引言
相比于鎢極氬弧焊(Tungsten InertGas，TIG)等傳統(tǒng)焊接方法，激光焊接具有焊接速度快、加熱迅速、熱影響區(qū)小以及對材料熱損傷小等優(yōu)勢，尤其適用于鈦合金薄板的連接。然而，即便在優(yōu)化焊接參數(shù)條件下，接頭仍存在應(yīng)力集中及組織不均勻等典型冶金缺陷。針對這些問題，超聲沖擊處理(Ultrasonic Impact Treatment，UIT)技術(shù)展現(xiàn)出顯著改善作用。UIT通過超聲波驅(qū)動沖擊針產(chǎn)生高頻微幅振動，向材料表面輸入機械能的強化技術(shù)[1-3]，振幅通常為10~100μm量級。該過程誘導(dǎo)表層材料發(fā)生塑性變形，重構(gòu)焊接殘余應(yīng)力場:原始拉應(yīng)力重新分布，并在沖擊區(qū)域形成梯度壓應(yīng)力層[4-6]。同時，沖擊能量造成表層晶粒細化與位錯密度提升，形成40~200μm厚的顯微組織改性層[7-9]。由此協(xié)同提升材料的顯微硬度、耐磨性及耐蝕性。相較于其他表面強化技術(shù)(例如激光沖擊強化、噴丸強化等)，UIT在工程實施層面更具現(xiàn)場優(yōu)勢，已被廣泛應(yīng)用于鎂、鋁、鈦等金屬的表面強化領(lǐng)域[10-12]。
曹小建等[13]采用25N沖擊載荷和30μm振幅對退火/固溶時效態(tài)TC4鈦合金實施36000次·mm?2的UIT。結(jié)果顯示:表面形成約40μm塑性變形層，殘余壓應(yīng)力增幅顯著(未量化)，10?周次疲勞強度提高7%~10%，10?周次裂紋萌生于表面。叢家慧等[14]采用直徑4mm的單針，以2A的電流、20kHz的頻率、25μm的振幅沖擊參數(shù)處理2mm厚TC4焊接接頭，發(fā)現(xiàn)表面形成20μm塑性變形層(無相變)，硬度提升12%，最大殘余壓應(yīng)力為-500MPa，疲勞強度提高210%(裂紋萌生于次表面)。LU JM等[15]為解決CMT電弧增材制造TC4鈦合金中拉伸性能的各向異性和晶粒粗大問題，針對增材樣件進行了雙面超聲研究發(fā)現(xiàn)，α′馬氏體內(nèi)部形成高密度堆垛層錯/位錯，抗拉強度與伸長率同步提升，各向異性指數(shù)降低。DEKHTYAR A I等通過研究UIT強化對TC4鈦合金電子束增材件影響同時結(jié)合分子動力學(xué)模擬發(fā)現(xiàn)，表層形成10μm納米晶層(α+β+TiO?)+30~50μm塑性層梯度結(jié)構(gòu)。變形機制為α相片層破碎→孿晶遷移(HCP→BCC可逆轉(zhuǎn)變)。斷裂特征表現(xiàn)為非晶剪切帶上脆性斷口區(qū)出現(xiàn)韌性微凸起。綜上所述:超聲沖擊在應(yīng)力場重構(gòu)和均勻的塑性變形層有一致性的發(fā)現(xiàn)。
區(qū)別于曹小建等[13]單點載荷、叢家慧等[14]恒定振幅固定沖擊參數(shù)，本研究首次將覆蓋率(單位面積沖擊次數(shù))作為獨立變量建立梯度試驗組，填補了工藝參數(shù)-微觀響應(yīng)定量關(guān)系的學(xué)術(shù)空白。首先對參數(shù)優(yōu)化后的TC4鈦合金激光焊接接頭實施表面UIT，通過設(shè)定不同覆蓋率參數(shù)梯度，系統(tǒng)表征UIT處理前后接頭的顯微組織結(jié)構(gòu)演化規(guī)律。其次，突破DEKHTYAR A I等[16]僅觀察到α相破碎現(xiàn)象，重點揭示覆蓋率變量對α/β相界面重構(gòu)、塑性變形層形成的作用機制;同步開展力學(xué)性能測試，定量解析沖擊覆蓋率對接頭強度及塑性的調(diào)控機理;結(jié)合殘余應(yīng)力場分布測試，闡明UIT引入的梯度殘余壓應(yīng)力強化機制。
1、試驗過程
1.1 試驗材料和設(shè)備
采用IPG光纖激光器與ABB六軸機器人系統(tǒng)，對100mm×100mm×3mm固溶態(tài)TC4鈦合金(成分見表1)實施平板對接激光自熔焊。該合金屬于α+β雙相體系(微觀組織示于圖1)，焊接工藝參數(shù)基于課題組前期研究成果[17]，經(jīng)正交試驗優(yōu)化后焊接參數(shù)為:激光功率p為2.2kW，焊接速度v為20mm·s?1，離焦量Δf為0。
焊接完成后使用益普科技UIT-300型超聲沖擊設(shè)備處理接頭區(qū)域。試樣經(jīng)線切割制取、樹脂鑲嵌后，進行金相(OM，HAL-1000)、掃描電鏡(SEM，ZEISS Merlin Compact)、X射線衍射(XRD，NEW SmartLab)等微觀表征測試。依據(jù)GB/T 2654-2008[18]，采用德國K30S全自動顯微硬度計測定TC4鈦合金接頭橫截面硬度，試驗載荷500g，保荷時間15s。拉伸測試按ISO4136:2022[19]在SANS萬能試驗機上執(zhí)行，恒定速率為2mm·min?1。殘余應(yīng)力值使用IXRD測試儀參照GB/T 7704-2017[20]獲取。
表1 TC4鈦合金化學(xué)成分(%，質(zhì)量分?jǐn)?shù))
| 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 超聲沖擊試驗設(shè)計
如圖2a所示，手持式UIT設(shè)備在操作中存在穩(wěn)定性不足問題，容易導(dǎo)致焊縫表明沖擊不均勻。鑒于TC4鈦合金激光自熔焊接頭表面光潔、易滑且存在下塌特征，若采用單針沖擊將加劇不均勻性并誘發(fā)沖擊缺陷。為此選擇半徑R=1.5mm的7針沖擊頭。
此外，超聲沖擊針與試樣接觸形式如圖2b所示。沖擊過程中保持沖擊槍體垂直于基板，確保各沖擊針接觸角度一致。設(shè)定UIT參數(shù)為:振幅20.0μm，頻率20kHz，實施雙向勻速沖擊，設(shè)定起始點→末端→起始點往返為1次沖擊周期，并且單周期定義為100%覆蓋率。據(jù)此設(shè)置兩組試驗:第1組為接頭正面100%/200%/300%單面沖擊組;第2組為正/背面雙面200%沖擊組。UIT過程中總沖擊時長均控制為10min。通過分析沖擊后接頭宏觀形貌、表面粗糙度、表層顯微組織、物相組成及力學(xué)性能，探究UIT對TC4鈦合金激光焊接頭組織性能的影響。
2、結(jié)果與討論
超聲沖擊作用于材料表面后，其影響隨深度呈梯度分布，按作用機制可劃分為3個特征區(qū)域:A區(qū)(納米晶區(qū)，距表面0.01~0.1mm):晶粒顯著細化,部分達納米尺度,耐蝕性與耐磨性同步提升;B區(qū)(塑性變形區(qū)，距表面1~1.5mm):發(fā)生塑性變形并引入高密度殘余壓應(yīng)力，有效增強材料疲勞性能;C區(qū)(應(yīng)力松弛區(qū)，距表面3~15mm):殘余應(yīng)力較未處理態(tài)降低50%~70%，抗變形能力及強度獲得改善[21]。
2.1 超聲沖擊對焊縫成形的影響
圖3a和圖3b所示分別為2.5kW激光功率、20mm·s?1焊速、0mm離焦量參數(shù)下的接頭正面與背面形貌，均呈現(xiàn)銀白色，表明焊接過程保護良好，無明顯氧化跡象。圖3c~圖3f展示不同覆蓋率UIT后表面狀態(tài)(沖擊區(qū)寬約1.3mm)。由于TC4表層氧化膜受沖擊破裂，UIT區(qū)域均顯現(xiàn)明顯沖擊痕紋。覆蓋率增加顯著改善UIT均勻性:100%覆蓋率時仍存在未沖擊暗區(qū)，如圖3c所示，焊趾無沖擊痕跡;而300%覆蓋率下沖擊區(qū)亮度顯著提升，痕紋分布均勻，焊趾過渡圓滑，且母材未出現(xiàn)明顯下塌,表明塑性變形較小。鑒于形貌差異難以定性區(qū)分，需結(jié)合微觀分析深入解析。
圖4為通過共聚焦激光掃描顯微鏡觀測得到的UIT后焊縫穩(wěn)定區(qū)形貌。如圖4a所示，未沖擊接頭正面因激光自熔焊特性呈現(xiàn)中心下塌，其與兩側(cè)最低點形成顯著高度差，焊趾過渡不平滑。如圖4b和圖4e所示，對比未沖擊與200%沖擊背面發(fā)現(xiàn)，無下塌的背面經(jīng)沖擊后，焊縫金屬向母材側(cè)向流動，形貌由拱形轉(zhuǎn)為梯形。如圖4c所示，100%覆蓋率沖擊后，中心區(qū)域趨于平緩，高度差縮減，但焊趾仍無沖擊跡象。如圖4f所示，覆蓋率增加至300%，焊縫中心區(qū)產(chǎn)生塑性流動并形成擠壓隆起，同時，下塌區(qū)受沖擊面積增大→下塌范圍收縮且焊趾過渡平滑化，然而下塌區(qū)始終低于母材基準(zhǔn)面，殘留局部高度差。綜上所述，因原始高度差異及正面下塌特征，部分區(qū)域仍存在未變形區(qū)。為進一步量化表面狀態(tài)，于焊縫正中心平行測量3組線粗糙度均值，結(jié)果如圖4g所示。覆蓋率增加使粗糙度呈先降后升趨勢:未沖擊試樣表面粗糙度Ra=0.811μm→200%沖擊后達最低值0.264μm(降幅67.4%)。該結(jié)果表明UIT能有效降低表面粗糙度，進而提升耐磨耐蝕等表面功能特性。
2.2 超聲沖擊對微觀組織的影響
2.2.1 超聲沖擊對金相組織的影響
圖5為距焊縫表面0~1.5mm深度內(nèi)不同UIT覆蓋率的顯微組織。如圖5a所示，未沖擊試樣焊縫區(qū)可見規(guī)則分布的柱狀晶，其生長方向均指向焊縫中心并形成明顯籃網(wǎng)狀組織。如圖5b所示，100%覆蓋率沖擊后產(chǎn)生不均勻塑性變形。如圖5c所示，當(dāng)UIT覆蓋率增至200%，高能振動波促使表層柱狀晶滑移、擠壓致密化，β柱狀晶晶界模糊化，部分柱狀晶被拉長且喪失原始取向，籃網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)減少，α′相針狀馬氏體破碎，沖擊能量在表層積聚導(dǎo)致最大塑性變形，隨深度增加呈衰減趨勢，如圖5d所示。不同UIT覆蓋率下焊縫中心晶粒尺寸統(tǒng)計如圖5e所示，平均晶粒尺寸隨覆蓋率增加顯著減小，從未沖擊態(tài)的396.78μm降至300% UIT覆蓋率時的263.44μm,降幅達到33.60%。該細化機制源于表層柱狀晶相互擠壓引發(fā)的塑性流動。
2.2.2 超聲沖擊對物相組成的影響
圖6呈現(xiàn)不同覆蓋率UIT的焊縫中心SEM形貌。如圖6a所示，100%覆蓋率未形成明顯塑性變形層，變形機制以滑移為主(滑移系激活不足)。如圖6b和圖6c所示，200%~300%覆蓋率出現(xiàn)10~30μm塑性變形層，且300%覆蓋率時厚度更大，特征性"凹"型輪廓密度增加且分布均勻(300%覆蓋率時更顯著)，塑性流變特征顯著(正向擠壓+剪切協(xié)同作用)，變形層組織致密化。微觀機制演變顯示，隨覆蓋率增加:位錯滑移與孿晶共同主導(dǎo)→β柱狀晶滑移系完全激活;變形層增厚→晶內(nèi)位錯密度劇增→深層變形能壘升高→變形速率下降。
圖7對比未沖擊與300%UIT覆蓋率后焊縫表層(0~40μm深度)微觀形貌。如圖7a所示，未沖擊態(tài)呈現(xiàn)典型針狀馬氏體結(jié)構(gòu)，α相細長且呈平行/交錯定向分布。300%覆蓋率沖擊態(tài)形成顯著塑性流變層，α相發(fā)生彎曲與破碎，破碎α相呈隨機非等軸分布，晶體取向隨機化，如圖7b所示。綜上所述，其微觀機制為高能振動波誘發(fā)位錯滑移→α相彎曲→進而解理破碎。
圖8通過EDS線掃描揭示焊縫中心區(qū)元素分布演變(掃描深度:0~2mm)。其共性特征為Ti、Al、V沿深度梯度分布一致，三元素特征X射線強度均向表面方向遞減(表面處強度最低)。不同UIT處理(覆蓋率達100%~300%)未改變元素分布趨勢，元素再分布現(xiàn)象未出現(xiàn)，其機制闡釋如下:作為冷加工技術(shù)，UIT能量通過沖擊針機械傳遞，在誘導(dǎo)表層組織結(jié)構(gòu)演變過程中無顯著熱效應(yīng)，因此元素擴散被抑制。
圖9為XRD相組成與晶格響應(yīng)分析。如圖9a所示，未沖擊與不同UIT覆蓋率試樣(100%~300%)衍射譜均僅呈現(xiàn)α-Ti相峰，無新生相衍射峰，因此UIT不改變焊縫相組成。原因是，TC4熔點大于1600℃，屬于典型高熔點金屬，但是UIT過程本質(zhì)屬于冷加工，產(chǎn)生的熱輸入不足以引發(fā)相變。如圖9b所示，UIT后，α(100)/(002)/(101)晶面衍射峰呈現(xiàn)系統(tǒng)性布拉格角負(fù)向偏移，此現(xiàn)象歸因于塑性變形誘導(dǎo)的晶格重取向機制:超聲沖擊引發(fā)焊縫表層柱狀晶塑性流變→晶粒相互擠壓→驅(qū)動α-Ti晶粒協(xié)同轉(zhuǎn)向。同步觀測到三強峰半高寬(Full Width at Half Maximum，F(xiàn)WHM)顯著增大，其演化受雙因素耦合調(diào)控:首先是殘余應(yīng)力場逆向重構(gòu)(拉應(yīng)力→壓應(yīng)力轉(zhuǎn)化);其次是表層顯微組織細化(位錯增殖誘導(dǎo)亞晶形成)。該響應(yīng)模式在100%~300%覆蓋率組別中均呈現(xiàn)一致性規(guī)律。
2.3 超聲沖擊對力學(xué)性能的影響
2.3.1 超聲沖擊對顯微硬度的影響
圖10為未沖擊試樣與不同覆蓋率UIT后的焊縫中心的顯微硬度分布圖。原始態(tài)焊縫中心顯微硬度基準(zhǔn)范圍為352~360 HV0.5,經(jīng)100%覆蓋率的UIT后表層材料未見明顯硬化;當(dāng)覆蓋率提升至200%，在0~1mm深度區(qū)間產(chǎn)生梯度硬化響應(yīng)，且強化率隨距表面深度增加呈衰減特性，平均硬度達367.4HV0.5(增幅達到3.50%);當(dāng)覆蓋率增至300%，硬化層深度擴展至1.2mm，平均硬度提升至374.2HV0.5(增幅+5.40%)。該硬化機制源于UIT誘導(dǎo)的表層晶粒細化與塑性變形協(xié)同作用:塑性變形驅(qū)動位錯密度增殖→位錯在晶界處塞積→增強滑移阻力→最終形成表層硬化效應(yīng)。
2.3.2 超聲沖擊對拉伸性能的影響
圖11a展示了不同UIT覆蓋率條件下試樣的靜載拉伸性能。單面100%UIT覆蓋率為No.1、單面200%UIT覆蓋率為No.2、雙面200%UIT覆蓋率為No.3以及單面300%UIT覆蓋率為No.4。UIT后接頭的強度呈現(xiàn)非單調(diào)變化。未沖擊試樣的平均抗拉強度為1012.0 MPa。然而，100%UIT覆蓋率試樣的強度顯著降低至918.5MPa，且數(shù)據(jù)離散度較大，表明該覆蓋率未能實現(xiàn)焊縫區(qū)域均勻強化，局部沖擊缺陷導(dǎo)致強度下降。隨著UIT覆蓋率提升，強度明顯恢復(fù)。300%UIT覆蓋率試樣的平均強度回升至1034.2MPa，超過了原始母材強度。圖11b的拉伸斷裂宏觀形貌顯示:未沖擊試樣斷裂于母材，而所有經(jīng)UIT處理的試樣均于焊縫區(qū)域斷裂。塑性變化趨勢與強度不同。未沖擊試樣的斷后伸長率為9.63%。經(jīng)過UIT后，斷后伸長率先下降后提升，200%雙面UIT與300%單面UIT試樣數(shù)值相當(dāng)(分別為5.23%和5.42%)。該現(xiàn)象歸因于UIT誘導(dǎo)的表層晶粒細化及大量位錯塞積，限制了材料橫向塑性變形能力，導(dǎo)致強度強化與塑性降低協(xié)同出現(xiàn)。
[圖片位置]
2.3.3 超聲沖擊對殘余應(yīng)力的影響
采用XRD殘余應(yīng)力分析儀測定UIT前后TC4鈦合金激光自熔焊對接板中的殘余應(yīng)力，測點布局如圖12所示。樣品的測試區(qū)域選取在焊縫中部穩(wěn)態(tài)區(qū)。在垂直于焊縫(X向)和平行于焊縫(Y向)的路徑上各布置5個測點，相鄰點間距為2mm。測量內(nèi)容包括焊態(tài)板件正面的橫向(垂直焊縫)和縱向(沿焊縫)殘余應(yīng)力分布。
圖13a展示了UIT前后垂直于焊縫方向(X向)焊接接頭殘余應(yīng)力演變規(guī)律。初始態(tài)材料呈現(xiàn)整體殘余拉應(yīng)力分布，其中中心區(qū)域應(yīng)力值最低(約180MPa)，遠離焊縫后兩側(cè)拉應(yīng)力分別達到287和290MPa。UIT后應(yīng)力分布的整體趨勢與焊縫平行方向(Y向)基本一致。以中心測點為例，其殘余應(yīng)力隨UIT覆蓋率的提升急劇降低。區(qū)別于Y向特征的是，X向路徑中遠離中心的兩端點應(yīng)力降幅顯著弱于中心區(qū)域。這歸因于邊緣位置未受直接沖擊，導(dǎo)致應(yīng)力松弛效應(yīng)受限。圖13b顯示了沿焊縫方向(Y向)的殘余應(yīng)力分布。整體表現(xiàn)為拉應(yīng)力狀態(tài)，中間位置拉應(yīng)力為180MPa，且在測試范圍內(nèi)未表現(xiàn)出顯著分布規(guī)律。經(jīng)不同覆蓋率UIT處理后，焊接殘余拉應(yīng)力均轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，且壓應(yīng)力幅值隨UIT覆蓋率增加而增大。100%UIT覆蓋率處理時，局部區(qū)域仍存在殘余拉應(yīng)力，最大壓應(yīng)力為-112MPa;200%UIT覆蓋率下壓應(yīng)力進一步強化，平均達-198.5 MPa;300%UIT覆蓋率時最大壓應(yīng)力達-433 MPa(位于中心)，但同時存在-122 MPa的低壓應(yīng)力點(高于100%覆蓋率的峰值)。這種現(xiàn)象源于超高覆蓋率導(dǎo)致表層局部塑性變形飽和，應(yīng)力重分布使得部分區(qū)域壓應(yīng)力增幅受限。
3、結(jié)論
(1) UIT導(dǎo)致焊縫中心及焊趾區(qū)發(fā)生明顯塑性變形。接頭中心高度降低，使兩端下塌區(qū)域受沖擊面積增大而下塌程度減弱;焊趾經(jīng)沖擊后形成平滑過渡。焊縫中心表面粗糙度隨沖擊覆蓋率增加呈先減后增趨勢，但整體低于處理前水平。
(2) UIT促使焊縫中心柱狀晶滑移與相互擠壓，實現(xiàn)晶粒細化(尺寸隨覆蓋率遞增而減小)。材料表層生成10~30μm塑性變形層，其α相因塑性流動發(fā)生彎曲和破碎。元素分布及相組成未發(fā)生改變，但α-Ti衍射峰出現(xiàn)位移與寬化。
(3) 表層顯微硬度提升3.50%~5.40%，影響深度≤1.2mm。抗拉強度增幅有限，但斷后伸長率顯著下降，斷裂位置由母材轉(zhuǎn)移至焊縫區(qū)，呈現(xiàn)脆性斷裂模式。
(4) 未沖擊態(tài)接頭整體呈現(xiàn)殘余拉應(yīng)力分布，中心區(qū)域應(yīng)力值最低，僅180MPa，遠離焊縫后兩側(cè)拉應(yīng)力分別達到了287和290 MPa。100%UIT時，局部區(qū)域仍存在殘余拉應(yīng)力，最大壓應(yīng)力為-112 MPa;200%UIT下壓應(yīng)力進一步強化，平均達-198.5 MPa;300% UIT時最大壓應(yīng)力達-433 MPa(位于中心)，但同時存在-122 MPa的低壓應(yīng)力點。
參考文獻
[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] 蔡旭陽. TC11鈦合金超聲沖擊-電磁復(fù)合場微觀組織演化規(guī)律及高周疲勞性能研究[D]. 武漢: 武漢理工大學(xué)，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. 超聲沖擊對鈦合金激光焊接接頭性能的影響[D]. 沈陽: 沈陽航空航天大學(xué)，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] 馬騰. 超聲沖擊改善TA15鈦合金板材焊接接頭殘余應(yīng)力分布的研究[D]. 北京: 北京有色金屬研究總院，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. 鈦合金超聲沖擊強化研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢[J]. 中國機械工程，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] 方洪淵. 焊接結(jié)構(gòu)學(xué)[M]. 北京: 機械工業(yè)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. 超聲沖擊強化對TC4鈦合金拉壓疲勞性能的影響[J]. 中國表面工程，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] 叢家慧，徐永臻，王磊，等. 超聲沖擊對TC4鈦合金激光焊接接頭疲勞性能的影響[J]. 稀有金屬，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] 貢一峰，李敬勇，林靖宇，等. 基于正交試驗的TC4鈦合金激光焊工藝優(yōu)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，焊接接頭硬度試驗方法[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，無損檢測 X射線應(yīng)力測定方法[S].
GB/T 7704-2017, Non-destructive testing-Practice for residual stress measurement by X-ray[S].
[21] 曲宏韜. 隨焊超聲沖擊設(shè)備的研制及超聲沖擊作用機理研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)，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，原文標(biāo)題：超聲沖擊處理對TC4鈦合金激光焊接頭組織調(diào)控和性能強化的影響_張強勇）
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