钛合金因其比强度高、耐蚀性、易成形等优良特性，被广泛应用于航空航天、国防军工装备领域，如新一代战斗机、火箭、导弹等武器装备的关键结构材料^{[ [1]  CAO Y K, LI N, LUO Y F, et al. A novel ultra–high strength titanium alloy via hierarchical α/α′ precipitation strengthening[J]. Materials Science and Engineering: A, 2022, 840: 142878.
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1-3 ]}。激光焊接除了具有能量密度高和焊接速度快的优势，相比电子束焊接，激光焊接最大的优点是焊接时不需要真空环境和去磁处理。这使得激光焊接成为钛合金连接的优选方法^{[ [4]  顾俊, 刘钊鹏, 徐友钧, 等. 钛合金及其激光加工技术在航空制造中的应用[J]. 应用激光, 2020, 40(3): 547.GU Jun, LIU Zhaopeng, XU Youjun, et al. Titanium alloy and its laser processing technology in aviation manufacturing[J]. Applied Laser, 2020, 40(3): 547.
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4-5 ]}。然而，激光焊接过程中光致等离子体的不稳定状态不仅导致焊接过程的不稳定和气孔、飞溅等缺陷^{[ [6]  ZHAO C, PARAB N D, LI X X, et al. Critical instability at moving keyhole tip generates porosity in laser melting[J]. Science, 2020, 370(6520): 1080-1086.
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6-7 ]}的产生，而且由于逆韧致作用吸收了部分激光热量，减少了熔池吸收的热量，从而减缓熔池的流动性^{[ [8]  ZHANG Y, WANG F, LIU J Y, et al. Simulation of the inverse bremsstrahlung absorption by plasma plume in laser penetration welding[J]. Chemical Physics Letters, 2022, 793: 139434.
8 ]}，降低焊接部件的质量。

研究表明，激光–电弧复合焊接能够有效利用电弧能量，使其在焊接穿透性和焊接速度方面有显著提高，并且能有效改善激光焊接对装配间隙的适应性，降低激光焊接的装配精度，从而实现高效率、高质量的焊接过程。该方法于1980年由Steen^{[ [9]  STEEN W M. Arc augmented laser processing of materials[J]. Journal of Applied Physics, 1980, 51(11): 5636-5641.
9 ]}首次提出。因激光–电弧复合焊接方法具有激光焊接和电弧焊接的双重优势，即兼具激光焊接的高效率、高质量和电弧焊接的低间隙敏感度的综合特征，被认为是提升焊接质量和效率的有效途径^{[ [10]  LIU F Y, TAN C W, WU L J, et al. Influence of waveforms on laser–MIG hybrid welding characteristics of 5052 aluminum alloy assisted by magnetic field[J]. Optics & Laser Technology, 2020, 132: 106508.
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10-12 ]}。

激光–TIG复合焊接是最早被提出来的复合焊接形式^{[ [9]  STEEN W M. Arc augmented laser processing of materials[J]. Journal of Applied Physics, 1980, 51(11): 5636-5641.
9 ]}，该焊接方法能够有效提高焊接效率和减少焊缝缺陷，但不适于厚板焊接。由于旁轴激光–MIG复合焊接方法可实现难度较低，且设备的填丝功能增加了焊接间隙适应性，因此，面对厚板焊接需求，激光–电弧复合焊接的研究热点逐渐转移到旁轴激光–MIG复合焊接。Chen等^{[ [13]  CHEN S L, LUO S X, YU H, et al. Effect of beam defocusing on porosity formation in laser–MIG hybrid welded TA2 titanium alloy joints[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2020, 58: 1221-1231.
13 ]}通过试验和数值模拟两种方法，研究了钛合金激光–MIG复合焊接过程中气孔的形成过程，提出离焦量的控制是降低气孔的主要原因。Zhang等^{[ [14]  张臣, 胡佩佩. 电弧状态对铝合金激光–电弧复合焊接工艺过程稳定性的影响[J]. 航空制造技术, 2023, 66(13): 53-59.ZHANG Chen, HU Peipei. Effect of arc on process stability of laser–arc hybrid welding of aluminum alloy[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2023, 66(13): 53-59.
14 ]}通过研究电弧状态对激光–MIG复合焊接工艺稳定性的影响，提出了减少焊接飞溅和提高焊缝成形的工艺优化方案。

对比激光–TIG/MIG电弧复合焊接方法，激光–等离子电弧复合焊接具有更高的压缩性，有利于提高焊接过程稳定性。目前，国内外所开展的激光–等离子复合焊接技术的试验研究仅以旁轴复合方式进行，尽管这种复合焊接方式容易实现且有一定的复合效果，但是其复合效应受两热源相对位置参数的影响很大，并且热源的非对称性无法充分利用复合热源的优势^{[ [15]  冯聪, 朱加雷, 焦向东, 等. 激光–等离子电弧复合焊接参数对焊缝形貌的影响[J]. 热加工工艺, 2020, 49(7): 48-52.FENG Cong, ZHU Jialei, JIAO Xiangdong, et al. Influence of laser–plasma arc composite welding parameters on weld morphology[J]. Hot Working Technology, 2020, 49(7): 48-52.
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15-16 ]}。而其同轴模式下的相关研究仅处于方案设计及模拟验证阶段。本文作者所在团队与乌克兰巴顿所合作研发的新型激光–等离子电弧同轴复合焊接系统可实现激光和等离子热源的同轴效果^{[ [17]  CAI D T, LUO Z Y, HAN S G, et al. Plasma characteristics of a novel coaxial laser–plasma hybrid welding of Ti alloy[J]. Optics and Lasers in Engineering, 2023, 167: 107599.
17 ]}，在同轴模式下，复合热源可将熔化金属完全包围在电弧和保护气之中，减少熔融金属与外界的氧化反应，对钛合金起到更好的保护作用。

激光–等离子电弧同轴复合焊接过程中形成的复合等离子电弧特性，与常规等离子电弧、常见激光–旁轴等离子复合焊接电弧相比呈现出不同的特征。焊接电弧作为焊接过程中能量传递的主要载体，激光与等离子的耦合作用必然会对电弧特性产生影响。因此，本文基于研发的激光–等离子电弧同轴复合焊接系统，开展工艺参数对激光–等离子复合电弧电压影响的研究，旨在辨析影响焊接电弧稳定性的关键参数，为后续开展工艺参数优化、改善焊接接头成形及质量提供理论支撑。

本研究使用团队开发的新型复合方式实现激光–等离子电弧同轴复合焊接系统^{[ [17]  CAI D T, LUO Z Y, HAN S G, et al. Plasma characteristics of a novel coaxial laser–plasma hybrid welding of Ti alloy[J]. Optics and Lasers in Engineering, 2023, 167: 107599.
17 ]}，这种同轴复合焊接方法原理如图1所示。具体为将激光与等离子电极串行排列，其中激光垂直工件，等离子电极与激光成一定角度。与激光–TIG旁轴复合焊接不同的是，本方法采用具有冷却功能的双层喷嘴对复合热源进行压缩。等离子电弧和激光从同一个喷嘴导出，受到同一个喷嘴压缩，最终形成同轴复合热源。在电极与喷嘴之间通过电场作用放电电离Ar气产生等离子体并维持放电形成等离子电弧，后转移到喷嘴与工件之间，电弧经过铜喷嘴的机械压缩作用，弧柱受到压缩并呈体对称的“钟罩形”。为了验证呈一定角度的等离子电极通过喷嘴形成的电弧的对称性，采用高速摄像机分别从喷嘴的正面和侧面两个方向拍摄等离子电弧形态，结果显示中电弧正面和电弧的侧面都呈现出较高的轴对称性^{[ [17]  CAI D T, LUO Z Y, HAN S G, et al. Plasma characteristics of a novel coaxial laser–plasma hybrid welding of Ti alloy[J]. Optics and Lasers in Engineering, 2023, 167: 107599.
17 ]}。因此，通过试验证明，侧向电极产生的等离子电弧在喷嘴的压缩约束下可以实现同轴等离子电弧焊接效果。通过对比观测单独激光焊接、单独等离子焊接及其复合焊接过程中等离子体或电弧形态（图2），可以看到，单独激光焊接过程中会产生大量的不定形态的光致等离子体和飞溅；而电弧等离子体形态呈“钟罩形”。当两者复合后，光致等离子体被电弧等离子体约束，电弧形态发生变化，呈鼓状，表明复合焊接过程中复合等离子体产生相互耦合作用。图3为2 mm钛合金板经激光–等离子复合焊接后的对接试样宏观图，可以看到焊缝呈银白色，正面焊缝过渡平滑，从金相图中可见焊缝内部无气孔、裂纹或夹渣等缺陷，说明激光–等离子电弧同轴复合焊接中技术在钛合金焊接中具有显著的优势，具备极大的推广应用价值。

本研究选择尺寸为100 mm×100 mm×3 mm的Ti–6Al–4V（TC4）合金作为基体材料，化学成分如表1所示。采用本文课题组研制的新型激光–等离子电弧同轴复合焊接系统（图4）进行焊接。激光器采用连续波碟片激光器（TruDisk 1002，Trumpf德国），该激光器聚焦激光束的光束直径为0.2 mm，波长为1030 nm。激光–等离子电弧同轴复合焊枪是系统中最重要的组成部分之一，可分别实现激光、等离子和激光–等离子复合焊接3种焊接方式。本文主要开展工艺参数对钛合金激光–等离子电弧同轴复合焊接电弧电压的影响研究，具体工艺参数如表2所示。试验探讨了喷嘴高度、等离子电流、激光功率3个因素对等离子电弧电压的影响情况，其中喷嘴高度变化范围为3~9 mm，等离子电流变化范围是5~80 A，激光功率变化范围为0~1200 W，未特别提及的其他参数（如焊接速度、保护气体流量）将保持不变，具体工艺参数如表2所示。

%

为了保护熔池，本试验气体保护系统同时采用了含99.999%工业级氩气的3种保护气体，即同轴保护气体、拖罩保护气体和底保护气体。同轴保护气体通过双层喷嘴输送以保护熔池；底部保护气体通过铜插片输送以保护熔池背面；尾随保护气体通过支架对高温钛焊缝进行保护。焊接前，用丙酮清洗试样表面以去除所有污染，再对试样表面进行研磨，去除氧化皮。

试验过程采用GWE–Ⅱ电弧电压采集系统（GWE，品固）测量焊接过程的电流电压变化，测量系统示意图如图4所示，该系统包括霍尔传感器（AHKC–EKDA，安科瑞）、电压传感器（DQ703，泰和）、采集卡（频率200 kHz）及Lab View软件（2.0）。采用Lab View软件进行试验统计分析，计算分析平均电压及脉冲周期等信息。

在设定的电流值（5~80 A）和喷嘴高度（0~9 mm）范围内，实测等离子电压随激光功率的变化规律，如图5所示。可以看出，测量得出的电压变化范围为18~36 V。当设定电流在5~20 A时，随喷嘴高度的增加会导致电压升高，曲线之间出现一个较大的空间，表示电压发生台阶式升高（图5（a）~（c））。原因是弧长过高导致引弧困难和燃弧稳定性差，电极之间需要更大的电场强度来驱动带电粒子的运动，因此电弧电压升高幅度较大。随着设定电流值的增加，电弧电离度提高，电弧导电性相对稳定，对电场强度的需求波动较小，此时，电弧电压呈现渐进式的增加。

如图5（a）所示，当喷嘴高度为8~9 mm，复合焊接的激光功率为300 W和500 W时，电压减少到29~30 V，该电压较单等离子焊接（激光功率为0）有所下降；而当复合焊接的激光功率为800~1200 W时，电压升高到35~36 V，此电压较单等离子焊接时升高。根据最小电压原理，电弧能够根据周围环境的变化自动增加或者减小电弧电压至最小限度。激光的加入使得电弧周围粒子数密度增加，导热性能增强，同时光致等离子和电弧等离子体的辐射以及对流换热也相应增加，电弧的散热条件变好，电弧截面积也会在一定程度上自动收缩减少散热，因而导致电弧电压的升高。

图6为等离子电压随喷嘴高度的变化规律。在其他条件不变的情况下，电弧电压与喷嘴高度成正比关系。图6中曲线的斜率表示单位长度上的电压差，其与电弧的电场强度成正比。可以看出，当电弧电流较小（<20 A）时，电弧电压随喷嘴高度的变化曲线斜率呈现明显的两段式。电弧电压随喷嘴高度的增加而增加，当喷嘴高度增加到8 mm后，电弧电压显著升高，出现1个台阶式的增长，与图5结果一致。由于电弧燃烧时遵循最小电压原则，喷嘴高度较低时，电弧导电性好，因此所需要的电场强度小，表现出曲线斜率小；喷嘴高度增加时，电弧长度增加，此时电弧导电性减弱，为了达到平衡，此时需要增加单位喷嘴高度的电场强度，表现为曲线斜率变大。加入激光后，其变化趋势一致，但单独等离子电弧电压曲线（图中黑色曲线）高于激光–等离子电弧同轴复合焊接电弧电压曲线。从图6（d）~（i）中可以看出，当设定电流值开始增加，在同一电流值的基础上，电弧电压随喷嘴高度的增加而缓慢增加，没有出现台阶式增长。因为当电弧电流增加后，电弧电离度提高，电弧导电性相对稳定，电场强度需求波动较小，因此，电弧电压随喷嘴高度的变化曲线斜率呈现相对平缓。电弧电压随激光功率的增加而上升，即单独等离子电弧电压曲线低于激光–等离子电弧同轴复合焊接曲线。但当喷嘴高度增加到8 mm后，电弧电压数据出现较大波动性，表明喷嘴高度过高引起的电弧稳定性差。

复合热源焊接中等离子的电弧电压受多个因素影响，综合前文描述的喷嘴高度、激光功率、等离子电流对电弧电压产生了不同程度影响，为了分析不同参数情况下多因素对电弧电压的影响情况，通过回归思想对大量试验数据建立多元线性回归模型，模型可以广泛应用于了解焊接电弧特性规律以及指导焊接工艺选择，回归分析自变量见表3。上述电弧电压与工艺参数的多元线性回归假设因变量与自变量之间的关系形式^{[ [18]  李峰光, 曹宜发, 郭睿, 等. 基于回归方法和神经网络的电弧增材制造单道成形形貌预测[J]. 精密成形工程, 2023, 15(2): 171-179.LI Fengguang, CAO Yifa, GUO Rui, et al. Prediction of single–pass arc additive manufacturing forming morphology based on regression and neural network[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(2): 171-179.
18 ]}为

式中，U_n为被解释变量（n=1，2，…，T），即电弧电压；$x_{n_j}$为解释变量（j=1，2，…，k–1），分别表示喷嘴高度、激光功率、等离子电流等工艺参数；y_n与$x_{n_j}$存在线性关系；U_n为众多影响U_n变化的微小因素，即随机误差项；β_i为回归参数（i=0，1，2…，k–1）。当给定一组数据（U_n，$x_{n_1}$，$x_{n_2}$，…，$x_{n_{k-1}}$)，当n=1，2…，T时，上述模型表示为

简写为

选择逐步回归法进行分析，研究因变量（电弧电压）与多个自变量（电流、喷嘴高度、激光功率）之间的相互关系，从一个自变量出发，确立变量间是否存在相关关系，如果存在，则要确定它们之间合适的数学表达式，即回归方程，并对所建立的回归方程的可信度依次逐步进行统计检验。在此过程中，设定检验因素显著性的F水平，步进准则：F_加入≤0.0500，F_剔除≥0.100。当F≤0.0500时对应变量加入方程式；F≥0.100时剔除。

先将与U（电弧电压）关系最密切的X₁（等离子电流）引入模型，建立U与X₁的一元线性模型1；而后引入X₂（喷嘴高度），建立U与X₁、X₂的二元回归模型2；最后引入X₃（激光功率），建立U与X₁、X₂、X₃的三元回归模型3。在表4中可以看到3种模型的拟合优度指标（相关系数R）分别为0.616、0.731、0.737，它们都具有高度显著的线性关系。而从拟合优度方面，模型3的相关系数R高于其他两个模型，说明模型3在捕捉数据规律和减少偏离真实情况方面表现更好，能够解释更多因变量的变化，使得预测值与实际值的偏离度在整体上得到优化。

从表5可以看出，模型1中回归均方为662.872，残差均方为3.583，F值为185.019，显著性概率P为0.000，在显著性水平为0.05的情形下，电压与电流具有线性关系。而模型2中回归均方为467.748，残差均方为2.692，F值等于173.764，P为0.000，说明电压与电流、喷嘴高度之间存在高度显著线性关系，且残差均方较模型1降低24.8%（Δ=0.891），表明引入喷嘴高度后模型解释力增强。模型3中，回归均方为316.873，残差均方为2.651，F₁为119.550，P为0.000，因此回归模型3整体也是显著相关的，说明在引入激光功率后，残差均方进一步下降1.5%（Δ=0.041），回归均方降幅达32.3%（Δ=150.875），说明模型对数据变异的捕捉能力持续优化。综上所述，通过逐步纳入喷嘴高度和激光功率作为自变量，模型的回归均方与残差均方呈系统性递减趋势（回归均方总降幅52.2%，残差均方总降幅26.0%）。这一统计特征表明，三元回归模型（电弧电流、喷嘴高度、激光功率）对电压变化的解释能力显著优于前个两模型。其优势体现在：（1）更全面地整合了多工艺参数对电压的联合作用机制；（2） 通过降低残差方差提高了预测精度（模型3残差均方仅为模型1的74.0%）；（3） 综合F₁检验的显著性水平（P<0.001）验证了多变量协同效应的统计可靠性。

根据表6中数据非标准化系数B的数值建立逐步回归的3个回归模型，分别为

模型1：U₁=20.698+0.060X₁

模型2：U₂=17.963+0.058X₁+0.479X₂

模型3：U=17.444+0.058X₁+0.479X₂+0.001X₃

表6中，从其t值对应的显著概率P均远小于0.05，可以判定3个模型的回归系数都是显著的。由于模型3考虑更多因素，所以选择该模型作为最终的回归方程。从回归系数表可体现出工艺参数对电弧电压的影响权重。其中，喷嘴高度X₂的系数较大，说明3个影响因素中喷嘴高度对电弧电压的影响最为显著，电弧电压随喷嘴高度增加而上升的趋势明显；等离子电流X₁次之，其系数为正，说明随着等离子电流增大，电弧电压也会有一定程度的增加；激光功率X₃系数较小，但同样不可忽视，反映出激光功率的变化对电弧电压存在正向的推动作用，只是影响程度相对较弱。

结合2.1节试验内容，结果表明无论激光功率如何变化，当喷嘴高度增加时，会直接导致电弧长度的延长。并且，在低电流区间（电流<20 A），电弧电压随喷嘴高度变化的曲线斜率呈现明显的两段式，前期斜率较小，后期斜率增大，这种非线性变化源于喷嘴高度对导电性的阶段性调控机制。喷嘴高度较低时，电弧被压缩，电子传输路径紧凑，导电性增强，所需维持电场强度较小；喷嘴高度提升后，电弧显著拉长，电子需克服更大的路径阻抗，此时电场强度需求急剧上升。

采用残差统计量表、残差分布直方图和回归标准化残差的标准P–P图等多种分析工具，评估回归模型3的拟合和预测质量（表7和图7）。通过表7可知，其残差极小值预测值（19.37）和极大值预测值（27.19），反映了模型预测值的范围，而其与实际测量值的接近程度直观展现了模型预测的准确性，意味着模型能够较好地捕捉数据中的规律，使预测值与真实值偏差较小。从图7（a）中可以看出，残差分布直方图与正态分布曲线基本吻合，这一特征具有多重意义。一方面，在众多统计推断和假设检验环节，正态分布的残差是基础前提，保证了基于该模型进行的诸如回归系数显著性检验、置信区间估计等操作的可靠性；另一方面，体现了模型3在不同取值范围内的拟合效果相对均衡，不存在对某些区域过度拟合或拟合不足的问题，整体稳定性高。图7（b）为回归标准化残差的标准P–P图，散点紧密围绕均值为0的正态分布累积概率斜线散布，再次佐证了残差服从正态分布，进一步确认模型3在拟合过程中的科学性与合理性。

通过复合电弧形态验证不同喷嘴高度、焊接电流和激光功率的变化规律对电压的回归模型影响，结果如图8所示。

从图8中可以看出，当激光功率和电弧电流固定的情况下，电弧形态随喷嘴高度变化显著。当喷嘴高度增加到9 mm时，复合电弧在5 A时的稳定性降低，电弧形状开始变得不稳定，而随着电流的增加，电弧形态逐渐趋于稳定。在喷嘴高度相同时，随着电流的增加，电弧形态由钟罩形逐渐转变为鼓状，这种现象在喷嘴高度为3 mm和5 mm时尤为明显。当电弧长度过长时，电弧的上部沿径向收缩，接近圆柱体的形状，弧根处仍然为钟罩形。在保持同一喷嘴高度和电流的前提下，激光功率的增加会导致电弧体积扩大。通过对比不同激光功率下的电弧形态，可以得出电弧的稳定性受到喷嘴高度与激光功率的共同影响。当喷嘴高度进一步增加时，加入激光后，原本受弧长影响变得不稳定的等离子电弧在光致等离子体的影响下，形态表现出更强的不稳定性。通过图8，可以反映出激光功率、电流和喷嘴高度之间的复杂关系。考虑到电弧的稳定性，推荐工艺参数为喷嘴高度3~5 mm、电流30~80 A、激光功率800~1200 W。

（1）激光–等离子电弧复合焊接过程中，在电流5~80 A、喷嘴高度0~9 mm、激光功率0~1200 W范围内，复合焊接中等离子电压在18~36 V之间波动，随着喷嘴高度的增加，电流电压升高。当等离子电流从15 A增加到50 A后，等离子电弧对激光的稳定作用增强，电弧电压随等离子电流的增加而升高。较高的激光功率（如800~1200 W）下，激光的加入使得电弧周围粒子数密度增加显著，导热增强，同时光致等离子和电弧等离子体的辐射以及对流换热也增加，电弧的散热条件变好，电弧截面积也要在一定程度上自动收缩减小散热，从而导致电弧电压升高至35~36 V。

（2）从工艺参数对电弧电压的回归模型结果可见，复合热源焊接中等离子电弧电压受喷嘴高度、激光功率、等离子电流等因素不同程度影响，喷嘴高度对电弧电压影响最大，其次是等离子电流，最后是激光功率。综合电弧的电特性和电弧形态变化，推荐喷嘴高度3~5 mm、电流30~80 A，激光功率800~1200 W作为进一步的研究工艺参数范围。