环形光束激光焊接Al-Si镀层22MnB5钢的组织与性能研究.pdf

Electric Welding MachineVol.53 No.7Jul.2023第 53 卷 第 7 期2023 年7 月环形光束激光焊接Al-Si镀层22MnB5钢的组织与性能研究张旭志1，2，张家志1，丁建武3，刘进辉3，杨上陆11.中国科学院上海光学精密机械研究所，上海 2018002.中国科学院大学，北京 1000843.光惠（上海）激光科技有限公司，上海 201702摘要：使用可调环形光斑光纤激光焊接工艺，对铝硅镀层22MnB5钢进行激光拼焊，研究了中心激光束和环形激光束不同功率配比对焊缝宏观形貌、显微组织和力学性能的影响。结果表明，中心激光束和环形激光束的配比对焊缝熔宽的影响较小，当两者配比为1 1时，焊缝表面的塌陷量最小。随着环形激光束功率的增大，焊缝中心区域的硬度值先增大后减小，当中心激光束和环形激光束的激光功率均为1 500 W时，取得最大值为448.5 HV。当中心激光束功率为2 000 W、环形激光束功率为0 W时，硬度值最小，为310.2 HV。在环形光斑激光作用区域，熔合线边缘会产生条带状铁素体，拉伸形变过程中裂纹在铁素体处萌生扩展，是焊接接头失效的主要原因。当中心激光束和环形激光束功率均为1 500 W时，接头抗拉强度和延伸率最高，接头断裂在焊缝熔合线附近；当中心激光束功率小于环形激光束功率时，焊缝裂纹从焊缝上边缘熔合线开始萌生；当中心激光束功率大于等于环形激光束功率时，裂纹由下边缘熔合线处萌生。关键词：铝硅镀层；激光焊接；环形光斑；功率配比；力学性能中图分类号：TG456.7 文献标识码：A 文章编号：1001-2303（2023）07-0031-09Study on Microstructure and Properties of Al-Si Coated 22MnB5 Steel by Ring Beam Laser WeldingZHANG Xuzhi1,2,ZHANG Jiazhi1,DING Jianwu3,LIU Jinhui3,YANG Shanglu11.Shanghai Institute of Optical Precision Machinery,Chinese Academy of Sciences,Shanghai 201800,China2.University of Chinese Academy of Sciences,Beijing 100084,China3.GW(Shanghai)Laser Technology Co.,Ltd.,Shanghai 201702,ChinaAbstract:The effect of different power ratios of the central laser beam and the annular laser beam on the macroscopic morphology,microstructure and mechanical properties of the weld was investigated using an adjustable annular spot fiber laser welding process for laser sputtering of aluminum-silicon coated 22MnB5 steel.The results show that the ratio of the central laser beam and the annular laser beam has a small effect on the weld melt width,and the collapse of the weld surface is minimized when the ratio is 1 1.The hardness value in the central region of the weld increases and then decreases as the power of the annular laser beam increases,achieving a maximum value of 448.5 HV when the laser power of both the central and annular laser beams is 1 500 W.The minimum hardness value is 310.2 HV when the power of the central laser beam is 2 000 W and the power of the annular laser beam is 0 W.In the area of the annular spot laser action,the fusion line edge will Strip ferrite,tensile deformation process cracks sprouted at the ferrite expansion,is the main cause of failure of welded joints.When the center laser beam and ring laser beam power is 1 500 W,the joint tensile strength and elongation is the highest,the joint fracture in the vicinity of the weld fusion line.When the center laser beam power is less than the annular laser beam power,the weld crack starts from the upper edge of the weld fusion line,and when the center laser beam power is greater 收稿日期：2023-06-05作者简介：张旭志（1999），男，硕士研究生，主要从事铝硅镀层激光焊接的研究。通讯作者：杨上陆（1975），男，研究员，博士生导师，主要从事先进激光制造技术及先进焊接的研究。E-mail：。DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2023.07.052023 年than or equal to the annular laser beam power,the crack starts from the lower edge of the fusion line.Keywords:Al-Si coating;laser welding;ring beam;different power ratio;mechanical property引用格式：张旭志，张家志，丁建武，等.环形光束激光焊接Al-Si镀层22MnB5钢的组织与性能研究 J.电焊机，2023，53（7）：31-39.Citation:ZHANG Xuzhi,ZHANG Jiazhi,DING Jianwu,et al.Study on Microstructure and Properties of Al-Si Coated 22MnB5 Steel by Ring Beam Laser WeldingJ.Electric Welding Machine,2023,53(7):31-39.0 前言使用高强度钢来制造汽车车身可以实现汽车轻量化，达到节能减排和提高车辆安全的目的1-2。热成形钢是一种先进的高强度钢，经热冲压成形后其极限抗拉强度能够到达1 500 MPa，延伸率大于5%，广泛应用于A柱、B柱和门环等安全结构件3。为避免在热冲压过程中板材的氧化和脱碳，通常在其表面预制镀层。镀层包括Al-Si、Zn-Ni、Zn镀层，凭借耐高温和耐腐蚀的优异性能，Al-Si镀层成为目前应用最为广泛的热成形钢镀层4。为降低生产成本并提高零件设计灵活性，拼焊成为了生产具有定制性能的汽车部件的最常用方法。激光焊接具有热输入小、变形小、精度高以及效率高的优点，成为汽车车身拼焊的主要手段。Al-Si镀层热成形钢在激光焊接过程中，表面的Al-Si镀层熔化进入焊缝，由于熔池流动性较低且凝固速度快，容易形成Al元素偏析，并导致铁素体的形成5，经热冲压后，焊缝中-铁素体转变为更稳定的-铁素体6，拉伸形变过程中，不均匀分布的铁素体导致应力集中在焊缝，裂纹沿着条带状铁素体萌生扩展。Gerhards等7使用“”形状路径的震荡激光束焊接Al-Si涂层22MnB5钢，加速熔池的流动性，焊接接头的极限载荷提升了10 kN，延伸率提高了一倍。Sun等8使用了脉冲波激光束焊接Al-Si镀层22MnB5钢，相较于连续波激光束，脉冲波激光焊接在搅拌熔池的同时增加了熔池流动方向的多样性，加速Al元素的扩散以减小Al的偏析。作为环形激光束和高斯激光束的结合，可调环形光斑技术是激光焊接工艺技术的一大创新。环形激光器有望稳定由中心激光点引起的激光小孔。Wang等9验证了可调环形光斑焊接铝合金时有利于提升锁孔稳定性和表面质量。张明军等10对AZ31铝镁合金进行了可调环形光斑光纤激光焊接试验研究，发现环形激光束的加入可以改善铝镁合金激光接头延伸率。Masoud等11将环形光斑和单光斑进行比较，通过调节中心和环形激光束的功率分布，观察到焊接过程中的飞溅大量减少，环形光斑激光焊接过程更为稳定。Sun12利用可调环形激光束对高强度铝合金进行了远程激光焊，发现适当的芯环功率比可以限制两块板之间的界面附近形成柱状晶粒，从而细化焊接区的晶粒。目前将环形光斑应用于Al-Si镀层22MnB5热成形钢的研究较少。本文采用可调环形光斑光纤激光焊接了Al-Si镀层22MnB5钢对接接头，通过调节中心激光束和环形激光束的功率配比，深入分析了接头的成形、显微组织以及力学性能。1 试验设备及方法试验用材料为Al-Si镀层22MnB5热成形钢，厚度为1.5 mm，采用对接接头形式，其化学成分如表1所示。热冲压前后Al-Si镀层和母材的微观组织如图1所示。热成形母材的显微组织以珠光体和铁素体为主，在母材和Al-Si镀层之间是Fe-Al 金属间化合物（Intermetallic compound，IMC），Al-Si 镀层总厚度为30 m。热冲压后母材显微组织为全马氏体组织，由于在热成形过程中基体中的Fe和镀层中Al、Si的相互扩散，导致Fe-Al IMC层变厚。镀层在热冲压的过程中还会形成孔洞，孔洞主要的产生原因为：一方面，由于Al原子向外或者向基材扩散时产生Al原子空位并形成孔洞；另一方面是因为Al原子与污染物反应产生氢气形成孔洞13。表2列出了Al-Si镀层钢在热冲压前后的机械性能。表1Al-Si镀层22MnB5钢化学成分（质量分数，wt.%）Table 1The chemical composition of the as-received 22MnB5（wt.%）C0.23Si0.5Mn1.05Cr0.17Al0.05FeBal.32第 7 期张旭志，等：环形光束激光焊接 Al-Si 镀层 22MnB5 钢的组织与性能研究试验采用环形光斑激光器和普雷茨特YW52激光头，光纤激光器的中心激光功率最大为4 000 W，操作光纤芯径50 m，环形激光功率最大为2 000 W，操作光纤芯径为150 m。两束激光通过准直镜（焦距150 mm）、聚焦镜（焦距300 mm）后，得到可调环形光斑，中心激光束和环形激光束的焦斑直径分别为0.1 mm和0.3 mm。可调环形光斑激光焊接Al-Si镀层22MnB5钢示意如图所示，试验焊接参数如表3所示。焊接过程中没有保护气体。焊接后将拼焊好的Al-Si镀层22MnB5钢放置在马弗炉中，在930 下加热持续5 min，然后将拼焊件进行冲压淬火。使用线切割将淬火后的板材切割出金相样品和拉伸试样，其尺寸如图3所示。对金相样品进行研磨抛光后用体积分数为4%的硝酸酒精腐蚀5 s。通过电子显微镜观察微观结构和断裂形态，通过X射线能谱仪测量化学成分。在500 g下测量维氏硬度，持续10 s。采用万能拉伸试验机在常温下进行焊接接头拉伸性能测试，加载速率为3 mm/min。2 试验结果及分析2.1 焊缝成形及工艺影响输入功率为激光焊接主要工艺参数变量，因此通过固定总功率3 000 W，改变中心激光和环形激光的功率配比来研究不同功率配比下的焊缝成形规律。由于使用设备环形激光功率为最高2 000 W的限制，所以当中心功率或者环形功率为0 W时，另一激光功率设置为2 000 W，焊接过程中无保护气体。图4为中心功率和环形功率不同配比下焊缝的表面和截面形貌。在不同的功率配比下，焊缝表面均无明显的鱼鳞纹且粗糙不平，在焊缝边缘处会产图2可调环形光斑激光焊接Al-Si镀层22MnB5钢示意Fig.2Schematic diagram of laser welding表3Al-Si镀层22MnB5钢激光焊接工艺参数Table 3Al-Si plated 22MnB5 steel laser welding parameters序号1#2#3#4#5#中心激光功率/W01 0001 5002 0002 000环形激光功率/W2 0002 0001 5001 0000焊接速度/（m min-1）3.63.63.63.63.6离焦量/mm00000图3拉伸试样示意（单位：mm）Fig.3Schematic diagram of tensile sample（Unit：mm）（a）热冲压前（b）热冲压后图122MnB5钢的镀层状态和微观结构Fig.1Coating status and microstructure of 22MnB5 steel表2Al-Si镀层22MnB5钢在热冲压前后的力学性能Table 2Mechanical properties of Al-Si coated 22MnB5 steel in the as-received and hot-stamping conditions热冲压前热冲压后屈服强度/MPa383.2101 176.950抗拉强度/MPa542.0101 576.850延伸率/%24.416.90.4332023 年生大量的金属熔渣。在激光焊接过程中，Al-Si镀层熔化扩散到熔池中，熔池边缘Al含量高于熔池中心。从焊缝截面可知未形成气孔或裂纹等缺陷。如图5所示，可调环形光斑激光焊接Al-Si镀层1#2#3#4#5#图4不同中心功率和环形功率配比下的焊缝表面和截面形貌Fig.4Surface and cross-sectional morphology of the weld seam with different central power and annular power ratios34第 7 期张旭志，等：环形光束激光焊接 Al-Si 镀层 22MnB5 钢的组织与性能研究钢的焊缝上表面由三段圆弧（13）组成，边缘区域圆弧（1、3）曲率半径大于中心圆弧2，且边缘圆弧下凹，中间圆弧上突起，说明熔池内部存在两组涡流。在没有填充材料的情况下，熔池的表面张力无法在热输入过大的情况下支撑液态金属，会导致凹陷。利用光学显微镜对图4中焊缝的凹陷量、焊缝宽度和焊缝面积进行了测量，结果如图6所示。当中心激光功率远小于环形激光功率时，环形部分的热输入要大于中心激光热输入，熔池两侧的在没有填充材料的情况下由于表面张力无法支撑液态金属，焊缝形成两侧下凹。随着中心激光功率和环形功率均为1 500 W时，两者热输入均等，造成两侧凹陷量和中心凹陷量的差值减小。焊缝上表面圆弧1处凹陷量由80 m减小至50 m，圆弧2处凹陷量由60 m降至30 m，圆弧3处的凹陷量由90 m降至30 m（见图6a）。随着中心功率在总功率中占比的增加，焊缝的上、中、下熔宽呈先减小再增加的趋势（见图6b）。焊缝的形貌均为X形，当中心激光功率和环形激光功率占比为1 1时，焊缝塌陷最小。2.2 焊缝接头显微组织热冲压前后焊缝（4#）的焊缝形态及结构如图7所示。Al的诱导偏析主要以弧形存在于熔合区边界。在激光焊接过程中，熔融的Al-Si涂层由于小孔壁的蒸汽压力而被推往边界，导致形成了熔合区内涡流状的偏析。形成偏析的原因一方面来自于较小的熔池和较快的凝固速度使得Al元素不能在熔池中均匀分布，另一方面是因为Al-Si镀层在熔池中的溶解度有限，镀层无法完全溶解。熔合线附近有许多弧形且较大的白色相，相应的位置对应Al元素的偏析位置。由图7a所示，熔合区中部区域的白色相相对于熔合线边部区域有所改善，其中白色相较少。将图7a中熔合线边缘以及焊缝中部位置进行放大并通过电子显微镜观察，白色相为-铁素体，如图8a、8b、8c所示。熔合区的微观组织为-铁素体和板条马氏体（Lath Martensite，LM），熔合线边界处的-铁素体呈长条形。热冲压后，熔合区的微观结构为-铁素体和马氏体的混合结构，如图7b所示。在热冲压的过程中，马氏体被重新奥氏体化，而-铁素体在高温中仍然具有较高的Al含量。在随后的快速冷却过程中，奥氏体形成马氏体，铁素体再结晶形成-铁素体。将图7b中所示的位置放大，在电子显微镜下的形貌如图8d、8e、8f所示。熔合区的微观组织为-铁素体和板条马氏体，熔合线边界处的-铁素体在经历过再结晶后体积变大。图6凹陷深度和熔合区宽度与中心激光功率占比之间的关系Fig.6Relationship between the depression depth，the width of the fusion zone and the percentage of central laser power图5中心激光功率2 000 W，环形激光功率1 000 W时的焊缝截面Fig.5Weld cross section at 2 000 W laser power in the center and 1 000 W laser power in the ring352023 年采用能谱仪（Energy Dispersive Spectroscopy）对图8中各点进行了扫描，结果如表4所示。热冲压前，-铁素体的Al含量明显高于板条马氏体。同样在热冲压后-铁素体也拥有较多的Al含量。在热冲压前后，熔合线附近铁素体的Al含量要高于熔合区中部区域的Al含量。结果表明，Al在熔合线上的偏析较为严重，Al含量的增大导致热冲压后形成尺寸更大的-铁素体，最终导致焊接接头力学性能的弱化。2.3 力学性能图9为焊缝（4#）显微硬度分布。沿焊缝横截面熔深中间位置水平线测量显微硬度值，测量点间距离为0.2 mm。可以看出，熔合区的硬度值比热影响区和母材区域要低。这是因为热冲压后，热影响区和母材区的微观结构经历马氏体相变，两者的硬度值接近。而熔合区在热冲压的过程中形成了-铁素体导致熔合区软化。马氏体和铁素体的纳米硬（a）激光焊接后焊缝熔合区的光学图像（b）热冲压后焊缝熔合区的光学图像图7激光焊接和热冲压后的焊缝横截面Fig.7Cross sections of the laser weld and hot-stamped weld（a）热冲压前右上侧区域（b）热冲压前右下侧区域（c）热冲压前上中侧区域（d）热冲压后右上侧区域（e）热冲压后右下侧区域（f）热冲压后上中侧区域图8熔合区微观结构Fig.8Microstructure of the fusion zone表4热冲压前后熔合区的化学成分（质量分数，wt.%）Table 4Chemical compositions of FZ before hot-stamping（wt.%）位置ABCDEFGHAl3.113.892.52.192.903.301.861.91Si0.531.040.480.920.650.750.540.61Cr0.030.260.000.480.230.110.000.35Mn1.591.111.5911.161.181.001.051.22Fe94.7493.7095.4395.2695.0594.8496.5595.9136第 7 期张旭志，等：环形光束激光焊接 Al-Si 镀层 22MnB5 钢的组织与性能研究度分别为7.14 GPa和5.05 GPa6。熔合区中-铁素体的不同分布导致了不同位置硬度值的差异。当中心激光和环形激光功率为1 500 W时，焊缝中心的硬度值要高于其他试样，为448.5 HV。随着中心激光功率占总功率比例的增加，焊缝中心的硬度值先增加再减小。当环形激光2 000 W，中心激光0 W时（1#），焊缝中心的硬度值最低，为310.2 HV。为了研究中心激光和环形激光不同功率配比与焊接接头力学性能之间的关系，对热冲压后的焊接接头进行了拉伸试验，焊接接头的拉伸试验结果如图10所示。图10热冲压后各实验参数下焊接接头的拉伸试验结果Fig.10Tensile test results of welded joints under each experimental parameter after hot stamping随着中心激光功率占比从0%增加到50%时，焊接接头的抗拉强度和延伸率先降低，并当中心激光功率和环形功率占比相等时，达到最大值。当中心激光功率占比由50%增加到100%时，抗拉强度和延伸率逐渐降低。由于中心激光功率和环形激光功率的配比不同，导致自熔焊缝存在凹陷，凹陷量越大就越容易形成应力集中，导致焊缝的早期失效。当只有中心激光功率存在时，激光光斑变小，激光对熔池的搅拌作用降低，铝元素的偏析更加严重。当中心激光功率和环形激光功率均为1 500 W时，焊接接头的力学性能最好，拉伸强度和延伸率分别达到1 309.46 MPa和2.64%。结果表明，当焊缝越平整时，焊缝的力学性能越好，但其力学性能仍远低于母材（1 576.8 MPa，6.9%）。2.4 失效分析在5种中心激光和环形激光功率配比下失效的焊缝断裂横截面形态如图11所示。5种不同功率配比下的焊缝断裂均启裂于焊缝上方或者焊缝下方熔合线边缘的条带状铁素体。一方面，铁素体的区域倾向于垂直表面取向，因此平行于表面施加的任何应变都倾向于不成比例地集中在铁素体上，导致低应力以及低延伸率下的断裂。另一方面，铁素体降低了马氏体的连续性。在拉伸过程中，应力集中水平超过了焊缝的容许应力，裂纹萌生在铁素体中。并且在熔合线处铁素体的大量聚集进一步加深了裂纹的扩展。由图11可知，裂纹由铁素体聚集处萌生后，沿熔合线扩展。当中心激光功率小于环形激光功率时，焊缝裂纹由熔合线上端萌生。当中心激光功率大于等于环形激光功率时，焊缝裂纹由熔合线下端萌生。当中心激光功率小于环形激光功率时，中心激光功率密度小于环形激光的功率密度，环形激光下的匙孔深度要大于中心激光下的匙孔深度。铝硅镀层熔化后向熔池内部流动，由于环形激光功率和中心激光功率密度的影响，大量的铝硅镀层由环形激光位置向熔池边缘和熔池中心流动。在这种情况下，熔池上部的铝元素分布不均匀，集中在熔合线边缘，导致熔合线上部边缘的铝含量大于生成铁素体的临界值，在焊接过程中产生-铁素体。由于激光中部的功率密度较小，焊缝底部的熔化区域较小，且由于重力的作用，下端的铝硅镀层进入熔池较少，在熔合线下部边缘的铝含量相对较少。在热冲压后，熔合线上边缘形成了更多的-铁素体，力学性图9焊缝的显微硬度分布Fig.9Microhardness distribution of the weld372023 年能较差，裂纹由此萌生。当中心激光功率大于等于环形激光功率时，焊缝底部熔化区域增大，更多下端镀层进入焊缝，铝元素在下熔池两侧聚集。由于熔池上部分面积较大，更有利于镀层的均匀化，此时熔池下端熔合线附近的铝偏析更加严重，热冲压后的力学性能较熔池上端更差。1#2#3#4#5#图11各实验参数热冲压拉伸断裂后接口形貌Fig.11Interface shape after hot press tensile fracture for each experimental parameter38第 7 期张旭志，等：环形光束激光焊接 Al-Si 镀层 22MnB5 钢的组织与性能研究3 结论采用了可调环形光斑光纤激光焊接了铝硅镀层22MnB5钢对接接头，研究了中心激光束和环形激光束功率组合对焊缝的宏观成形、显微组织以及力学性能的影响。主要结论如下：（1）焊缝的表面形态取决于中心激光功率和环形激光功率的配比，当中心激光功率和环形激光功率配比为1 1时，焊缝上表面的塌陷量最小且表现为最大拉伸强度。中心激光和环形激光配比对焊缝成形影响较小且各配比下的焊缝熔宽变化较小。（2）在激光焊接和热冲压的过程中，Al元素在熔合区分布不均匀，多在熔合线边缘形成铝偏析。因为Al元素是铁素体的强稳定元素，在热冲压后熔合线边缘处存在条带状铁素体偏聚。（3）热冲压后，熔合区的微观结构为铁素体和马氏体的混合结构。铁素体的分布与熔合区中Al的分布相对应，造成了熔合区域的软化。随着中心激光功率占比的增加，熔合区的硬度先增大后减小，当中心激光和环形激光配比为1 1时，熔合区的硬度值最大，平均硬度为448.5 HV，为热冲压后母材硬度（610.2 HV）的73.5%。（4）焊缝边缘条带状铁素体是导致焊接接头早期失效的主要原因。当中心激光功率小于环形激光功率时，裂纹从焊缝上端熔合线处萌生。当中心激光功率大于环形激光功率时，从焊缝下端熔合线处开裂。环形激光束的加入未给铝硅镀层22MnB5焊接接头的抗拉强度和延伸率带来显著改变。参考文献：1 MEI L，CHEN G，JIN X，et al.Research on laser welding of high-strength galvanized automobile steel sheets J.Optics and Lasers in Engineering，2009，47（11）：1117-1124.2 GLER H，ERTAN R，ZCAN R.Investigation of the hot ductility of a high-strength boron steel J.Materials Science and Engineering：A，2014，608：90-94.3 KHAN M S，RAZMPOOSH M H，BIRO E，et al.A review on the laser welding of coated 22MnB5 press-hardened steel and its impact on the 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