新A1-Mg焊材振蕩激光焊接7075鋁合金的組織及性能研究

中圖分類號：TG142.6 文獻標志碼：A DOI： 10.19907/j.0490-6756.250075

Microstructure and properties of 7O75 aluminum alloy welded with new Al-Mg filler material using oscillating laser welding

LI Chuan-Shengl，WANGLei，WU Ya-Hui，YANGXiang-Fan1，YUWen-Jingl， WANGLi-Zhongl，WANG Hong-Bao，ZHANGHuai-Qiang，ZHANG Ying-Bo2 （1.CRRC Changchun RailwayVehicles Car Company Limited，Changchun 611435，China; 2.School of Materials Science and Engineering，Southwest Jiaotong University， Chengdu 61Oo31，China）

Abstract： Oscilating laser welding enhances the flow of the molten pool and improves the distribution of solute elements through its stiring effct.In this study，7O75-T6aluminum alloy was welded using oscillating laser welding with a self-developed Al-Mg filer material.By integrating scanning electron microscopy （SEM）， transmission electron microscopy（TEM），and thermodynamic calculations，the weld formation and microstructure evolution were investigated. The results demonstrate that an oscilation amplitude of sures complete melting of the filler material，while the oscilation frequency has minimal impact on the weld cross-sectional area. At an oscillation frequency of 200Hz ，the average grain size in the fusion zone is 17.9 μm .The oscillating process promotes the flow of Y in the molten pool，enhancing its solute-restricted growth effect.Furthermore，the stirring action results in a more homogeneous weld microstructure，achieving a tensile strength of 343MPa andan elongation of 4.1% forthewelded joint.Thermodynamiccalculationsreveal that the precipitation sequence in the weld is as follows ： LAl₃TiAl₁₃Cr₂Al₁₀RM₂Mg₂SiAl₄MgY

Keywords：Oscilating laser welding；7O75 aluminum alloy；Microstructure；Mechanical properties；Ther modynamic calculations

1引言

7075鋁合金作為一種高強度、輕量化材料，憑借其優異的機械性能，在航空航天工業以及軌道交通行業中得到廣泛的應用[1-3].該系鋁合金是以Al-Zn-Mg-Cu為基的高強度鋁合金，其主要強化相為 η^′（MgZn₂） 相，可以通過時效處理析出，顯著提高合金的強度[4].

攪拌摩擦焊接是一種高效連接7075鋁合金的方法[5.但是，攪拌摩擦焊接對工件剛性要求較高，這一局限性使其難以應用于復雜曲面部件的焊接[6.激光焊接具有自動化程度高、適應性強的優勢，在薄板焊接領域表現突出．高速列車的輕量化主要通過兩種途徑實現：一種是引入更輕的復合材料；另一種是以高強度薄板替代低強度厚板.解決7075鋁合金激光焊接接頭焊后強韌性不足的問題，已成為實現以高強度薄板替代低強度厚板的關鍵技術難題．目前，解決思路主要集中在兩個方面：一方面是改進激光焊接工藝；另一方面是優化焊材成分.振蕩激光焊接能夠有效降低接頭氣孔率，從而顯著提升鋁合金激光焊接接頭的塑性[8].此外，振蕩激光焊接還可促進焊接熔池的流動，通過充分攪拌熔池使溶質元素分布更加均勻，進而提高焊縫組織的均勻性[9.10].焊材成分也是影響焊接接頭強度的重要因素[11.12].Zhang等[13]通過在焊材中引入納米TiC顆粒，得到疲勞強度大幅提升的焊接接頭．稀土元素Sc， Zr ，Er等對鋁合金焊接接頭均有不同程度的強化作用[14-16].

本文采用振蕩激光焊接工藝和自制高Mg含Y焊材進行7075鋁合金對接焊，闡明了工藝參數和焊材成分對焊縫成型和組織性能的影響，為高強韌性7075鋁合金激光焊接提供理論和實驗依據．

2實驗

2.1 材料及焊接實驗

實驗采用 3mm 厚的7075-T6商用鋁合金板材作為母材，并通過真空熔煉制備焊接填充材料，焊材的化學成分見表1.焊接填充材料經線切割加工成 100mm×1.6mm×2.7mm 的鋁合金長條，并將其放置于板材的預制凹槽中進行焊接，如圖1b所示.使用通快10002碟片激光器，配合庫卡機器人系統完成激光焊接.激光焊接工藝參數包括激光功率、離焦量、焊接速度、振蕩幅度及頻率，其中振蕩路徑為橢圓形，如圖1a所示.橢圓形振蕩路徑的長軸垂直于焊縫方向，長短軸比例固定為2：1.長軸分別為 0.4mm，0.5mm，0.6mm 和 0.7mm ，對應的振蕩幅度分別為 0.8mm，1.0mm，1.2mm ，1.4mm .通過工藝試驗優化，最終確定激光功率為 7kW ，焊接速度為 80mm/min ，振蕩幅度及頻率參數如表2所示．焊接過程采用雙面純氬氣保護，氣體流量控制在 15L/min ，激光入射角度為 80^°

2.2微觀組織表征、非平衡熱力學計算及機械性能測試

采用線切割制取金相試樣，經機械研磨拋光后，使用Keller試劑腐蝕處理，并用共聚焦顯微鏡觀察不同焊接工藝參數下焊縫橫截面的形貌.EBSD（ElectronBackscatterDiffraction）試樣采用 ΔHNO₃ ， （204號 CH₃OH 電解液進行電解拋光，參數設置為電解電壓 10V ，電解時間 20s #

SEM（ScanningElectronMicroscope）試樣僅需機械磨拋光處理.使用配備EBSD探頭和EDS探頭的JSM7800F場發射掃描電鏡進行EBSD和EBS測試.TalosF20OX透射電子顯微鏡用于觀察焊縫的析出相.TEM（TransmissionElectron Microscope）試樣采用離子減薄法制備，試樣切取位置在焊縫中心.采用Agilent5110型等離子體發射光譜儀（OES）測定焊縫的精確化學成分.基于ICP測試獲得的成分數據，利用Pandat2023熱力學計算軟件模擬計算焊縫的析出相演變規律.非平衡熱力學計算模型采用Scheil模型，用于模擬激光焊接過程的非平衡凝固.CMT5105型拉伸機用于測定焊接接頭的抗拉強度及延伸率，拉伸速率為1mm/min ，拉伸試樣具體尺寸如圖2所示.

3 試驗結果及討論

3.1不同振蕩幅度和振蕩頻率下焊縫形貌及接頭力學性能

圖3展示了不同振蕩幅度和振蕩頻率下焊縫的橫截面宏觀形貌.結果表明，在所有工藝參數條件下，焊縫均實現了完全焊透.當振蕩幅度為 0.8mm 時，焊縫上表面寬度為 2.48mm ，最窄處寬度為1.72mm ，如圖3a所示.隨著振蕩幅度增大，焊縫熔寬呈現明顯增加趨勢：當振蕩幅度增至 1.4mm 時，焊縫上表面寬度擴大至 2.98mm ，中部寬度為2.42mm ，而底部最窄處寬度為 1.92mm ，如圖3d所示，因此當振蕩幅度設置為 0.8mm 時，激光束的振蕩范圍足以覆蓋整個焊材區域，確保焊材完全熔化.圖 3e～h 是不同振蕩頻率下焊縫的橫截面形貌.當振蕩頻率為 100Hz 時，焊縫上表面寬度為2.32mm ，中部寬度為 1.72mm ，底部寬度為2.0mm ；當頻率增至 400Hz 時，對應尺寸分別增加至 2.56mm，1.78mm 和 2.28mm .結果表明，隨著振蕩頻率的增加，焊縫寬度變化不明顯，說明振（a）振蕩幅度 0.8mm ;（b）振蕩幅度 1mm ;（c）振蕩幅度 1.2mm ;（d）振蕩幅度 1.4mm ;（e）振蕩頻率 100Hz （f）振蕩頻率 200Hz Ξ（Λ_g） 振蕩頻率 300Hz （h） 振蕩頻率 400Hz"200Hz ： Ξ（Λ_g） oscillation frequency 300Hz ；（h）oscillation frequency 400Hz #蕩頻率對焊縫成形的影響相對較小.激光焊接以其大深寬比特性而著稱，這一特點意味著熔池的形成主要依賴激光直接輻照，而通過熱傳導熔化的母材區域相對有限.因此，提高振蕩頻率雖然能夠增加單位時間內的焊縫熱積累，但與增大振蕩幅度（即擴大激光直接輻照區域）相比，其對熔池尺寸的影響相對有限.

圖4展示了不同振蕩參數下焊接接頭的拉伸性能.結果表明：隨著振蕩頻率增加，接頭抗拉強度呈現先升高后降低的趨勢，在 200Hz 時達到峰值 343MPa ，同時延伸率為 2.9% ；對于振蕩幅度0.8mm～1.4mm 的焊接接頭，當振蕩幅度為0.8mm 時，接頭表現出最優的拉伸性能，其抗拉強度和延伸率分別為 339MPa 和 2.4% .進一步通過SEM分析振蕩頻率 200Hz 和振蕩幅度 0.8mm 接頭斷口揭示斷裂機制.振蕩幅度 0.8mm 接頭斷口和頻率 200Hz 接頭斷口均表現為韌脆混合斷裂模式，斷口表面存在細小韌窩和河流花樣狀解理面，如圖5a和5d所示，這與延伸率測試結果 2.9% 和 2.4% 相符.值得注意的是，與振蕩幅度 0.8mm 相比，頻率 200Hz 條件下的斷口韌窩尺寸更小、分布更密集，如圖5b和5e所示，表明其斷裂過程中吸收了更多能量，表現出更優的韌性特征.其他振蕩參數條件下，斷口形貌均表現出韌脆混合斷裂模式，與振蕩頻率 200Hz 相比，韌窩更淺，解理斷面更多，這進一步證明了振蕩頻率 200Hz 條件下接頭韌性的最好.

（a）1000倍振蕩幅度 0.8mm 斷口；（b）2500倍振蕩幅度 0.8mm 斷口；（c）10000倍振蕩幅度 0.8mm 斷口；

（d）1000倍振蕩頻率200Hz斷口；（e）2500倍振蕩頻率 200Hz 斷口；（f10000倍振蕩頻率 200Hz 斷口.

（a）Magnification 1o0o oscillation amplitude 0.8mm fracture topography；（b） Magnification 25OO oscillation amplitude 0.8mm frac-ture topography；（c） Magnification lOoo0 oscillation amplitude 0.8mm fracture topography ;（d） Magnification 1Ooo oscillation frequency200 Hz fracture topography;（e） Magnification 25oo oscillation frequency 200Hz fracture topography；（f） Magnification lOooo oscilltionfrequency 2O0 Hz fracture topography.

3.2 EBSD結果

基于拉伸性能測試結果，選取振蕩幅度 0.8mm 和振蕩頻率 200Hz 的焊接接頭進行微觀組織表征.圖6展示了這兩種參數下焊接接頭不同區域的IPF圖.結果表明，焊縫中心區域均形成了細小的等軸晶粒組織，如圖6a和6d所示；熱影響區的柱狀晶組織完全消失，如圖6b和6e所示.晶粒尺寸統計顯示，振蕩幅度 0.8mm 和振蕩頻率 200Hz 條件下的平均晶粒尺寸分別為 22.6μm 和 17.9μm 前期研究表明未采用振蕩激光工藝的最小晶粒尺寸為 22.3μm^[17] .可以看出振蕩激光焊接工藝可以促進焊縫晶粒進一步細化和完全消除柱狀晶.

（a）振蕩幅度 0.8mm 焊縫中心區域；（b）振蕩幅度 0.8mm 焊縫熱影響區；（c）振蕩幅度 0.8mm 晶粒尺寸統計結果； （d）振蕩頻率 200Hz 焊縫中心區域；（e）振蕩頻率 200Hz 焊縫熱影響區；（f）振蕩頻率 200Hz 晶粒尺寸統計結果. Fig.6IPF diagram ofdifferent areas of welded jointswith different welding process parameters （a）Oscillation amplitude 0.8mm fusion zone；（b）Oscillationamplitude 0.8mm weldheat affected zone;（c）Oscillationamplitude 0.8mm grain size statistical results；（d）Oscillation frequency 200Hz fusion zone（e）Oscillation frequency 200Hz weld heat affected zone;（f） Oscillation frequency 200Hz grain size statistics results.

3.3熱力學模擬計算結果

為進一步探究焊縫組織演變規律，采用Pandat軟件對振蕩幅度 0.8mm 和振蕩頻率 200Hz 兩種焊接接頭的析出相順序進行了模擬計算．計算過程中，納入了ICP測試結果中大部分元素.對于幅度 0.8mm 的焊接接頭，參與計算的元素及其含量分別為：A1（91.63wt. % ）、 Mg（3.43 wt. % ）、 Mn （0.08wt. % ）、 Ti（0.07 wt. % 、Y（0.09wt. % ）Ca（0.03wt. % ） .Z_n（3.07 wt. % ） Cu（1.27 wt. % ）、Fe（0.07wt. % ）、Si（0.17 wt. % ）、 Cr（0.06 wt. % ）；對于頻率 200Hz 的焊接接頭，參與計算的元素及其含量分別為：Al（91.6wt. % ）、 Mg（3.23 wt. % ）、 Mn（0.074 wt. % ）、 Ti（0.063 wt. % ）、Ca（0.03wt. % ）、 Y（0.07 wt. % ）、 Ca（0.08 wt. % ）、Zn（2.97 wt. % ）、Cu（1.25wt. % ）、Fe（0.09wt. % ）、 Si（0.27 wt. % ）、 Cr（0.07 wt. % .圖7展示了計算結果，從圖7a可以看出，焊縫中先析出Al₃Ti 和 Al₁₃Cr₂ ，隨著熔池溫度進一步降低， Al₃Ti 和 Al₁₃Cr₂ 完成反應，焊縫中形成 Al₁₀RM₂ 相，其中R代表稀土元素，M代表一般金屬元素，這表明稀土元素會和A1、Fe、Mn等元素形成復雜的金屬間化合物.Deng等[18報道Y會和Al、Fe、Mn以及Si形成一種新相 β -AIFeMnSiY.隨著凝固過程進行，焊縫中析出了 Mg₂Si ，如圖7a的“d”階段所示，此外值得注意的是Y除了和Al、Fe、Mn反應形成 β -A1-FeMnSiY，還會和Al和 Mg 反應形成 Al₄MgY ，在凝固后期形成了S_Al2CuMg、Al4Ca以及T_ AlMgZn 焊縫中第二相的析出順序為： Al₁₀RM₂Mg₂SiAl₄MgYS_-Al2CuMgAl₄Ca →T_AlMgZn.對于頻率 200Hz 的焊接接頭，其析出相順序與振蕩幅度為 0.8mm 的焊接接頭基本一致，僅在溫度上略有所不同.

3.4 SEM及TEM結果

圖8是振蕩幅度 0.8mm 和頻率 200Hz 接頭的SEM掃描圖.圖8a是焊縫中心低倍數下的EBS模式下掃描圖，可以看出焊縫中存在大量亮白色第二相.進一步放大中心區域，可以看到在亮白色相附近存在少量孤島狀黑色第二相，如圖8b所示，EDS結果表明：黑色第二相中含有大量Mg和Si元素，其原子比例接近2：1，由此可以判斷黑色相為Mg₂Si 亮白色相形態較為豐富，除了片狀外，還有短桿狀和點狀第二相.整個接頭中片狀的第二相占據多數，進一步放大如圖8c所示，可以看到片狀相中還有鏈狀黑色顆粒狀析出物，EDS結果表明：片狀相中點1含有Al（74wt. % ）， Mg（18 wt. %） ，Zn（4.9 wt. % ）， Cu（2.8 wt. % ）， Fe（0.2 wt. % ）以及 Si（0.1 wt. % ），而點狀相中點2含有A1（87.6wt. % ）， Mg（7.6 wt. % ）， Zn（1.9 wt. % ）， Cu（1.5 wt. % ），Fe（1.1wt. % ）， Y（0.1 wt. %） 以及Si（0.1wt. % .圖8d是焊縫熱影響區的EBS圖，可以看到母材中存在尺寸較大破碎顆粒相，在熱影響區存在大量細小的白色顆粒析出相，這種白色顆粒為粗化的 MgZn₂"，熱影響區在焊接熱循環的作用下 MgZn₂"發生粗化.振蕩頻率 200Hz 接頭的EBS如圖 7e～h 所示，與振蕩幅度 0.8mm 接頭的組織分布類似，接頭有大量白色析出相，相較于前者，析出相更細密如圖8e和8f所示，在焊縫中也發現了 Mg₂Si 相，EDS結果表明點3含有A1（72.5wt. % ）， Mg（18.8 wt. % ）， Zn（4.8 wt. % ）， Cu（3.1 wt. % ），Fe（0.3wt. % ）， Y（0.2 wt. %） 以及Si（0.2wt. % ），如圖8g所示.通過對比不難發現不含稀土元素Y的第二相尺寸較為粗大，而含稀土元素Y的析出相更細小如圖8c和圖8g所示.

（a）振蕩幅度 0.8mm 焊縫中心放大倍數1000倍；（b）振蕩幅度 0.8mm 焊縫中心放大倍數5000倍；（c）振蕩幅度 0.8mm 焊縫中心放大倍數10000倍；（d）振蕩幅度 0.8mm 熱影響區；（e）振蕩頻率 200Hz 焊縫中心放大倍數1000倍；（f振蕩頻率 200Hz 焊縫中心放大倍數5000; Π（g） 振蕩頻率 200Hz 焊縫中心放大倍數10000；（h）振蕩頻率 200Hz 熱影響區.

Fig.8SEM images of different areas of welded joints with different welding process parameters

（a）Magnification looo oscillation amplitude 0.8mm fusion zone；（b）Magnification 5ooo oscillation amplitude 0.8mm fusion zone;（c） Magnification1oooo oscillation amplitude 0.8mm fusion zone;（d） Oscillation amplitude 0.8mm heat affected zone;（e）Magnification 1000 oscillation frequency 200Hz fusion zone;（f） Magnification 5ooo oscillation frequency 200Hz fusion zone; Ξ（g） Magnification 1ooo oscillation frequency 2Oo Hz fusion zone;（h） Oscillation frequency 200Hz heat affected zone.

圖9展示了振蕩頻率為 200Hz 接頭的TEM分析結果．從圖9a可以看出，接頭中的第二相呈現出片狀、塊狀及點狀，這與SEM的觀察結果一致.通過Mg和Zn元素的面掃描結果圖9a可以看出，Mg和Zn的偏聚分布情況基本吻合.圖9b為片狀相的放大圖像，進一步分析表明，塊狀相中除含有Mg 和Zn元素外，還存在Cu元素.Cu元素固溶于MgZn₂ 相中，這一現象在7075合金中較為常見[19].根據熱力學計算結果，除了固溶于 MgZn₂ 相中的Cu元素外，Cu還會與Al和 Mg 反應形成 Al₂CuMg 相．此外，通過Ti元素的偏聚分布可以推斷，焊縫中存在少量AlTi相.同時，結合Y元素和Fe元素的偏聚情況分析，焊縫中還存在 β -AIFeMnSiY相.

3.5討論

本文采用的焊材成分是通過機器學習優化得到的．與傳統5356焊材相比，該焊材不僅顯著提高了 Mg 元素的含量，還添加了微量稀土Y元素．晶粒統計結果表明采用振蕩激光焊接工藝后晶粒得到進一步細化達到 17.9μm .稀土Y元素的添加理論上會在焊縫中形成 Al₃Y 相. Al₃Y 與Al基體具有良好的共格關系[20]，能夠作為有效的形核質點，但ICP測試結果表明，焊縫中Y元素的最高含量僅為0.09wt. % .因此， Al₃Y 相的實際生成量非常有限．此外，熱力學計算進一步證實，在該Y元素含量下， Al₃Y 相難以形成．因此，可以合理推斷，Y元素的主要晶粒細化效果并非來自 Al₃Y 相的形核作用，而是源于其作為溶質元素對晶粒生長的限制作用.振蕩工藝通過攪拌熔池，使Y元素在熔池中均勻分布的同時，促進了其在晶界處的偏聚.在凝固過程中，Y元素在晶界處的偏聚與振蕩工藝帶來的熔池均勻性協同作用，一方面限制了晶界的遷移，另一方面通過均勻的溶質分布增強了溶質限制晶粒生長的效果，從而實現了晶粒尺寸的進一步細化.Deng等[18.21]報道了Y和Ca的生長限制作用.圖10是振蕩激光焊接一個振蕩周期熔池變化的示意圖.t時刻激光在熔池中心（如圖10a）；隨著激光振蕩到t時刻 +0.25T 時刻（如圖10b）熔池中的Y原子跟隨液態熔池流動，在整個周期中，隨著激光移動Y原子能得到充分攪拌.隨著激光離開熔池開始凝固，Y原子能充分發揮限制生長的作用．但振蕩工藝并未使得焊縫晶粒尺寸大幅度降低，這可歸因于兩個相互制約的因素：一方面，振蕩激光焊接提高了熔池均勻性，使溶質分布更加均勻，增強了溶質限制晶粒生長的作用[22]；另一方面，振蕩工藝延長了激光在熔池中的停留時間，降低了熔池過冷度，促進了晶粒長大.此外，振蕩工藝通過促進組織均勻性顯著提高了接頭抗拉強度.

4結論

本文以自制焊材為焊接填充材料進行了7075-T6鋁合金振蕩激光工藝焊接試驗，結合SEM、TEM以及熱力學計算研究了焊縫成型及組織演變，主要結論如下：（1）預制焊材寬度為 1.6mm ，因此當振蕩幅度設置為 0.8mm 時，激光束的振蕩范圍足以覆蓋整個焊材區域，確保焊材完全熔化.振蕩頻率對焊縫橫截面形貌影響有限，振蕩幅度增大可以有效增加焊縫橫截面面積.（2）熱力學計算顯示焊縫的析出相順序如下： Al₁₀RM₂Mg₂SiAl₄MgYS_.Al₂CuMg Al₄CaT _AIMgZn.（3）振蕩頻率 200Hz 時焊接熔池得到充分攪拌Y元素充分發揮溶質限制生長效果，焊縫處晶粒降低到 17.9μm ，焊接接頭組織更加均勻，接頭抗拉強度達到 343MPa ，延伸率為2.9% ：

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（責任編輯：伍少梅）