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6061 铝合金激光焊接头的软化机理蔡佳思，王新元，李秀梅，魏艳红，龙金卫，孔斌（南京航空航天大学，南京211106）摘要：采用试验和数值模拟相结合的研究方法，对 2mm 厚的 6061 铝合金薄板的焊接性及接头软化机理进行了深入分析及探讨。拉伸试验结果表明，随着热输入的增加，接头宏观成形呈现从未焊透向成形优良及焊穿过渡的趋势，抗拉强度呈现先增加后减小的变化规律。在激光功率为 2.6kW、焊接速度为 1.5m/min 的最优工艺下，接头强度达到母材强度的 98%，几乎和母材等强，接头软化程度最低。采用微观组织表征设备（SEM，OM）观察并测量气孔位置和尺寸、焊缝塌陷高度、咬边最大距离及联生结晶区柱状晶主干长度随塌陷位移的变化，全方面分析总结接头软化的原因。建立宏微观耦合跨尺度组织演化有限元元胞自动机模型（FEM-CAM），对比不同焊接工艺参数下模拟结果和试验测量的熔池形貌，验证了 FEM 的准确性；将宏观温度场模拟结果作为热输入，基于固液界面溶质平衡法计算枝晶生长驱动力。联生结晶区柱状晶一次枝晶干长度沿厚度方向变化 CAM模拟结果和 OM 表征测量结果一致。因此，文中建立的耦合模型可以揭示熔池凝固过程枝晶的动态演化机制及生长规律。关键词：6061 铝合金；激光焊；接头软化；有限元模型；元胞自动机模型中图分类号：TG456.7文献标识码：Adoi：10.12073/j.hj.20220519003Softening mechanism of laser welded joints of 6061 aluminum alloyCaiJiasi,WangXinyuan,LiXiumei,WeiYanhong,LongJinwei,KongBin(NanjingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Nanjing211106,China)Abstract：Weldabilityandjointsofteningmechanismof2mmthick6061aluminumalloysheetweredeeplyanalyzedanddiscussedbymeansoftestandnumericalsimulation.Tensiletestresultsshowedthatwiththeincreaseofheatinput,macroformingofweldedjointspresentedtransitionfromincompletepenetrationtoexcellentformingandburnthrough,andtensilestrengthfirstincreasedandthendecreased.Undertheoptimalprocessof2.6kWlaserpowerand1.5m/minweldingspeed,strengthofweldedjointsreached98%thatofbasemetal,almostasstrongasbasemetal,andsofteningdegreeofweldedjointswasthelowest.Microstructurecharacterizationequipment(SEM,OM)wasusedtoobserveandmeasurepositionandsizeofpores,heightofweldcollapse,maximumdistanceofundercut,maximumdistanceofbiteedgeandlengthofcolumnarcrystaltrunkintheepitaxialsolidificationzonewithcollapsedisplacement,andcausesofjointsofteningwereanalyzedandsummarized in all aspects.A macro-micro coupled finite element model with cellular automata model(FEM-CAM)for cross scalemicrostructureevolutionwasestablished.AccuracyofFEMwasverifiedbycomparingsimulationresultsunderdifferentweldingparametersandmoltenpoolmorphologyunderexperimentalmeasurement.Takingsimulationresultsofmacrotemperaturefieldasheatinput,drivingforceofdendritegrowthwascalculatedbasedonsolid-liquidinterfacesolutebalancemethod.CAMsimulationresultsofprimarydendritelengthvariationofcolumnarcrystalsalongthethicknessdirectioninepitaxialsolidificationzonewereconsistentwithmeasurementresultsofOMcharacterization.Therefore,couplingmodelestablishedinthispapercouldrevealdynamicevolutionmechanismandgrowthlawofdendriteduringsolidificationprocessofmoltenpool.Key words：6061aluminumalloy,laserwelding,jointsoftening,finiteelementmodel,cellularautomatamodel0前言6061 铝合金是 Al-Mg-Si 系可热处理强化锻铝合金，具有良好的成形性、焊接性及加工性，且具备等强度及无晶间腐蚀倾向，广泛应用于要求有一定强度和抗蚀性高的各种工业结构件，如航空固定装置、收稿日期：20220519Research Paper试验研究2023 年第 7 期9载货汽车、塔式建筑、船舶、管道12。在众多焊接方法中，激光焊比电弧焊能量密度集中、生产效率高，能够得到变形小、精度高、质量优异的接头，因此，激光焊已经成为铝及铝合金轻量化设计的先进成形工艺34。在铝合金激光焊过程中，由于高激光反射率、优良的流动性及液固相相差 20 倍的氢溶解度差异会导致焊缝极易产生未焊透、整体塌陷、焊接气孔及软化等问题57。气孔的存在会影响焊接的致密性，降低有效承载面积和重量，导致焊接接头的强度、耐蚀性及塑韧性受到一定程度的影响，因而焊接时，需严格控制焊接过程的激光功率及焊接速度，以获得成形好、气孔率低、质量优异的接头，推进铝合金激光焊构件的实际工程应用89。学者们1012通过研究不同激光焊接工艺参数下接头组织类型及尺寸、析出物分布特性、断口形貌及力学性能的对应关系，得到了较优的焊接工艺参数及成形良好的焊接接头，以改善接头力学性能和降低气孔率。周立涛13研究了扫描轨迹、扫描幅度及扫描频率等激光扫描焊接参数对 6061 铝合金激光深熔焊接小孔型气孔缺陷的抑制规律及焊缝成形规律，发现：较高的激光功率和适当的焊接速度能够显著降低气孔率。Babalov等学者14及 Yu 等学者15采用商用软件模拟了不同牌号铝合金弧焊、激光-MIG 复合焊及高能束焊接过程的温度场分布，熔池形貌及提取得到热循环曲线和试验测量结果吻合良好。Kou学者16发现熔合线处联生结晶现象，即液态金属原子会直接排列在原有基体晶粒上，不会改变本来的晶体择优取向，新形成的晶粒会沿着母材晶粒的晶体择优取向继续向焊缝中心生长。Gu 等学者17建立了 2xxx 系铝合金激光焊熔池柱状晶定向凝固三维元胞自动机（Cellularautomata,CA）模型，分析了组织演化过程溶质场分布及冷却速度对枝晶形貌的影响。Chen 等学者18建立镍基合金 TIG 接头热影响区晶粒长大及熔池枝晶形核演化跨尺度 CA 模型。文中采用数值仿真和试验验证相结合的研究方法。首先，构建了焊接温度场及组织预测有限元-元胞自动机（Finiteelement-cellularautomata,FE-CA）宏介观多尺度模型，成功动态再现了焊接熔池边缘联生结晶行为，揭示了熔池内部不同区域的热循环对枝晶形核长大的调控机制。进一步开展了 6061 铝合金焊接性工艺探索试验，基于 UTM 电子万能试验机开展接头力学性能测试及变化规律研究，结合 SEM，OM 定量分析咬边、焊缝下塌过程联生结晶区尺寸变化、气孔尺寸，揭示激光功率、焊接速度对接头软化影响规律，并得到较优优化工艺；最终对比试验和模拟结果，验证了 FE-CA 多尺度模型及代码的有效性及准确性。1试验材料及方法针对尺寸为 100mm50mm2mm 的 6061 铝合金薄板开展拼焊试验，6061 铝合金化学成分见表 1。焊接前用砂纸将试板焊缝区域和近缝区进行打磨，去除表面氧化层和油污，然后用酒精擦拭试板表面，将表面的灰尘、细小颗粒和油污除净，吹干后待焊。试验中使用的激光器为 TruDisk4001 碟片式光纤激光器，机器人/送丝机构及示教器型号为通快TruLaserCell3000。激光焊接原理示意图如图 1 所示。焊接工艺参数见表 2。根据 GB/T228.12010金属材料拉伸试验第 1 部分：室温试验方法标准切割拉伸件并开展拉伸试验，获得不同焊接工艺参数下的接头强度。通过切割打磨抛光腐蚀获得接头金相式样，借助 TESCANLYRA3GMU 电离双束电子显微镜、4XC 倒置金相显微镜观察拍摄测量焊缝下塌距离及气孔尺寸。表 1 6061 铝合金化学成分（质量分数，%）CuMgSiZnCrTiMnFeAl0.150.40.81.20.40.80.250.040.350.150.150.7余量熔池焊接方向6061等离子气体保护气体示教器激光器激光束机器人图1激光焊接原理示意图试验研究Research Paper102023 年第 7 期2构建模型2.1建立几何模型为了兼顾计算精度和效率，该文在建立网格模型时采用了 21 网格疏密过渡的方式。焊缝及其附近区域在焊接过程温度变化剧烈，是研究宏观温度场和微观组织的主要区域，对计算精度的要求较高，故采用较小的网格尺寸，而距离焊缝较远的区域在焊接过程温度变化较小，因此采用较粗的网格。划分后的网格模型如图 2 所示。网格模型中共包含 22712单元和 28795 节点。其中，为了便于有限元模型和元胞自动机模型的耦合，网格类型采用均匀的六面体结构，焊缝及其附近的网格尺寸为0.5mm。2 1 过渡2 1 过渡图2网格划分策略及模型示意图2.26061 铝合金高温热物理性能参数准确的高温热物理性能参数应用 JmatPro 计算6061 铝合金比热容、热导率等参数随温度变化，分别如图 3 和图 4 所示，为有限元模型提供材料模型建立基础。比热容 c/(Jg1K1)5001 0001 5002 0000510152025温度 T/图3比热容随温度变化05001 0001 5002 000热导率/(Wm1K1)80100120140160180200220240温度 T/图4热导率随温度变化2.3热源模型和热边界条件激光焊作为一种高能束焊接方法，其热流密度不只作用于工件表面，在工件厚度方向上热流的作用也比较显著，因此，该文采用能够很好模拟构件温度场分布及熔池形貌的双椭球体热源模型，其热流密表 2 焊接工艺参数编号板厚b/mm热输入E/(kJm1)激光功率P/kW焊接速度v/(mmin1)保护气体流量Q/(Lmin1)离焦量Df/mm保护气体保护方式12962.41.5200旁轴 15侧吹221042.61.5200旁轴 15侧吹321122.81.5200旁轴 15侧吹421203.01.5200旁轴 15侧吹521283.21.5200旁轴 15侧吹621202.61.3200旁轴 15侧吹7291.82.61.7200旁轴 15侧吹82822.61.9200旁轴 15侧吹Research Paper试验研究2023 年第 7 期11度分布表达式为19：x 0,q(r)=63f1Qa1bcexp3(xa1)2+(yb)2+(zc)2（1）x 0,q(r)=63f2Qa2bcexp3(xa2)2+(yb)2+(zc)2（2）式中：Q 为激光功率；f1，f2分别为热源前后部分热量分布比例；a1，a2，b，c 为热源相关参数。采用三点法完成焊接路径设置，图 5 为 1/2 对称模型的焊接路径显示。焊件表面采用对流换热边界条件，且下边界比上边界散热系数略大，热边界条件显示如图 6 所示，以上为温度场计算有限元模型建立过程。250100yzxo图5焊接路径示意图图6不同热机械边界条件示意图2.4激光焊过程温度场结果与分析根据表 2 工艺条件模拟了 6061 铝合金激光焊接传热过程，获得了不同工艺条件下的温度场结果。以5 号焊件为例，其焊接工艺条件为激光功率为 3.2kW，焊接速度为试验激光束移动速度，为 1.5m/min。焊接开始后，第 200 个增量步即第 2s 时的焊接构件及局部熔池周围的温度场分布如图 7 所示。在有限元温度场后处理时，将温度高于熔点的区域用灰色标识。由图 7 可以看出，激光焊接的熔池形态上宽下窄且焊透。熔池高温区以一定的温度梯度向四周进行热传递，且熔池前方的等温线较为密集，温度梯度较大，而熔池后方的等温线较稀疏，温度梯度较小。6.60e+0025.94e+0025.28e+0024.62e+0023.96e+0023.30e+0022.64e+0021.98e+0021.32e+0026.60e+0010yzxo温度 T/图7焊接过程接头温度分布图 8 为该焊接工艺下垂直于焊缝方向上 3 个节点的热循环曲线。其中，node1 位于焊缝中心位置，node2 和 node3 分别距离焊缝中心 1mm，2mm，node3位于母材区。当焊接热源移动到 node1 附近时，其温度由初始状态的室温迅速增加到 6061 铝合金的熔点以上，node1 在第 0.2s 时，温度达到最大值。由于热传导需要一定的时间且构件在热量传递过程中也在向外界散热，因此，其余 2 个位置达到峰值温度的时刻晚于焊缝中心位置，且与焊缝中心距离越远，升温速度越慢，达到峰值温度的时刻越晚，峰值温度也越小。在第 0.2s 后，焊接热源向前移动离开所选节点位置，激光束加热作用减弱，节点温度逐渐下降。图 9 为沿厚度方向上的节点热循环曲线。node20510152020002004006008001 0001 2001 4001 6001 800测试点 N熔点node1node2node3温度 T/焊缝中心线1 mm1 mm图8接头温度分布05101520测试点 N熔点node1node4node502004006008001 0001 2001 4001 6001 8002 000温度 T/焊缝中心线1 mm1 mm图9熔池温度分布试验研究Research Paper122023 年第 7 期距离焊缝上表面的距离为 1mm，node3 位于焊缝下表面。热循环曲线的变化趋势基本与垂直焊缝方向上的节点一致。3 个节点峰值温度分别为：1845，1065，894，这是由于 node1 更靠近焊接热源，得到的热量更多，并使最终的焊缝形状呈现上宽下窄。2.5建立联生结晶 CA 模型该文将基于非均匀形核过程选择应用较广泛的连续形核模型20描述焊接熔池凝固过程的枝晶形核。该模型考虑了连续性和过冷度等对形核的影响，能够很好地描述由临界形核过冷度表征的熔融金属中多形核点共存现象。单位时间步长内，液相金属中的形核密度表达式为20nv=nvT+(T)nv(T)=wT+(T)Tdnvd(T)d(T)（3）dnvd(T)=nmax2Texp12(TTNT)2（4）dnvd(T)nmax式中：nv为形核密度；v为熔池内部形核；T 为过冷度；(T)为单位时间步长内的过冷度增量；为形核密度分布函数；为最大异质形核衬底密度；T为标准曲率过冷度；TN为最大形核过冷度。单位步长内元胞的形核概率为pv=NvNCA=nvVCA（5）式中：Nv为单位时间步长内形成的晶核总数；NCA为系统内所有元胞总数；VCA为单个元胞的体积。凝固过程枝晶生长受到温度和溶质分布控制，需要通过计算域温度分布和溶质分布建立枝晶生长动力学模型。基于固/液界面局部热力学平衡，总过冷度表达式为21Ttotal=Ttemp+Tcons+Tcurv+Tskin（6）式中：Ttemp为温度过冷；Tcons为成分过冷；Tcurv为曲率过冷；Tskin为动力学过冷。将式（7）式（10）代入式（6），得到21Ttemp=TlocalTliq（7）Tcons=mL(CLC0)（8）Tcurv=（9）Tskin=Vn/k（10）CL=C01mL(TliqTlocal)（11）CL式中：Tliq为初始溶质成分；C0对应的液相线温度；Tlocal为局部瞬时温度；固液界面处的平衡液相浓度；mL为液相线斜率；为平均 Gibbs-Thompson 系数；为界面曲率；Vn为界面生长速度；k为枝晶生长过程的界面动力学系数。图 10 为单个生长态元胞溶质浓度分布示意图。基于过冷度公式和溶质扩散方程计算固/液界面液相溶质浓度及计算域溶质分布，元胞内液相溶质浓度及扩散方程为CL=CL12(1 fS)GLx（12）CEt=x(DECEx)+y(DECEy)（13）CE=fSCS+(1 fS)CL（14）DE=fSDS+(1 fS)DL（15）式中：GL为液相溶质浓度梯度，可通过上一时间步当前元胞与邻居元胞的溶质浓度计算得到；x 为元胞尺寸；fS为固相分数；CE为等效溶质浓度；CS为元胞内固相溶质浓度；DE为等效溶质扩散系数；DL，DS分别为溶质在液相和固相的扩散系数。元胞间距固相固相(1 fS)xCL*CLGcyxo元胞间距图10生长态元胞界面参数含义示意图考虑凝固过程枝晶尖端的溶质守恒，同时考虑固/液界面处的相平衡及元胞边长相等，可得出二维枝晶生长速度和溶质分布的关系22：VnCL(k1)=DL(CLx+CLy)+DS(CSx+CSy)n（16）n式中：k 为溶质分配系数；为固液界面指向液相的法向方向。模型单元尺寸为 2m，模型其余参数通过以下计算公式得到2223：Research Paper试验研究2023 年第 7 期13=1x12N+1fS+Nk=1fS(k)（17）fS=tx(Vx+VyVxVytx)（18）fS|t+1=fS|t+fS（19）t=15min(xVmax,x2DL,x2DS)（20）式中：Vx，Vy，Vmax分别为枝晶在 x 和 y 方向的生长速度分量及尖端最大速度；t 为时间步长。3激光功率对熔池形貌模拟分析对比不同参数下模拟和试验熔池形貌(焊接速度 1.5m/min)，如图 11 所示，粗实线表示熔合线位置，模拟和试验结果吻合良好，说明热源模型选择合适。激光焊接工艺参数对铝合金焊缝成形具有重要的影响，在上述有限元计算模型基础之上，通过改变 FE模型中激光功率参数，模拟同一焊接速度不同激光功率工艺参数下温度场分布和熔池形貌。模拟结果显示：当保证焊接速度不变，随着激光功率从 2.6kW增加至 3.2kW，热输入增加，焊缝熔宽增加，和实际试验测量熔宽结果一致，如图 11 所示。660 660 660(a)激光功率 2.6 kW(b)激光功率 2.8 kW(c)激光功率 3.2 kW图11不同激光功率下模拟和试验结果对比4焊接工艺参数对焊缝强度的影响4.1焊件拉伸性能断后试件宏观形貌如图 12 所示，发现所有试样均断裂在焊缝，3 号试件从焊缝中心起裂沿着焊缝中心裂纹发生扩展，4 号试件从焊根起裂沿着熔合线裂纹扩展，热输入最大的 5 号试件从焊根焊趾位置起裂沿着熔合线扩展，7 号试件从焊趾起裂沿着焊缝中心扩展，其余试件均从母材焊根位置起裂沿着焊缝中心裂纹扩展，证明了焊趾、焊根、焊缝中心及熔合线是铝合金焊接接头的薄弱位置。所有断口没有明显的缩颈，断后伸长率均小于 1%，无明显屈服现象，属于脆断，说明接头强度和塑韧性均低于母材。正面背面(a)正面形貌(b)背面形貌1234568712345687图12断后试件宏观形貌4.2不同热输入下焊缝强度根据式（21）计算焊接热输入E=P/v（21）式中：E 为热输入；为热效率系数；P 为激光功率；v为焊接速度。图 13 为接头抗拉强度与热输入的关系。8090100110120130160180200220240260280300320抗拉强度 Rm/MPa热输入 E/(kJm1)接头母材图13接头抗拉强度与热输入的关系试验研究Research Paper142023 年第 7 期随着热输入的增加，接头抗拉强度整体呈现先增加后降低的变化趋势，这是由于当激光功率过小或者焊接速度过大导致热输入很小时，试板根部未熔合，导致抗拉强度不高；随着热输入的增加，试板逐渐熔透，最高强度达到了母材强度的 98%，几乎等强；热输入超过 104kJ/m，焊缝塌陷逐渐严重直至焊穿，最差仅有母材强度的 53%。当热输入为 82kW，91.8kW 时，焊缝熔合良好且成形良好；当热输入增加至 96kW 时，焊根反而产生未熔合，这是由于较焊接速度增大而言，激光功率减小程度更大，加上铝合金高的光反射率，导致焊缝产生未焊透缺陷。4.3激光功率焊接速度配比对抗拉强度的影响在一定范围内接头成形及力学性能随热输入变化和现有研究结论一致（图 14），且有一定规律可循，不足是无法定量获得焊接速度和激光功率最优值从而优化焊接工艺。采用单一变量分析法，研究焊接速度恒定下，接头抗拉强度随激光功率的增加呈现先增后减的变化趋势，如图 15 所示。12345图14不同激光功率下的焊件当激光功率为 2.4kW 时，焊缝产生未熔合，且余高较高，如图 16 所示。SEM 观测到位于焊缝根部气孔内部台阶状形貌的工艺气孔，如图 17 所示，其最大直径达到 280m。工艺气孔是匙孔在不稳定工艺下，金属蒸气反冲压力和表面张力无法平衡，同时金属熔体没有及时回填导致的工艺缺陷。当激光功率为 2.6kW 时，焊缝全部熔合，焊缝鱼鳞状波纹连续。激光功率增加焊缝呈现熔宽逐渐变大、整体下塌的特点。当激光功率达到 3.2kW 时，强度仅有母材的 53%，如图 18 所示，其熔宽明显变大，焊缝整体下塌严重，背透过大，距离焊缝中心距离不同下塌位移呈现无规律的高低变化。此外，焊缝左侧有宏观咬边缺陷，焊缝右侧下塌严重且熔合线附近存在尺寸为 205m 的析出型氢气孔，这是由于高2.42.62.83.03.2160180200220240260280300320340抗拉强度 Rm/MPa激光功率 P/kW接头母材图15接头抗拉强度与激光功率的关系熔合线熔合线未熔合200 m图16焊根未熔合缺陷D=280 m100 m图17工艺气孔及液桥Research Paper试验研究2023 年第 7 期15激光功率和低焊接速度匹配下，高温熔池存在时间过长，固液溶解度差导致大量氢气析出同时增加环境中氢的溶解。图 19 为焊趾咬边和熔合线附近塌陷。焊缝左侧塌陷 200m，联生结晶区枝晶尺寸随塌陷程度增加，联生结晶一次枝晶尺寸逐渐减小直至前方有金属熔体从而得以继续生长，如图 20 和图 21 所示。这是由于上表面对流辐射散热快，较熔池内部温度下降快，首先满足形核外延生长过冷度要求。由于铝合金流动性好，在重力作用下金属溶液下沉，导致正在生长的枝晶无法得到液态溶质补充因此柱状树枝晶生长停止。随着远离上表面逐渐满足外延生长过冷度，枝晶演化时间逐渐减少，导致主干长度随之减小。提取焊缝熔合线上表面、熔池内部、靠近熔池底部的节点热循环曲线。由于位于上表面的 node1 空间上靠近热源模型，并在辐射对流换热作用下首先升温到熔点以上并降温至液相线，依次是 node2，node3，如图 22 所示。由于空间上 y 方向 node1，node2 距离较 node2，node3 距离近，如图 23 所示，因此，两者整体温差更小，热循环曲线更为接近。6.60e+0025.94e+002node1node2node35.28e+0024.62e+0023.96e+0023.30e+0022.64e+0021.98e+0021.32e+0026.60e+0010yxz 温度 T/图22横截面熔池温度场分布05101520100200300400500600700800900 温度 T/测试点 Nnode1node2node3图23横截面熔池温度场分布细节熔池在宏观温度场计算结果进一步通过空间双线性插值后作为微观枝晶生长热输入，枝晶在依次满足过冷度要求后逐步形核生长，模拟结果如图 24所示，熔合线柱状枝晶呈现枝晶主干尺寸逐渐减小咬边塌陷严重氢气孔图18接头宏观缺陷熔合线熔合线咬边100 m图19焊趾咬边和熔合线附近塌陷200 m50 m25.57 m25.10 m28.15 m35.66 m46.15 m48.22 m52.46 m图20联生结晶柱状晶尺寸变化406080100 120 140 160 180 200 22025303540455055柱状晶主干长度 l/m塌陷位移 s/m图21枝晶主干长度随塌陷位移变化试验研究Research Paper162023 年第 7 期的分布，与图 20 组织 OM 表征结果一致。5 号焊缝右侧塌陷细节及程度如图 25 所示，经测量塌陷位移达到 290m，达到了板厚（2mm）的 14.5%，且该侧靠近熔合线位置还有肉眼可见的气孔，氢气孔直径达到 205m。综上所述，不难理解接头从焊根焊趾处起裂，沿着熔合线扩展直至断裂。说明焊接速度 1.5m/min，激光功率为 3.2kW 时，热输入过大，导致熔池存在时间长，更有利于氢气充分形核长大和外来携氢物质的溶入，如图 26 所示。5结论（1）建立了 6061 铝合金激光焊熔池组织预测多尺度计算有限元（FE）模型，熔池形貌尺寸模拟和试验结果吻合良好，证明了温度场 FE 模型的准确性；同时模拟结果显示：随着激光功率的增加，熔宽、熔深增加，和试验测量结果一致。在温度场模型基础之上，建立了熔池边缘联生结晶宏介观多尺度元胞自动机模型（CAM），模拟结果显示：沿构件高度降低方向联生结晶一次枝晶干长度逐渐减小，和实际表征结果一致，证明了组织预测模型及代码的可靠性。（2）焊后接头性能表征及组织表征试验结果表明：焊根、焊趾是薄板铝合金激光焊接头的普遍薄弱位置，当激光功率为 2.6kW、焊接速度为 1.5m/min，接头强度最高达到了母材的 98%，该工艺可用于指导实际焊接过程参数选择。（3）建立焊接工艺参数和联生结晶枝晶随塌陷位移尺寸变化、2 种类型气孔尺寸间的定量关系，从宏观成形和组织结构多角度揭示了不同激光功率下铝合金激光焊接头软化原因：焊接热输入过大或未焊(a)10 000 CAs(b)13 000 CAs(c)16 000 CAs(d)19 000 CAs熔合线固相液相熔合线固相液相外延形核熔合线固相液相外延形核熔合线固相液相枝晶依次生长熔合线固相液相枝晶依次生长枝晶尺寸逐渐减小熔合线固相液相枝晶尺寸逐渐减小熔合线固相液相竞争生长熔合线固相液相竞争生长图24联生结晶柱状晶一次枝晶主干长度变化模拟结果50 m290 m熔合线290 m熔合线图25焊缝塌陷D=205 m100 m图26析出型氢气孔Research Paper试验研究2023 年第 7 期17透导致的焊缝塌陷、咬边、未熔合等成形缺陷，以及铝合金固有的焊后气孔率高的综合因素，降低了接头有效承载面积、增加裂纹源位置，最终导致了接头软化。通过优化焊接工艺，改善焊缝塌陷、降低气孔率，可以改善接头软化问题。参考文献何鹏,柏兴旺,周祥曼,等.MIG电弧增材制造6061铝合金的组织和性能J.焊接学报,2022,43（2）：5054,60.1刘刚,王礼凡,朱磊,等.6061铝合金搅拌摩擦焊接头组织及性能J.焊接,2022（1）：2125.2宫建锋,李俐群,孟圣昊.圆形摆动激光对5A06铝合金激光焊接熔池流动行为的影响分析J.焊接学报,2022,43（11）：5055,83.3范霁康,倪程,徐鸿林,等.3003铝合金激光焊接组织和力学性能J.焊接,2021（3）：2225.4巩水利,姚伟,SteveShi.铝合金激光深熔焊气孔形成机理与控制技术J.焊接学报,2009,30（1）：6062.5刘会杰,闫久春,魏艳红,等.焊接冶金与焊接性M.北京:机械工业出版社,2007.6王毅.6061铝合金板激光焊接工艺试验研究J.轻合金加工技术,2019,47（8）：4447.7Wang Lei,Xu Xuezong,Wang Kehong,et al.Effect ofshieldinggasanddefocusingonporosityduringlaserbeamweldingof7A52alloyJ.ChinaWelding,2020,29（3）：2025.8邢睿智,王克鸿,江俊龙,等.光纤激光功率和焊接速度对6061铝合金焊缝成形的影响J.机械制造与自动化,2017,46（4）：5658.9蔡华,林凯莉,肖荣诗.薄板2524铝合金激光填丝焊接工艺及组织性能J.焊接学报,2014,35（4）：2428.10孔晓芳,李飞,吕俊霞,等.5083铝合金光纤激光填丝焊接工艺J.中国激光,2014,41（10）：8792.11项云忠.6061/2A12异种铝合金激光扫描焊接接头组织性能研究D.武汉:华中科技大学硕士学位论文,2019.12周立涛.6061铝合金大功率固体激光扫描焊接气孔抑制工艺研究D.北京:机械科学研究总院硕士学位论文,2014.13BabalovE,BehlovM.Numericalsimulationoftemper-aturefieldsbyweldingofTi-AlalloysapplyingvolumetricheatsourceJ.AdvancedMaterialsResearch,2014,887-888：12801283.14YuHaisong,ZhanXiaohong,KangYue,etal.Numericalsimulationoptimizationforlaserweldingparameterof5A90Al-Li alloy and its experiment verificationJ.Journal ofAdhesionScienceandTechnology,2019,33（2）：137155.15KouS.WeldingMetallurgy,SecondEditionM.Hoboken,USA:JohnWiley&Sons,Inc.,2003.16GuC,WeiY,ZhanX,etal.Athree-dimensionalcellularautomatonmodelofdendritegrowthwithstochasticorient-ationduringthesolidificationinthemoltenpoolofbinaryalloyJ.Science and 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系铝合金可焊性、焊接过程热质流跨尺度多物理场耦合模拟及熔池凝固过程枝晶气孔耦合演变模拟的研究；C。通信作者：魏艳红，博士，教授，博士研究生导师；主要从事材料焊接性及焊接工艺、焊接过程数值模拟与仿真、焊接工程应用软件设计、数字化焊接及电弧增材制造方向的研究；。（编辑：王龙权）本文引用格式：蔡佳思,王新元,李秀梅,等.6061 铝合金激光焊接头的软化机理J.焊接,2023（7）：918.CaiJiasi,WangXinyuan,LiXiumei,etal.Softeningmechanismoflaserweldedjointsof6061aluminumalloyJ.Welding&Joining,2023（7）：918.试验研究Research Paper182023 年第 7 期