鈦及鈦合金以優(yōu)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(yōu)異的高溫力學性能、抗疲勞和抗蠕變性能，綜合性能優(yōu)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(zhàn)略金屬”[1]。

TA5（Ti-4Al-0.005B）合金是一種屈服強度≥560MPa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(yōu)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(yōu)異。與工業(yè)純鈦相比，TA5有更優(yōu)異的抗點腐蝕、抗空泡破損能力；因此，TA5以其優(yōu)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(huán)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（electronbeam，EB）焊與激光（laserbeam，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(yōu)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107W/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(fā)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(fā)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(xù)不斷將能量傳遞到小孔深處，以得到傳統(tǒng)弧焊無法達到的“匙孔”，從而持續(xù)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(wěn)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(yōu)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(yōu)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(fā)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(guī)格為300mm×150mm×10mm，其化學成分見表1。其力學性能Rm≥685MPa、Rp0.2≥585MPa、A≥12%。

1.2焊接過程

電子束焊接設備采用150kV、60kW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(guī)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(yōu)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3～4mm，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(huán)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，其焊縫正反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(qū)（WZ）為鋸齒狀α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(qū)分。由于TA5合金幾乎沒有β穩(wěn)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(qū)（HAZ）和近母材（BM）的HAZ均為鋸齒狀α+點狀β[6]。

圖6、7分別為電子束及激光焊焊接接頭柱狀晶區(qū)的焊縫區(qū)和熱影響區(qū)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(qū)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(qū)及熱影響區(qū)晶粒狀態(tài)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(yōu)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(qū)（HAZ）及焊縫區(qū)（WZ）及熔合線清晰，焊縫區(qū)域的晶粒取向清晰。

對比發(fā)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(qū)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(tài)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(qū)，整體構成典型的“束腰形”截面。

進一步觀察焊縫區(qū)上部橢圓形柱狀晶區(qū)，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(qū)和下表面的柱狀晶區(qū)。

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。

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685MPa，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×300mm，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(qū)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(qū)硬度變高。

對于激光焊，HAZ區(qū)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(qū)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(qū)硬度不宜明顯高于母材。由圖9可以看出，無論焊縫區(qū)還是熱影響區(qū)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(tài)熱循環(huán)，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(qū)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ri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(jié)點線性傳熱六面體單元。最小單元尺寸為0.5mm×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(huán)境，僅存在焊件表面輻射散熱。輻射系數ε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(wěn)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(huán)境溫度為25℃、環(huán)境輻射系數ε為0.85、對流換熱系數h為16J/（m2·s-1·℃-1）、焊接熱效率設置為0.8。同時模擬激光功率為11000W、焊接速度為1.1m/min。焊接穩(wěn)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(wěn)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(huán)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(qū)截面為“束腰”形貌，而電子束焊縫區(qū)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(tài)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(qū)柱狀晶區(qū)明顯，焊縫區(qū)主要為鋸齒狀α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(qū)硬度略有升高，激光焊HAZ區(qū)域略有降低。

參考文獻:

[1]王建忠，敖慶波，荊鵬，等．多孔鈦的制備及應用[J]．稀有金屬材料與工程，2022，51(5)：1907-1918．

[2]常輝，廖志謙，王向東．海洋工程鈦金屬材料[M]．北京：化學工業(yè)出版社，2016．

[3]李亞江．輕質材料焊接[M]．北京：化學工業(yè)出版社，2019．

[4]何書林，馮永琦，王永強，等．TA5鈦合金組織對鍛件性能的影響[J]．金屬學報，2002，38(z1)：204-205．

[5]劉守義，王有君，耿濤，等．鈦合金MIG焊接頭組織性能[J].大連交通大學學報，2018，39(3)：86-88．

[6]雷小偉，劉甲，余巍，等．TA5鈦合金萬瓦光纖激光焊接工藝研究[J]．稀有金屬材料與工程，2024，53(2)：417-423．

[7]黃先明，謝文龍，王瑞琴，等．海洋工程用TA5-A鈦合金中厚板材研究[J]．熱加工工藝，2017，46(5)：163-165．

[8]陳利陽，雷小偉，殷亞運，等．CuNi90/10合金電子束焊接工藝研究[J]．材料開發(fā)與應用，2023，38(4)：92-97．

[9]高奇，蔣鵬，耿永亮，等．Ti-6321大厚度鈦合金電子束焊接接頭組織及性能[J]．稀有金屬材料與工程，2020，49(3)：990-996．

[10]季齊寶，王文焱，張帥鋒，等．TA2工業(yè)純鈦激光焊接的數值模擬分析[J]．激光與光電子學進展，2022，59(17)：274-281．

[11]邢飛，孫海江，劉偉軍，等．氧含量對激光定向能量沉積Ti-6Al4V鈦合金組織和性能的影響[J]．熱加工工藝，2024，53(2)：88-93