低功率激光-雙電弧焊接鈦合金中厚板工藝及機理

楊環宇 徐信坤 巴現禮 陶星空 劉黎明

摘要：采用單鎢極惰性氣體保護焊（Single tungsten inert gas welding，STIG 焊）、雙鎢極惰性氣體保護焊（Double tungsten inert gas welding，DTIG 焊）、激光-SDTIG 電弧（L-SDTIG）復合焊和激光-DTIG 電弧（L-DTIG）復合焊4種方式對6 mm 厚TA2鈦合金進行對接焊試驗，實現單面焊雙面成形。結果表明，L-DTIG 復合焊的電弧能量更為集中，焊接速度可達680 mm/min。L-DTIG 復合焊的熱輸入為605.5 J/mm，僅是DTIG 焊的35.5%和L-SDTIG 復合焊的59.0%。L-DTIG 復合焊接頭的焊縫區晶粒細小，顯微硬度可達229.5 HV。拉伸試樣在母材處斷裂，接頭抗拉強度優于母材。加入激光后，L-DTIG 復合焊的電弧等離子體中心導電區在xOz 和yOz 平面電弧分別收縮51.0%，45.5%，電弧根部收縮75.0%。測得L-DTIG 復合焊熱源在工件上的電弧壓力為3465 Pa，分別是DTIG 焊和L-SDTIG 復合焊的4.17和2.25倍。較高的電弧收縮比和電弧壓力可顯著提高焊接效率，降低焊接熱輸入。

關鍵詞：鈦合金；中厚板；熱輸入；激光誘導雙電弧復合熱源；等離子體

中圖分類號： TG 456

Process and mechanism of low power laser-double arc welding of titanium alloy plate

Yang Huanyu， Xu Xinkun， Ba Xianli， Tao Xingkong， Liu Liming

（Key Laboratory of Advanced Connectivity Technology of Liaoning Province， Dalian University of Technology， Dalian 116024， Liaoning， China）

Abstract： Single tungsten inert gas welding （STIG）， double tungsten inert gas welding （DTIG）， laser-single TIG arc hybrid welding （L-SDTIG） and laser-double TIG arc hybrid welding （L-DTIG） were used to weld TA2 titanium alloy butt joints with 6 mm thickness， and one-side welding with back formation were achieved. The results show that the arc energy of L-DTIG hybrid welding is more concentrated， and the welding speed can reach 680 mm/min. The heat input of L-DTIG hybrid welding is 605.5 J/mm， which is only 35.5% of DTIG and 59.0% of L-SDTIG. The grain size of L-DTIG weld zone is fine， and the microhardness can reach 229.5 HV. Tensile specimens fracture at the base material and the joint strength is better than that of the base material. After the addition of laser， the arc plasma central conductive zone of L-DTIG shrinks by 51.0% and 45.5% in the xOy and yOz planes， respectively， and the arc root shrinks by 75.0%. The measured arc pressure of the L-DTIG composite welding heat source on the workpiece was 3465 Pa， which was 4.17 and 2.25 times higher than that of DTIG and L-SDTIG composite welding， respectively. The higher arc shrinkage ratio and arc pressure can significantly improve the welding efficiency and reduce the welding heat input.

Key words： titanium alloy; medium and thick plate; heat input; laser induced double arc composite heat source; arc plasma

0前言

鈦合金具有耐腐蝕性強、密度低、比強度高等特點［1］，在航空航天、船舶制造、化工機械、生物醫療、能源工業等領域中得到了廣泛的應用。由于鈦合金中厚板焊接時熔池較大，而熔融的鈦合金具有活性強、表面張力小、導熱性差、熱量集中等特點。因此，熱輸入的控制對鈦合金中厚板焊接接頭的性能具有十分重要的影響。

目前，鈦合金中厚板常用焊接方法主要有鎢極惰性氣體保護電弧焊（Tungsten inert gas arc welding，TIG 焊）、激光焊（Laser beam welding，LBW）、激光-電弧復合焊等。TIG 焊具有間隙容忍度高、熱輸入大等特點，導致焊接效率低、能量消耗嚴重，鈦合金受熱面積增大，焊縫及熱影響區變寬，使得焊接接頭的整體連接強度較低［2］。牟剛等人［3］使用手工TIG 多層多道填絲焊方法，對厚度為8 mm 的Ti6Al4V（TC4）鈦合金進行對接焊試驗。結果表明，在焊接速度為150 mm/min 時，可獲得了良好的焊縫成形。激光焊具有熱輸入小、能量密度高、焊接速度快、可達性好等特點［4-5］，且焊接過程中不需要真空，易實現自動化生產［6］。由于激光器的光-電轉化效率低，導致焊接能耗較高，且激光焊對工件的裝備精度要求較高。Tian 等人［7］使用12 kW 大功率連續激光器對厚度為8 mm 的TC4鈦合金進行對接焊試驗，結果表明，隨著焊接速度由1.2 m/min降低到0.8 m/min，焊縫中氣孔的孔徑有增大的趨勢。激光-電弧復合焊結合了激光的高能量密度和電弧的高間隙容忍度等優勢，彌補了兩者的缺點，與激光焊相比，激光-電弧復合焊具有良好的電弧橋接能力和間隙容忍度；與電弧焊相比，激光-電弧復合焊具有熔深大、變形小等特點［8-9］，可大幅度提高焊接效率，降低焊接能耗［10］，消除咬邊、駝峰等缺陷，是應用廣泛的先進連接技術。Turichin 等人［11］使用5 kW 大功率連續激光與TIG 電弧形成復合熱源，對5 mm 厚TC4鈦合金進行填絲焊，研究了電極高度、焊接速度對板材熔透穩定性的影響。

為節約能源、提高焊接效率，提出低功率脈沖激光-雙電弧復合焊技術。通過在傳統的激光-電弧復合焊方法中引入一個新的電弧，增強了激光對電弧等離子體的誘導效果，提升了對中厚板的焊接能力。對比研究單鎢極惰性氣體保護焊（Single tungsten inert gas welding，STIG 焊）、雙鎢極惰性氣體保護焊（Double tungsten inert gas welding， DTIG焊）、激光-SDTIG 電弧（L-SDTIG）復合焊和激光-DTIG電弧（L-DTIG）復合焊4種方式對6 mm 厚TA2鈦合金進行無坡口、不填絲對接焊試驗。通過分析電弧等離子體和電弧壓力的變化規律，研究了焊接過程中低功率脈沖激光對電弧等離子體的影響，突出低功率脈沖激光-雙電弧復合焊接技術低熱輸入、高焊接效率的本質特征，對中厚板的焊接具有重要意義。

1試驗方法

試驗材料為TA2鈦合金，尺寸為200 mm×100 mm×6 mm。母材化學成分如表1所示。焊前使用砂紙去除母材表面的氧化膜，并用丙酮清除板材表面的油污和灰塵，保證焊前母材的潔凈。

分別使用4種焊接方式進行對接焊試驗，試驗裝置如圖1所示。復合熱源采用激光在前電弧在后的旁軸復合的方式，由低功率脈沖式TruPulse556激光器和松下YC300WX 焊機組成。激光平均功率可通過激光器的峰值功率、脈沖頻率、脈沖寬度進行調節，電弧功率可通過氬弧焊機的焊接電流進行調節。焊接過程中，復合熱源位置固定不動，板材進行移動。試驗采用自制氣體保護罩安裝在TIG 焊槍尾部和焊縫背部，緊貼焊縫。在焊接過程中，向保護罩內充入氬氣，防止焊縫表面氧化。保護氣罩和焊槍使用的保護氣體均為99.99%的高純氬氣，焊接工藝參數如表2所示。

為了獲得電弧等離子體的側面和正面的輪廓，使用拍攝頻率為2000幀/s 的高速攝像機分別沿垂直、平行于焊接方向放置。在高速攝像機前端安裝一個中心波長為809.5 nm、半波長為9.2 nm 的窄帶濾光片，采集Ar 電弧等離子體實時信息，電弧等離子體圖像及電弧壓力采集位置如圖2所示。圖2不同平面電弧形貌及電弧壓力采集位置

焊接完成后，沿垂直焊縫方向截取試樣，獲得焊縫的橫截面，并進行打磨、拋光，使用自配的腐蝕溶液（3%HF +6%HNO3+ 91%H2O）腐蝕后，在MEF-3型金相顯微鏡下觀察焊接接頭橫截面形貌及其微觀組織；沿垂直于焊縫方向截取硬度和靜拉伸標準試樣。使用硬度儀在4.9 N 壓頭載荷下，以0.2 mm 的步長對焊縫進行硬度測試。按照標準GB/T 228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》制備拉伸試樣，并使用DNS300型萬能試驗機在室溫下以1 mm/min 的拉伸速率進行拉伸試驗。每個參數重復進行3次，通過計算獲得試樣抗拉強度和斷后伸長率，并求平均值。金相采集位置分別為母材與熱影響區界面處（A 區域）、焊縫區上部（B 區域）和焊縫區下部（C 區域）。A，B，C 區域及硬度打點位置如圖3所示。

2結果與討論

2.1焊縫截面形貌與熱輸入對比分析

使用4種焊接方式以表2的工藝參數對厚度為6 mm 的TA2鈦合金進行對接焊試驗，獲得的焊縫截面形貌如圖4所示。通過計算，對比不同焊接方式對熱源能量的利用效果。

考慮電弧與激光的熱傳導、熱對流、反射、輻射等能量消耗等因素。能量利用效率可以反映出焊接熱源能量的綜合利用效果。

η=PF/PH（1）

式中：η為能量利用效率；PF 為焊縫的熔化功率；PH 為輸出的總功率。焊接過程中輸出的總功率為

PH=PT+PL=UTIT+PL（2）

式中：PT 為TIG 焊機輸出功率；PL 為激光器輸出功率；UT，IT 分別為TIG 焊機輸出的電壓和電流。

焊縫的熔化功率為焊縫熔化所需的熱力學功率［12］，其計算方法為

PF=ρCATM-T0+HFVm=KMVm（3）

式中：PF 為焊縫熔化所需的熱力學功率；ρ為材料的密度；CA 為比熱容；TM 和T0分別為熔化溫度和初始溫度；HF 為熔化潛熱；Vm 為單位時間焊縫熔化的體積；KM 為計算所得常數。

由式（3）可知，PF 與KM，單位時間焊縫熔化的體積Vm 成正比。由表3中TA2的物理性質參數可以算出，KM 為5.81 J/mm3；單位時間焊縫熔化的體積為

Vm=SAv（4）

式中：Vm 為單位時間焊縫熔化的體積；SA 為單位時間焊縫區面積；v 為焊接速度。

能量利用效率η和焊縫的熔化功率PF 可以直觀地反映熱源的能量利用效果。由圖5可知，加入激光后，L-SDTIG 復合焊與STIG 焊相比，η值稍有提升；但L-DTIG 復合焊與DTIG 焊相比，η 值由13.07%升至21.86%，提升顯著。且L-DTIG 復合焊的能量利用效率分別是DTIG 焊和L-SDTIG 復合焊的1.67和1.71倍。

使用表2的工藝參數對4種焊接方式的熱輸入進行了計算，即

式中：E 為焊接熱輸入；ηT 和ηL 分別為TIG 電弧和激光的熱效率系數；ET 和EL 分別為TIG 焊機和激光器的輸出功率；U 和I 分別為TIG 焊的電弧電壓和焊接電流；v 為焊接速度。其中TIG 熱效率系數ηT 約為0.8，激光作用于熔化的金屬時，液態金屬對激光的吸收率約為50%，所以激光的熱效率系數ηL 取值為0.5［13］。將試驗參數代入式（5）計算可得4種焊接方式熱輸入如圖6所示。

由表2和圖6可知，加入激光后，焊接速度明顯提高，熱輸入顯著降低。L-SDTIG 復合焊的焊接速度為STIG 焊的1.76倍，熱輸入為STIG 焊的60.7%；L-DTIG 復合焊的焊接速度為DTIG 焊的3.24倍，為L-SDTIG 復合焊的2.27倍。L-DTIG 復合焊的熱輸入僅為605.5 J/mm，是DTIG 焊的35.5%，是L-SDTIG 復合焊的59.0%。

2.2組織與性能分析

由于4種焊接方式的熱輸入不同，所以接頭的組織性能也有較大的差別。對焊接接頭不同區域的金相組織進行采集，如圖3中的A，B，C 區域所示。其中A 區域為母材與熱影響區界面處，B 和C 區域分別為焊縫的上部和下部，4種焊接方式接頭的微觀組織如圖7～ 圖10所示。由圖7～ 圖10可知，母材由均勻的等軸α晶粒組成，熱影響區與母材界面明顯，熱影響區主要結構為不規則的鋸齒狀α晶粒（D）。STIG 和DTIG 焊接頭中焊縫主要由粗大不規則的鋸齒狀α晶粒（D）、柱狀α晶粒（E）以及少量的針狀α晶粒（F）組成。L-SDTIG 和L-DTIG 復合焊接頭的焊縫區除了存在鋸齒狀α晶粒、柱狀α晶粒，針狀α晶粒外還存在部分α孿晶（G）。整體而言， STIG 和DTIG 焊接頭中的晶粒尺寸均大于L-SDTIG 和L-DTIG 復合焊接頭中的晶粒尺寸。對比焊縫上部和下部的微觀組織可以看出，下部的晶粒尺寸較上部稍有減小，且L-SDTIG，L-DTIG 復合焊接頭焊縫組織中細小的α孿晶主要存在于上部區域。

對4種焊接試樣進行了硬度測試，硬度分布云如圖11所示。從圖11可以看出，從焊縫中心到母材，硬度呈下降趨勢。STIG，DTIG 焊接頭的焊縫區和熱影響區硬度分布均勻，焊縫區的平均硬度為202.3，203.1 HV，熱影響區的平均硬度為180.2，181.7 HV。加入激光后，L-SDTIG，L-DTIG 復合焊接頭的硬度稍有提升，焊縫區的平均硬度為207.1，208.3 HV，熱影響區平均硬度為186.5，186.8 HV。分布于焊縫上部區域細小的針狀α晶粒和α孿晶導致該區域硬度明顯增加，其最大硬度分別為224.3，229.5 HV。

圖12為4種焊接接頭的拉伸性能。從圖12可以看出，母材的抗拉強度和斷后伸長率分別為436 MPa和32.5%。STIG，DTIG焊接頭試樣均斷裂于焊縫區，抗拉強度分別為381，396 MPa，約為母材的87.4%和90.8%；其斷后伸長率分別為19.0%，20.5%，約為母材的58.5%和63.1%。L-SDTIG， LDTIG復合焊接頭試樣均在母材處斷裂，斷裂處呈現明顯的頸縮，其抗拉強度和斷后伸長率與母材相當。由此可見，使用L-DTIG 復合焊方法可獲得力學性能優良的TA2鈦合金焊接接頭。

2.3電弧等離子體形貌及電弧壓力分析

使用高速攝像機對xOz和yOz平面的電弧等離子體信息進行采集。使用壓力傳感器對電弧等離子體底部中心位置的電弧壓力進行測量。對采集數據進行分析，研究激光-電弧復合熱源低熱輸入、高焊接效率的本質特征。

圖13為4種焊接方式的Ar電弧等離子體的形貌。由圖13可知，當有激光作用時，電弧等離子體發生明顯的收縮，中心導電通道面積減小。這是由于Ti 原子的電離能（6.81 eV）明顯小于Ar原子（15.76 eV）［14］，在焊接過程中，Ti原子被優先電離，形成的Ti等離子體取代導電通道中部分Ar等離子體進行導電。定義電弧等離子體中的關鍵參數，定量的分析激光對電弧等離子體的誘導、壓縮作用。電弧根部在板材表面的形狀類似于橢圓形，電弧根部面積可以用式（6）表示。

式中： S 為電弧根部面積； dt 和dw 分別為xOz 和yOz 平面電弧根部長度，如圖14所示。

激光作用時，電弧中心導電區的收縮比和根部面積的收縮比例可以反映激光對電弧的誘導效果，可以表示為

式中：CT 為電弧中心導電區的收縮比；T 為電弧中心導電區的面積；CR 為根部面積的收縮比例；S 為電弧根部面積；dt 為xOz 平面電弧根部長度；dw 為yOz 平面電弧根部長度；下角標括號中的STIG/DTIG 為STIG 焊或DTIG 焊方法；下角標括號中的L-SDTIG/L-DTIG 為L-SDTIG 復合焊或L-DTIG 復合焊方法。

從表4可以看出，在xOz和yOz平面，L-SDTIG和L-DTIG復合焊電弧中心導電區均有收縮，且LDTIG復合焊電弧收縮更為明顯。L-DTIG復合焊電弧在xOz 和yOz平面的收縮比分別是L-SDTIG復合焊電弧的1.51和1.52倍。表4中的電弧根部面積的收縮比例（CR）值越大，代表激光對電弧的誘導能力越強。L-DTIG復合焊電弧根部作用面積收縮比例是L-SDTIG復合焊電弧的1.38倍。結果表明，激光對雙電弧等離子體的誘導能力更強，電弧能量更為集中，使焊接效率提高，熱輸入降低。

對4種焊接方式電弧根部中心位置的電弧壓力進行測量，其結果如圖15所示。加入激光后，電弧壓力顯著提高。L-DTIG復合焊電弧壓力為3465 Pa，是DTIG 焊的4.17倍，是L-SDTIG復合焊的2.25倍。

電弧壓力是高速運動的等離子體射流撞擊陽極板材所產生的力。假設電弧等離子體射流撞擊陽極板材后，運動速度變為0，根據動能守恒定律，電弧根部中心處的電弧壓力為［15］

式中：Parc 為電弧壓力；ρ為電弧等離子體密度；v 為等離子運動速度。

由式（9）可知，電弧壓力與電弧等離子體密度和等離子體流速成正相關。假設等離子體在無粘流、不可壓縮的條件下進行運動，等離子體的運動速度可表示為［14］

式中：v 為等離子運動速度；μ0為自由空間磁導率；I 和J 分別為電弧中心的電流強度和電流密度；ρ為電弧等離子體密度。

電弧等離子體的電流密度為［16］

式中：H 為電弧等離子體電場強度；e 為電子電荷；ne，λe 分別為電子密度和電子平均自由程；k 為玻爾茲曼常數；me 為電子質量；Te 為電子溫度。

將式（10）～式（11）代入式（9）中，得到電弧壓力的具體計算式，即

由式（12）可知， Parc 與Te 成弱相關，與I， H，ne 的相關性較強。

當激光作用時，電弧等離子體明顯收縮，導電通道直徑減小，按照最小電壓原理，電弧電壓增加。由于鎢極高度保持一致，電弧電壓增加導致電場強度（E）增強。電弧等離子體受到電場和洛倫茲力共同影響，使電子獲得大量能量，加劇了高能電子與Ar 粒子的碰撞，促進了粒子的電離，電弧等離子體中電子密度（ne）明顯增加。所以L-SDTIG，L-DTIG復合焊電弧壓力明顯高于STIG 和DTIG 焊，且L-DTIG 復合焊高于L-SDTIG 復合焊，計算結果與試驗測得數據一致。這是由于與L-SDTIG 復合焊相比，L-DTIG 復合焊單個電極焊接電流（260 A）較小，由于電弧挺度與電極電流成正相關。在激光作用時，激光更容易克服電弧挺度， L-DTIG 復合焊電弧等離子體的收縮程度大于L-SDTIG 復合焊，電場強度更大；且L-DTIG 復合焊的總焊接電流（520 A）大于L-SDTIG 復合焊（400 A），導致L-DTIG 復合焊的電流強度更大；在兩者共同作用下，使得L-DTIG復合焊電弧壓力明顯高于L-SDTIG 復合焊。電弧等離子體作用于板材，電弧壓力的增大，更有利于在板材表面形成更大的熔深。即在獲得相同熔深的前提下，增大電弧壓力，可提升焊接效率、降低焊接的熱輸入。

綜上所述，由于STIG 焊和DTIG 焊的電弧放電面積大，電弧壓力較小，能量密度較低，熔透6 mm 鈦合金時需要更大的熱輸入，使熔池冷卻速度慢，高溫停留時間長，導致焊縫及熱影響區晶粒粗大，硬度相對較低，焊縫的結合強度相對較弱。激光作用時，L-DTIG 復合焊的變化最為顯著。在L-DTIG 焊過程中，脈沖激光作用于熔池促進了熔池內液態金屬的相互擾動，破碎枝晶，同時激光的誘導放電效應使雙電弧等離子體大幅收縮，電弧壓力增大，能量密度升高，焊接效率提高。較低的熱輸入使熔池冷卻加快，晶粒來不及長大，形成細小的α晶粒，提高了焊接接頭的力學性能。

3結論

（1）在6 mm厚TA 鈦合金焊接中，L-DTIG復合焊具有焊接速度快、熱輸入小、能量利用效率高等優勢。L-DTIG熱輸入僅為605.5 J/mm，為DTIG焊的35.5%，為L-SDTIG復合焊的59.0%；能量利用效率分別是DTIG 焊和L-SDTIG 復合焊的1.67倍和1.71倍。

（2）加入激光后，L-DTIG復合焊熱輸入顯著降低，且脈沖激光攪拌熔池，細化了焊縫及熱影響區的晶粒。從焊縫區到母材硬度呈下降趨勢，焊縫區硬度最高為229.5 HV。拉伸試樣斷裂位置為母材，抗拉強度與母材相當。

（3）激光作用時，電弧能量更加集中。L-DTIG復合焊電弧等離子體的中心導電區在xOz和yOz平面電弧分別收縮51.0%和45.5%，電弧根部作用面積收縮75.0%。L-DTIG復合焊熱源在工件上的電弧壓力為3465 Pa，分別是DTIG焊和L-SDTIG復合焊的4.17和2.25倍。較高的電弧收縮比和電弧壓力可顯著提高焊接效率，降低焊接熱輸入。

參考文獻

［1］陳曦， 姜楠， 畢江， 等.鈦/鋁激光熔釬焊接頭原位TEM 拉伸斷裂行為［J］.焊接學報， 2021， 42（11）：22-28.

［2］ Tricarico L， Brandizzi M， Satriano A A. CO2 laser-MIG hybrid welding of titanium alloy［C］//AMPT 2009-Advances in Material Processing Technoligies. Kuala Lumpur， Malaysia， 2009.

［3］牟剛， 華學明， 徐小波， 等.8 mm 厚TC4鈦合金TIG、MIG 焊接工藝及性能對比研究［J］.電焊機， 2020， 50（4）：70-74.

［4］Chen Y， Zhang K， Xue H， et al.Study on laser welding of a Ti-22Al-25Nb alloy： microstructural evolution and high temperature brittle behavior［J］.Journal of Alloys & Compounds， 2016， 681：175-185.

［5］Zhang M， Tang K， Zhang J， et al.Effects of processing parameters on underfill defects in deep penetration laser welding of thick plates［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2018， 96：491-501.

［6］牛小男， 崔麗， 王鵬， 等.鎳鋁青銅過渡層對鈦合金/不銹鋼異種材料激光焊接頭組織與力學性能的影響［J］.焊接學報， 2022， 43（1）：42-47.

［7］Tian D， Gao Z， Wang F， et al.The porosity formation mechanismin the laser-welded butt joint of 8 mm thickness Ti-6Al-4V alloy：Effect of welding speed on the metallurgical pore formation［J］.Modern Physics Letters B， 2020， 34（4）：566-578.

［8］黃瑞生， 楊義成， 蔣寶， 等.超高功率激光-電弧復合焊接特性分析［J］.焊接學報， 2019， 40（12）：73-77，96.

［9］Zeng Huilin， Xu Yuanbin， Wang Changjiang， et al. Research on laser-arc hybrid welding technology for long-distance pipeline construction［J］.China Welding， 2018， 27（3）：53-58.

［10］Liu L， Li C， Shi J. Analysis of energy utilisation efficiency in laser-GTA hybrid welding process［J］.Science & Technology of Welding & Joining， 2014， 19（7）：541-546.

［11］Turichin G， Tsibulsky I， Somonov V， et al. Laser-TIG welding of titanium alloys［J］.IOP Conference Series： Materials Science and Engineering， 2016， 142（1）：1757-1765.

［12］史吉鵬， 王紅陽， 楊林波， 等.鈦合金激光-TIG 復合焊接保護狀態對焊縫成形及性能影響［J］.焊接學報， 2017， 38（2）：61-65.

［13］Brandizzi M， Mezzacappa C， Tricarico L， et al.Optimization of Ti6Al4V titanium alloy laser-arc hybrid weld parameters［J］.Welding International， 2011， 26（12）：1-9.

［14］史吉鵬.鈦合金低功率脈沖激光調控電弧焊接物理機制及工藝研究［D］.大連：大連理工大學， 2019.

［15］Leng X， Zhang G， Wu L. The characteristic of twin-electrode TIG coupling arc pressure［J］. Journal of Physics D Applied Physics， 2006， 39（6）：1120-1126.

［16］安藤弘平， 長谷川光雄.焊接電弧現象［M］.施雨湘， 譯.北京：機械工業出版社， 1985.

楊環宇簡介：博士研究生；主要從事激光-多電弧復合熱源物理機制及工藝研究； yanghuanyuyhy@163.com。

劉黎明簡介：通信作者，博士，教授，博士研究生導師；liulm@dlut.edu.cn。