本文探討了2mm厚Ti-6Al-4V合金薄板的激光焊接，對工業(yè)激光焊接的運用提供了參考。

摘要

本文報道了2mm厚Ti-6Al-4V合金薄板的激光焊接。采用不同的工藝參數(shù)組合（保護氣體、激光束功率、焦點位置、焊接速度）。激光焊接參數(shù)與焊接接頭的宏觀和微觀組織、顯微硬度、焊接材料的拉伸性能以及焊接接頭本身有關(guān)。已經(jīng)確定，氬氣作為保護氣體比氦氣更可取。為了制造具有良好熔深和幾何形狀的焊接接頭，應(yīng)將至少42.75 J/mm的熱量輸入到材料中。在這種情況下，焊縫組織細(xì)小，含有針狀馬氏體和少量殘余β相，焊縫和母材均表現(xiàn)出良好的力學(xué)性能。當(dāng)超過材料的最佳熱輸入時，焊接材料的微觀結(jié)構(gòu)粗化和機械性能劣化會發(fā)生。

介紹

在過去幾年中，對輕質(zhì)材料的需求大幅增加，主要是在燃料消耗和耐惡劣工作條件是關(guān)鍵方面的工業(yè)部門。特別是，鈦合金的使用正在許多領(lǐng)域迅速推廣。由于其高強度重量比、良好的斷裂韌性、耐腐蝕性、疲勞性能和理想的高溫性能，這些合金目前用于許多航空航天、核和汽車應(yīng)用。

海綿鈦生產(chǎn)的市場份額（Seong，2009) 俄羅斯、哈薩克斯坦和日本主導(dǎo)海綿鈦生產(chǎn)。海綿鈦的供應(yīng)僅限于9家有缺陷的生產(chǎn)商。俄羅斯、哈薩克斯坦和日本目前估計占世界產(chǎn)量的75%（如圖），約為73000噸（Henriques，2008年）。俄羅斯VSMPO Avisma集團在鈦市場的作用將顯著增長，2004年運營能力達(dá)到24000噸/年。最近與Allvac（Allegheny Technologies）的合作也為其在鈦金屬最大消費國美國的銷售提供了更好的基礎(chǔ)（Seong，2009）。

鈦具有低密度（4.5 g/cm3）、約57%的鋼（7.83 g/cm3）和高熔點(~ 1678°C）等特點，這表明了所選鈦合金/金屬間化合物在高溫應(yīng)用中的可能用途。此外，暴露在空氣中會形成穩(wěn)定的保護性表面氧化膜，防止在室溫和許多化學(xué)環(huán)境（包括鹽水）中進一步氧化。鈦合金的高溫加工取決于純鈦的同素異形轉(zhuǎn)變。在883°C下，鈦從稱為α（α）相的六方密排（hcp）晶體結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)榉Q為β相的體心立方（bcc）結(jié)構(gòu)。

CTA為海綿鈦生產(chǎn)開發(fā)的反應(yīng)釜設(shè)備（Henriques，2008）。鈦在高溫下對氧表現(xiàn)出很高的親和力。因此，強烈建議在高溫應(yīng)用中使用惰性氣氛保護鈦合金表面。通過添加穩(wěn)定α相或β相的合金元素，或通過熱機械加工，已開發(fā)出具有不同機械性能的各種合金。根據(jù)實際相組成，鈦合金可分為三大類：α-合金、β-合金和α-合金 + β-合金。

α + β-合金的微觀結(jié)構(gòu)由α-相和β-相的混合物組成，在室溫下可能含有10%到50%的β-相。這類鈦合金占所有生產(chǎn)鈦合金的70%以上。最廣泛使用的傳統(tǒng)α + β-合金是Ti-6A1-4V（Ti64），其中鋁充當(dāng)α-穩(wěn)定劑，釩是β-穩(wěn)定元素。這種合金具有優(yōu)良的強度和韌性以及優(yōu)異的耐腐蝕性。

它用于航空航天應(yīng)用，如飛機渦輪和壓縮機葉片、壓力容器和外科植入物。α + β-合金被認(rèn)為是可焊接的，但其蠕變強度水平低于α-合金。通過適當(dāng)?shù)臒崽幚砜梢愿纳七@些合金的性能，從而控制β相的數(shù)量和組織特征。最常用的治療方法是α + β-合金包括固溶處理，然后在480-650°C的溫度范圍內(nèi)進行時效處理。這樣的處理計劃會產(chǎn)生精細(xì)的微觀結(jié)構(gòu)，其中包括α-和β-針狀物的混合物。

惰性氣體弧焊工藝通常用于組裝鈦合金部件和管道系統(tǒng)。然而，激光束焊接（LBW）可產(chǎn)生高深寬比和窄熱影響區(qū)（HAZ）的焊縫，這是由于焊接材料的熱輸入減少。例如，在連接變形是主要問題的薄組件時，這可能是有益的。

兩張圖分別顯示了樣品胎圈外觀。兩張宏觀圖均顯示了工件中不同熱循環(huán)產(chǎn)生的幾個可識別區(qū)域。實現(xiàn)了全穿透條件。由于制備程序和工藝參數(shù)，主要的幾何缺陷，如底部填充、錯位、下垂、咬邊、缺乏或過度滲透，均在可接受的范圍內(nèi)。盡管填充絲沉積通常會導(dǎo)致填充過度，但在自焊過程中也會發(fā)生這種情況。它源于影響熔池運動的各種因素的組合。保護氣體流量過大、金屬液縱向流動、板材收縮和焊接速度不足是最主要的影響因素。

此外，LBW可以很容易地自動化，這使得在各種應(yīng)用中提高勞動生產(chǎn)率成為可能。因此，傳統(tǒng)的鈦合金電弧焊已逐漸被激光焊接所取代。激光焊接件的性能不僅取決于熱輸入本身。此外，小孔和熔池的動態(tài)特性可能在最終焊縫幾何形狀的形成中發(fā)揮重要作用，從而影響焊接部件的性能。因此，我們高度重視仔細(xì)控制焊接參數(shù)，以影響上述熔池特性。

許多研究人員調(diào)查了使用不同類型的現(xiàn)有激光器（即CO2激光器、Nd/YAG激光器、圓盤激光器和二極管激光器）制作的焊接試樣的質(zhì)量。根據(jù)功率密度的不同，激光焊接可以在兩種不同的焊接模式下進行，即傳導(dǎo)模式或小孔模式。焊接模式會對焊接件的均勻性和完整性產(chǎn)生重大影響。例如，Tobar等人報告，與小孔焊接模式相比，由于熔池的穩(wěn)定性更好，通過傳導(dǎo)模式制造的焊接接頭中的缺陷數(shù)量更少。

接收材料的微觀結(jié)構(gòu)。收到的兩相Eti6Al4V合金的微觀結(jié)構(gòu)主要由晶間體心立方β相（深色）組成，分散在等軸六方密排α相（淺色）區(qū)域中。

然而，在大多數(shù)情況下，使用鎖孔模式是可取的，因為在鎖孔底部傳輸更多的束流能量會導(dǎo)致更深的穿透。Gursel研究了如何通過控制工藝參數(shù)來降低Ti-6Al-4V薄板LBW中的裂紋傾向，并報告了隨著熔融金屬冷卻速度的降低，形成裂紋的傾向降低。Costa等人對由6.5mm厚Ti-6Al-4V薄板制成的焊接接頭進行了詳細(xì)的實驗研究。

激光焊縫：（a）5.2kW峰值功率；（b）峰值功率3.9千瓦；（c）峰值功率2.6千瓦；（d） 3.9 kW峰值功率和1級鈦合金填料。在焊接應(yīng)用過程中，脈沖能量和填充材料會影響裂紋風(fēng)險。SEM圖像顯示了以三種不同峰值功率水平焊接的試樣的接縫、過渡區(qū)和裂紋。每層在焊縫和過渡區(qū)產(chǎn)生不同的焊縫形狀和裂紋。當(dāng)使用5級填料時，出現(xiàn)裂紋或裂紋風(fēng)險。然而，對于1級填料，未觀察到任何裂紋。

他們指出，高功率和高焊接速度的使用會產(chǎn)生無缺陷的焊接接頭，而高功率和低焊接速度會導(dǎo)致焊接缺陷的形成。此外，已經(jīng)發(fā)現(xiàn)，在低功率和極低焊接速度下進行的焊接，有助于產(chǎn)生極高的熱輸入，表現(xiàn)出非常大的焊道，這是典型的傳導(dǎo)焊接模式，有時沒有完全熔透。

與此相反，在較低的焊接功率和較高的焊接速度下，僅發(fā)生部分熔透。Fang和Zhang表示，使用過高的光束功率（或比熱輸入）可能會導(dǎo)致焊接部件出現(xiàn)不可接受的高變形。Gao等人指出，與TIG焊接接頭相比，Ti-6Al-4V激光束焊接接頭具有更高的強度和塑性。最后，還嘗試提高Ti-6Al-4V薄板焊接接頭的機械性能。

如上述文獻(xiàn)綜述所示，使用熔焊技術(shù)生產(chǎn)質(zhì)量可接受的Ti-6Al-4V薄板焊接接頭相對困難。這主要是由于該材料對適當(dāng)選擇焊接參數(shù)的敏感性，以及由于Ti-6Al-4V通過與大氣中的氧氣反應(yīng)形成氧化物的高度傾向。因此，有必要仔細(xì)調(diào)整焊接參數(shù)，并用保護氣體保護材料。然而，迄今為止，還沒有對不同焊接條件對材料微觀結(jié)構(gòu)和性能的影響進行全面研究。本文試圖克服這種狀況，對上述問題進行全面的研究。

在本研究中，采用多種焊接參數(shù)在Ti-6Al-4V板材上進行了LBW試驗。研究了這些參數(shù)對焊接接頭熔深、熔合區(qū)寬度以及熱影響區(qū)寬度的影響。通過光學(xué)顯微鏡、掃描電子顯微鏡和顯微分析以及透射電子顯微鏡對熔合區(qū)、熱影響區(qū)和基材的微觀結(jié)構(gòu)進行了表征。建立了顯微組織、硬度、極限抗拉強度和延展性之間的關(guān)系。拉伸強度試驗所得結(jié)果與拉伸試驗試樣的斷口分析相結(jié)合。

實驗

實驗材料為2.0 mm厚的Ti-6Al-4V（5級）薄板，處于退火狀態(tài)（720°C，持續(xù)1h），標(biāo)稱成分（以重量百分比計）為6.1%的Al、4.0%的V、0.05%的Fe、0.3%的W、0.1%的C、0.05%的N、0.2%的O、0.01%的h和Ti。根據(jù)適當(dāng)?shù)腁STM標(biāo)準(zhǔn)（參考文獻(xiàn)32），材料供應(yīng)商還聲明了以下熱物理和（最低保證）機械性能：導(dǎo)熱系數(shù)K = 6.7 W/（m K），熔化溫度Tm = 1650°C，密度ρ = 4430 kg/m3，極限抗拉強度UTS = 950 MPa，屈服強度YS = 880MPa，楊氏模量E = 114 GPa，延展性A = 14%，維氏硬度HV = 349

圖1實驗材料Ti-6Al-4V在接收(退火)狀態(tài)下的微觀結(jié)構(gòu)

圖2顯示接收材料微觀結(jié)構(gòu)的SEM顯微圖以及相應(yīng)的Al、Ti和V的EDS圖

母材的微觀結(jié)構(gòu)包含六方密排α相（淺色）和晶間體心立方β相（深色）的細(xì)長晶粒，分布在α相的邊界處（圖1）。更詳細(xì)的SEM顯微照片（圖2）和相應(yīng)的能量色散光譜（EDS）結(jié)果顯示了接收態(tài)材料Ti-6Al-4V中主要元素的面積分布。表1還列出了α相和β相中主要元素的含量。

表1 接收（退火）Ti6Al4V合金不同階段的主要元素含量

圖3 試樣固定系統(tǒng)（a），顯示實驗LBW過程中保護氣體噴嘴和激光束設(shè)置的示意圖（b）

將收到的板材切割成尺寸為110的試樣 × 70 × 2毫米。焊接前，用乙醇清潔板材表面，以去除任何表面污染物。為了防止焊接過程中經(jīng)常出現(xiàn)的不良變形，用兩個帶夾具的固定板將試樣夾在夾具上，見圖3（a）。

采用對接單方形坡口焊，試樣之間無間隙。焊接方向與板材的軋制方向垂直。采用Trumpf盤式激光品牌TruDisk 4002進行焊接試驗，該品牌激光電纜直徑為200μm，輻射波長為1030nm。束斑直徑為0.2mm。對于小孔模式焊接，在焊接速度為30、40和50 mm/s時，使用1.5-1.9 kW范圍內(nèi)的激光束功率。焦點位置在表面上為0-0，或 1及 表面下2 mm，或+ 離表面2毫米。

為避免熔融金屬（通常為焊接接頭）與大氣中的水分和氧氣發(fā)生反應(yīng)，焊接接頭用純氬氣或氦氣進行完全保護。焊接接頭的屏蔽示意圖如圖3（b）所示。焊接接頭的前保護由三個噴嘴進行，每個噴嘴的氣體流速為7 l/min。在氣體流量為7 l/min時，采用單噴嘴進行背面屏蔽。總流量為28 l/min。這種雙重保護氣體配置允許在整個焊接過程中保持穩(wěn)定的小孔。

所有陽極氧化到較低電位的樣品都以非晶態(tài)模式為特征。在硫酸中獲得的所有系列二級樣品中觀察到相同的趨勢，這表明該溶液產(chǎn)生半結(jié)晶氧化物，銳鈦礦或金紅石晶體嵌入變形基質(zhì)中。最后，ti-tanium合金的陽極氧化導(dǎo)致了類似的結(jié)果，盡管與在類似條件下陽極氧化的2級鈦相比，銳鈦礦峰的強度較低。

總共進行了10個焊接接頭，每個接頭的焊接參數(shù)不同。焊接參數(shù)和焊接接頭的熱輸入如表1所示。使用公式Q計算激光焊接接頭的實際熱輸入 = ηP/v，其中Q表示熱輸入（J/mm），P表示激光束功率（W），v表示焊接速度（mm/s），η表示小孔焊接模式下激光輻照的吸收系數(shù)。η的值 = 根據(jù)文獻(xiàn)數(shù)據(jù)，當(dāng)前研究中考慮了0.9，其中報告了非常高的總能量吸收水平（90%甚至略高）

所有十個樣品首先進行目視檢查。為此，使用照度為1450 lux的Lutron LX-103。目測檢查的主要參數(shù)包括熔深質(zhì)量、焊縫幾何結(jié)構(gòu)（特定焊縫特征區(qū)的寬度均勻性）、表面質(zhì)量（沒有進一步考慮具有過高形貌的焊縫）以及由氧化色標(biāo)表示的氧化水平（例如，正如Diamanti等人所建議的那樣）。為了更詳細(xì)地檢查焊縫質(zhì)量，使用了光學(xué)顯微鏡蔡司AxioCam。根據(jù)目視檢查結(jié)果，有兩個焊縫（6號和9號焊縫）。因此，以下所有試驗方法僅適用于這兩個焊縫。

對于宏觀結(jié)構(gòu)和微觀結(jié)構(gòu)研究，試樣沿焊接方向橫向剖切，安裝在環(huán)氧樹脂中，使用金相金剛砂紙（240、600和1200粒度）研磨，并使用金剛石泥漿（9、3和1 m）拋光然后，使用克羅爾試劑（92 ml蒸餾水）對試樣進行化學(xué)蝕刻20s + 6毫升硝酸 + 2毫升氟化氫）。

研究通過共聚焦激光掃描顯微鏡蔡司LSM 700獲得光學(xué)圖像。使用掃描電子顯微鏡（SEM）JEOL JSM-7600F，在10或15 kV的加速電壓下運行，并與能量色散光譜儀（EDS）（牛津儀器）進行更詳細(xì)的微觀結(jié)構(gòu)檢查.相同的儀器用于拉伸試樣的斷口分析。

透射電子顯微鏡（TEM）為了深入觀察母材和選定熔合區(qū)的亞顯微組織，采用了以下方法制備了TEM薄箔：從特征區(qū)提取0.5 mm厚的板，然后從板上切下直徑為3 mm的圓盤，并對其進行機械減薄，使其達(dá)到thi厚度約為0.1 mm。通過使用噴射電解拋光TENUPOL 5裝置，在含有HNO3和CH3OH的電解液中，以3:7的比例，在0°C和15 V的偏壓下實現(xiàn)最終稀釋，以獲得中心孔附近的透明區(qū)域。在200 kV下運行的JEOL 200 CX顯微鏡上獲得TEM顯微照片加速電壓。該分析與電子衍射相結(jié)合，以確定特定的相位。

通過使用壓痕儀1100維氏顯微硬度測試裝置，采用全自動測試循環(huán)，獲得整個焊縫的顯微硬度曲線。壓痕在0.981 N（HV 0.1）的載荷下完成并持續(xù)10 s。根據(jù)相應(yīng)ASTM標(biāo)準(zhǔn)的要求，兩個相鄰壓痕之間的最小距離保持在0.2 mm。

圖4 拉伸試樣（A）和將試樣放置在焊接板（b）中的示意圖

使用WPM ZDM 5/91拉伸試驗機在室溫下進行拉伸試驗，加載速率為1 mm/min，直至斷裂。測量系統(tǒng)配有測功機和SPIDER 8應(yīng)變儀。這使得測量數(shù)量能夠數(shù)字化。拉伸試樣（圖4a）從焊接板上切下（圖4b），以防止焊接接頭產(chǎn)生不必要的熱影響。

總共，在兩種焊接參數(shù)組合下測試了三個試樣，以確定焊接材料的拉伸性能。然后，計算所得數(shù)據(jù)的平均值和標(biāo)準(zhǔn)偏差。此外，V-no在這些焊接接頭的熔合區(qū)進行TCHE，以確定焊接后快速凝固材料的強度。由于Ti6Al4V合金沒有明確的屈服點，因此使用0.2%應(yīng)變偏移法確定材料的屈服強度。

通過計算公式1，估算了6號和9號焊縫熔合區(qū)熔化材料的冷卻速率

公式中R為冷卻速率(K/s);T為β-過渡溫度(1268 K (Ref 37));T0為室溫(293 K);K為熱導(dǎo)率(6.7 W/m K);ρ是材料的密度(4430kg /m3);C為比熱(561 J/kg.K);V為焊接速度(m/s);S為焊接試樣的厚度(0.002 m);P為激光束功率(W);η為吸收系數(shù)(0.9)。

結(jié)果和討論

宏觀組織與微觀組織分析

表2總結(jié)了激光焊接的目視檢查結(jié)果。結(jié)果表明，使用氦氣作為保護氣體（1號、2號和3號焊縫）會導(dǎo)致焊縫大量氧化，也會導(dǎo)致未完全熔透。焊接參數(shù)4、5和6的組合產(chǎn)生了幾何形狀令人滿意的焊縫，但焊縫4和5的寬度似乎太大。

表2 激光焊接參數(shù)對焊縫宏觀特性的影響

本研究選擇6號焊縫進行更詳細(xì)的分析。7號焊縫顯示出相對較差的熔透，這是由于材料中的功率輸入過低所致。焊接參數(shù)（8、9和10）的組合產(chǎn)生了寬度較大的焊接接頭，但在所有這三種情況下，焊縫幾何形狀和貫穿件都令人滿意。然后根據(jù)焊接參數(shù)的差異選擇參考（6號焊縫）。換言之，9號焊縫是通過使用在許多方面（焊接速度、焦點位置和相應(yīng)的熱量輸入）不同于6號焊縫的焊接參數(shù)制作的。

圖5所選焊接接頭的橫截面光學(xué)圖像顯示了不同的焊接區(qū)域：實驗樣品中的熔合區(qū)（FZ）、熱影響區(qū)（HAZ）和母材（BM）：（a）樣品6的V形，（b）樣品9的X形

圖5顯示了6號和9號激光束焊接接頭的橫截面圖像。焊接接頭的橫截面可分為三個典型區(qū)域：母材（BM）、熱影響區(qū)（HAZ）和熔合區(qū)（FZ）。根據(jù)Casalino等人的建議，焊接接頭的外形分為以下兩種類型，V形和X形。如圖5（a）所示，在較低的熱輸入（焊縫6）下獲得的橫截面為V形。相反，較高的熱輸入將焊縫宏觀形態(tài)從V形改變?yōu)閄形，焊縫編號9，如圖5（b）所示。兩種焊縫均表現(xiàn)出良好的均勻性、全熔透性和無氣孔或裂紋等缺陷。這一發(fā)現(xiàn)證實了Gursel（參考文獻(xiàn)27）和Costa等人）獲得的結(jié)果，他們報告說，仔細(xì)控制焊接參數(shù)可以確保形成無缺陷的焊接接頭。

此外，圖5清楚地表明，與圖5（a）和（b）中的宏圖相比，較高的熱輸入產(chǎn)生特征區(qū)更寬的焊縫。例如，9號焊縫的熱影響區(qū)寬度約為600μm，而6號焊縫的熱影響區(qū)寬度僅為400μm。

一系列SEM圖像（圖6）顯示了6號激光焊接Ti-6Al-4V接頭的典型微觀結(jié)構(gòu)。母材（BM）由略微拉長的較深的α-顆粒組成，周圍是半連續(xù)的白色β-結(jié)構(gòu)。圖6（b）顯示了瞬態(tài)區(qū)域（BM/HAZ）。在HAZ的這一部分中，典型的退火微觀結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)楸３窒惹按嬖诘陌脒B續(xù)β-形成的微觀結(jié)構(gòu)，但原始α-晶粒部分轉(zhuǎn)變?yōu)榉浅＜?xì)小的層狀α/β-混合物。熱影響區(qū)的第二部分，圖6（c），加熱到α-β-轉(zhuǎn)變溫度以上（靠近熔合區(qū)），由較粗的β-結(jié)構(gòu)和β-相分解產(chǎn)物組成。這些產(chǎn)物看起來比β相暗，由于其特征尺寸小，很難區(qū)分它們。

圖6 顯示6號焊接接頭微觀結(jié)構(gòu)的SEM顯微照片：（a）母材，（b）界面母材/熱影響區(qū)，（c）熱影響區(qū)，（d）熔合區(qū)

此外，這部分熱影響區(qū)含有針狀α′相的精細(xì)結(jié)構(gòu)，這是β相快速冷卻的結(jié)果。換言之，靠近FZ的HAZ分區(qū)經(jīng)歷部分α β-加熱過程中的相變，以及β，在冷卻過程中會發(fā)生α′-轉(zhuǎn)變。細(xì)針狀α′粒子的存在表明冷卻速度足夠快，可以在熱影響區(qū)的上述分區(qū)形成馬氏體。圖6（d）中的SEM圖像顯示針狀馬氏體微觀結(jié)構(gòu)與針狀細(xì)馬氏體一起出現(xiàn)在FZ中。在FZ中未發(fā)現(xiàn)α相，這意味著此處的凝固和冷卻速度較高。針狀馬氏體的形成長度大多在30至50 m之間。

圖7 顯示9號焊接接頭微觀結(jié)構(gòu)的SEM顯微照片：（a）母材，（b）界面母材/熱影響區(qū)，（c）熱影響區(qū)，（d）熔合區(qū)

圖7中的SEM顯微照片顯示了9號接頭的基材、熱影響區(qū)和熔合區(qū)。從定性角度來看，BM的微觀結(jié)構(gòu)與6號焊縫相應(yīng)區(qū)域的微觀結(jié)構(gòu)不同，它由細(xì)長的α晶粒和β相組成。然而，與圖6（a）中的顯微結(jié)構(gòu)相比，顯微結(jié)構(gòu)顯示出廣泛的粗化。如圖7（b）、（c）和（d）中的SEM圖像所示，接頭的其他特征區(qū)域也明顯顯示了微觀結(jié)構(gòu)的粗化。

例如，圖7（b）所示的熱影響區(qū)（加熱溫度低于α/β-轉(zhuǎn)變溫度）中β相的形成明顯比圖6（b）所示的粗得多。在經(jīng)歷相變的HAZ部分，圖7（c），針狀馬氏體的結(jié)構(gòu)粗化最為明顯。最后，圖7（d）和圖6（d）比較，熔合區(qū)馬氏體顯著生長。

對6號和9號兩個接頭之間微觀結(jié)構(gòu)差異的解釋值得仔細(xì)注意。首先，應(yīng)提及的是，分析的焊縫在引入材料的熱量輸入方面有所不同，見表2。乍一看，這種差異反映在這些焊接件的特征區(qū)寬度值上，圖4-由于熱影響較大，這些區(qū)在9號焊縫中的寬度較大。

圖6和圖7中的詳細(xì)SEM顯微照片能夠揭示兩個焊縫微觀結(jié)構(gòu)的明顯變化。在9號焊接接頭的FZ中發(fā)現(xiàn)了較粗的凝固態(tài)組織，這與其他作者最近發(fā)表的出版物一致。例如，Gao等人分析了重疊因子對脈沖Nd/YAG激光制成的Ti-Al6-4V合金焊接接頭微觀結(jié)構(gòu)的影響。

他們觀察到，隨著重疊的增加，即冷卻速度的降低，F(xiàn)Z中原有的β-晶粒變得更粗。同一作者還報告了隨著重疊因子的增加，熱影響區(qū)的尺寸增加，這與顯著的微觀結(jié)構(gòu)粗化有關(guān)。Cao和Jahazi和Wu等人也觀察到隨著激光焊接速度的降低，特征區(qū)尺寸增大的趨勢。后一篇論文的作者還指出，當(dāng)熔池尺寸減小時，馬氏體針狀體變短變薄。換言之，激光焊接中產(chǎn)生的顯微組織與熔池參數(shù)之間存在直接關(guān)系。最后，Elmer等人還指出，熱影響區(qū)中α-到β-轉(zhuǎn)化的水平取決于熱輸入。該發(fā)現(xiàn)與圖6（c）和圖7（c）所示的所得結(jié)果非常一致，可見，較高的熱輸入不僅產(chǎn)生較粗的針狀馬氏體顆粒，而且其數(shù)量也同時增加。

來源：Investigation of the Microstructure and MechanicalCharacteristics of Disk Laser-Welded Ti-6Al-4V Alloy Joints，ASM International，doi.org/10.1007/s11665-019-04539-5 參考文獻(xiàn)：C. Veiga, J.P. Davim, andA.J.R. Loureiro, Properties and Applications of Titanium Alloys: A BriefReview, Rev. Adv. Mater. Sci., 2012, 32, p 133–148，V.A.R. Henriques, TitaniumProduction for Aerospace Applications, J. Aerosp.Technol. Manag., 2009,1, p 7–17