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激光—MIG电弧复合焊接基础研究及应用

来源：尚车旅游网

华中科技大学硕士学位论文

激光—MIG电弧复合焊接基础研究及应用

姓名：王治宇申请学位级别：硕士专业：材料加工工程指导教师：胡伦骥

20060424

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摘要

激光—电弧复合焊接是一种新兴的特种激光加工技术，它将两种物理性质、能量传输机制截然不同的激光和电弧热源复合在一起，同时作用于同一加工位置，既充分发挥了两种热源各自的优势，又相互弥补了各自的不足，从而形成了一种全新高效的热源。

激光—电弧复合热源至少是一种激光热源(CO2、YAG等)与一种弧焊热源(TIG、Plasma、MIG/MAG)的组合，激光—MIG复合热源因其焊接效率高、间隙适应性好、焊缝成分和性能可控等优点正在成为工业生产中最重要的激光焊接方法之一。

本文在总结国内外激光—电弧复合热源焊接研究现状基础上，对激光—MIG复合焊接技术进行了工艺基础及应用的研究。首先建立了CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源系统，以普通碳钢为试材进行了堆焊试验，对焊缝的横断面几何形貌进行了测定，结果显示，复合焊较激光、电弧焊的熔深、熔宽增加，焊缝成型更美观，复合激光功率越大，作用效果越明显。

随后利用Nd:YAG激光—MIG电弧复合热源系统对激光功率、电弧功率、焊接速度、焊接方向等参数与焊缝形貌之间的关系进行了研究，讨论了激光与电弧的交互作用。研究表明：在一定的焊接工艺条件下，激光功率主要影响复合焊缝熔深，而电弧功率主要影响熔宽，激光电弧的交互作用有利于增加熔深，却负作用于熔宽的增加；当一定功率的Nd:YAG激光与电弧热源复合时，焊缝熔深随着电弧功率的增大先增后减，熔深最大时，电弧功率与复合热源功率的比值约为0.6。对应的其它实验结果也表明：复合热源焊接效率提高，焊前适应性好。

最后，将激光—MIG复合焊接技术应用于ZL114铝合金的焊接，成功地实现了

2mm和8mm厚平板及筒体复合热源的拼焊。

关键词：激光—MIG复合焊接激光加工 Nd:YAG激光

电弧功率焊缝形貌铝合金

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Abstract

Laser–arc hybrid welding is a new special welding technique in laser processing,

in which the laser beam and the arc act on the same molten pool, the synergistic actions of the laser and the arc were exploited, improving the welding efficiency compared with the individual processes.

A descriptive term of laser–arc processes should include the laser type(i.e. CO2, Nd:YAG) and the arc welding process(TIG, Plasma, MIG/MAG), and hybrid laser–MIG welding becomes one of the most significant laser welding technologies in industry due to its higher welding efficiency, higher tolerance to gaps between plates, and adjustment of composition and microstrcture of the weld metal.

Based on summarization of the current research on hybrid welding technique, a

program of experimental work was undertaken to investigate the hybrid laser–MIG welding process and its application in this paper. First a paraxial CO2 laser–MIG hybrid welding system was set up and produced bead–on–plate runs on carbon steel under different welding conditions, the weld bead shape were measured. The results show that the laser–MIG hybrid welding can increase penetration and width, improve the quality of weld bead formation compared with laser and arc welding, and the higher the laser power, the more significant the effect.

Then a Nd:YAG laser–MIG hybrid welding system was used to study the relationship

between hybrid welding parameters and bead geometry, the parameters like laser power, arc power, welding speed, welding direction etc greatly influenced the weld bead. Influence of interaction between laser and arc energy on bead geometry was analyzed, it was found that under stated condition the weld penetration mainly depends on the laser power and the width depends on the arc power, the reciprocity of laser and arc contributes a positive effect on penetration, but a negative effect on weld width. With a certain

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constant power of Nd:YAG laser combined with the arc, the weld penetration went deeper at first and then reduced as the arc power increased, when penetration was in peak value, the energy ratio of arc power to hybrid power was about 0.6. Later the advantages of hybrid welding compared with laser or MAG welding alone were assessed, and a series of adaptability experiments of laser–MIG hybrid welding were carried out. The results indicate that the laser–MIG hybrid welding improves welding efficiency and owns good welding adaptability.

At last, the application of laser–MIG hybrid welding on ZL114 aluminum alloy was

realized on the 2–8mm thick plates and cylinders butt joints.

Key words: Laser–MIG hybrid welding Laser processing Nd:YAG laser

Arc power Bead geometry Aluminum alloy

III

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独创性声明

本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除文中已经标明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的研究成果。对本文的研究做出贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到，本声明的法律结果由本人承担。

学位论文作者签名：日期：年月日

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本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权华中科技大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。

保密□ ，在_____年解密后适用本授权书。

本论文属于

不保密□。

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学位论文作者签名：日期：年月日

指导教师签名：日期：年月日

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1 绪论

1.1引言

激光作为一种高能密度热源，应用于焊接有其独特的优势：焊接速度高，线能量低，焊件变形小，焊缝热影响区狭窄，焊接缺陷少，从而能得到优质的焊缝。而且随着激光器等级和光束质量的提高、新型激光器的出现、激光焊接工艺水平的不断完善，激光焊接技术已在造船、汽车、航空航天、石油化工、电力、冶金、轻工业等领域得到了越来越广泛的应用，被公认是二十一世纪最有生命力的焊接方法之一。但是，和其他焊接热源一样，激光焊接也有其缺点：

⑴.大功率激光器价格昂贵，设备投资大；

⑵.焊前的准备工作要求高（要求无间隙或微小间隙，错边、对中要求严格）； ⑶.高反射金属（铝及铝合金、铜及铜合金）深熔焊小孔建立困难，焊接过程稳定性差，容易产生气孔、缩孔、咬边等焊接缺陷；

⑷.光束能量利用率低，焊接消耗成本高。

这些缺点极大地了激光焊接技术的应用范围[1,2,3]。为了消除或减少单热源激光焊接的缺陷，人们极力寻求有效的解决方法。这些方法大致可归结为两类，一类是提高光束能量的利用率：不断开发大功率、短波长新型激光器，提高输出光束质量；采取措施消减激光加工过程产生的等离子体对激光能量的消耗；设法提高材料表面对激光吸收率等；另一类是降低焊前工件准备要求，提高生产效率：采用填充材料激光焊提高焊缝间隙限，改善焊缝成型；利用其它热源的加热特性来改善激光对工件的加热，把激光与其它热源一起进行复合热源焊接，如激光与电弧、激光与感应热源复合焊接以及双激光束焊接等[4]。

激光复合其它热源焊接是弥补单独激光焊接缺陷的一种重要方法，而激光复合其它热源的方法中以激光与电弧复合应用最为普遍，低成本的电弧外加激光，设备投资减少，生产效率提高，产品单元消耗成本降低。这一点就使得原来高成本、高消耗的激光焊接在工业中的进一步推广应用成为可能。

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70年代末，英国伦敦帝国大学就对电弧加强激光焊接进行了研究，提出了电弧加强激光焊的概念[5]。W.M.Steen在研究激光与TIG电弧相互作用时首先发现，激光具有吸引、约束、稳定电弧的特点；电弧的预热作用可以提高材料对激光的吸收。从此引发了各国研究机构开展激光—电弧复合热源焊接技术的研究热潮。经过多年的研究，激光—电弧复合热源焊接技术经历了复合热源种类（激光：CO2、YAG、Diode;电弧：TIG、Plasma、MIG）,激光复合方式（旁轴、同轴），不同材料和结构的焊接应用研究过程。一般来讲，激光与电弧联合应用有两种方式[6]，如图1所示：

图1.1 激光与电弧联合焊接方式 a)、激光与电弧分离 b)、激光与电弧复合

一种方式是沿焊接方向，激光与电弧以一定距离前后直线排布，两者之间分离，不存在相互作用。这种排布的形式主要是利用电弧的预热或后热改善材料对激光能量的吸收率和焊缝成型、接头的组织性能。另一种方式是激光与电弧作用在同一区域，激光与电弧之间存在相互作用，也就是常说的激光—电弧复合热源焊接。

1.2 激光—电弧复合焊接原理及特点

图1.2示意出了激光—电弧复合焊接的原理。气体或固体激光（如CO2,Nd3+:YAG, Diode）和常规电弧（如GMA,TIG,Plasma）复合，共同作用于工件表面同一区域。当激光辐射在金属材料表面时，激光的一部分能量将在一个很薄的表层内被吸收并转换成热，使表面温度升高。当激光功率密度大于材料蒸发所需的临界功率密度时，原来为凝聚态物质的蒸发是重要的效应。相比之下，在薄的加热层中所含的能量是小的，几乎激光所有供给的能量都用于使物质蒸发，然后使气体加热并加速，同时蒸汽的反冲作用在材料表面产生一定的反冲压力，使熔融金属表面下陷并行成小孔。

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形成小孔的力学条件是材料蒸发产生的压力必须达到一定的临界值，以克服表面张力、静压力和液体的流动阻力。材料蒸发产生的压力与表面张力、静压力和使液体材料挤出的流动阻力之间的平衡式为[7]：P0=2σ/Rz+ρgz+P(f) (1-1)

式中，σ为液—气界面的表面张力，Rz为熔池表面的曲率半径，g为重力加速度，z为熔池下陷深度，P(f)为液体流动阻力产生的压力。

图1.2 激光—电弧复合焊接原理图

材料的蒸发给激光作用空间提供了高温、高密度、低电离能的蒸发原子。这种高温金属蒸汽因为热电离产生大量的自由电子。另一方面，材料表面的热发射也将提供大量电子。这两种机制在材料表面上方产生的电子数密度可达1013cm-3~1015cm-3。如此高密度的自由电子将通过电子–中性粒子的逆韧致辐射吸收激光能量，使金属蒸汽的温度升高，导致进一步的热电离。更多电子的产生使金属蒸汽对激光的吸收进一步加强，从而使温度急剧升高，金属蒸汽在极短时间内被击穿而形成金属蒸汽等离子体。

等离子体对入射激光的吸收、折射及散射会降低激光能量利用率。逆韧致辐射是等离子体吸收的主要机制，其线性吸收系数为：

Kα=

z2e6nenilnΛ

3ω2cε0(2πmekbT)

（1-2）

1−(ωp/ω)2

式中，z为离子价数，ne、ni分别为电子数密度、离子数密度，lnΛ为库仑对数，ω为入射光波的圆频率，ωp为等离子体震荡频率，c为光速，ε0为介电常数，me为电子质量，kb为波尔兹曼常数，T为金属蒸汽温度。

功率密度为I0的激光束穿过长度为ℓ的等离子体后，功率密度降至I. kа为材料吸收

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系数。

I=I0e−KαA (1-3) 等离子体对激光的折射是由于等离子体中电子密度梯度及等离子形状造成的。等离子体对激光的散射是由蒸发原子的重聚形成的超细微粒所致，空间随机分布的多个粒子引起的瑞利散射的等效吸收系数为：

Kαsca

8π3NV2ε−ε02

=() （1-4） 4

ε03λ式中，N为粒子数密度，λ为入射光波长。

三种激光加工能量损耗机制都与等离子体中粒子数密度相关，粒子数密度越高，入射激光能量损耗就越多。

外加电弧后，由于电弧等离子密度较低，通常比激光致等离子体小几个数量级，相对低密度的电弧等离子体的掺入，使激光致等离子体被稀释，等离子体对入射激光的阻碍减小，从而激光能量传输效率提高；同时电弧对母材进行加热，使母材温度升高，母材对激光的吸收率提高，焊接熔深增加。另外，激光作用产生的金属蒸汽进入电弧区，由于金属蒸汽电离能较低，更容易地为电弧提供自由电子，同时激光致等离子体掺入电弧等离子体中，提高了电弧等离子体的密度，电弧中的自由电子密度再进一步相应提高，于是电弧通道的电阻降低，电弧的能量利用率提高，从而使总的能量利用率提高，熔深进一步增加。

弧焊中，当电流通过电弧空间时，带电粒子的流动有尽量朝电弧中心方向集中的倾向，激光作用于金属产生的热斑点能吸引电弧，加强电弧的方向性，提高电弧的挺度。单独激光热源的作用区域小，复合焊中电弧的参与，扩大了热作用范围，熔化金属增多，桥接能力增强，降低了对焊件接口的装配要求。同时电弧大的热作用范围、热影响区扩大，温度梯度减小，冷却速度降低，熔池凝固过程变得缓慢，焊接铝合金等金属时可减少或消除气孔和裂纹的产生。

另外，电弧焊接容易使用焊丝填充焊缝，采用激光—电弧复合焊接的方法进一步扩大拼缝间隙的容限、减少或消除焊接后接口部位的凹陷，改善焊缝形貌；此外，通过选择不同的焊丝，还可调整焊缝的化学成分，改善力学性能。

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图1.3 不同焊接热源之间的试验结果对比激光与电弧热源的复合，兼各热源之长而补各自不足，形成了一种低成本、高适应性的焊接方法，使得复合热源焊接较激光电弧单独热源具有自身独到的优势[8,9]：与激光焊相比,焊前准备要求（对中、错边等）降低，焊缝桥接能力增强；与传统电弧焊相比，线热输入能量降低，焊件变形减小；与激光和电弧单独热源焊接同时相比，熔深增加，焊接速度提高。这些，从图1.3焊接结果对比中可明显看出。此外，激光与电弧的复合还使两者能量发生了协同效应，1+1>2.用示意图将复合热源的基本优势归纳总结出来，可表示如下。电弧优点：成本低桥接能力强易填充金属缺点：焊接速度低焊缝宽焊接变形大激光优点：焊接速度快；熔深大；变形小；缺点：焊前装配要求高成本高激光—电弧复合热源与激光焊相比：焊缝桥接能力增强，装配要求降低与电弧焊相比：焊接热输入降低，焊接变形减小与激光和电弧焊同时相比：熔深增加，焊接速度提高此外，激光与电弧能量协同作用，能量耦合增强，1+1>2 图1.4 激光—电弧复合热源优势 5

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1.3 激光—电弧复合焊接研究发展现状激光电弧复合热源焊接技术的探索性研究始于70年代末，而80年代这方面的研究处于平淡状况，这个阶段发表的激光电弧复合热源焊接技术的相关文献相对较少。进入90年代以后,随着激光焊接在工业自动化生产中的应用日益广泛,激光焊接工艺的局限性日益突出,激光电弧复合热源的研究才呈现出高潮。国外的研究机构相继开发出多种复合热源焊接新技术。多家直接面向航空航天及国防部门服务的研究机构,近年来大力开展复合热源焊接的应用基础研究工作,从对外公布的研究内容来看,工作重点主要集中在激光电弧热源复合方式、专用设备研制、焊接工艺研究和接头性能测试与质量评估上，关于激光电弧复合相互作用基础理论研究较少。 1.3.1 激光电弧热源复合方式及设备研究激光与电弧热源的复合经历了激光-TIG、激光-等离子弧、激光-MIG、激光-多电弧等过程，其间，复合焊矩及工业应用专用设备也应运而出。 1. 激光-TIG复合热源最早的复合热源研究是从CO2激光与TIG旁轴复合开始的，图1.5为激光-TIG电1978年，英国W.M Steen弧电极旁轴复合原理图，早期研究也大多以旁轴方式进行。的实验结果表明：对于0.8mm厚度的纯钛板，激光引导电弧焊时，焊接速度可以较激光增加2倍，对于0.2mm马口铁，电弧引导激光焊时，焊接速度增加4倍[10]。激光束辅助气体电弧焊接方向1 mm 图1.5 激光—TIG旁轴复合热源 6

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TIG焊的非熔化极特性更有利于与激光实现同轴复合焊接，日本的T.Ishide与M.Nayama[11]研制了一种电弧从两束激光中间穿过的YAG激光-TIG同轴复合焊矩，图1.6，激光束从光纤出来，分为两束，通过一组透镜重新聚焦，电极与电弧在斜透镜的下方，激光的聚焦点与电弧辐射点重合。日本的海野富男则是采用激光从电弧中间穿过的方式来实现TIG与激光的同轴复合，8根钨极环绕激光束周围，对称分布，根据焊移动方向，控制其相应方向上的两对电极，形成前后热源，这样就解决了旁轴复合的问题，非常适合于三维结构件的焊接，难点是头的设计比较复杂。哈工大的陈彦宾[12]则研制了一种利用空心钨极尖端产生电弧，激光从空心钨极中间穿过环状电弧到达工件表面的CO2激光-TIG同轴复合焊矩，图1.7。

图1.6 激光—TIG同轴复合焊矩（T.Ishide）

图1.7 激光—TIG同轴复合焊矩示意图（陈彦宾）

激光与TIG复合焊接的特点是：①利用电弧增强激光作用，可用小功率激光器代替大功率激光器焊接金属材料；②在焊接薄件时可采用高的焊接速度；③可增加熔

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深，改善焊缝成形，获得优质焊接接头；④可以缓和母材端面接口精度要求。例如：

T.P Diebold[13]将激光-TIG复合热源用于3.2mm厚5250铝合金的焊接中，发现用该方法在铝合金表面上形成质量较好的焊缝仅需要600W的激光功率，适当配比激光电弧能量，形成连续焊缝的复合焊接速度可高达20.3m/min。Matsuda焊接中强钢时则发现，当CO2激光功率为0.8KW，TIG电弧的电流为90A，焊接速度2m/min时，可相当5KW的CO2激光焊机的焊接能力；5KW的CO2激光束与300A的TIG电弧复合，焊接速度

0.5–5m/min时，获得的熔深是单独使用5KW的CO2激光束焊接时的1.3–1.6倍[14]。

需要注意的是，激光—TIG复合焊接过程中，电弧依靠高压和高频起弧引燃，钨极烧蚀严重；熔池金属的汽化使得钨极高温且对钨极电化学污染严重。这些都会导致电弧燃烧的不稳定。这些特性在一定程度上了激光—TIG复合焊接技术在厚件焊接上的应用。

2. 激光—等离子弧复合热源

激光—等离子弧复合热源焊接技术最早由Conventry大学提出[15]，采用等离子弧有许多优点，刚性好，温度高，方向性强、电弧引燃性好。与TIG电弧相比，等离子弧的加热区更窄，对外界敏感性小。由于等离子弧能量密度大，弧长更长，非常有利于复合焊接。因此，激光—等离子弧复合焊接在薄板对接、镀锌板搭接、铝合金焊接及切割、表面合金化等都有研究。

(a) 示意图 (b) 实物图

图1.8 巴顿研究所Laser-PAW复合焊炬

激光—等离子弧复合方式也有旁轴与同轴，旁轴方式与激光—TIG的旁轴复合基

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本相似，而同轴复合方式主要有两种，一种是环状电极产生等离子，激光束从等离子中间穿过[16]，如图1.8(a)，等离子弧主要有两个功能：①为激光提供额外能量，提高焊接速度，进而提高整个焊接过程的效率；②等离子弧环绕在激光周围，可以产生热处理效应，延长冷却时间，也就减少了硬化和残余应力的敏感性，改善了焊缝的微观组织性能。图1.8(b)为乌克兰巴顿焊接研究所就此方式研制的同轴激光—等离另一种则是以空心方式将CO2激光与等离子弧进行同轴复合，激光子弧复合焊炬[17]。

束从空心的钨极中间穿过[18],与陈彦宾所研制的激光—TIG同轴复合焊矩类似。

Conventry大学先进连接中心采用400W CO2激光器和60A电流的等离子弧旁轴复合进行碳钢、不锈钢、铝合金、钛合金等金属薄板(0.5–1mm)材料的激光—等离子弧焊研究，成功解决了激光—TIG焊接过程中钨极头处于高温蒸汽中，易受污染从而影响电弧的稳定性问题，均获得了良好的焊接质量，且在相同熔深的情况下，焊接速度比激光焊接提高了2-3倍。英国的N.Blundell[19]等人采用激光—等离子弧热源对

0.16mm厚镀锌板进行高速焊接，发现该方法不会有激光焊接中的一些缺陷，而且由于电弧与激光之间的作用，使得电弧非常稳定，即使焊接速度高达9m/min时电弧也没有出现不稳定状态。另外，美国的Philip[18]研究了激光—等离子弧复合热源的小构件焊接，发现在焊接1.27mm厚的6061铝合金时，将连续电弧与脉冲激光束复合能够消除焊缝区的凝固裂纹。

激光—等离子弧复合焊接在薄板以及铝合金、镁合金焊接中具有很大的优势。不过，由于等离子体电弧焊结构相对复杂特殊，与激光集成的难度大，可调节范围有限，导致应用难度增大，因此该复合方式的应用程度有限[20]。

3. 激光—GMA电弧复合热源

激光—GMA复合热源焊接是近年来最受业界瞩目的复合焊接技术之一。其作用原理如图1.9，该技术利用填丝的优点，在提高焊接熔深、增加适应性的同时，还可以改善焊缝冶金性能和微观组织结构。GMA弧的方向性比TIG弧方向性强，所以电弧与激光位置之间的关系非常重要。激光作用于电弧，不仅改变电弧的形态，也改其焊接板厚更大，焊接适应性更高。变熔滴的过渡方式。与激光—TIG复合热源相比，通过调节电弧与激光的不同作用位置，可有效提高间隙的容忍度，减少焊缝边缘的

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处理工作量。它的高适应性不仅在于对间隙、错边、对中偏离的敏感性降低，还可以减少焊接装夹、定位、焊后处理等许多工作。图1.10为激光—GMA复合热源的几种焊接效果。

图1.9 激光—GMA复合热源图1.10 几种激光—GMA复合焊结果

激光—GMA复合由于存在送丝，故绝大多数采用旁轴复合，但也有同轴复合

方式。国内，清华大学的张旭东、陈武柱申请了激光—电弧同轴复合焊炬的专利[21]，图1.11，焊矩端面具有一个光路孔径，内置一套光束变换系统和反射聚焦系统，还包括一个电弧焊电极。经焊矩光路孔径入射的激光经光束变换系统分成双光束或变换为环形光束，再经反射聚焦系统将双光束或环形光束聚焦；电弧焊电极处于双光束或环形光束中间，且与聚焦系统射出的激光同轴。

图1.11 激光—电弧同轴复合焊炬图1.12 激光—MIG复合焊炬目前，各国焊接研究工作者在激光—GMA同轴复合焊接方面已经取得了一定的进展。激光—GMA同轴复合热源焊炬专用设备在工业生产应用中已出现，日本三菱

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重工研制出了YAG激光与电弧同轴复合焊系统[11,23]，主要用于复杂结构件如汽车车身焊接，原理同图1.6中激光—TIG同轴复合焊矩相似。甘肃工业大学的樊丁与日本大阪大学的中田一博等人联合设计了YAG激光—脉冲MIG电弧复合焊炬[22]，开发了其焊接铝合金的新工艺。大众汽车工程公司的T.GRAF等人自主开发了用于汽车车身制造的激光—MIG复合焊炬（图1.12），该焊炬安装在弧焊机器人手臂上，几何尺寸小，适合任何空间位置焊接，在各个方向上的调节精度达到0.1mm[8]。德国夫琅和费

激光技术研究中心在此方面的研究处于比较领先地位，S.Kairle[24]等人2000年就已将该技术用于油箱的焊接生产中。所用复合焊矩采用旁轴结构(图1.13)，激光与弧焊的夹角在15°–30°之间，弧焊通过管具紧密固定，激光与电弧外面再用环形水冷铜套进行保护。这种设计被称之为“复合焊接集成喷嘴”，它让激光与电弧最大程度地靠近，从而使两热源的多效果复合能在狭小的调整结构空间中实现，该焊矩在使用中更加灵活，更易实现三维空间焊接。此外，工艺保护气通过横向进气管进入复合喷嘴夹层时，夹层中的匀气网对进气进行了充分匀合，这样进入焊接区的气流状态稳定，流向与工件表面几乎垂直，能有效地保护焊接熔池；同时，还有适量气体向上逸出，避免了光束空间的空气对工艺气体的污染。利用“集成喷嘴”原理，夫琅和费激光技术中心研制了适用不同客户需求的复合焊矩[25](图1.14)，完成了

2.4–14.4mm厚不锈钢管的单道纵向焊接工艺，并证实了在管道生产中，复合焊接速度10倍于原来的常规电弧焊。

图1.13 集成复合焊接喷嘴图1.14 标准及各种定制复合焊矩

复合焊矩专业设备生产的已有HighYAG、Fronius等一些大厂家，他们产品的优

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点是：结构灵活小巧，激光与电弧调节部分一体化，能方便地与机器人手臂连接，易被操作和控制。有些产品还扩展了其它功能，如激光输出单光束可调节成双光束，实现双光斑激光复合焊。为了进一步提高激光—GMA复合焊接技术的优势，夫琅和费激光技术中心提出了同步调制激光电弧复合焊接(Hybrid welding with synchronized modulation of laser and arc)的技术概念[25]，简称HybSy。HybSy有以下几个特点：①激光—电弧复合控制机电一体化；②工艺协同作用进一步扩展；③复合焊接速度更快；④加工材料适应范围更广；⑤三维加工能力更强。初步的实验研究表明，堆焊6mm厚中强钢板时，相同外在工艺条件下，HybSy要比常规复合焊接熔深提高40%，如图1.15。实验材料：6mm厚中强钢板焊接速度：3m/min 送丝速度：6m/min 脉冲频率：113Hz 5.5kw CO2平均功率(cw,pw)：图1.15 HybSy技术优势 4. 其它组合方式除了以上三种常用的激光—电弧复合焊接方式外，还有一些其它的组合方式。如激光—多电弧复合焊和激光—埋弧复合焊。激光—多电弧复合热源以激光—双MIG电弧复合为典型，HyDRA(Hybrid welding 该with Double Rapid Arc)是德国的Aachen大学焊接研究所新拓展的一种复合方法[26]。方法将激光与两个MIG电弧同时复合在一起，每个弧焊都可相对另一弧焊和激光束位置任意调整，两个弧焊采用的电源盒送丝机构，图1.16。在激光作用下，双电弧吸引在一起，三热源同作用于一熔池中，研究结果表明，该方法的最大特点是能够大大提高工作效率。在零间隙时，HyDRA的焊接速度与激光加单电弧复合相比，能够提高33%，相当于埋弧焊速度的8倍，其单位长度上的线热输入比可减少83%.当板厚为5mm，开22V型坡口时，HyDRA焊接工艺能够不需要12

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衬板，对间隙2mm的焊缝实现无缺陷焊接。

图1.16 HyDRA焊矩图1.17 激光—埋弧焊示意图

激光—埋弧焊是另一种全新的工艺，特别适合焊接Y型坡口焊件，它使得一次性用2.5m/min的高速焊接大厚度工件成为可能。采用图1.17所示意的设备装置可一次性焊透80mm的焊件，而且通过采用合适的焊剂和优化的工艺，焊接速度可以提至

5m/min[27]。

1.3.2 激光电弧复合焊接工艺及机理研究

近年来，激光电弧复合焊接工艺研究开展的比较多，实验研究中，激光与电弧的组合，激光束的入射方向大都选择为垂直工件，因为在激光焊接研究中，此种方式能获得最佳熔深。但也有采用激光束非垂直入射的，如利物浦大学的D.Travis[28]。旁轴复合形式中，为确保激光束能与电弧同时较好作用于同一熔池，弧焊与光束夹角通常选择在15-50°之间。焊接保护气体的选择也是很重要的一部分，He气比Ar气电离能高，不易产生较高密度的等离子体，因此，He气作为保护气在大功率低速激光焊接条件下非常有利。而Ar气较容易在激光加工中产生高密度的等离子体，阻碍熔深的增加，但是有利于稳定电弧。复合焊接中，混合保护气的各气体成分产生的作用是不同的[29],选择合适的保护气体既能减少等离子体屏蔽效应，又能增强电弧稳定性。通常，选择He、Ar、CO2、O2中的两种或三种以一定的比例进行混合，以期得到理想的工艺结果，Rayes采用了75%He–23%Ar–2%O2作为复合焊的标准混合保护气[30]。

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激光和电弧工艺参数对焊缝形貌有不同程度的影响，Rayes[30]和Walz[31]探讨了激光电弧功率与焊缝熔深熔宽的关系，复合焊缝几何形貌被分成五个部分，如图1.18，电弧功率主要影响WM、HM和HRe，电弧功率增加，WM增加，而HM和HRe减小；增加激光功率，WM和HL增加，HRe和WL减小；提高激光与电弧功率的比率，HL/（HM+HL）的值增大，即激光作用的熔深在焊缝熔深的比率随激光能量所占比值的提高而增加。此外，熔滴过渡模式对焊缝的HM、HL也有很大影响。国内的陈俐[32]等人也对参数与焊缝形貌关系作了初步研究，并认为在一定的焊接工艺条件下，所研究的YAG/MAG复合焊才具有协同效应。T.Ueyama等人[33]在激光+交流脉冲MIG复合焊接Al合金时发现，激光光斑直径的改变使激光预热焊缝的形式发生了改变：小直径光斑集中预热，与电弧复合提高熔深；大直径光斑大范围预热，改善焊缝的润湿性。当光斑直径≥1.09mm时，焊接过程未出现小孔效应。焊接铝合金薄板，无须产生小孔效应，因此适合大光斑与电弧复合焊接。

图1.18 复合焊缝几何形貌划分

激光电弧复合热源的焊前适应性好是一个重要优势。R.Ohashi[34]焊接方形对接接

头间隙容限的试验数据表明，YAG激光填丝焊接8mm厚SUS 304不锈钢，最大间隙容限为1.3mm,而YAG激光+TIG复合填丝焊，间隙容限达到了3.7mm；不同间隙对焊实验中，复合焊都能较激光焊大量减少焊缝气孔的产生率。T.Hayashi[35]用30kw的CO2激光+MIG对接焊22mm厚方形坡口钢板，间隙容限达到4mm，并发现，复合热源焊接厚板时采用一定的拼焊间隙，焊接效果会更好；拼焊间隙远大于入射光斑直径仍能稳定成型是因为：MIG焊提供了足够的熔化金属，熔化金属在激光辐射熔化区产

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生的金属蒸汽反冲压力作用下，直接侵入焊缝底部和坡口深处，达到了桥接大间隙的作用。陈彦宾[36]利用激光—TIG复合热源对2mm厚304不锈钢板进行了间隙、对中、错边及不等厚条件焊接适应性研究，单独激光焊时，最大间隙容限为0.15mm，最大对中偏移量为0.2mm,复合热源将之分别提高到了0.3–0.4mm、0.4–0.5mm；错边和不等厚的适应性也都很好。复合焊前接头的处理状况对焊缝形貌和质量也有一定的影响，工业生产中，中厚板拼焊前接口面一般通过激光切割、等离子切割或者是机械剪切打磨处理的，激光和等离子切割后的切口易形成氧化层，而机械剪切的端口有微小的V型坡口。Engström等人[37]发现机械剪切打磨过端口的6–12mm厚高强钢通过激光—MIG电弧复合焊都能取得好的焊缝形貌和质量，而激光或等离子切割的高强钢，直接拼焊时，仅当板厚≤8mm时，才能取得良好的焊缝性能，当板厚≥10mm时，焊缝经常出现过熔透或不规则以及严重下塌的现象。

激光电弧复合焊工艺的材料适应范围较广，从普通碳钢、中强钢到各种不锈钢，从铝合金到镁合金，从同种金属到异种金属焊接，都有研究[33,38-43]。在这些材料种类中，公布的内容表明复合焊缝接头都能满足对应领域的使用要求。不过，激光电弧热源复合焊接也并非适合于任何一种材料，C.V.Hyatt[44]等人采用5.5kwCO2激光与

MIG复合进行焊接船用25mm厚HY-80钢板的试验研究，发现焊缝组织主要为马氏体，韧性大幅度下降，显然用此方法焊接HY-80钢不是很适合。

由于激光与电弧之间的复杂性及试验测试方法的局限性，激光与电弧之间的相互作用机理至今尚未形成系统理论。已有的研究情况及成果罗列如下：

V.V.Avlov[45]首先采用了阳极间隙法对激光—TIG旁轴复合热源电流密度进行了测试，以证实在激光增强效应下，电弧电流密度会大大增加。

1993年，德国J.Paulini与G.Simon[46]以TIG电弧与CO2激光和YAG激光相复合对铁基、铝基和铜基材料进行了焊接，从工件能量平衡角度，计算了激光对电弧起到增强效应时的最小能量值。

Philip[18]研究MIG与YAG同轴复合时，测试了电弧对YAG激光的吸收，得到的结论是：对短波长的YAG激光，电弧和等离子体对它的吸收可忽略不计。

天津大学的路登平等人[47]用Stark扩展线宽法测定了单独电弧、单独激光和激光

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—电弧复合三种情况的电子密度。证实激光电弧复合后电子密度下降，即激光等离子被稀释，但稀释作用仅限于小电流电弧。

哈工大陈彦宾[48]等人用激光烧蚀有机玻璃的方法测量CO2激光穿过电弧时，电弧对激光的吸收与散焦特性，通过有机玻璃的烧蚀深度和烧蚀宽度来反映激光能量的损耗，获得不同焊接电流与电弧位置对激光能量的影响。此外，他们还探讨了激光支持燃烧波（LSC）对TIG—激光复合热源的影响[49]，通过CCD监测激光—TIG复合热源焊接过程，研究了LSC波的形成机理及对激光—TIG复合焊接的影响。另外，还进行了激光与电弧相互作用时电弧形态及焊缝特征的研究[50]。通过调整激光与电弧规范参数，用CCD摄取个参数下的电弧图像，分析等离子体长大情况以及各个参数下等离子体图像与对应焊缝横截面直径的相互关系。

1.4 激光—电弧复合焊接在工业中的应用

由于激光电弧复合热源焊接在经济方面及技术上的优势，该项技术在工业中的适用范围越来越广泛。但是其在工业上的推广速度仍较缓慢，主要是因为整套设备成本的大投入和工艺的复杂性，复合焊整套工艺参数的设定需要高度的技巧和精度，再加上该项技术尚缺系统性研究，于是成了工业应用快速推广的性因素。目前，复合焊接在工业上的应用以2–10mm厚板材为多。激光电弧复合焊适用的行业范围包括如下一些：

1 汽车行业

在汽车业领域，大众(Volkswagen)和奥迪(Audi)两家厂商目前是激光—MIG电弧复合焊接技术所带来效益的最大受益者[8,51,52,53]。一般，不同的车种由于采用不同的结构材料和接头装配，采用的焊接方法也就不同。大多数请况下，MIG焊、激光焊和激光—电弧复合焊混合使用，这个取决于焊缝的装配条件和要求。MIG焊常用于大间隙桥接和简单的坡口准备条件下；激光焊则是要求高速、深熔、小变形以及精确的装配条件下；复合焊则可用在高速焊接焊前装配要求较低的焊缝。在汽车的应用当中，激光的功率一般采用的是2–4kw，焊接速度都在4m/min左右。

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2 造船行业

所有工业行业中，造船业是复合焊接技术最大经济受益者[39,-57]。该项技术在欧洲和亚洲造船厂普及较快，而在美国相对较慢。船体结构板料一般较厚，利用复合焊可单道成型，与常规的电弧及埋弧多道焊相比节约了大量时间，缩短了生产周期。在造船的复合焊中，采用的是大功率的激光器，YAG激光高达6kw，CO2激光则高达

30kw。德国的MEYER、芬兰的KVAERNER以及意大利的FINCANTIER是应用复合焊接技术的几家典型船舶制造厂。

3 管道及海上作业（pipeline and offshore installation）

通常，石道壁厚较大，常规电弧焊接需要设计特殊的坡口，进行多道焊，在反复的起弧收弧阶段易产生缺陷。复合焊则充分利用电弧焊的桥接能力和激光焊的深熔性，能一次单道焊接成型,减少焊接缺陷，提高焊接效率。

2000年，美国的EWI签订了名为“YAG管道”的运输管道连接项目，其目的在于减少焊接管道成本和提高焊接管道的工作效率。同年，德国的夫琅和费研究所研制了一套激光—MIG电弧复合热源焊接储油罐的焊接系统，采用1.5m/min的焊接速度，焊接壁厚5–8mm，管径1.6m的小油箱，用时不到三分半，油箱焊接所采用激光功率为5.7KW,焊接电压29V，电流240A。焊缝焊后通过X射线摄影检测，焊缝无气孔，无裂纹，焊缝质量通过德国TUV鉴定[24]。目前，美国宾夕法尼亚州应用研究实验室(ARL)和钢铁造船公司(NASSCO)也正在联合设计组建类似的管道复合焊系统，该项目将历时两年，到2006年底正式交付于工业应用。

4 航空航天行业

空中客车之所以能在航空制造业中占有领头地位是因为它突出的创新能力。该公司在飞机生产制造过程中，不断地致力于创新、适用性以及经济性三者平衡点之间寻求新技术，如空中客车的机身多年使用的是激光焊接，而最近准备开始采用激光电弧复合焊接技术[58,59]。这也可以充分证明高质量的激光电弧复合焊接技术同样有可人的经济适用性。复合焊接技术在航天军事应用上也是突出，如钛合金的焊接[60]和长征运载火箭的Ω型接头焊接[36]。

5 电力行业

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电力部门，设备所用材料板厚通常在15mm以上，是经常采用高能束流进行焊接的领域。通常激光多道焊的方法运用较多，最近，复合焊接的方法在该领域也越来越受注意，因为该技术能克服常规激光焊接的许多缺点[61]。

6 轻轨及重机业

该行业中，激光焊接中型截面结构钢效率极高[62]，所以采用较多。但由于复合焊接技术较激光焊接的一些明显优势，如工件焊前焊后处理少，想必会逐渐取代该领域使用的单独激光热源焊接。

激光电弧复合热源充分发挥了激光和电弧的优势，有效地提高了焊接效率，缩短了焊接工序周期；达到相同焊接要求，激光所需功率大大降低，减少了设备投入和焊接成本消耗；在铝合金等难焊金属中，不同程度减少和消除了焊接缺陷。以上提到的只是激光电弧复合热源应用的几个主要领域，它的优势将会使其应用扩展到冶金、化工、建筑等行业，应用范围将会越来越广泛。

1.5 课题研究的主要内容

在上面分析的基础上，结合实验室现有的条件，将建立CO2激光与MIG电弧的旁轴热源焊接系统，设计合适的试验、分析方法，比较系统地研究复合热源的焊接工艺，研究内容主要包括以下方面：

⑴. 复合焊矩的设计与研制，建立起CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源焊接系统； ⑵. 以中厚碳钢板为试材，研究YAG激光—MIG电弧复合焊接主要工艺参数和焊缝形貌的基本关系，包括激光功率、电弧功率、焊接速率、焊接方向等对焊缝形状的影响规律。

⑶. 分析不同能量配比条件下激光与MIG电弧复合热源的焊接机制，讨论激光与

MIG复合焊接能够有效增大熔深的条件。

⑷. 利用激光—MIG电弧复合热源焊接某些型号材料，如Al及Al合金，探讨激光

—电弧复合热源针对某种材料的具体焊接工艺。

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2 CO2激光—MIG电弧复合热源焊接分析本章通过建立CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源焊接系统，以对复合热源焊接过程进行初探，并对焊接过程中出现的基本物理现象进行观察和分析，探讨激光与电弧的相互作用，比较不同焊接工艺参数下的焊缝形貌变化。 2.1 CO2激光—MIG电弧复合热源系统的建立通过组合PRC STS-2000快轴流CO2激光器和时代逆变ZP7–500弧焊机，对外辅设备进行了一些添加和改进，建立了一套激光—MIG电弧旁轴复合热源系统。其工艺的特殊性需要设计特定的焊矩，设计的复合焊矩应达到一些基本的使用要求：⑴ 两焊接热源的轴线和焊缝轴线应位于同一平面；⑵ 两焊接热源在工件上作用点的间距可调；⑶ 两焊接热源之间的角度可调；⑷ 电弧的弧长可调。示意图如下：转接架激光焊接头支架复合焊间距调节(X向)齿轮齿条调节电弧焊头垂直调节(Y向)齿轮齿条调节复合焊头夹角调节电弧焊夹具工作台带动工件上升下降(向) 图2.1 激光—MIG旁轴复合焊矩组装示意图本系统的电弧焊的X及Y向平移采取了齿轮齿条调节的方式，调节精度为0.5㎜，角度方向采用手工旋转卡位方法，只能粗调。而加工点Z向通过工作台带动工件上升下降来实现。该热源设备技术参数如下： 19

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⑴ PRC STS-2000：快速轴流CO2激光器，最大工作功率2000W，焊接光束模式TEM10，焦距127mm，聚焦光斑0.2mm，配合数控平移台工作。图2.2 PRC-2000激光器 ⑵ 国产半自动A120-500 气保焊机。 A120-500气保焊机特点：输出电流范围宽、焊接过程稳定、飞溅小、熔池易于控制，焊缝成型好；电入电压：3相380V；空载电压：65～75V；空载损耗：130W；电压调节范围：15±2V～45±3V；电流输出范围：50～500A；适应焊丝规格：φ0.8/φ1.0/φ1.2/φ1.6(实芯/药芯)；负载持续率：500A/39V；电源外形尺寸(mm)：698×960×780；送丝速度范围：2～14（m/min）；送丝机外型尺寸：450225×331mm. 图2.3 A120-500 激光与电弧复合后，两者会发生能量耦合，产生协同效应，如果调节工艺参数不当，熔池会发生剧烈翻动及飞溅，损及镜片。如何保证焊接过程设备的安全性，以及如何使这种协同效应达到最佳，就需要对复合焊矩的激光焊接喷嘴和电弧焊嘴部分在原来各自作业的基础上进行优化设计。 2.1.1激光焊接喷嘴设计传统的激光焊接喷嘴为圆锥状，分两路气体：一路同轴气体用于保护焊缝，一般采用惰性气体Ar气、He气；另一路为侧吹辅助气体，用于控制等离子体，减少20

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等离子体激光的屏蔽，增加熔深。单独激光焊中，传统喷嘴同轴保护气体流量有严格，喷嘴内径为￠2.5mm 时，气流量为7～9L/min，气流量太大，熔池翻动厉害，焊缝凹凸不平，出现孔洞。

本实验中，由于原激光焊接焦距较短，同时复合焊熔池反应剧烈，飞溅大，但保护气流量有限，故极易造成镜片污染，成为激光—电弧复合焊接中一个非常棘手的问题。镜片污染导致激光束产生散射，聚焦不良，长时间工作会出现焦点漂移，传输到工件的激光功率受到损失，使激光焊接性能变差。镜片的频繁清洗和更换严重影响工作效率，大量的飞溅使晶体镜片因热畸变而破裂。为了保护导光聚焦系统，防止焊接过程中金属飞溅造成的镜片污染，需要设计特定的焊接喷嘴装置，作者在参考HIGHYAG及Fronius公司的成品复合焊矩的结构基础上，设计出了较合理的激光焊接嘴结构。其组成见下面示意图。

图2.4 激光焊接喷嘴示意图

1、透镜 2、一级水冷循环 3、横向气帘进气管 4、同轴保护气进气管 5、二级水冷循环

激光焊接喷嘴中，激光聚焦透镜有三重保护：透镜周围的一级水冷循环，透镜下

部的横向气帘及二级水冷循环。一级水冷循环直接对镜片起冷却作用，二级水冷循环主要是冷却镜片下面喷嘴部分，减少喷嘴壁对镜片的热辐射，横向气帘则本质上减少聚焦镜上飞溅粒子的数量，使激光聚焦镜片损失减小，提高其工作寿命。这种横向气流没有对焊缝造成任何不利影响。同轴顶吹部分在消减等离子体对激光的屏蔽、保护焊接熔池的同时，其实也有逆吹飞溅颗粒、保护镜片的作用。

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本实验设计的横向气帘是在激光束垂直方向通以高速气流，在光学元件的下方形成气体隔离层，阻挡金属飞溅物的上冲。这种气帘的引入，对于提高激光—电弧复合焊接中聚焦镜片的寿命，具有重要的实用价值。图2.5为组成横向气帘的两单元部件，上、下圆柱基体所用材料为黄铜，材质较软，当上圆柱基体与带凹槽的下圆柱基体面通过螺栓紧固时，能形成较致密的气流空间。

(a)上圆柱基体 (b)下圆柱基体（带气帘凹槽）

图2.5 激光焊接喷嘴横向气帘部分

横向气帘的设计以一定的气体动力学分析为基础，求解气动喷嘴内横向气动窗口的尺寸及所需的气体流量的运动方程为:

F =ρv2CdA/2

(2–1)

F = m(-a) (2–2)

式中, F为气体作用于飞溅粒子上的阻力, Cd为阻力系数, A为粒子在运动方向的正面面积,ρ为气流中空气密度, v为粒子相对气流的运动速度, m为飞溅粒子质量，a 为粒子因阻力产生的加速度(负加速度)。

根据有关文献及相关假设来估算飞溅粒子进入气流层后的运动轨迹[63],飞溅粒子近似为球形，直径Φ为0.1mm，起始运动速度为8m/s，阻力系数Cd近似为无压缩、无粘性的流体中的阻力系数，根据飞溅粒子特点，可以对粒子尺寸和初始运动速度在一定范围内进行理想分类，并在不同气体流速下解方程。图2.6为不同气流速度、粒子速度、粒子质量下求解的运动轨迹。焦距f =100mm的圆锥喷嘴，一个粒子垂直向上运动30mm，必须水平运动20mm才不至于落到聚焦镜片上[] ,按此推算，图2.6中当横向气体流速为15～20m/s正好合适。

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图2.6 喷射粒子通过横向气帘的运动路径 a —vp=7m/s ; va = vary ;Φ= 0.1mm b —vp = vary; va =15m/s ;Φ= 0.1mm c —vp =7m/s ; v a = 15m/s ;Φ= vary vp —initial particle velocity in y direction ; v a —aerodynamic cross flow velocity in x direction ; Φ—particle diameter 据此，对于本实验f=125mm的圆锥喷嘴，由于气帘位置比较接近透镜（约3cm），气体流速需要更快一些，取下限为30m/s，根据Q=ν·s，Q为气流量，v为气体流速，s为气流横截面积，得出横向气帘气流量为18L/min。 2.1.2 电弧焊嘴设计图 2.7 电弧焊嘴示意图在激光电弧复合焊接时，使用了ZP700气体保护焊机原配焊嘴。由于激光焊喷嘴与电弧焊嘴之间的空间较小，装配焊接时，激光光斑与电弧斑点不能达到很好的位置配合，工艺极其不稳定。因此，对电弧嘴稍作了改进。即在喷嘴端口开了两个凹槽，同时增加了喷嘴端口的锥度。改进后的嘴有以下优点: (1) 导电嘴与激光焊喷嘴靠得更近，光斑与电弧斑点位置配合更容易； 23

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(2) 气流喷射较为集中,可适当减小保护气体气流量。通过改进后的激光焊喷嘴和电弧焊嘴组合成的激光—电弧旁轴复合焊矩如图2.8所示，该装置中涉及的参数有： ƒd：激光加工斑点离焦量； d: 激光和电弧的热源间距； θ：电弧倾角，即弧焊与工件的夹角； ℓ：焊丝伸出长度，指导电嘴端口到焊丝末端的距离，对于熔滴的接触过渡，它与焊距工件表面高度h及焊倾角θ相关，ℓ=h/sinθ。旁轴复合水平焊接，若电弧倾角θ在一定的经验范围内（40~75°）变动，它对复合焊接结果没有太大的影响[65]，本实验中，在确保光束和MIG喷嘴的间距无障碍调节，并便于组合基础上，取θ为40°。为保证激光和电弧的有效复合，焊位置的精确调节将是一项非常重要的工作。复合焊中，焊丝伸出长度ℓ通过试验得出最佳范围在10–18㎜之间为佳。本实验装置的顶吹气流量和焊气流量也有一最佳范围：顶吹为12–16L/min，焊为10–17L/min。该条件下，焊缝保护效果好，也更有利于焊接过程的稳定。 CO2激光 ƒ=125㎜ MIG 焊焊接方向 MIG-Laser Φ Ar Ar 焊接方向 h θ d x Laser-MIG +ƒd (a) 示意图 (b) 实物图图2.8 CO2激光—MIG电弧旁轴复合焊矩 24

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2.2 实验材料本实验采用板厚为5–8mm的B等级镇定Q235钢，化学成分如表2.1所示，焊丝规格为φ1.0mm的H08Mn2Si实芯钢焊丝，焊接保护气为纯Ar。表2.1 Q235钢化学成分等级化学成分（%） C Mn Si S P 0.12~0.20 0.30~0.70≤0.03 ≤0.045 ≤0.045 脱氧方法B F、b、Z注：F——沸腾钢；b——半镇定钢；Z——镇定钢 2.3 试验过程及结果 CO2激光—MIG复合热源焊接时， MIG电弧焊接参数调整很重要，先稳定电弧焊的状态，外加激光热源复合时，能更方便比较和讨论复合焊接过程的一些基本物理现象和焊缝变化情况。 A120-500气保焊机用于MIG焊接过程时，电弧焊电源的外特性是平特性，即恒压特性，调节焊接电流—即调节焊丝的送给速度，调节电弧电压—即调节焊丝的熔化速度，很显然，焊丝的熔化速度和送给速度一定要相等，才能保证电弧稳定。在焊接电流一定时，调节电弧电压偏高，焊丝的熔化速度增大，电弧长度增加，熔滴无法正常过渡，一般呈大颗粒飞出，飞溅增多；在焊接电流一定时，调节电弧电压偏低，焊丝的熔化速度减小，电弧长度变短，焊丝扎入熔池，飞溅大，焊缝成形不良。只有焊接电流和电弧电压最佳匹配时，熔滴过渡频率高，飞溅最小，焊缝成形美观。 A120-500 气保焊机对于φ1.0mm焊丝MIG焊接推荐的焊接规范有18~21V/100~160A，19~24V/150~200A，22~30V/200~300A。经实验调节，发现电弧的电流电压在21V/210A参数匹配值下，短路过渡形式，弧焊过程稳定，焊缝美观，飞溅小。于是选择在电弧短路过渡焊接模式下，进行了电弧与不同功率激光的复合，得到焊后试件经线切割，取出焊缝试样，制样研磨、抛光，制备好的试样通过4%的了不同的焊缝形貌。实验过程的部分焊接参数见表2.2。 25

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HNO3酒精溶液腐蚀，清洗吹干，最后焊缝的形貌轮廓通过普通扫描仪扫描记录下来。得到的各焊缝形貌如图2.9所示。表2.2 各焊缝对应的焊接参数焊缝编号激光功率顶吹流量离焦量电压（V）电流（A）焊气流（l/min）热源间距电弧倾角焊接速度 (m/min) 焊丝外长 ℓ（㎜）（KW） (l/min) ƒd(㎜) d（㎜）（°） 1 — 12 0 21 120 14 — — 0.6 14 2 — 12 0 21 120 14 — — 1.0 14 3 1.5 12 0 — — — — — 1.0 — 4 0.5 12 0 21 120 14 0 40 1.0 13 5 0.8 12 0 21 120 14 0 40 1.0 13 6 1.5 12 0 21 120 14 0 40 1.0 13 7 1.1 12 0 21 120 14 0 40 1.0 13 焊缝编号 1、MIG焊(0.6m/min)焊缝外观形貌横/纵截面形貌焊缝熔宽(W)/熔深(D)W=5.36㎜ D=1.08㎜ W=4.86㎜ D=0.90㎜ W=1.84㎜ D=2.36㎜ W=5.16㎜ D=1.04㎜ W=5.44㎜ D=1.67㎜ W=5.84㎜ D=2.47㎜ DMIG=0.87㎜ DHybrid=2.14㎜ 2、MIG焊(1m/min)3、激光1500W 4、激光500W复合5、激光800W复合6、激光1500W复合7、MIG向复合过渡图2.9 不同工艺条件下焊缝外观及截面形貌 26

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2.4 分析与讨论

图2.10 复合焊熔深随激光功率的变化图2.11 复合焊熔宽随激光功率的变化

(焊缝编号：2，4，5，6，7) (焊缝编号：2，4，5，6)

分析以上各焊缝形貌变化情况，0.6m/min的低速焊接条件下，MIG焊缝形貌规则，成型较好，但提高焊速至1m/min时，熔深变小，铺展效果变差，焊缝表面呈稀疏的波纹状，而且焊接过程电弧有一定程度的扰动。外加激光后，同等焊速下，焊接过程更稳定，焊缝外观形貌发生改善。焊缝表面波纹随着激光功率的提高越来越细密，特别是在外加激光1500W时，焊缝表面波纹变化最明显，近乎平滑，成型美观。

从焊缝熔深熔宽变化来看，外加激光后，熔深都较相同焊速下的MIG焊有增加，如图2.10。图2.9中7号焊缝的外貌及纵截面形貌可较明显看出MIG焊向复合焊过渡时焊缝几何形貌的变化情况，熔深增加，熔宽增大，堆高减小。电弧外加激光500W时，熔深没有太大的变化，熔宽稍稍增加；激光功率增加到800W时，熔深较MIG焊有较大增加，激光功率增加到1500W时，焊缝熔深较单独MIG焊和激光焊都要深，熔宽也最大，铺展效果最好。

电弧复合激光后，焊缝表面波纹的密度发生了改变。若在无传质焊接过程中，这种焊缝波纹的变化主要是因为作用于熔池的热源能量密度的变化引起的，热源能量密度越高，焊接熔池越短，熔池前后沿温度梯度越大，冷却后形成的波纹越密集。激光—MIG电弧复合焊接，有传质的过程发生，焊缝波纹的变化还可能与熔滴过渡

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频率的变化有关系，即单独MIG焊时（电压21V，电流120A，焊丝φ1.0），熔滴的过渡形式为短路过渡，较快焊接速度下，熔滴过渡到工件上时来不及连续铺展，所以形成明显的波纹状。当外加激光时，由于激光能量密度高，激光能量和激光小孔效应产生的金属等离子体对熔滴热辐射作用而导致促进熔滴过渡的等效电弧热或电弧力增加，从而使得熔滴过渡的频率增加[66]，波纹变得细密。而焊缝熔深、熔宽的变化则与激光和电弧的能量作用有关。下面将结合电弧焊丝的熔化及过渡与激光的相互作用进一步来探讨上面发生的变化。

在熔化极MIG电弧焊中，焊丝的熔化以及过渡到熔池的特性是影响焊缝质量的重要因素之一。MIG电弧焊时，焊丝具有两方面的作用，即一方面作为电弧的一极导电并传输能量；另一方面作为填充材料向熔池提供熔化金属并和熔化的母材一起冷却结晶而形成焊逢。焊丝的加热熔化主要靠单位时间内阴极区（正接）或阳极区（反接）所产生的热量，弧柱的辐射热则是次要的。

单位时间内阳极区和阴极区的产热量，可分别用电功率PA和PK表示，如(2-3)、

(2-4)：

PA=I(UA+UW+UT) (2-3) PK=I(Uk－UW－UT) (2-4)

UA ：阳极压降；Uk ：阴极压降；UW ：逸出电压，UT：与弧柱温度相应的等效电压。在通常电弧焊的情况下，弧柱平均温度为6000K左右，UT<1V；当焊接电流较大时，阳极区压降UA极小，故上二式又可化简为：

PA=IUW (2-5)

PK=I(Uk－UW)

(2-6)

即阴极区和阳极区的产热量只与阴极压降和逸出电压有关。另外，导电嘴的接触点到电弧端头的一段焊丝上（即焊丝的伸出长度，用ℓ表示）有焊接电流流过，将产生电阻热，这也是焊丝加热熔化的一部分热源，并可用电功率PR表示：

PR=I2Rs (2-7) 式中 Rs——ℓ段的电阻值。

对于导电性能良好的铝和铜等金属焊丝，PR与PK 或PA相比是很小的，可以忽

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略不计；对于不锈钢、钢和钛等材料，电阻率较高，特别在细丝大电流时，焊丝外伸长度越大，PR越大，综合电弧热和电阻热，用于加热和熔化焊丝的总能量可表示为：

Pm =I(Um + IRs ) (2–8)

式中 Um ——电弧热的等效电压，该实验中，焊丝为阳极，Um =UW .于是单独电弧热源焊接的焊丝熔化速度主要取决于式(2-8)所表示的单位时间内用于加热和熔化焊丝的总能量Pm。

实验中采用的是φ1.0的细钢焊丝，需要考虑焊丝电阻热。对于0.8–1.6mm实心

钢焊丝，获得平滑连续的焊缝时，送丝速度与焊接电流有图2.12的关系[67]，图中不同的拟合曲线对应不同直径的焊丝。

根据2-8式可作等效假设变换，设送丝速度Vw与焊接电流Iα有如下关系式：

VW=αIα+βAIα (2–9)

上式中ℓ表示焊丝伸出长度。对于选定了焊丝材料、焊丝直径dw、焊接速度V及电源外特性为平特性时，α和β是常量。假设图2.12中实验时焊丝伸出长度ℓ为定值，且α和β与焊丝直径dw成指数关系，由图2.12中的点拟合计算可得2–10式：

−2.5−2.5

(ipm/A) βA=10−5.95dwα=10−3.dw(ipm/A2) (2–10)

将α和β的英制单位转换为国际单位mm，代入到2–9式可得到：

−2.52.52

VW=101.28dwIα+10−1.03d−wIα(mm/min) (2–11)

2–11式中dw以mm为单位代入进行计算。由2–11式便可得到直径为φ1.0mm焊丝的送丝速度与焊接电流关系曲线，图2.13。当电流I=120A时，VW=3826mm/min. 以此送丝速度作为本次试验的参考值。

电弧外加激光，由雷振龙的研究[66]可推断，激光对焊丝熔化和熔滴过渡有能量与

力的作用，假定激光对焊丝熔化贡献的能量为Plaser，对熔滴过渡产生的等效力为

Flaser，Plaser和Flaser与工艺参数(激光功率、热源间距、离焦量等)相关。

激光—电弧复合焊中，熔滴的过渡最终靠作用于熔滴上的各种力的综合变化。为此建立了焊丝熔滴短路过渡受力模型（图 2.14 ）。该模型认为，焊丝的熔滴在激光

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电弧中受到模型中诸作用力的共同作用，随焊接参数的变化，各种力的大小和方向亦要发生变化，致使熔滴过渡频率不断改变，熔滴过渡形态发生变化。短路过渡的焊丝熔滴受到的力有：重力Fg、表面张力Fσ、电磁力Fe、气体吹力Fq、斑点压力Fb、等离子流力Fd和激光作用等效力Flaser。

图2.12 送丝速度与焊接电流的关系[67]

图2.13 φ1.0mm焊丝送丝速度与焊接电流的关系曲线

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图2.14 激光—电弧复合焊熔滴短路过渡模型

(1) 重力Fg 在短路焊接过程中，每个短路周期内向熔池过渡的熔滴受到平均重力Fg可以表示为[68]

Fg=ρgπ(

dW2

)VW/f (2–12) 2

式中，g为重力加速度(单位：m/s2)；ρ为焊丝密度(单位：kg/m3)；dW为焊丝直

径(单位：m)；VW为送丝速度(单位：m/s)；f为熔滴过渡频率(单位：s–1)。

熔滴平均重力随着焊接工艺参数的不同而有所变化。如本实验的焊丝直径

dW=1.0×10-3m，送丝速度VW=3.8m/min，且假设短路过渡频率f在50–100Hz内变化，由2–12式可计算出Fg介于4×10-6N到7.5×10-5N之间。

(2) 表面张力Fσ 短路过渡当中，有两处存在明显的表面张力，一处是在焊丝末端与熔滴相交并且相切的圆周上，另一处是在熔滴与熔池的接触面上。对于圆柱体液柱与板面接触处，周边的表面张力为：

Fσ=2πRσ (2–13)

式中，σ为表面张力系数(10-3N/m)，它与熔滴的成分、温度、气体介质等因素有

关；R为所计算表面的半径。参考文献69提供的数据，假设缩颈处液桥半径为dW/10，

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熔池半径R=3dW/2，取dW=1.0×10-3m，对于熔融状态的铁取σ=1200×10-3N/m，算出熔滴与熔池的接触面上的Fσ为11×10-3N/m，焊丝末端与熔滴相交处Fσ为

3.6×10-4N/m。很显然，短路过渡过程中，表面张力在总体上是促进熔滴过渡的，而且这个力要比重力大得多。

(3) 电磁力Fe 电流流过熔滴时，导体的截面是变化的，将产生电磁力的轴向分力，其方向总是从小截面指向大截面，大小与电流的平方成正比。在熔滴与焊丝的缩颈处，电磁力的轴向分力促使熔滴过渡。在熔滴与弧柱的电极斑点处，电磁力的轴向分力对熔滴过渡的影响取决于电弧的斑点面积。如果斑点尺寸大于焊丝直径，则促使熔滴过渡；反之，斑点尺寸小于焊丝直径，则阻碍熔滴过渡。电磁力的轴向分力为：

Fez=KI2ln

(2–14) ra

式中，Fez为流体受到的轴向电磁力(单位：N)；K为系数，K=µ0/4π×10-7(单位：

N/A2)；I为沿流体轴向的电流(单位：A)；rb为流体大截面处的半径(单位：m)；ra为流体小截面处的半径(单位：m)。

激光—电弧复合焊短路过渡模式下，短路初期，电磁力阻碍熔滴过渡，在短路液桥建立之后，则开始促进熔滴的过渡。

(4) 斑点压力Fb 电弧中的带电质点（正离子和电子）对电极斑点处撞击产生斑点压力，此力阻碍熔滴顺利过渡。阴极斑点压力比阳极的斑点压力大，所以直流反接时熔滴过渡较为顺利。该力存在于短路过渡时液桥建立之前的一段时间。

(5) 气体吹力Fq 由于气流Ar的保护，对电弧产生冷却作用，使电弧电场强度提高，电弧收缩，弧根面积减小，作用在熔滴上的电极斑点压力增大，阻碍熔滴过渡，严重时会影响电弧稳定性或增大飞溅。但液桥建立后，保护气流降低了金属液态表面温度，使得液态表面张力系数增加，促进了熔滴过渡。

(6) 等离子流力Fd 电弧等离子流力随等离子流从焊丝末端侧面切入，然后流向熔池，有助于熔滴脱离焊丝。等离子流力与焊丝直径和焊接电流有密切关系，采用的焊丝直径越细，电流越大，产生等离子流力和流速越大，因而对熔滴推力也就越

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大。

(7) 激光作用等效力Flaser 这是本文抽象的一个力，只能通过激光作用产生的效应来体现。W.M.Steen研究时发现电弧复合激光时，电弧电流会升高[5]，电磁力和等离子流力是与电流大小相关的，电流越大，电磁力和等离子流力越大，熔滴短路过渡越有利，在这一层面上，激光等效力Flaser对熔滴过渡起到了一个促进作用。另一方面，激光作用产生的等离子体对熔滴的吸引力以及激光作用产生金属蒸汽的反冲力会阻碍熔滴的过渡。因此，激光作用等效力对熔滴过渡会有影响，影响效果要视以上两者的共同作用而定。

综上所述，可以看出，激光—电弧复合焊接短路过渡时，重力、表面张力、电磁力对熔滴的过渡在总体上是起促进作用的；斑点压力、等离子流力则只在短路初期起作用，等离子流力有利熔滴的脱离，斑点压力阻碍熔滴过渡；气体吹力在短路初期阻碍熔滴过渡，液桥建立后促进熔滴过渡；激光作用等效力对熔滴过渡作用比较复杂，有促进的一面，也有阻碍的一面，具体关系还需更深入的研究。

在能量作用上，T.Ished对脉冲MIG焊与YAG激光复合焊接的研究发现，激光与焊丝间距为0mm时，更多的激光能量用于焊丝金属的熔化，而不是增加熔深[70]；此外，激光作用产生的光致等离子体对对焊丝及熔滴形成过程有热辐射作用。可以肯定，激光对焊丝熔化的贡献起到了积极的作用。

据此推测，Plaser和Flaser的联合作用对熔滴的过渡会有很大影响，激光的引入会改变焊丝熔滴过渡的频率和方式，本实验中，电弧焊向复合焊过渡时焊缝表面波纹的变化是一种表象上的体现。

图2.9的复合焊缝横截面形貌中，除了6号焊缝有小孔效应的迹象外，其它的都没有观察到明显的小孔效应。主要是因为本实验采用的CO2激光功率偏低，激光焊接时，若激光功率密度较低，小孔无法产生，焊接过程只能按热导焊机制进行，低功率密度的电弧外加较低功率的激光复合焊也就只能发生相应的热导焊机制，熔深增加效果不佳，如采用500W激光复合焊接的4号焊缝；另一方面，本实验条件下的激光与焊丝间距为0，部分激光能量可能用于焊丝金属的熔化，有效作用于熔深的激光能量减小，于是即便在较高激光功率复合时，也很难有小孔效应的发生。

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2.5 本章小结

本章建立了CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源系统，在碳钢堆焊的实验基础上，

对激光电弧复合焊接进行了初探，得到如下一些基本结论：

(1) 建立CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源系统时，作者设计的激光焊接喷嘴在有横向气帘保护镜片的同时，还有轴向保护气流。横向气帘的引入能有效减小焊接烟尘及飞溅物对激光输出镜片的损伤，轴向气流则可以消减激光加工等离子体对激光的屏蔽以及有效保护焊接熔池。

(2) CO2激光—MIG电弧复合焊接，顶吹气流量和焊气流量有一最佳范围，本实验中，顶吹为12–16L/min，焊为10–17L/min；焊丝伸出长度ℓ在10~18㎜之间为佳。

(3) 在本实验研究的参数范围内，CO2激光—MIG电弧复合焊接较激光和MIG焊明显改善焊缝成型，熔深、熔宽增加，激光功率越大，作用效果越明显。

(4) 建立了CO2激光—MIG电弧复合焊接熔滴短路过渡时的受力模型，MIG电弧复合激光，激光的引入可能会影响熔滴的过渡频率和方式，Plaser和Flaser对熔滴过渡的具体关系还有待进一步的研究和证明。

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3 YAG激光—MIG电弧复合热源焊接工艺研究

激光—MIG电弧复合热源焊接中，影响的因素比较多，如激光功率、电弧功率、焊接速度、热源间距、离焦量、焊接方向及热源夹角、弧焊电源类别、焊接保护气、接头形式及装配条件等。在这些影响因素里面，按照所属焊接工艺的不同，可将这些工艺因素分为三类：激光焊工艺因素、电弧焊工艺因素和其它工艺因素。激光焊工艺因素包括：激光功率、离焦量；电弧工艺因素包括：电弧功率、弧焊电源类别；其它工艺因素包括：热源间距、焊接速度、焊接保护气、焊接方向及热源夹角、接头形式及装配条件等。

在激光功率因素中，激光焦点位置的变化对电弧的稳定性、复合焊缝的熔宽影响不大，但对熔深有较大影响，同激光焊接一样存在一个获得最大熔深的最佳位置。最佳离焦量的选取要视具体的工艺过程来定，与电弧焊的熔滴过渡形式有很大的关系。电弧焊短路过渡时熔池液面高于工件表面，射滴过渡和射流过渡时熔池液面下凹，低于工件表面，所以对于不同的熔滴过渡形式，复合焊时选取的最佳离焦量是不同的。王威在研究电弧焊接短路过渡与YAG复合时，最佳离焦量为-1mm[71]。

T.Ishide对射流过渡的情况作了研究，研究中发现，最佳离焦量为负值，约为-1mm左右[11]。电弧工艺因素中，樊丁在弧焊电源类别对焊缝熔深影响的研究中发现，利用YAG激光—MIG电弧复合焊接铝合金时，发现直流脉冲电弧焊的熔深要比交流电弧焊的熔深大1倍左右[22]。

其它工艺因素的影响中，以热源间距影响的研究为多[14,29,70–72]，从这些研究结果

中可以发现，小功率激光复合电弧热源条件下，焊缝熔深对热源间距敏感，而大功率激光焊接条件下，焊缝熔深在热源间距一个比较大的变化范围内都没有多大改变。焊缝的熔宽则随热源间距的增加而增大。此外，焊接保护气的选择也很重要，合适的气体成分能使得复合焊接过程更稳定，焊接效果更佳[72]。接头形式及装配条件影响的研究发现，I型接头对接焊中，留有一定的装配间隙更有利于厚板的激光—MIG电弧复合焊接[34,35]。

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由于已有的复合焊接工艺参数对焊缝形貌影响的研究大都是以单工艺参数来进行的，缺乏参数之间的相互联系，而RAYES发现激光与电弧能量的匹配对复合焊缝形貌的影响也很重要，它们之间存在着奇妙的关系，在绪论的复合焊接工艺及机理研究现状中已具体提到。为了对这种参数之间的相互作用对焊缝形貌的影响作进一步分析，本章将首先建立和确定一些单工艺因素与焊缝形貌的基本关系，然后再联系其中某些工艺参数，找出它们之间相互作用与焊缝形貌的联系。最后，挖掘复合焊接工艺的一些优势，以扩展其应用范围。

3.1 YAG激光—MIG电弧复合热源焊接

实验采用了YAG激光—MIG电弧复合热源系统。其复合焊矩为HIGHYAG研发的

复合热源焊接专用设备，焊矩通过转接手臂与三维数控车床移动梁相固定，容易实现三维空间焊接。焊矩的激光输出部件与电弧焊部分整合成了一体，结构相对灵活小巧，便于调节。该设备能方便地控制焊接方位，实现焊接过程的自动化。复合焊矩电弧焊倾角固定，与激光束成45°夹角。激光输出末端侧吹保护，以吹除焊接过程产生的等离子体。复合焊矩实物如图3.1。

图3.1 HIGHYAG复合焊矩图3.2 HL 4006 D固体激光器复合热源设备技术参数如下：

Trumpf HL 4006 D：如图3.2，YAG固体激光器，最大输出功率00W，额定最大工作功率4000W，焦距150mm，单束聚焦光斑直径0.6mm。

弧焊电源：LINCOLN PW455X，配套BINZEL送丝机。

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YAG激光—MIG旁轴复合热源系统工作原理如图3.3，激光器、弧焊电源、送丝机、数控平台及工艺参数通过控制器同步调节。

图3.3 YAG激光—MIG电弧热源系统的标准配置

复合焊接过程的电弧电压和电流通过软件实时监测，监测软件界面如图3.4所示，

对应图形显示区的最后一段波形为焊接电弧的电压电流变化图。

图3.4 电弧的监测软件界面

选择热源为11焊接模式，调整工艺参数，利用φ1.0mm的H08Mn2Si实芯钢焊

丝在7.4mm厚碳钢上进行堆焊试验。设计试验的工艺参数和焊缝形貌尺寸见表3.1–表3.11。复合热源焊接时热源间距均为0.

其中焊接的线热输入使用以下公式计算：

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Q=kP60×(kJ/mm) (3–1) V1000P:热源焊接功率； V：焊接速度； k:热源效率因子，MAG焊为0.8[67]，激光焊为0.78[68]. 焊缝形貌的测量如示意图3.5，H表示堆高，W表示熔宽，D表示熔深。图3.5焊缝形貌测量表3.1 不同焊速下的YAG激光热源焊接及焊缝形貌焊缝编号激光功率(kW) 焊接速度V (m/min) 熔深D(mm) 熔宽W(mm) 堆高H(mm) 焊缝区面积A(mm2) 线热输入Q(kJ/mm) 1 4 1.0 4.98 3.1 0.4 9.2 0.1872 2 4 1.5 4. 2.53 0.36 7.3 0.1248 3 5 6 4 2.0 3.85 2.3 0.26 5.6 0.0936 4 3.0 3.75 1.9 0.21 4.8 0.0624 4 4.0 3.18 1.8 0.19 3.7 0.0468 4 4 2.5 3.94 2.02 0.25 5.1 0.0749 表3.2 不同焊速下的电弧热源焊接焊缝编号激光功率(kW) 电弧功率(kW) 平均电压U(V)平均电流I(A)送丝速度Vf (m/min)熔滴过渡模式焊接方向电极前倾电极前倾电极前倾焊接速度V (m/min) 线热输入Q (kJ/mm)7 n/a 3.2 21.7 147.8 6.12 短路8 n/a 2.8 21.1 132.2 6.12 短路9 n/a 2.6 20.5 120.5 6.12 短路注：n/a表示未用 1.0 0.1392 1.5 0.0832 2.0 0.0624 38

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表3.3 电弧焊缝形貌测量值焊缝编号熔深D(mm) 熔宽W(mm) 堆高H(mm) 焊缝区面积A(mm2) 7 0.70 4.53 1.45 7.6 8 0.45 3.74 1.03 4.5 9 0.20 2. 0.45 2.1 表3.4 不同焊速下的复合热源焊接焊缝编号激光功电弧功平均电压U(V) 平均电流I(A)送丝速度Vf (m/min)熔滴过渡模式焊接方向 Laser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIG焊接速度V 线热输入Q 率(kW) 率(kW) (m/min) (kJ/mm)1.0 0.3312 1.5 0.2208 2.0 0.1632 2.5 0.1325 3.0 0.1072 13 4 3.4 22.7 150.7 6.12 短路14 4 3.0 20.7 143.7 6.12 短路15 4 3.0 20.7 143.1 6.12 短路16 4 2.9 20.1 144.1 6.12 短路17 4 3.0 21.6 137.7 6.12 短路表3.5 复合焊缝形貌测量值焊缝编号熔深D(mm) 熔宽W(mm) 堆高H(mm) 焊缝区面积A(mm2) 13 5.16 6.58 1.43 19.8 14 5.3 4.88 1.06 13.6 15 4.42 4.57 0.72 9.4 16 4.21 3.93 0.79 6.2 17 3.9 4.92 1.26 7.1 表3.6 不同电弧功率的复合热源焊接焊缝编号激光功电弧功平均电压U(V) 平均电流I(A) 送丝速度Vf (m/min)熔滴过渡模式焊接方向 Laser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIG焊接速度V (m/min) 线热输入Q (kJ/mm)率(kW) 率(kW) 19 4 2.6 20 126.4 5.10 短路22 4 3.5 22.8 155.2 6.60 短路24 4 3.9 22.8 170.7 7.62 短路26 4 5.7 26.7 211.8 9.17 短路28 4 6.7 28.2 231.6 10.16 射滴1.5 0.2368 1.5 0.2496 1.5 0.3072 1.5 0.3392 1.5 0.1248 39

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表3.7 不同电弧功率的复合焊缝形貌测量值焊缝编号熔深D(mm) 熔宽W(mm) 堆高H(mm) 焊缝区面积A(mm2) 19 4.83 4.85 1.03 11.4 22 4.86 5. 1.09 13.2 24 4.96 5.86 1.08 14 26 5.16 6. 1.1 17.3 28 4.82 7.88 1.31 20.6 表3.8 不同焊接方向的复合热源焊接焊缝编号激光功电弧功平均电压U(V) 平均电流I(A) 送丝速度Vf (m/min)熔滴过渡模式焊接方向 Laser-MIGMIG-LaserLaser-MIGMIG-LaserLaser-MIGMIG-LaserLaser-MIGMIG-LaserLaser-MIGLaser-MIG焊接速度Vs (m/min) 线热输入Q (kJ/mm)率(kW) 率(kW) 30 3 2.4 21.6 115.1 5.08 短路31 3 2.4 22.7 105.5 5.08 短路32 3 2.7 20.6 128.5 6.12 短路33 3 2.7 22.0 120.8 6.12 短路34 3 3.8 22.9 165.7 7.11 短路35 3 3.3 25 133.2 7.11 短路36 3 4.5 24.6 179.9 8.15 短路37 3 4.0 24.0 165.0 8.15 短路38 3 5.9 27.5 213.1 9.73 射滴40 3 9.2 32.5 278 11.2 射滴1.5 0.1704 1.5 0.1800 1.5 0.1800 1.5 0.2152 1.5 0.1992 1.5 0.2376 1.5 0.2216 1.5 0.2824 1.5 0.3880 1.5 0.0936 表3.9 不同焊接方向的复合焊缝形貌测量值焊缝编号熔深D(mm) 熔宽W(mm) 堆高H(mm) 焊缝区面积A(mm2) 30 3.81 4. 0.92 7.9 31 3.71 2.97 1.5 7.3 32 4 4.78 1.04 9.5 33 3.78 3.02 1.12 8.2 34 4.03 4.92 1.02 10.4 35 3.7 3.26 0.96 7.8 36 4.06 5.98 1.24 12.6 37 4.03 4.24 1.65 10.5 38 4 6.55 1.26 13.9 40 3.8 7.8 1. 19.2 40

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表3.10 不同激光功率的复合热源焊接焊缝编号激光功率(kW) 电弧功率(kW) 平均电压U(V) 平均电流I(A) 送丝速度Vf (m/min)熔滴过渡模式焊接方向 Laser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIGLaser-MIG焊接速度Vs (m/min) 线热输入Qin (kJ/mm)50 0.5 3.1 21.7 139.452 1.0 2.9 20 131.5 2.0 3.3 22.3 148.155 2.5 3.3 21.9 151.156 3.5 3.2 22.1 145.66.10 短路 6.10 短路 6.10 短路 6.10 短路 6.10 短路 1.5 0.1084 1.5 0.1178 1.5 0.1304 1.5 0.1524 1.5 0.1680 1.5 0.1804 1.5 0.1092 51 0.8 2.9 20.6 138 6.10 短路 53 1.5 3.1 21.2 146 6.10 短路表3.11不同激光功率的复合焊缝形貌测量值焊缝编号熔深D(mm) 熔宽W(mm) 堆高H(mm) 焊缝区面积A(mm2) 50 0.51 3.56 1.14 5.8 51 0.95 4.32 1.15 7.4 52 1.15 4.12 1.08 7.6 53 1.91 4.56 0.99 8.2 2.90 4.57 1.00 9 55 3.18 4.53 0.99 9.7 56 3.80 5.34 1.03 11.8 41

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3.2 单工艺因素与焊缝形貌的关系

3.2.1 激光功率对焊缝形貌的影响

图3.6、3.7是YAG激光与3.2kW的MIG电弧复合焊接实验的结果，焊接速度

1.5m/min，YAG激光功率从0.5kW逐渐增大至4kW（焊缝编号：14，34，50–56）。可见，复合焊中，激光功率对焊缝形貌的影响很大，特别是对熔深的影响。这主要是因为随着激光功率的增大，用于产生匙孔的激光能量增大，从而能增加熔深，这与单独激光热源焊接有些类似，但熔深的增加并不仅仅是由于激光功率的增大引起的，而是激光与电弧共同作用的结果。激光功率对焊缝熔宽的增加也有影响，但没有像对熔深作用那样显著，如图3.7。

图3.6 激光功率与焊缝熔深的关系图3.7 激光功率与焊缝熔宽的关系

3.2.2 电弧功率对焊缝形貌的影响

在YAG激光功率为3kW，焊接速度1.5m/min时，改变焊接电流大小，发现熔深

熔宽的变化有如下关系：在一定范围内，复合焊缝熔深随着焊接电流的增大而增大，当焊接电流达到180A时，熔深达到最大，随后熔深随着焊接电流的增大而逐渐减小；焊缝熔宽则随焊接电流的增大而逐渐增大。如图3.8的(a)、(b)所示（焊缝编号：30，

32，34，36，38，40）。由于MIG焊时，焊接电流与焊接电压是相匹配的，于是焊接电压与焊缝形貌的关系与电流的类似。在一般电弧焊中，电流主要影响熔深，电

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(a) 电流与熔深的关系 (b) 电流与熔宽的关系

图3.8 电弧电流、电压与焊缝形貌的关系

(a) 电弧功率与熔深的关系 (b)电弧功率与熔宽的关系

图3.9 复合焊电弧功率与焊缝形貌的关系

压则影响熔宽。据此，单独利用电流或电压来讨论与焊缝形貌的关系并不全面，因为此时复合焊缝形貌的改变是焊接电压、电流的共同作用的结果，故应该用电弧功

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率来描述，如图3.9所示。电弧功率对焊缝形貌的影响，后面将会联系与激光功率的相互关系作进一步的分析和讨论。 3.2.3 焊接速度对焊缝形貌的影响

在4kW YAG激光+ 3.0kW MIG电弧复合焊接条件下，随着焊接速度的增加，因焊接热输入减小，焊接熔深、熔宽均减小。图3.10是激光焊、电弧焊以及复合焊焊接速度对焊缝形貌影响的对比曲线图。单独电弧焊在焊接速度达到2m/min时，焊缝已不能很好成型，焊接过程不稳定，但在激光复合的条件下，焊接速度达到3m/min时仍能进行，而且从焊缝的横截面形貌对比来看，如图3.11，相对单独激光热源焊接，复合焊缝上部有明显的电弧焊接作用特征，即说明电弧在此较高焊速下，仍能稳定作用于焊缝，激光有一定的稳弧作用。观察图3.10(a)，激光焊熔深与复合焊熔深的差值在焊接速度变化时不断变化，实验曲线表明熔深差随着焊接速度的增大有不断减小的趋势，造成这种原因的可能是在不太高的焊接速度范围内，激光和电弧有较强的复合强化作用，焊缝熔深较激光明显增加。进一步提高焊接速度，MIG强化作用开始减弱，熔深增加效果减小。

(a) 焊接速度与熔深的关系 (b)焊接速度与熔宽的关系

图3.10 焊接速度与焊缝形貌的关系

（焊缝编号1–9，13–17）

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(a) 4kW激光热源 (b) 4kW激光+3kW MIG电弧

图 3.11 3.0m/min焊速下的激光和复合焊缝形貌 3.2.4 焊接方向对焊缝形貌的影响激光束垂直焊接时，焊接方向是不会对焊缝形貌有所改变的。但旁轴复合热源焊接时，由于激光束和电弧有一夹角，焊接方向会对焊缝形貌有很大影响，如图3.12，两焊缝是在相同的热源功率，不同的焊接方向条件下得到的结果。一般来说，电极相对工件倾斜有前倾和后倾两种，习惯的定义方法如图3.13所示。电弧焊时，电弧电极(焊丝)前倾，电弧力后排熔池金属的作用力减弱，熔池底部液态金属增厚，熔深减小；同时电弧对熔池前方工件的预热作用加强，熔宽增大。电极(焊丝)后倾时，情况与前述相反[76]。 (a)激光引导电弧(32号焊缝) (b)电弧引导激光(33号焊缝) 图3.12 不同焊接方向的复合焊缝形貌激光电弧复合焊时，激光引导电弧(Laser–MIG)焊，即激光在前，电弧在后，电极是前倾的，反之相反。实验的验究结果表明：同等焊接工艺参数下，仅改变焊接方向，激光引导电弧(Laser–MIG)焊的熔深、熔宽比电弧引导激光焊(MIG–Laser)45

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的大，熔深大3%–9%，熔宽大40%–59%。如图3.14和3.15。和单独电弧热源焊接相比，复合焊熔宽的增大趋势与之一致，但熔深增大趋势却与之相反，即电极前倾的激光引导电弧焊熔深比电极后倾的电弧引导激光焊要深，这可能与激光作用于熔池的位置有关。激光引导电弧焊时，激光作用在熔池前沿，有利于形成较大的熔深；电弧引导激光焊时，激光作用在熔池后部，激光能量的传输容易受到熔滴过渡和熔池液态金属向后流动的影响，因此激光能量对熔深的贡献就小。图3.13 电极倾角示意图 (a)电极后倾 (b)电极前倾图3.14 复合焊接方向与焊缝熔深的关系 (焊缝编号：30–33，36–37) 46

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图3.15 复合焊接方向与焊缝熔宽的关系

(焊缝编号：30–33，36–37)

3.3 激光功率与电弧功率的交互作用

从单工艺因素与焊缝形貌关系的分析可以看出，复合焊缝形貌受到很多工艺因素

的影响，而这些因素之间又相互影响，所以选择焊接工艺参数必须全面综合，辩证地考虑各影响因素之间的关系。激光—MIG电弧复合焊接工艺参数相互调节时，是一个比较复杂的过程，要得知其中最主要的影响因素，就需要作进一步的试验分析。激光功率和电弧功率对焊缝形貌有很大影响，也是复合焊中频繁调节的工艺参数，探讨它们两者之间的关系将具有典型和重要的意义。

实验分析前引进2k析因设计的概念：实验中有k个因素，每个因素仅有两个水

平。这些水平可以是定量的，例如是两个温度、压强或者时间的值；也可以是定性的，例如两台机器，两位操作员，一个因素的“高”水平和“低”水平或者一个因素的出现和不出现。这类设计的一个完全的重复需要2×2×…×2=2k个观察值称之为

2k析因设计。本实验中，分析激光功率和电弧功率之间的相互作用，有两因素，需要采用22析因设计。据此可分析出对于复合焊缝的熔深、熔宽的影响，哪一因素会

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占主导地位。记激光功率为因素A，电弧功率为因素B。激光功率采用3kW和4kW，电弧功率采用2.6kW和6kW，其中激光功率的4kW和电弧功率的6kW表示高水平，与之对应的3kW和6kW则表示低水平。设计组合如下：表3.12 22设计处理组合处理组合 A低，B低 A高，B低 A低，B高 A高，B高熔深(mm) 3.81 4.83 4.00 5.16 熔宽(mm) 4. 4.85 6.55 6. 设计的组合在图3.16中以图形来表示，其中“A”表示因素A的效应，“B”表示因素B的效应，“AB”表示AB交互作用。A与B的低水平与高水平分别在A轴与B轴上以“﹣”和“﹢”表示。于是，A轴上的﹣代表激光功率的低水平(3kW)，﹢代表高水平(4kW)，而B轴上的﹣代表电弧功率的低水平(2.6kW)，﹢表示高水平(6kW)。图3.16 22设计处理组合分析设计的四种处理组合用小写字母代表，处理组合中任一因素的高水平用对应的小写字母表示而处理组合中任一因素的低水平用不写出对应的字母的方式来表示。即a代表A为高水平B为低水平的处理组合，b代表A为低水平B为高水平的组合，ab就代表两个因素都是高水平的处理组合。为方便起见，⑴用来表示两个因素都是低水平的。 48

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A在B的低水平上的效应为[a﹣(1)]，A在B的高水平上的效应为[ab﹣b]，取这两个量的平均值得：

{[ab−b]+[a−(1)]}=1[ab+a−b−(1)] (3–2) 22

B的平均效应由B在A的低水平上的效应(即，[b-(1)])和B在A的高水平上的效

{[ab−a]+[b−(1)]}=1[ab+b−a−(1)] (3–3) 22

应(即，[ab-a])，求得：

交互作用效应AB定义为A在B的高水平上的效应和A在B的低水平上的效应

之差的平均值。于是得：

AB=

{[ab−b]−[a−(1)]}=1[ab+(1)−a−b] (3–4) 22

代入代表高低水平作用效果的熔深及熔宽的值到3–2至3–4式，便可得到各因

素的效应。

对熔深的平均效应为：

A=(5.16+4.83−4−3.81)=1.09

B=(5.16+4−4.83−3.81)=0.26

AB=(5.16+3.81−4.83−4)=0.07

对熔宽的平均效应为：

A=(6.+4.85−6.55−4.)=0.20

B=(6.+6.55−4.85−4.)=1.90

AB=(6.+4.−6.55−4.85)=-0.11

可见，对于熔深的效应，A和B都是正的，即单独的激光功率或电弧功率从低

水平增至高水平时，焊缝的熔深都会增加，A(激光功率)的效应为1.09，起主要作用，而B(电弧功率)为0.26，效应相对要小。对于A、B两个主效应来说，交互作用效应

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AB要小些，但为正值，即说明了激光电弧的交互作用对熔深有额外的增强效应，在一定程度上应验了“1+1＞2”。

对于熔宽的效应，从A、B、AB的效应值来看，B(电弧功率)则是最主要的效应，

A也有，但相对B来说很小。AB的交互作用对熔宽来说是负效应，这也在一定程度上验正了激光电弧相互作用时，激光有拘束、压缩电弧的作用。

由于高低水平参数下复合焊接实验只进行了一次，没有考虑实验的随机误差，这

对分析的可信度有一定影响。为此，通过回归模型来算出该次22设计残差进行检验。该实验的回归模型是：

y=β0+β1x1+β2x2+ε (3–5)

将由代表A、B高低水平得出的熔深、熔宽值代入3–5式进行计算，得出熔深、

熔宽的拟合回归模型，yD表示熔深值，yW表示熔宽值。

1.090.26

yD=4.45+()x1+()x2 (3–6)

220.201.90

yW=5.5+()x1+()x2 (3–7)

当A(激光功率)、B(电弧功率)处于低水平时，熔深、熔宽的预测值是：

1.090.26

yD=4.45+()(-1)+()(-1)=3.775

220.201.90

yW=5.5+()(−1)+()(-1)=4.595

在此处的实验值为3.81，4.。其残差是

eD1=3.81-3.775=0.035 eW1=4.-4.595=-0.055

同理，可计算其余的预测值和残差。对A(激光功率)处于高水平，B(电弧功率)

处于低水平时有：

1.090.26)(+1)+()(-1)=4.865 220.201.90

yW=5.5+()(+1)+()(-1)=4.795

22yD=4.45+(

以及

eD2=4.83-4.865=- 0.035

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eW2=4.85-4.795= 0.055

对A(激光功率)处于低水平，B(电弧功率)处于高水平时有：

1.090.26

)(−1)+()(+1)=4.035 220.201.90

yW=5.5+()(−1)+()(+1)=6.495

22yD=4.45+(

以及

eD3=4.00-4.035=- 0.035 eW3=6.55-6.495=0.055

对A(激光功率)、 B(电弧功率)都处于高水平时有：

1.090.26)(+1)+()(+1)=5.125 220.201.90

yW=5.5+()(+1)+()(+1)=6.695

22yD=4.45+(

以及

eD4=5.16-5.125=0.035 eW4=6.-6.695=-0.055

从计算的残差值大小来看，是令人满意的，在一定程度上可保证结论的有效性。

如要进一步确认，可进行多次重复实验，以此来绘制激光功率和电弧功率作用效果的残差正态分布图，若图形结果符合正态分布曲线走向，则可完全确定结论的有效性。

进而分析电弧功率与复合热源功率的能量配比值κ与焊缝形貌的关系，定义

κ=Pm/(Pm+Pl)，其中Pm表示电弧功率，Pl表示激光功率，发现功率为常量的YAG激光与不同功率的MIG电弧复合时，κ与焊缝熔深、熔宽有如下关系：焊缝熔深随着κ的增大先逐渐增大而后逐渐减小，熔深达到最大时κ值的大小约为0.6，两组实验点的曲线走向趋势都有类似的关系，图3.17(a)、3.18(a)。焊缝的熔宽则是随着

κ的增大不断增大的。

从前面的析因分析得知激光—MIG电弧复合焊中，激光功率主要影响焊缝熔深，电弧功率主要影响熔宽，激光电弧的交互作用有利于增加熔深，却负作用于熔宽的

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增加。这里，激光功率不变，增大电弧功率，熔深先增大后减小，激光电弧复合强化作用先增强后减弱，说明激光电弧相互作用于焊缝有更深一层的关系。复合焊缝随着电弧功率先增后减可能有以下几种原因。

(a) 能量配比与熔深的关系 (b) 能量配比与熔宽的关系

图3.17 能量配比与焊缝形貌的关系(3kW激光)

(a) 能量配比与熔深的关系 (b) 能量配比与熔宽的关系

图3.18能量配比与焊缝形貌的关系(4kw激光)

当作用于焊缝的电弧功率增加时，电弧的电流电压增加，电流电压增加到一定值

时，熔滴的过渡模式发生改变，从而可能改变了激光作用于熔池的方式，使得产生匙孔的有效激光能量减小。本试验中，复合焊缝熔深减小时，电弧电压达到了27V，电流超过了210A，该电弧参数焊接模式下，熔滴过渡模式介于射滴与射流之间，而之前，熔滴是短路过渡模式，短路过渡条件下激光作用于熔池是连续的，能量没有被熔滴阻断，变为射滴过渡之后，作用于熔池的激光束很可能被以一定频率向熔池

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过渡的熔滴所阻断，激光束对熔池的作用变成了一种脉冲过程，导致了连续激光输出条件下的“脉冲”焊接，于是相同时间内作用于熔池的激光能量减小，进而导致焊缝熔深减小。

另外，弧焊时，电弧功率增大，熔化金属更多，熔池内部的扰动就会增大，动力

学过程更复杂。Y. Naito等人[76]利用X射线实时检测仪观察YAG激光–TIG电弧复合焊接熔池时，发现熔池中的熔化金属有两种流动趋向：一种是熔化金属先绕匙孔前沿向后沿流动，随后流向焊缝底部；另一种流动趋向不是很强烈，起始于匙孔底部，沿匙孔底部流向熔池后沿，如图3.19。后一种流动很大程度上取决于前一种流动与匙孔底部的冲撞程度，熔化金属的后一种流动使得复合焊熔池变得更宽。以此模型作为参照，YAG激光–MIG电弧复合焊时，电弧功率的增大，一方面熔池熔化金属过多导致匙孔形成过程承受的液态静压力过大；另一方面，熔池内部的搅动更剧烈，液体流动阻力产生的压力增加。由于这两者的共同作用，由1–1式知深度小孔形成的难度增加，形成过程中容易塌陷，从而使得焊缝熔深减小。

(a)304型GI光纤传输激光复合效果 (b)304型SI光纤传输激光复合效果

图3.19 TIG–YAG复合焊接熔池熔化金属流动示意图

3.4 激光—MIG电弧复合焊接的效率优势

在研究复合热源焊接速度对焊缝形貌的影响时，复合热源焊接的熔深大部分情况

下比单独激光热源的要深，见图3.10(a)。焊接速度为1.5m/min时，复合焊与激光焊相比，熔深增加14%；焊接速度为2m/min时，复合热源焊接熔深较激光焊增加15%。

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堆焊7.4mm厚碳钢板时，达到3.9mm熔深时，复合焊接速度较激光焊的2m/min提

高到了3m/min，提高了50%；对于4.4mm熔深，复合焊接速度从激光焊的1.6m/min提高到了2m/min，提高了25%。

图3.20 不同热源焊接焊缝区面积的比较

焊接时，假设焊缝区面积的大小是与焊接线热输入大小成正比的，则发现在焊接

速度为1–2m/min时，复合热源焊缝区面积要比单独激光热源和电弧热源焊接的焊缝区面积之和要大。关系如图3.20。

以焊缝区面积代表线热输入能量，并以3–1式作为计算公式，MAG焊的热源热效

率为0.8，激光焊热源效率为0.78.则可据此推出激光电弧复合热源的热效率在0.88左右，激光电弧复合热源较激光和电弧单独热源提高了热源能量利用率。

3.5 激光—MIG电弧复合焊接适应性

为了验证复合热源焊接的焊前低适应性，进行了平板的错边量、间隙容限及对中偏离焊接试验。试验采用YAG激光—MIG电弧旁轴复合热源系统，YAG激光功率

3.5kW，离焦量为0，复合焊接送丝速率为7.1m/min，焊接速度1.0m/min，Ar气保护，气流量25 L/min。试件为工业型材，接头处有较大的V型坡口。试件尺寸：

180×40×4.5mm3。

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3.4.1 错边适应性试验

错边量设置：将一平板水平装夹固定，另一拼焊平板一端与固定平板对齐，一端垫2mm厚垫板，这样就形成了0–2mm逐渐变化的错边量，平板装配示意见图3.21。焊前装配间隙通过卡规测量，在0.07–0.12mm之间变动，属于YAG激光焊焊前容许装配范围之内。

图3.21 错变设置示意图

焊后发现错边焊缝正面成型很好，但背面焊缝距焊接起始端160mm处出现了熔

透不足的现象。图3.22的Ⅱ段曲线是错边试验焊接过程的电压电流监测图，电流电压没有出现大的波动，表明该段复合焊接过程稳定。

复合热源拼焊的最大错边容限δ为160/180×2=1.8mm，达到了板厚的40%，即说

明在错边很大的情况下，复合热源也可实现可靠的连接，图3.23是错边容限试验的复合焊缝形貌，(a)的接头端口焊前通过砂纸打磨，焊缝成型美观；(b)的接头端口焊前未作任何处理，熔合线附近的焊缝区出现了很多宏观气孔。

图3.22 错边试验焊接过程的电压电流监测

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(a)砂纸打磨，0.8mm错边量 (b)未作任何处理，1.5mm错边量

图3.23 错边复合焊接焊缝形貌

3.4.2 间隙适应性试验

焊前装配间隙在0–1.7mm之间变化，装配示意如图3.24，接头端口焊前通过砂纸打磨处理。

图3.24 间隙装配示意图

图3.25 焊缝背面成型情况

复合焊缝在距焊接起始端155mm处出现了不稳定现象，焊缝间隙填充不足，如

图3.25，焊缝间隙容限δ=155/180×1.7=1.5mm。而一般YAG激光焊接时，缝宽间隙超过0.3mm就容易出现焊缝成型不稳定的现象，可见，复合热源的间隙容限较单独激光热源有了很大提高。图3.26是拼焊间隙为1.2mm的复合焊缝形貌图。

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图3.26 1.2mm间隙量的复合焊缝图3.27偏离拼缝中心0.3mm

3.4.3 对中适应性试验

同上面两次适应性试验设置原理一样，对中偏移量逐渐改变，偏移量的大小由

0–3mm变化，焊后发现在距起始端70mm处，拼焊焊缝背面出现了侧熔现象，熔化金属开始明显偏向焊缝一边，继续焊接30mm距离，拼缝背面已看不到熔透金属。即该条件下的热源对中容许中心偏移量为1.1–1.5mm之间。图3.27是复合热源偏离焊缝中心0.3mm时的焊缝形貌。

3.5 本章小结

本章通过碳钢的YAG激光—MIG电弧复合热源堆焊及拼焊实验，讨论了复合热

源焊接单工艺因素及多工艺因素交互作用对复合焊缝形貌的影响，验证了复合热源对焊件焊前装配的低适应性，发掘了复合热源焊接的效率优势。得到如下一些结论：

(1) MIG电弧焊接，2m/min焊速下，焊接过程出现不稳定，外加激光后，稳定焊接的速度可达到3m/min，激光有一定的稳弧作用。

(2) 复合热源的焊接方向对焊缝形貌有很大影响，本实验条件下，激光引导电弧焊比电弧引导激光焊的焊缝熔深、熔宽大，堆高小。

(3) 在一定焊接工艺条件下，激光功率主要影响复合焊缝的熔深，电弧功率主要影响熔宽，激光电弧的交互作用有利于增加熔深，却负作用于熔宽的增加。

焊缝熔深随着电弧功率的增大(4) 3kW或4kW的YAG激光与MIG电弧复合时，

先增后减，熔深最大时，电弧功率与复合热源功率的比值κ约0.6。

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(5) 2m/min焊接速度下，复合热源焊接熔深较单独激光热源提高15%；达到相同的焊缝熔深，复合热源焊接速度较单独激光焊提高25–50%。

(6) 4kW YAG激光+3.0kW MIG电弧复合，在1–2m/min焊接速度下，复合热源的焊缝区面积大于单独激光焊缝区与电弧焊缝区面积之和，复合热源的焊接热效率高于单独的激光热源和电弧热源。

(7) YAG激光—MIG电弧复合热源焊接适应性好，对于4.5mm厚平板拼焊，最大间隙容限为1.5mm，最大错边量为1.8mm，形成良好焊缝的最大热源偏移中心距在1.1–1.5mm之间。

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4 激光—MIG电弧复合焊接Al合金的应用

铝合金的激光焊接是十分困难的，在20世纪80年代初还被认为是一个禁区，主

要是由于铝合金存在对激光的高反射和自身的高导热性。激光加工的优越性却又极大地吸引着大批从事材料激光加工的科研工作者，他们使得铝合金激光焊接成为可能。而且随着近年来高光束质量扩散型板条CO2激光器及大功率YAG激光器的出现，以及这方面研究的丰硕成果，能用激光进行焊接的铝合金种类越来越多，由开始纯粹的航空航天领域普及到今天民用的方方面面。但一些情况下，铝合金的激光焊接依然存在许多缺陷，如气孔、热裂纹及焊缝化学成分损失等。激光电弧复合热源焊接被提出是一种好的铝合金连接方法，认为该种方法能克服铝合金焊接中的一些缺陷[77,78]。

本章将在分析铝合金激光焊接性和缺陷形成机理上，利用所掌握的激光—MIG

电弧复合热源焊接技术，采用YAG激光—MIG复合热源系统对ZL114铝合金进行焊接试验，探索出一种高质量、高适应性和高效率的铝合金焊接工艺。

4.1 铝合金激光焊接性及缺陷

4.1.1 铝合金的激光焊接性

铝合金对激光反射很强，例如，铝对波长为10.6µm的CO2激光的反射率高达97%以上。为了克服铝合金的高反射和高导热性所造成的能量耦合的壁障，铝合金的激光焊接要求更高的功率密度(约为钢铁材料的5倍)，对激光器的输出功率和光束质量要求极高。除此之外，铝合金的激光焊接还存在其它一些难点：铝元素的电离能低，焊接过程中光致等离子体易于过热和扩展，焊接过程稳定性差；铝合金属于典型的共晶型合金，在激光焊接快速凝固条件下更容易产生热裂纹；激光焊接熔池深宽比大，气泡不易上浮，容易产生气孔；液态铝合金流动性良好、表面张力低，焊接过程不稳定造成焊接熔池剧烈震荡，容易出现咬边、焊缝成型不连续，严重时造成小

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孔突然闭合而在焊缝中产生直径较大的工艺孔洞、或小孔在闭合前由向外喷射的等离子体将液态金属吹出熔池而形成所谓的blowhole等。铝合金激光焊接的主要问题可以概括成6个方面，如图4.1所示[3]。图4.1 铝合金激光焊接性的主要问题激光加工的前提是激光能量被加工材料充分吸收，铝及铝合金激光焊接时，材料对激光吸收率由公式ελ( T) = 0. 365{ρ[ 1 +β( T - 20) ]/λ}1/ 2决定。式中 ρ ———铝合金20 ℃的直流电阻率，Ω•m β———电阻温度系数， ℃- 1 T ———温度，℃ λ ———激光束的波长，m 铝合金吸收率是温度的函数，当铝合金表面一旦熔化、汽化时，其对激光的吸收率迅速增加到90 %以上[79]。图4.2 改变工件焊缝的形状为提高材料对激光的吸收率，可用如下几种办法[3,77,79]：1.改变材料表面状态，改变材料表面状态的方法可以采用涂层、表面氧化处理或表面粗糙化处理等。不同的处理方法，材料表面对激光的吸收存在很大的差异；2. 选用短焦距透镜和利用低60

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阶模输出可使光斑尺寸减小，激光功率密度增大，铝合金对激光的吸收率增大；3. 合理设计焊接缝隙来增加铝合金表面对激光能量的吸收。如图4.2所示。 4.1.2 气孔及裂纹形成机理

激光焊接铝及铝合金时，普偏存在气孔和热裂纹的问题。其中气孔的形成机理说法主要存在以下几种：溶氢小孔；激光焊接时匙孔闭合塌陷以及工艺不稳定因素所致气孔；低熔点元素的蒸发导致的气孔。

不同的学者对气孔的具体分类不同，左铁钏[3]认为铝合金激光焊气孔主要为氢气孔，空气和保护气中的水分以及氧化膜中吸附的水分是产生气孔的主要原因。左根据气孔的形成机制将之分成两类：一类是溶入熔池中的氢析出而形成的气孔，称之为冶金气孔。这类气孔大多为球形，内壁光滑；另一类气孔则是由于未完全熔化的氧化膜中的水分因受热分解析出氢，称之为氧化膜气孔。这类气孔形状不规则，且气孔内一般可发现未熔化的氧化膜。A. Haboudoua等人[80]则将气孔分成另两大类：溶氢小孔和II类气孔。溶氢小孔的尺寸范围为50~200µm，形状规则，气孔多为球形，内壁光滑。这与左铁钏阐述的冶金气孔类似。但II类气孔范围就要广泛的多，A.

Haboudoua等人实验的A356和AA5083铝合金生成的气孔尺寸范围为300~600µm，他由尺寸判定肯定不是H气孔，因为H气孔形成不了这么大的尺寸。认为它是由于匙孔闭合塌陷以及工艺不稳定因素所致，低熔点元素的蒸发（如Al-Mg合金中）。孔壁可发现Mg的氧化物。

Maneharu Kat snna和Qu Yan对A3003、A6061、A6N01、A5052、A5182进行CO2激光焊接，利用气体光谱分析法对微孔中气体成分进行分析，发现气孔中气体成分为90 %的H2和10 %的N2，微孔产生与氢在高温大量溶入有关；对于不规则气孔，借助SEM观察和孔内EDX分析，结果表明孔内壁镁的含量是焊缝附近的4倍，估计不规则大气孔与镁的蒸发烧损有关[79]。

近年来，以日本大阪大学焊接研究所A.Matsunawa教授为代表的研究人员，利用

特制的细焦X射线投射成像设备实时检测出了金属激光焊接中小孔的二维形状，结果

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表明，在金属的激光焊接过程中，小孔的形状是非对称的，而且不稳定，小孔后沿熔体有向前倒塌的过程，在金属内部形成封闭的气孔81,82]。这项创造性的工作有力地说明了两件事实：(1)大功率密度激光焊接时出现的小孔是不稳定的；(2)小孔倒塌后会把小孔中部分气体盖在下面，非常容易形成气孔。

因此，减少铝合金焊缝气孔的有效措施之一就是掐断焊接时氢的提供源，如彻底清除铝合金母材和填充材料表面的油污、氧化层，保持铝合金表面充分的干燥，使用Ar等惰性气体保护熔池表面。另外就是改善工艺方法，如激光附加电弧热源焊接，减缓铝合金焊缝熔池的凝固速度，便于气体的析出。

至于热裂纹的形成机理，国内外学者则对之研究相对较少。一般来说，铝合金的焊接裂纹都是热裂纹，是熔化的铝合金在凝固过程中局部塑性变形量超过其本身所能承受的变形量的结果。铝合金的热膨胀系数比钢铁材料约高1倍，熔融铝合金凝固时收缩率也高达5%以上。因此，铝合金焊件焊接应力大，热裂敏感性强。一般认为，合金结晶的温度区间越宽，产生热裂纹的倾向性越大。实际经验表明，铝合金中的合金元素种类和数量对焊接热裂纹影响较大。Al–Mg系、Al–Si系和Al–

Mn系合金的焊接性良好，不易产生焊接裂纹；而Al–Cu系、Al–Zn系和Al–Mg–Si系的热烈倾向性大。Cu、Mg、Zn、Si等合金元素对Al的分配系数小于1，在包晶边界和结晶晶粒边界偏析，形成共晶相。共晶相具有低熔点，是结晶裂纹产生根源。此外，焊接方法和焊接参数对裂纹的产生也有影响，但没有成分影响明显[83]。

不同铝合金激光焊接时的裂纹形态主要归结为6种 [3]：（1）沿焊缝中心裂纹；（2）沿焊缝熔合线裂纹；（3）焊缝中的晶间裂纹；（4）热影响区的液化裂纹；（5）因氧化膜引起的裂纹；（6）晶间显微裂纹。

通常防止热裂纹产生的方法是在焊接时添加合适的合金元素。添加的合金一般都含有Zr、Ti、B、V、Ta等元素，它们的作用是生成难熔的金属化合物，细化晶粒，阻止裂纹的产生。例如，激光焊接Al–Mg–Si合金时，填充AlMg4.5MnZr合金，没有裂纹出现。也有实验表明，用聚焦位置周期性变化的激光进行铝合金焊接，可以降低热裂纹敏感性[84]。

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4.1.3 焊缝化学成分变化

铝合金中合金元素Mg、Zn等强化元素在激光焊接时，由于这些低熔点合金元素

烧损，严重影响焊缝强度。Mg的沸点1380K，比Al的2727K低，Mg首先蒸发烧损。这在王希靖[85]和朱宏[86]的研究中有具体提到。

由于高能量密度聚焦激光束的作用，铝合金激光焊接接头中存在着合金元素的蒸

发与烧损，研究表明56合金焊缝中的Mg含量由5.11%降到4.17% ，7075合金中Zn含量由5.16 %减少到5.11 %～5.15 %。蒸发损失在整个焊缝熔化区都发生,但在熔化区的中部和上部，损失量最大。沿晶界的偏析分布，EMPA分析表明，对于7075合金，从晶粒中心到晶界，Zn 浓度由2.15 %～3.15 %提高到10% ，Cu浓度由0.15 %提高到

3.15 % ，Mg 浓度由1.15 %提高到5 %。Cu、Zn、Mg等合金元素沿晶界的偏析分布，将会在晶界产生低熔点易熔共晶，从而导致焊缝结晶裂纹倾向增大。

对于加工硬化状态的非热处理强化3003和56合金来说,热影响区由于退火而产生软化，同时，56合金由于Mg的蒸发导致固溶强化效果的下降而引起焊缝强度的下降，对于时效状态的可热处理强化的2000系、6000系、7000系合金,焊后由于过时效，焊缝金属强、硬度显著下降。

4.2 ZL114的激光—MIG电弧复合焊接研究

4.2.1 铝合金焊接材料

试验用ZL114铸造铝合金，主要成分与ZL101合金相似，属于Al－Si－Mg系。母材中Fe及其杂质含量比较严格，以此提高合金塑性；Mg、Cu等合金元素的加入，可以加强热处理强化效果，提高合金的机械性能；另外，加入了少量的Ti可细化组织，提高力学性能。该类合金主要用于铸造承受高负荷形状复杂的飞机和导弹的高强度铸件。合金主要相组成是α固溶体、（α+Si）共晶、Mg2Si和Al3Ti。母材化学成分如表

4.1。

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表4.1 母材化学成分(%) ω(Si) ω(Mg) ω(Cu)ω(Mn)ω(Fe)0.10 0.10 0.20ω(Ti) ω(Al) 6.50－7.500.45－0.75 0.08－0.25 余量由于ZL114母材中含有低熔点成分Mg，焊接过程中肯定会有一定程度的蒸发损失，于是会影响接头强度的下降，为此在实际应用中选择焊丝时，需要考虑到焊缝化学成分补偿的问题。本试验主要目的是为了研究铝合金的激光—MIG电弧复合焊接工艺方法，考虑到便利性，选择了铝合金焊接时常用的4043型铝焊丝，直径Φ1.6mm。其化学成分如表4.2。表4.2 填充焊丝化学成分(%) ω(Si) 4.50－6.00ω(Mg) ω(Cu)ω(Mn)ω(Fe)ω(Ti)ω(Zn) ω(Al) 0.05 0.30 0.05 0.080.200.10 余量实验采用铝合金为标准试件规格：对焊平板件：300×200×5mm； 300×200×8(/12)mm；对焊圆筒件：Φ300×300×5mm；Φ360×300×8(/12)mm. 4.2.2 焊前工艺准备焊前有必要对工件进行预处理，如丙酮脱脂、砂纸碾磨、喷砂、激光清理等，以清除焊缝接口处的油污杂质以及氧化膜，减少焊缝气孔产生的来源。不同的预处理方法会有不同的效果，试验表明预处理方法中刮刀刮和化学清洗对焊缝气孔的消减最为有效[3]。为此焊前试件表面选择了砂纸碾磨和丙酮清洗。另外，填丝熔焊中，焊缝中有部分熔化金属来自填充金属，填充金属亦带有H的提供源。特别是厚板拼焊，接头面一般都会开坡口，由熔合比知道焊缝熔化金属大部分来自于填充焊丝，而且焊缝单位体积内焊丝的比表面积比接头比表面积更大，于是H的提供源比母材接头更多，焊丝就更需要表面预处理。送丝时，BINZEL送丝机对焊丝进行了烘干处理，消除焊丝表面的潮气，减少H的提供源。由于液态铝的表面张力小，与氧和氮的亲合力强，带有激光复合热源的焊接熔

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池过热度较大，采用自由成型工艺时，不仅焊缝背面成型不良，而且在焊接时熔池背面吸氢容易导致气孔的产生，同时熔池与氧和氮反应生成Al2O3和AlN使焊缝背面发灰发暗。为此，拼焊试验中，板和筒采用了止口形式，以期焊缝成型更为改善。止口形式接头几何尺寸如下：图4.3 2mm板止口形式图4.4 8mm板止口形式图4.5 8mm厚度平板止口对接装配图表4.3 止口焊接件的几何尺寸尺寸板厚 5 mm 8 mm b1 mm 8 100 b2 mm 15 100 b3 mm 100 8 b4 mm 100 — h1 mm 2 2 h2 mm 5 12 h3 mm 5 8 a ° — 30 ℓ mm 300 300 注：ℓ指试件纵向长度 4.2.3 平板和筒体复合热源拼焊采用YAG–MIG电弧复合热源系统进行拼焊试验，选择了不同的焊接方法和焊接顺序。筒体环缝采用专用夹具对接，焊接熔池通过氩气保护，电弧保护气流量为12L/min，侧吹气流量15L/min；横向气帘通过压缩空气保护，气流量为50L/min。其它主要工艺参数如表4.4和表4.5所示，成品焊接试样如图4.6。 65

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表4.4 平板对接焊编号 1 2 3 4 5 **接头板厚(mm) 2mm 2mm 8mm 8mm 8mm 接头形式止口对接止口对接止口对接止口对接止口对接焊接方法激光焊复合焊激光焊电弧焊复合焊复合焊激光功率(kw)3 3 3 - 4 4 2 焊接电压(V) - 17.9 - 17.9 20.3 15.9 20 焊接电流(A) - 138 - 138 173.5 111.3 182.1 热源间距(mm)- 2 - - 0 0 0 送丝速度(m/min) - 3.96 - 3.96 6.10 4.06 5.08 焊接速度(m/min) 3 3.0 1.5 0.8 1.0 1.0 0.8 表4.5 圆筒对接复合焊编号 6 7 8 *接头板厚(mm) 2mm 8mm 8mm 接头形式止口对接焊接方法复合焊复合焊复合焊激光功率(kw)3 3 4 2 焊接电压(V) 18.6 17.9 14.4 20.1 焊接电流(A) 102 138 126 182 热源间距(mm)0 2 0 0 送丝速度(m/min) 4.06 3.96 4.06 5.08 焊接速度(m/min)3.0 0.5 1.0 0.8 I口对接止口对接注：焊缝编号带*号为在美国夫琅和费激光技术中心进行的，采用同样的焊接设备，其中2号和7号焊缝离焦量为-1mm，开坡口接头以底面为准加工面，其它接头焊接离焦量都为0mm；7号焊缝对接口装配间隙为0mm. 图4.6 激光—MIG复合焊接试样成品 4.2.4 焊缝形貌及微观组织分析各工艺参数对应下的焊缝外观形貌及横截面形貌如图4.7所示，其中W表示熔宽，D表示熔深。焊缝横截面比例尺寸参照各接头板厚。 2mm厚的铝合金板接头对接焊，对接间隙为0，控制好工艺参数，是可以用单独激光热源焊接的，图4.7中的1号焊缝就是使用3KW的YAG激光焊接的结果，观察焊 66

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编号焊缝外观形貌横截面形貌几何尺寸 1 W=2.6mm D=2.9mm 2 *W=5.2mm D=3.7mm 3 *W=6.8mm D=7.0mm 4 W=7.8mm D=8.4mm 5 W=9.7mm D=9.0mm 6 W=5.4mm D=2.9mm 7 *W=11.2mmD=5.4mm 8 图4.7 焊缝宏观形貌 W=9.5mm D=9.6mm 缝横截面几何形貌，比较理想，但焊缝表面成型不美观；采用复合焊(2号焊缝)后，67

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焊缝的熔深熔宽都增加，而且表面成型很好。8mm厚对接头，若用单独YAG激光热源焊接，所需功率通常为6KW以上，试验所用4KW激光器不可能单道焊透。为此，试验选择了复合热源焊接及激光焊打底二道电弧焊接的工艺方法，以进行比较。 3号焊缝接头开Y型坡口，钝口边尺寸为5mm，采用单独热源顺序组合多道焊接，激光焊打底，第二道电弧焊，出现未熔透。原因是Y型坡口下部钝口边过大；若减小钝口边尺寸或适当增加激光功率，焊缝成型也是可以满足要求的。筒体环缝只有前100mm处成型良好，后面部分8mm板厚筒体零间隙对接复合焊，却没有对焊成功，工艺不稳定，可能是由于对接缝隙边沿对入射激激光反射造成的。从前面100mm环缝截选的7号焊缝横截面观察，熔深5.4mm，未焊透；开V型坡口后，4号焊缝单道复合焊，熔深达到了8.5mm。但焊后发现，此类V型坡口厚板接头，复合焊时不是很稳定，有时V型尖头都没有熔掉。这可能是因为MIG电弧弧柱比较大, 而V型尖头处过于窄, 在尖头处电弧直接在V型坡口两侧燃烧, 形成的等离子体也只停留在坡口表面而不能达到V型坡口底部。此外在V型尖头处电弧受到了强烈的压缩, 此时电弧的等离子体密度非常高, 激光穿透电弧将要耗费大部分的能量, 到达坡口底部也形成不了深熔焊, 并且焊接过程也极不稳定。于是对V型坡口作了小小改进，变成类U型坡口，将尖头处改成平底，小平台的宽度为2mm, 如图4.8。焊后发现类U型坡口能够减少电弧的压缩, 提升激光的利用率, 整个焊接过程也比较稳定，并且在激光的引导下电弧能够到达小孔深处, 从而增加熔深,达到对接的目的。图4.8 平底类U型坡口由于板厚过大，该功率条件下的4号焊缝V型坡口单道复合焊出现了填充不足，需要第二道焊接。该请况下，第二道焊接采取电弧焊或复合焊都可，但考虑到电弧焊的焊接速度较慢，降低了生产效率，于是选择复合焊接，适当降低激光功率，因为第二道焊接以填满V型坡口上部为主要目的，并不需要太多地增加熔深。5号平板68

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对焊和8号筒体对焊采用类U型坡口，双道复合焊，焊缝成型满足了要求。环缝第二道复合焊中，为保证与第一道环缝轨迹的吻合，需要连续焊接，同时激光功率需要调节变小，为此，试验选择了逐渐衰减激光功率的方法，即第一道焊缝焊完后，筒体每转过1°，激光功率衰减一定值，一直达到第二道焊缝选取的功率值为止。8mm厚筒体对焊选择了每旋转1°衰减500W。

焊后对1号、2号平板和5号筒体焊缝进行X射线探伤，发现1号焊缝气孔检查未达

到要求，2号和5号焊缝气孔等级为II级，达到了预定要求。参考前面焊缝气孔形成机理的分析，我们将焊缝气孔分为两类，一类为微观气孔，直径通常小于200µm；宏观气孔尺寸则为300µm以上。通过焊缝纵截面剖析观察，复合焊缝中存在的宏观气孔（≥

300µm）主要分布在熔池中下部，形状比较不规则，与左铁钏和Haboudoua描述的Al合金激光焊接宏观气孔特征类似。微观气孔的典型形状如图4.9，为球形，内壁光滑，尺寸较小，图中该气孔直径为20µm，这类气孔比较均匀分布在焊缝内部。

图4.9 复合焊缝微观气孔

图4.10-4.13是ZL114单独激光热源和复合热源焊接的焊缝微观组织。图4.10中可以看出，激光焊接热影响区很小，几乎看不到近缝区组织的变化；图4.11中可较明显看出复合焊缝的热影响区要较激光焊的宽，而且图4.12和图4.13的对比看出，激光—

MIG复合焊缝晶粒尺寸明显增大，这时因为液态熔池吸收激光能量增大，焊接热输入量增大，使焊缝熔合区也变得更宽。

通过显微镜观察，在2号平板和5号筒体复合焊缝的焊缝金属区及近缝区均未发现热裂纹的存在。可见，激光—MIG复合热源的加热及填丝特点能较好地抑制和消除

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铝合金焊接热裂纹的产生。

图4.10 激光焊接熔合区组织(500×) 图4.11 复合焊接熔合区组织(500×)

图4.12 激光焊接焊缝区组织(1000×) 图4.13 复合焊接焊缝区组织(1000×)

4.3 本章小结

本章在掌握激光电弧复合热源焊接基本特性基础之上，利用激光—MIG电弧复合

热源对ZL114铝合金进行了焊接，完成了2mm和8mm厚平板及筒体试件的拼焊工艺，成功地将复合热源应用到了铝合金的焊接之中，得到如下结论：

1、激光—MIG电弧复合焊接铝合金，能很好地保证铝合金的接头成型，有效地

减少和消除了铝合金激光焊接中出现的气孔和热裂纹问题，焊缝成型更美观。

2、激光—MIG电弧复合热源焊接厚板铝合金时，类U型坡口接头设计，更有利

于焊缝成型和焊接过程的稳定，I型坡口零间隙对接接头形式不适合厚板铝合金复合热源焊接。

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5 全文总结

本文通过对激光—MIG电弧复合焊接工艺的基础研究，得到如下一些基本结论：作者设计的激光焊接喷嘴在(1) 建立CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源系统时，

有横向气帘保护镜片的同时，还有轴向保护气流。横向气帘的引入能有效减小焊接烟尘及飞溅物对激光输出镜片的损伤，轴向气流则可以消减激光加工等离子体对激光的屏蔽以及有效保护焊接熔池。

顶吹气流量和焊气(2) 使用设计的CO2激光—MIG电弧旁轴复合热源焊接时，

流量有一最佳范围，顶吹为12–16L/min，焊为10–17L/min；焊丝伸出长度ℓ在10–18㎜之间为佳。复合焊接结果表明，激光—电弧复合焊接较激光和MIG焊明显改善焊缝成型，熔深、熔宽增加，激光功率越大，作用效果越明显。

(3) YAG激光—MIG电弧复合热源焊接中，焊缝形貌与激光功率、电弧功率、焊接速度、焊接方向等工艺参数有关。其中，激光引导电弧比电弧引导激光焊接时产生的焊缝熔深、熔宽大，堆高小。

(4) 在一定焊接工艺条件下，激光功率主要影响复合焊缝的熔深，电弧功率主要影响熔宽，激光电弧的交互作用有利于增加熔深，却负作用于熔宽的增加。改变电弧的功率，焊缝熔深随着电弧功率的增加先增后减，熔深最大时，电弧功率与复合热源功率的比值κ约0.6，合理的能量匹配能使复合焊接效果最佳。

(5) 激光—MIG电弧复合热源较单独的激光和电弧热源能有效提高焊接效率和焊接适应性。焊接效率在焊接速度和热源利用率方面都有体现。所在实验条件下，

4.5mm厚碳钢平板复合热源拼焊，最大间隙容限为1.5mm，最大错边量为1.8mm，形成良好焊缝的最大热源偏移中心距在1.1–1.5mm之间。

(6) 激光—MIG电弧复合热源焊接ZL114铝合金，能很好地保证焊缝成型，有效地减少和消除铝合金激光焊接中出现的气孔和热裂纹问题。厚板铝合金复合焊接，类U型坡口接头设计，更有利于焊缝成型和焊接过程的稳定，I型坡口零间隙对接接头形式则不合适。

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致谢

课题的进行和论文的撰写是在导师胡伦骥教授的悉心指导下完成的。导师渊博的知识、严谨的治学态度、开阔的思路以及对生活的热爱将令我终身受益！在课题实验过程遇到挫折时，总能得到导师的鼓励和建设性的意见。在此，学生谨向胡老师表示最诚挚的感谢和最崇高的敬意。

研究的实验过程是在胡席远老师的大力帮助下完成的，同时还得到了本课题组刘建华教授、王春明副教授以及教研室李志远教授的关怀和指导，王春明副教授在作者的课题研究和论文撰写中更是给予了一些指导和建设性的意见。在此，作者向他们表示深深的谢意和最美好的祝愿。

感谢吴松坪、朱琼玉、辜磊同学，感谢陈俐博士以及李杨、沈威、吴圣川师兄，和你们的讨论让作者受益匪浅。还有生活和学习上给予作者关心和帮助的同窗好友张建杰、金俊松、武彬、张云、简虎等，是朋友让作者的生活充满了快乐。

感谢华工激光Farley公司以及航天239研究所，感谢教研室的谢明立老师，感谢校机械厂的王师傅、叶师傅，是你们为作者的研究提供了更加便利的条件。

最后感谢始终站在身后的父母和亲人，因为有他们无私的付出和关爱才使我能够完成今天的学业。

七年大学生活即将过去，但将铭记生涯。谨以此篇献给关心、爱护、帮助和支持我的所有师长、同学和亲友！

王治宇

2006年4月于华工喻园

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附录作者攻读硕士学位期间发表的论文

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激光—MIG电弧复合焊接基础研究及应用

作者：

学位授予单位：

王治宇

华中科技大学

本文链接：http://d.g.wanfangdata.com.cn/Thesis_D044467.aspx

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