TA5钛合金板激光与电子束焊接组织及性能对比研究

钛及钛合金以优异的抗海水腐蚀能力（低速海水腐蚀速率≤7.6×10-7mm/a），以及较高的比强度和比刚度，被广泛应用于船舶及海洋工程，被誉为“海洋金属”。同时，钛及钛合金具有优异的高温力学性能、抗疲劳和抗蠕变性能，综合性能优良，也被广泛用于航空航天、化工等领域，也被誉为“21世纪金属”“战略金属”[1]。

TA5（Ti-4Al-0.005B）合金是一种屈服强度≥560MPa的中等强度的α型钛合金，其主要合金成分为4wt%Al和0.005wt%B。与高强的双相TC4（Ti-6Al4V）合金相比，TA5塑性、冲击韧性方面性能优良，同时根据两种合金的Mo当量及Al当量，TA5的焊接性更加优异。与工业纯钛相比，TA5有更优异的抗点腐蚀、抗空泡破损能力；因此，TA5以其优良的塑韧性、焊接性、耐蚀性[2-6]等性能和较高的强度，已被广泛应用于海水、港口、海洋平台等海洋环境[2，7]。

激光焊接技术和电子束焊接技术均属于高能束焊接技术，对钛合金均有良好的工艺适应性。图1为常见焊接方法熔池范围对比，可看出，电子束和激光焊接技术是现有焊接技术中能量密度最高的焊接方法[8]。 

电子束（electronbeam，EB）焊与激光（laserbeam，LB）焊在进行中等厚度以上焊接时均为“匙孔”焊，其基本原理如图2所示，均通过典型的焊接“匙孔”取得质量优良的焊接接头。

电子束焊接是在加速电压20～150kV下，将电子加速到光速的0.3～0.7倍，然后经过强聚焦后使能量聚集，轰击被焊工件来实现焊接，如图3所示。

电子束的功率密度高达107W/cm²，当待焊接工件被加速后的电子束轰击时，瞬间产生极高的温度，足以使焊缝金属局部熔化和甚至汽化；同时，能量集中和局部高温使被加热的金属蒸发形成蒸汽空腔（匙孔），从而实现深熔“匙孔”焊接[6]。大功率激光焊接为“匙孔焊”时，极高的激光密度使得被焊部位发生汽化，形成致密的等离子体及金属蒸汽；并通过壁聚焦效应持续不断将能量传递到小孔深处，以得到传统弧焊无法达到的“匙孔”，从而持续焊接。

虽然电子束焊和激光焊均属于高能束焊接，但在能量密度、穿孔机理、小孔稳定性、焊接缺陷形成机理等方面均有所不同。对于钛合金，想要获得高质量的大深宽比焊缝，无论采用电子束焊还是激光焊，均优先采用“匙孔”焊接模式。但电子束在真空下焊接，其工件导热条件、熔池表面张力、气孔（空穴）等相比激光焊接均各有不同。

现有研究主要集中在单一焊接方法的性能优化，缺乏对这两种焊接技术在钛合金焊接中的直接对比。本文将对激光焊接与电子束焊接性能进行对比研究，通过深入分析两者在焊接过程中所表现的各项性能，为钛合金加工制造提供更加科学的焊接方法，推动该领域技术的进一步发展。

1、试验材料及方法

1.1试验材料

选用满足GB/T3621—2007的10mm厚TA5板材，试板规格为300mm×150mm×10mm，其化学成分见表1。其力学性能Rm≥685MPa、Rp0.2≥585MPa、A≥12%。

1.2焊接过程

电子束焊接设备采用150kV、60kW高压定枪电子束焊机。焊接时采用150kV电压、40mA束流，焊接速度1500mm/min。激光焊接采用20kW光纤激光器，焊接时使用11kW功率，焊接速度为1100mm/min。

1.3力学性能和无损检测

在型号为MTSE45.305-A的300kN材料试验机上进行拉伸试验，在型号为BHT5106的弯曲试验机上进行弯曲测试，试验过程符合GB/T228及CB/T4363规定。对焊后试板按照NB/T47013.2及NB/T47013.5进行射线检测和渗透检测。

2、试验结果与分析

2.1焊缝表面和截面形貌

两种焊接方法焊后均得到成型优良的焊接试板，焊缝外观如图4所示。可看出，两种焊接方法焊缝正面宽度均为3.5～4.5mm。由于电子束焊和激光焊均没有填充金属，焊道两侧熔合线附近有轻微下凹（并非弧焊中的咬边）。焊缝背面比正面略窄，宽度3～4mm，均为典型“大深宽比”的单面焊双面成型形貌。同时，由于焊接过程温度梯度大，焊缝冷却快，形成了鱼鳞纹。电子束焊是在真空环境焊接，且其焊缝背面由于没有类似激光焊接的背部气体保护，没有任何气体压力，其背部成型光滑度相比激光较差。同时，由于电子束焊接速度大于激光焊接速度，其焊缝正反面两侧相比激光有轻微局部咬边。对两试板按照NB/T47013.2及NB/T47013.5进行射线检测和渗透检测，射线检测满足Ⅱ级，渗透检测满足Ⅰ级要求。

2.2组织分析

图5显示了电子束焊及激光焊接接头微观金相。焊缝区（WZ）为锯齿状α并弥散点状β，锯齿状α中混杂少量非平衡六方晶格马氏体α'，马氏体常见截止在原始β晶界，大多时候α'与针状α有时难以区分。由于TA5合金几乎没有β稳定化元素，因此马氏体α'特征及形貌表现并不明显；而近焊缝的热影响区（HAZ）和近母材（BM）的HAZ均为锯齿状α+点状β[6]。

图6、7分别为电子束及激光焊焊接接头柱状晶区的焊缝区和热影响区的EBSD图像（彩图见电子版，下同）。可以看出，两种焊接方法，凝固时原始β柱状晶界清晰，而在柱状晶内部为十字交错的α+α'混合组织。由热影响区EBSD可以看出，焊缝侧晶粒尺寸较大，呈锯齿状，而母材侧晶粒更加细小，更趋于等轴晶特征。两种焊接方法焊缝区及热影响区晶粒状态差异不大，均为典型的高能束焊接形貌。

由于高能束焊能量密度极高，对金属是一种快速加热、冷却、凝固和结晶过程，会形成近似平行的大深宽比焊缝。对于被焊接材料，被熔化金属体积越小，焊接应力和焊接变形则越小。因此，从使用角度分析，高能束焊接质量往往优于需要开大角度坡口的弧焊。对焊接后的试板进行宏观金相观测，如图8所比的高能束焊缝形貌，深宽比均≥2∶1，两种接头的母材（BM）、热影响区（HAZ）及焊缝区（WZ）及熔合线清晰，焊缝区域的晶粒取向清晰。

对比发现，电子束焊缝截面为几乎平行的小角度“倒梯形”截面，而激光焊接截面为典型的“束腰形”截面，造成这种结果原因在于焊接接头各区域的热量分布和温度梯度。首先电子束焊接能量密度大于激光焊，同时焊接速度也大于激光焊接，在焊接前进方向的温度梯度会大于激光焊接，易形成几乎近似平行的极窄焊缝截面。如果进一步增加焊接板厚及电子束功率，将形成完全平行的焊缝截面，这在很多研究中已经得到印证[9]。进一步观察电子束焊缝晶粒取向，几乎无指向焊缝中心的柱状晶。由于焊缝中心温度梯度最大，在焊缝上1/3处晶粒取向趋向于中心偏向焊缝表面，符合电子束焊缝特征。

大功率激光焊亦为“匙孔焊”，能较好地保证焊接质量。这是因为，钛合金焊接时，由于溶解在液态金属中的H原子在凝固时溶解度急剧降低，凝固的熔池不能溶解更多的H原子，将会以氢气分子形式析出，形成氢气孔。“匙孔焊”能够极大增加气孔逸出的边界条件，降低气孔率。因此，大厚度钛合金等离子焊和激光焊均采用“匙孔焊”。

观察激光焊接截面，焊缝上部为椭圆形，能够看到明显的结晶柱状晶特征，由于焊缝表面温度梯度较大，呈现向焊缝中心偏上的方向倾斜。焊缝中部由于温度梯度和散热限制呈现柱状等轴晶特征。下部为三角形柱状晶区，整体构成典型的“束腰形”截面。

进一步观察焊缝区上部椭圆形柱状晶区，由于越靠近焊缝表面，温度梯度越大，随着温度梯度降低，一次结晶柱状晶方向趋于指向焊缝中心内部。而焊缝背面散热条件与正面类似，中心散热差，越靠近下表面散热越好，因此会形成一个细小等轴晶粒束腰区和下表面的柱状晶区。

2.3拉伸和弯曲性能

按照NB/T47014—2011对焊接试板进行拉伸试样、弯曲试样制样，按照GB/T228及CB/T4363进行力学性能测试，结果如表2、3所示，力学性能均能够满足标准要求。

由表2、3可看出，电子束和激光焊接接头强度均超过标准要求685MPa，接头合格。对每种焊接方法选取4个横向弯曲试样，尺寸为10mm×10mm×300mm，在d＝10t、弯曲角度为90°的条件下进行侧弯试验，表面无任何大于3mm的可见裂纹，弯曲性能良好。

2.4焊接接头硬度分布

对两种接头按照GB/T4340进行HV5维氏硬度检测，如图9所示。可以看到，激光焊接与电子束焊接接头的焊缝区显微硬度均有所提高，这主要是焊缝中存在少量的针状马氏体α'，由于显微硬度值α'＞α＞β相，因此焊缝区硬度变高。

对于激光焊，HAZ区域受到高温作用，晶粒长大，造成软化而硬度值降低；而电子束焊接HAZ区域硬度与母材硬度差别不大，满足相关标准要求。

钛合金焊接易受N、H、O污染，温度超过400℃时，开始吸氧、吸氮、吸氢而产生增重。在高于600℃时反应剧烈，使钛的性能恶化，产生的化合物使母材硬度提高而塑性显著降低，部分化合物也会影响冲击韧性。因此，《钛制焊接容器》释义及《船用钛合金焊接工艺要求》中也明确钛合金接头中焊缝及热影响区硬度不宜明显高于母材。由图9可以看出，无论焊缝区还是热影响区硬度均相比母材均为明显提升，并未出现由于焊接过程中氧化（主要为O和N）引起硬度异常现象。

2.5仿真结果分析

采用ABAQUS对两种焊接过程中的温度场及熔池形貌特征进行仿真，进而了解两种焊接方法的瞬态热循环，量化热量传递过程，可以明确熔池形成过程与温度梯度分布，以及两种焊接方法下热影响区的分布特点。图10为本文所采用的热源模型，包括高斯旋转体热源、高斯面热源与锥体热源复合热源。

如图10（a）所示，为高斯面热源模型示意图，其计算公式如下：

式中：q（r）为能量密度；r为热源内任意一点到热源中心的距离；R为热源有效作用半径；P为功率；η为热效率。

如图10（b）所示，为锥体热源模型示意图，其计算公式如下：

式中：q（r，z）为能量密度；r为热源内任意一点到热源中心的距离；r0为热源最大作用半径；P为功率；η为热效率；H为热源总高度；re和ri分别为热源上下端的最大作用半径。

如图10（c）所示，为为高斯旋转体热源模型示意图，其计算公式如下：

式中：q（r）为能量密度；Cs为热源修正系数；H为热源有效深度；Q为有效热量；z为是深度方向变量。

采用结构化的六面体网格划分方式，焊缝附近采用近小远大的网格尺寸设计，选用的是DC3D8的八节点线性传热六面体单元。最小单元尺寸为0.5mm×0.5mm×2mm。模拟中的初始温度设置为室温20℃。对于电子束焊接，属于真空环境，仅存在焊件表面辐射散热。辐射系数ε为0.8。计算参数如下:加速电压为150kV、电子束流为40mA、焊接速度为1.5m/min。考虑小孔效应和实际焊缝形状，通过高斯旋转体热源模拟电子束焊接过程，焊接热效率取为0.85[10-11]。焊接稳定后温度场如图11所示。

采用同样条件，模拟激光焊接过程。考虑到激光深熔焊接的焊缝形貌特征，因此采用组合热源，通过高斯面热源与圆锥体热源的复合作用，使模拟结果与实际焊缝特征相吻合[10]。设定初始环境温度为25℃、环境辐射系数ε为0.85、对流换热系数h为16J/（m2·s-1·℃-1）、焊接热效率设置为0.8。同时模拟激光功率为11000W、焊接速度为1.1m/min。焊接稳定后温度场及焊缝截面如图12所示。

由图12可以看出，仿真结果显示在焊接前进方向，电子束稳定梯度远远高于激光焊接，加上电子束焊接工件向外界热传递远低于大气环境，因此极易形成极窄的大深宽比焊缝；而激光焊接虽然相比弧焊能量密度极高，但由于吸收、散热、反射（羽辉）等因素影响，其熔池能量密度小于电子束焊缝，因此在较大板厚时会形成“漏斗状”或“束腰状”焊缝截面。

3、结论

（1）对于TA5合金，电子束和激光焊均能实现2∶1大深宽比焊接，激光焊焊缝区截面为“束腰”形貌，而电子束焊缝区为典型的“I”形貌。通过ABAQUS仿真，印证了两种焊接方法焊缝截面形态的差异。

（2）TA5合金电子束和激光焊焊接接头强度相比，激光焊接头强度更高，两种焊接方法焊接接头性能良好。

（3）两种焊缝区柱状晶区明显，焊缝区主要为锯齿状α并弥散点状β。而在柱状晶内部为十字交错α+α'混合组织。

（4）电子束和激光焊焊接接头硬度检测表明，均为焊缝区硬度略有升高，激光焊HAZ区域略有降低。

参考文献:

[1]王建忠，敖庆波，荆鹏，等．多孔钛的制备及应用[J]．稀有金属材料与工程，2022，51(5)：1907-1918．

[2]常辉，廖志谦，王向东．海洋工程钛金属材料[M]．北京：化学工业出版社，2016．

[3]李亚江．轻质材料焊接[M]．北京：化学工业出版社，2019．

[4]何书林，冯永琦，王永强，等．TA5钛合金组织对锻件性能的影响[J]．金属学报，2002，38(z1)：204-205．

[5]刘守义，王有君，耿涛，等．钛合金MIG焊接头组织性能[J].大连交通大学学报，2018，39(3)：86-88．

[6]雷小伟，刘甲，余巍，等．TA5钛合金万瓦光纤激光焊接工艺研究[J]．稀有金属材料与工程，2024，53(2)：417-423．

[7]黄先明，谢文龙，王瑞琴，等．海洋工程用TA5-A钛合金中厚板材研究[J]．热加工工艺，2017，46(5)：163-165．

[8]陈利阳，雷小伟，殷亚运，等．CuNi90/10合金电子束焊接工艺研究[J]．材料开发与应用，2023，38(4)：92-97．

[9]高奇，蒋鹏，耿永亮，等．Ti-6321大厚度钛合金电子束焊接接头组织及性能[J]．稀有金属材料与工程，2020，49(3)：990-996．

[10]季齐宝，王文焱，张帅锋，等．TA2工业纯钛激光焊接的数值模拟分析[J]．激光与光电子学进展，2022，59(17)：274-281．

[11]邢飞，孙海江，刘伟军，等．氧含量对激光定向能量沉积Ti-6Al4V钛合金组织和性能的影响[J]．热加工工艺，2024，53(2)：88-93