低功率激光-双电弧焊接TA2钛合金中厚板工艺及机理

序言

钛合金具有耐腐蚀性强、密度低、比强度高等特点[1]，在航空航天、船舶制造、化工机械、生物医疗、能 源工业等领域中得到了广泛的应用。由于钛合金中厚板焊接时熔池较大，而熔融的钛合金具有活性强、表面 张力小、导热性差、热量集中等特点。因此，热输入的控制对钛合金中厚板焊接接头的性能具有十分重要的 影响。

目前，钛合金中厚板常用焊接方法主要有钨极惰性气体保护电弧焊(tungsteninertgasarcwelding，TIG焊) 、激光焊(laserbeamwelding，LBW)、激光-电弧复合焊等。TIG焊具有间隙容忍度高、热输入大等特点，导 致焊接效率低、能量消耗严重，钛合金受热面积增大，焊缝及热影响区变宽，使得焊接接头的整体连接强度 较低[2]。牟刚等人[3]使用手工TIG多层多道填丝焊方法，对厚度为8mm的Ti6Al4V(TC4)钛合金进行对接焊试 验。结果表明，在焊接速度为150mm/min时，可获得了良好的焊缝成形。激光焊具有热输入小、能量密度高 、焊接速度快、可达性好等特点[4-5]，且焊接过程中不需要真空，易实现自动化生产[6]。由于激光器的光 -电转化效率低，导致焊接能耗较高，且激光焊对工件的 装备精度要求较高。Tian等人[7]使用12kW大功率连续激光器对厚度为8mm的TC4钛合金进行对接焊试验，结 果表明，随着焊接速度由1.2m/min降低到0。8m/min，焊缝中气孔的孔径有增大的趋势。激光-电弧复合焊结 合了激光的高能量密度和电弧的高间隙容忍度等优势，弥补了两者的缺点，与激光焊相比，激光-电弧复合 焊具有良好的电弧桥 接能力和间隙容忍度；与电弧焊相比，激光-电弧复合焊具有熔深大、变形小等特点[8-9]，可大幅度提高焊 接效率，降低焊接能耗[10]，消除咬边、驼峰等缺陷，是应用广泛的先进连接技术。Turichin等人[11]使用 5kW大功率连续激光与TIG电弧形成复合热源，对5mm厚TC4钛合金进行填丝焊，研究了电极高度、焊接速度对 板材熔透稳定性的影响。

为节约能源、提高焊接效率，提出低功率脉冲激光-双电弧复合焊技术。通过在传统的激光-电弧复合焊方法 中引入一个新的电弧，增强了激光对电弧等离子体的诱导效果，提升了对中厚板的焊接能力。对比研究单钨 极惰性气体保护焊(singletungsteninertgaswelding，STIG焊)、双钨极惰性气体保护焊 (doubletungsteninertgaswelding，DTIG焊)、激光-STIG电弧(L-STIG)复合焊和激光-DTIG电弧(L-DTIG)复 合焊4种方式对6mm厚TA2钛合金进行无坡口、不填丝对接焊试验。通过分析电弧等离子体和电弧压力的变化 规律，研究了焊接过程中低功率脉冲激光对电弧等离子体的影响，突出低功率脉冲激光-双电弧复合焊接技 术低热输入、高焊接效率的本质特征，对中厚板的焊接具有重要意义。

1、试验方法

试验材料为TA2钛合金，尺寸为200mm×100mm×6mm。母材化学成分如表1所示。焊前使用砂纸去除母材表面 的氧化膜，并用丙酮清除板材表面的油污和灰尘，保证焊前母材的洁净。

分别使用4种焊接方式进行对接焊试验，试验装置如图1所示。复合热源采用激光在前电弧在后的旁轴复合的方式，由低功率脉冲式 TruPulse556激光器和松下YC300WX焊机组成。激光平均功率可通过激光器的峰值功率、脉冲频率、脉冲宽度 进行调节，电弧功率可通过氩弧焊机的焊接电流进行调节。焊接过程中，复合热源位置固定不动，板材进行移动。

试验采用自制气体保护罩安装在TIG焊枪尾部和焊缝背部，紧贴焊缝。在焊接过程中，向保护罩内充 入氩气，防止焊缝表面氧化。保护气罩和焊枪使用的保护气体均为99.99%的高纯氩气，焊接工艺参数如表2 所示。

为了获得电弧等离子体的侧面和正面的轮廓，使用拍摄频率为2000帧/s的高速摄像机分别沿垂直、平行于焊 接方向放置。在高速摄像机前端安装一个中心波长为809.5nm、半波长为9.2nm的窄带滤光片，采集Ar电弧等 离子体实时信息，电弧等离子体图像及电弧压力采集位置如图2所示。

焊接完成后，沿垂直焊缝方向截取试样，获得焊缝的横截面，并进行打磨、抛光，使用自配的腐蚀溶液 (3%HF+6%HNO₃+91%H2O)腐蚀后，在MEF-3型金相显微镜下观察焊接接头横截面形貌及其微观组织；沿垂直于 焊缝方向截取硬度和静拉伸标准试样。使用硬度仪在4.9N压头载荷下，以0.2mm的步长对焊缝进行硬度测试 。按照标准GB/T228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》制备拉伸试样，并使用DNS300型万能试验机在室 温下以1mm/min的拉伸速率进行拉伸试验。每个参数重复进行3次，通过计算获得试样抗拉强度和断后伸长率 ，并求平均值。金相采集位置分别为母材与热影响区界面处(A区域)、焊缝区上部(B区域)和焊缝区下部(C区 域)。A，B，C区域及硬度打点位置如图3所示。

2、结果与讨论

2.1焊缝截面形貌与热输入对比分析

使用4种焊接方式以表2的工艺参数对厚度为6mm的TA2钛合金进行对接焊试验，获得的焊缝截面形貌如图4所示。

通过计算，对比不同焊接方式对热源能量的利用效果。

考虑电弧与激光的热传导、热对流、反射、辐射等能量消耗等因素。能量利用效率可以反映出焊接热源能量 的综合利用效果。

式中：η为能量利用效率；PF为焊缝的熔化功率；PH为输出的总功率。

焊接过程中输出的总功率为

式中：PT为TIG焊机输出功率；PL为激光器输出功率；UT，IT分别为TIG焊机输出的电压和电流。焊缝的熔化功率为焊缝熔化所需的热力学功率[12]，其计算方法为

式中：PF为焊缝熔化所需的热力学功率；ρ为材料的密度；CA为比热容；TM和T0分别为熔化温度和初始温度 ；HF为熔化潜热；Vm为单位时间焊缝熔化的体积；KM为计算所得常数。

由式(3)可知，PF与KM，单位时间焊缝熔化的体积Vm成正比。由表3中TA2的物理性质参数可以算出，KM为5。 81J/mm³；单位时间焊缝熔化的体积为

式中：Vm为单位时间焊缝熔化的体积；SA为单位时间焊缝区面积；v为焊接速度。

能量利用效率η和焊缝的熔化功率PF可以直观地反映热源的能量利用效果。由图5可知，加入激光后，L- STIG复合焊与STIG焊相比，η值稍有提升；但L-DTIG复合焊与DTIG焊相比，η值由13.07%升至21.86%，提升 显著。且L-DTIG复合焊的能量利用效率分别是DTIG焊和L-STIG复合焊的1.67和1.71倍。

使用表2的工艺参数对4种焊接方式的热输入进行了计算，即

式中：E为焊接热输入；ηT和ηL分别为TIG电弧 和激光的热效率系数；ET和EL分别为TIG焊机和激光器的输出功率；U和I分别为TIG焊的电弧电压和焊接电流 ；v为焊接速度。其中TIG热效率系数ηT约为0.8，激光作用于熔化的金属时，液态金属对激光的吸收率约为 50%，所以激光的热效率系数ηL取值为0.5[13]。将试验参数代入式(5)计算可得4种焊接方式热输入如图6所示。

由表2和图6可知，加入激光后，焊接速度明显提高，热输入显著降低。L-STIG复合焊的焊接速度为STIG焊的 1.76倍，热输入为STIG焊的60.7%；L-DTIG复合焊的焊接速度为DTIG焊的3.24倍，为L-STIG复合焊的2.27倍 。L-DTIG复合焊的热输入仅为605.5J/mm，是DTIG焊的35.5%，是L-STIG复合焊的59.0%。

2.2组织与性能分析

由于4种焊接方式的热输入不同，所以接头的组织性能也有较大的差别。对焊接接头不同区域的金相组织进 行采集，如图3中的A，B，C区域所示。其中A区域为母材与热影响区界面处，B和C区域分别为焊缝的上部和 下部，4种焊接方式接头的微观组织如图7~图10所示。由图7~图10可知，母材由均匀的等轴α晶粒组成，热 影响区与母材界面 明显，热影响区主要结构为不规则的锯齿状α晶粒(D)。STIG和DTIG焊接头中焊缝主要由粗大不规则的锯齿 状α晶粒(D)、柱状α晶粒(E)以及少量的针状α晶粒(F)组成。L-STIG和L-DTIG复合焊接头的焊缝区除了存 在锯齿状α晶粒、柱状α晶粒，针状α晶粒外还存在部分α孪晶(G)。整体而言，STIG和DTIG焊接头中的晶 粒尺寸均大于L-STIG和L-DTIG复合焊接头中的晶粒尺寸。对比焊缝上部和下部的微观组织可以看出，下部的 晶粒尺寸较上部稍有减小，且L-STIG，L-DTIG复合焊接头焊缝组织中细小的α孪晶主要存在于上部区域。

对4种焊接试样进行了硬度测试，硬度分布云如图11所示。从图11可以看出，从焊缝中心到母材，硬度呈下 降趋势。STIG，DTIG焊接头的焊缝区和热影响区硬度分布均匀，焊缝区的平均硬度为202.3，203.1HV，热影 响区的平均硬度为180.2，181.7HV。加入激光后，L-STIG，L-DTIG复合焊接头的硬度稍有提升，焊缝区的平 均硬度为207.1，208.3HV，热影响区平均硬度为186.5，186.8HV。分布于焊缝上部区域细小的针状α晶粒和 α孪晶导致该区域硬度明显增加，其最大硬度分别为224.3，229.5HV。

图12为4种焊接接头的拉伸性能。从图12可以看出，母材的抗拉强度和断后伸长率分别为436MPa和32.5%。 STIG，DTIG焊接头试样均断裂于焊缝区，抗拉强度分别为381，396MPa，约为母材的87.4%和90.8%；其断后 伸长率分别为19.0%，20.5%，约为母材的58.5%和63.1%。L-STIG，L-DTIG复合焊接头试样均在母材处断裂， 断裂处呈现明显的颈缩，其抗拉强度和断后伸长率与母材相当。由此可见，使用L-DTIG复合焊方法可获得力 学性能优良的TA2钛合金焊接接头。

2.3电弧等离子体形貌及电弧压力分析

使用高速摄像机对xOz和yOz平面的电弧等离子体信息进行采集。使用压力传感器对电弧等离子体底部中心位 置的电弧压力进行测量。对采集数据进行分析，研究激光-电弧复合热源低热输入、高焊接效率的本质特征 。

图13为4种焊接方式的Ar电弧等离子体的形貌。由图13可知，当有激光作用时，电弧等离子体发生明显的收 缩，中心导电通道面积减小。这是由于Ti原子的电离能(6.81eV)明显小于Ar原子(15.76eV)[14]，在焊接过 程中，Ti原子被优先电离，形成的Ti等离子体取代导电通道中部分Ar等离子体进行导电。定义电弧等离子体 中的关键参数，定量的分析激光对电弧等离子体的诱导、压缩作用。电弧根部在板材表面的形状类似于椭圆 形，电弧根部面积可以用式(6)表示。

式中：S为电弧根部面积；dt和dw分别为xOz和yOz平面电弧根部长度，如图14所示。

激光作用时，电弧中心导电区的收缩比和根部面积的收缩比例可以反映激光对电弧的诱导效果，可以表示为

式中：CT为电弧中心导电区的收缩比；T为电弧中心导电区的面积；CR为根部面积的收缩比例；S为电弧根部 面积；dt为xOz平面电弧根部长度；dw为yOz平面电弧根部长度；下角标括号中的STIG/DTIG为STIG焊或DTIG 焊方法；下角标括号中的L-STIG/L-DTIG为L-STIG复合焊或L-DTIG复合焊方法。

从表4可以看出，在xOz和yOz平面，L-STIG和L-DTIG复合焊电弧中心导电区均有收缩，且L-DTIG复合焊电弧 收缩更为明显。L-DTIG复合焊电弧在xOz和yOz平面的收缩比分别是L-STIG复合焊电弧的1.51和1.52倍。表4 中的电弧根部面积的收缩比例(CR)值越大，代表激光对电弧的诱导能力越强。L-DTIG复合焊电弧根部作用面 积收缩比例是L-STIG复合焊电弧的1.38倍。结果表明，激光对双电弧等离子体的诱导能力更强，电弧能量更 为集中，使焊接效率提高，热输入降低。

对4种焊接方式电弧根部中心位置的电弧压力进行测量，其结果如图15所示。

加入激光后，电弧压力显著提 高。L-DTIG复合焊电弧压力为3465Pa，是DTIG焊的4.17倍，是L-STIG复合焊的2.25倍。电弧压力是高速运动 的等离子体射流撞击阳极板材所产生的力。假设电弧等离子体射流撞击阳极板材后，运动速度变为0，根据 动能守恒定律，电弧根部中心处的电弧压力为[15]

式中：Parc为电弧压力；ρ为电弧等离子体密度；v为等离子运动速度。

由式(9)可知，电弧压力与电弧等离子体密度和等离子体流速成正相关。假设等离子体在无粘流、不可压缩 的条件下进行运动，等离子体的运动速度可表示为[14]

式中：v为等离子运动速度；μ0为自由空间磁导率；I和J分别为电弧中心的电流强度和电流密度；ρ为电弧 等离子体密度。

电弧等离子体的电流密度为[16]

式中：H为电弧等离子体电场强度；e为电子电荷；ne，λe分别为电子密度和电子平均自由程；k为玻尔兹曼 常数；me为电子质量；Te为电子温度。将式(10)~式(11)代入式(9)中，得到电弧压力的具体计算式，即

由式(12)可知，Parc与Te成弱相关，与I，H，ne的相关性较强。

当激光作用时，电弧等离子体明显收缩，导电通道直径减小，按照最小电压原理，电弧电压增加。由于钨极 高度保持一致，电弧电压增加导致电场强度(E)增强。电弧等离子体受到电场和洛伦兹力共同影响，使电子 获得大量能量，加剧了高能电子与Ar粒子的碰撞，促进了粒子的电离，电弧等离子体中电子密度(ne)明显增 加。所以L-STIG，L-DTIG复合焊电弧压力明显高于STIG和DTIG焊，且L-DTIG复合焊高于L-STIG复合焊，计算 结果与试验测得数据一致。这是由于与L-STIG复合焊相比，L-DTIG复合焊单个电极焊接电流(260A)较小，由 于电弧挺度与电极电流成正相关。在激光作用时，激光更容易克服电弧挺度，L-DTIG复合焊电弧等离子体的 收缩程度大于L-STIG复合焊，电场强度更大；且L-DTIG复合焊的总焊接电流(520A)大于L-STIG复合焊(400A) ，导致L-DTIG复合焊的电流强度更大；在两者共同作用下，使得L-DTIG复合焊电弧压力明显高于L-STIG复合 焊。电弧等离子体作用于板材，电弧压力的增大，更有利于在板材表面形成更大的熔深。即在获得相同熔深 的前提下，增大电弧压力，可提升焊接效率、降低焊接的热输入。

综上所述，由于STIG焊和DTIG焊的电弧放电面积大，电弧压力较小，能量密度较低，熔透6mm钛合金时需要 更大的热输入，使熔池冷却速度慢，高温停留时间长，导致焊缝及热影响区晶粒粗大，硬度相对较低，焊缝 的结合强度相对较弱。

激光作用时，L-DTIG复合焊的变化最为显著。在L-DTIG焊过程中，脉冲激光作用于熔池促进了熔池内液态金 属的相互扰动，破碎枝晶，同时激光的诱导放电效应使双电弧等离子体大幅收缩，电弧压力增大，能量密度 升高，焊接效率提高。较低的热输入使熔池冷却加快，晶粒来不及长大，形成细小的α晶粒，提高了焊接接 头的力学性能。

3、结论

(1)在6mm厚TA2钛合金焊接中，L-DTIG复合焊具有焊接速度快、热输入小、能量利用效率高等优势。L-DTIG 热输入仅为605.5J/mm，为DTIG焊的35.5%，为L-STIG复合焊的59.0%；能量利用效率分别是DTIG焊和L-STIG 复合焊的1.67倍和1.71倍。

(2)加入激光后，L-DTIG复合焊热输入显著降低，且脉冲激光搅拌熔池，细化了焊缝及热影响区的晶粒。从 焊缝区到母材硬度呈下降趋势，焊缝区硬度最高为229.5HV。拉伸试样断裂位置为母材，抗拉强度与母材相 当。

(3)激光作用时，电弧能量更加集中。L-DTIG复合焊电弧等离子体的中心导电区在xOz和yOz平面电弧分别收 缩51.0%和45.5%，电弧根部作用面积收缩75.0%。L-DTIG复合焊热源在工件上的电弧压力为3465Pa，分别是 DTIG焊和L-STIG复合焊的4.17和2.25倍。较高的电弧收缩比和电弧压力可显著提高焊接效率，降低焊接热输 入。

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第一作者：杨环宇，博士研究生；主要从事激光-多电弧复合热源物理机制及工艺研究；Email: yanghuanyuyhy@163.com.

通信作者：刘黎明，博士，教授，博士研究生导师；Email:liulm@dlut.edu.cn.

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