eng
Выпуск #1/2021
С. В. Курынцев, И. Н. Шиганов
Лазерная сварка разнородных металлов. Обзор. Часть 2
Лазерная сварка разнородных металлов. Обзор. Часть 2
Просмотры: 2662
DOI: 10.22184/1993-7296.FRos.2021.15.1.30.44
Во второй части представлено продолжение обзора отечественных и зарубежных статей по теме лазерная сварка разнородных металлов, в частности титана с алюминием, алюминия с медью и других наиболее распространенных пар металлов. На основе анализа научных статей установлено, что при сварке титана и алюминия встык рационально смещать лазерный луч на алюминий (предел прочности 168–180 МПа), тогда как при сварке внахлест рационально воздействовать лазерным лучом со стороны титана. Смещение лазерного луча и режимы сварки существенно влияют на толщину ИМС, которую при сварке встык можно снизить до 2–6 мкм. При сварке алюминия и меди лазерный луч необходимо смещать на алюминий как при сварке внахлест, так и при сварке встык. Основным эксплуатационным свойством соединения алюминия и меди является электропроводность, которая напрямую зависит от толщины и состава ИМС. Также рассмотрены технологии сварки титана и магния, стали и меди и других пар металлов.
Во второй части представлено продолжение обзора отечественных и зарубежных статей по теме лазерная сварка разнородных металлов, в частности титана с алюминием, алюминия с медью и других наиболее распространенных пар металлов. На основе анализа научных статей установлено, что при сварке титана и алюминия встык рационально смещать лазерный луч на алюминий (предел прочности 168–180 МПа), тогда как при сварке внахлест рационально воздействовать лазерным лучом со стороны титана. Смещение лазерного луча и режимы сварки существенно влияют на толщину ИМС, которую при сварке встык можно снизить до 2–6 мкм. При сварке алюминия и меди лазерный луч необходимо смещать на алюминий как при сварке внахлест, так и при сварке встык. Основным эксплуатационным свойством соединения алюминия и меди является электропроводность, которая напрямую зависит от толщины и состава ИМС. Также рассмотрены технологии сварки титана и магния, стали и меди и других пар металлов.
Теги: dissimilar metals intermetallic layer laser welding mechanical properties microstructure weldability интерметаллидный слой лазерная сварка механические свойства микроструктура разнородные металлы свариваемость
Лазерная сварка разнородных металлов.
Обзор
Часть 2
С. В. Курынцев 1, И. Н. Шиганов 2
Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ, Казань, Россия
Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана, Москва, Россия
Во второй части представлено продолжение обзора отечественных и зарубежных статей по теме лазерная сварка разнородных металлов, в частности титана с алюминием, алюминия с медью и других наиболее распространенных пар металлов. На основе анализа научных статей установлено, что при сварке титана и алюминия встык рационально смещать лазерный луч на алюминий (предел прочности 168–180 МПа), тогда как при сварке внахлест рационально воздействовать лазерным лучом со стороны титана. Смещение лазерного луча и режимы сварки существенно влияют на толщину ИМС, которую при сварке встык можно снизить до 2–6 мкм. При сварке алюминия и меди лазерный луч необходимо смещать на алюминий как при сварке внахлест, так и при сварке встык. Основным эксплуатационным свойством соединения алюминия и меди является электропроводность, которая напрямую зависит от толщины и состава ИМС. Также рассмотрены технологии сварки титана и магния, стали и меди и других пар металлов.
Ключевые слова: лазерная сварка, разнородные металлы, свариваемость, микроструктура, интерметаллидный слой, механические свойства
Статья получена: 14.09.2020
Принята к публикации: 10.12.2020
1. Лазерная сварка алюминиевых сплавов с титановыми сплавами
Как уже было сказано в первой части обзора (см.Фотоника. 2020;14(6):492−506), согласно количественному анализу статей по реферативной базе данных Скопус за последние 4 года на втором месте по распространению применения лазерной сварки для разнородных металлов после пары сталь + алюминий, находится пара титан + алюминий. Попытки соединения биметаллических переходников из сплавов на основе титана и алюминия теплопрессовой [1, 2] и другими видами механического и термомеханического классов сварки предпринимались достаточно давно. Полученные соединения в виде переходников использовались для изготовления топливных, масляных и терморегулируемых систем летательных аппаратов и успешно прошли стендовые испытания. Однако данные по соединению термическими видами сварки титана и алюминия с такими же положительными результатами отсутствуют. Лазерная сварка, благодаря своей прецизионности воздействия и высоким скоростям охлаждения, может положительно повлиять на металлургические и термодеформационные процессы при сварке титана и алюминия, физические свойства которых существенно отличаются. Так же, как и в случае сварки стали и алюминия, наибольшее распространение получили нахлесточные и стыковые соединения.
Авторы [3] исследуют влияние смещения лазерного луча на титановый сплав ВТ‑20 при его сварке встык с алюминиевым сплавом 1461 и влияние послесварочной термической обработки на механические свойства соединений. Лазерный луч смещают на 0 мм, 0.5 мм, 1 мм, термическая обработка производится при температуре 490 °C, 540 °C, 590 °C в течение 4 и 6 часов. В результате исследований авторы заключают, что максимальные значения предела прочности на разрыв имеют образцы, полученные при смещении лазерного луча на 1 мм (168 МПа), минимальные − без смещения 0 мм (75 МПа).
Повышение температуры и времени термической обработки существенно снижает механические свойства, что может объясняться существенно различными коэффициентами термического расширения при достаточно высокой температуре термической обработки (490–590 °C). Влияние низкотемпературной термической обработки на толщину интерметаллидного слоя (ИМС) и на механические свойства сварных соединений титана и алюминия исследуют авторы [4]. Смещение луча, как и в предыдущей работе, производится на титан (на 1 мм), проводится долговременная термическая обработка полученных сварных соединений 336 ч и 138 ч при температуре 350 °C и 450 °C соответственно. Толщина ИМС в полученных сварных соединениях находилась в пределах 30–50 мкм в зависимости от тепловложения при сварке. Авторы делают следующие выводы: термическая обработка при температуре 350 °C не влияет на толщину и строение ИМС, предел прочности при растяжении (90–100 МПа) сравним с максимальным без термической обработки (100–110 МПа). При этом отмечено, что после термической обработки при температуре 450 °C толщина ИМС увеличилась, а предел прочности при растяжении снизился до 55–75 МПа.
Исследование влияния смещения лазерного луча на алюминиевый сплав 5A06 в диапазоне 300–700 мкм при сварке встык с титановым сплавом Ti6Al4V описано в работе [5]: толщина соединяемых встык листов 1,5 мм. Максимальные механические свойства при испытании на разрыв (183 МПа) сварных соединений получены при следующих режимах сварки: смещение луча – 500 мкм, скорость сварки – 11 мм / сек, мощность лазерного излучения – 1 130 Вт, толщина ИМС при данных режимах − около 3 мкм. В работе уделяется внимание тщательному исследованию излома после испытаний на растяжение, так как он состоит из трех частей: центральной части, разрушенной по линии титан / сварной шов (хрупкое разрушение), верхней и нижней частей, разрушенных по сварному шву (вязкое разрушение). Верхняя и нижняя части сварного шва образованы в результате смачивания расплавленным алюминием кромок титана (рис. 1 а, b) и имеют существенно отличающийся от центральной части фазовый состав. На рис. 1 c, d представлены СЭМ изображения микроструктуры областей С и А соответственно, представленных на рис. 1 b: видно, как значительно отличается толщина ИМС и микроструктура сварного шва в зависимости от глубины сварного шва. Авторы делают вывод о том, что механические свойства зависят не только от толщины и типа ИМС, но и от области и объема смачивания титана жидким алюминием.
Эффект влияния смещения лазерного луча на алюминий и режимов колебаний лучом при сварке с титаном встык исследуют авторы [6]. Указанные параметры сварки влияют на распределение энергии, микроструктуру и механические свойства соединений. Как и в предыдущей работе, смещение лазерного луча на 100–200 мкм и параметры колебаний луча существенно влияют на микроструктуру соединения. Также микроструктура соединений значительно отличается по глубине: чем ближе к источнику нагрева, тем больше толщина ИМС. Максимальные значения предела прочности при разрыве − около 170 МПа, при толщине ИМС ~2 мкм.
Особенности строения сварных швов, полученных лазерной сваркой титанового сплава ВТ6С и алюминиевого сплава 1424, описаны авторами [7]. В отличие от приведенных выше работ [5, 6] авторы используют достаточно высокие скорости сварки 70–100 мм / сек и смещают лазерный луч на алюминиевый сплав на 200 мкм. При использовании скорости сварки 100 мм / сек наблюдается более тонкий ИМС: авторы заключают, что для образования ИМС с меньшей толщиной необходимо уменьшать тепловложение посредством увеличения отступа на алюминиевый сплав, увеличения скорости сварки и уменьшения мощности лазерного излучения.
В работе [8] авторы исследуют нахлесточные сварные соединения пластин из титана и алюминия, воздействие лазерным лучом производится со стороны титана, применяется импульсный лазер (300 Вт), сварка производится с перекрещиванием точек [9], основные варьируемые параметры – диаметр точки и импульс лазера. Особое внимание авторы уделяют исследованию области зарождения межфазной трещины, так как это важный индикатор свойств сварного соединения. Выявлено, что вероятное место зарождения и распространения трещин – это поверхность между разными ИМС (TiAl и TiAl3) с высоким уровнем плотности дислокаций (рис. 2). Результаты показывают, что ИМС с разным стехиометрическим составом (TiAl и TiAl3 и др.) будет являться слабым местом сварного соединения, в котором будет зарождаться трещина, тогда как ИМС постоянного состава будет являться более стабильным с точки зрения механических свойств.
Наблюдение начала разрушения не только по хрупкому ИМС, но и по ЗТВ алюминия при испытаниях на срез нахлесточных соединений описаны авторами в работах [10, 11]. Было проведено исследование влияния тепловложения и воздействия лазерным лучом со стороны алюминия и со стороны титана, выявлено, что наиболее оптимальным является воздействие со стороны титана. Режимы сварки и тепловложение существенно влияют не только на фазовый состав за счет скоростей охлаждения, но и на диффузионные процессы и как результат на распределение химических элементов по сечению сварного шва из разнородных металлов, что также влияет на фазовый состав [12].
Необходимо подчеркнуть, что в работах [5, 6, 8] используется сравнительно маленькая для лазерной сварки, скорость 11–17 мм / сек, тогда как в работах [7, 10, 11] используется скорость сварки, которая в разы превосходит указанную (100–150 мм / сек), однако за счет большего смещения лазерного луча на алюминий толщина ИМС находится примерно в одинаковых пределах (2–6 мкм).
Как и в случае сварки стали и алюминия, при сварке титана и алюминия толщина и состав промежуточного между двумя металлами ИМС является проблемной областью сварного соединения. При сварке встык также является распространенной техника смещения лазерного луча: в большинстве случаев луч смещается на алюминий, величина смещения зависит от толщины соединяемых заготовок, а толщина ИМС зависит от режимов сварки и находится в пределах 2–6 мкм. Применение смещения лазерного луча на титан приводит к образованию в разы большего по толщине ИМС, механические свойства таких соединений на 40–50% ниже соединений, полученных при смещении луча на алюминий.
2. Лазерная сварка алюминиевых сплавов с медью
Параметры решетки и размер атомов меди и алюминия схожи, тип кристаллической решетки одинаковый, постоянные решеток соизмеримы, поэтому алюминий и медь образуют твердые растворы замещения ограниченной растворимости, предельная растворимость меди в алюминии составляет 2,2 ат.%, также образуются различные интерметаллидные фазы (Al2Cu – θ, AlCu – η2, Al3Cu4 – ζ1, Al4Cu9 – δ, Al4Cu9 – γ1) [13].
Как и при сварке алюминия с титаном или с железом основные типы соединений стыковое и нахлесточное. Ввиду того что алюминий и медь являются самыми распространенными проводниками электрического тока, при сварке в основном используются чистые сплавы, имеющие минимальное электросопротивление. Как было сказано в первой части обзора, чистые медь и алюминий, в основном медь, имеют низкий коэффициент поглощения лазерного излучения и имеют высокие значения теплопроводности, поэтому лазерная сварка данной пары металлов осложнена.
Как правило, для соединения данной пары пластичных металлов применяют механические виды сварки, такие как холодная, взрывом, прокаткой, ультразвуковая. Ввиду того что лазерный луч как инструмент металлообработки многофункционален, и иногда от соединения меди и алюминия требуется минимальный металлургический контакт или микроконтакт, при этом не требуется высоких механических характеристик, для их соединения применяют лазерную сварку. Исследованию соединений посвящено достаточное количество работ, в которых в основном исследуется типы интерметаллидов и их влияние на значения электросопротивления. Следует отметить, что электросопротивление интерметаллидов в 5–8 раз больше, чем меди и алюминия, а механические свойства при испытаниях на срез находятся в пределах 100–120 МПа.
Авторы [13] исследуют, какая из образующихся интерметаллидных фаз является более хрупкой и приводит к ухудшению механических свойств. Сварка производится внахлест при воздействии лучом со стороны алюминия. Авторы заключают, что в основном трещины зарождаются в фазах AlCu и Al4Cu9, химический состав поверхности излома имеет 61,6–62,7% меди, остальное − алюминий, что соответствует фазе Al4Cu9.
В работе [14] исследуется влияние колебаний и смещения лазерного луча на алюминий в диапазоне 0–400 мкм. Сварка производится в вакууме при пониженном атмосферном давлении, тип соединения стыковое, после подготовки образцов проводятся измерения электросопротивления. Показано, что соотношения плавления соединяемых материалов − важный фактор при получении качественного соединения, который может успешно контролироваться смещением лазерного луча на алюминий. Толщина слоя взаимодействия меди и алюминия, полученная при оптимальных режимах сварки и смещении луча на 300 мкм на алюминий, составляет 80 мкм, толщина интерметаллидного слоя 8–13 мкм, электрические свойства соединения ухудшились незначительно.
Исследование влияния параметров синусоидальных колебаний лазерным лучом перпендикулярно направлению сварки на механические свойства и электросопротивление описаны авторами [15]: сварка производится внахлест, толщина соединяемых листов 1 мм, лазерным лучом воздействовали со стороны алюминия. Авторы рассматривают геометрию сварного шва (ширину и глубину проплавления в медь) как функцию от параметров колебаний лучом (амплитуды и частоты), затем рассматривают содержание меди в сварном шве и электросопротивление как функцию от геометрии сварного шва. В результате проведенных исследований делаются следующие выводы: для обеспечения минимального электросопротивления соединяемых заготовок толщиной 1 мм при сварке внахлест, требуется ширина соединения равная минимум 1 мм (рис. 3); при сварке лазерным лучом без поперечных колебаний ширина соединения равна 0,2–0,3 мм, с поперечными колебаниями 1–1,2 мм за счет увеличения ширины сварочной ванны со стороны алюминия; минимальное электросопротивление и максимальные механические свойства можно получить при максимальном соотношении ширины к глубине сварного шва (>4) (рис. 3), при этом глубина проплава в медь должна быть не менее 0,2 мм. Также, основываясь на корреляции механических свойств и электросопротивления, авторы предлагают использовать измерение электросопротивления как метод неразрушающего контроля сварного соединения.
Метод мониторинга процесса лазерной сварки меди и алюминия и контроля смещения лазерного луча, основанный на наблюдении спектра конкретной длины волны для алюминия (394,4 и 396,1 нм) и для меди (578 нм) предложен авторами [16]. Ввиду того что смещение лазерного луча на один из свариваемых металлов является фактором, существенно влияющим на образование интерметаллидного слоя, разработка методов контроля микро-смещений является актуальной задачей. Физической основой метода является изменение длины волны спектра эмиссии плазменного факела в результате смещения лазерного луча на один из компонентов.
В других работах по лазерной сварке алюминия и меди рассматриваются, микросварка электроконтактов [17–20], влияние режимов сварки и присадочного материала на микроструктуру и механические свойства [21–23], теоретические исследования оптимального смещения источника тепла, основанные на фазовой диаграмме [24].
3. Особенности лазерной сварки титановых сплавов с магниевыми сплавами
Как было сказано в первой части обзора, по распространенности применения лазерной сварки для разнородных металлов после сварки алюминия и меди находятся такие пары, как титан и никель, сталь и титан, сталь и никель, магний и титан, сталь и медь. Из которых с точки зрения перспективности применения и высоких механических характеристик можно выделить пары титан и магний, сталь и медь.
Способы и технологии сварки встык и внахлест титана и магния являются достаточно сложными, в большинстве рассмотренных работ применяется нанесение покрытий из меди или никеля электролитическим осаждением на титан. Основным технологическим параметром, помимо режимов сварки и смещения лазерного луча, является толщина осажденного покрытия (рис. 4).
В работе [25] описано влияние толщины осажденного медного покрытия (диапазон 10,8–28,2 мкм) на микроструктуру и механические свойства стыкового соединения титанового и магниевого сплавов. Механизм образования соединения, зависящий от толщины медного покрытия и области сварного шва (нижняя или верхняя части), разделяется на металлургический (рис. 5 а) и механический (рис. 5 b). Из представленных данных видно, что при толщине покрытия 19,7 мкм наблюдается ровная линия сплавления и перехода от титана к сварному шву, тогда как при толщине покрытия 24,9 мкм линия перехода грубая, неровная и, помимо металлургического контакта, наблюдается механическое взаимодействие поверхности титана и присадочного материала.
Также авторы данной работы имеют другие публикации [26–31] по сварке титана и магния, основанные на аналогичном подходе к организации эксперимента и методам исследования. В этих работах рассматривается влияние толщины электроосажденного покрытия, материала покрытия (медь, никель, их комбинация), режимов лазерной сварки, исследован способ лазерной кондукционной лазерной сварки [9, 32], что является перспективным направлением исследований ввиду существенной разницы температур плавления титана и магния.
На рис. 6 а представлена схема процесса взаимодействия присадочного материала со свариваемыми металлами. Механизм кристаллизации металла сварного шва на границе взаимодействия титан, покрытый медью – присадочный материал на основе магния, при толщине покрытия 19,7 мкм представлен на рис. 6 b. В основу иллюстрации положен анализ микроструктуры. Аналогичный механизм кристаллизации и образования различных фаз при толщине покрытия 24,9 мкм представлен на рис. 6 c (верхняя часть шва) и рис. 6 d (нижняя часть шва). Как видно из представленных данных, за счет большего количества меди (толщина покрытия 24,9 мкм), образуется большое количество фаз, приводящих к образованию микротрещин. Также существенно по фазовому составу отличается верхняя и нижняя части сварного шва с покрытием 24,9 мкм, за счет большего объема расплавленного металла в верхней части и соответственно меньших скоростей охлаждения.
Фаза Ti3Al имеет самую низкую энтальпию образования, поэтому данная фаза легко кристаллизуется в сравнении с фазами, содержащими медь (AlCu2Ti, Ti2Cu, Mg2Cu). Оптимальная толщина покрытия (19,7 мкм) обеспечивает механические свойства сварного соединения на уровне 85% от механических свойства магниевого сплава.
4. Лазерная сварка сталей с медью
Небольшое количество публикаций в последние годы посвящено лазерной сварке сталей с медью и сплавами на ее основе ввиду того, что данные металлы хорошо свариваются и основной проблемой при лазерной сварке является высокая степень отражения лазерного излучения от меди. Данная проблема решается несколькими способами: смещением луча на сталь и подготовке кромок при сварке малых толщин [33], воздействием лазерного луча на сталь под определенным углом при сварке толщин более 2 мм (рис. 7 а, b) [34], применением разделки кромок, изменяющей плоскость стыка при невозможности наклона лазерного луча [35], использованием расфокусированного луча или заходной пластины [36, 37].
Указанные выше способы лазерной сварки, позволяют получать сварные соединения, имеющие механические свойства на уровне чистой меди. Данные, полученные авторами [34], согласуются с экспериментальными результатами, полученными в работе [37]: при оптимальном смещении лазерного луча на сталь можно получить сварное соединение, которое при испытаниях на растяжение будет разрушаться по ЗТВ меди (рис. 7 c, d, e). За счет термического влияния в ЗТВ меди образуется крупнозернистая структура, которая имеет меньшие механические свойства, чем сварной шов, в котором медь упрочнена железом и легирующими элементами стали, например никелем и марганцем.
Из описанных результатов работ, проведенных отечественными и зарубежными исследователями можно сделать следующие выводы.
При сварке титана и алюминия встык более предпочтительной техникой является смещение лазерного луча на алюминий, тогда как при сварке внахлест лазерным лучом целесообразно воздействовать со стороны титана.
Лазерную сварку алюминия и меди лучше осуществлять с применением техники смещения луча на алюминий как при сварке встык, так и при сварке внахлест по причине большей степени отражения лазерного излучения и большей теплопроводности меди.
Сварку титана и магния необходимо производить с применением нанесения тонких слоев (10–50 мкм) меди или никеля на титан электролитическим осаждением, что способствует минимизации образования интерметаллидных фаз, приводящих к распространению микротрещин. При нанесении покрытия оптимальных толщин и оптимальных режимах сварки обеспечиваются механические свойства сварного соединения на уровне 85% от механических свойств магниевого сплава.
REFERENCES
Lukin V. I. et al. Ocenka kachestva bimetallicheskih soedinenij VT6S-AMg3, poluchennyh teplopressovoj svarkoj. Svarochnoe proizvodstvo. 1981, 2: 41–42. [In Russ].
Лукин В. И. и др. Оценка качества биметаллических соединений ВТ6С-АМг3, полученных теплопрессовой сваркой. Сварочное производство. 1981, 2: 41–42.
Ryablov V. R., Rabkin D. M., Kurochko R. S., Strizhevskaya L. G. Svarka raznorodnyh metallov i splavov. – M.: Mashinostroenie. 1984. 239 p. [In Russ].
Ряблов В. Р., Рабкин Д. М., Курочко Р. С., Стрижевская Л. Г. Сварка разнородных металлов и сплавов. – М.: Машиностроение. 1984. 239 с.
Vitoshkin I. E., Malikov A. G., Orishich A. M., Karpov Е. Influence of post-processing on the strength of heterogeneous materials produced by the laser welding. Journal of Physics Conference Series 2019. 1404: 012050. DOI: 10.1088/1742-6596/1404/1/012050.
Leo P., D’Ostuni S., Casalino G. Low temperature heat treatments of AA5754-Ti6Al4V dissimilar laser welds: Microstructure evolution and mechanical properties. Optics and Laser Technology. 2018; 100: 109–18. DOI: 10.1016/j.optlastec.2017.09.039.
Zhou X. F., Duan J. A., Zhang F., Zhong S. S. The Study on Mechanical Strength of Titanium-Aluminum Dissimilar Butt Joints by Laser Welding-Brazing Process. Materials. 2019; 12 (5). DOI: 10.3390/ma12050712.
Chen X., Lei Z. L., Chen Y. B., Han Y., Jiang M., Tian Z. et al. Effect of Laser Beam Oscillation on Laser Welding-Brazing of Ti / Al Dissimilar Metals. Materials. 2019; 12 (24). DOI: 10.3390/ma12244165.
Nikulina A. A., Smirnov A. I., Turichin G. A., Klimova-Korsmik O. G., Babkin K. D. Osobennosti stroeniya stykovyh svarnyh shvov, sformirovannyh lazernoj svarkoj raznorodnyh splavov na osnove titana i alyuminiya. Metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov. 2017; 8 (746): 62–67. [In Russ].
Никулина А. А., Смирнов А. И., Туричин Г. А., Климова-Корсмик О. Г., Бабкин К. Д. Особенности строения стыковых сварных швов, сформированных лазерной сваркой разнородных сплавов на основе титана и алюминия. Металловедение и термическая обработка металлов. 2017; 8 (746): 62–67.
Xue X., Pereira A., Vincze G., Wu X. Y., Liao J. Interfacial Characteristics of Dissimilar Ti6Al4V / AA6060 Lap Joint by Pulsed Nd:YAG Laser Welding. Metals. 2019; 9 (1). DOI: 10.3390/met9010071.
Grigoryanc A. G. Tekhnologicheskie processy lazernoj obrabotki / A. G. Grigoryanc, I.N. SHiganov, A. I. Misyurov. Uchebn. posobie dlya VUZov. – M.: Izd-vo MGTU im. N.E Baumana. 2006. 664 p. [In Russ].
Григорянц А. Г. Технологические процессы лазерной обработки / А. Г. Григорянц, И. Н. Шиганов, А. И. Мисюров. Учебн. пособие для ВУЗов. – М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э Баумана. 2006. 664 с.
Kuryncev S. V., SHiganov I.N., Morushkin A. E. Svarka raznorodnyh splavov na osnove titana i alyuminiya lazernym izlucheniem. Svarochnoe proizvodstvo. 2019; 2: 16–21. [In Russ].
Курынцев С. В., Шиганов И. Н., Морушкин А. Е. Сварка разнородных сплавов на основе титана и алюминия лазерным излучением. Сварочное производство. 2019; 2: 16–21.
Kuryntsev S. V. Microstructure, mechanical and electrical properties of laser-welded overlap joint of CP Ti and AA2024. Optics and Lasers in Engineering. 2019; 112: 77–86. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2016.10.008.
Kuryncev S. V. Issledovanie raspredeleniya himicheskih elementov v soedinenii titana i alyuminiya, poluchennyh lazernoj svarkoj. Svarka i diagnostika. 2019; 2: 28–31. [In Russ].
Курынцев С. В. Исследование распределения химических элементов в соединении титана и алюминия, полученных лазерной сваркой. Сварка и диагностика. 2019; 2: 28–31.
Schmalen P., Plapper P., Peral I., Titov I., Vallcorba O., Rius J. Composition and phases in laser welded Al-Cu joints by synchrotron x-ray microdiffraction. 10th Cirp Conference on Photonic Technologies [Lane 2018]. 2018; 74: 27–32. DOI: 10.1016/j.procir.2018.08.006.
Reisgen U., Olschok S., Jakobs S., Holtum N. Influence of the degree of dilution with laser beam vacuum-welded Cu-Al mixed joints on the electrical properties. 10th Cirp Conference on Photonic Technologies [Lane 2018]. 2018; 74: 23–6. DOI: 10.1016/j.procir.2018.08.022.
Jarwitz M., Fetzer F., Weber R., Graf T. Weld Seam Geometry and Electrical Resistance of Laser-Welded, Aluminum-Copper Dissimilar Joints Produced with Spatial Beam Oscillation. Metals. 2018; 8 (7). DOI: 10.3390/ma12244165.
Schmalen P., Plapper P. ASME. Spectroscopic studies of dissimilar al-cu laser welding. Proceedings of the ASME 13th International Manufacturing Science and Engineering Conference. 2018; 2. DOI: 10.1016/j.procir.2018.08.006.
Shi W. Q., Huang J., Xie Y. P., Li Y. Q., An F. J. Laser micro-welding technology for Cu-Al dissimilar metals and mechanisms of weld defect formation. International Journal of Advanced Manufacturing Technology. 2017; 93(9–12): 4197–201. DOI: 10.1007/s00170-017-0814‑z.
Dimatteo V., Ascari A., Fortunato A. Continuous laser welding with spatial beam oscillation of dissimilar thin sheet materials (Al-Cu and Cu-Al): Process optimization and characterization. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 44: 158–65. DOI: 10.3390/ma12244165.
Lerra F., Ascari A., Fortunato A. The influence of laser pulse shape and separation distance on dissimilar welding of Al and Cu films. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 45: 331–9. DOI: 10.1016/j.jmapro.2019.07.015.
Hollatz S., Heinen P., Limpert E., Olowinsky A., Gillner A. Overlap joining of aluminium and copper using laser micro welding with spatial power modulation. Welding in the World. 2020, 64 (3): 513–522. DOI: 10.1007/s40194-020-00848-9.
Zhou L., Luo L. Y., Tan C. W., Li Z. Y., Song X. G., Zhao H. Y. et al. Effect of welding speed on microstructural evolution and mechanical properties of laser welded-brazed Al / brass dissimilar joints. Optics and Laser Technology. 2018; 98: 234–46. DOI: 10.1016/j.optlastec.2017.08.004.
Yan S. H., Shi Y. Influence of laser power on microstructure and mechanical property of laser-welded Al / Cu dissimilar lap joints. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 45: 312–21. DOI: 10.1016/j.jmapro.2019.07.009.
Rasch M., Roider C., Kohl S., Strauss J., Maurer N., Nagulin K. Y. et al. Shaped laser beam profiles for heat conduction welding of aluminium-copper alloys. Optics and Lasers in Engineering. 2019; 115: 179–89. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2018.11.025.
Shailesh N. Pandya, Jyoti Menghani. Optimum heat source position offset in welding of dissimilar Al-Cu metals using a theoretical approach. Materials today proceedings. 2018, 5 (13): 26974–26980. DOI: 10.1016/j.matpr.2018.08.187.
Jinge Liu, Caiwang Tan, Laijun Wu, Xiaoye Zhao, Zequn Zhang, Bo Chen, Xiaoguo Song, Jicai Feng. Butt laser welding brazing of AZ31Mg alloy to Cu coated Ti6Al4V with AZ92 Mg based filler. Optics & Laser Technology. 2019, 117: 200–214. DOI: 10.1016/j.optlastec.2019.04.024.
Zhang K. P., Liu J. G., Tan C. W., Wang G., Song X. G., Chen B. et al. Dissimilar joining of AZ31B Mg alloy to Ni-coated Ti‑6Al‑4V by laser heat conduction welding process. Journal of Manufacturing Processes. 2018; 34: 148–57. DOI: 10.1016/j.jmapro.2018.05.037.
Zhang Z. Q., Tan C. W., Zhao X. Y., Chen B., Song X. G., Zhao H. Y. Influence of Cu coating thickness on interfacial reactions in laser welding brazing of Mg to Ti. Journal of Materials Processing Technology. 2018; 261: 61–73. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2018.06.009.
Auwal S. T., Ramesh S., Zhang Z. Q., Liu J. E., Tan C., Manladan S. M. et al. Influence of electrodeposited Cu-Ni layer on interfacial reaction and mechanical properties of laser welded-brazed Mg / Ti lap joints. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 37: 251–65. DOI: 10.1016/j.jmapro.2018.11.029.
Tan C. W., Lu Q. S., Chen B., Song X. G., Li L. Q., Feng J. C. et al. Influence of laser power on microstructure and mechanical properties of laser welded-brazed Mg to Ni coated Ti alloys. Optics and Laser Technology. 2017; 89: 156–67. DOI: 10.1016/j.optlastec.2016.10.014.
Tan C. W., Zang C. W., Zhao X. Y., Xia H. B., Lu Q. S., Song X. G. et al. Influence of Ni-coating thickness on laser lap welding-brazing of Mg / Ti. Optics and Laser Technology. 2018; 108: 378–91. DOI: 10.1016/j.optlastec.2018.07.007.
Zang C. W., Liu J. G., Tan C. W., Zhang K. P., Song X. G., Chen B. et al. Laser conduction welding characteristics of dissimilar metals Mg / Ti with Al interlayer. Journal of Manufacturing Processes. 2018; 32: 595–605. DOI: 10.1016/j.jmapro.2018.03.019.
Kuryncev S. V., SHiganov I.N., Morushkin A. E., Gil’mutdinov A. H. Lazernaya svarka listovyh elementov konstrukcij s detalyami, poluchennymi additivnoj tekhnologiej vyrashchivaniya. Svarochnoe proizvodstvo. 2018, 1: 10–14. [In Russ].
Курынцев С. В., Шиганов И. Н., Морушкин А. Е., Гильмутдинов А. Х. Лазерная сварка листовых элементов конструкций с деталями, полученными аддитивной технологией выращивания. Сварочное производство. 2018, 1: 10–14.
Gareev I. S., Pisarev M. S., Sobko S. A. Lazernaya svarka detalej raznoj tolshchiny iz raznorodnyh metallov. Svarochnoe proizvodstvo. 2015, 8: 10–13. [In Russ].
Гареев И. С., Писарев М. С., Собко С. А. Лазерная сварка деталей разной толщины из разнородных металлов. Сварочное производство. 2015, 8: 10–13.
Chen S. H., Huang J. H., Xia J., Zhao X. K., Lin S. B. Influence of processing parameters on the characteristics of stainless steel / copper laser welding. Journal of Materials Processing Technology. 2015; 222: 43–51. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2015.03.003.
Yao C. W., Xu B. S., Zhang X. C., Huang J., Fu J., Wu Y. X. Interface microstructure and mechanical properties of laser welding copper-steel dissimilar joint. Optics and Lasers in Engineering. 2009; 47(7–8): 807–14. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2009.02.004.
Kuryntsev S. V., Morushkin A. E., Gilmutdinov A. K. Fiber laser welding of austenitic steel and commercially pure copper butt joint. Optics and Lasers in Engineering. 2017; 90: 101-9. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2018.09.001.
Kuryncev S. V., SHiganov I. N. Svarka austenitnoj stali s med’yu rasfokusirovannym izlucheniem volokonnogo lazera. Svarochnoe proizvodstvo. 2017, 4: 7–11. [In Russ].
Курынцев С. В., Шиганов И. Н. Сварка аустенитной стали с медью расфокусированным излучением волоконного лазера. Сварочное производство. 2017, 4: 7–11.
Вклад авторов
Курынцев С. В. – идея, перевод и анализ научных материалов,
работа с графической частью, обработка результатов.
Шиганов И. Н. – обсуждение, предложения и замечания, анализ материала.
Информация о конфликте интересов
Авторы заверяют, что не имеют реального или потенциального конфликта интересов.
Авторы
Курынцев С. В., к. э. н., Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ, Казань, Россия.
Шиганов И. Н., д.т.н., проф., Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана, Москва, Россия.
Обзор
Часть 2
С. В. Курынцев 1, И. Н. Шиганов 2
Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ, Казань, Россия
Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана, Москва, Россия
Во второй части представлено продолжение обзора отечественных и зарубежных статей по теме лазерная сварка разнородных металлов, в частности титана с алюминием, алюминия с медью и других наиболее распространенных пар металлов. На основе анализа научных статей установлено, что при сварке титана и алюминия встык рационально смещать лазерный луч на алюминий (предел прочности 168–180 МПа), тогда как при сварке внахлест рационально воздействовать лазерным лучом со стороны титана. Смещение лазерного луча и режимы сварки существенно влияют на толщину ИМС, которую при сварке встык можно снизить до 2–6 мкм. При сварке алюминия и меди лазерный луч необходимо смещать на алюминий как при сварке внахлест, так и при сварке встык. Основным эксплуатационным свойством соединения алюминия и меди является электропроводность, которая напрямую зависит от толщины и состава ИМС. Также рассмотрены технологии сварки титана и магния, стали и меди и других пар металлов.
Ключевые слова: лазерная сварка, разнородные металлы, свариваемость, микроструктура, интерметаллидный слой, механические свойства
Статья получена: 14.09.2020
Принята к публикации: 10.12.2020
1. Лазерная сварка алюминиевых сплавов с титановыми сплавами
Как уже было сказано в первой части обзора (см.Фотоника. 2020;14(6):492−506), согласно количественному анализу статей по реферативной базе данных Скопус за последние 4 года на втором месте по распространению применения лазерной сварки для разнородных металлов после пары сталь + алюминий, находится пара титан + алюминий. Попытки соединения биметаллических переходников из сплавов на основе титана и алюминия теплопрессовой [1, 2] и другими видами механического и термомеханического классов сварки предпринимались достаточно давно. Полученные соединения в виде переходников использовались для изготовления топливных, масляных и терморегулируемых систем летательных аппаратов и успешно прошли стендовые испытания. Однако данные по соединению термическими видами сварки титана и алюминия с такими же положительными результатами отсутствуют. Лазерная сварка, благодаря своей прецизионности воздействия и высоким скоростям охлаждения, может положительно повлиять на металлургические и термодеформационные процессы при сварке титана и алюминия, физические свойства которых существенно отличаются. Так же, как и в случае сварки стали и алюминия, наибольшее распространение получили нахлесточные и стыковые соединения.
Авторы [3] исследуют влияние смещения лазерного луча на титановый сплав ВТ‑20 при его сварке встык с алюминиевым сплавом 1461 и влияние послесварочной термической обработки на механические свойства соединений. Лазерный луч смещают на 0 мм, 0.5 мм, 1 мм, термическая обработка производится при температуре 490 °C, 540 °C, 590 °C в течение 4 и 6 часов. В результате исследований авторы заключают, что максимальные значения предела прочности на разрыв имеют образцы, полученные при смещении лазерного луча на 1 мм (168 МПа), минимальные − без смещения 0 мм (75 МПа).
Повышение температуры и времени термической обработки существенно снижает механические свойства, что может объясняться существенно различными коэффициентами термического расширения при достаточно высокой температуре термической обработки (490–590 °C). Влияние низкотемпературной термической обработки на толщину интерметаллидного слоя (ИМС) и на механические свойства сварных соединений титана и алюминия исследуют авторы [4]. Смещение луча, как и в предыдущей работе, производится на титан (на 1 мм), проводится долговременная термическая обработка полученных сварных соединений 336 ч и 138 ч при температуре 350 °C и 450 °C соответственно. Толщина ИМС в полученных сварных соединениях находилась в пределах 30–50 мкм в зависимости от тепловложения при сварке. Авторы делают следующие выводы: термическая обработка при температуре 350 °C не влияет на толщину и строение ИМС, предел прочности при растяжении (90–100 МПа) сравним с максимальным без термической обработки (100–110 МПа). При этом отмечено, что после термической обработки при температуре 450 °C толщина ИМС увеличилась, а предел прочности при растяжении снизился до 55–75 МПа.
Исследование влияния смещения лазерного луча на алюминиевый сплав 5A06 в диапазоне 300–700 мкм при сварке встык с титановым сплавом Ti6Al4V описано в работе [5]: толщина соединяемых встык листов 1,5 мм. Максимальные механические свойства при испытании на разрыв (183 МПа) сварных соединений получены при следующих режимах сварки: смещение луча – 500 мкм, скорость сварки – 11 мм / сек, мощность лазерного излучения – 1 130 Вт, толщина ИМС при данных режимах − около 3 мкм. В работе уделяется внимание тщательному исследованию излома после испытаний на растяжение, так как он состоит из трех частей: центральной части, разрушенной по линии титан / сварной шов (хрупкое разрушение), верхней и нижней частей, разрушенных по сварному шву (вязкое разрушение). Верхняя и нижняя части сварного шва образованы в результате смачивания расплавленным алюминием кромок титана (рис. 1 а, b) и имеют существенно отличающийся от центральной части фазовый состав. На рис. 1 c, d представлены СЭМ изображения микроструктуры областей С и А соответственно, представленных на рис. 1 b: видно, как значительно отличается толщина ИМС и микроструктура сварного шва в зависимости от глубины сварного шва. Авторы делают вывод о том, что механические свойства зависят не только от толщины и типа ИМС, но и от области и объема смачивания титана жидким алюминием.
Эффект влияния смещения лазерного луча на алюминий и режимов колебаний лучом при сварке с титаном встык исследуют авторы [6]. Указанные параметры сварки влияют на распределение энергии, микроструктуру и механические свойства соединений. Как и в предыдущей работе, смещение лазерного луча на 100–200 мкм и параметры колебаний луча существенно влияют на микроструктуру соединения. Также микроструктура соединений значительно отличается по глубине: чем ближе к источнику нагрева, тем больше толщина ИМС. Максимальные значения предела прочности при разрыве − около 170 МПа, при толщине ИМС ~2 мкм.
Особенности строения сварных швов, полученных лазерной сваркой титанового сплава ВТ6С и алюминиевого сплава 1424, описаны авторами [7]. В отличие от приведенных выше работ [5, 6] авторы используют достаточно высокие скорости сварки 70–100 мм / сек и смещают лазерный луч на алюминиевый сплав на 200 мкм. При использовании скорости сварки 100 мм / сек наблюдается более тонкий ИМС: авторы заключают, что для образования ИМС с меньшей толщиной необходимо уменьшать тепловложение посредством увеличения отступа на алюминиевый сплав, увеличения скорости сварки и уменьшения мощности лазерного излучения.
В работе [8] авторы исследуют нахлесточные сварные соединения пластин из титана и алюминия, воздействие лазерным лучом производится со стороны титана, применяется импульсный лазер (300 Вт), сварка производится с перекрещиванием точек [9], основные варьируемые параметры – диаметр точки и импульс лазера. Особое внимание авторы уделяют исследованию области зарождения межфазной трещины, так как это важный индикатор свойств сварного соединения. Выявлено, что вероятное место зарождения и распространения трещин – это поверхность между разными ИМС (TiAl и TiAl3) с высоким уровнем плотности дислокаций (рис. 2). Результаты показывают, что ИМС с разным стехиометрическим составом (TiAl и TiAl3 и др.) будет являться слабым местом сварного соединения, в котором будет зарождаться трещина, тогда как ИМС постоянного состава будет являться более стабильным с точки зрения механических свойств.
Наблюдение начала разрушения не только по хрупкому ИМС, но и по ЗТВ алюминия при испытаниях на срез нахлесточных соединений описаны авторами в работах [10, 11]. Было проведено исследование влияния тепловложения и воздействия лазерным лучом со стороны алюминия и со стороны титана, выявлено, что наиболее оптимальным является воздействие со стороны титана. Режимы сварки и тепловложение существенно влияют не только на фазовый состав за счет скоростей охлаждения, но и на диффузионные процессы и как результат на распределение химических элементов по сечению сварного шва из разнородных металлов, что также влияет на фазовый состав [12].
Необходимо подчеркнуть, что в работах [5, 6, 8] используется сравнительно маленькая для лазерной сварки, скорость 11–17 мм / сек, тогда как в работах [7, 10, 11] используется скорость сварки, которая в разы превосходит указанную (100–150 мм / сек), однако за счет большего смещения лазерного луча на алюминий толщина ИМС находится примерно в одинаковых пределах (2–6 мкм).
Как и в случае сварки стали и алюминия, при сварке титана и алюминия толщина и состав промежуточного между двумя металлами ИМС является проблемной областью сварного соединения. При сварке встык также является распространенной техника смещения лазерного луча: в большинстве случаев луч смещается на алюминий, величина смещения зависит от толщины соединяемых заготовок, а толщина ИМС зависит от режимов сварки и находится в пределах 2–6 мкм. Применение смещения лазерного луча на титан приводит к образованию в разы большего по толщине ИМС, механические свойства таких соединений на 40–50% ниже соединений, полученных при смещении луча на алюминий.
2. Лазерная сварка алюминиевых сплавов с медью
Параметры решетки и размер атомов меди и алюминия схожи, тип кристаллической решетки одинаковый, постоянные решеток соизмеримы, поэтому алюминий и медь образуют твердые растворы замещения ограниченной растворимости, предельная растворимость меди в алюминии составляет 2,2 ат.%, также образуются различные интерметаллидные фазы (Al2Cu – θ, AlCu – η2, Al3Cu4 – ζ1, Al4Cu9 – δ, Al4Cu9 – γ1) [13].
Как и при сварке алюминия с титаном или с железом основные типы соединений стыковое и нахлесточное. Ввиду того что алюминий и медь являются самыми распространенными проводниками электрического тока, при сварке в основном используются чистые сплавы, имеющие минимальное электросопротивление. Как было сказано в первой части обзора, чистые медь и алюминий, в основном медь, имеют низкий коэффициент поглощения лазерного излучения и имеют высокие значения теплопроводности, поэтому лазерная сварка данной пары металлов осложнена.
Как правило, для соединения данной пары пластичных металлов применяют механические виды сварки, такие как холодная, взрывом, прокаткой, ультразвуковая. Ввиду того что лазерный луч как инструмент металлообработки многофункционален, и иногда от соединения меди и алюминия требуется минимальный металлургический контакт или микроконтакт, при этом не требуется высоких механических характеристик, для их соединения применяют лазерную сварку. Исследованию соединений посвящено достаточное количество работ, в которых в основном исследуется типы интерметаллидов и их влияние на значения электросопротивления. Следует отметить, что электросопротивление интерметаллидов в 5–8 раз больше, чем меди и алюминия, а механические свойства при испытаниях на срез находятся в пределах 100–120 МПа.
Авторы [13] исследуют, какая из образующихся интерметаллидных фаз является более хрупкой и приводит к ухудшению механических свойств. Сварка производится внахлест при воздействии лучом со стороны алюминия. Авторы заключают, что в основном трещины зарождаются в фазах AlCu и Al4Cu9, химический состав поверхности излома имеет 61,6–62,7% меди, остальное − алюминий, что соответствует фазе Al4Cu9.
В работе [14] исследуется влияние колебаний и смещения лазерного луча на алюминий в диапазоне 0–400 мкм. Сварка производится в вакууме при пониженном атмосферном давлении, тип соединения стыковое, после подготовки образцов проводятся измерения электросопротивления. Показано, что соотношения плавления соединяемых материалов − важный фактор при получении качественного соединения, который может успешно контролироваться смещением лазерного луча на алюминий. Толщина слоя взаимодействия меди и алюминия, полученная при оптимальных режимах сварки и смещении луча на 300 мкм на алюминий, составляет 80 мкм, толщина интерметаллидного слоя 8–13 мкм, электрические свойства соединения ухудшились незначительно.
Исследование влияния параметров синусоидальных колебаний лазерным лучом перпендикулярно направлению сварки на механические свойства и электросопротивление описаны авторами [15]: сварка производится внахлест, толщина соединяемых листов 1 мм, лазерным лучом воздействовали со стороны алюминия. Авторы рассматривают геометрию сварного шва (ширину и глубину проплавления в медь) как функцию от параметров колебаний лучом (амплитуды и частоты), затем рассматривают содержание меди в сварном шве и электросопротивление как функцию от геометрии сварного шва. В результате проведенных исследований делаются следующие выводы: для обеспечения минимального электросопротивления соединяемых заготовок толщиной 1 мм при сварке внахлест, требуется ширина соединения равная минимум 1 мм (рис. 3); при сварке лазерным лучом без поперечных колебаний ширина соединения равна 0,2–0,3 мм, с поперечными колебаниями 1–1,2 мм за счет увеличения ширины сварочной ванны со стороны алюминия; минимальное электросопротивление и максимальные механические свойства можно получить при максимальном соотношении ширины к глубине сварного шва (>4) (рис. 3), при этом глубина проплава в медь должна быть не менее 0,2 мм. Также, основываясь на корреляции механических свойств и электросопротивления, авторы предлагают использовать измерение электросопротивления как метод неразрушающего контроля сварного соединения.
Метод мониторинга процесса лазерной сварки меди и алюминия и контроля смещения лазерного луча, основанный на наблюдении спектра конкретной длины волны для алюминия (394,4 и 396,1 нм) и для меди (578 нм) предложен авторами [16]. Ввиду того что смещение лазерного луча на один из свариваемых металлов является фактором, существенно влияющим на образование интерметаллидного слоя, разработка методов контроля микро-смещений является актуальной задачей. Физической основой метода является изменение длины волны спектра эмиссии плазменного факела в результате смещения лазерного луча на один из компонентов.
В других работах по лазерной сварке алюминия и меди рассматриваются, микросварка электроконтактов [17–20], влияние режимов сварки и присадочного материала на микроструктуру и механические свойства [21–23], теоретические исследования оптимального смещения источника тепла, основанные на фазовой диаграмме [24].
3. Особенности лазерной сварки титановых сплавов с магниевыми сплавами
Как было сказано в первой части обзора, по распространенности применения лазерной сварки для разнородных металлов после сварки алюминия и меди находятся такие пары, как титан и никель, сталь и титан, сталь и никель, магний и титан, сталь и медь. Из которых с точки зрения перспективности применения и высоких механических характеристик можно выделить пары титан и магний, сталь и медь.
Способы и технологии сварки встык и внахлест титана и магния являются достаточно сложными, в большинстве рассмотренных работ применяется нанесение покрытий из меди или никеля электролитическим осаждением на титан. Основным технологическим параметром, помимо режимов сварки и смещения лазерного луча, является толщина осажденного покрытия (рис. 4).
В работе [25] описано влияние толщины осажденного медного покрытия (диапазон 10,8–28,2 мкм) на микроструктуру и механические свойства стыкового соединения титанового и магниевого сплавов. Механизм образования соединения, зависящий от толщины медного покрытия и области сварного шва (нижняя или верхняя части), разделяется на металлургический (рис. 5 а) и механический (рис. 5 b). Из представленных данных видно, что при толщине покрытия 19,7 мкм наблюдается ровная линия сплавления и перехода от титана к сварному шву, тогда как при толщине покрытия 24,9 мкм линия перехода грубая, неровная и, помимо металлургического контакта, наблюдается механическое взаимодействие поверхности титана и присадочного материала.
Также авторы данной работы имеют другие публикации [26–31] по сварке титана и магния, основанные на аналогичном подходе к организации эксперимента и методам исследования. В этих работах рассматривается влияние толщины электроосажденного покрытия, материала покрытия (медь, никель, их комбинация), режимов лазерной сварки, исследован способ лазерной кондукционной лазерной сварки [9, 32], что является перспективным направлением исследований ввиду существенной разницы температур плавления титана и магния.
На рис. 6 а представлена схема процесса взаимодействия присадочного материала со свариваемыми металлами. Механизм кристаллизации металла сварного шва на границе взаимодействия титан, покрытый медью – присадочный материал на основе магния, при толщине покрытия 19,7 мкм представлен на рис. 6 b. В основу иллюстрации положен анализ микроструктуры. Аналогичный механизм кристаллизации и образования различных фаз при толщине покрытия 24,9 мкм представлен на рис. 6 c (верхняя часть шва) и рис. 6 d (нижняя часть шва). Как видно из представленных данных, за счет большего количества меди (толщина покрытия 24,9 мкм), образуется большое количество фаз, приводящих к образованию микротрещин. Также существенно по фазовому составу отличается верхняя и нижняя части сварного шва с покрытием 24,9 мкм, за счет большего объема расплавленного металла в верхней части и соответственно меньших скоростей охлаждения.
Фаза Ti3Al имеет самую низкую энтальпию образования, поэтому данная фаза легко кристаллизуется в сравнении с фазами, содержащими медь (AlCu2Ti, Ti2Cu, Mg2Cu). Оптимальная толщина покрытия (19,7 мкм) обеспечивает механические свойства сварного соединения на уровне 85% от механических свойства магниевого сплава.
4. Лазерная сварка сталей с медью
Небольшое количество публикаций в последние годы посвящено лазерной сварке сталей с медью и сплавами на ее основе ввиду того, что данные металлы хорошо свариваются и основной проблемой при лазерной сварке является высокая степень отражения лазерного излучения от меди. Данная проблема решается несколькими способами: смещением луча на сталь и подготовке кромок при сварке малых толщин [33], воздействием лазерного луча на сталь под определенным углом при сварке толщин более 2 мм (рис. 7 а, b) [34], применением разделки кромок, изменяющей плоскость стыка при невозможности наклона лазерного луча [35], использованием расфокусированного луча или заходной пластины [36, 37].
Указанные выше способы лазерной сварки, позволяют получать сварные соединения, имеющие механические свойства на уровне чистой меди. Данные, полученные авторами [34], согласуются с экспериментальными результатами, полученными в работе [37]: при оптимальном смещении лазерного луча на сталь можно получить сварное соединение, которое при испытаниях на растяжение будет разрушаться по ЗТВ меди (рис. 7 c, d, e). За счет термического влияния в ЗТВ меди образуется крупнозернистая структура, которая имеет меньшие механические свойства, чем сварной шов, в котором медь упрочнена железом и легирующими элементами стали, например никелем и марганцем.
Из описанных результатов работ, проведенных отечественными и зарубежными исследователями можно сделать следующие выводы.
При сварке титана и алюминия встык более предпочтительной техникой является смещение лазерного луча на алюминий, тогда как при сварке внахлест лазерным лучом целесообразно воздействовать со стороны титана.
Лазерную сварку алюминия и меди лучше осуществлять с применением техники смещения луча на алюминий как при сварке встык, так и при сварке внахлест по причине большей степени отражения лазерного излучения и большей теплопроводности меди.
Сварку титана и магния необходимо производить с применением нанесения тонких слоев (10–50 мкм) меди или никеля на титан электролитическим осаждением, что способствует минимизации образования интерметаллидных фаз, приводящих к распространению микротрещин. При нанесении покрытия оптимальных толщин и оптимальных режимах сварки обеспечиваются механические свойства сварного соединения на уровне 85% от механических свойств магниевого сплава.
REFERENCES
Lukin V. I. et al. Ocenka kachestva bimetallicheskih soedinenij VT6S-AMg3, poluchennyh teplopressovoj svarkoj. Svarochnoe proizvodstvo. 1981, 2: 41–42. [In Russ].
Лукин В. И. и др. Оценка качества биметаллических соединений ВТ6С-АМг3, полученных теплопрессовой сваркой. Сварочное производство. 1981, 2: 41–42.
Ryablov V. R., Rabkin D. M., Kurochko R. S., Strizhevskaya L. G. Svarka raznorodnyh metallov i splavov. – M.: Mashinostroenie. 1984. 239 p. [In Russ].
Ряблов В. Р., Рабкин Д. М., Курочко Р. С., Стрижевская Л. Г. Сварка разнородных металлов и сплавов. – М.: Машиностроение. 1984. 239 с.
Vitoshkin I. E., Malikov A. G., Orishich A. M., Karpov Е. Influence of post-processing on the strength of heterogeneous materials produced by the laser welding. Journal of Physics Conference Series 2019. 1404: 012050. DOI: 10.1088/1742-6596/1404/1/012050.
Leo P., D’Ostuni S., Casalino G. Low temperature heat treatments of AA5754-Ti6Al4V dissimilar laser welds: Microstructure evolution and mechanical properties. Optics and Laser Technology. 2018; 100: 109–18. DOI: 10.1016/j.optlastec.2017.09.039.
Zhou X. F., Duan J. A., Zhang F., Zhong S. S. The Study on Mechanical Strength of Titanium-Aluminum Dissimilar Butt Joints by Laser Welding-Brazing Process. Materials. 2019; 12 (5). DOI: 10.3390/ma12050712.
Chen X., Lei Z. L., Chen Y. B., Han Y., Jiang M., Tian Z. et al. Effect of Laser Beam Oscillation on Laser Welding-Brazing of Ti / Al Dissimilar Metals. Materials. 2019; 12 (24). DOI: 10.3390/ma12244165.
Nikulina A. A., Smirnov A. I., Turichin G. A., Klimova-Korsmik O. G., Babkin K. D. Osobennosti stroeniya stykovyh svarnyh shvov, sformirovannyh lazernoj svarkoj raznorodnyh splavov na osnove titana i alyuminiya. Metallovedenie i termicheskaya obrabotka metallov. 2017; 8 (746): 62–67. [In Russ].
Никулина А. А., Смирнов А. И., Туричин Г. А., Климова-Корсмик О. Г., Бабкин К. Д. Особенности строения стыковых сварных швов, сформированных лазерной сваркой разнородных сплавов на основе титана и алюминия. Металловедение и термическая обработка металлов. 2017; 8 (746): 62–67.
Xue X., Pereira A., Vincze G., Wu X. Y., Liao J. Interfacial Characteristics of Dissimilar Ti6Al4V / AA6060 Lap Joint by Pulsed Nd:YAG Laser Welding. Metals. 2019; 9 (1). DOI: 10.3390/met9010071.
Grigoryanc A. G. Tekhnologicheskie processy lazernoj obrabotki / A. G. Grigoryanc, I.N. SHiganov, A. I. Misyurov. Uchebn. posobie dlya VUZov. – M.: Izd-vo MGTU im. N.E Baumana. 2006. 664 p. [In Russ].
Григорянц А. Г. Технологические процессы лазерной обработки / А. Г. Григорянц, И. Н. Шиганов, А. И. Мисюров. Учебн. пособие для ВУЗов. – М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э Баумана. 2006. 664 с.
Kuryncev S. V., SHiganov I.N., Morushkin A. E. Svarka raznorodnyh splavov na osnove titana i alyuminiya lazernym izlucheniem. Svarochnoe proizvodstvo. 2019; 2: 16–21. [In Russ].
Курынцев С. В., Шиганов И. Н., Морушкин А. Е. Сварка разнородных сплавов на основе титана и алюминия лазерным излучением. Сварочное производство. 2019; 2: 16–21.
Kuryntsev S. V. Microstructure, mechanical and electrical properties of laser-welded overlap joint of CP Ti and AA2024. Optics and Lasers in Engineering. 2019; 112: 77–86. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2016.10.008.
Kuryncev S. V. Issledovanie raspredeleniya himicheskih elementov v soedinenii titana i alyuminiya, poluchennyh lazernoj svarkoj. Svarka i diagnostika. 2019; 2: 28–31. [In Russ].
Курынцев С. В. Исследование распределения химических элементов в соединении титана и алюминия, полученных лазерной сваркой. Сварка и диагностика. 2019; 2: 28–31.
Schmalen P., Plapper P., Peral I., Titov I., Vallcorba O., Rius J. Composition and phases in laser welded Al-Cu joints by synchrotron x-ray microdiffraction. 10th Cirp Conference on Photonic Technologies [Lane 2018]. 2018; 74: 27–32. DOI: 10.1016/j.procir.2018.08.006.
Reisgen U., Olschok S., Jakobs S., Holtum N. Influence of the degree of dilution with laser beam vacuum-welded Cu-Al mixed joints on the electrical properties. 10th Cirp Conference on Photonic Technologies [Lane 2018]. 2018; 74: 23–6. DOI: 10.1016/j.procir.2018.08.022.
Jarwitz M., Fetzer F., Weber R., Graf T. Weld Seam Geometry and Electrical Resistance of Laser-Welded, Aluminum-Copper Dissimilar Joints Produced with Spatial Beam Oscillation. Metals. 2018; 8 (7). DOI: 10.3390/ma12244165.
Schmalen P., Plapper P. ASME. Spectroscopic studies of dissimilar al-cu laser welding. Proceedings of the ASME 13th International Manufacturing Science and Engineering Conference. 2018; 2. DOI: 10.1016/j.procir.2018.08.006.
Shi W. Q., Huang J., Xie Y. P., Li Y. Q., An F. J. Laser micro-welding technology for Cu-Al dissimilar metals and mechanisms of weld defect formation. International Journal of Advanced Manufacturing Technology. 2017; 93(9–12): 4197–201. DOI: 10.1007/s00170-017-0814‑z.
Dimatteo V., Ascari A., Fortunato A. Continuous laser welding with spatial beam oscillation of dissimilar thin sheet materials (Al-Cu and Cu-Al): Process optimization and characterization. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 44: 158–65. DOI: 10.3390/ma12244165.
Lerra F., Ascari A., Fortunato A. The influence of laser pulse shape and separation distance on dissimilar welding of Al and Cu films. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 45: 331–9. DOI: 10.1016/j.jmapro.2019.07.015.
Hollatz S., Heinen P., Limpert E., Olowinsky A., Gillner A. Overlap joining of aluminium and copper using laser micro welding with spatial power modulation. Welding in the World. 2020, 64 (3): 513–522. DOI: 10.1007/s40194-020-00848-9.
Zhou L., Luo L. Y., Tan C. W., Li Z. Y., Song X. G., Zhao H. Y. et al. Effect of welding speed on microstructural evolution and mechanical properties of laser welded-brazed Al / brass dissimilar joints. Optics and Laser Technology. 2018; 98: 234–46. DOI: 10.1016/j.optlastec.2017.08.004.
Yan S. H., Shi Y. Influence of laser power on microstructure and mechanical property of laser-welded Al / Cu dissimilar lap joints. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 45: 312–21. DOI: 10.1016/j.jmapro.2019.07.009.
Rasch M., Roider C., Kohl S., Strauss J., Maurer N., Nagulin K. Y. et al. Shaped laser beam profiles for heat conduction welding of aluminium-copper alloys. Optics and Lasers in Engineering. 2019; 115: 179–89. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2018.11.025.
Shailesh N. Pandya, Jyoti Menghani. Optimum heat source position offset in welding of dissimilar Al-Cu metals using a theoretical approach. Materials today proceedings. 2018, 5 (13): 26974–26980. DOI: 10.1016/j.matpr.2018.08.187.
Jinge Liu, Caiwang Tan, Laijun Wu, Xiaoye Zhao, Zequn Zhang, Bo Chen, Xiaoguo Song, Jicai Feng. Butt laser welding brazing of AZ31Mg alloy to Cu coated Ti6Al4V with AZ92 Mg based filler. Optics & Laser Technology. 2019, 117: 200–214. DOI: 10.1016/j.optlastec.2019.04.024.
Zhang K. P., Liu J. G., Tan C. W., Wang G., Song X. G., Chen B. et al. Dissimilar joining of AZ31B Mg alloy to Ni-coated Ti‑6Al‑4V by laser heat conduction welding process. Journal of Manufacturing Processes. 2018; 34: 148–57. DOI: 10.1016/j.jmapro.2018.05.037.
Zhang Z. Q., Tan C. W., Zhao X. Y., Chen B., Song X. G., Zhao H. Y. Influence of Cu coating thickness on interfacial reactions in laser welding brazing of Mg to Ti. Journal of Materials Processing Technology. 2018; 261: 61–73. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2018.06.009.
Auwal S. T., Ramesh S., Zhang Z. Q., Liu J. E., Tan C., Manladan S. M. et al. Influence of electrodeposited Cu-Ni layer on interfacial reaction and mechanical properties of laser welded-brazed Mg / Ti lap joints. Journal of Manufacturing Processes. 2019; 37: 251–65. DOI: 10.1016/j.jmapro.2018.11.029.
Tan C. W., Lu Q. S., Chen B., Song X. G., Li L. Q., Feng J. C. et al. Influence of laser power on microstructure and mechanical properties of laser welded-brazed Mg to Ni coated Ti alloys. Optics and Laser Technology. 2017; 89: 156–67. DOI: 10.1016/j.optlastec.2016.10.014.
Tan C. W., Zang C. W., Zhao X. Y., Xia H. B., Lu Q. S., Song X. G. et al. Influence of Ni-coating thickness on laser lap welding-brazing of Mg / Ti. Optics and Laser Technology. 2018; 108: 378–91. DOI: 10.1016/j.optlastec.2018.07.007.
Zang C. W., Liu J. G., Tan C. W., Zhang K. P., Song X. G., Chen B. et al. Laser conduction welding characteristics of dissimilar metals Mg / Ti with Al interlayer. Journal of Manufacturing Processes. 2018; 32: 595–605. DOI: 10.1016/j.jmapro.2018.03.019.
Kuryncev S. V., SHiganov I.N., Morushkin A. E., Gil’mutdinov A. H. Lazernaya svarka listovyh elementov konstrukcij s detalyami, poluchennymi additivnoj tekhnologiej vyrashchivaniya. Svarochnoe proizvodstvo. 2018, 1: 10–14. [In Russ].
Курынцев С. В., Шиганов И. Н., Морушкин А. Е., Гильмутдинов А. Х. Лазерная сварка листовых элементов конструкций с деталями, полученными аддитивной технологией выращивания. Сварочное производство. 2018, 1: 10–14.
Gareev I. S., Pisarev M. S., Sobko S. A. Lazernaya svarka detalej raznoj tolshchiny iz raznorodnyh metallov. Svarochnoe proizvodstvo. 2015, 8: 10–13. [In Russ].
Гареев И. С., Писарев М. С., Собко С. А. Лазерная сварка деталей разной толщины из разнородных металлов. Сварочное производство. 2015, 8: 10–13.
Chen S. H., Huang J. H., Xia J., Zhao X. K., Lin S. B. Influence of processing parameters on the characteristics of stainless steel / copper laser welding. Journal of Materials Processing Technology. 2015; 222: 43–51. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2015.03.003.
Yao C. W., Xu B. S., Zhang X. C., Huang J., Fu J., Wu Y. X. Interface microstructure and mechanical properties of laser welding copper-steel dissimilar joint. Optics and Lasers in Engineering. 2009; 47(7–8): 807–14. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2009.02.004.
Kuryntsev S. V., Morushkin A. E., Gilmutdinov A. K. Fiber laser welding of austenitic steel and commercially pure copper butt joint. Optics and Lasers in Engineering. 2017; 90: 101-9. DOI: 10.1016/j.optlaseng.2018.09.001.
Kuryncev S. V., SHiganov I. N. Svarka austenitnoj stali s med’yu rasfokusirovannym izlucheniem volokonnogo lazera. Svarochnoe proizvodstvo. 2017, 4: 7–11. [In Russ].
Курынцев С. В., Шиганов И. Н. Сварка аустенитной стали с медью расфокусированным излучением волоконного лазера. Сварочное производство. 2017, 4: 7–11.
Вклад авторов
Курынцев С. В. – идея, перевод и анализ научных материалов,
работа с графической частью, обработка результатов.
Шиганов И. Н. – обсуждение, предложения и замечания, анализ материала.
Информация о конфликте интересов
Авторы заверяют, что не имеют реального или потенциального конфликта интересов.
Авторы
Курынцев С. В., к. э. н., Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ, Казань, Россия.
Шиганов И. Н., д.т.н., проф., Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана, Москва, Россия.
Отзывы читателей
