指导教师评定成绩(五级制)：指导教师签字：附件C：译文远程激光焊接使镀锌钢板的边缘配置实现零缺口摘要：镀锌钢板的远程激光焊接技术对汽车行业来说是一个巨大的挑战，同时也提供了高潜力的灵活性和成本在最先进的应用程序中,钢板板材中被加入有预设差距的重叠配置以保持锌蒸发的稳定性这篇论文研究了没有预设差距和使加工过程稳定的因素的远程激光焊接钢板呈现出了工艺参数对焊接质量和加工稳定性的影响实验数据证明,通过毛细管和后熔池蒸发是锌的主要蒸发机制化学分析热浸镀锌的锌涂层证明锌铁合金相比于纯锌作为中间介质，是这种机制有效性受限的原因关键词：远程激光焊接、角焊接、零缺口、锌传输机制1、 简介远程激光焊接是一种逐渐兴起的加入汽车行业技术通常，主要使用镀锌钢板以防止车身受到腐蚀破坏由于锌的沸点与钢相比相对较低,锌蒸发过程中产生的蒸气会扰乱加工过程区,导致飞溅和焊缝缺陷因此了解锌蒸发机制是实现稳定的焊接加工过程的关键在先进的远程激光焊接应用中预设加入物质之间的差距可用于稳定锌通过毛细管蒸发这额外的流程步骤导致额外的成本,过程时间和再现性方面的问题因此选使用有锌涂层的钢板是必要的的替代方法[克鲁普2003]和[P IETERS 2006]实验证明,在边缘一圈配置没有焊接预设差距使得焊接过程稳定。
至今没有一个完整的实验研究能够找出影响加工过程的主要参数,以及这些参数对焊缝质量和材料边缘加工的稳定性的作用同时在某种意义上的一个分析模型中,许多调查分析了重叠配置中的锌蒸发，只有少数调查研究关节角的机制因此本文提出了一种有关边缘配置的锌焊接传输机制的实验研究和分析关系研究了主要过程参数对焊缝质量和边缘加工过程稳定性的影响，提出了一个有关研究基本原则的模型1.1基本信息如果焊接重叠配置，不同的调查车型提供了有关锌蒸发通过该处理区的机制 [K AEGELER2009]对锌蒸发通过毛细管和通过后熔料池做了区分实验研究和模拟显示，预设一个的超过50微米的差距，可以在毛细管熔膜前形成一个稳定的孔径，进而使锌蒸汽流稳定的通过毛细管孔径锌在毛细管前的压力增加,直到它扩大爆炸这扰乱了熔体流动,导致飞溅和焊缝缺陷[2006 FABBRO]提出了一种不同的模型，其中他描述了锌蒸气作为高压喷射，它贯通了前毛细血管壁这可能在熔体池中形成干扰，从碰撞而导致锌喷射飞击后毛细血管壁可以通过使锌喷射点向下并通过下部毛细管孔进行蒸发减小上述现象的发生[P AN2010]支持这种模式，锌涂层厚于20μm可以导致锌喷射压力更高，因此，通过扩大毛细管可以使锌持续不断的蒸发。
[K AEGELER2009年，P AN2012]描述了第二个锌蒸发机制由于等温线的特点，除了熔体池中的外，多余的锌蒸发出来如果没有间隙存在于锌通过在熔体池的后部爆炸，这导致大的飞溅、蒸气膨胀、蒸发以及形成井喷孔[HESSE2008]给出了一个实验来验证这两个不同的锌蒸发机制的存在原因，在[HESSE2008]试样上的某些区域中的锌的位置被消除了通过使用高速视频分析它结果表明，该焊接在重叠配置镀锌钢板具有零间隙的过程中动态起因于上述的两种不同的机制的叠加只有少数调查，对镀锌钢板的边缘一圈配置进行激光焊接[GRUPP 2003]提出了相对于光束定位于边缘和横梁倾斜度作为主要工艺参数的焊接圆角在无涂层钢板得到令人满意的焊缝是通过依赖侧吹角度将激光光束定位在一个0.5mm左右的范围内实现的由[2006 PIETERS]指导开展的后来研究把溅射作为主要的问题，这一问题可以在低的焊接速度下得到解决分析横截面的显示锌积聚在下部片焊缝的旁边从这个事实可得出结论，认为在工艺区前的锌蒸气蒸发到边缘棉卷的自由侧并推动液体熔体外，因此它不能影响工艺区由于没有进一步的实验证明这种假设提出这个额外的机制并不能说明所描述的飞溅，进一步调查是必要的。
1.2实验步骤实验中使用了最大输出功率为6千瓦的y offb：y offAG纤维激光源该束与扫描仪相结合使用，结果是形成了640微米的焦点直径和472毫米焦距这一特性是专为焊接圆角而设计的，精确度达到了±20μm夹子被气动启动，为按片提供300 N的力实现了零间隙一个附加的空气流直压上片以减少金属蒸气和激光束之间的相互作用和消除从光源头的偏转发射飞溅金属片用于实验有厚度dB = 0.8毫米，热镀锌dx54与涂层厚度7和20μM和涂层DC04采用锌箔组成的99.99%纯锌厚度在25和70μM为裸片之间的一种研究了纯锌对焊接过程的影响2工艺参数的实验分析2.1束定位及倾斜的影响工件的激光定位和激光束横向倾斜角是影响焊缝几何结构的主要因素（参照图1）如图1（左）光束定位y off垂直于焊接方向支配实现接合宽度和接缝轮廓如果光束是定位更到下部的片材（y off关<0毫米），这一过程将导致不充分的接合宽度和充分的渗透随着y off关的接合宽度增加时，穿透深度减小，并且一球面接缝配制被挑起如图1（右）的激光束的横向倾斜影响接缝的几何形状和热影响区的宽度一个更大的侧向角度导致对多种光束定位的敏感度降低。
全面渗透结果为10和65°质检，搭接宽度增加伴随着较大的角度图1光束的定位y off（左）和横向梁倾斜β（右）对焊缝几个形状的影响(P L = 1.45 kW, v s = 3 m/min,β(左) = 25°, y off (右) = 0 mm, D f = 640 μm, d B = 0.8mm DX54).光束定位及斜度对拉伸剪切力断裂和表面上焊缝的质量的定量影响示于图2.达到的最大剪切力0≤yoff≤+0.4mm，其中一个较大的横向角度上的下部片的定位取得了较好的效果在对比剪切力，减少焊缝质量通常伴随着增加侧倾而且，较高的yoff引起低的焊接质量和更大的偏差很明显，当yoff> +0.4mm时，表示的过渡为重叠配置这种效果因激光束的横向倾斜角的增加而增大焊缝要想具有超过80%的良好的接缝表面只能由角度β<40°和yoff<+0.4mm图2光束定位yoff和倾斜β对拉伸剪切断裂力（左）和接缝表面质量（右）的影响P L =1.45kW，VS= 3m/min，D f=640 μm，dB=0.8mm，DX54Z100，Lseam= 30mm）2.2焊接速度和渗透度的影响焊接速度和渗透的程度的影响示于图3中。
每单位长度Eu中的能量通过按比例调整适应焊接速度的激光功率来得以保持为了获得不同程度的渗透度，采用底部片材的厚度从0.8至2mm，同时保持ÊÚ恒定不变对于全穿透焊接的焊接速度只对拉伸剪切断裂力有少量影响，对表面质量几乎没有影响在无焊根渗透的情况下的焊接，接缝表面的质量大规模地下降，而且在高于3m/min的条件下得不到不出好的焊接图3焊接速度和渗透度对拉伸剪切断裂力（左）和表面质量（右）的影响（EU =29J/mm，yoff= 0mm，Df=640μm，β= 25°，dB=0.8mm DX54Z100，Lseam=30mm）3.释义及实验验证根据实验数据，解释推导和实验验证，以解释基本原则和确定过程的边界首先，提出应用模式，随后，分别对不同的锌转运机制进行详细研究3.1.对角焊缝锌转运机制在现有技术的状态，通过毛细管和后焊接熔池给出在重叠配置条件下锌转运机制的理解这些模型正在应用，其有效性被角焊接的几何形状所验证预先在工艺区进行锌蒸发仅在[2008 PIETERS]被作为粗略假设提及，因此在下面的章节将进行详细的分析和验证以下的实验验证是基于三个主要锌传输机制，这些机制的示意图如图4.预先在工艺区进行锌蒸气的蒸发由圆角的形状而引发。
片材之间的锌在前毛细管熔膜蒸发，并通过圆角的自由侧进行蒸发如果没有完整的蒸发发生，蒸气膨胀爆炸进入毛细管，并导致融池的不稳定和飞溅熔体旁边的额外产生的锌蒸气引起熔体池的后部的熔融喷射图4.在边缘搭接构造锌蒸发机制具有零间隙（左）：工艺区的预先蒸发（1），通过毛细管（2），通过后熔料池（3）所述锌涂层内不同的聚集体的前进中的示意性结构处理区（右）通过焊接具有25微米的锌箔作为中介的无涂层钢板证明存在机制的实验（3）：加工区前锌液滴的形成（右）3.2预先过程区的锌蒸发片材之间涂覆区域中的锌被假定为具有这样的结构，如图4呈现（右），由一个锌蒸气室，这个蒸汽室通过毛细管前的熔融膜与毛细管分离这一蒸发机制的优点是，它不影响熔池动力学，因此不能降低过程中的稳定性理想情况下，完全生产的锌蒸气流VZn，0通过圆角的自由侧进行蒸发VZn，f，以使毛细管内的蒸汽流VZn，c=VZn，0—VZn，f,为零这种机制的存在可以在高速视频图像中观察到如图 4（右）：25微米的锌箔放在未涂覆钢板之间，在焊接期间预先加工区的锌蒸气膨胀，在规则的时间间隔内推动了锌提前融化这导致熔融锌形成液滴，其示于图4中可以看到在高速图像中，一个确定的距离XZn在于毛细管前端和锌熔体的熔池之间。
提高焊接速度导致XZn的降低焊接速度超过5m/min时焊接出现轻微瑕疵，少量的飞溅在此过程中被射出在更高的焊接速度的情况下，在毛细管的内侧可见片材之间有一个稳定的间隙（参见图5左）从该间隙中锌流射出，这一锌射流可推回后部熔池，造成飞溅和扩大毛细管由于较低的焊接速度没有这样的间隙，可以提供光滑的接缝表面，由此可以假设，所有的汽化锌在过程区前蒸发图5过程区前预先锌蒸发与焊接速度（左）的关系的高速视频图像PL =1.45kW，yoff= 0mm，β= 25°，Df=640μm，dB=0.8mm，DC04用25μm的锌箔）为了对这种机制的限制进行更深入的了解，一个热传导模型应用于计算解析XZn（参照图5右）毛细管被近似看做一个圆柱形热源并以铁沸点温度作为边界条件气缸直径被假定为等于所述光束直径并且作为独立的工艺参数等温线公式为（1）[LANKALAPALLI2006]：另附图5显示了锌在前熔膜提前蒸发的可用时间tZn，v=XZn/vs随着焊接速度tZn增加量的减少，未完全蒸发提前发生因此，通过锌射流进入毛细管，并导致较小的干扰和飞溅，一个间隙在毛细管的内侧形成这一间隙和所得的锌蒸发是稳定的，因此所得到的接缝表面几乎没有瑕疵。
图6.由于溅射作用热浸损失重量的镀锌锌涂料厚度7和20微米，未涂覆钢板和未涂覆片用25微米的锌箔作为中间PL =1.45kW，VS= 3m/min，β= 25°，Df=640μm，dB=0.8mm，Lseam= 30mm）热浸镀锌层的加工过程被发现是显著不同于纯锌的图6示出的重量的损失与光束的飞溅偏移量yoff的关系如可以看到的那样，以锌箔作为中间金属的试样几乎没有重量的损失，并显示类似于无涂层钢板的结果与此相反的是，镀锌涂层存在强烈的溅射和接缝质量不足光束定位到上部薄片一般会导致飞溅量增加和降低接缝表面的质量（参照图2）为了与具有零间隙重叠焊缝的圆角比较，图6给出了在PL=2kW条件下重叠焊接的重量损失yoff= 0 mm的光束定位圆角与零间隙重叠焊接相比将少80％的飞溅锌箔和热浸之间的这种显著差异来源于它的化学性质，这可以由示于图7（左）的GDOES分析得出涂层深度小于5μm时锌的百分比在于95％以上大于5μm时锌百分比缓慢下降，直到在约12μm的深度达到5％[勒蒙2000]提出了一种关于锌 - 铁合金的概述，其特定熔化温度在图中呈现（参照图7右侧）根据铁的百分比，熔融温度逐渐增加。
由于熔融温度与合金的每种化合物的沸点温度有关，由此可见，由于在显著较高的沸点温度下工作，预先蒸发对于镀锌涂层并不没有作用在相图中镀锌保护膜的每个深度代表特定的锌-铁合金这些化合物在电镀过程中由扩散效应产生，这一效应可以通过在电镀过程中添加铝而减少所得的铁 - 铝化合物也将具有高沸点的温度，但可能具有更小的厚度，从而导致加工过程中干扰的减少[REUMONT 2000]具有的显著较高气化温度热浸镀锌锌层与纯锌相比并没有在众多车型中得到应用，但对加工过程的工序有很大的影响由图7可以看出有些合金不熔化并直接在熔融前毛细血管壁的前面汽化，并且因此在加工过程中产生干扰图7 GDOES对于包含元素铁，锌和铝（范围因子为20更好的表现）7 μm厚镀锌锌层的分析（左）铁 - 锌相图[勒蒙2000]（右）由图从所呈现的实验结果，可以得出结论，对于热浸镀锌涂层来说，预先在处理区进行蒸发不是主要的蒸发机制由于显著较高熔点和锌 - 铁合金的蒸发温度，X Zn和tZn，V大幅度减少，从而使锌蒸气被强制通过处理区进行主要的蒸发爆炸性3.3通过处理区的锌蒸发如果锌 - 铁的合金用于热浸的情况下镀锌涂层，通过处理区的锌将发生蒸发， [K AEGELER2009]论述，通过毛细管蒸发会导致在毛细管孔周围有相对较小的飞溅，而通过后熔料池蒸发会导致相对较大到熔体喷射。
这一结论被[P AN2011]所支持，[P AN2011]从高速视频图像中得出结论，即毛细管后额外的锌挥发将导致气孔的产生此外，他指出，在更厚的涂层（20μm）的条件下，这一效果将会降低因为毛细管是非常细长且稳定，因此允许更大量的锌通过毛细管蒸发如果目前还没有提出在边搭接结构这样的实验案例，那么这一效应的定量研究尚未进行图8锌蒸发机制通过过程区:额外的锌蒸汽蒸发后熔池旁边(左);除气通过前面的熔体膜进入毛细血管（右） 假设,爆炸性的蒸发熔池旁边的强度增加有额外的面积的宽度BZn锌蒸发,因为更多的锌需要蒸发距离LZn毛细管和最大的锌蒸发等温线的宽度决定干扰导致产生焊缝缺陷如果干扰更接近在熔池的凝固结束,没有时间可用来补偿发生动乱在熔体流动，因此增加LZn导致产生表面缺陷的概率更高实验装置,分析了锌蒸发机制通过过程区:锌涂层去除除了毛细管宽度(左)和毛细管宽度(右)PL = 2,5 kW,vs = 5米/分钟,yoff = + 0.2毫米,= 25°,Df = 640μm,dB = 0.8毫米)由于这种机制，通过毛细管的蒸发(图8),eZn描述长度从锌的根源蒸发的毛细管孔径决定发出溅出物的数量和等级的不稳定。
角焊eZn随上层板和梁定位达到最大在过渡到搭接焊Yoff> + 0.4毫米(见图1)为了实现定量数据对这些不同机制的有效性,(2008HESSE)(见图9)用于标本20μm厚锌涂层是在特定区域删除激光烧蚀方法:一种是只有一个0.5毫米宽的锌涂层条纹的中线Yoff = + 0.25 mm和另一个，只有同样的条纹了这允许分析彼此分离的影响可以借鉴的实验和结果高速视频图像如接缝图9所示,确认承担焊接在边缘一圈配置机制图9(左)显示了一个稳定的熔池和毛细管蒸发通过毛细管和由此产生的焊缝表面非常光滑毛细管上的前壁间隙很小，其中锌蒸汽喷射流导致飞溅在毛细管孔径相比之下,图9(右)显示了一个焊缝质量不足产生的锌蒸发后熔池旁边在固定的时间间隔喷发发生在恒定的距离的毛细血管，导致熔池的干扰弹射后的剩余孔隙无法充满熔融材料由于粘度的增加已经冷熔池凝固和减少时间因此孔和孔留在焊缝和焊缝质量差的结果基本原则为飞溅由于蒸发排放通过毛细管在[ 2011 ] weberpals描述焊接边缘搭接结构，光束偏移Yoff成为影响飞溅量的主要因素如图8所示（右）与光束偏移到上片的长度增加随着Yoff锌喷射会造成更大的干扰，因为它在熔池中心后部造成更多冲击，在那里再熔融喷射和飞溅得到更长时间的加速。
图10给出了一个更详细的了解蒸发槽后熔池基于方程（1）LZn和BZn计算焊接速度的依赖与高速视频图像的实验值比较从这三个代表性的图片可以看到,焊接速度不断增加导致更大的爆发和毛细管之间的距离焊接速度低于3米/分钟,旁边的锌熔池德加到毛细血管,导致毛细管的完整不稳定分析确定值LZn显示类似的特征有趣的是,额外的蒸发锌熔池旁边BZn随着焊接速度下降低焊接速度因此导致更大的爆发,但那些不会引起一定焊接质量不足,因为缺陷可以被稳定后熔池图10 高速视频图像的喷发后熔池中不同焊接速度(左)纯锌作为中间与镀锌涂LZn BZN、LZn的计算比较（右） (E = 29 J /毫米,yoff = + 0.2毫米,= 25°,Df = 640μm,dB = 0.8毫米)图11分解的锌运输机制通过不同的过程对焊缝表面质量的影响(左)和由于溅出物造成的重量损失 (右)E = 29 J /毫米,yoff = + 0.2毫米,= 25°,Df = 640μm,dB = 0.8毫米,Lseam = 30毫米)可以看出，通过毛细管蒸发导致只有很少的飞溅（＜20毫克，25毫米的长度）和很好的焊缝表面相比之下,蒸发通过后熔池导致的三倍溅出物和焊缝质量不足。
质量还是要优于一个完整的20μM涂料的参考层当在低LZn发生喷发，飞溅量的最大值产生于低的焊接速度在这些位置金属蒸汽动力学中的毛细管的影响被放大4.总结本文对影响工艺参数的远程激光焊接的角焊缝接头的试验研究，确定一个稳定的焊接过程的工艺窗口它对基本的机制提供了新的认识，从而确定一个稳定的焊接过程的限制条件如果焊接钢板有镀锌涂层，那么在毛细管的推进锌蒸发不占主导机制扩散过程在导致电镀导致铁锌合金比纯锌有更高的沸腾温度,因此部分涂层做直接蒸发毛细而不是提前蒸发不过,纯锌箔作为一个中间的机制被证明是非常有效的结果表明，激光光束的定位直接影响从毛细管发射的飞溅量和所得到的焊接接头的强度定位公差实现焊缝具有良好的强度和少量飞溅是± 0.2毫米焊接速度对焊缝质量的影响是由于锌蒸发机制通过后熔池实验证据表明，超过3米/分钟以上较高的焊接速度造成焊缝质量不足分析解释随LZn的锌蒸气区域的最大宽度和毛细管之间距离增加的关系在低的焊接速度产生强烈的飞溅表明导致额外的汽化锌在毛细管，在较低的焊接速度下出现最大值结果表明稳定的远程激光焊接工艺零间隙圆角是可以实现的利用其在工业应用潜力,相对于激光光束定位，对焊缝跟踪扫描技术要求更高。
[ 2014 ] oefele & Roos提出了流程工业实现的新方法致谢：实验中，本文是在和宝马集团创新中心的研究和研究开发工作是由光子技术研究所支持额外的感激属于H langrieger，A. kaipf A.巴赫曼参加了这项工作在最后的论文参考文献：E. Beyer, 1995. Schweißen mit Laser. Grundlagen. Berlin 1995: Springer-Verlag. ISBN: 3-540-52674-9.R. Fabbro; F. Coste; D. Goebels; M. Kielwasser, 2006. Study of CW Nd-Yag laser welding of Zn-coated steel sheets. Journal of applied Physics D: Applied Physics 39 (2006).M. Grupp; T. Seefeld; F. Vollertsen, 2003. Laser Beam Welding with Scanner. Proceedings of the Second International WLT-Conference on Lasers in Manufacturing 2003, Munich. BIAS – Bremer Institut für angewandte Strahltechnik: Juni 2003.T. Hesse, 2008. Neue Erkenntnisse und Lösungsgrundlagen beim Laserstrahl-schweißen von verzinkten Stahlblechen. TRUMPF GmbH + Co. KG. In: EALA 2008.C. Kaegeler; A. Grimm; A. Otto; M. Schmidt, 2009. Frequency-modulated zero-gap laser beam welding of zinc-coated steel sheets in an overlap joint configuration. Proceedings of the Fifth International WLT-Conference on Lasers in Manufacturing. München: Juni 2009.K. N. Lankalapalli; J. F. Tu; M. Gartner, 1996. A model for estimating penetration depth of laser welding processes. J. Phys. D: Appl. Phys. 29 (1996).F. Oefele; C. Roos, 2014. Remote laser beam welding with inline seam tracking. BMW Group. In: EALA 2014.Y. Pan, 2008. Laser Welding of Zinc Coated Steel without a Pre-set Gap. Dissertation TU Delft (2011). ISBN 978-90-77172-643.Y. Pan; I. M. Richardson, 2008. Effect of zinc coating thickness in gap-free laser welding of galvanized sheet steels. Paper 607. In: 3rd Pacific International Conference on Application of Lasers and Optics (2008).R. Pieters; J. Bakels; M. Hermans; G. den Ouden, 2006. Laser welding of zinc coated steels in an edge lap configuration. Journal of laser applications. Volume 18, Number 3: August 2006.G. Reumont; P. Perrot; J. M. Fiorani; J. Hertz, 2000. Thermodynamic Assessment of the Fe-Zn System. Basic and Applied Research: Section I. Journal of Phase Equilibria Vol. 21 No.4: August 2000.J.-P. Weberpals, 2010. Nutzen und Grenzen guter Fokussierbarkeit beim Laser-schweißen. Laser in der Materialbearbeitung, Forschungsberichte des IFSW. Esslingen: Herbert Utz Verlag 2010.译文出处：Christian Roos, Michael Schmidt，Physics Procedia, 2014, Vol.5612。