8 mm 厚T2 紫铜功率调制激光-MIG 复合焊

宁杰，张林杰，张建勋

（西安交通大学 金属材料强度国家重点试验室，西安 710049）

随着不可再生资源的日益减少，环保、高效、自动化成为工业发展的关键词，激光技术的应用迅速普及到制造业的许多领域[1]。在激光的应用中，激光焊接技术作为一种先进技术，是其核心内容[2]。激光是一种高能高密度热源，与传统的电弧焊、手工焊相比具有不可比拟的优势。采用激光焊形成的焊缝深宽比大、热影响区窄、变形小，并且具有生产效率高、控制灵活等优点，与国家提倡的低能耗、短流程、高效率的工艺发展趋势高度契合[3]，创造了可观的经济效益[4]。

一般来讲，材料的导热性越好，其对激光的吸收率越低。紫铜作为一种优质导电材料，在常温下对激光的吸收率极低，因此，要实现紫铜的激光深熔焊接需要很高的激光功率密度。紫铜对激光吸收率低，且紫铜激光焊接过程对工件表面的粗糙度和氧化物等非常敏感，导致紫铜激光焊接过程的稳定性和工艺可重复性很差[5]，因此，为了将激光应用于紫铜焊接，国内外研究学者设法通过各种方法提高紫铜焊接过程的能量耦合效率。比如，通过表面预处理、添加辅助材料或采用辅助气流的方法有助于提高紫铜激光焊过程的热效率。吴晓红[6]通过对紫铜进行激光扫描预处理，使其表面产生氧化铜薄膜，从而提高工件对激光能量的吸收率，达到了理想的焊接效果。Shimizukozo,Daurelio 与Giorleo 等分别研究了涂层对紫铜激光焊接的影响[7—8]。Hui-Chi Chen 等的研究结果表明，在紫铜表面制备纳米复合层可以显著降低反射损失[9]。B.Genc Oztoprak等[10]提出一种通过向熔池添加Stellite 6 粉体来提高能量耦合效率的方法。室温下紫铜对波长532 nm 的绿色激光吸收率达到30%～40%，这一特点被许多研究者注意到并加以利用。Elke Kaiser 等发现采用脉冲绿色激光可以在点焊紫铜时得到较高质量的焊点，且具有较好的工艺可重复性[11]。Sebastian 等对比了紫铜绿色激光焊和红外激光焊，发现采用绿色激光焊接，紫铜可以降低实现深熔焊的临界功率，但是在小孔形成后的深熔焊过程中两种焊接过程的能量耦合效率差别不大[12]。采用大功率激光器或绿色激光器可以实现紫铜深熔焊接，但是投资成本增大。近年来，功率调制激光焊和激光电弧复合焊被用来焊接紫铜。Andreas 等则对功率调制的方法做了比较细致的研究，通过对比500 Hz 功率调制和不调制时紫铜的焊接结果，发现对激光功率进行正弦调制后焊缝中的气孔数量明显减少[13—16]，焊接过程稳定性大大提高。西安交通大学进行了紫铜的不预热激光-电弧复合焊接研究[17—18]。Gao 等进行了2 mm 厚紫铜的激光-CMT 复合焊[19—20]。

采用复合热源焊接的方式，一方面更大限度地利用了两种热源的优势，提高焊接效率并改善了焊接质量，但是将两种不同的热源复合后，各工艺因素和调制因素之间的相互作用会对焊接过程产生重要影响，增大了焊接过程的不可控性，因此，文中研究工艺参数与调制参数之间的相互作用对紫铜光纤激光-MIG复合焊的影响，得到优化的工艺参数。文中研究结果对紫铜厚板深熔焊接的优质高效焊接具有重要的工程应用价值。

1 试验

所用材料为轧制态8 mm 的T2 紫铜板。化学成分如表1 所示。常温下T2 紫铜对激光的吸收率极低，仅约为钢的5%[6]，同时T2 紫铜的热导率很高，约为钢的8 倍，低吸收率和高热导率导致其激光焊过程热效率很低。焊丝为直径1.2 mm 的HS201 铜焊丝，化学成分如表2 所示。

表1 T2 紫铜化学成分Tab.1 Chemical composition of T2 pure copper

表2 HS201 焊丝的主要化学成分Tab.2 Main chemical composition of HS201 wire

试验采用 IPG YLS-4000 型光纤激光器搭配KempArc SYN400 MIG 焊机完成激光-MIG 复合焊接，焊接装置示意图和焊接试验场景如图1 所示。激光器光斑尺寸为0.2 mm，波长为1070 nm，最大输出功率为4300 W。采用UTG9000C 系列函数信号发生器实现对激光功率的正弦调制。焊接过程中激光头向后倾斜10°防止反射光损害激光器光学元件。MIG 焊枪和激光头采用旁轴复合方式。采用MIG 电弧在前、激光在后的焊接方式。

图1 激光-MIG 电弧复合焊试验场景Fig.1 Experimental scene of laser-MIG hybrid welding

本研究将调制振幅A和调制频率f作为第一变量和第二变量，将平均功率P、送丝速度R分别作为第三变量，分别设计两组三元二次回归正交试验来研究工艺参数与调制参数之间的相互作用对紫铜光纤激光-MIG 复合焊的影响，试验参数分别如表3 和表4 所示。焊后取横截面，采用焊缝横截面熔化区面积（AFZ）表征紫铜激光-MIG 复合焊接过程的热效率[21]。焊后对试样进行X 射线探伤，采用气孔数量来表征焊接过程的稳定性。除表3 和表4 中所列参数外，其余焊接参数保持不变。焊接过程中对熔池前沿、熔池后沿及刚凝固的焊缝及焊缝背面均采用氩气进行保护以减轻氧化，气流量为20 L/min。

2 结果与讨论

2.1 激光功率变化对优化调制参数的影响

依照表3 进行焊接试验，得到的焊缝横截面形貌分别如图2 所示。横截面熔化区面积结果如表3所示。

由表3 中的母材熔化区面积测量结果可以得到熔化区面积AFZ的回归方程如式（1）所示。

表3 振幅-频率-平均功率(A-f-P)回归正交试验参数Tab.3 Experiment parameters for A-f-P regression test

表4 振幅-频率-送丝速度(A-f-R)回归正交试验计划Tab.4 Schedule of (A-f-R) regression test

图2 A-f-P 回归正交试验焊缝横截面形貌Fig.2 Cross-section morphology of A-f-P regression test

式中：A为振幅（W）；f为频率（Hz）；P为平均功率（W）。

对回归方程进行显著性检验，结果表明该方程显著度为99%以上，因此可以通过该回归方程来预测熔化区面积随平均功率、调制频率及调制振幅的变化趋势。使用该回归方程计算各平均功率水平下熔化区面积随调制振幅和调制频率的演变，结果如图3 所示。从图3 可以看到，随着平均功率增大，焊缝横截面熔化区面积逐渐增大；当平均功率和调制振幅一定时，调制频率对熔化区面积的影响不大；平均功率为1671 W 和1800 W 时，当调制频率一定时，随调制振幅增大，横截面熔化区面积先增大后减小。平均功率继续增大，在本实验设计的调制振幅和调制频率的变化范围内，随着调制振幅的增大，熔化区面积持续增大，减小的趋势不明显。这也就是说，调制振幅对焊缝横截面熔化区面积的影响在一定程度上与平均功率的大小息息相关。

在700 Hz 的调制频率下，提取不同激光功率下熔化区面积随调制振幅变化关系，结果如图4 所示。从图4 可以看到，当振幅约为平均功率的1/2～1/3 时，熔化区面积达到最大值，振幅继续增大，熔化区面积减小。同时，对比不同焊接参数下的焊缝横截面形貌，可以看到，5#,6#,7#,8#,10#熔深小，焊接过程为明显的热导焊过程，其余参数条件下的熔深均较大，为深熔焊。对比试验参数可以看到，本试验中熔深较小的几组参数中平均功率的变化范围为1800～3000 W，调制频率变化范围为200～1200 Hz，几乎涵盖了本试验设计的最大变化范围，但是调制振幅分别为114 W 和200 W，处于本试验设计中较低水平，均远远低于平均功率的1/3 大小，因此焊缝熔深较小，熔化区面积小，焊接过程热效率低。由此可知，采用合适的调制振幅可以明显提高焊接过程能量耦合效率。

图3 熔化区面积随振幅和频率的演变Fig.3 Evolution of melting area with amplitude and frequency

图4 不同平均功率下熔化区面积随振幅变化(f=700 Hz)Fig.4 Evolution of melting area with amplitude under various average power (f=700 Hz)

图5 不同平均功率下熔化区面积最大值对应的调制参数Fig.5 Modulation parameters corresponding to the largest melting area under various average power

为了进一步得到最优调制参数组合，分别提取不同平均功率下熔化区面积最大值对应的调制振幅和调制频率，结果如图5 所示。从图5 可以看到，随着平均功率的逐渐增大，焊接过程热效率较高的参数组合向“大振幅+低频率”方向移动。对焊缝进行X 射线探伤检测气孔数量，同时对比各焊接参数下熔化区面积，结果如图6 所示。从图6 可以看到，熔化区面积较大并且气孔数量较少的为1#（P=3000 W,A=1000 W,f=1200 Hz）和13#（P=3129 W,A=600 W,f=700 Hz）试样。平均功率决定焊接过程激光能量输入的总体水平，调制振幅决定瞬时热输入的大小，振幅1000 W为平均功率3000 W 试样中瞬时功率最大的参数，而13#试样的最大瞬时功率也大于4000 W，由此可见，激光瞬时功率增大可以提高焊接过程稳定性，分析原因可能是大的激光功率可以减少电弧对小孔的影响，小孔形成和崩塌的次数减少，从而有助于减少因小孔引起的气孔和飞溅等焊接缺陷。

图6 平均功率回归正交试验气孔和熔化区面积结果Fig.6 Results of porosity and melting area of A-f-P regression test

2.2 送丝速度变化对优化调制参数的影响

依照表4 进行焊接试验，得到焊缝横截面形貌，如图7 所示。横截面熔化区面积结果如表4 所示。

根据表4 可以得到熔化区面积AFZ的回归方程：

式中：A为振幅（W）；f为频率（Hz）；R为送丝速度（m/min）。

图7 A-f-R 回归正交试验横截面形貌Fig.7 Cross-section morphology of A-f-R regression test

经过方差分析可知该回归方程在显著水平0.01下显著，即置信度为99%，因此可以用该回归方程分析预测工艺参数变化对横截面熔化区面积的影响。利用该三元二次回归方程计算得到不同送丝速度下熔化区面积随调制振幅和频率的演变，结果如图8 所示。从图8 可以看到，随送丝速度不断增大，熔化区面积显著增大，其中在送丝速度为10 m/min 处熔化区面积相对较低，送丝速度陡增。不同送丝速度下，振幅对熔化区面积的影响均先增大后减小。在较低的送丝速度时，同一振幅下随调制频率增大，熔化区面积减小，焊接过程热效率降低。随着送丝速度的增大，这种大频率降低热效率的现象有所减弱。

提取不同送丝速度下熔化区面积最大值对应的调制参数，结果如图9 所示。从图9 可以看到，随着送丝速度增大，熔化区面积最大值对应的调制振幅略有增大，但整体变化幅度不大，保持在800 W 左右；不同的送丝速度下，熔化区面积最大值对应的调制频率均为低频。可以发现，要达到较高的热效率，送丝速度必须达到一定值（10 m/min）以上。在该送丝速度以上，热效率最高区域为800 W 振幅匹配低频区域。对比各个参数条件下焊缝中气孔数量和焊缝横截面熔化区面积，结果如图10 所示。从图10 可以看到，该组试验中熔化区面积较大的参数大多焊缝中气孔也多，而没有气孔的焊接参数熔化区面积也比较小，其中2#（R=8.5 m/min,A=1000 W,f=1200 Hz）,6#（R=8.5 m/min,A=200 W,f=1200 Hz）,8#（R=8.5 m/min,A=200 W,f=200 Hz）,10#（R=10 m/min,A=114 W,f=700 Hz）母材几乎没有熔化，只是电弧焊丝熔化堆砌在试板上，几乎没有激光作用。而熔化区面积较大的参数，比如3#试样（R=11.5 m/min,A=1000 W,f=200 Hz），一方面送丝速度较大，焊接过程热输入增大，有助于提高焊接过程热效率，增大熔化区面积，但是另一方面送丝速度较大时，单位时间内冲击熔池的熔滴数目增多，焊接过程中熔池小孔的不稳定性增加，导致形成气孔的几率增大。对比11#,12#,13#试样可知，调制频率随气孔的影响比较明显，高频时易产生气孔。

图8 不同送丝速度下熔化区面积随振幅和频率演变Fig.8 Evolution of melting area with amplitude and frequency under various wire feed rates

图9 不同送丝速度下熔化区面积最大值对应的调制参数Fig.9 Modulation parameters corresponding to the largest melting area under various wire feed rates

图10 送丝速度回归正交试验气孔和熔化区面积结果Fig.10 Results of porosity and melting area of A-f-R regression test

3 结论

分别设计并进行了平均功率和送丝速度与调制振幅和调制频率的两组回归正交试验，统计了焊缝横截面面积与各因素之间的变化关系，分析了不同焊接参数下焊缝中的气孔数量，主要得到以下结论。

1）随着平均功率增大，焊缝横截面熔化区面积逐渐增大；当调制频率一定时，随调制振幅增大，横截面熔化区面积先增大后减小；当振幅约为平均功率的1/3 时，熔化区面积达到最大值，焊接过程热效率最高；另外，大的激光功率可以减少电弧对小孔的影响，有助于减少焊接缺陷；随着平均功率增大，优化的调制振幅增大，调制频率减小。

2）随着送丝速度增大，大熔化区面积区域增大；要达到较高的热效率，送丝速度必须达到一定值（10 m/min）以上，在该送丝速度以上，热效率最高区域为800 W 振幅匹配低频率区域；另一方面送丝速度较大时，单位时间内冲击熔池的熔滴数目增多，焊接过程中熔池小孔的不稳定性增加，导致形成气孔的几率增大；不同送丝速度下，优化的调制振幅和调制频率变化不大。