发布日期：2025-7-23 17:04:51
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≥560 MPa 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（electron beam，EB）焊与激光（laser beam，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 107 W/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 300 mm×150 mm×10 mm，其化学成分见表 1。其力学性能 Rm≥685 MPa、Rp02≥585 MPa、A≥12 %。
表 1 TA5 的化学成分 (质量分数，%)
| 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 焊接过程
电子束焊接设备采用 150 kV、60 kW 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 - 4 mm，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，其焊缝正背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。
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 所示。可看出，电子束和激光焊焊缝均为典型的大深宽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。
表 2 接头抗拉强度试验结果
| 试样 | EB - 1# | EB - 2# | LB - 1# | LB - 2# |
| Rm/MPa | 705 | 715 | 807 | 804 |
| 合格 | 是 | 是 | 是 | 是 |
表 3 接头弯曲性能试验结果
| 试样 | EB - 1# | EB - 2# | EB - 3# | EB - 4# | LB - 1# | LB - 2# | LB - 3# | LB - 4# |
| 裂纹 | 无 | 无 | 无 | 无 | 无 | 无 | 无 | 无 |
| 合格 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 | 是 |
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 685 MPa，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×300 mm，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 r 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 0.5 mm×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 ℃，环境辐射系数为 0.85，对流换热系数 h 为 16 J/(m2・s-1・℃-1)，焊接热效率设置为 0.8，同时模拟激光功率为 11000 W、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。
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