引言

鈦合金具有高比強度、低密度和良好的耐腐蝕、耐高溫性能,在航空航天領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。自二十世紀五十年代美國首先將鈦合金應(yīng)用于飛機機身隔熱板、導(dǎo)風罩、機尾罩等構(gòu)件制造開始,鈦合金在飛機及航空器上的使用范圍及使用量不斷增大,并被擴展到機體結(jié)構(gòu)、緊固件、管路、發(fā)動機、起落架等越來越多的零部件制造中當今，在一些高性能軍用飛機上鈦合金已經(jīng)成為主要的制造材料。

據(jù)報道，美國F22猛禽戰(zhàn)斗機中鈦合金使用量已經(jīng)達到45%⑷。在民用航空領(lǐng)域，飛機制造巨頭美國波音公司和歐洲空中客車公司都在不斷擴大鈦合金在飛機中的使用量，從第三代民航客機到第五代民航客機，鈦合金的使用量從4%增加到10%⑷，使飛機的性能得到大幅度的提高％焊接是重要的材料連接方法。在航空結(jié)構(gòu)制造中，采用焊接技術(shù)代替?zhèn)鹘y(tǒng)機械連接、減少連接件使用數(shù)量，可以降低航空構(gòu)件自身重量,簡化飛機制造過程，對飛機輕量化、高性能化有著重要的意義。一般來說,鈦合金焊接性較好,焊接冷、熱裂紋問題并 不突出，但是鈦合金接頭易出現(xiàn)塑性下降、接頭脆化的現(xiàn)象，嚴重影響鈦合金接頭的使用性能。由于鈦與氧、氫、氮親和力大，易在高溫條件下形成脆性相，因此手工電弧焊、氣焊等焊接方法不適合于鈦合金的焊接。真空電子束焊可以通過真空室有效避免鈦與環(huán)境氣體反應(yīng)所帶來的脆化問題，焊接質(zhì)量高,且高能量密度的電子束可以實施深熔焊,焊接能力強,被認為是目前鈦合金最好的焊接方法。張宇鵬等人［5］采用單面真空電子束焊接完成了 120 mm厚度TC4板的對接焊接，張林杰等［6］人采用雙面電子束焊接方式實現(xiàn)了 140 mm厚度TC4鈦合金厚板的對接連接。但是真空室的使用限制了可電子束焊接構(gòu)件的最大尺寸，同時降低了生產(chǎn)效率及柔性加工能力，不利于實際工程中的廣泛應(yīng)用,為探索更靈活的焊接方法提出了使用需求。

激光焊接同屬高能束加工技術(shù),也具有熱源能量密度高的特點，可在開放的環(huán)境和真空的環(huán)境下實施深熔焊，已經(jīng)成為近年快速發(fā)展的高效焊接方法之一。例如,KATAYAMA等人［7］采用100 kW功率光纖激光在大氣條件下實現(xiàn)了最大70 mm厚度304不銹鋼的對接連接，顯示出強大的焊接能力。

在真空環(huán)境下，激光焊的熔深增加、焊縫深寬比增大、焊縫成形會有一定的改善。孟圣昊等人⑷對比了大氣和真空環(huán)境下TC4鈦合金激光焊接接頭成形特征，發(fā)現(xiàn)在大氣條件下10 kW激光功率熔深僅為10 mm,焊縫表面寬度10 mm,而在真空條件下7kW激光功率可以實現(xiàn)20 mm厚度TC4鈦合金板的深熔焊，焊縫表面寬度小于2 mm，氣壓的降低導(dǎo)致激光焊接能力大幅增強。唐新華等人⑼通過研究負壓條件下羽煙行為揭示了激光焊熔深與氣壓之間的關(guān)聯(lián)。

隨著激光技術(shù)的發(fā)展，高功率激光器逐漸普及,國內(nèi)很多單位已經(jīng)裝備了 10 kW以上的高功率激光器，為激光焊接在工業(yè)上的廣泛應(yīng)用奠定了裝備基礎(chǔ)。激光焊接大熔深、高焊速、低應(yīng)力、低變形，以及高度自動化生產(chǎn)特點，已經(jīng)吸引越來越多研究機構(gòu)和制造企業(yè)開展金屬構(gòu)件激光焊接方面的研究及應(yīng)用。本文針對航空領(lǐng)域中鈦合金激光焊接研究現(xiàn)狀進行文獻綜述，介紹激光類型和掃描方式對接頭質(zhì)量的影響、三種典型（α型、α+β型和β型）鈦合金激光焊接頭組織性能特點、焊后熱處理對鈦合金激光焊接頭組織性能調(diào)控方法，分析了當前鈦合金激光焊接所存在的問題以及解決方法，為激光焊接方法在工程中的應(yīng)用提供參考。

1、鈦合金激光焊接技術(shù)

常用于焊接的激光器類型有光纖激光、碟片激光、CO2激光和Nd：YAG激光。其中,光纖激光和碟片激光、CO2激光常采用連續(xù)激光模式開展焊接，而Nd：YAG激光采用脈沖激光進行焊接，如表1所示。

在針對鈦合金焊接研究文獻中，文獻［10-27 ］采用光纖激光，文獻［28 -30 ］采用碟片激光，文獻［31-36 ］采用CO?激光，文獻［37-30］采用Nd： Y<G激光。可以看到，目前大多數(shù)鈦合金焊接工作都采用光纖激光器、碟片激光器和ND： YAG激光器，而CO₂激光器使用較少。這與激光器商業(yè)產(chǎn)品的最大功率、價格以及使用條件密切相關(guān)。CO₂激光器由于設(shè)備成本以及使用成本高,且不能采用光纖傳輸，在激光焊接領(lǐng)域的使用范圍逐漸減少。同時,高功率光纖激光器的普及促進了光纖激光焊接的研究。而ND：YAG激光器由于具有脈沖能量輸出的特點,仍吸引了一部分的研究工作。

已經(jīng)公開的文獻表明，激光能量輸出模式對于焊縫成形、內(nèi)部缺陷以及接頭組織性能都會產(chǎn)生明顯的影響。BLACKBURN等人［48］研究了脈沖激光對TC4鈦合金焊縫成形以及內(nèi)部氣孔的影響。研究發(fā)現(xiàn)，激光能量周期性振蕩會影響焊接羽煙行為以及焊接小孔的流動行為，通過適當?shù)目刂泼}沖激光能量波形參數(shù)（頻率以及脈寬），可以抑制因小孔側(cè)壁塌陷而產(chǎn)生的氣孔，獲得高質(zhì)量的焊接接頭。

實驗結(jié)果顯示，采用方型波脈沖激光焊接TC4板時可以獲得相對于連續(xù)激光以及正弦波形脈沖激光更少的接頭氣孔率。GURSEL［38］發(fā)現(xiàn)在采用預(yù)開坡口填充焊絲的方式焊接TC4鈦合金板時，焊接裂紋易于出現(xiàn)在焊縫與母材之間、不同焊層之間，通過脈沖激光峰值功率的調(diào)整可以達到抑制裂紋的效果。

KUMAR等人［3,］對比了 0.8 mm厚度ND: YAG脈沖激光和光纖激光TC4薄板對接接頭的拉伸性能，發(fā)現(xiàn)脈沖激光可以獲得最高1 144 MPa抗拉強度，而連續(xù)激光僅能獲得826 MPa的抗拉強度。通過TC4鈦合金接頭組織分析發(fā)現(xiàn),脈沖激光可以獲得更細小的α相晶粒及更窄的α'馬氏體板條結(jié)構(gòu),這種細小組織特征有利于鈦合金接頭抗拉強度的提高。魏艷紅等人⑷］利用焊接接頭在脈沖激光作用下熔池尺寸發(fā)生周期性變化的現(xiàn)象，實現(xiàn)了存在間隙條件下TC4鈦合金薄板（1.2 mm厚度）的對接焊接,間隙寬度可達板厚的16%TZENG［50］的研究工作都表明，ND： YAG激光可以通過改變激光的峰值功率、頻率和脈寬，影響焊縫金屬的流動、焊接熱量的對流與傳導(dǎo)，進而改善接頭的成形質(zhì)量及缺陷情況、優(yōu)化接頭組織和性能。

近年來，振蕩掃描激光焊接被許多研究工作采用以提高接頭質(zhì)量。該焊接方法采用振鏡使激光的光路按一定規(guī)律進行位置振蕩，振蕩模式有多種，可以是平行于焊接方向的振蕩，也可以是垂直于焊接方向的振蕩，還可以圍繞一定半徑作旋轉(zhuǎn)振蕩，通過模式的改變，獲得不同的熔池行為控制，如圖1所示。王春明等人［51］采用“8”字圖形掃描方式開展了3 mm厚度TC31鈦合金板對接焊接，振蕩頻率在200 Hz?400 Hz、振蕩的 幅度在0.1 mm?0.5 mm范圍,有效地減少了焊接氣孔缺陷數(shù)量。單際國等人［26］通過對TC4鈦合金板振鏡掃描激光焊接過程光譜分析及高速攝影觀察發(fā)現(xiàn)，光束擺動提高了光束與熔池液面的接觸面積,金屬蒸發(fā)增強,驅(qū)動小孔張開的徑向力和軸向力增加，增強了小孔穩(wěn)定性,抑制了氣孔形成。雷正龍［52］等人采用50 Hz頻率、1 mm的振幅開展2 mm厚度TB8鈦合金板的焊接,通過促進焊接熔池的流動以增加晶體凝固形核率,促進等軸晶數(shù)量的增加，從而細化焊縫晶粒,提高焊縫的性能。

2、鈦合金激光焊接頭組織與性能

依據(jù)金相組織特征可將鈦合金分為α型、α+β型和β型鈦合金。圖2表示出一種α+β型鈦合金的雙相組織。鈦合金的焊接需要在良好的惰性氣氛保護（或真空）中進行，以避免接頭脆化、焊接裂紋的出現(xiàn)。與其它焊接方法相類似，表面成形及氣孔缺陷會影響到接頭質(zhì)量，通過焊接工藝條件的優(yōu)化可以獲得成形飽滿、氣孔缺陷達標的接頭。

焊接冶金方面,α型鈦合金常具有良好的焊接性、較高的接頭性能;α+β型鈦合金焊接性良好，但接頭性能（尤其塑性）會有一定程度的降低，可以通過焊后熱處理進行改善;而β型鈦合金表現(xiàn)出較差的焊接性，接頭性能明顯下降，需采用焊后熱處理進行組織調(diào)控和性能提升。

（1） α型鈦合金

劉宏等人［5；］研究了激光焊接（α型）純鈦板接頭組織和性能。研究發(fā)現(xiàn)，接頭焊縫區(qū)和熱影響區(qū)都由β相組成。由于焊接熱循環(huán)的影響，導(dǎo)致焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的β相晶粒呈現(xiàn)不規(guī)則形貌,有別于基體規(guī)則的等軸晶形貌。此外，焊縫區(qū)β相晶粒粗大，熱影響區(qū)β相晶粒尺寸略小，但也大于母材晶粒尺寸。接頭硬度實驗顯示，焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的硬度都高于母材區(qū)硬度，表現(xiàn)出較好的接頭力學(xué)性能。

MAAWAD等人網(wǎng)研究了激光焊接方向與（α型）Grade 1鈦合金板內(nèi)部織構(gòu)間的夾角對接頭組織和性能的影響。研究表明，板材的織構(gòu)方向?qū)宇^拉伸強度有明顯影響：當焊接方向與軋制方向垂直或平行時，拉伸強度較高，分別為290 MPa和286MPa,而呈45。時,拉伸強度較低，為277 MPa。拉伸實驗中，三個焊接方向接頭樣品都斷裂于母材。組織分析發(fā)現(xiàn),當焊接方向平行于板材軋制方向時，可以獲得較其它方向更細小的熱影響區(qū)組織。殘余應(yīng)力分析表明,焊接方向與織構(gòu)間的夾角對接頭內(nèi)部應(yīng)力分布沒有明顯的影響。

CARVALHO等人［14］對比了激光焊與TIG焊獲得的（α型）純鈦管接頭組織和性能,發(fā)現(xiàn)激光焊焊縫和熱影響區(qū)中$單相組織更加細小。疲勞實驗顯示,激光焊接頭獲得了與母材近似的疲勞性能，而TIG焊接頭顯示出明顯低于母材的疲勞性能。硬度實驗顯示，兩種焊接方法獲得的焊縫區(qū)硬度近似(170 HV-180 HV),都高于母材區(qū)硬度"150 HV),因此在拉伸實驗中兩種焊接方法所獲得接頭抗拉強度都達到了 460 MPa,略高于母材的抗拉強度(420MPa)。

(2) β型鈦合金

CHAMANFAR等人［30］研究了激光焊接(β型)Ti1023鈦合金接頭組織和性能。研究表明,Ti1023鈦合金接頭母材區(qū)組織為％相+圓形/板條狀的β相。焊縫區(qū)為粗大柱狀的%相，沒有觀察到β相。熱影響區(qū)組織與母材類似,表現(xiàn)為%母相內(nèi)分布有圓形和板條狀的β相,但是在焊接熱輸入作用下，部分β相會回溶到β母相中，導(dǎo)致β相的比例和尺寸減小。然而，即使在靠近熔合線附近的區(qū)域，依舊保持一定數(shù)量的β相,雖然這里在焊接熱循環(huán)中最高溫度已經(jīng)超過了 β'β相的轉(zhuǎn)變溫度，但是激光焊接快速冷卻過程抑制了 α'β相的完全轉(zhuǎn)變，使部分β相得以保存。硬度實驗結(jié)果顯示,\1023鈦合金接頭焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的硬度(290 HV - 320HV)要遠低于母材硬度(360 HV -380 HV)，顯示出明顯的接頭軟化。拉伸實驗結(jié)果也顯示，接頭的抗拉強度僅為945 MPa,低于母材1 128 MPa,同時延伸率也僅為2.1%，母材為8.7 %。PASANG等人［33］對比分析了激光焊、電子束焊和TIG焊(β型)T5553鈦合金，結(jié)果發(fā)現(xiàn)三種焊接方法所獲得的接頭組織類似，焊縫區(qū)內(nèi)存在單一的柱狀%相，熱影響區(qū)為等軸狀的%相組織，且在焊接熱循環(huán)作用下發(fā)生明顯的晶粒長大。組織觀察顯示,母材的％相晶粒尺寸小于100 mm,而激光焊和電子束焊接頭熱影響區(qū)%相晶粒尺寸達到200 mm,TIG焊晶粒尺寸達到600 mm %硬度結(jié)果顯示，三種焊接方法獲得的接頭硬度值近似,焊縫的平均硬度在300 HV左右，都低于母材380 HV。拉伸結(jié)果顯示,激光焊和電子束焊接接頭強度近似，約為750MPa,低于母材的拉伸性能1 053 MPa；而TIG焊接頭的拉伸強度僅有591 MPa。

WEISS等人［55］對β型鈦合金激光焊接接頭研究發(fā)現(xiàn)，(β型)21S鈦合金因含有較高的Mo和Nb元素，使得熔池液體對氫的溶解度大幅度降低，進而易于產(chǎn)生氣孔缺陷，導(dǎo)致接頭力學(xué)性能的降低。該工作還發(fā)現(xiàn)，焊縫和母材熔合線附近區(qū)域是氣孔缺陷出現(xiàn)較多的區(qū)域。

(3)α+β型鈦合金

對于α+β型鈦合金，其激光焊接接頭焊縫組織一般由粗大β柱狀晶和針狀馬氏體α'組成，體現(xiàn)出激光焊快速冷卻的特征(如圖3所示)。熱影響區(qū)靠近熔合線附近由等軸初生β相、針狀α'相和殘余％相組成，如圖4所示，靠近母材的區(qū)域由初生等軸β相、殘余%相和少量次生針狀β相組成，如圖 5 所示。

KUMAR等人［15］研究了激光焊接(α+β型)TC4鈦合金焊縫組織特征，發(fā)現(xiàn)焊接冷卻速度對接頭組織有明顯的影響。當冷卻速度超過410 k/s時，焊縫區(qū)會形成完全α'相組織；當冷卻速度在410 k/s ~ 20 k/s時，焊縫組織由大量α、少量'和殘余β相組成；當冷卻速度小于20 k/s時,焊縫組織由β相魏氏體、少量的初生β相和β相組成。因此，通過調(diào)整焊接速度、影響接頭冷卻速度可以對接頭組織進行調(diào)控。硬度實驗顯示，焊接速度從0.5m/min升高到0.8 m/min,可以將焊縫硬度從325 HV提高到475 HV,高于母材（250 HV）,同時，拉伸強度和延伸率從660 MPa和6.68%升高到950MPa和9.75%，達到母材的強度（950 MPa），略低于母材的延伸率（14.5%）。

AKMAN等人［42］研究了 ND： YAG激光功率對TC4鈦合金接頭組織的影響，發(fā)現(xiàn)當脈沖激光的平均功率從474 W增加到555 W時，熱影響區(qū)的晶粒尺寸由162 mm增加到350 mm，拉伸強度由500 MPa 降低到 150 MPa。

CHAMANFAR等人［46］研究了激光焊接Ti6242鈦合金組織與力學(xué)性能。研究發(fā)現(xiàn),焊縫區(qū)硬度約435 HV，熱影響區(qū)的硬度在330 HV-390 HV區(qū)間，均高于母材硬度329 HV。接頭的拉伸強度977MPa，略低于母材的強度"1 018 MPa~1 120 MPa）。研究認為，接頭內(nèi)部的氣孔缺陷是造成拉伸強度降低的主要原因，而非材料組織原因。

MASHININI等人［35］研究了激光焊接熱輸入對于TC4鈦合金接頭疲勞性能的影響。研究發(fā)現(xiàn),低的熱輸入有利于接頭疲勞性能的提高。研究發(fā)現(xiàn),當熱輸入量從225 J/mm降低到25 J/mm,焊縫區(qū)的硬度從370 HV升高到410 HV,焊縫區(qū)寬度由3.0 mm降低到1.0 mm,有利于疲勞強度的提高。在40 J/mm ~57 J/mm熱輸入條件下，105循環(huán)次數(shù)疲勞強度可達400 MPa，而在168 J/mm~ 228 J/mm熱輸入條件下,疲勞強度低于300 MPa。

3、鈦合金激光焊接接頭焊后熱處理

焊后熱處理通過固態(tài)相變的方法實現(xiàn)對焊接接頭組織和性能的優(yōu)化。α型鈦合金激光焊接頭性能較好，因此一般不用進行焊后熱處理;而β型鈦合金激光焊接頭性能較母材有大幅度的降低，往往需要通過熱處理進行改善;對于（α+β）型鈦合金，可以通過焊后熱處理調(diào)整兩相形態(tài)、數(shù)量，改善焊接接頭的力學(xué)性能，但是有部分兩相鈦合金焊接接頭力學(xué)性能良好,也可以不進行熱處理,焊后直接使用。

張林杰等人［19］等人采用（830°C/1 h）固溶+（550T/7 h）時效熱處理方式將β型鈦合金T1-55531的拉伸強度由母材強度的47.8%提高到母材強度的92.4% ,硬度試驗顯示焊縫區(qū)的硬度由309HV提升到371 HV,同時母材硬度由395 HV升高到409 HV。材料組織分析發(fā)現(xiàn),Ti-55531鈦合金母材區(qū)β相母相上分布有細小等軸β相，焊接導(dǎo)致焊縫區(qū)中β相完全轉(zhuǎn)變?yōu)?相,并在室溫下保持單相%相組織，而熱影響區(qū)中β相含量變少，導(dǎo)致焊縫和熱影響區(qū)性能大幅下降。通過固溶+時效處理，在焊縫區(qū)生成針狀α'相，并產(chǎn)生大量的位錯結(jié)構(gòu)，促使接頭力學(xué)性能大幅度提高。

雷正龍等人［22］研究了時效處理對β型TB8鈦合金激光焊接接頭組織和性能的影響。研究表明，低溫時效處理接頭焊縫區(qū)由α'和β相組成，而高溫時效處理接頭焊縫區(qū)由 α 相和 β 相組成。 低溫時效處理過程中，Al、Mo和Nb元素的偏聚會導(dǎo)致焊縫區(qū)塑性降低，而高溫時效處理可以促使'相轉(zhuǎn)變β相，導(dǎo)致接頭拉伸性能大幅度提高。研究結(jié)果表明，通過（550C/1h）時效熱處理可以將拉伸強度由868 MPa 提高到 1301 MPa。

吳凱等人［56］研究了（ α+β）型BTi-6431S鈦合金三種熱處理工藝（600C/2 h、650C/2 h、700C/2h,FC）,研究發(fā)現(xiàn)：隨著熱處理溫度升高，接頭組織中初生β相含量減少，細小針狀的$'馬氏體顯著增多。這種針狀馬氏體組織的存在使得接頭的室溫與高溫抗拉強度和屈服強度隨熱處理溫度升高而升高,而延伸率呈先升高后降低的變化趨勢。

周松等人［57］研究了熱處理對TC4鈦合金激光雙束焊接接頭疲勞性能的影響。研究發(fā)現(xiàn)，采用700C/2 h AC +550C/2 h AC雙重退火熱處理，可將試件疲勞壽命提高到未熱處理試件的1- 89倍。熱處理后接頭網(wǎng)籃組織中析出針狀α馬氏體，導(dǎo)致接頭抗裂紋萌生和擴展的抗力提高，促進疲勞壽命增加。

4、結(jié)論

1) 光纖激光、碟片激光、C02激光、ND： YAG激光都被成功應(yīng)用于鈦合金激光焊接中，不同的激光模式(連續(xù)或脈沖)及激光掃描振蕩模式都會對焊接熔池行為產(chǎn)生影響，導(dǎo)致焊縫成形及缺陷情況的變化,最終體現(xiàn)在接頭性能受到激光特征的影響。

2) α型鈦合金具有良好的焊接性以及較高的接頭性能;α+β型鈦合金具有較好的焊接性，但是其接頭性能會有一定的降低，尤其是接頭韌性；而β型鈦合金表現(xiàn)出較差的焊接性，接頭的性能會有明顯下降。

3) 激光焊接工藝(焊接功率及速度)對于單相α型和單相β鈦合金接頭組織影響主要體現(xiàn)在微觀結(jié)構(gòu)尺寸上，而對α+β型鈦合金接頭組織的影響復(fù)雜,焊接工藝改變會導(dǎo)致焊縫區(qū)及熱影響區(qū)中α馬氏體相、β相和%相的相變行為發(fā)生變化,影響各相形貌、大小及數(shù)量,改變接頭的力學(xué)性能。

4) α型鈦合金激光焊接接頭性能較好,一般不用進行焊后熱處理; β型鈦合金激光焊接頭性能會較母材有明顯的降低，需通過熱處理進行改善；(β+α)型鈦合金可以通過焊后熱處理調(diào)整兩相形態(tài)、數(shù)量，改善接頭力學(xué)性能,但有部分(α+β)鈦合金接頭力學(xué)性能良好，可直接使用。

參考文獻：

[1 )董瑞峰，李金山，唐斌，等.航空緊固件用鈦合金材料發(fā)展現(xiàn)狀[J] .航空制造技術(shù)，2018, 61 (4 )： 86-91.

[2 ]劉世鋒，宋璽，薛彤，等.鈦合金及鈦基復(fù)合材料在航空航天的應(yīng)用和發(fā)展[J].航空材料學(xué)報，2020,40(3) : 77-94.

[3 ]李川，魏永勝，張文才.TC4鈦合金蒙皮骨架結(jié)構(gòu)焊接技術(shù)研究[J].航空精密制造技術(shù)，2020, 56(3):35-99.

[4 ] FR0ES F H, WHITTAKER M.Titanium and its alloys [J ].Encyclopedia of Materials: Metals and Aloys,2022, 1： 287-293.

[5 ] ZENG C Y, ZHANG Y P, HU J L, es al.The rolo of microstructure on corrosion fatigue behavior of thick- plate ,Ti—Al—V joins via vacuum electron beam welS-ing[J] , Vacuum, 2020, 182： 109714.

[6 ] LONG J, ZHANG L J, ZHANG L L, ei aS Analysio of heteroyeneity of fatigue propertiet of double-sided elec- tron beam welded 140-mm thick TC4 titanium alloy joints [ J ].International Oournal of Fatiaue, 2021, 142 :105942.

[7 ] KATAYAMA S, MITUTANI M, KAWAHITO Y, ei al.Fundamenial research of 100 kW fibeo laseo welding technoloey [ C ] // Lasers in Manufactuoing Conference.Munich: German Scientific Laser Society, 2015.

[8 ]孟圣昊，司昌健，任逸群，等.中厚板TC4鈦合金真空環(huán)境激光焊接特性[J].焊接學(xué)報，2021, 42 (8 )：40-47； 74.

[9 ] LUO Y, TANG X H, LU F G, ei al.Effeci of subai-mospheric pressure on plasma plume in fibeo laser weld- ing [J ].Journal of Materials Processing Technoloyc,2015, 215： 219-224.

[10]CHENG H, ZHOUL, LI Q, et al.Effect d welding pa- rameters on spatteo formation in full-penetration laseo welding of titanium alloys [ J ].Journal of Materials Re-search and Technoloyc,2021, 15 ：5516-5525.

[11] LIT H, NAKATA K, ZHANG J X, ei c U Microstruc-tural evvlution of fusion zone in laser beam weUs of puro titanium [ J ].Materials Characterization, 2012, 65 :1-7.

[12]許飛，鞏水利，陳俐，等.鈦合金光纖激光焊接接頭特征分析[J].航空制造技術(shù)，2013, 16： 90-92； 96.

[13]李坤，王威，單際國，等.TC4鈦合金光纖激光擺動焊抑制小孔型氣孔的原因分析[J].焊接學(xué)報，2016, 37(11)： 43-46,131.

[14]CARVALHO S M, BAPTISTA CARP, Lima MS F.Faeiguein oaeeoweoded eieanium eubeeineended aooueein aiocoaaepneumaeiceseeeme[ J] .TneeonaeionaoJouonaooaFaeigue, 2016, 90： 47-56.

[15]KUMAR C, DAS M, PAUL C P.Characteristics of Obeo oaeeoweodmeneeoaewophaeee( $+%) eieanium aoos [J ].Journal of Manufacturing Processes, 2018 , 35 :351-359.

[16]ZHAN X H, PENG Q Y, WEI Y H, et aS Experimen-eaoand eimuoaeion eeudson ehemicooeeouceuoeoaTA15 eieanium aoosoaeeobeam weoded ooinee[ J] .Opeiceand LaeeoTechnooogs, 2017, 94： 279-289.

[17]FROEND M, FOMIT F, RITKEHR S, et aS Fiaeo oaeeoweodingoadieimioaoeieanium ( Ti-6Ao-4V/cp-Ti)T-ooineeand  eheiooaeeoaoomingpooceeaooaiocoaaeappoi-cation [ J] .Optics and Laser Technology, 2017 , 96 :123-131.

[18]MAA WAD E, GAN W, HOFMANN M, et al.Influence of crystallographic texture on the microstructure, tensile propertiee and residual stress state of laser-welded htani-um joints [ J].Materials and Design, 2016, 101 ： 137-145.

[19]LONG J, ZHANG L J, NING J, et al.Effects of pot- weld heat treatment on microstructures and properties of laser welled joints of new high-strength Ti-55531 alloy [J ].Journal of Manufactueiny Processes, 2021 , 64 :132911335.

[20]CASAVOLA C, PAPPALETTERE C, PLUVINAGE G.Fatioue resistance of titanium lasee and hybrid welded joints[ J].Materials and Desi-n, 2011, 32 ：3127-3135.

[21 ] LEI Z L, CHEN Y, MA S C, et al.Influencc of aging heat on microstructure and tensile properties of lasee oscillating welded TB8 titanium Hoy joints [ J ].Materials Sciencc and Engineering, 2020, 797A:140083.

[22 ]LEI Z L, CHEN Y, ZHOU H, et c U Melt low and grain refining in laser oscillating welding of 0-21S titani-um aUoy[ J ].Optics & Laser Technoaoy, 2022, 145 : 107496.

[23 ] LIN H, SHUI J, CAI T, et aO Microsmucmral evolution and hardness response in the laser beam welOed joints of pure titanium during recrystaUization and grain growth[J].Materiala Characterization, 2018 , 145 : 87-95.

[24] LIN H, NAKATA K, ZHANG J X, et aO Microstruc- tural evolution of fusion zone in laser beam welOs of pure titanium [ J ].Materials Characterization, 2012, 65 :1-7.

[25] 許飛，鞏水利，陳俐，等.鈦合金光纖激光焊接接頭特征分析[J].航空制造技術(shù)，2013, 16: 90-92,96.

[26]李坤，王威，單際國，等.TC4鈦合金光纖激光擺動焊抑制小孔型氣孔的原因分析[J].焊接學(xué)報，2016, 37(11) : 43-46,131.

[27] 虞鴻江，范如意，黃堅，等.TC11高強鈦合金激光焊接接頭的顯微組織與力學(xué)性能[J].中國有色金屬學(xué)報，2015, 25(1) : 1-9.

[28]CAINZZO F, CARDAROPOLI F, ALFINRI V, et cO Disk-laser welding of Ti-6A1WV titanium alloy plates in T-joint confiauration [ J ].Procedia Engineering, 2017 ,183: 219-226.

[29]PANWISAWAS C, PERU'AL B, WARD R ', et aO Keyhole formation and thermal OuiC low-induced porosity during laser fusion welding in titanium aUoys: Experi-mental and modXling[ J ].Acta Materialia, 2017, 126 :251-263.

[30] CHA'ANFAR A, HUANG M F, PASANG T, et aS Microstructure and mechanical properties of laser welOed Ti-10V-2Fe-3Al (Ti1023) titanium Hloy[ J].Journal oSMaterials Reserach and Technology, 2020, 9 ( 4 ):7721-7731.

[31 ] LI RF, LZG, ZHUY Y, et al.Acomparativo study of laser beam welding and laser-MIG hybrid welding of Ti-Aa-Ze-Fetitanium aaos[ J] .MateeiaaeScienceand Engineeeing, 2011, 528A: 1138-11432.

[32]QI Y L, DENG J, HONG Q, et aO Electron beam weading, aaeeebeam weadingand gaetungeten aecwead-ing of titanium sheet [ J ].Materials Sciencc and Engi-neeeing, 2000, 280A: 177-181.

[33]PASANG T, AMAYA J M S, TAO Y, et aO Compari- son of Ti-9Al-9V-5Mo-9Cr weOs performed by laser beam, eaecton beam and gaetungeten acweading[ J] .PocediaEngineeing, 2013, 63: 397-404.

[34] WANG K H, LIN G, ZHAO J, et aO Formabilita and microstructure evolution for hot gas forming of laser-wel- ded TA15 titanium aaoytubee[ J] .Mateeiaaeand De-eign, 2016, 91:269-277.

[35] MASHININI P M, HATTINGH D G.Infuencc of Her heat input on weld zone width and fatiaue performance of Ti-6Aa-4Veheet[ J] .MateeiaaeScienceand Engineee-ing, 2020, 262B: 114699.

[36]ARAVIND A P, KURMI J S, SWAMY P M, et aO Op-timiaation ooweading paeameteee in aaeeeweading oo Ti6Aa4VueingVNKORoptimiaation method[ J] (Mateei-aaeToday: Peoceedinge, 2021 , 45: 592-596.

[37] JUNAID M, BAIG M N, SHAMIR M, et aO A compar-atioeetudyoopuSeed Saeeeand puSeed TNGwedingooTi-5Aa-2.5Sn titanium aaoyetheet[ J] .JouenaaooMateei-aaePeoceeeingTechnoaogy, 2017, 242:24-38.

[38 ] GURSEL A.Crack risk in Nd: YAG laser welding of Ti-6A1-V Hloy[ J].Materials Letters, 2017, 197： 233-235.

[39]KUMAR B, BAG S, PAUL C P.InOuencc of the mode o aaeeeweadingpaeameteeeon miceoeteuctueaamoephoao-gyin thin eheetTi6Aa4V aaoy[ J] .Opticeand Laeee Technoaogy, 2020, 131 : 106456.

[40]LI Z X, ROSTAM K, PANJEHPOURA, et aO Experi-mentaaand numeeicaaetudy ootempeeatuee oiead and moaten pooadimeneione in dieeimiaaethicknee aaeee welding of T16A14V alloy] J].Journal of Manufacturing Processes, 2020, 49：436>46.

[41] WITS W W, BECKER J ' J.Laser beam welding of ti-tanium additive manufactured parts [ J ].Procedia CIRP,2015, 28： 70-75.

[42] AKMAN E, DEMIR A, CANEL T, ei al.Laser welding of T16A10V titanium allys[ J].Journal of Material.Pro- cessing Technology, 2009, 209 : 3705-3713.

[43]ASCARI A, FORTUNATO A, GUERRINI G, et al.LongpuoeeoaeermieroweodingoaeommereiaospurePi3 Panium Phin eheee[ J] .ProeediaEngineering, 2017,184： 2743283.

[44]SARRE B, FLOURIOT S, GEANDITR G, et al.Me- chanical behavior and fracturo mechanisms of titanium alloy welded joints made by pulsed laser beam welding [J ].90X0/0 Structural Integrity, 2016, 2 : 3569-3576.

[45] PALANITEL R, DITAHARAN I, LAUBSCHER R F.Microstructure evelution and mechanical characterization of Nb：YAG laser beam welded titanium tubes [ J ].Ma-terials Characterization, 2017, 134 : 225-335.

[46]CHA'ANFAR A, PASANG T, VENTURA A, et al.Mechanical Properties and microstructure of laser welled Ti-6Al-2Sn>Zr-2Mo(Ti6242) titanium Hoy[ J].Mate- oials Sciencc and Engineering, 2016, 663A ： 213-224.

[47]GAO X L, ZHANG L J, LIU J, et a-.A comparative study of pulsed Nd ： YAG laseo welding and TIG welding of thin T16A14V titanium alloy plate [ J ].Materials Sci-enceand Engineeaing, 2013, 559A： 14-21.

[48] BLACKBURN J E, ALLEN C M, HILTON P A, et a.Modulated Nd: YAG laseo welding ol Ti—Al—V [ J ].Sciencc and Technology of Welding and Joining, 2010,15(5)： 433-439.

[49]CHEN J C, OUYANG Z P, DUX W, et a.We.pool dynamics and joining mechanism in pulse wave laseo beam welding of Ti-6A1—V titanium alloy sheets assem-bled in butt joint with an air gap [ J ].Optics & Laseo Technoaogy, 2022, 146： 107558.

[50] TZENG Y F.Process characterisation o' pulsed Nd:YAG laseo seam welding [ J ] .International Journad of Advenced Manufacturing Technlogy, 2000, 16 : 10-18.

[51 ] WANG Z, SUN L, KE W, et al.Laser oscillating weld- ing of TC31 high-temperaturo titanium Hoy [ J ].Met-aae.2020,10(9)：1185.

[52] LEI Z L, CHENY, ZHOUH,etad Melt flow and grain refining in laser oscillating welding of 0-21S titanium aS-loy [ J ].Optics & Laser Technology, 2022 , 145 :107496.

[53]LIU H, SHUI J, CAI T, et ad Micnrtructural evolution and hardness response in tUe laser beam welded joints of puro titanium during recrystallization and grain growth [J].Materials Characterization, 2018 , 145 : 87-95.

[54]MAAWAD E, GAN W, HOFMANN M, et ad Influent of crystallographic texture on the microstructure, tensilo properties and residual stress state of laser-welded titani-um oointe[ J] .Mateaiaoeand Deeign, 2016, 101 : 137-145.

[55] WEISS L, ZOLLIIGER J, SALLAMAND P, et ad Mc-chanicaapaopeatieeand micaoetauctuaaaetudyolhomoge-neous and heterogeneous laser welds in $, %, and α+βtitanium aaoye[ J] .Wead Woad, 2019, 63: 53-62.

[56]吳凱，姚為，范小龍，等.熱處理對BT1-6431S合金激光焊接頭組織與性能的影響[J].材料熱處理學(xué)報，2015, 36(6) : 99-103.

[57]回麗，陸家琛，周松，等.熱處理對TC4鈦合金激光雙束焊接接頭疲勞性能的影響[J/OL].吉林大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版),(2021.10.18) [2021.11.15 ].https：//doi.org/10.13229/j.cnki.jdxbyxb20210589.

作者簡介

聶璞林 男，博士，助理研究員。主要研究方向：激光焊接、激光增材制造。

E-mai: npldxy@ sjtu.edu.cn 李鑄國 男，博士，教授。

主要研究方向：激光焊接、激光增材制造。E-mal: lizg@ sjtu.edu.cn

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