姜 艷，馬國(guó)龍，馬 寅，楊志斌，雷 振，韓曉輝

1.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東 青島 266111

2.大連交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028

3.哈爾濱焊接研究院有限公司，黑龍江 哈爾濱 150028

0 前言

高速列車快捷舒適、平穩(wěn)安全、節(jié)能環(huán)保，是滿足日益增長(zhǎng)出行需求的理想交通工具。高速列車車體結(jié)構(gòu)輕量化是提高列車運(yùn)行速度的首選方案，鋁合金具有密度低、比強(qiáng)度高、耐蝕性強(qiáng)和成型性好等優(yōu)點(diǎn)，隨著現(xiàn)代大型中空薄壁鋁型材成型技術(shù)的持續(xù)發(fā)展，鋁合金已成為高速列車車體輕量化制造的主要材料［1-3］。熔化極惰性氣體保護(hù)焊（MIG焊）因成本低和間隙適應(yīng)性好，是現(xiàn)階段鋁合金車體部件的主要連接工藝，但是MIG焊存在熱輸入不集中、熱影響區(qū)大、焊接速度低等缺點(diǎn)；激光焊接接頭力學(xué)性能穩(wěn)定，焊接變形小，殘余應(yīng)力低，但也存在反射率高、對(duì)工件裝配精度要求高、氣孔率高等問題［3-4］。

激光-MIG復(fù)合焊兼具激光焊和MIG焊優(yōu)點(diǎn)，具有焊接效率高、工藝穩(wěn)定性更高、對(duì)裝配間隙適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，更易滿足高速列車鋁合金車體焊接構(gòu)件對(duì)低變形、高質(zhì)量的焊接要求［5-6］。德國(guó)的城際特快列車、日本的新干線高速列車以及中國(guó)的高速磁浮列車的鋁合金車體均嘗試采用激光-MIG復(fù)合焊來提升車體質(zhì)量［7-8］。國(guó)內(nèi)學(xué)者也開展了相應(yīng)的研究工作并取得了一定的研究成果。王秋影等［9］研究表明，3 kW激光的加入可使激光-MIG復(fù)合焊接過程更穩(wěn)定，激光加入前后熔滴均沿焊絲延長(zhǎng)線落入熔池。趙耀邦［10］對(duì)3 mm LF6鋁合金進(jìn)行激光-MIG復(fù)合焊，通過工藝優(yōu)化，可獲得良好的焊縫表面成形，且復(fù)合焊接頭平均強(qiáng)度達(dá)到母材強(qiáng)度的95%以上，平均延伸率達(dá)到母材的76%以上。汪認(rèn)等［11］針對(duì)6 mm厚鋁合金型材研究了激光-MIG復(fù)合焊接工藝的工程適應(yīng)性，結(jié)果表明坡口間隙達(dá)到1.0～1.2 mm時(shí)仍然可以獲得成形和力學(xué)性能良好的接頭。馬寅等［12］研究了坡口形式對(duì)鋁合金激光-MIG復(fù)合焊縫成形質(zhì)量的影響，指出增加坡口角度或者減小鈍邊高度均利于降低氣孔缺陷。

基于激光-MIG復(fù)合焊工藝優(yōu)點(diǎn)及其良好的工程適應(yīng)性，將其應(yīng)用于傳統(tǒng)高速列車車體典型接頭的焊接制造，不僅可以改善焊縫成形質(zhì)量、提高接頭力學(xué)性能，還能提高生產(chǎn)效率、降低制造成本，大大提升該技術(shù)在軌道交通領(lǐng)域的工程化應(yīng)用進(jìn)程。因此，本文針對(duì)3 mm厚A6N01S-T5鋁合金型材典型接頭開展激光-MIG復(fù)合焊接工藝試驗(yàn)，確定優(yōu)化的工藝參數(shù)，并分析接頭的組織性能，研究激光-MIG復(fù)合焊的工程適應(yīng)性，探討其在高速列車鋁合金車體典型接頭應(yīng)用的可行性。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)?zāi)覆牟捎脗鹘y(tǒng)高速列車車體底板3 mm厚A6N01S-T5鋁合金型材，坡口為原有弧焊接頭結(jié)構(gòu)，如圖1所示。填充材料采用直徑1.2 mm的ER5356鋁合金焊絲。試驗(yàn)?zāi)覆募疤畛浜附z化學(xué)成分如表1所示。焊前采用激光清洗處理母材待焊表面，去除氧化膜和油污。

表1 試驗(yàn)?zāi)覆募疤畛浜附z化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of base material and filler wire（wt.%）

圖1 坡口形式Fig.1 Groove type

1.2 焊接方法

采用TRUMPF TruDisk 16003碟片激光器，波長(zhǎng)1.06 μm；弧焊電源采用Fronius TPS5000焊機(jī)。焊接過程采用激光在前、電弧在后的熱源耦合方式，激光與試板夾角85°，焊槍與試板夾角60°，高純氬氣作保護(hù)氣（流量50 L/min），熱源間距3 mm。激光-電弧復(fù)合焊試驗(yàn)裝置及焊接方法如圖2所示。

圖2 激光-MIG復(fù)合焊接裝置及方法示意Fig.2 Schematic diagram of laser-MIG hybrid welding equipment and method

基于前期探索試驗(yàn)結(jié)果分析，工藝優(yōu)化以激光功率、電弧電流和離焦量三因素作為研究對(duì)象開展正交試驗(yàn)，焊接速度為1.5 m/min。正交試驗(yàn)采用工藝參數(shù)的因素水平方案方案如表2所示，弧焊型材的組對(duì)間隙為0 mm、錯(cuò)邊0 mm。

表2 正交試驗(yàn)采用工藝參數(shù)的因素水平方案Table 2 Factor level scheme of process parameters was used in orthogonal experiment

1.3 測(cè)試方法

依據(jù)GB/T 26955—2011，利用KEYENCE VHX-1000E三維視頻顯微鏡觀察接頭宏觀成形和微觀組織；依據(jù)GB/T 3323.1—2019，利用XXG-2005型工業(yè)X射線探傷儀檢測(cè)焊縫內(nèi)部氣孔缺陷，檢測(cè)長(zhǎng)度100 mm；依據(jù)GB/T2654—2008，利用FM-700顯微硬度儀測(cè)定接頭硬度分布；依據(jù)GB/T 2651—2008，利用WDW-300E電子萬能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試接頭拉伸性能。依據(jù)GB/T 223—2010，利用WDW-300E電子萬能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試接頭彎曲試驗(yàn)。利用ZEISS SUPRA55掃描電子顯微鏡，觀察拉伸試樣斷口的微觀形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 工藝優(yōu)化

正交試驗(yàn)不同工藝參數(shù)下獲得的焊縫表面成形、接頭橫截面形貌及焊縫內(nèi)部氣孔缺陷如表3所示。從焊縫表面成形及接頭橫截面形貌來看，各工藝參數(shù)焊縫表面成形良好、無明顯缺陷，焊縫熔透性良好；從氣孔缺陷檢測(cè)結(jié)果來看，3H-4#、3H-5#、3H-8#和3H-9#工藝參數(shù)焊縫內(nèi)部?jī)H發(fā)現(xiàn)極個(gè)別氣孔缺陷，且氣孔尺寸均不大于0.6 mm，其余工藝參數(shù)焊縫內(nèi)部均未發(fā)現(xiàn)氣孔缺陷，根據(jù)ISO 10042：2018對(duì)B級(jí)焊縫的判定標(biāo)準(zhǔn)，各工藝參數(shù)焊縫內(nèi)部氣孔缺陷均滿足要求。

表3 正交試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Experimental results of orthogonal test

正交試驗(yàn)各參數(shù)接頭的最大平均抗拉強(qiáng)度達(dá)到197.6 MPa，為母材的80.7%，以接頭平均抗拉強(qiáng)度為工藝參數(shù)的評(píng)價(jià)指標(biāo)，基于極差分析原理，獲得的正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果如表4所示。由表4可知：三種因素對(duì)接頭平均抗拉強(qiáng)度影響的主次順序依次為：離焦量＞激光功率＞電弧電流，三因素最優(yōu)組合為：離焦量+2 mm、激光功率2.4 kW、電弧電流180 A。最優(yōu)工藝參數(shù)的焊縫表面成形、接頭橫截面形貌和氣孔缺陷檢測(cè)結(jié)果如圖3所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，焊縫熔合良好、表面魚鱗紋明顯，沒有明顯缺陷，焊縫內(nèi)部沒有氣孔缺陷。

圖3 焊縫成形及氣孔缺陷檢測(cè)結(jié)果Fig.3 Weld formation and porosity defects test results

表4 正交試驗(yàn)的極差分析結(jié)果Table 4 Range analysis results of the orthogonal test

2.2 組織和力學(xué)性能分析

最佳工藝參數(shù)焊縫的微觀組織形貌如圖4所示?？梢钥闯觯缚p中心區(qū)域是較為典型的樹枝狀晶鑄態(tài)組織，如圖4a所示；靠近焊縫邊緣是很窄的熔合區(qū)，焊縫側(cè)為垂直于溫度梯度方向生長(zhǎng)的粗大柱狀晶，如圖4b所示，母材側(cè)熱影響區(qū)晶粒有較輕微的粗大現(xiàn)象，熱影響區(qū)與母材區(qū)顯微組織存在稍許差別。

圖4 最優(yōu)工藝參數(shù)焊縫微觀組織形貌Fig.4 Microstructure of weld with optimal welding parameters

最佳工藝參數(shù)接頭的硬度分布如圖5所示。由于填充焊絲硬度低于母材，焊縫區(qū)硬度（約67 HV）遠(yuǎn)低于母材區(qū)（96 HV），硬度最低點(diǎn)位于熔合線附近的熱影響區(qū)（65 HV），單側(cè)熱影響區(qū)寬度約8.3 mm，接頭熱影響區(qū)發(fā)生明顯的軟化現(xiàn)象，軟化區(qū)硬度最低為72 HV，略高于焊縫中心硬度。隨著與熔合線距離的增加，熱影響區(qū)內(nèi)硬度呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，這主要是熱影響區(qū)的過時(shí)效區(qū)溫度較高促使部分強(qiáng)化相（Mg2Si）發(fā)生溶解，但因鋁合金熱導(dǎo)率高使快速冷卻過程可獲得過飽和的固溶體，固溶強(qiáng)化效果顯著使得該區(qū)域硬度高于焊縫；遠(yuǎn)離熔合線熱影響區(qū)的溫度較低，致使強(qiáng)化相溶解不充分而減弱強(qiáng)化效果，導(dǎo)致該區(qū)域硬度下降［13］。

圖5 最佳工藝參數(shù)接頭的硬度分布Fig.5 Microhardness distribution of joint with optimal welding parameters

最佳工藝參數(shù)接頭的拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表5、圖6所示。由表5可知，接頭平均抗拉強(qiáng)度為204.6 MPa，達(dá)母材的83.5%，拉伸試樣均斷裂在熔合線附近，斷裂路徑在熔深方向沿熔合線擴(kuò)展。拉伸試樣斷口的微觀形貌特征如圖7所示，可以看出，斷口形貌主要由韌窩組成，且韌窩的大小和深度較均勻、變形不大，呈現(xiàn)典型的塑性斷裂特征。

圖6 斷裂位置Fig.6 Fracture location

圖7 最佳工藝參數(shù)拉伸試樣斷口微觀形貌Fig.7 Fracture morphology of the tensile specimen with optimal welding parameters

表5 最佳工藝參數(shù)接頭的拉伸試驗(yàn)結(jié)果Table5 Tensile test results of joints with the optimal welding parameters

最佳工藝參數(shù)接頭的彎曲試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。結(jié)果表明，彎曲試樣經(jīng)180°面彎和背彎試驗(yàn)，拉伸面形貌均良好，表面較光滑，未發(fā)現(xiàn)明顯的表面裂紋，這表明最佳工藝參數(shù)接頭的彎曲性能良好。

表6 最佳工藝參數(shù)接頭的彎曲試驗(yàn)結(jié)果Table 6 Bending test results of joints with optimal welding parameters

2.3 工藝適應(yīng)性分析

鑒于型材公差小，組對(duì)錯(cuò)邊最大為0.4 mm，因此工程適應(yīng)性研究主要針對(duì)組對(duì)間隙，驗(yàn)證最佳工藝參數(shù)對(duì)組對(duì)間隙的適應(yīng)性，試驗(yàn)采用的組對(duì)錯(cuò)邊均為0.4 mm。不同組對(duì)間隙采用的復(fù)合焊接工藝參數(shù)如表7所示。

表7 不同組對(duì)間隙情況下的工藝參數(shù)Table 7 Welding parameters with different assembled gaps

不同組對(duì)間隙情況下的接頭橫截面形貌如圖8所示。可以發(fā)現(xiàn)，組對(duì)間隙為0.1 mm、0.5 mm、1.0 mm時(shí)，最佳工藝參數(shù)具有良好的適應(yīng)性，焊縫橫截面成形均良好，未出現(xiàn)咬邊、氣孔等缺陷，如圖8a～圖8c所示；組對(duì)間隙增至1.5 mm時(shí)，最佳工藝參數(shù)焊縫出現(xiàn)了咬邊缺陷，如圖8d所示。其他參數(shù)不變，電弧電流增至190 A，咬邊缺陷改善，但焊縫仍輕微下凹，如圖8e所示；其他參數(shù)不變，電弧電流增至200 A時(shí)，型材鎖底完全熔透，如圖8f所示；焊接速度降至1.2 m/min，激光功率降至2.1 kW，電弧電流降至160 A時(shí)，咬邊問題解決但型材完全熔透，如圖8g所示；焊接速度降至1.0 m/min、激光功率降至1.8 kW、電弧電流降至155 A時(shí)，咬邊缺陷消失，成形質(zhì)量改善，如圖8h所示。

圖8 不同組對(duì)間隙情況下的接頭橫截面形貌Fig.8 Cross-sections of the joints with different assembled gaps

不同組對(duì)間隙且成形滿足質(zhì)量要求的焊縫表面成形、氣孔缺陷檢測(cè)結(jié)果和接頭抗拉強(qiáng)度如表8所示。試驗(yàn)結(jié)果表明：不同組對(duì)間隙的焊縫表面魚鱗紋均較為明顯，焊縫表面沒有表面缺陷，表面成形質(zhì)量良好，焊縫內(nèi)部均未發(fā)現(xiàn)氣孔缺陷。組對(duì)間隙為0.1 mm、0.5 mm、1.0 mm時(shí)，接頭的平均抗拉強(qiáng)度分別為203.0 MPa、201.2 MPa、201.0 MPa，分別達(dá)到母材的82.9%、82.1%、82.0%；組對(duì)間隙為1.5 mm時(shí)，接頭平均抗拉強(qiáng)度為208.7 MPa，達(dá)母材的85.2%。不同組對(duì)間隙接頭的平均抗拉強(qiáng)度基本一致，拉伸試樣同樣均斷裂在熔合線附近并沿著熔合線擴(kuò)展。

表8 不同組對(duì)間隙焊縫成形、氣孔缺陷及接頭抗拉強(qiáng)度Table 8 Weld formations，porosity defects and tensile strengths with different assembled gaps

3 實(shí)施案例及應(yīng)用前景

激光-電弧復(fù)合焊接技術(shù)雖然在軌道交通領(lǐng)域的應(yīng)用起步較晚，但因其焊接變形小、接頭強(qiáng)度高、焊縫成形好的工程特點(diǎn)，已經(jīng)成為軌道交通裝備領(lǐng)域極具前景的焊接方法。通過一系列的技術(shù)創(chuàng)新及技術(shù)體系建設(shè)，目前激光-電弧復(fù)合焊接技術(shù)已在時(shí)速600 km高速磁浮鋁合金車體上實(shí)現(xiàn)了工程化應(yīng)用，制造精度提升3倍、連接強(qiáng)度提升15%，取得了良好的工程效果；同時(shí)，節(jié)能減排效果良好：能源消耗減少40%，打磨粉塵減少50%，涂裝膩?zhàn)訙p少60%，焊接耗材減少70%，調(diào)修廢排減少100%。

為進(jìn)一步拓展并加快該技術(shù)在軌道交通領(lǐng)域的工程化應(yīng)用，本文以高速列車原有弧焊接頭結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，通過靈活調(diào)控激光/電弧熱源同樣實(shí)現(xiàn)了良好焊接，驗(yàn)證了該技術(shù)良好的適用性。目前，激光-電弧復(fù)合焊接技術(shù)已完成在動(dòng)車組鋁合金車體長(zhǎng)大薄壁部件、碳鋼轉(zhuǎn)向架構(gòu)架側(cè)梁、高強(qiáng)鋼端部底架等關(guān)鍵承載部件上的拓展應(yīng)用。

4 結(jié)論

（1）激光-MIG復(fù)合焊在高速列車鋁合金車體典型接頭中具有較好的適用性，最佳工藝參數(shù)如下：焊接速度1.5 m/min、激光功率2.4 kW、電弧電流180 A、熱源間距3 mm、離焦量+2 mm，焊縫成形良好、無氣孔缺陷。

（2）最佳工藝參數(shù)焊縫中心為樹枝狀鑄態(tài)組織，靠近熔合線附近焊縫為柱狀晶，熱影響區(qū)晶粒有輕微粗大現(xiàn)象。焊縫區(qū)硬度低于母材區(qū)，硬度最低點(diǎn)位于熔合線附近的熱影響區(qū)，熱影響區(qū)寬度約8.3 mm。

（3）最佳工藝參數(shù)接頭的平均抗拉強(qiáng)度為204.6 MPa，達(dá)到母材的83.5%，試樣斷裂在熔合線附近，斷裂路徑沿著熔合線擴(kuò)展，斷口形貌呈現(xiàn)典型的塑性斷裂特征；接頭彎曲試樣經(jīng)180°面彎和背彎試驗(yàn)，拉伸面形貌光滑，沒有明顯的表面裂紋，彎曲性能良好。

（4）組對(duì)間隙小于1.0 mm時(shí)，最佳工藝參數(shù)具有良好的適用性，焊縫成形及接頭抗拉強(qiáng)度均良好；組對(duì)間隙增至約1.5 mm時(shí)，優(yōu)化工藝參數(shù)焊縫成形及接頭抗拉強(qiáng)度依然良好。

（5）激光-MIG復(fù)合焊技術(shù)的研發(fā)與應(yīng)用為高速列車制造水平的提升和產(chǎn)品升級(jí)換代提供了有力的技術(shù)保障；同時(shí)助力軌道車輛綠色制造新模式的構(gòu)建，大大減少了輔助作業(yè)造成的能源消耗和資源浪費(fèi)，實(shí)現(xiàn)了降本增效、節(jié)能減排，生產(chǎn)效率大幅提升，有力支撐了綠色循環(huán)和雙碳目標(biāo)的達(dá)成。