低功率脉冲激光诱导电弧复合仰焊工艺适应性研究*

0 前 言

近年来， 伴随着中国工业化的快速发展， 对石油、 天然气等能源的需求与日俱增， 管道运输在西气东输等工程中获得了广泛的应用。 其中，管道焊接技术成为影响施工效率、 经济效益以及工程质量安全的关键性因素

。 由于管道野外施工实地条件的限制， 全位置自动化焊接技术的需求越发迫切。 仰焊位置是全位置焊接操作中难度最大的位置， 熔池受重力显著影响， 存在下坠现象， 冷却速度较慢， 易造成背部焊缝凹陷、 未熔合、 正面焊缝起脊、 咬边等焊接缺陷

。

目前， 国内外科研工作者针对管道全位置焊接工艺提出的建议可归纳为两种： 一种是熔池快速凝固， 即减小热输入、 加快冷却， 抑制熔池金属流淌， 包括短路过渡

、 STT 根焊

等； 另一种是熔池稳定成形， 即通过其他作用力来减小重力的影响， 使熔池受力平衡， 促进焊缝的稳定成形， 包括外加磁场

、 旋转电弧

、 电涡流力

等。 但是， 现有工艺尚无法完全解决重力对熔池形态影响的问题， 进行工程推广使用比较困难

。 激光-电弧复合焊技术作为当前一种高效优质的焊接新技术， 具有高速、 高效、 高稳定性、 低变形、 易控制焊缝成形与接头性能、 接头间隙桥接能力强等技术优势， 具有广阔的工程应用前景

。 德国VIETZ 公司、 美国EWI、英国焊接研究所等都相继开展了大功率激光-电弧全位置复合根焊焊接试验研究， 发现复合焊接可以大幅增加焊缝坡口钝边尺寸和焊缝熔深，获得更高的焊接质量、 焊接效率与接头性能

。国内中石油管道局模拟管道全位置焊接的5 个特征点， 包括平焊、 立焊、 斜向上焊、 斜向下焊和仰焊等， 对X80 钢对接焊缝的激光- MAG 复合根焊焊接技术进行研究， 结果发现钝边为8 mm厚时依旧可以在根部获得良好的焊缝成形

。管道野外焊接施工条件复杂， 坡口加工和装配精度对自动化焊接技术的工艺参数适应性提出了严格要求， 但目前关于管道自动化焊接工艺适应性的研究鲜有报道。

低功率激光诱导电弧复合焊接技术是一种以电弧为主、 激光辅助的低能耗高效焊接技术， 利用激光对电弧的诱导和压缩作用， 能够有效调控焊接熔池受力状态进而改善焊缝成形

。 本研究以X70 管线钢为研究对象， 重点开展低功率激光诱导电弧复合仰焊焊缝成形行为及工艺适应性研究， 为管道自动化焊接技术及装备开发提供支撑。

1 试验条件

本试验选用厚度为4 mm 的X70 管线钢钢板作为焊接母材， 尺寸为300 mm×100 mm×4 mm。填充焊丝采用直径1 mm 的ER70S-G 气体保护焊丝， 属于Si-Mn-Ti 合金系焊丝。 待焊母材与填充焊丝中的S、 P 等杂质含量极少， 母材及焊丝化学成分见表1。

本试验中， 采用焊接设备为熊谷DPS-500A型MAG 焊机， Trupulse 556 型旁轴式低功率YAG 脉冲激光器以及FANUC 六轴焊接工业机器人， 三者共同构成激光诱导熔化极活性气体保护焊（MAG） 复合仰焊平台， 如图1 所示。

在焊接过程中， 使焊枪向上垂直于待焊试样表面， MAG 电弧焊枪与YAG 激光束成45°夹角；采用激光在前、 电弧在后的方式， 由低功率激光诱导电弧完成焊接， 焊接装置如图2 所示。

对比两种热源模式下的试件， 发现在同样实现全熔透时， 加入脉冲激光可以适当降低所需电流参数， 并且在电流较大时， 能有效抑制背面焊缝内凹， 使得试样能适应更高的热输入。 当单MAG 电流参数为200 A 时， 焊缝未熔透； 而电流参数为220 A 时， 焊缝背面出现严重内凹。 可以得出， 单MAG 电弧热源的电弧电流理想参数为210 A， 且参数敏感， 对参数调控精度要求较高， 适应性较差。 而复合热源中， 由于低功率脉冲激光与电弧的耦合作用， 使得理想电弧电流的参数区间为180 ～230 A， 如图6 所示。

书法教育需要薪火相传。在书法教育的师资力量的培养中，更需要与时俱进地培养书法教育的创新型人才，不断引入“活水”，引导书法教育走向崭新的教育天地。在对书法的师资培养中，要注重从师范教育入手，夯实师范教育。从幼儿教师的书法培训作为起点，不断推进小学教师的师资培养，都要与时俱进地进行相关的师资培训，努力将教师的书法水平，提高到崭新的阶段。在师资培养中，注重“老、中、青三代的传递式”的师资培养模式，不断引导青年教师继承先进的教育理念，实现创新。

从不同激光参数下的复合焊接试样中取样，进行背弯试验， 弯曲性能试验结果如图9 所示。 由图9 可知， 由于存在熔池塌陷等缺陷，激光峰值功率为5 kW 时接头的最大弯曲载荷明显低于其余激光参数得到的试样； 激光参数不稳定区间临界值4 kW 对应接头的最大弯曲载荷为7 778 N， 相比于无内凹试样的平均最大弯曲载荷8 060 N， 数值较小。

顾盼要陪她，她不肯。明知道罗漠不会来，素不相识的一个ID，随口说出的一个玩笑，谁会当真呢。可她还是来了，傻傻地等，她忍不住想，罗漠总是和别人不同的，他那么深情，那么独特，他可以代替死去的女友看韩剧，也许也可以陪一个陌生的女孩看月亮。

I——焊接电流；

相比于单MAG 焊接， 由于电弧在复合焊过程中对试件进行预热， 降低了材料对激光反射，因此激光热源效率取值0.7， MAG 电弧热源效率取值0.8

。

因沥青公路易受雨水侵蚀，所以需积极加强对其防护，在铺设完成之后，施工技术人员需反复用沥青及时地在公路两侧进行涂刷，想要达到较好的防雨效果，一般需涂刷3遍以上，不然容易造成塌陷的发生。施工技术人员为了保证公路排水性能，需建造防水性能非常好的盲沟，按照实际情况进行，可对其起到很好的防护作用。不仅如此，为了防止公路路面受到雨水对其侵蚀，进一步提升防水性能，可在公路两旁种植植物。

焊后观察记录仰焊接头双面焊缝宏观形貌，并沿垂直于焊缝方向截取金相试样， 经打磨、 抛光后， 用4%硝酸酒精溶液腐蚀， 采用MEF-3型光学显微镜观察焊接接头横截面宏观形貌与显微组织； 分别采用DNS-300 和CSS-44100 电子万能试验机进行拉伸试验和弯曲试验， 力学性能测试标准为GB/T 2651—2008 《焊接接头拉伸试验方法》 和GB/T 2653—2008 《焊接接头弯曲试验方法》， 拉伸与弯曲试样具体尺寸分别如图3和图4 所示。

设定仰焊背面焊缝的内凹/余高程度评价指标(R

)， 如图5

所示， 将焊缝母材背面作为基准面， 当R

> 0 时， 背面焊缝高于该平面，以余高的形式呈现； 当R

< 0 时， 背面焊缝低于该平面， 以内凹的形式呈现； R

的绝对值越大， 背面焊缝自由成形的余高或内凹程度随之提高。

2 试验结果与分析

2.1 低功率脉冲激光对仰焊工艺适应性的影响

在对接焊缝仰焊试验中， 保持焊接速度为720 mm/min， 单MAG 热源与激光诱导电弧复合热源采用不同电弧参数得到的背面形貌与横截面形貌见表3， 对比得出不同焊接热源模式下仰焊对接焊缝背部成形的变化规律。

大量研究表明， 当MAG 电弧电流为210 A时， 即焊接热输入为336 J/mm 时， 可以获得焊缝背面全熔透成形， 背部余高为0.14 mm。 但是MAG 焊接参数较为敏感， 当电弧电流减少到200 A时， 即热输入为320 J/mm 时， 背部焊缝成形不连续， 热输入不足， 易出现未焊透缺陷。 当增加电弧电流至220 A 时， 即热输入为352 J/mm 时， 由于热输入过大， 使得焊缝单位长度上焊丝与母材的熔融金属总量增多， 导致仰焊熔池体积与质量增大， 且当前参数下电弧无法对熔池进行有效支撑， 背部易出现内凹缺陷， 焊缝正面则相应产生咬边， 背部内凹深度为0.19 mm。

在已知单MAG 工艺参数的基础上， 引入低功率脉冲激光与MAG 电弧复合。 由表2 和表3 可知， 当电弧电流为210 A、 脉冲激光平均功率为528 W 时， 热输入为367 J/mm， 试件的对接仰焊焊缝背面实现了全熔透成形； 并且相较于单MAG电弧热源， 复合热源得到更大的背部余高。 当电弧电流为180 A、 脉冲激光平均功率为528 W、 热输入为318 J/mm， 以及电弧电流为230 A、 脉冲激光平均功率为198 W、 热输入为380 J/mm 时，均可获得良好熔透成形的仰焊焊缝， 复合焊背部平均余高为0.32 mm。

2.4.2 弯曲试验

选取我院心脏外科2016年6月～2017年6月留置尿管7天以内的患者100例。其中男55例，女45例，年龄21～60岁，先心病30例，瓣膜病40例，冠心病30例，采用随机分原则分为观察组与对照组，各50例。两组患者在一般临床资料比较均无明显差异；差异无统计学意义（P＞0.05）。见表1。

某发电公司现有2台145MW国产循环流化床直接空冷燃煤发电机组，锅炉为东方锅炉厂生产的480t/h超高压一次中间再热CFB锅炉，虽然循环流化床锅炉具有煤种适应性广、运行稳定性高、脱硫效率高等优点，但是锅炉风机耗电率高，致使机组厂用电率偏高是影响循环流化床机组经济性的首要因素。同时，汽轮机采用空冷技术虽然在节水方面无可比拟，但是由于机组背压偏高，而且背压受环境温度影响较大，机组汽耗率、供电煤耗率、厂用电率均高于湿冷机组。

相比于单一电弧热源， 在焊接时加入低功率脉冲激光有助于提高针对错边的焊接工艺适应性， 在热输入增大时， 抑制内凹缺陷的产生， 拓宽电弧电流工艺参数区间， 增加背部余高， 改善仰焊对接焊缝双面自由成形。

2.2 激光热源参数对焊缝成形的影响

表4 显示了低功率脉冲激光诱导电弧复合仰焊过程中， 不同激光功率对仰焊接头焊缝成形的影响规律。 在激光焊接工艺中， 熔深的调控与激光能量密切相关

。 相比于其他参数， 激光脉冲峰值功率在焊接过程中可以快速调整， 便于实现管道全位置自动化焊接的动态调控。 因此， 在电弧电流210 A、 焊接速度720 mm/min时， 保持其余参数不变， 选取6 组不同的激光峰值功率， 进行对比试验， 观察其仰焊接头焊缝成形行为。

在电弧电流等参数固定的前提下， 引入低功率脉冲激光与电弧进行复合作用。 当激光峰值功率为3 kW 时， 仰焊接头焊缝成形得到改善， 背面余高增大。 进一步提高激光峰值功率至4 kW 时， 焊缝背面开始出现内凹缺陷， 正面产生咬边缺陷。 随着激光峰值功率的持续升高， 背部焊缝的内凹缺陷越发显著， 直至激光功率接近5 kW 时， 熔池产生塌陷。 继续增强激光峰值功率， 熔池塌陷随之减少， 继而转变为内凹缺陷， 当功率达到5.5 kW 时， 内凹缺陷渐渐消失。 当激光峰值功率为6～8 kW 时，复合仰焊焊缝成形良好， 可获得理想的焊缝背部余高。 上述分析表明， 4～6 kW 为激光参数成形不稳定区间， 3～4 kW 和6～8 kW 为激光参数成形稳定区间， 4 kW 与6 kW 两个参数为区间临界值。 当电弧参数一定时， 改变激光峰值功率， 对熔池稳定性影响显著， 进而改变焊缝形貌。

2.3 工件错边对焊缝成形的影响

在实际工程中， 板材对接装配难以避免出现错边问题， 表5 给出了不同错边量条件下两种焊接热源所获得的焊缝形貌。 由表5 可知， 当错边为0～0.5 mm 时， 激光电弧复合热源相比于单电弧热源， 能抑制背面焊缝内凹， 增加余高， 改善焊缝形貌。 当错边为1～2 mm 时， 随着错边量的增加， 需要大幅提高单电弧电流参数以保证熔透， 大电流导致焊缝底部位置往错边一侧发生明显错位， 且熔池体积增大， 错边接头的高位侧无法对受重力及电弧力作用的液态金属提供有效支撑， 导致液态金属下淌趋势加强。 加入低功率脉冲激光， 可以提高电弧热源能量密度， 降低所需的电流参数， 大大降低热输入过大而带来的熔池塌陷的风险， 激光对于电弧参数的降低效果随着错边量的增大愈发显著。

2.4 激光参数对焊接接头力学性能的影响

从不同激光参数下的复合焊接试样中取样，分别进行拉伸与背弯力学性能试验， 探究脉冲激光峰值功率的改变以及有无内凹缺陷对仰焊接头力学性能的影响。

2.4.1 拉伸试验

本文设计HPPA对进出库复合作业路径问题进行求解。首先，在PPA中融入GA的交叉算子，通过交叉的方式不断产生新解，避免算法过早收敛;其次，为降低k-opt交换方法的复杂度，通过将固定边界的复杂交换转换为固定边界的随机乱序，在保证全局搜索能力的同时简化算法过程。算法流程如图5所示。

从不同激光参数下的复合焊接接头中取样，进行拉伸性能试验， 试验结果如图7 所示。 由图7 可知， 激光参数不稳定区间 （5 kW） 中，产生熔池塌陷的试样的抗拉强度为561 MPa，与其余参数所对应的焊接接头之间存在显著差距， 明显低于母材的平均抗拉强度 （671 MPa），而激光参数不稳定区间临界值 （4 kW） 对应的试样， 虽然焊缝存在一定内凹缺陷， 其抗拉强度为659 MPa， 略低于其余试样。

图8 显示了不同激光峰值功率试样的拉伸断裂位置， 单MAG 仰焊接头断裂于热影响区， 除了存在严重缺陷的复合仰焊接头断裂于焊缝位置外， 其余所有复合仰焊接头均断裂于热影响区。经计算得到激光参数稳定区间对应的接头试样的平均抗拉强度为673 MPa。 拉伸试验结果表明，无论复合热源仰焊焊接接头试样是否存在内凹，均具备与母材相当的拉伸强度。

工作上，遇到难题要想办法解决；生活上，孩子哭了要想办法逗乐；父母面前，需要你照顾的时候要想尽办法有求必应。你不能在孩子嚎啕大哭的时候，跟着孩子一起哭，更不能在父母需要你的时候，丧气落泪。

本试验设计中， 对接板材装配间隙为1 mm，MAG 焊丝与YAG 激光束在试件表面焦点距离为1 mm， 离焦量为0， MAG 焊枪导电嘴至焊件表面之间的焊丝干伸长为14 mm， 保护气体使用82%Ar 和18%CO

的富氩混合气体， 保护气流量为25 L/min。

S——激光作用面积；

2.5 低功率脉冲激光诱导电弧仰焊熔池受力分析

在复合仰焊过程中， 对焊缝背面瞬时熔池进行受力分析， 如图11 所示。 竖直方向上熔池主要受电弧压力P

， 熔池金属重力F

， 上下两个表面分别产生的表面张力P

、 P

， 熔池壁对熔池的粘滞力F

及激光的烧蚀压强P

共同作用

。仰焊位置的主要不利因素为重力F

， 熔池存在向下淌的显著趋势， 依靠电弧与激光的向上分力进行抵消。

式中： P

——上下表面张力P

、 P

的合力；

选取两个试样的背弯曲线， 对比有无内凹缺陷的两种复合仰焊接头， 如图10 所示。 从图10可以看出， 当弯曲角度接近180°时， 存在内凹的复合仰焊试样在表面产生弯曲裂纹， 而无内凹试样表面则呈现光亮色泽， 未发现弯曲裂纹等缺陷。 背弯曲线表明， 两种弯曲试样的弯曲载荷随时间的延长而持续增大， 共分为三个阶段： 前期为快速上升阶段， 时间最短， 曲线斜率最大； 中期为平缓上升阶段， 消耗时间最长， 上升趋势较为缓慢； 后期为持续攀升阶段， 上升趋势再度增大， 持续靠近弯曲载荷最大值。 有内凹试样在持续攀升阶段， 上升趋势明显更陡， 比无内凹试样更快到达最大弯曲载荷， 但其数值较小， 会降低复合仰焊焊接接头的最大弯曲载荷。

（6）严重的皮肤黏膜病变：阿昔洛韦10 mg/kg，每8小时1次，静脉滴注，病情稳定后伐昔洛韦1 g，3次/d，口服，直到所有病变消失。

μ——常数；

试验选用激光器脉冲持续时间为3 ms， 脉冲频率为22 Hz， 焊机电压为24 V。 本研究在前期获得单电弧热源参数区间的基础上， 进一步通过灵活调控激光功率， 得到复合热源的电弧参数区间进行对比。 同时保持电弧电流不变， 探究不同激光参数对复合热源工艺适应性的提升。 主要的焊接试验参数见表2， 其中P 为激光平均功率，P

为激光峰值功率， v 为焊接速度， I 为电流，Q 为热输入。

R——熔池曲率半径。

激光烧蚀压强与激光能流密度成正比

，能流密度=能量密度 （激光功率除以光斑面积，W/cm

） ×波速， 因此激光功率越大， 烧蚀压强越高。 由于离焦量一定， S 为固定常数。

结合实际的改扩建施工方案，对交通量和现有的通行现状进行调差，充分考虑施工单位的实际需求以及道路使用者的实际需求，确定最终的交通组织总方案。根据交通组织原则，在对施工过程进行管理的过程中，应综合考虑实际交通量大小及项目工程的具体情况，以降低对交通安全影响为目标，确定最为合理的改扩建施工方案。

熔池所受重力大小主要由熔池体积决定。 由公式（2）可知， 只有5 个力平衡时， 仰焊熔池才能保持稳定， 得到成形良好的背面焊缝。 传统的单MAG 热源能量密度较低， 穿透力不足； 为保证充分熔透， 采用的热输入量较大， 导致熔池体积偏大， 熔池中的熔融金属极易向重力方向流动， 导致焊缝背面填充金属不足， 从而易产生内凹缺陷

。 复合热源中激光的作用就是利用其穿透能力强、 变形小等特点， 保证焊缝的熔透， 并且提供激光压力抵消重力， 抑制内凹缺陷， 改善成形。 试验结果表明， 复合热源中激光诱导电弧集中， 在电弧电流较小（试样d） 时保证熔透充分， 同时显著减小熔池体积， 进而减小熔池重力F

； 在电弧电流较大 （试样f） 时， 激光热源产生烧蚀压强P

， 提供向上冲击力的增量大于熔池重力的增长， 进而有效抑制背面焊缝金属冷凝过程中内凹缺陷的产生， 为激光的加入提高工艺适应性提供有力依据。 当存在错边时， 接头背部熔池受支撑不平衡， 更易产生内凹， 复合热源中激光穿透性强， 烧蚀压强P

作用于背部熔池进而改善形貌、 增加背面余高； 当错边过大时， 熔透困难， 所需电弧电流大大增加， 加入激光耦合电弧有助于减小电流， 降低热输入过大所造成的熔池塌陷风险， 使焊接过程中对于错边的有更强的适应能力与稳定性。 熔池瞬时横截面积越大， 其曲率半径R 越大。 由公式 （3） 可知， 熔池曲率半径越大， 电弧压力P

越小， 熔池重力F

显著增大。 因而， 保持电弧参数不变， 逐步提高激光功率， 激光烧蚀压强P

增大； 热输入增大， 熔池体积增加， 导致电弧压力P

减小， 熔池重力F

增大。 由于P

·S + P

向上合力的增长速度与F

不利因素的增长速度不匹配， 产生了激光参数成形不稳定区间， 所以单独调控激光功率能对焊缝成形产生显著影响。

有研究表明术前长时间禁食并不能降低术后并发症的发生，反而会引起胰岛素抵抗和饥渴、焦虑等不适。美国及欧洲麻醉学会均推荐术前6 h自由进食，术前2 h饮清水或术前2～3 h口服含碳水化合物的饮品，此举有利于应对手术应激，减少手术及饥饿引起的胰岛素抵抗，减少患者术前饥渴及焦虑，减少术后氮及蛋白质的丢失，更好地维持瘦肉质群及肌肉强度，缩短住院时间[1]。所以对术前无胃肠动力障碍或肠梗阻等的患者，术前禁高脂高蛋白食物8 h，禁固体食物6 h，禁饮清流质2 h并不会增加术后并发症[12]。但肥胖及糖尿病患者缺乏相关证据支持。

3 结 论

（1） 采用MAG 电弧热源得到的X70 管线钢仰焊优化参数为电弧电流210 A、 焊接速度720 mm/min； 采用低功率激光诱导电弧复合焊接热源， 在相同焊接速度和激光功率下， 电弧电流优化区间为180～230 A， 可显著提高仰焊工艺参数适应性。

（2） 采用激光诱导电弧复合热源， 当电弧电流为210 A、 焊接速度为720 mm/min 时， 激光参数变化对焊缝成形影响显著； 4～6 kW 为激光参数成形不稳定区间， 焊缝成形较差； 3～4 kW和6～8 kW 为激光参数成形稳定区间， 焊缝正背面成形良好。

（3） 当装配错边量为0～0.5 mm 时， 复合热源可以抑制焊缝背面内凹， 改善焊缝形貌； 当装配错边量为1～2 mm 时， 有助于减小电流， 降低熔池塌陷的风险， 提高错边条件下的成形稳定性。 错边量越高， 改善效果越显著。

（4） 对不同激光参数条件下， 存在内凹与无缺陷的复合仰焊焊接接头平均抗拉强度分别为659 MPa 和673 MPa， 与母材平均抗拉强度一致， 表明仰焊接头具有良好的抗拉强度。 在弯曲试验中， 当弯曲角度接近180°时， 无缺陷试样的最大弯曲载荷为8 060 N； 背面存在内凹的弯曲试样以更大速率达到最大弯曲载荷， 其最大弯曲载荷为7 778 N， 相对削弱了其弯曲性能。

（5） 激光诱导电弧热源中激光提供了竖直向上的激光冲击力， 且能量密度高、 穿透性强， 在电弧参数减小时增加熔透， 电弧参数增大时抵消重力。 因此， 加入激光有助于拓展焊接参数适应性区间， 提高工艺适应性与稳定性。

[1] 李宪政. 长输管线高效焊接技术及焊机特点[J]. 焊接技术，2000，29（S1）：34-36.

[2] 皮亚东，徐欣欣，董志强，等. 油气管道内焊机打底+激光-电弧复合根焊工艺[J]. 油气储运，2019，38（1）：98-102.

[3] IRVING R R.Cored fine wire solves cold shut problems[J].Irog Age, 1972，209（8）：63-64.

[4] TIEN T T. The first industrial applicaition of self-adaptive MAG STT welding with laser-assisted joint tracking[J].Welding and Cutting, 2007, 6（3） :150-156.

[5] MOTOMI K，KEIICHIRO H，KATSUHIKO N. Welding apparatus with shifting magnetic field：US4190760 [P].1980-08-25.

[6] 许威，刘学，方洪渊，等. 基于电磁力随焊控制残余应力和变形的可行性分析[J]. 焊接学报，2008，29（8）：65-68.

[7] 陈树君，卢振洋，任福深，等. 管道全位置自动焊机的专用电源及焊接工艺[J]. 焊接学报，2009，30（2）：13-16.

[8] LEI Z L，TAN C W，CHEN Y B，et al. Microstructure and mechanical properties of fiber laser-metal active gas hybrid weld of X80 pipeline steel[J]. Journal of Pressure Vessel Technology，2013，135（1）：011403.

[9] 岳建锋，李亮玉，姜旭东，等. 全位置MAG 焊缝成形控制 技 术 及 研 究 进 展[J]. 中国机械工程，2012，23（10）：1256-1259.

[10] 李晓娜. 复合激光焊的实际应用[J]. 现代焊接，2008（8）：28-31.

[11] 雷振，徐良，徐富家，等. 激光-电弧复合焊接技术国内研究现状及典型应用[J]. 焊接，2018（12）：1-6.

[12] 蔡笑宇，李桓，杨立军，等. 铝合金激光-短路过渡熔化极惰性气体保护焊复合焊焊缝成形改善[J]. 中国激光，2014，41（5）：72-78.

[13] 王晓南，陈长军，朱广江，等. 钢铁材料激光-电弧复合焊接技术研究进展[J]. 激光与光电子学进展，2014，51（3）：59-65.

[14] 胡连海，黄坚，倪慧峰，等. 10Ni3CrMoV 钢T 型接头CO

激光复合焊工艺与组织[J]. 中国激光，2011，38（3）：102-107.

[15] 胡连海, 黄坚, 李铸国. 高功率CO

激光焊接管线钢接 头 的 组 织 与 性 能[J]. 中 国 激 光，2009，36（12)：3174-3178.

[16] 雷正龙，陈彦宾，宋国祥，等. 超低碳贝氏体钢CO

激光-气体金属弧焊复合焊接成形特性[J]. 中国激光，2009，36（11）：3068-3073.

[17] 肖荣诗，吴世凯. 激光-电弧复合焊接的研究进展[J].中国激光，2008，35（11）：1680-1685.

[18] TAVITAS F A，GARCES R J，et al. Hybrid laser arc welding applied in longitudinal joints for hydrocarbon conduction pipes[J].MRS Proceedings，2015（1766）：45-52.

[19] TURICHIN G，KUZNETSOV M，SOKOLOV M，et al.Hybrid laser arc welding of X80 steel influence of welding speed and preheating on the microstructure and mechanical properties[J]. Physics Procedia，2015（78）：35-44.

[20] 雷正龙，檀财旺，陈彦宾，等. X80 管线钢光纤激光-MAG 复合焊接打底层组织及性能[J]. 中国激光，2013，40（4）：79-85.

[21] KEITEL S， NEUBER T J. Laser GMA hybrid girth welding technologies for transmission pipelines[C]//5th Pipeline Technology Conference. [S.l.]：IIW，2010.

[22] 庞丰宇，戴鹏飞，宋刚，等. 管线钢中厚板激光诱导电弧全位置焊接工艺与性能[J]. 焊接技术，2021，50（5）：52-55.

[23] 闫彬，卫英慧，马丽莉. TWIP 钢激光和TIG 焊接接头的组织和性能[J]. 机械工程材料，2013，37（2）：78-81.

[24] GAO X，ZHANG L，LIU J，et al. A comparative study of pulsed Nd：YAG laser welding and TIG welding of thin Ti6Al4V titanium alloy plate[J].Materials Science&Engineering A,2013（559）：14-21.

[25] 赵明，武传松，陈姬. 钨极氩弧焊熔透熔池塌陷倾向的预测[J]. 机械工程学报，2007，43（6）：68-71.

[26] 张迪，赵琳，刘奥博，等. 激光能量对激光焊接接头熔化形状、气孔和微观组织的影响及其调控方法[J]. 中国激光，2021，48（15）：204-217.

[27] 雷正龙，杨雨禾，李福泉，等. X70 钢管道全位置激光-MAG 电弧复合根焊焊缝成形试验研究[J]. 中国激光，2015，42（4）：51-57.

[28] 王文亭，张楠，王明伟. 飞秒激光烧蚀固体靶的冲击压强[J]. 物理学报，2013，62（17）：151-159.

[29] 刘文吉，李亮玉，岳建锋，等. 重力对全位置TIG 焊熔池温度场与流场影响的有限元分析[J]. 焊接学报，2015，36（3）：76-79.