趙艷秋，李響,，劉志強，顏廷艷，王磊磊，占小紅

(1.南京航空航天大學,南京,211106；2.無錫銳科光纖激光技術(shù)有限責任公司應用工藝部,無錫,214174)

0 序言

鋁鋰合金具有良好的比強度、比剛度以及抗疲勞性能，是新一代航天推進劑貯箱結(jié)構(gòu)的備選材料[1].1998 年12 月發(fā)射的奮進者號航天飛機，其超輕燃油儲箱采用2195 鋁鋰合金代替原來的2 219鋁合金，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)整體減重3 405 kg[2-3].2195 鋁鋰合金是第三代高強度鋁鋰合金，除具有上述鋁鋰合金優(yōu)點外，還具有低溫性能良好、耐腐蝕性高等優(yōu)點[4].

激光焊接具有能量密度高、速度快、變形小等諸多優(yōu)點，可以獲得深寬比高且熱影響區(qū)窄的焊接接頭，目前已經(jīng)廣泛的應用于航空航天、汽車、船舶等領(lǐng)域[5-7].然而鋁合金激光焊接中極易出現(xiàn)氣孔缺陷，嚴重損壞結(jié)構(gòu)的力學性能[8].為了克服單一激光焊接中存在的工藝難點，雙激光復合焊接工藝引起了國內(nèi)外諸多學者的廣泛關(guān)注[9-10].Kronthaler 等人[11]利用Nd:YAG 激光和大功率半導體激光復合焊接鋁合金，有效降低氣孔等缺陷.Witzendorff 等人[12]研究采用脈沖Nd: YAG激光與半導體激光復合焊接薄板6 系鋁合金，有效減少熱裂紋缺陷的產(chǎn)生.楊璟[13]發(fā)現(xiàn)雙光點激光熱源增大了匙孔的開口面積，延緩熔池凝固時間，進而抑制了氣孔缺陷的產(chǎn)生.楊海鋒等人[14]采用雙束激光焊接了5A06鋁合金，證明了雙光束焊接過程等離子體更加穩(wěn)定，氣孔缺陷更少.朱寶華等人[15]采用光纖-半導體激光復合焊接3003 鋁合金，研究發(fā)現(xiàn)，兩束激光共同作用同一熔池內(nèi)，熱傳導和匙孔機制協(xié)調(diào)作用，改變?nèi)鄢亓鲃臃绞?，從而提高焊接穩(wěn)定性，獲得良好的焊縫.

綜上，激光復合熱源在穩(wěn)定熔池、控制缺陷方面具有顯著優(yōu)勢，在激光加工領(lǐng)域擁有巨大的應用潛力.然而，光纖-半導體復合激光熱源作為一種新熱源，與材料之間的相互作用更加復雜，特別是對于含有低沸點Li 元素、Mg 元素的2195 鋁鋰合金，該熱源的焊接適用性亟待探索.針對國產(chǎn)2195 鋁鋰合金開展不同能量配比系數(shù)下的光纖-半導體復合激光焊接試驗研究，定量研究光纖/半導體激光功率對2195 鋁鋰合金光纖-半導體激光復合焊接形貌與氣孔缺陷的影響，為2195 鋁鋰合金光纖-半導體復合激光焊接技術(shù)在航天領(lǐng)域的應用提供理論指導.

1 試驗方法

1.1 試驗設備

試驗所采用的半導體激光器與光纖激光器的關(guān)鍵參數(shù)如表1 所示.光纖-半導體激光復合焊接設備包括RFL-C3000 型光纖激光器、RFL-A3000D半導體激光器以及ND36 型激光復合焊接頭，如圖1所示.此外，采用C6L 光纖焊接控制系統(tǒng)設置激光焊接參數(shù)及路徑.

圖1 光纖-半導體激光復合焊接設備Fig.1 Fiber-diode laser hybrid welding equipment.(a)laser composite welding head;(b) RFL-C3000 fiber laser;(c) RFL-A3000D semiconductor laser

表1 光纖激光與半導體激光的關(guān)鍵參數(shù)Table 1 Parameters of fiber laser and diode laser

1.2 試驗材料及方法

試驗所采用的光纖-半導體激光復合焊接示意圖如圖2 所示，光纖激光與半導體激光通過不同芯徑的傳輸光纖傳輸至激光復合焊接頭，實現(xiàn)光纖-半導體激光復合焊接.光纖-半導體光束復合原理圖如圖2 所示，光纖-半導體激光的復合形式為同心圓式疊加.材料為2195 鋁鋰合金，其化學成分如表2所示.材料的厚度為4 mm，熱處理狀態(tài)為T8 態(tài).焊接試驗前，采用型號為RFL-P200MX 的激光器對焊件表面進行激光清洗，去除表面氧化膜.文中所采用的光纖激光與半導體激光功率的范圍均為0～3 kW，激光入射角度為90°，焊接速度為3 m/min.此外，采用紫銅保護氣噴嘴對焊接過程進行保護，保護氣為純度為99.99%的氬氣.焊接過程中，保護氣后吹且保護氣體流量為20 L/min.

圖2 光纖-半導體激光復合焊接Fig.2 Fiber-diode laser hybrid welding

表2 2195 鋁鋰合金化學成分(質(zhì)量分數(shù),%)Table 2 Chemical composition of 2195 Al-Li alloy

2 分析與討論

2.1 光纖-半導體激光功率對焊接形貌的影響

圖3 為不同光纖激光功率(Pf)下的焊縫橫截面形貌，圖4 為不同光纖激光功率對焊接截面的影響.其半導體激光功率(Pd)均為3.0 kW.由焊縫橫截面宏觀形貌可知，光纖激光功率由0 kW 逐漸增加至1.5 kW，焊縫形貌由“碗”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤癡”形，焊縫上熔寬(w1)、熔深(d)、焊縫面積(S)大致呈線性增長；進一步增加至2.0 kW，獲得熔透的焊縫；由2.5 kW 增加至3.0 kW，焊縫呈“高腳杯”形，焊縫上熔寬無明顯差異，而焊縫下熔寬(w2)明顯增大.由此可見，在半導體激光功率不變的情況下，光纖激光功率增加對焊縫熔深的影響遠大于對焊縫熔寬的影響.

圖3 不同光纖激光功率下的焊縫橫截面Fig.3 Cross-section of welding seam under different fiber laser power.(a) schematic diagram;(b) Pf=0 kW,Pd=3.0 kW: (c) Pf=0.5 kW,Pd=3.0 kW;(d) Pf=1.0 kW,Pd=3.0 kW;(e) Pf=1.5 kW,Pd=3.0 kW;(f) Pf=2.0 kW,Pd=3.0 kW;(g) Pf=2.5 kW,Pd=3.0 kW;(h) Pf=3.0 kW,Pd=3.0 kW

圖4 光纖激光功率對焊縫形貌的影響Fig.4 Effect of fiber laser power on weld morphology

圖5 分別為不同激光熱源焊接的焊縫表面形貌.其中，圖5a 為單一光纖激光焊接焊縫，光纖激光功率為3.0 kW，焊接速度為3 m/min；圖5b 為光纖-半導體激光復合焊接焊縫，光纖激光功率為3.0 kW，半導體激光功率為2.5 kW，焊接速度為3 m/min.對比可知，單一激光焊接過程不穩(wěn)定，焊后表面成形均勻性較差.單一光纖激光作用下形成的匙孔與熔池的相互作用及其劇烈，匙孔內(nèi)部的等離子體/羽輝在焊接過程中呈周期性噴發(fā)狀態(tài)，同時引發(fā)熔池振蕩劇烈，最終導致焊接飛濺與焊縫表面成形不穩(wěn)定.而在加入半導體激光熱源以后，焊接熔池溫度顯著升高，在一定程度上降低了匙孔與熔池的溫度差異，熔池振蕩顯現(xiàn)得到一定程度的抑制，進而增加了焊接過程穩(wěn)定性，最終獲得的焊縫表面成形質(zhì)量好，魚鱗紋分布均勻.

圖5 不同激光熱源焊接的焊縫表面形貌Fig.5 The surface morphology of weld seam fabricated by different laser source.(a) fiber laser welding;(b) fiber-diode laser composite welding

圖6 為不同半導體激光功率下的焊縫橫截面形貌，其光纖激光功功率均為3.0 kW，圖7 為半導體激光功率對焊縫形貌的影響.由焊縫橫截面宏觀形貌可知，單一光纖激光作用下，焊縫熔透，焊縫橫截面大致呈“X”形.半導體激光功率由0 W 增加逐漸至3.0 kW，焊縫上熔寬與焊縫橫截面積大致呈上升的趨勢，而焊縫下熔寬的變化較小，焊縫橫截面成形由“X”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤案吣_杯”形.由此可見，在光纖激光功率不變的情況下，半導體激光功率增加對焊縫上熔寬與焊縫橫截面積的影響顯著，而對焊縫熔深和焊縫下熔寬無顯著影響.

圖6 不同半導體激光功率下的焊縫橫截面形貌Fig.6 Cross-section of welding seam under different diode laser power.(a) Pf=3.0 kW,Pd=0 kW;(b)Pf=3.0 kW,Pd=0.5 kW;(c) Pf=3.0 kW,Pd=1.0 kW;(d) Pf=3.0 kW,Pd=1.5 kW;(e) Pf=3.0 kW,Pd=2.0 kW;(f) Pf=3.0 kW,Pd=2.5 kW

圖7 半導體激光功率對焊縫形貌的影響Fig.7 Effect of diode laser power on weld morphology

針對2195 鋁鋰合金進一步開展不同光纖-半導體激光能量配比系數(shù)(φ)下的焊接試驗，光纖-半導體激光能量配比系數(shù)為

不同能量配比系數(shù)下的焊縫橫截面積如圖8所示，光纖激光功率的增加對焊縫橫截面積的影響明顯大于半導體激光功率的增加對焊縫橫截面積的影響.根據(jù)已有試驗結(jié)果，采用回歸分析方法，以光纖激光功率、半導體激光功率為自變量，焊縫橫截面積為因變量，獲得回歸模型，即

該回歸方程的復相關(guān)系數(shù)約為0.99，表明光纖激光功率、半導體激光功率與焊縫橫截面積之間呈現(xiàn)高度的正相關(guān)關(guān)系，顯著性統(tǒng)計量的值約為6.52 ×10-11，該值遠小于顯著性水平0.01，回歸效果顯著.該回歸方程的三維曲面圖如圖8b 所示，對比試驗結(jié)果與回歸擬合結(jié)果，擬合結(jié)果和試驗結(jié)果高度重合，可用于預測2195 鋁鋰合金光纖-半導體激光復合焊接焊縫的橫截面積，該模型的適用范圍為0 kW ≤Pf≤ 3.0 kW 且0 kW ≤Pd≤ 3.0 kW.

圖8 不同能量配比下的焊縫橫截面積Fig.8 The cross-section area of weld seam under different energy ratio.(a) test results;(b)regression fitting results

進一步觀察不同能量配比系數(shù)下的焊縫橫截面宏觀形貌，可以發(fā)現(xiàn)，對于完全焊透的焊縫，由于激光熱輸入與能量配比系數(shù)的不同，焊縫橫截面宏觀形貌存在顯著差異.當φ=2.5 且光纖激光功率2.5 kW 時，焊縫熔透，w1>w3>w2，如圖9a 所示，焊縫下熔寬最小，橫截面大致呈“U”形；而φ=1.5 且光纖激光功率3.0 kW 時，焊縫熔透，w1>w2>w3，如圖9b 所示，焊縫腰部熔寬最小，橫截面大致呈“高腳杯”形.

圖9 不同類型的焊縫橫截面宏觀形貌Fig.9 Different types of weld morphology in crosssection.(a) φ=2.5,Pf=2.5 kW;(b) φ=1.5,Pf=3.0 kW

根據(jù)光纖-半導體激光復合焊接焊縫橫截面成形特征，將焊縫分為半導體激光作用區(qū)域、光纖激光作用區(qū)域與光纖-半導體激光復合作用區(qū)域.結(jié)合圖3 和圖4 可以發(fā)現(xiàn)，在深熔-熱傳導復合焊接模式下，隨著光纖激光功率的增加，光纖-半導體激光復合作用區(qū)域、光纖激光作用區(qū)域的面積均增大.結(jié)合圖6 和圖7 可以發(fā)現(xiàn)，隨著半導體激光功率的增加，光纖-半導體激光復合作用范圍逐漸增大，而對光纖激光作用區(qū)域影響較小.由于激光熱輸入與能量配比系數(shù)的不同，焊接接頭熔池內(nèi)部的流動特征亦存在顯著差異.不同焊縫橫截面形貌的形成機理如圖10 所示，在未焊透的“V”形熔池中，光纖激光功率較小，導致光纖-半導體激光復合作用區(qū)域的面積及光纖作用區(qū)域的面積均較??；在“U”形熔池中，φ=2.5，光纖激光功率較高，焊縫熔透，而半導體激光功率低，導致光纖-半導體激光復合作用區(qū)域的面積較?。辉凇案吣_杯”形熔池中，φ=1，兩種激光功率較高且均對光纖-半導體激光復合作用區(qū)域內(nèi)的熔池流動產(chǎn)生重要的影響，半導體激光的引入促進熔池的橫向流動，而光纖激光的引入促進熔池縱向流動，進而形成了上寬下窄的“高腳杯”形焊縫.

圖10 不同焊縫橫截面形貌的形成機理Fig.10 Formation mechanism of different weld morphology in cross-section.(a) fiber laser welding;(b) diode laser welding;(c) V-shaped molten pool;(d) U-shaped molten pool;(e) “goblet” shaped molten pool

2.2 光纖-半導體激光功率對氣孔缺陷的影響

進一步針對光纖-半導體激光焊接焊縫的氣孔缺陷進行測量與分析.試驗將氣孔率(p)定義為氣孔累積面積占焊縫上表面積的比例.不同光纖激光功率下的氣孔缺陷分布特征如圖11 所示.當光纖激光功率為2.0 kW 時，焊縫內(nèi)部氣孔缺陷較多，大部分為冶金氣孔且主要分布于焊縫中心.當光纖激光功率由2.0 kW 增加至3.0 kW，氣孔缺陷數(shù)量逐漸下降，且最大氣孔缺陷面積下降，氣孔率由1.47%降低至0.07%.

圖11 光纖激光功率對氣孔缺陷的影響Fig.11 Effect of fiber laser power on porosity.(a) Pf=2.0 kW,Pd=3.0 kW,ρ=1.47%;(b) Pf=2.5 kW,Pd=3.0 kW,ρ=0.56%;(c) Pf=3.0 kW,Pd=3.0 kW,ρ=0.07%

進一步分析不同半導體激光功率下的氣孔缺陷分布特征.圖12a 為單一光纖激光焊接接頭的氣孔缺陷分布特征，可以發(fā)現(xiàn)，單一激光焊接接頭表面成形質(zhì)量差且存在尺寸較大的氣孔缺陷，最大氣孔缺陷面積達1.499 mm2，氣孔率達1.0%.半導體激光功率逐漸增加至1.0 kW，氣孔缺陷數(shù)量略微增加，且在表面成形不均勻處形成了尺寸較大的工藝氣孔，如圖12b-圖12c 所示.工藝氣孔的形成是由于激光焊接過程中匙孔失穩(wěn)坍塌而導致的，嚴重損害接頭的力學性能.將半導體激光功率逐漸增加至2.0 kW，焊縫內(nèi)部依然存在氣孔缺陷，但缺陷尺寸顯著下降，氣孔率由1.19%降低至0.35%，最大氣孔缺陷面積為0.275 mm2，如圖12d～ 圖12e 所示.將半導體激光功率進一步增加至3.0 kW，氣孔率進一步降低至0.07%.結(jié)合上述結(jié)果可知，對于2195 鋁鋰合金光纖-半導體激光復合焊接過程，3.0 kW 光纖激光搭配0～ 1.0 kW 的半導體激光，φ<3，難以起到穩(wěn)定焊接熔池的作用，匙孔與熔池依然存在較大的溫度差異，匙孔易失穩(wěn)，形成尺寸較大的工藝氣孔；3.0 kW 光纖激光搭配1.5～2.0 kW 的半導體激光，1.5 <φ<2，可在一定程度上達到穩(wěn)定焊接熔池的效果，顯著降低氣孔缺陷尺寸；3.0 kW 光纖激光搭配2.5～ 3.0 kW 的半導體激光，1.0 <φ<1.2，對焊接熔池的穩(wěn)定效果最佳，焊接過程穩(wěn)定，且焊縫內(nèi)幾乎無氣孔缺陷.

圖12 半導體激光功率對氣孔缺陷的影響Fig.12 Effect of diode laser power on porosity.(a) Pf=3.0 kW,Pd=0 kW,ρ=1.00%;(b) Pf=3.0 kW,Pd=0.5 kW ρ=1.32%;(c) Pf=3.0 kW,Pd=1.0 kW,ρ=1.19%;(d) Pf=3.0 kW,Pd=1.5 kW,ρ=0.40%;(e) Pf=3.0 kW,Pd=2.0 kW,ρ=0.35%;(f) Pf=3.0 kW,Pd=2.5 kW,ρ=0.09%;(g) Pf=3.0 kW,Pd=3.0 kW,ρ=0.07%

基于不同能量配比系數(shù)下的2195 鋁鋰合金光纖-半導體復合激光焊接接頭，進一步測量其氣孔率.結(jié)果如圖13 所示，當光纖激光功率為2.0～2.5 kW 時，焊縫氣孔率均較高.在光纖與半導體激光功率均為2.0 kW(φ=1)時，氣孔率為1.69%；在光纖與半導體激光功率均為2.5 kW(φ=1)時，氣孔率達到最高，為3.70%；在光纖與半導體激光功率均為3.0 kW(φ=1)時，氣孔率僅為0.07%.

圖13 能量配比對氣孔缺陷的影響Fig.13 Effect of energy ratio on porosity

綜上，對于2195 鋁鋰合金光纖-半導體復合激光焊接而言，光纖激光的主要作用為獲得完全焊透的熔池，半導體激光做為輔助熱源穩(wěn)定熔池，均對焊縫氣孔缺陷的控制起著重要的作用，采用合適的光纖激光功率保證獲得完全熔透的焊縫，在此基礎(chǔ)上進一步疊加較高的半導體激光功率，可以達到有效控制氣孔缺陷的效果.針對試驗所開展的4 mm厚2195 鋁鋰合金，在光纖激光功率為3.0 kW、半導體激光功率為2.5～ 3.0 kW 時，焊接過程穩(wěn)定，熔池溫度高且光纖-半導體激光復合作用范圍較大，有利于氣體從液態(tài)金屬中逸出，焊接氣孔缺陷最少.

3 結(jié)論

(1) 光纖激光功率增加對焊縫熔深的影響顯著，對比單一光纖激光焊接，加入半導體激光熱源，焊接過程穩(wěn)定性增加，焊縫成形良好.此外，半導體激光功率增加對焊縫上熔寬與焊縫橫截面積的影響顯著，而對焊縫熔深和焊縫下熔寬無顯著影響.

(2) 根據(jù)不同能量配比系數(shù)下的焊縫橫截面積，采用回歸分析方法，建立了光纖激光功率、半導體激光功率與焊縫橫截面積的回歸擬合模型，可用于預測焊縫橫截面積.

(3) 針對完全熔透的激光復合焊接焊縫，其橫截面形貌可分為 “U”形及“高腳杯”形.在“高腳杯”形熔池中，兩種激光功率均對光纖-半導體激光復合作用區(qū)域內(nèi)的熔池流動產(chǎn)生重要的影響.

(4) 光纖與半導體激光功率均對焊縫氣孔缺陷的控制起著重要的作用.對于4 mm 厚2195 鋁鋰合金，3.0 kW 光纖激光搭配2.5～ 3.0 kW 的半導體激光，1.0 <φ<1.2，熔池溫度高且光纖-半導體激光復合作用范圍大，焊接接頭氣孔缺陷最少.