随着新能源汽车的发展，汽车结构轻量化是其节约能源的手段之一^[1]。轻金属6系铝合金属于热处理可强化铝合金，具有较高的强度、较好的力学性能，可用于车身系统部件、电池托盘等方面^[2-3]。新能源汽车电池托盘个性化程度高，采用传统电弧焊焊接时，焊缝区易产生气孔、裂纹等焊接缺陷，且焊接效率过低^[4-5]。铝合金激光焊作为高效的轻量化焊接工艺被广泛应用于汽车制造行业^[6-7]。

激光热丝焊接通过电阻热预热焊丝，降低了送丝精度要求，提高了焊丝熔化效率^[8]。Kadoi等^[9]将热丝系统与激光焊接相结合，焊接过程稳定且焊接质量较好。Zheng等^[10]建立焊丝温度场的瞬态热传导模型。利用焊丝温度场的数值模拟来预测激光热丝焊接中不同焊接参数下的焊丝转移稳定性。Li等^[11]采用激光热丝焊工艺焊接7075高强铝合金，结果表明不同加热温度下焊缝质量不同；且不同焊接参数下加热温度存在一个较佳范围。Mathieu等^[12]采用热丝焊和冷丝焊对比实验表明：加大热丝电流能够提高送丝速度和焊接效率，焊接接头的抗拉强度更高。Phaoniam等^[13]研究发现，在较佳的焊接条件下，热丝激光焊接能够以极低的母材变形率产生完整的焊缝熔敷。

本文选用6061-T6铝合金激光热丝焊增加焊丝的熔覆效率和熔池的稳定性，研究电流对焊缝组织和力学性能影响，进一步分析电流对6061铝合金激光热丝焊接头成形质量的影响机制。

1 实验方法 1.1 实验材料及设备

实验选用6061-T6铝合金覆膜铝板为母材，规格尺寸为150 mm×50 mm×3 mm，选用ER4047铝合金焊丝，焊丝直径为1.2 mm。6061-T6铝合金和ER4047铝合金焊丝的化学成分见表1。

激光热丝焊设备示意图如图1。实验设备为额定功率6 kW的nLight-6000型光纤激光器；Scansonic公司生产的ALO3型激光头，波长范围在900～1 080 nm；KUKA KR210型机器人，Fronius公司生产的TransPuls Synergic 5000 CMT焊机，送丝机同为Fronius公司生产的VR1500机器人送丝系统。激光器的光斑为圆形，光纤芯径为100 µm。采用纯氩气作为保护气体，气流量为10 L/min。试板采用搭接叠焊形式，前置送丝。焊接速度、激光功率等工艺参数如表2所示。

1.2 接头显微组织和力学性能分析

利用线切割机截取焊缝区域横截面15 mm×10 mm的样品，经过金相砂纸与抛光剂对试样打磨抛光至镜面后，放入无水乙醇溶液中超声清洗。采用1%HF+1.5%HCl+2.5%HNO₃+95%H₂O的凯乐试剂进行金相腐蚀（%表示体积分数）。使用VHX-500F KEYENCE型数字金相显微镜观察焊缝区域的微观组织。使用扫描电子显微镜（scanning electron microscope，SEM）对焊接接头的组织、析出相形貌进行分析。

采用DHV-1000Z型显微硬度计对焊接接头进行维氏硬度测试，加载载荷为0.98 N，保压15 s，每个测试点的间隔为0.5 mm，分析焊接接头各区域的维氏硬度特征。沿着垂直于焊缝的方向切取拉伸试样，拉伸试样的制备参考GBT228.1—2010标准。在Zwick/Roell Z050 kN万能拉伸试验机上进行拉伸试验，拉伸速度为1 mm/min，最大试验力为50 kN，采用SEM观察拉伸断口形貌，分析焊接接头不同部位拉伸断口特征。拉伸试样的尺寸示意图如图2所示。

2 结果与讨论 2.1 焊缝表面质量

表3为焊缝的宏观形貌。从表3中可以看出，焊缝成形良好，无咬边、气孔、飞溅等缺陷。随着电流的增大，焊缝表面趋向光滑。如图3所示，在50～200 A电流作用下，焊缝熔宽减小，熔深和焊缝中间宽度增加。横截面轮廓从“酒杯形状”转变为“V”形。这是因为随着电流的增大，单位时间产生了更多的电阻热，从而焊丝温度升高，焊丝将吸收较少的激光能量，更多的激光能量将用于熔化母材，从而导致焊缝熔深增大。

熔融金属从熔池中心向熔池边缘流动。在匙孔的前部和侧面，熔融金属层较薄，熔池尾部呈细长状，如图4所示。熔融金属在靠近匙孔壁的区域向上流动，在熔池边缘向下流动。在匙孔穿透方向形成涡流。加入电流后，熔池中电流密度分布不均匀。靠近焊丝尖端和匙孔前部的电流密度高于熔池底部和后部的电流密度。在洛伦兹力作用下熔融金属流动到熔池底部，使得熔深增加。电流产生的电磁场抑制熔池流动速度^[14]，对流换热受到抑制，熔池小孔尖端的向下流动变得更加强烈，而向熔池边缘的热传递减少。熔池底部积累更多热量，导致熔池穿透力增加，从而增加熔池的熔深和中间宽度，并减小熔池的宽度，使得焊缝轮廓从“酒杯”形转变为“V”形。

2.2 焊接接头显微组织

6061铝合金焊接接头金相图如图5所示。在图5（a）中分别选取2个位置对焊缝组织进行分析，即焊缝热影响区和焊缝中心部位。从图5（b）～图5（f）中可以看出，热影响区组织受到焊接热循环的影响导致晶粒粗大，在熔合线附近区域组织沿温度梯度向垂直于焊缝中心位置生长为柱状晶组织，焊缝中心组织为典型的等轴晶组织。焊缝中心等轴晶粒组织细化且存在枝晶结构，晶粒尺寸均匀。随着电流的增大，较高的热输入增强了等轴晶粒的形成。焊缝熔合线热影响区和焊缝晶粒内部存在大量的黑色析出物。

不同焊缝区域的晶粒尺寸主要受温度梯度和凝固速率共同作用的影响。其中，冷却速率与冷却温度、温度梯度、凝固速率和冷却时间有如下关系：

$ \qquad\frac{\mathrm{d}T}{\mathrm{d}t}=G \cdot R $

(1)

式中：G为温度梯度；R为凝固速率；T为冷却温度；t为冷却时间。

焊接过程热输入越小则冷却速率越高，凝固速率也越高，温度梯度较低，晶粒尺寸越小^[15]。

电流会导致焊缝中心晶粒长大，同时也存在细化晶粒的作用。由于电流产生焦耳热给熔池提供一个额外热源，随着电流的增大，焊缝热输入相应增大，焊缝中心温度升高，处于高温的时间延长，冷却速率低，晶粒有足够时间长大，使其平均尺寸增大，晶粒粗化。而熔池中加入电流后，产生电磁场。图4中，在电流和磁场的作用下，熔体受洛伦兹力的作用产生熔体对流^[16]，从而形成电磁搅拌^[17]，等轴枝晶被打碎，提供新的晶核，增加了熔体中的形核率，从而使晶粒细化^[18]。且对流加速了内部熔体的降温过程，降低了金属熔体的温度梯度，热影响区和熔合区晶粒数量增多，枝晶间距减小，生长时间延长，晶粒平均尺寸减小，晶粒细化程度增加。因此，最终的焊缝组织是由这两方面共同作用的结果。

对焊接接头熔合线热影响区和焊缝中心的组织进行SEM观察，如图6（a）所示。图中焊缝基体中分布着大量的析出相，这些析出相在晶界或晶内分布不均匀。图6（b）中，在熔合线附近可以清楚地观察到析出相，而热影响区析出相明显偏少，析出相主要富集在晶界处，说明元素偏析在晶界处。从这些析出相的形貌可以发现，晶内的析出相多为颗粒状，而晶界处的析出相则明显呈长条状。对焊缝中心显微组织进行SEM观察，如图7（a）所示，可以看出，焊缝中心存在大量的析出相，对比焊缝热影响区，析出相数量明显增多；晶间主要分布的是长条状析出相，见图7（b）；晶内则是颗粒状析出相，见图7（c）。Al-Mg-Si合金的析出相序列为Si、Mg原子簇—GP-Ⅰ区—GP-Ⅱ区/β″相—亚稳β′相—平衡稳定β相Mg₂Si^[19]。因此，焊接接头析出相主要为Mg₂Si。

2.3 焊接接头维氏硬度

观察焊缝维氏硬度分布如图8所示，硬度分布曲线呈“W”形，母材区硬度值最大，焊缝中心及热影响区硬度相比于母材区明显降低。且热影响区硬度值最低，为母材的67 %左右，表明焊接接头出现软化现象。热影响区硬度降低主要是由于图6中热影响区强化相的丧失和元素向晶界的偏析消除固溶强化。且加入电流后，焊缝中心区平均硬度较未加入电流时小。

对焊缝区维氏硬度做方差分析，如表4所示，不加入电流时焊缝区平均维氏硬度为61.65，加入电流后平均维氏硬度为59.93。加入电流后标准偏差值较未加入电流时小，维氏硬度标准偏差值在电流为100 A时最小。随着电流的增大，焊缝中心区域成分逐渐均匀化^[20]，导致维氏硬度趋于稳定。在表5中，电流为0、50、200 A多重对比时，F分别对应的显著性0.02、0.001均小于0.05，因此，0、50、200 A电流下的焊缝中心区域维氏硬度存在显著差异。随着电流的增大，焊丝提前熔化稳定过渡到熔池中，焊缝的稳定性增加，焊缝组织成分均匀化。电流为200 A时，电流过大，焊丝被提前熔化，在电磁收缩力作用下发生缩颈，形成滴状过渡，进而导致焊丝发生熔断炸丝，对熔池稳定性产生不利影响^[21-22]，导致焊缝区维氏硬度有明显的变化。

2.4 焊接接头拉伸性能

不同的电流下焊接接头的拉伸真实应力−应变曲线如图9所示，随着电流的增大，焊接接头的抗拉强度和伸长率均提高，如表6所示，其中，抗拉强度最大值为304.68 MPa，伸长率最大值为8.77%。焊接接头的断裂位置均位于热影响区，随着电流的加入，焊接接头的塑性增强。

激光热丝焊焊接接头拉伸断裂后，接头呈较明显塑性变形，对断裂的焊接接头断口进行SEM分析如图所示，焊接接头断裂部位存在明显的韧窝，焊缝上部拉断部位韧窝大且浅，撕裂棱较浅，韧窝大小不一，浅韧窝韧窝为16 µm左右，小韧窝大小为6 µm左右，如图10（a），统计较深韧窝大小平均尺寸为11 µm左右。较浅断裂面中存在着大量小韧窝如图10（a）。韧窝的形成与第二相的存在有关，如图10（a）明显能看见第二相颗粒，聚集的第二相是韧窝形成的核心，韧窝底部第二相颗粒尺寸越大，韧窝的尺寸越大。接头底部拉断部位韧窝分布明显细小呈等轴韧窝图10（b），并较熔池上部韧窝明显更深，较大韧窝尺寸在10 µm左右，小韧窝大小在3 µm左右，因此表现为较好的塑性。

激光填丝焊加入电流，焊接接头拉伸断裂后，对断裂接头进行SEM观察，可以看出断口呈现较明显的韧性断裂，图11为加入电流后的接头断裂微观形貌。如图11（a）所示，接头上部断口韧窝尺寸较大且韧窝浅；图11（b）中的等轴韧窝较不加电流时的(图10b）更为密集，且韧窝尺寸更小、深度、更大，从图11（b）中能明显地能观察到破碎的析出相，这些析出相对组织强度有一定的提升作用，因此，加入电流后接头韧性较不加电流时更好。

3 结　论

（1）焊接熔池中电流的电磁搅拌效应使焊缝形状改变，焊缝熔深随着电流的增大而增加，熔宽逐渐减小。焊缝形状从“酒杯状”逐渐变成“V”形。随着电流的增大，在电阻热和电磁搅拌效应的共同作用下，接头焊缝组织晶粒细化。熔合区组织为柱状枝晶垂直于焊缝中心生长，焊缝中心为均匀分布的等轴枝晶。焊缝主要析出相为Mg₂Si。

（2）随着电流的增大，焊缝中心区成分逐渐均匀化，维氏硬度趋于稳定，焊缝区平均维氏硬度在加入电流为150 A时最大。电流增大至200 A时，能量过大，形成滴状过渡，导致熔池不稳定，接头焊缝区维氏硬度降低。

（3）焊接接头抗拉强度随着电流的增大而增大，电流为150 A时，抗拉强度最高为304.68 MPa，伸长率为8.77%。通过SEM观察拉伸断口形貌发现，不加电流的断口主要是由较粗大的韧窝组织构成，韧窝较浅，接头拉伸断裂位置在接头的热影响区，加入电流后，断口有均匀较深的韧窝分布且撕裂棱明显。电流为150 A时，焊接接头成形质量较好。