發布日期：2025-7-23 17:04:51
鈦及鈦合金以優異的抗海水腐蝕能力（低速海水腐蝕速率≤7.6×10-7mm/a）以及較高的比強度和比剛度，被廣泛應用于船舶及海洋工程，被譽為 “海洋金屬”。同時，鈦及鈦合金具有優異的高溫力學性能、抗疲勞和抗蠕變性能，綜合性能優良，也被廣泛用于航空航天、化工等領域，也被譽為 “21 世紀金屬”“戰略金屬”[1]。
TA5（Ti - 4Al - 0.005B）合金是一種屈服強度≥560 MPa 的中等強度的 α 型鈦合金，其主要合金成分為 4wt% Al 和 0.005wt% B。與高強的雙相 TC4（Ti - 6Al4V）合金相比，TA5 塑性、沖擊韌性方面性能優良，同時根據兩種合金的 Mo 當量及 Al 當量，TA5 的焊接性更加優異。與工業純鈦相比，TA5 有更優異的抗點腐蝕、抗空泡破損能力；因此，TA5 以其優良的塑韌性、焊接性、耐蝕性 [2 - 6] 等性能和較高的強度，已被廣泛應用于海水、港口、海洋平臺等海洋環境 [2，7]。
激光焊接技術和電子束焊接技術均屬于高能束焊接技術，對鈦合金均有良好的工藝適應性。圖 1 為常見焊接方法熔池范圍對比，可看出，電子束和激光焊接技術是現有焊接技術中能量密度最高的焊接方法 [8]。
電子束（electron beam，EB）焊與激光（laser beam，LB）焊在進行中等厚度以上焊接時均為 “匙孔” 焊，其基本原理如圖 2 所示，均通過典型的焊接 “匙孔” 取得質量優良的焊接接頭。
電子束焊接是在加速電壓 20~150kV 下，將電子加速到光速的 0.3~0.7 倍，然后經過強聚焦后使能量聚集，轟擊被焊工件來實現焊接，如圖 3 所示。電子束的功率密度高達 107 W/cm²，當待焊接工件被加速后的電子束轟擊時，瞬間產生極高的溫度，足以使焊縫金屬局部熔化和甚至汽化；同時，能量集中和局部高溫使被加熱的金屬蒸發形成蒸汽空腔（匙孔），從而實現深熔 “匙孔” 焊接 [6]。大功率激光焊接為 “匙孔焊” 時，極高的激光密度使得被焊部位發生汽化，形成致密的等離子體及金屬蒸汽；并通過壁聚焦效應持續不斷將能量傳遞到小孔深處，以得到傳統弧焊無法達到的 “匙孔”，從而持續焊接。
雖然電子束焊和激光焊均屬于高能束焊接，但在能量密度、穿孔機理、小孔穩定性、焊接缺陷形成機理等方面均有所不同。對于鈦合金，想要獲得高質量的大深寬比焊縫，無論采用電子束焊還是激光焊，均優先采用 “匙孔” 焊接模式。但電子束在真空下焊接，其工件導熱條件、熔池表面張力、氣孔（空穴）等相比激光焊接均各有不同。
現有研究主要集中在單一焊接方法的性能優化，缺乏對這兩種焊接技術在鈦合金焊接中的直接對比。本文將對激光焊接與電子束焊接性能進行對比研究，通過深入分析兩者在焊接過程中所表現的各項性能，為鈦合金加工制造提供更加科學的焊接方法，推動該領域技術的進一步發展。
1、試驗材料及方法
1.1 試驗材料
選用滿足 GB/T3621—2007 的 10mm 厚 TA5 板材，試板規格為 300 mm×150 mm×10 mm，其化學成分見表 1。其力學性能 Rm≥685 MPa、Rp02≥585 MPa、A≥12 %。
表 1 TA5 的化學成分 (質量分數，%)
| Al | B | Fe | C | N | H | O | 其他 | Ti |
| 3.3 - 4.7 | 0.005 | 0.30 | 0.08 | 0.04 | 0.015 | 0.15 | 0.4 | 余量 |
1.2 焊接過程
電子束焊接設備采用 150 kV、60 kW 高壓定槍電子束焊機。焊接時采用 150kV 電壓、40mA 束流，焊接速度 1500mm/min。
激光焊接采用 20kW 光纖激光器，焊接時使用 11kW 功率，焊接速度為 1100mm/min。
1.3 力學性能和無損檢測
在型號為 MTSE45.305 - A 的 300kN 材料試驗機上進行拉伸試驗，在型號為 BHT5106 的彎曲試驗機上進行彎曲測試，試驗過程符合 GB/T228 及 CB/T4363 規定。對焊后試板按照 NB/T47013.2 及 NB/T47013.5 進行射線檢測和滲透檢測。
2、試驗結果與分析
2.1 焊縫表面和截面形貌
兩種焊接方法焊后均得到成型優良的焊接試板，焊縫外觀如圖 4 所示。可看出，兩種焊接方法焊縫正面寬度均為 3.5 - 4.5mm。由于電子束焊和激光焊均沒有填充金屬，焊道兩側熔合線附近有輕微下凹（并非弧焊中的咬邊）。焊縫背面比正面略窄，寬度 3 - 4 mm，均為典型 “大深寬比” 的單面焊雙面成型形貌。同時，由于焊接過程溫度梯度大，焊縫冷卻快，形成了魚鱗紋。電子束焊是在真空環境焊接，且其焊縫背面由于沒有類似激光焊接的背部氣體保護，沒有任何氣體壓力，其背部成型光滑度相比激光較差。同時，由于電子束焊接速度大于激光焊接速度，其焊縫正背面兩側相比激光有輕微局部咬邊。對兩試板按照 NB/T47013.2 及 NB/T47013.5 進行射線檢測和滲透檢測，射線檢測滿足 Ⅱ 級，滲透檢測滿足 Ⅰ 級要求。
2.2 組織分析
圖 5 顯示了電子束焊及激光焊接接頭微觀金相，焊縫區 WZ 為鋸齒狀并彌散點狀 β，鋸齒狀 α 中混雜少量非平衡六方晶格馬氏體 α'，馬氏體常見截止在原始 β 晶界，大多時候 α' 與針狀 α 有時難以區分。由于 TA5 合金幾乎沒有 β 穩定化元素，因此馬氏體 α' 特征及形貌表現并不明顯。而近焊縫的熱影響區（HAZ）和近母材（BM）的 HAZ 均為鋸齒狀 α 點狀 β。
圖 6、7 分別為電子束及激光焊焊接接頭柱狀晶區的焊縫區和熱影響區的 EBSD 圖像（彩圖見電子版，下同），可以看出兩種焊接方法凝固時原始 β 柱狀晶界清晰，而在柱狀晶內部為十字交錯的 α+α' 混合組織。由熱影響區 EBSD 可以看出，焊縫側晶粒尺寸較大，呈鋸齒狀，而母材側晶粒更加細小，更趨于等軸晶特征。兩種焊接方法焊縫區及熱影響區晶粒狀態差異不大，均為典型的高能束焊接形貌。
由于高能束焊能量密度極高，對金屬是一種快速加熱、冷卻、凝固和結晶過程，會形成近似平行的大深寬比焊縫。對于被焊接材料，被熔化金屬體積越小，焊接應力和焊接變形則越小。因此，從使用角度分析，高能束焊接質量往往優于需要開大角度坡口的弧焊。對焊接后的試板進行宏觀金相觀測，如圖 8 所示。可看出，電子束和激光焊焊縫均為典型的大深寬比的高能束焊縫形貌（深寬比均≥2:1），兩種接頭的母材（BM）、熱影響區（HAZ）及焊縫區（WZ）及熔合線清晰，焊縫區域的晶粒取向清晰。
對比發現，電子束焊縫截面為幾乎平行的小角度 “倒梯形” 截面，而激光焊接截面為典型的 “束腰形” 截面，造成這種結果原因在于焊接接頭各區域的熱量分布和溫度梯度。首先電子束焊接能量密度大于激光焊，同時焊接速度也大于激光焊接，在焊接前進方向的溫度梯度會大于激光焊接，易形成幾乎近似平行的極窄焊縫截面。如果進一步增加焊接板厚及電子束功率，將形成完全平行的焊縫截面，這在很多研究中已經得到印證 [9]。進一步觀察電子束焊縫晶粒取向，幾乎無指向焊縫中心的柱狀晶。由于焊縫中心溫度梯度最大，在焊縫上 1/3 處晶粒取向趨向于中心偏向焊縫表面，符合電子束焊縫特征。
大功率激光焊亦為 “匙孔焊”，能較好地保證焊接質量。這是因為，鈦合金焊接時，由于溶解在液態金屬中的 H 原子在凝固時溶解度急劇降低，凝固的熔池不能溶解更多的 H 原子，將會以氫氣分子形式析出，形成氫氣孔。“匙孔焊” 能夠極大增加氣孔逸出的邊界條件，降低氣孔率。因此，大厚度鈦合金等離子焊和激光焊均采用 “匙孔焊”。
觀察激光焊接截面，焊縫上部為橢圓形，能夠看到明顯的結晶柱狀晶特征，由于焊縫表面溫度梯度較大，呈現向焊縫中心偏上的方向傾斜。焊縫中部由于溫度梯度和散熱限制呈現柱狀等軸晶特征。下部為三角形柱狀晶區，整體構成典型的 “束腰形” 截面。進一步觀察焊縫區上部橢圓形柱狀晶區，由于越靠近焊縫表面，溫度梯度越大，隨著溫度梯度降低，一次結晶柱狀晶方向趨于指向焊縫中心內部。而焊縫背面散熱條件與正面類似，中心散熱差，越靠近下表面散熱越好，因此會形成一個細小等軸晶粒束腰區和下表面的柱狀晶區。
2.3 拉伸和彎曲性能
按照 NB/T47014—2011 對焊接試板進行拉伸試樣、彎曲試樣制樣，按照 GB/T228 及 CB/T4363 進行力學性能測試，結果如表 2、3 所示，力學性能均能夠滿足標準要求。
表 2 接頭抗拉強度試驗結果
| 試樣 | EB - 1# | EB - 2# | LB - 1# | LB - 2# |
| Rm/MPa | 705 | 715 | 807 | 804 |
| 合格 | 是 | 是 | 是 | 是 |
表 3 接頭彎曲性能試驗結果
| 試樣 | EB - 1# | EB - 2# | EB - 3# | EB - 4# | LB - 1# | LB - 2# | LB - 3# | LB - 4# |
| 裂紋 | 無 | 無 | 無 | 無 | 無 | 無 | 無 | 無 |
| 合格 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 |
由表 2、3 可看出，電子束和激光焊接接頭強度均超過標準要求 685 MPa，接頭合格。對每種焊接方法選取 4 個橫向彎曲試樣，尺寸為 10mm×10mm×300 mm，在 d = 10t 彎曲角度為 90° 的條件下進行側彎試驗，表面無任何大于 3mm 的可見裂紋，彎曲性能良好。
2.4 焊接接頭硬度分布
對兩種接頭按照 GB/T4340 進行 HV5 維氏硬度檢測，如圖 9 所示。可以看到，激光焊接與電子束焊接接頭的焊縫區顯微硬度均有所提高，這主要是焊縫中存在少量的針狀馬氏體 α'，由于顯微硬度值 α'>α>β 相，因此焊縫區硬度變高。
對于激光焊，HAZ 區域受到高溫作用，晶粒長大，造成軟化而硬度值降低；而電子束焊接 HAZ 區域硬度與母材硬度差別不大，滿足相關標準要求。
鈦合金焊接易受 N、H、O 污染，溫度超過 400℃時，開始吸氧、吸氮、吸氫而產生增重。在高于 600℃時反應劇烈，使鈦的性能惡化，產生的化合物使母材硬度提高而塑性顯著降低，部分化合物也會影響沖擊韌性。因此，《鈦制焊接容器》釋義及《船用鈦合金焊接工藝要求》中也明確鈦合金接頭中焊縫及熱影響區硬度不宜明顯高于母材。由圖 9 可以看出，無論焊縫區還是熱影響區硬度均相比母材均為明顯提升，并未出現由于焊接過程中氧化（主要為 O 和 N）引起硬度異常現象。
2.5 仿真結果分析
采用 ABAQUS 對兩種焊接過程中的溫度場及熔池形貌特征進行仿真，進而了解兩種焊接方法的瞬態熱循環，量化熱量傳遞過程，可以明確熔池形成過程與溫度梯度分布，以及兩種焊接方法下熱影響區的分布特點。圖 10 為本文所采用的熱源模型，包括高斯旋轉體熱源、高斯面熱源與錐體熱源復合熱源。
如圖 10 (a) 所示，為高斯面熱源模型示意圖，其計算公式如下：
式中：q (r) 為能量密度，r 為熱源內任意一點到熱源中心的距離；R 為熱源有效作用半徑，P 為功率，η 為熱效率。
如圖 10 (b) 所示，為錐體熱源模型示意圖，其計算公式如下：
式中：q (r, z) 為能量密度 ，r 為熱源內任意一點到熱源中心的距離；r0 為熱源最大作用半徑，P 為功率；η 為熱效率 ；H 為熱源總高度 ，re 和 r 分別為熱源上下端的最大作用半徑。
如圖 10 (c) 所示，為為高斯旋轉體熱源模型示意圖，其計算公式如下：
式中：q (r) 為能量密度；Cs 為熱源修正系數，H 為熱源有效深度；Q 為有效熱量 ，z 為是深度方向變量
采用結構化的六面體網格劃分方式，焊縫附近采用近小遠大的網格尺寸設計，選用的是 DC3D8 的八節點線性傳熱六面體單元。最小單元尺寸為 0.5 mm×0.5mm×2mm。模擬中的初始溫度設置為室溫 20℃。對于電子束焊接，屬于真空環境，僅存在焊件表面輻射散熱，輻射系數為 0.8，計算參數如下：加速電壓為 150kV、電子束流為 40mA、焊接速度為 1.5m/min。考慮小孔效應和實際焊縫形狀，通過高斯旋轉體熱源模擬電子束焊接過程，焊接熱效率取為 0.85 [10 - 11]。焊接穩定后溫度場如圖 11 所示。
采用同樣條件，模擬激光焊接過程。考慮到激光深熔焊接的焊縫形貌特征，因此采用組合熱源，通過高斯面熱源與圓錐體熱源的復合作用，使模擬結果與實際焊縫特征相吻合 [10]。設定初始環境溫度為 25 ℃，環境輻射系數為 0.85，對流換熱系數 h 為 16 J/(m2・s-1・℃-1)，焊接熱效率設置為 0.8，同時模擬激光功率為 11000 W、焊接速度為 1.1m/min。焊接穩定后溫度場及焊縫截面如圖 12 所示。
由圖 12 可以看出，仿真結果顯示在焊接前進方向，電子束穩定梯度遠遠高于激光焊接，加上電子束焊接工件向外界熱傳遞遠低于大氣環境，因此極易形成極窄的大深寬比焊縫；而激光焊接雖然相比弧焊能量密度極高，但由于吸收、散熱、反射（羽輝）等因素影響，其熔池能量密度小于電子束焊縫，因此在較大板厚時會形成 “漏斗狀” 或 “束腰狀” 焊縫截面。
3、結論
(1) 對于 TA5 合金，電子束和激光焊均能實現 2:1 大深寬比焊接，激光焊焊縫區截面為 “束腰” 形貌，而電子束焊縫區為典型的 “I” 形貌。通過 ABAQUS 仿真，印證了兩種焊接方法焊縫截面形態的差異。
(2) TA5 合金電子束和激光焊焊接接頭強度相比，激光焊接頭強度更高，兩種焊接方法焊接接頭性能良好。
(3) 兩種焊縫區柱狀晶區明顯，焊縫區主要為鋸齒狀并彌散點狀 β。而在柱狀晶內部為十字交錯 α+α' 混合組織。
(4) 電子束和激光焊焊接接頭硬度檢測表明，均為焊縫區硬度略有升高，激光焊 HAZ 區域略有降低。
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