引言
相比于钨极氩弧焊(Tungsten InertGas，TIG)等传统焊接方法，激光焊接具有焊接速度快、加热迅速、热影响区小以及对材料热损伤小等优势，尤其适用于钛合金薄板的连接。然而，即便在优化焊接参数条件下，接头仍存在应力集中及组织不均匀等典型冶金缺陷。针对这些问题，超声冲击处理(Ultrasonic Impact Treatment，UIT)技术展现出显著改善作用。UIT通过超声波驱动冲击针产生高频微幅振动，向材料表面输入机械能的强化技术[1-3]，振幅通常为10~100μm量级。该过程诱导表层材料发生塑性变形，重构焊接残余应力场:原始拉应力重新分布，并在冲击区域形成梯度压应力层[4-6]。同时，冲击能量造成表层晶粒细化与位错密度提升，形成40~200μm厚的显微组织改性层[7-9]。由此协同提升材料的显微硬度、耐磨性及耐蚀性。相较于其他表面强化技术(例如激光冲击强化、喷丸强化等)，UIT在工程实施层面更具现场优势，已被广泛应用于镁、铝、钛等金属的表面强化领域[10-12]。
曹小建等[13]采用25N冲击载荷和30μm振幅对退火/固溶时效态TC4钛合金实施36000次·mm⁻²的UIT。结果显示:表面形成约40μm塑性变形层，残余压应力增幅显著(未量化)，10⁸周次疲劳强度提高7%~10%，10⁶周次裂纹萌生于表面。丛家慧等[14]采用直径4mm的单针，以2A的电流、20kHz的频率、25μm的振幅冲击参数处理2mm厚TC4焊接接头，发现表面形成20μm塑性变形层(无相变)，硬度提升12%，最大残余压应力为-500MPa，疲劳强度提高210%(裂纹萌生于次表面)。LU JM等[15]为解决CMT电弧增材制造TC4钛合金中拉伸性能的各向异性和晶粒粗大问题，针对增材样件进行了双面超声研究发现，α′马氏体内部形成高密度堆垛层错/位错，抗拉强度与伸长率同步提升，各向异性指数降低。DEKHTYAR A I等通过研究UIT强化对TC4钛合金电子束增材件影响同时结合分子动力学模拟发现，表层形成10μm纳米晶层(α+β+TiO₂)+30~50μm塑性层梯度结构。变形机制为α相片层破碎→孪晶迁移(HCP→BCC可逆转变)。断裂特征表现为非晶剪切带上脆性断口区出现韧性微凸起。综上所述:超声冲击在应力场重构和均匀的塑性变形层有一致性的发现。
区别于曹小建等[13]单点载荷、丛家慧等[14]恒定振幅固定冲击参数，本研究首次将覆盖率(单位面积冲击次数)作为独立变量建立梯度试验组，填补了工艺参数-微观响应定量关系的学术空白。首先对参数优化后的TC4钛合金激光焊接接头实施表面UIT，通过设定不同覆盖率参数梯度，系统表征UIT处理前后接头的显微组织结构演化规律。其次，突破DEKHTYAR A I等[16]仅观察到α相破碎现象，重点揭示覆盖率变量对α/β相界面重构、塑性变形层形成的作用机制;同步开展力学性能测试，定量解析冲击覆盖率对接头强度及塑性的调控机理;结合残余应力场分布测试，阐明UIT引入的梯度残余压应力强化机制。
1、试验过程
1.1 试验材料和设备
采用IPG光纤激光器与ABB六轴机器人系统，对100mm×100mm×3mm固溶态TC4钛合金(成分见表1)实施平板对接激光自熔焊。该合金属于α+β双相体系(微观组织示于图1)，焊接工艺参数基于课题组前期研究成果[17]，经正交试验优化后焊接参数为:激光功率p为2.2kW，焊接速度v为20mm·s⁻¹，离焦量Δf为0。
焊接完成后使用益普科技UIT-300型超声冲击设备处理接头区域。试样经线切割制取、树脂镶嵌后，进行金相(OM，HAL-1000)、扫描电镜(SEM，ZEISS Merlin Compact)、X射线衍射(XRD，NEW SmartLab)等微观表征测试。依据GB/T 2654-2008[18]，采用德国K30S全自动显微硬度计测定TC4钛合金接头横截面硬度，试验载荷500g，保荷时间15s。拉伸测试按ISO4136:2022[19]在SANS万能试验机上执行，恒定速率为2mm·min⁻¹。残余应力值使用IXRD测试仪参照GB/T 7704-2017[20]获取。
表1 TC4钛合金化学成分(%，质量分数)
| Elements | Al | V | Fe | C | N | H | O | Ti |
| Content | 5.970 | 3.930 | 0.086 | 0.007 | 0.006 | 0.012 | 0.150 | Balance |
1.2 超声冲击试验设计
如图2a所示，手持式UIT设备在操作中存在稳定性不足问题，容易导致焊缝表明冲击不均匀。鉴于TC4钛合金激光自熔焊接头表面光洁、易滑且存在下塌特征，若采用单针冲击将加剧不均匀性并诱发冲击缺陷。为此选择半径R=1.5mm的7针冲击头。
此外，超声冲击针与试样接触形式如图2b所示。冲击过程中保持冲击枪体垂直于基板，确保各冲击针接触角度一致。设定UIT参数为:振幅20.0μm，频率20kHz，实施双向匀速冲击，设定起始点→末端→起始点往返为1次冲击周期，并且单周期定义为100%覆盖率。据此设置两组试验:第1组为接头正面100%/200%/300%单面冲击组;第2组为正/背面双面200%冲击组。UIT过程中总冲击时长均控制为10min。通过分析冲击后接头宏观形貌、表面粗糙度、表层显微组织、物相组成及力学性能，探究UIT对TC4钛合金激光焊接头组织性能的影响。
2、结果与讨论
超声冲击作用于材料表面后，其影响随深度呈梯度分布，按作用机制可划分为3个特征区域:A区(纳米晶区，距表面0.01~0.1mm):晶粒显著细化,部分达纳米尺度,耐蚀性与耐磨性同步提升;B区(塑性变形区，距表面1~1.5mm):发生塑性变形并引入高密度残余压应力，有效增强材料疲劳性能;C区(应力松弛区，距表面3~15mm):残余应力较未处理态降低50%~70%，抗变形能力及强度获得改善[21]。
2.1 超声冲击对焊缝成形的影响
图3a和图3b所示分别为2.5kW激光功率、20mm·s⁻¹焊速、0mm离焦量参数下的接头正面与背面形貌，均呈现银白色，表明焊接过程保护良好，无明显氧化迹象。图3c~图3f展示不同覆盖率UIT后表面状态(冲击区宽约1.3mm)。由于TC4表层氧化膜受冲击破裂，UIT区域均显现明显冲击痕纹。覆盖率增加显著改善UIT均匀性:100%覆盖率时仍存在未冲击暗区，如图3c所示，焊趾无冲击痕迹;而300%覆盖率下冲击区亮度显著提升，痕纹分布均匀，焊趾过渡圆滑，且母材未出现明显下塌,表明塑性变形较小。鉴于形貌差异难以定性区分，需结合微观分析深入解析。
图4为通过共聚焦激光扫描显微镜观测得到的UIT后焊缝稳定区形貌。如图4a所示，未冲击接头正面因激光自熔焊特性呈现中心下塌，其与两侧最低点形成显著高度差，焊趾过渡不平滑。如图4b和图4e所示，对比未冲击与200%冲击背面发现，无下塌的背面经冲击后，焊缝金属向母材侧向流动，形貌由拱形转为梯形。如图4c所示，100%覆盖率冲击后，中心区域趋于平缓，高度差缩减，但焊趾仍无冲击迹象。如图4f所示，覆盖率增加至300%，焊缝中心区产生塑性流动并形成挤压隆起，同时，下塌区受冲击面积增大→下塌范围收缩且焊趾过渡平滑化，然而下塌区始终低于母材基准面，残留局部高度差。综上所述，因原始高度差异及正面下塌特征，部分区域仍存在未变形区。为进一步量化表面状态，于焊缝正中心平行测量3组线粗糙度均值，结果如图4g所示。覆盖率增加使粗糙度呈先降后升趋势:未冲击试样表面粗糙度Ra=0.811μm→200%冲击后达最低值0.264μm(降幅67.4%)。该结果表明UIT能有效降低表面粗糙度，进而提升耐磨耐蚀等表面功能特性。
2.2 超声冲击对微观组织的影响
2.2.1 超声冲击对金相组织的影响
图5为距焊缝表面0~1.5mm深度内不同UIT覆盖率的显微组织。如图5a所示，未冲击试样焊缝区可见规则分布的柱状晶，其生长方向均指向焊缝中心并形成明显篮网状组织。如图5b所示，100%覆盖率冲击后产生不均匀塑性变形。如图5c所示，当UIT覆盖率增至200%，高能振动波促使表层柱状晶滑移、挤压致密化，β柱状晶晶界模糊化，部分柱状晶被拉长且丧失原始取向，篮网状结构减少，α′相针状马氏体破碎，冲击能量在表层积聚导致最大塑性变形，随深度增加呈衰减趋势，如图5d所示。不同UIT覆盖率下焊缝中心晶粒尺寸统计如图5e所示，平均晶粒尺寸随覆盖率增加显著减小，从未冲击态的396.78μm降至300% UIT覆盖率时的263.44μm,降幅达到33.60%。该细化机制源于表层柱状晶相互挤压引发的塑性流动。
2.2.2 超声冲击对物相组成的影响
图6呈现不同覆盖率UIT的焊缝中心SEM形貌。如图6a所示，100%覆盖率未形成明显塑性变形层，变形机制以滑移为主(滑移系激活不足)。如图6b和图6c所示，200%~300%覆盖率出现10~30μm塑性变形层，且300%覆盖率时厚度更大，特征性"凹"型轮廓密度增加且分布均匀(300%覆盖率时更显著)，塑性流变特征显著(正向挤压+剪切协同作用)，变形层组织致密化。微观机制演变显示，随覆盖率增加:位错滑移与孪晶共同主导→β柱状晶滑移系完全激活;变形层增厚→晶内位错密度剧增→深层变形能垒升高→变形速率下降。
图7对比未冲击与300%UIT覆盖率后焊缝表层(0~40μm深度)微观形貌。如图7a所示，未冲击态呈现典型针状马氏体结构，α相细长且呈平行/交错定向分布。300%覆盖率冲击态形成显著塑性流变层，α相发生弯曲与破碎，破碎α相呈随机非等轴分布，晶体取向随机化，如图7b所示。综上所述，其微观机制为高能振动波诱发位错滑移→α相弯曲→进而解理破碎。
图8通过EDS线扫描揭示焊缝中心区元素分布演变(扫描深度:0~2mm)。其共性特征为Ti、Al、V沿深度梯度分布一致，三元素特征X射线强度均向表面方向递减(表面处强度最低)。不同UIT处理(覆盖率达100%~300%)未改变元素分布趋势，元素再分布现象未出现，其机制阐释如下:作为冷加工技术，UIT能量通过冲击针机械传递，在诱导表层组织结构演变过程中无显著热效应，因此元素扩散被抑制。
图9为XRD相组成与晶格响应分析。如图9a所示，未冲击与不同UIT覆盖率试样(100%~300%)衍射谱均仅呈现α-Ti相峰，无新生相衍射峰，因此UIT不改变焊缝相组成。原因是，TC4熔点大于1600℃，属于典型高熔点金属，但是UIT过程本质属于冷加工，产生的热输入不足以引发相变。如图9b所示，UIT后，α(100)/(002)/(101)晶面衍射峰呈现系统性布拉格角负向偏移，此现象归因于塑性变形诱导的晶格重取向机制:超声冲击引发焊缝表层柱状晶塑性流变→晶粒相互挤压→驱动α-Ti晶粒协同转向。同步观测到三强峰半高宽(Full Width at Half Maximum，FWHM)显著增大，其演化受双因素耦合调控:首先是残余应力场逆向重构(拉应力→压应力转化);其次是表层显微组织细化(位错增殖诱导亚晶形成)。该响应模式在100%~300%覆盖率组别中均呈现一致性规律。
2.3 超声冲击对力学性能的影响
2.3.1 超声冲击对显微硬度的影响
图10为未冲击试样与不同覆盖率UIT后的焊缝中心的显微硬度分布图。原始态焊缝中心显微硬度基准范围为352~360 HV0.5,经100%覆盖率的UIT后表层材料未见明显硬化;当覆盖率提升至200%，在0~1mm深度区间产生梯度硬化响应，且强化率随距表面深度增加呈衰减特性，平均硬度达367.4HV0.5(增幅达到3.50%);当覆盖率增至300%，硬化层深度扩展至1.2mm，平均硬度提升至374.2HV0.5(增幅+5.40%)。该硬化机制源于UIT诱导的表层晶粒细化与塑性变形协同作用:塑性变形驱动位错密度增殖→位错在晶界处塞积→增强滑移阻力→最终形成表层硬化效应。
2.3.2 超声冲击对拉伸性能的影响
图11a展示了不同UIT覆盖率条件下试样的静载拉伸性能。单面100%UIT覆盖率为No.1、单面200%UIT覆盖率为No.2、双面200%UIT覆盖率为No.3以及单面300%UIT覆盖率为No.4。UIT后接头的强度呈现非单调变化。未冲击试样的平均抗拉强度为1012.0 MPa。然而，100%UIT覆盖率试样的强度显著降低至918.5MPa，且数据离散度较大，表明该覆盖率未能实现焊缝区域均匀强化，局部冲击缺陷导致强度下降。随着UIT覆盖率提升，强度明显恢复。300%UIT覆盖率试样的平均强度回升至1034.2MPa，超过了原始母材强度。图11b的拉伸断裂宏观形貌显示:未冲击试样断裂于母材，而所有经UIT处理的试样均于焊缝区域断裂。塑性变化趋势与强度不同。未冲击试样的断后伸长率为9.63%。经过UIT后，断后伸长率先下降后提升，200%双面UIT与300%单面UIT试样数值相当(分别为5.23%和5.42%)。该现象归因于UIT诱导的表层晶粒细化及大量位错塞积，限制了材料横向塑性变形能力，导致强度强化与塑性降低协同出现。
[图片位置]
2.3.3 超声冲击对残余应力的影响
采用XRD残余应力分析仪测定UIT前后TC4钛合金激光自熔焊对接板中的残余应力，测点布局如图12所示。样品的测试区域选取在焊缝中部稳态区。在垂直于焊缝(X向)和平行于焊缝(Y向)的路径上各布置5个测点，相邻点间距为2mm。测量内容包括焊态板件正面的横向(垂直焊缝)和纵向(沿焊缝)残余应力分布。
图13a展示了UIT前后垂直于焊缝方向(X向)焊接接头残余应力演变规律。初始态材料呈现整体残余拉应力分布，其中中心区域应力值最低(约180MPa)，远离焊缝后两侧拉应力分别达到287和290MPa。UIT后应力分布的整体趋势与焊缝平行方向(Y向)基本一致。以中心测点为例，其残余应力随UIT覆盖率的提升急剧降低。区别于Y向特征的是，X向路径中远离中心的两端点应力降幅显著弱于中心区域。这归因于边缘位置未受直接冲击，导致应力松弛效应受限。图13b显示了沿焊缝方向(Y向)的残余应力分布。整体表现为拉应力状态，中间位置拉应力为180MPa，且在测试范围内未表现出显著分布规律。经不同覆盖率UIT处理后，焊接残余拉应力均转化为压应力，且压应力幅值随UIT覆盖率增加而增大。100%UIT覆盖率处理时，局部区域仍存在残余拉应力，最大压应力为-112MPa;200%UIT覆盖率下压应力进一步强化，平均达-198.5 MPa;300%UIT覆盖率时最大压应力达-433 MPa(位于中心)，但同时存在-122 MPa的低压应力点(高于100%覆盖率的峰值)。这种现象源于超高覆盖率导致表层局部塑性变形饱和，应力重分布使得部分区域压应力增幅受限。
3、结论
(1) UIT导致焊缝中心及焊趾区发生明显塑性变形。接头中心高度降低，使两端下塌区域受冲击面积增大而下塌程度减弱;焊趾经冲击后形成平滑过渡。焊缝中心表面粗糙度随冲击覆盖率增加呈先减后增趋势，但整体低于处理前水平。
(2) UIT促使焊缝中心柱状晶滑移与相互挤压，实现晶粒细化(尺寸随覆盖率递增而减小)。材料表层生成10~30μm塑性变形层，其α相因塑性流动发生弯曲和破碎。元素分布及相组成未发生改变，但α-Ti衍射峰出现位移与宽化。
(3) 表层显微硬度提升3.50%~5.40%，影响深度≤1.2mm。抗拉强度增幅有限，但断后伸长率显著下降，断裂位置由母材转移至焊缝区，呈现脆性断裂模式。
(4) 未冲击态接头整体呈现残余拉应力分布，中心区域应力值最低，仅180MPa，远离焊缝后两侧拉应力分别达到了287和290 MPa。100%UIT时，局部区域仍存在残余拉应力，最大压应力为-112 MPa;200%UIT下压应力进一步强化，平均达-198.5 MPa;300% UIT时最大压应力达-433 MPa(位于中心)，但同时存在-122 MPa的低压应力点。
参考文献
[1] CHEN T Y, WANG Z Y, PANG X T, et al. The effect of laser oscillating welding on formation and properties of titanium alloy[J]. Surface Review and Letters, 2025, 32(3): 1191.
[2] 蔡旭阳. TC11钛合金超声冲击-电磁复合场微观组织演化规律及高周疲劳性能研究[D]. 武汉: 武汉理工大学，2023.
CAI Xuyang. Study on the microstructure evolution and high cycle fatigue performance of TC11 titanium alloy under ultrasonic impact electromagnetic composite field[D]. Wuhan: Wuhan University of Technology, 2023.
[3] 徐永臻. 超声冲击对钛合金激光焊接接头性能的影响[D]. 沈阳: 沈阳航空航天大学，2022.
XU Yongzhen. The effect of ultrasonic impact on the performance of titanium alloy laser welded joints[D]. Shenyang: Shenyang University of Aeronautics and Astronautics, 2022.
[4] 马腾. 超声冲击改善TA15钛合金板材焊接接头残余应力分布的研究[D]. 北京: 北京有色金属研究总院，2016.
MA Teng. Research on the improvement of residual stress distribution in TA15 titanium alloy sheet welding joints by ultrasonic impact[D]. Beijing: Beijing Nonferrous Metals Research Institute, 2016.
[5] 查旭明，袁智，秦浩，等. 钛合金超声冲击强化研究现状及发展趋势[J]. 中国机械工程，2023，34(19): 2269-2287.
CHA Xuming, YUAN Zhi, QIN Hao, et al. Research status and development trend of ultrasonic impact strengthening of titanium alloys[J]. China Mechanical Engineering, 2023, 34(19): 2269-2287.
[6] ALEXEY V P, MARINA S K, ANDREY I D, et al. The effect of ultrasonic impact treatment on deformation and fracture of electron beam additive manufactured Ti-6Al-4V under uniaxial tension[J]. Materials Science and Engineering: A, 2022, 832(C): 142458.
[7] 方洪渊. 焊接结构学[M]. 北京: 机械工业出版社，2017.
FANG Hongyuan. Welding Structures[M]. Beijing: China Machine Press, 2017.
[8] JI X L, JIN J, LAI Y B, et al. Ultrasonic impact treatment of Ti-based amorphous alloy: Improved tribological performance in air and 3.5% NaCl solution[J]. Surface and Coatings Technology, 2023, 469: 129798.
[9] LIU X, YIN S Q, ZHANG G Z, et al. Effect of interlayer ultrasonic impact on the microstructure, mechanical and corrosion properties of wire arc additive manufacturing AZ31 Mg alloy thin wall[J]. Journal of Materials Research and Technology, 2024, 33: 180-192.
[10] CASTILLO-MORALES M, BERBER-SOLANO T P, SALAS-ZAMARRIPA A, et al. Effectiveness of the ultrasonic impact treatment in the retardation of the fatigue crack growth for 2024-T3 Al alloy components[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2020, 108(1): 157-165.
[11] CONG J H, LIU Z, ZHOU S, et al. Predicting fatigue life and crack growth rate of TC4 titanium alloy based on PINN before and after ultrasonic impact treatment[J]. Engineering Failure Analysis, 2024, 166: 108875.
[12] PEREVALOVA O B, PANIN A V, KAZACHENOK M S, et al. Effect of ultrasonic impact treatment on microstructure and fatigue life of 3D printed Ti-6Al-4V titanium alloy[J]. Physics of Metals and Metallography, 2023, 124(10): 1059-1065.
[13] 曹小建，片英植，金江，等. 超声冲击强化对TC4钛合金拉压疲劳性能的影响[J]. 中国表面工程，2017，30(2): 48-55.
CAO Xiaojian, PIAN Yingzhi, JIN Jiang, et al. The effect of ultrasonic impact strengthening on the tensile and compressive fatigue properties of TC4 titanium alloy[J]. Chinese Journal of Surface Engineering, 2017, 30(2): 48-55.
[14] 丛家慧，徐永臻，王磊，等. 超声冲击对TC4钛合金激光焊接接头疲劳性能的影响[J]. 稀有金属，2022，46(11): 1414-1421.
CONG Jiahui, XU Yongzhen, WANG Lei, et al. The effect of ultrasonic impact on the fatigue performance of TC4 titanium alloy laser welded joints[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2022, 46(11): 1414-1421.
[15] LU JM, ALEXANDROV I V, LUO K Y, et al. Microstructural evolution and anisotropic regulation in tensile property of cold metal transfer additive manufactured Ti6Al4V alloys via ultrasonic impact treatment[J]. Materials Science and Engineering: A, 2022, 859: 144177.
[16] DEKHTYAR A I, MORDYUK B N, SAVVAKIN D G, et al. Enhanced fatigue behavior of powder metallurgy Ti-6Al-4V alloy by applying ultrasonic impact treatment[J]. Materials Science and Engineering: A, 2015, 641: 348-359.
[17] 贡一峰，李敬勇，林靖宇，等. 基于正交试验的TC4钛合金激光焊工艺优化研究[J]. 精密成形工程，2024，16(5): 11-20.
GONG Yifeng, LI Jingyong, LIN Jingyu, et al. Research on laser welding process optimization of TC4 titanium alloy based on orthogonal experiment[J]. Precision Forming Engineering, 2024, 16(5): 11-20.
[18] GB/T 2654-2008，焊接接头硬度试验方法[S].
GB/T 2654-2008, Hardness test method on welded joints[S].
[19] ISO 4136: 2022, Destructive tests on welds in metallic materials-Transverse tensile test[S].
[20] GB/T 7704-2017，无损检测 X射线应力测定方法[S].
GB/T 7704-2017, Non-destructive testing-Practice for residual stress measurement by X-ray[S].
[21] 曲宏韬. 随焊超声冲击设备的研制及超声冲击作用机理研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学，2014.
QU Hongtao. Development of ultrasonic shock equipment for welding and study on the mechanism of ultrasonic shock[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2014.
（注，原文标题：超声冲击处理对TC4钛合金激光焊接头组织调控和性能强化的影响_张强勇）
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