發(fā)布日期：2023-11-20 9:47:14
序言
鈦合金具有耐腐蝕性強(qiáng)、密度低、比強(qiáng)度高等特點(diǎn)[1]，在航空航天、船舶制造、化工機(jī)械、生物醫(yī)療、能 源工業(yè)等領(lǐng)域中得到了廣泛的應(yīng)用。由于鈦合金中厚板焊接時(shí)熔池較大，而熔融的鈦合金具有活性強(qiáng)、表面 張力小、導(dǎo)熱性差、熱量集中等特點(diǎn)。因此，熱輸入的控制對(duì)鈦合金中厚板焊接接頭的性能具有十分重要的 影響。
目前，鈦合金中厚板常用焊接方法主要有鎢極惰性氣體保護(hù)電弧焊(tungsteninertgasarcwelding，TIG焊) 、激光焊(laserbeamwelding，LBW)、激光-電弧復(fù)合焊等。TIG焊具有間隙容忍度高、熱輸入大等特點(diǎn)，導(dǎo) 致焊接效率低、能量消耗嚴(yán)重，鈦合金受熱面積增大，焊縫及熱影響區(qū)變寬，使得焊接接頭的整體連接強(qiáng)度 較低[2]。牟剛等人[3]使用手工TIG多層多道填絲焊方法，對(duì)厚度為8mm的Ti6Al4V(TC4)鈦合金進(jìn)行對(duì)接焊試 驗(yàn)。結(jié)果表明，在焊接速度為150mm/min時(shí)，可獲得了良好的焊縫成形。激光焊具有熱輸入小、能量密度高 、焊接速度快、可達(dá)性好等特點(diǎn)[4-5]，且焊接過(guò)程中不需要真空，易實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化生產(chǎn)[6]。由于激光器的光 -電轉(zhuǎn)化效率低，導(dǎo)致焊接能耗較高，且激光焊對(duì)工件的 裝備精度要求較高。Tian等人[7]使用12kW大功率連續(xù)激光器對(duì)厚度為8mm的TC4鈦合金進(jìn)行對(duì)接焊試驗(yàn)，結(jié) 果表明，隨著焊接速度由1.2m/min降低到0。8m/min，焊縫中氣孔的孔徑有增大的趨勢(shì)。激光-電弧復(fù)合焊結(jié) 合了激光的高能量密度和電弧的高間隙容忍度等優(yōu)勢(shì)，彌補(bǔ)了兩者的缺點(diǎn)，與激光焊相比，激光-電弧復(fù)合 焊具有良好的電弧橋 接能力和間隙容忍度；與電弧焊相比，激光-電弧復(fù)合焊具有熔深大、變形小等特點(diǎn)[8-9]，可大幅度提高焊 接效率，降低焊接能耗[10]，消除咬邊、駝峰等缺陷，是應(yīng)用廣泛的先進(jìn)連接技術(shù)。Turichin等人[11]使用 5kW大功率連續(xù)激光與TIG電弧形成復(fù)合熱源，對(duì)5mm厚TC4鈦合金進(jìn)行填絲焊，研究了電極高度、焊接速度對(duì) 板材熔透穩(wěn)定性的影響。
為節(jié)約能源、提高焊接效率，提出低功率脈沖激光-雙電弧復(fù)合焊技術(shù)。通過(guò)在傳統(tǒng)的激光-電弧復(fù)合焊方法 中引入一個(gè)新的電弧，增強(qiáng)了激光對(duì)電弧等離子體的誘導(dǎo)效果，提升了對(duì)中厚板的焊接能力。對(duì)比研究單鎢 極惰性氣體保護(hù)焊(singletungsteninertgaswelding，STIG焊)、雙鎢極惰性氣體保護(hù)焊 (doubletungsteninertgaswelding，DTIG焊)、激光-STIG電弧(L-STIG)復(fù)合焊和激光-DTIG電弧(L-DTIG)復(fù) 合焊4種方式對(duì)6mm厚TA2鈦合金進(jìn)行無(wú)坡口、不填絲對(duì)接焊試驗(yàn)。通過(guò)分析電弧等離子體和電弧壓力的變化 規(guī)律，研究了焊接過(guò)程中低功率脈沖激光對(duì)電弧等離子體的影響，突出低功率脈沖激光-雙電弧復(fù)合焊接技 術(shù)低熱輸入、高焊接效率的本質(zhì)特征，對(duì)中厚板的焊接具有重要意義。
1、試驗(yàn)方法
試驗(yàn)材料為T(mén)A2鈦合金，尺寸為200mm×100mm×6mm。母材化學(xué)成分如表1所示。焊前使用砂紙去除母材表面 的氧化膜，并用丙酮清除板材表面的油污和灰塵，保證焊前母材的潔凈。
分別使用4種焊接方式進(jìn)行對(duì)接焊試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置如圖1所示。復(fù)合熱源采用激光在前電弧在后的旁軸復(fù)合的方式，由低功率脈沖式 TruPulse556激光器和松下YC300WX焊機(jī)組成。激光平均功率可通過(guò)激光器的峰值功率、脈沖頻率、脈沖寬度 進(jìn)行調(diào)節(jié)，電弧功率可通過(guò)氬弧焊機(jī)的焊接電流進(jìn)行調(diào)節(jié)。焊接過(guò)程中，復(fù)合熱源位置固定不動(dòng)，板材進(jìn)行移動(dòng)。
試驗(yàn)采用自制氣體保護(hù)罩安裝在TIG焊槍尾部和焊縫背部，緊貼焊縫。在焊接過(guò)程中，向保護(hù)罩內(nèi)充 入氬氣，防止焊縫表面氧化。保護(hù)氣罩和焊槍使用的保護(hù)氣體均為99.99%的高純氬氣，焊接工藝參數(shù)如表2 所示。
為了獲得電弧等離子體的側(cè)面和正面的輪廓，使用拍攝頻率為2000幀/s的高速攝像機(jī)分別沿垂直、平行于焊 接方向放置。在高速攝像機(jī)前端安裝一個(gè)中心波長(zhǎng)為809.5nm、半波長(zhǎng)為9.2nm的窄帶濾光片，采集Ar電弧等 離子體實(shí)時(shí)信息，電弧等離子體圖像及電弧壓力采集位置如圖2所示。
焊接完成后，沿垂直焊縫方向截取試樣，獲得焊縫的橫截面，并進(jìn)行打磨、拋光，使用自配的腐蝕溶液 (3%HF+6%HNO3+91%H2O)腐蝕后，在MEF-3型金相顯微鏡下觀(guān)察焊接接頭橫截面形貌及其微觀(guān)組織；沿垂直于 焊縫方向截取硬度和靜拉伸標(biāo)準(zhǔn)試樣。使用硬度儀在4.9N壓頭載荷下，以0.2mm的步長(zhǎng)對(duì)焊縫進(jìn)行硬度測(cè)試 。按照標(biāo)準(zhǔn)GB/T228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》制備拉伸試樣，并使用DNS300型萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)在室 溫下以1mm/min的拉伸速率進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。每個(gè)參數(shù)重復(fù)進(jìn)行3次，通過(guò)計(jì)算獲得試樣抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率 ，并求平均值。金相采集位置分別為母材與熱影響區(qū)界面處(A區(qū)域)、焊縫區(qū)上部(B區(qū)域)和焊縫區(qū)下部(C區(qū) 域)。A，B，C區(qū)域及硬度打點(diǎn)位置如圖3所示。
2、結(jié)果與討論
2.1焊縫截面形貌與熱輸入對(duì)比分析
使用4種焊接方式以表2的工藝參數(shù)對(duì)厚度為6mm的TA2鈦合金進(jìn)行對(duì)接焊試驗(yàn)，獲得的焊縫截面形貌如圖4所示。
通過(guò)計(jì)算，對(duì)比不同焊接方式對(duì)熱源能量的利用效果。
考慮電弧與激光的熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流、反射、輻射等能量消耗等因素。能量利用效率可以反映出焊接熱源能量 的綜合利用效果。
式中：η為能量利用效率；PF為焊縫的熔化功率；PH為輸出的總功率。
焊接過(guò)程中輸出的總功率為
式中：PT為T(mén)IG焊機(jī)輸出功率；PL為激光器輸出功率；UT，IT分別為T(mén)IG焊機(jī)輸出的電壓和電流。焊縫的熔化功率為焊縫熔化所需的熱力學(xué)功率[12]，其計(jì)算方法為
式中：PF為焊縫熔化所需的熱力學(xué)功率；ρ為材料的密度；CA為比熱容；TM和T0分別為熔化溫度和初始溫度 ；HF為熔化潛熱；Vm為單位時(shí)間焊縫熔化的體積；KM為計(jì)算所得常數(shù)。
由式(3)可知，PF與KM，單位時(shí)間焊縫熔化的體積Vm成正比。由表3中TA2的物理性質(zhì)參數(shù)可以算出，KM為5。 81J/mm3；單位時(shí)間焊縫熔化的體積為
式中：Vm為單位時(shí)間焊縫熔化的體積；SA為單位時(shí)間焊縫區(qū)面積；v為焊接速度。
能量利用效率η和焊縫的熔化功率PF可以直觀(guān)地反映熱源的能量利用效果。由圖5可知，加入激光后，L- STIG復(fù)合焊與STIG焊相比，η值稍有提升；但L-DTIG復(fù)合焊與DTIG焊相比，η值由13.07%升至21.86%，提升 顯著。且L-DTIG復(fù)合焊的能量利用效率分別是DTIG焊和L-STIG復(fù)合焊的1.67和1.71倍。
使用表2的工藝參數(shù)對(duì)4種焊接方式的熱輸入進(jìn)行了計(jì)算，即
式中：E為焊接熱輸入；ηT和ηL分別為T(mén)IG電弧 和激光的熱效率系數(shù)；ET和EL分別為T(mén)IG焊機(jī)和激光器的輸出功率；U和I分別為T(mén)IG焊的電弧電壓和焊接電流 ；v為焊接速度。其中TIG熱效率系數(shù)ηT約為0.8，激光作用于熔化的金屬時(shí)，液態(tài)金屬對(duì)激光的吸收率約為 50%，所以激光的熱效率系數(shù)ηL取值為0.5[13]。將試驗(yàn)參數(shù)代入式(5)計(jì)算可得4種焊接方式熱輸入如圖6所示。
由表2和圖6可知，加入激光后，焊接速度明顯提高，熱輸入顯著降低。L-STIG復(fù)合焊的焊接速度為STIG焊的 1.76倍，熱輸入為STIG焊的60.7%；L-DTIG復(fù)合焊的焊接速度為DTIG焊的3.24倍，為L(zhǎng)-STIG復(fù)合焊的2.27倍 。L-DTIG復(fù)合焊的熱輸入僅為605.5J/mm，是DTIG焊的35.5%，是L-STIG復(fù)合焊的59.0%。
2.2組織與性能分析
由于4種焊接方式的熱輸入不同，所以接頭的組織性能也有較大的差別。對(duì)焊接接頭不同區(qū)域的金相組織進(jìn) 行采集，如圖3中的A，B，C區(qū)域所示。其中A區(qū)域?yàn)槟覆呐c熱影響區(qū)界面處，B和C區(qū)域分別為焊縫的上部和 下部，4種焊接方式接頭的微觀(guān)組織如圖7~圖10所示。由圖7~圖10可知，母材由均勻的等軸α晶粒組成，熱 影響區(qū)與母材界面 明顯，熱影響區(qū)主要結(jié)構(gòu)為不規(guī)則的鋸齒狀α晶粒(D)。STIG和DTIG焊接頭中焊縫主要由粗大不規(guī)則的鋸齒 狀α晶粒(D)、柱狀α晶粒(E)以及少量的針狀α晶粒(F)組成。L-STIG和L-DTIG復(fù)合焊接頭的焊縫區(qū)除了存 在鋸齒狀α晶粒、柱狀α晶粒，針狀α晶粒外還存在部分α孿晶(G)。整體而言，STIG和DTIG焊接頭中的晶 粒尺寸均大于L-STIG和L-DTIG復(fù)合焊接頭中的晶粒尺寸。對(duì)比焊縫上部和下部的微觀(guān)組織可以看出，下部的 晶粒尺寸較上部稍有減小，且L-STIG，L-DTIG復(fù)合焊接頭焊縫組織中細(xì)小的α孿晶主要存在于上部區(qū)域。
對(duì)4種焊接試樣進(jìn)行了硬度測(cè)試，硬度分布云如圖11所示。從圖11可以看出，從焊縫中心到母材，硬度呈下 降趨勢(shì)。STIG，DTIG焊接頭的焊縫區(qū)和熱影響區(qū)硬度分布均勻，焊縫區(qū)的平均硬度為202.3，203.1HV，熱影 響區(qū)的平均硬度為180.2，181.7HV。加入激光后，L-STIG，L-DTIG復(fù)合焊接頭的硬度稍有提升，焊縫區(qū)的平 均硬度為207.1，208.3HV，熱影響區(qū)平均硬度為186.5，186.8HV。分布于焊縫上部區(qū)域細(xì)小的針狀α晶粒和 α孿晶導(dǎo)致該區(qū)域硬度明顯增加，其最大硬度分別為224.3，229.5HV。
圖12為4種焊接接頭的拉伸性能。從圖12可以看出，母材的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率分別為436MPa和32.5%。 STIG，DTIG焊接頭試樣均斷裂于焊縫區(qū)，抗拉強(qiáng)度分別為381，396MPa，約為母材的87.4%和90.8%；其斷后 伸長(zhǎng)率分別為19.0%，20.5%，約為母材的58.5%和63.1%。L-STIG，L-DTIG復(fù)合焊接頭試樣均在母材處斷裂， 斷裂處呈現(xiàn)明顯的頸縮，其抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率與母材相當(dāng)。由此可見(jiàn)，使用L-DTIG復(fù)合焊方法可獲得力 學(xué)性能優(yōu)良的TA2鈦合金焊接接頭。
2.3電弧等離子體形貌及電弧壓力分析
使用高速攝像機(jī)對(duì)xOz和yOz平面的電弧等離子體信息進(jìn)行采集。使用壓力傳感器對(duì)電弧等離子體底部中心位 置的電弧壓力進(jìn)行測(cè)量。對(duì)采集數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，研究激光-電弧復(fù)合熱源低熱輸入、高焊接效率的本質(zhì)特征 。
圖13為4種焊接方式的Ar電弧等離子體的形貌。由圖13可知，當(dāng)有激光作用時(shí)，電弧等離子體發(fā)生明顯的收 縮，中心導(dǎo)電通道面積減小。這是由于Ti原子的電離能(6.81eV)明顯小于A(yíng)r原子(15.76eV)[14]，在焊接過(guò) 程中，Ti原子被優(yōu)先電離，形成的Ti等離子體取代導(dǎo)電通道中部分Ar等離子體進(jìn)行導(dǎo)電。定義電弧等離子體 中的關(guān)鍵參數(shù)，定量的分析激光對(duì)電弧等離子體的誘導(dǎo)、壓縮作用。電弧根部在板材表面的形狀類(lèi)似于橢圓 形，電弧根部面積可以用式(6)表示。
式中：S為電弧根部面積；dt和dw分別為xOz和yOz平面電弧根部長(zhǎng)度，如圖14所示。
激光作用時(shí)，電弧中心導(dǎo)電區(qū)的收縮比和根部面積的收縮比例可以反映激光對(duì)電弧的誘導(dǎo)效果，可以表示為
式中：CT為電弧中心導(dǎo)電區(qū)的收縮比；T為電弧中心導(dǎo)電區(qū)的面積；CR為根部面積的收縮比例；S為電弧根部 面積；dt為xOz平面電弧根部長(zhǎng)度；dw為yOz平面電弧根部長(zhǎng)度；下角標(biāo)括號(hào)中的STIG/DTIG為STIG焊或DTIG 焊方法；下角標(biāo)括號(hào)中的L-STIG/L-DTIG為L(zhǎng)-STIG復(fù)合焊或L-DTIG復(fù)合焊方法。
從表4可以看出，在xOz和yOz平面，L-STIG和L-DTIG復(fù)合焊電弧中心導(dǎo)電區(qū)均有收縮，且L-DTIG復(fù)合焊電弧 收縮更為明顯。L-DTIG復(fù)合焊電弧在xOz和yOz平面的收縮比分別是L-STIG復(fù)合焊電弧的1.51和1.52倍。表4 中的電弧根部面積的收縮比例(CR)值越大，代表激光對(duì)電弧的誘導(dǎo)能力越強(qiáng)。L-DTIG復(fù)合焊電弧根部作用面 積收縮比例是L-STIG復(fù)合焊電弧的1.38倍。結(jié)果表明，激光對(duì)雙電弧等離子體的誘導(dǎo)能力更強(qiáng)，電弧能量更 為集中，使焊接效率提高，熱輸入降低。
對(duì)4種焊接方式電弧根部中心位置的電弧壓力進(jìn)行測(cè)量，其結(jié)果如圖15所示。
加入激光后，電弧壓力顯著提 高。L-DTIG復(fù)合焊電弧壓力為3465Pa，是DTIG焊的4.17倍，是L-STIG復(fù)合焊的2.25倍。電弧壓力是高速運(yùn)動(dòng) 的等離子體射流撞擊陽(yáng)極板材所產(chǎn)生的力。假設(shè)電弧等離子體射流撞擊陽(yáng)極板材后，運(yùn)動(dòng)速度變?yōu)?，根據(jù) 動(dòng)能守恒定律，電弧根部中心處的電弧壓力為[15]
式中：Parc為電弧壓力；ρ為電弧等離子體密度；v為等離子運(yùn)動(dòng)速度。
由式(9)可知，電弧壓力與電弧等離子體密度和等離子體流速成正相關(guān)。假設(shè)等離子體在無(wú)粘流、不可壓縮 的條件下進(jìn)行運(yùn)動(dòng)，等離子體的運(yùn)動(dòng)速度可表示為[14]
式中：v為等離子運(yùn)動(dòng)速度；μ0為自由空間磁導(dǎo)率；I和J分別為電弧中心的電流強(qiáng)度和電流密度；ρ為電弧 等離子體密度。
電弧等離子體的電流密度為[16]
式中：H為電弧等離子體電場(chǎng)強(qiáng)度；e為電子電荷；ne，λe分別為電子密度和電子平均自由程；k為玻爾茲曼 常數(shù)；me為電子質(zhì)量；Te為電子溫度。將式(10)~式(11)代入式(9)中，得到電弧壓力的具體計(jì)算式，即
由式(12)可知，Parc與Te成弱相關(guān)，與I，H，ne的相關(guān)性較強(qiáng)。
當(dāng)激光作用時(shí)，電弧等離子體明顯收縮，導(dǎo)電通道直徑減小，按照最小電壓原理，電弧電壓增加。由于鎢極 高度保持一致，電弧電壓增加導(dǎo)致電場(chǎng)強(qiáng)度(E)增強(qiáng)。電弧等離子體受到電場(chǎng)和洛倫茲力共同影響，使電子 獲得大量能量，加劇了高能電子與Ar粒子的碰撞，促進(jìn)了粒子的電離，電弧等離子體中電子密度(ne)明顯增 加。所以L(fǎng)-STIG，L-DTIG復(fù)合焊電弧壓力明顯高于STIG和DTIG焊，且L-DTIG復(fù)合焊高于L-STIG復(fù)合焊，計(jì)算 結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)得數(shù)據(jù)一致。這是由于與L-STIG復(fù)合焊相比，L-DTIG復(fù)合焊單個(gè)電極焊接電流(260A)較小，由 于電弧挺度與電極電流成正相關(guān)。在激光作用時(shí)，激光更容易克服電弧挺度，L-DTIG復(fù)合焊電弧等離子體的 收縮程度大于L-STIG復(fù)合焊，電場(chǎng)強(qiáng)度更大；且L-DTIG復(fù)合焊的總焊接電流(520A)大于L-STIG復(fù)合焊(400A) ，導(dǎo)致L-DTIG復(fù)合焊的電流強(qiáng)度更大；在兩者共同作用下，使得L-DTIG復(fù)合焊電弧壓力明顯高于L-STIG復(fù)合 焊。電弧等離子體作用于板材，電弧壓力的增大，更有利于在板材表面形成更大的熔深。即在獲得相同熔深 的前提下，增大電弧壓力，可提升焊接效率、降低焊接的熱輸入。
綜上所述，由于STIG焊和DTIG焊的電弧放電面積大，電弧壓力較小，能量密度較低，熔透6mm鈦合金時(shí)需要 更大的熱輸入，使熔池冷卻速度慢，高溫停留時(shí)間長(zhǎng)，導(dǎo)致焊縫及熱影響區(qū)晶粒粗大，硬度相對(duì)較低，焊縫 的結(jié)合強(qiáng)度相對(duì)較弱。
激光作用時(shí)，L-DTIG復(fù)合焊的變化最為顯著。在L-DTIG焊過(guò)程中，脈沖激光作用于熔池促進(jìn)了熔池內(nèi)液態(tài)金 屬的相互擾動(dòng)，破碎枝晶，同時(shí)激光的誘導(dǎo)放電效應(yīng)使雙電弧等離子體大幅收縮，電弧壓力增大，能量密度 升高，焊接效率提高。較低的熱輸入使熔池冷卻加快，晶粒來(lái)不及長(zhǎng)大，形成細(xì)小的α晶粒，提高了焊接接 頭的力學(xué)性能。
3、結(jié)論
(1)在6mm厚TA2鈦合金焊接中，L-DTIG復(fù)合焊具有焊接速度快、熱輸入小、能量利用效率高等優(yōu)勢(shì)。L-DTIG 熱輸入僅為605.5J/mm，為DTIG焊的35.5%，為L(zhǎng)-STIG復(fù)合焊的59.0%；能量利用效率分別是DTIG焊和L-STIG 復(fù)合焊的1.67倍和1.71倍。
(2)加入激光后，L-DTIG復(fù)合焊熱輸入顯著降低，且脈沖激光攪拌熔池，細(xì)化了焊縫及熱影響區(qū)的晶粒。從 焊縫區(qū)到母材硬度呈下降趨勢(shì)，焊縫區(qū)硬度最高為229.5HV。拉伸試樣斷裂位置為母材，抗拉強(qiáng)度與母材相 當(dāng)。
(3)激光作用時(shí)，電弧能量更加集中。L-DTIG復(fù)合焊電弧等離子體的中心導(dǎo)電區(qū)在xOz和yOz平面電弧分別收 縮51.0%和45.5%，電弧根部作用面積收縮75.0%。L-DTIG復(fù)合焊熱源在工件上的電弧壓力為3465Pa，分別是 DTIG焊和L-STIG復(fù)合焊的4.17和2.25倍。較高的電弧收縮比和電弧壓力可顯著提高焊接效率，降低焊接熱輸 入。
參考文獻(xiàn)
[1]陳曦, 姜楠, 畢江, 等. 鈦/鋁激光熔釬焊接頭原位 TEM 拉伸斷裂行為 [J]. 焊接學(xué)報(bào), 2021, 42 (11): 22 − 28, 98.
Chen Xi, Jiang Nan, Bi Jiang, et al. In-situ TEM tensile fracture behavior of titanium/aluminum laser brazing joint[J]. Transac-tions of the China Welding Institution, 2021, 42(11): 22 − 28, 98.
[2]Tricarico L, Brandizzi M, Satriano A A. CO2 laser-MIG hybrid welding of titanium alloy [C]//AMPT 2009-Advances in Material Processing Technoligies. Kuala Lumpur, Malaysia, 2009.
[3]牟剛, 華學(xué)明, 徐小波, 等. 8 mm 厚 TC4 鈦合金 TIG、MIG 焊接工藝及性能對(duì)比研究 [J]. 電焊 機(jī), 2020, 50(4): 70 − 74.
Mou Gang, Hua Xueming, Xu Xiaobo, et al. Comparative study on welding process and performance of 8 mm thick TC4 titanium alloy TIG and MIG[J]. Electric Welding Machine, 2020, 50(4):70 − 74.
[4]Chen Y, Zhang K, Xue H, et al. Study on laser welding of a Ti-22Al-25Nb alloy: microstructural evolution and high temperature brittle behavior[J]. Journal of Alloys & Compounds, 2016, 681:175 − 185.
[5]Zhang M, Tang K, Zhang J, et al. Effects of processing paramet-ers on underfill defects in deep penetration laser welding of thick plates[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2018, 96: 491 − 501.
[6]牛小男, 崔麗, 王鵬, 等. 鎳鋁青銅過(guò)渡層對(duì)鈦合金/不銹鋼異種材料激光焊接頭組織與力學(xué)性能的 影響 [J]. 焊接學(xué)報(bào), 2022,43(1): 42 − 47.
Niu Xiaonan, Cui Li, Wang Peng, et al. Effect of nickel alumin-um bronze transition layer on microstructure and mechanical properties of laser welded titanium alloy/stainless steel joint[J].Transactions of the China Welding Institution, 2022, 43(1): 42 −47.
[7]Tian D, Gao Z, Wang F, et al. The porosity formation mechanism in the laser-welded butt joint of 8 mm thickness Ti-6Al-4V alloy:Effect of welding speed on the metallurgical pore formation[J].Modern Physics Letters B, 2020, 34(4): 566 − 578.
[8]黃瑞生, 楊義成, 蔣寶, 等. 超高功率激光-電弧復(fù)合焊接特性分析 [J]. 焊接學(xué)報(bào), 2019, 40 (12): 73 − 77,96.
Huang Ruisheng, Yang Yicheng, Jiang Bao, et al. Analysis of welding characteristics of ultra-high power laser-arc hybrid weld-ing[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019,40(12): 73 − 77,96.
[9]Zeng Huilin, Xu Yuanbin, Wang Changjiang, et al. Research on laser-arc hybrid welding technology for long-distance pipeline construction[J]. China Welding, 2018, 27(3): 53 − 58.
[10]Liu L, Li C, Shi J. Analysis of energy utilisation efficiency in laser-GTA hybrid welding process[J]. Science & Technology of Welding & Joining, 2014, 19(7): 541 − 546.
[11]Turichin G, Tsibulsky I, Somonov V, et al. Laser-TIG welding of titanium alloys[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2016, 142(1): 1757 − 1765.
[12]史吉鵬, 王紅陽(yáng), 楊林波, 等. 鈦合金激光-TIG 復(fù)合焊接保護(hù)狀態(tài)對(duì)焊縫成形及性能影響 [J]. 焊接學(xué)報(bào), 2017, 38(2): 61 − 65.
Shi Jipeng, Wang Hongyang, Yang Linbo, et al. Effect of protec-tion state of titanium alloy laser-TIG hybrid welding on weld formation and properties[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2017, 38(2): 61 − 65.
[13]Brandizzi M, Mezzacappa C, Tricarico L, et al. Optimization of Ti6Al4V titanium alloy laser-arc hybrid weld parameters[J].Welding International, 2011, 26(12): 1 − 9.
[14]史吉鵬. 鈦合金低功率脈沖激光調(diào)控電弧焊接物理機(jī)制及工藝研究 [D]. 大連: 大連理工大學(xué), 2019.
Shi Jipeng. Study on physical mechanism and process of low power pulsed laser regulated arc welding for titanium alloy[D].Dalian: Dalian University of Technology, 2019.
[15]Leng X, Zhang G, Wu L. The characteristic of twin-electrode TIG coupling arc pressure [J]. Journal of Physics D Applied Physics,2006, 39(6): 1120 − 1126.
[16]安藤弘平, 長(zhǎng)谷川光雄. 焊接電弧現(xiàn)象 [M]. 施雨湘, 譯. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社, 1985.
Ando K, Hasegawa M. Welding arc phenomenon[M]. Shi Yuxi-ang, trans. Beijing: China Mechine Press, 1985.
第一作者：楊環(huán)宇，博士研究生；主要從事激光-多電弧復(fù)合熱源物理機(jī)制及工藝研究；Email: yanghuanyuyhy@163.com.
通信作者：劉黎明，博士，教授，博士研究生導(dǎo)師；Email:liulm@dlut.edu.cn.