本文探討了2mm厚Ti-6Al-4V合金薄板的激光焊接，對工業(ye) 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組合（保護氣體(ti) 、激光束功率、焦點位置、焊接速度）。激光焊接參數與(yu) 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(guan) 。已經確定，氬氣作為(wei) 保護氣體(ti) 比氦氣更可取。為(wei) 了製造具有良好熔深和幾何形狀的焊接接頭，應將至少42.75 J/mm的熱量輸入到材料中。在這種情況下，焊縫組織細小，含有針狀馬氏體(ti) 和少量殘餘(yu) β相，焊縫和母材均表現出良好的力學性能。當超過材料的最佳熱輸入時，焊接材料的微觀結構粗化和機械性能劣化會(hui) 發生。

介紹

在過去幾年中，對輕質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(guan) 鍵方麵的工業(ye) 部門。特別是，鈦合金的使用正在許多領域迅速推廣。由於(yu) 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，這些合金目前用於(yu) 許多航空航天、核和汽車應用。

海綿鈦生產(chan) 的市場份額（Seong，2009) 俄羅斯、哈薩克斯坦和日本主導海綿鈦生產(chan) 。海綿鈦的供應僅(jin) 限於(yu) 9家有缺陷的生產(chan) 商。俄羅斯、哈薩克斯坦和日本目前估計占世界產(chan) 量的75%（如圖），約為(wei) 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年運營能力達到24000噸/年。最近與(yu) Allvac（Allegheny Technologies）的合作也為(wei) 其在鈦金屬最大消費國美國的銷售提供了更好的基礎（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用中的可能用途。此外，暴露在空氣中會(hui) 形成穩定的保護性表麵氧化膜，防止在室溫和許多化學環境（包括鹽水）中進一步氧化。鈦合金的高溫加工取決(jue) 於(yu) 純鈦的同素異形轉變。在883°C下，鈦從(cong) 稱為(wei) α（α）相的六方密排（hcp）晶體(ti) 結構轉變為(wei) 稱為(wei) β相的體(ti) 心立方（bcc）結構。

CTA為(wei) 海綿鈦生產(chan) 開發的反應釜設備（Henriques，2008）。鈦在高溫下對氧表現出很高的親(qin) 和力。因此，強烈建議在高溫應用中使用惰性氣氛保護鈦合金表麵。通過添加穩定α相或β相的合金元素，或通過熱機械加工，已開發出具有不同機械性能的各種合金。根據實際相組成，鈦合金可分為(wei) 三大類：α-合金、β-合金和α-合金 + β-合金。

α + β-合金的微觀結構由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(chan) 鈦合金的70%以上。最廣泛使用的傳(chuan) 統α + β-合金是Ti-6A1-4V（Ti64），其中鋁充當α-穩定劑，釩是β-穩定元素。這種合金具有優(you) 良的強度和韌性以及優(you) 異的耐腐蝕性。

它用於(yu) 航空航天應用，如飛機渦輪和壓縮機葉片、壓力容器和外科植入物。α + β-合金被認為(wei) 是可焊接的，但其蠕變強度水平低於(yu) α-合金。通過適當的熱處理可以改善這些合金的性能，從(cong) 而控製β相的數量和組織特征。最常用的治療方法是α + β-合金包括固溶處理，然後在480-650°C的溫度範圍內(nei) 進行時效處理。這樣的處理計劃會(hui) 產(chan) 生精細的微觀結構，其中包括α-和β-針狀物的混合物。

惰性氣體(ti) 弧焊工藝通常用於(yu) 組裝鈦合金部件和管道係統。然而，激光束焊接（LBW）可產(chan) 生高深寬比和窄熱影響區（HAZ）的焊縫，這是由於(yu) 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(liang) 張圖分別顯示了樣品胎圈外觀。兩(liang) 張宏觀圖均顯示了工件中不同熱循環產(chan) 生的幾個(ge) 可識別區域。實現了全穿透條件。由於(yu) 製備程序和工藝參數，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，均在可接受的範圍內(nei) 。盡管填充絲(si) 沉積通常會(hui) 導致填充過度，但在自焊過程中也會(hui) 發生這種情況。它源於(yu) 影響熔池運動的各種因素的組合。保護氣體(ti) 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，這使得在各種應用中提高勞動生產(chan) 率成為(wei) 可能。因此，傳(chuan) 統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(jin) 取決(jue) 於(yu) 熱輸入本身。此外，小孔和熔池的動態特性可能在最終焊縫幾何形狀的形成中發揮重要作用，從(cong) 而影響焊接部件的性能。因此，我們(men) 高度重視仔細控製焊接參數，以影響上述熔池特性。

許多研究人員調查了使用不同類型的現有激光器（即CO2激光器、Nd/YAG激光器、圓盤激光器和二極管激光器）製作的焊接試樣的質量。根據功率密度的不同，激光焊接可以在兩(liang) 種不同的焊接模式下進行，即傳(chuan) 導模式或小孔模式。焊接模式會(hui) 對焊接件的均勻性和完整性產(chan) 生重大影響。例如，Tobar等人報告，與(yu) 小孔焊接模式相比，由於(yu) 熔池的穩定性更好，通過傳(chuan) 導模式製造的焊接接頭中的缺陷數量更少。

接收材料的微觀結構。收到的兩(liang) 相Eti6Al4V合金的微觀結構主要由晶間體(ti) 心立方β相（深色）組成，分散在等軸六方密排α相（淺色）區域中。

然而，在大多數情況下，使用鎖孔模式是可取的，因為(wei) 在鎖孔底部傳(chuan) 輸更多的束流能量會(hui) 導致更深的穿透。Gursel研究了如何通過控製工藝參數來降低Ti-6Al-4V薄板LBW中的裂紋傾(qing) 向，並報告了隨著熔融金屬冷卻速度的降低，形成裂紋的傾(qing) 向降低。Costa等人對由6.5mm厚Ti-6Al-4V薄板製成的焊接接頭進行了詳細的實驗研究。

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。在焊接應用過程中，脈衝(chong) 能量和填充材料會(hui) 影響裂紋風險。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、過渡區和裂紋。每層在焊縫和過渡區產(chan) 生不同的焊縫形狀和裂紋。當使用5級填料時，出現裂紋或裂紋風險。然而，對於(yu) 1級填料，未觀察到任何裂紋。

他們(men) 指出，高功率和高焊接速度的使用會(hui) 產(chan) 生無缺陷的焊接接頭，而高功率和低焊接速度會(hui) 導致焊接缺陷的形成。此外，已經發現，在低功率和極低焊接速度下進行的焊接，有助於(yu) 產(chan) 生極高的熱輸入，表現出非常大的焊道，這是典型的傳(chuan) 導焊接模式，有時沒有完全熔透。

與(yu) 此相反，在較低的焊接功率和較高的焊接速度下，僅(jin) 發生部分熔透。Fang和Zhang表示，使用過高的光束功率（或比熱輸入）可能會(hui) 導致焊接部件出現不可接受的高變形。Gao等人指出，與(yu) 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。最後，還嚐試提高Ti-6Al-4V薄板焊接接頭的機械性能。

如上述文獻綜述所示，使用熔焊技術生產(chan) 質量可接受的Ti-6Al-4V薄板焊接接頭相對困難。這主要是由於(yu) 該材料對適當選擇焊接參數的敏感性，以及由於(yu) Ti-6Al-4V通過與(yu) 大氣中的氧氣反應形成氧化物的高度傾(qing) 向。因此，有必要仔細調整焊接參數，並用保護氣體(ti) 保護材料。然而，迄今為(wei) 止，還沒有對不同焊接條件對材料微觀結構和性能的影響進行全麵研究。本文試圖克服這種狀況，對上述問題進行全麵的研究。

在本研究中，采用多種焊接參數在Ti-6Al-4V板材上進行了LBW試驗。研究了這些參數對焊接接頭熔深、熔合區寬度以及熱影響區寬度的影響。通過光學顯微鏡、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、熱影響區和基材的微觀結構進行了表征。建立了顯微組織、硬度、極限抗拉強度和延展性之間的關(guan) 係。拉伸強度試驗所得結果與(yu) 拉伸試驗試樣的斷口分析相結合。

實驗

實驗材料為(wei) 2.0 mm厚的Ti-6Al-4V（5級）薄板，處於(yu) 退火狀態（720°C，持續1h），標稱成分（以重量百分比計）為(wei) 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。根據適當的ASTM標準（參考文獻32），材料供應商還聲明了以下熱物理和（最低保證）機械性能：導熱係數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)狀態下的微觀結構

圖2顯示接收材料微觀結構的SEM顯微圖以及相應的Al、Ti和V的EDS圖

母材的微觀結構包含六方密排α相（淺色）和晶間體(ti) 心立方β相（深色）的細長晶粒，分布在α相的邊界處（圖1）。更詳細的SEM顯微照片（圖2）和相應的能量色散光譜（EDS）結果顯示了接收態材料Ti-6Al-4V中主要元素的麵積分布。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 試樣固定係統（a），顯示實驗LBW過程中保護氣體(ti) 噴嘴和激光束設置的示意圖（b）

將收到的板材切割成尺寸為(wei) 110的試樣 × 70 × 2毫米。焊接前，用乙醇清潔板材表麵，以去除任何表麵汙染物。為(wei) 了防止焊接過程中經常出現的不良變形，用兩(liang) 個(ge) 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(yu) 板材的軋製方向垂直。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(wei) 200μm，輻射波長為(wei) 1030nm。束斑直徑為(wei) 0.2mm。對於(yu) 小孔模式焊接，在焊接速度為(wei) 30、40和50 mm/s時，使用1.5-1.9 kW範圍內(nei) 的激光束功率。焦點位置在表麵上為(wei) 0-0，或 1及 表麵下2 mm，或+ 離表麵2毫米。

為(wei) 避免熔融金屬（通常為(wei) 焊接接頭）與(yu) 大氣中的水分和氧氣發生反應，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(ge) 噴嘴進行，每個(ge) 噴嘴的氣體(ti) 流速為(wei) 7 l/min。在氣體(ti) 流量為(wei) 7 l/min時，采用單噴嘴進行背麵屏蔽。總流量為(wei) 28 l/min。這種雙重保護氣體(ti) 配置允許在整個(ge) 焊接過程中保持穩定的小孔。

所有陽極氧化到較低電位的樣品都以非晶態模式為(wei) 特征。在硫酸中獲得的所有係列二級樣品中觀察到相同的趨勢，這表明該溶液產(chan) 生半結晶氧化物，銳鈦礦或金紅石晶體(ti) 嵌入變形基質中。最後，ti-tanium合金的陽極氧化導致了類似的結果，盡管與(yu) 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(ge) 焊接接頭，每個(ge) 接頭的焊接參數不同。焊接參數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係數。η的值 = 根據文獻數據，當前研究中考慮了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(ge) 樣品首先進行目視檢查。為(wei) 此，使用照度為(wei) 1450 lux的Lutron LX-103。目測檢查的主要參數包括熔深質量、焊縫幾何結構（特定焊縫特征區的寬度均勻性）、表麵質量（沒有進一步考慮具有過高形貌的焊縫）以及由氧化色標表示的氧化水平（例如，正如Diamanti等人所建議的那樣）。為(wei) 了更詳細地檢查焊縫質量，使用了光學顯微鏡蔡司AxioCam。根據目視檢查結果，有兩(liang) 個(ge) 焊縫（6號和9號焊縫）。因此，以下所有試驗方法僅(jin) 適用於(yu) 這兩(liang) 個(ge) 焊縫。

對於(yu) 宏觀結構和微觀結構研究，試樣沿焊接方向橫向剖切，安裝在環氧樹脂中，使用金相金剛砂紙（240、600和1200粒度）研磨，並使用金剛石泥漿（9、3和1 m）拋光然後，使用克羅爾試劑（92 ml蒸餾水）對試樣進行化學蝕刻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，並與(yu) 能量色散光譜儀(yi) （EDS）（牛津儀(yi) 器）進行更詳細的微觀結構檢查.相同的儀(yi) 器用於(yu) 拉伸試樣的斷口分析。

透射電子顯微鏡（TEM）為(wei) 了深入觀察母材和選定熔合區的亞(ya) 顯微組織，采用了以下方法製備了TEM薄箔：從(cong) 特征區提取0.5 mm厚的板，然後從(cong) 板上切下直徑為(wei) 3 mm的圓盤，並對其進行機械減薄，使其達到thi厚度約為(wei) 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的偏壓下實現最終稀釋，以獲得中心孔附近的透明區域。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(yu) 電子衍射相結合，以確定特定的相位。

通過使用壓痕儀(yi) 1100維氏顯微硬度測試裝置，采用全自動測試循環，獲得整個(ge) 焊縫的顯微硬度曲線。壓痕在0.981 N（HV 0.1）的載荷下完成並持續10 s。根據相應ASTM標準的要求，兩(liang) 個(ge) 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(wei) 1 mm/min，直至斷裂。測量係統配有測功機和SPIDER 8應變儀(yi) 。這使得測量數量能夠數字化。拉伸試樣（圖4a）從(cong) 焊接板上切下（圖4b），以防止焊接接頭產(chan) 生不必要的熱影響。

總共，在兩(liang) 種焊接參數組合下測試了三個(ge) 試樣，以確定焊接材料的拉伸性能。然後，計算所得數據的平均值和標準偏差。此外，V-no在這些焊接接頭的熔合區進行TCHE，以確定焊接後快速凝固材料的強度。由於(yu) Ti6Al4V合金沒有明確的屈服點，因此使用0.2%應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號焊縫熔合區熔化材料的冷卻速率

公式中R為(wei) 冷卻速率(K/s);T為(wei) β-過渡溫度(1268 K (Ref 37));T0為(wei) 室溫(293 K);K為(wei) 熱導率(6.7 W/m K);ρ是材料的密度(4430kg /m3);C為(wei) 比熱(561 J/kg.K);V為(wei) 焊接速度(m/s);S為(wei) 焊接試樣的厚度(0.002 m);P為(wei) 激光束功率(W);η為(wei) 吸收係數(0.9)。

結果和討論

宏觀組織與(yu) 微觀組織分析

表2總結了激光焊接的目視檢查結果。結果表明，使用氦氣作為(wei) 保護氣體(ti) （1號、2號和3號焊縫）會(hui) 導致焊縫大量氧化，也會(hui) 導致未完全熔透。焊接參數4、5和6的組合產(chan) 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 激光焊接參數對焊縫宏觀特性的影響

本研究選擇6號焊縫進行更詳細的分析。7號焊縫顯示出相對較差的熔透，這是由於(yu) 材料中的功率輸入過低所致。焊接參數（8、9和10）的組合產(chan) 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。然後根據焊接參數的差異選擇參考（6號焊縫）。換言之，9號焊縫是通過使用在許多方麵（焊接速度、焦點位置和相應的熱量輸入）不同於(yu) 6號焊縫的焊接參數製作的。

圖5所選焊接接頭的橫截麵光學圖像顯示了不同的焊接區域：實驗樣品中的熔合區（FZ）、熱影響區（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麵圖像。焊接接頭的橫截麵可分為(wei) 三個(ge) 典型區域：母材（BM）、熱影響區（HAZ）和熔合區（FZ）。根據Casalino等人的建議，焊接接頭的外形分為(wei) 以下兩(liang) 種類型，V形和X形。如圖5（a）所示，在較低的熱輸入（焊縫6）下獲得的橫截麵為(wei) V形。相反，較高的熱輸入將焊縫宏觀形態從(cong) V形改變為(wei) X形，焊縫編號9，如圖5（b）所示。兩(liang) 種焊縫均表現出良好的均勻性、全熔透性和無氣孔或裂紋等缺陷。這一發現證實了Gursel（參考文獻27）和Costa等人）獲得的結果，他們(men) 報告說，仔細控製焊接參數可以確保形成無缺陷的焊接接頭。

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

一係列SEM圖像（圖6）顯示了6號激光焊接Ti-6Al-4V接頭的典型微觀結構。母材（BM）由略微拉長的較深的α-顆粒組成，周圍是半連續的白色β-結構。圖6（b）顯示了瞬態區域（BM/HAZ）。在HAZ的這一部分中，典型的退火微觀結構轉變為(wei) 保持先前存在的半連續β-形成的微觀結構，但原始α-晶粒部分轉變為(wei) 非常細小的層狀α/β-混合物。熱影響區的第二部分，圖6（c），加熱到α-β-轉變溫度以上（靠近熔合區），由較粗的β-結構和β-相分解產(chan) 物組成。這些產(chan) 物看起來比β相暗，由於(yu) 其特征尺寸小，很難區分它們(men) 。

圖6 顯示6號焊接接頭微觀結構的SEM顯微照片：（a）母材，（b）界麵母材/熱影響區，（c）熱影響區，（d）熔合區

此外，這部分熱影響區含有針狀α′相的精細結構，這是β相快速冷卻的結果。換言之，靠近FZ的HAZ分區經曆部分α β-加熱過程中的相變，以及β，在冷卻過程中會(hui) 發生α′-轉變。細針狀α′粒子的存在表明冷卻速度足夠快，可以在熱影響區的上述分區形成馬氏體(ti) 。圖6（d）中的SEM圖像顯示針狀馬氏體(ti) 微觀結構與(yu) 針狀細馬氏體(ti) 一起出現在FZ中。在FZ中未發現α相，這意味著此處的凝固和冷卻速度較高。針狀馬氏體(ti) 的形成長度大多在30至50 m之間。

圖7 顯示9號焊接接頭微觀結構的SEM顯微照片：（a）母材，（b）界麵母材/熱影響區，（c）熱影響區，（d）熔合區

圖7中的SEM顯微照片顯示了9號接頭的基材、熱影響區和熔合區。從(cong) 定性角度來看，BM的微觀結構與(yu) 6號焊縫相應區域的微觀結構不同，它由細長的α晶粒和β相組成。然而，與(yu) 圖6（a）中的顯微結構相比，顯微結構顯示出廣泛的粗化。如圖7（b）、（c）和（d）中的SEM圖像所示，接頭的其他特征區域也明顯顯示了微觀結構的粗化。

例如，圖7（b）所示的熱影響區（加熱溫度低於(yu) α/β-轉變溫度）中β相的形成明顯比圖6（b）所示的粗得多。在經曆相變的HAZ部分，圖7（c），針狀馬氏體(ti) 的結構粗化最為(wei) 明顯。最後，圖7（d）和圖6（d）比較，熔合區馬氏體(ti) 顯著生長。

對6號和9號兩(liang) 個(ge) 接頭之間微觀結構差異的解釋值得仔細注意。首先，應提及的是，分析的焊縫在引入材料的熱量輸入方麵有所不同，見表2。乍一看，這種差異反映在這些焊接件的特征區寬度值上，圖4-由於(yu) 熱影響較大，這些區在9號焊縫中的寬度較大。

圖6和圖7中的詳細SEM顯微照片能夠揭示兩(liang) 個(ge) 焊縫微觀結構的明顯變化。在9號焊接接頭的FZ中發現了較粗的凝固態組織，這與(yu) 其他作者最近發表的出版物一致。例如，Gao等人分析了重疊因子對脈衝(chong) Nd/YAG激光製成的Ti-Al6-4V合金焊接接頭微觀結構的影響。

他們(men) 觀察到，隨著重疊的增加，即冷卻速度的降低，FZ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，熱影響區的尺寸增加，這與(yu) 顯著的微觀結構粗化有關(guan) 。Cao和Jahazi和Wu等人也觀察到隨著激光焊接速度的降低，特征區尺寸增大的趨勢。後一篇論文的作者還指出，當熔池尺寸減小時，馬氏體(ti) 針狀體(ti) 變短變薄。換言之，激光焊接中產(chan) 生的顯微組織與(yu) 熔池參數之間存在直接關(guan) 係。最後，Elmer等人還指出，熱影響區中α-到β-轉化的水平取決(jue) 於(yu) 熱輸入。該發現與(yu) 圖6（c）和圖7（c）所示的所得結果非常一致，可見，較高的熱輸入不僅(jin) 產(chan) 生較粗的針狀馬氏體(ti) 顆粒，而且其數量也同時增加。

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：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