝峰傾向越大。

2.1 激光功率

圖2所示是焊接工藝參量:離焦量為0mm，焊接速率為1.5m/min，上表面采用Ar氣側(cè)吹保護(hù)，流量為20L/min都保持不變，激光功率從3.4kW～4.0kW變化時(shí)焊縫上下表面的形貌。從圖中可以看出，試件在激光功率為3.5kW時(shí)，焊縫開始出現(xiàn)底部駝峰，且此時(shí)上表面呈現(xiàn)不均勻的塌陷現(xiàn)象，這是由于在焊接過程中，當(dāng)熔池處于適度熔透時(shí)，熔池在自身重力作用下導(dǎo)致上表面塌陷較為嚴(yán)重，當(dāng)熔池處于未熔透時(shí)，塌陷不明顯;隨著激光功率的繼續(xù)增大，熔池適度熔透，焊縫上表面出現(xiàn)均勻塌陷。

Fig.2 Surface appearance of welding under different laser power

Fig.3 Curves of root hump tendency under different laser power

圖3是不同激光功率下的底部駝峰傾向變化曲線，由圖可知，隨著激光功率的增加，底部駝峰高度呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，即駝峰傾向先增大后減小。當(dāng)激光功率從3.5kW增大到3.7kW時(shí)，駝峰高度變大，在功率為3.7kW時(shí)駝峰達(dá)到最大高度2.21mm;由于隨著激光功率的增大熱輸入量增加，熔池體積增加，在自身重力作用下，熔融金屬向下流動(dòng)并在底部積聚導(dǎo)致底部駝峰高度增加。當(dāng)激光功率進(jìn)一步加大時(shí)，駝峰高度減小，由于熱輸入量增加，焊道變寬，駝峰形成后不能迅速凝固，液態(tài)金屬回流導(dǎo)致底部駝峰高度變小，液態(tài)金屬回流使得駝峰長(zhǎng)度增加，從圖2可以看出駝峰長(zhǎng)度(圖中標(biāo)出)沿著焊接速率方向變長(zhǎng)。另外，隨著激光功率的增加，底部駝峰間距呈現(xiàn)先減小后增大最后基本不變的趨勢(shì)，即駝峰傾向先增大后減小。激光功率為3.6kW時(shí)，駝峰間距最小為7.6mm;當(dāng)功率是3.8kW時(shí)，駝峰間距達(dá)到最大值12.8mm。激光功率為3.5kW時(shí)駝峰間距明顯大于功率為3.6kW時(shí)，這是由于功率為3.5kW時(shí)，熔池處于適度熔透和未熔透之間，在其未熔透部分不能形成駝峰，從而間距明顯大于3.6kW時(shí);當(dāng)激光功率增大到3.8kW時(shí)，駝峰間距明顯變大;繼續(xù)增大激光功率時(shí)，間距變化不大。因此，底部駝峰傾向隨著激光功率的加大呈現(xiàn)先增大后減少的趨勢(shì)。

2.2 焊接速率

圖4所示是焊接工藝參量:激光功率為4kW，離焦量為0mm，上表面采用Ar氣側(cè)吹保護(hù)，流量為20L/min都保持不變，焊接速率從 1.2m/min～2.4m/min變化時(shí)焊縫上下表面的形貌及底部駝峰傾向。焊接速率為1.2m/min時(shí)，下表面焊縫均勻凸起高度達(dá)到0.63mm;當(dāng)焊接速率從 1.5m/min 變化到 2.1m/min時(shí)，出現(xiàn)底部駝峰;在焊接速率為2.4m/min時(shí)，試件未熔透。

焊接速率從1.5m/min增大到1.8m/min時(shí)，底部駝峰高度增加。焊接速率為1.8m/min時(shí)，駝峰高度為2.15mm，甚至超過板厚的2/5，嚴(yán)重影響焊縫成型質(zhì)量。激光深熔焊接過程中，小孔前沿孔壁向焊接速率反方向傾斜［10-11］，且隨著焊接速率加大，傾斜角度加大［12］。當(dāng)焊接速率從 1.5m/min增加到 1.8m/min時(shí)，由于小孔前沿孔壁傾斜角度加大，導(dǎo)致前沿熔融金屬流速向焊接速度反方向分量增加，向后流動(dòng)的金屬在重力和表面張力的作用下匯聚形成底部駝峰，因此駝峰高度增加。小孔前沿孔壁上存在向下移動(dòng)液體臺(tái)階［13-14］，液體臺(tái)階隨速度的增大而變小，當(dāng)焊接速率繼續(xù)增大到2.1m/min時(shí)，激光輻照到液體臺(tái)階的面積減小，熔融金屬蒸發(fā)反沖壓力減小，進(jìn)而小孔前壁液態(tài)金屬流動(dòng)速度減小，減緩液態(tài)金屬向后流動(dòng)匯聚成

Fig.4 Surface appearance and root hump tendency of welding under different welding speeds

駝峰，因此駝峰高度降低，另外焊接速率的加大使得熔融金屬體積減少，熔池自身重力減小，這也導(dǎo)致了駝峰高度的降低。駝峰間距隨著焊接速度的增加而減小。當(dāng)焊接速率增大時(shí)，整個(gè)熔池體積變小，焊縫變窄，熔池焊道迅速凝固，把熔池分為兩部分，從而駝峰形成時(shí)間間隔變短導(dǎo)致駝峰間距變小。

2.3 離焦量

圖5所示是焊接工藝參量:激光功率為4kW，焊接速率為1.8m/min，上表面采用Ar氣側(cè)吹保護(hù)，流量為20L/min都保持不變，離焦量從－4mm到+4mm時(shí)焊縫形貌變化時(shí)焊縫上下表面的形貌及底部駝峰傾向。從圖5可以看出，在離焦量是+4mm時(shí)，試件未熔透，并且離焦量為+4mm和－4mm時(shí)，試件的焊縫形貌差別很明顯，雖然激光照射到試件表面光斑面積大小相等，即功率密度相等，但離焦量為負(fù)時(shí)，激光作用于試件表面和小孔內(nèi)部的能量密度更高，輸入到小孔內(nèi)部的激光能量也越高。由此可知離焦量是影響焊縫熔深的一個(gè)重要因素。圖5中隨著離焦量從+2mm變?yōu)椋?mm時(shí)，駝峰高度基本上不變，駝峰間距稍有減小，離焦量在0mm附近時(shí)底部駝峰高度較大，間距較小，即駝峰傾向較大。當(dāng)離焦量為－4mm時(shí)，可以看出上下表面成型比較良好，可見焦平面靠近工件下表面時(shí)容易獲得成型良好的焊縫形貌。

Fig.5 Surface appearance and root hump tendency of welding under di-fferent defocuses

2.4 下表面保護(hù)氣體流量

圖6所示是焊接工藝參量:激光功率為4kW，離焦量為0mm，焊接速率為1.5m/min，上表面采用Ar氣側(cè)吹保護(hù)，流量為20L/min都保持不變，下表面保護(hù)氣體流量從5L/min變化到25L/min過程中焊縫上下表面的形貌。圖7是不同下表面保護(hù)氣體流量下的底部駝峰傾向變化曲線。

Fig.6 Surface appearance of welding under different flow rates of bottom shielding gas

Fig.7 Curves of root hump tendency under different flow rates of bottom shielding gas

結(jié)合圖6和圖7可以看出，隨著下表面保護(hù)氣體流量的加大，底部駝峰高度先減小后加大，駝峰間距先加大后減小，即駝峰傾向先減少后增大;且圖6中下表面保護(hù)氣體流量為5L/min時(shí)比圖4中v=1.8m/min時(shí)底部駝峰傾向減小;在下表面保護(hù)氣體流量沒有超過15L/min時(shí)，保護(hù)氣體使得焊縫底部熔池的表面張力增加，克服自身重力從而將金屬液體拉回熔池內(nèi)部。當(dāng)下表面保護(hù)氣體流量過大時(shí)，駝峰傾向顯著增加，在保護(hù)氣流量為25L/min時(shí)，駝峰高度甚至達(dá)到了2.32mm，駝峰傾向比沒有下表面保護(hù)氣體時(shí)更加明顯。這主要是由于過大的底部氣體流量影響底部熔池的溫度場(chǎng)，引起熔池表面張力梯度變化導(dǎo)致液態(tài)金屬向熔池尾部流動(dòng)匯集，并且過大的底部氣體流量加速了底部駝峰冷卻凝固過程，導(dǎo)致在表面張力作用下無法及時(shí)將駝峰內(nèi)金屬液體拉回內(nèi)部熔池。

2.5 焊接方位

圖8所示是焊接工藝參量:激光功率為4kW，焊接速率為1.8m/min，離焦量為0mm，上表面采用Ar氣側(cè)吹保護(hù)，流量為20L/min都保持不變，采用下坡焊，焊接方位從平焊(試件水平夾緊放置)到立焊(試件豎直夾緊放置)變化時(shí)焊縫上下表面的形貌。試件與水平面所夾的銳角為下坡焊的角度，其焊接過程中始終保持激光束與試件表面垂直。從圖4中v=1.8m/min時(shí)底部駝峰外觀可以看出駝峰最高位置處在整個(gè)駝峰中間位置，然而采用下坡焊和立焊時(shí)，駝峰的最高位置(如圖8中A所示)沿著焊接方向發(fā)生偏移，如圖8中間白色線所示在焊縫長(zhǎng)度方向偏移。

Fig.8 Surface appearance of welding under different angles

圖9是不同焊接方位下的底部駝峰傾向變化曲線。圖10是底部駝峰受力分析示意圖，其中mg為駝峰及熔池重力，F(xiàn)為熔池表面張力，與試件的夾角為γ。隨著角度α變大，底部駝峰高度顯著減小，當(dāng)采用立焊時(shí)駝峰高度為1.29mm，主要是由于焊縫熔池的重力沿激光束的入射方向的分量mgcosα減小，熔池表面張力克服重力的分量將駝峰內(nèi)部分液態(tài)金屬拉回熔池;另一方面，由于重力沿焊接方向的分量mgsinα變大，在一定程度上延緩向尾部流動(dòng)的熔池，這都導(dǎo)致底部駝峰高度減小。隨著角度的增加，駝峰間距先加大后稍有減小，在角度為45°時(shí)，間距達(dá)到12.2mm;隨著角度α的加大，重力在F方向上的分量mgsin(α+γ)增加，即F－mgsin(α+γ)減小，使得底部液態(tài)金屬向熔池尾部流動(dòng)速度變慢，減緩了底部駝峰的形成，從而間距加大。但當(dāng)α+γ＞π/2時(shí)，隨著α+γ增大，分量mgsin(α+γ)減小，即F－mgsin(α+γ)變大，減少了對(duì)底部熔池流動(dòng)的抑制，底部液態(tài)金屬向熔池尾部流動(dòng)速度變快，加速駝峰的形成。

Fig.9 Curves of root hump tendency at different angles

Fig.10 Stress diagram of root hump

3 底部駝峰焊縫橫截面形貌及參量?jī)?yōu)化后焊縫成型

3.1 駝峰焊縫橫截面形貌

Fig.11 Microstructure of root hump of welding seam

圖11底部駝峰焊縫微觀結(jié)構(gòu)，圖中白色箭頭方向表示晶粒生長(zhǎng)方向。圖11a是焊縫全貌;圖11b中熔合區(qū)兩側(cè)對(duì)稱分布柱狀晶，中間為等軸晶，這主要是由于焊縫凝固過程中，固液界面不斷向焊縫中心移動(dòng)導(dǎo)致熔合區(qū)兩側(cè)溫度梯度變小，熔池減小導(dǎo)致冷卻速度加大，而溫度梯度大冷卻速度小有助柱狀晶形成生長(zhǎng)，溫度梯度小冷卻速度大有助等軸晶形成生長(zhǎng);由圖11c可以看出激光焊熱影響區(qū)小，柱狀晶接近垂直于母材和熔合區(qū)的分界線;底部駝峰區(qū)域依附于焊縫柱狀晶，向駝峰內(nèi)部生長(zhǎng);圖11d中焊縫晶粒向駝峰內(nèi)生長(zhǎng)的方向?yàn)閞、駝峰中部晶粒生長(zhǎng)的方向?yàn)閟和駝峰內(nèi)對(duì)稱晶粒生長(zhǎng)的方向?yàn)閠。由此可知，駝峰內(nèi)晶粒依附于焊道內(nèi)的柱狀晶和等軸晶向駝峰內(nèi)部生長(zhǎng)。

3.2 參量?jī)?yōu)化后焊縫成型

基于上述研究，優(yōu)化工藝參量如下:激光功率為4kW，焊接速率為1.8m/min，離焦量為－4mm，保護(hù)氣為Ar，上表面流量20L/min，下表面流量15L/min，采用60°下坡焊焊接，焊縫形貌如圖12所示。圖12a、圖12b是焊縫表面形貌，可知焊縫下表面無駝峰形成且焊縫表面成型良好;圖12c是焊縫橫截面，焊縫較窄且基本呈現(xiàn)對(duì)稱分布。

Fig.12 Welding appearance

4 結(jié)論

(1)隨著激光功率的增加，底部駝峰傾向呈現(xiàn)先增大后減少的趨勢(shì)。隨著焊接速率的增加，底部駝峰高度先增加后減小，駝峰間距顯著減小。離焦量在0mm附近時(shí)，底部駝峰傾向較大;當(dāng)焦平面接近試件下表面時(shí)，焊縫成型良好。

(2)適當(dāng)?shù)南卤砻姹Ｗo(hù)氣體流量可有效減小底部駝峰傾向，最佳流量為15L/min;過大的下表面保護(hù)氣體流量增加底部駝峰傾向，在流量為25L/min時(shí)，駝峰高度甚至達(dá)到了2.32mm。適當(dāng)?shù)馗淖兒附臃轿挥兄跍p小底部駝峰傾向。

(3)優(yōu)化的工藝參量如下:激光功率為4kW，焊接速率為1.8m/min，離焦量為 －4mm，保護(hù)氣為 Ar，上表面流量為20L/min，下表面流量為15L/min，采用60°下坡焊焊接，可有效抑制底部駝峰的產(chǎn)生，改善焊縫質(zhì)量，減小焊接后續(xù)加工量。

［1］ XU L，LIU XX，LI QF，et al.Process study on laser welding of high strength galvanized steel with powder filling［J］.Laser Technology，2014，38(1):1-5(in Chinece).

［2］ NI T，TU Y，LU J Zh，et al.Research of processing parameters on the welding joint of ANSI304 stainless steel medium plate during optical fiber laser welding［J］.Manufacture Information Engineering of China，2011，40(8):67-71(in Chinece).

［3］ ALAM M M，KARLSSON J，KAPLAN A F H.Generalising fatigue stress analysis of different laser weld geometries［J］.Materials ＆ Design，2011，32(4):1814-1823.

［4］ KAPLAN A F H，LAMAS J，KARLSSON J，et al.Scanner analysis of the topology of laser hybrid welds depending on the joint edge tolerances［C］//12th Nordic Conference in Laser Processing of Materials.Trondheim，Norway:Publisher Norwegian University of Science and Technology，2011:27-29.

［5］ PEI Y L，SHAN J G，REN J L.Study ofhumping tendency and affecting factors in high speed laser welding of stainless steel sheet［J］.Acta Metallurgica Sinica，2012，48(12):1431-1436(in Chinece).

［6］ PEI Y L，WU A P，SHAN J G，et al.Investigation of humping formation basedon melt flow analysisin high-speed laser weldingprocess［J］.Acta Metallurgica Sinica，2013，49(6):725-730(in Chinece).

［7］ NORMAN P，KARLSSON J，KAPLAN A F H.Monitoring undercut，blowouts and root sagging during laser beam welding［C］//Proceedings of the Fifth International Conference Lasers in Manufacturing.Stuttgart，Germany:Fachverlag GmbH，2009:355-360.

［8］ ILAR T，ERIKSSON I，POWELL J，et al.Root humping in laser welding-an investigation based on high speed imaging［J］.Physics Procedia，2012，39:27-32.

［9］ HAUG P，ROMINGER V，SPEKER N，et al.Influence of laser wavelength on melt bath dynamics and resulting seam quality at welding of thick plates［J］.Physics Procedia，2013，41:49-58.

［10］ ZHANGY，LI LJ，JIN X Zh，et al.Diathermaney study on keyhole effects in laser deep penetration welding［J］.Chinese Journal of Lasers，2005，31(12):1538-1542(in Chinece).

［11］ FABBRO R，SLIMANI S，COSTE F，et al.Study of keyhole behaviour for full penetration Nd∶YAG CW laser welding［J］.Journal of Physics，2005，D38(12):1881.

［12］ FABBRO R，CHOUF K.Keyhole description in deep-penetration laser welding［J］.Proceedings of the SPIE，2000，3888:104-112.

［13］ PANG Sh Y.A study on the transient key hole and moving weldpool behavi ors and mechanisms of deep penetration laser welding［D］.Wuhan:Huazhong University of Science and Technology，2011:70-71(in Chinece).

［14］ MATSUNAWA A，SETO N，KIM J D，et al.Dynamics of keyhole and molten pool in high-power CO2laser welding［J］.Proceedings of the SPIE，2000，3888:34-45.