焊絲超聲振動對鋁合金熔化極氣體保護焊縫成形及氣孔的影響

應岳峰，陳琪昊，王衛東，毛欣宇

江蘇科技大學 材料科學與工程學院，鎮江 212100

鋁合金具有密度小、比強度高、導熱導電性好及耐腐蝕等優點，被廣泛應用于航空航天、軌道交通及石油化工等領域［1］。熔化極氣體保護（Gas Metal Arc， GMA） 焊因成本低及焊接效率高等優點，在鋁合金焊接中被廣泛應用。鋁合金GMA 焊接容易出現氣孔、焊縫晶粒粗大等問題，為改善焊接質量，各種不同的輔助焊接手段被應用到鋁合金的GMA 焊接過程中，如在焊接過程中 引 入 低 頻 機 械 振 動［2］、磁 場［3］及 功 率 超 聲 振動［4-5］等。采用多能場或其他輔助手段調控電弧的熱源分布與電弧冶金行為是近年來主流的研究方向［6］。功率超聲振動是金屬凝固過程中改善組織、提高力學性能的有效方法之一，最早被應用在鑄造技術中。Eskin［7-9］利用超聲波處理鋁合金熔體時發現，超聲波的加入能夠起到細化晶粒、減少柱狀晶結構的作用，同時有助于熔融金屬中的氣體聚集成大氣泡逸出。Jian 等［10］使用頻率為20 kHz 的超聲對熔融態A356 鋁合金進行超聲處理，樹枝晶結構基本轉變為等軸晶，晶粒得到 了 細 化。Xu 等［11］將 超 聲 波 導 入A356 鋁 合 金熔體的鑄造過程中，超聲作用后氣孔數量明顯減少。因此超聲能場作用于金屬熔體可以有效細化晶粒、減少氣孔，而超聲輔助焊接抑制焊縫氣孔缺陷及細化焊縫晶粒的本質就是超聲能場對熔池金屬熔體的作用。

功率超聲振動可以顯著減少焊接缺陷并提升焊接質量，超聲輔助焊接技術已成為當前焊接與連接領域的研究熱點。Lei 等［12］在鎂合金激光焊接過程中，采用超聲波振動輔助激光焊接技術對AZ31B 鎂合金進行焊接，發現焊縫孔隙率顯著降低且晶粒細化。Chen 等［13］在窄間隙激光焊接中引入超聲輔助，焊縫成形良好且氣孔顯著減少。Yuan 等［14］在2014 鋁合金的鎢極惰性氣體（Tungsten Inert Gas， TIG）焊中引入超聲，熔化區的晶粒細化并且等軸化，接頭的氣孔率降低。Lan 等［15］在316L 不 銹 鋼 和L415 低 合 金 高 強 鋼TIG 焊接過程中，發現超聲輔助可以顯著細化L415 熱 影 響 區 和 焊 縫 區 的 組 織。Yang 等［16］在MB3/AZ31 異種鎂合金TIG 焊過程中引入超聲振動，發現超聲可以有效降低氣孔數量及密度，且對焊縫組織有細化作用。

為較好實現超聲能量與焊接能量的耦合，目前已研發出許多超聲施加方式，主要為電耦合和機械耦合兩類。1999 年，吳敏生等［17］首次提出了電弧超聲理論，通過電弧將超聲能量作用于電弧與熔池。隨后，范陽陽［18-19］、孫清潔［20］等通過超聲發射端與焊槍同軸機械耦合的方式將超聲能量引入304 不銹鋼TIG 焊接過程。電耦合式的超聲施加方式通過超聲頻的電信號激發電弧產生超聲［21］，雖然不改變焊槍結構及焊接平臺工裝，但由于超聲能量是通過電弧力與熱應力的超聲頻變化激發而來，能量轉化效率低，這會一定程度弱化超聲對熔池的作用效果。對于機械耦合式的超聲施加方式，盡管超聲利用效率較高，但通常需要對焊槍及焊接平臺工裝進行改造，裝置較為復雜，應用不靈活。近些年，一些新型的超聲能量引入方式被提出，在一定程度上彌補了電耦合式及機械耦合式固有的一些缺點。2016 年，Yuan 等［22］提出將鎢探針插入熔池內，超聲波變幅桿與鎢探針進行復合，超聲波通過鎢探針傳入熔池內部。Zhou等［23］利用超聲振動平臺夾持工件，通過帶動母材進行超聲頻振動，進而向熔池引入超聲能量。Yang 和Liu［24］在TIG 焊 接 過 程 中 將 超 聲 變 幅 桿與焊絲接觸，激勵焊絲產生超聲頻振動，超聲能量通過焊絲傳入熔池內部。通過焊絲施加超聲頻振動的方法具有無須改變焊槍結構與平臺工裝、實驗前準備工作少、調節方便等優點；此研究還針對TIG 焊焊絲超聲頻振動技術進行了相關研究，相較于TIG 焊（焊絲與電弧獨立），GMA 焊更加復雜，焊絲與電弧是非獨立的，GMA 焊絲超聲頻振動時，焊絲不僅作為產生電弧的電極，還作為產生超聲頻振動的聲源，同步影響焊接電弧、熔滴與熔池。目前，通過焊絲超聲振動向熔池引入超聲能量的研究較少，關于焊絲超聲頻振動式GMA 焊的作用效果不清晰。

本文針對鋁合金的GMA 焊接，通過超聲工具頭激勵鋁合金焊絲進行超聲頻振動，將超聲能量引入鋁合金GMA 焊接過程。探究焊絲超聲頻振動幅度對鋁合金GMA 焊縫成形與氣孔分布的影響規律，并分析超聲能量對焊縫成形與氣孔分布的影響機制。

1 焊接裝置及實驗方法

1.1 焊接裝置

焊接裝置主要由GMA 焊接系統及超聲輔助系統構成。GMA 焊接系統主要由焊接電源（AOTAI plus MIG-500）、焊接平臺及保護氣（氬氣，質量分數為99.99%）等構成。超聲輔助系統主要由超聲激勵電源、超聲換能器、超聲變幅桿、超聲工具頭、超聲振動間接傳遞裝置及壓緊裝置等構成。

圖1 為超聲輔助系統激勵焊絲實現超聲頻振動的原理示意圖。超聲激勵電源首先將電信號傳遞給超聲換能器，電信號在此被轉換成超聲頻振動信號，超聲頻振動信號經超聲變幅桿放大后傳遞到超聲工具頭，超聲頻振動的超聲工具頭與超聲振動間接傳遞裝置緊密接觸，激勵超聲振動間接傳遞裝置進行超聲頻振動，焊絲從超聲振動間接傳遞裝置中穿過，焊絲與該裝置充分接觸并具有一定摩擦力，進而激勵焊絲進行超聲頻振動。焊絲的振型為彎曲振型，焊絲端部的超聲振動既有軸向振動又有徑向振動，超聲頻振動在焊絲內的傳播包括縱波和橫波，超聲能量通過電弧空間傳入焊接熔池內，超聲能量的傳播路徑如圖1中紅色箭頭所示。

圖1 焊絲超聲頻振動原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of ultrasonic frequency vibration of welding wire

超聲輔助系統輸出的超聲頻率為28 kHz，超聲振幅連續可調，實驗過程中，超聲工具頭振幅分別設置為0、20.5、22.8、24.9、26.3 μm，超聲工具頭與超聲振動間接傳遞裝置之間的壓力設置為0.1 MPa，以保證超聲振動穩定傳播。

1.2 實驗參數與方法

1.2.1 超聲頻振動參數

為了說明焊絲端部產生了有效的超聲振動能量，利用激光測振儀對焊絲端部實際振動幅度進行測量，對所測得的穩定信號進行帶通濾波，帶通濾波頻率區間為20～30 kHz，超聲工具頭振動幅度為26.3 μm，采樣頻率為78 125 Hz，結果見圖2。

圖2 焊絲端部振動位移曲線Fig.2 Vibration displacement curves at end of welding wire

從實際振動位移曲線中提取其振動速度及振動加速度數據，分別計算均方根值，用于表征振動強度，計算結果如表1 所示。

表1 不同超聲工具頭振幅下的焊絲端部振動強度Table 1 Vibration intensity at end of welding wire under different ultrasonic horn amplitudes

振動速度和振動加速度均可以表征振動強度，振動速度的有效值可反映振動能量高低，人類可感知的門檻值為0.071 mm/s，計算得出的焊絲端部的最小振動速度為0.93 mm/s，大大超過門檻值。振動加速度的大小可以反映振動沖擊力大小，g為重力加速度，計算出最小的振動加速度為14.9g。

1.2.2 焊接參數

母材選用厚度為6 mm 的5083 鋁合金，焊絲選用直徑為1.2 mm 的ER5183 鋁合金焊絲，具體焊接參數如下：焊接電流為120 A，焊接電壓為18.5 V，焊接速度為8 mm/s，氣流量為25 L/min，焊絲的干伸長為10 mm，焊絲頂端距母材5 mm。

1.2.3 焊縫成形與氣孔分析方法

利用焊道波動范圍表征焊縫表面宏觀均勻程度，焊道波動范圍測量示意圖見圖3。通過Image-pro plus 軟件測量焊道最大寬度Hmax，最小寬度Hmin，求得波動范圍H=Hmax?Hmin，根據H平均值進行定量比較，進而分析焊縫表面的均勻程度。

圖3 焊道波動范圍示意圖Fig.3 Schematic diagram of fluctuation range of weld width

利用焊道表面粗糙度表征焊縫表面微觀均勻程度，焊縫表面粗糙度測量如圖4 所示，通過凱視邁激光光譜共聚焦顯微鏡進行焊縫表面粗糙度測量，在焊縫中部沿焊縫方向取3 條水平線，測量其表面高度，計算其算數平均偏差表征焊縫表面粗糙度情況。

圖4 表面粗糙度測量示意圖Fig.4 Schematic diagram of surface roughness measurement

對各個試樣的熔寬W、熔深D及焊縫區面積S進行測量，焊縫熔寬、熔深及面積示意圖見圖5。對每個參數下的焊縫取3 個截面，將所得焊縫截面經拋光腐蝕等處理后進行宏觀照相。對焊縫截面圖像采用Image-pro plus 軟件參照比例尺對熔寬、熔深及焊縫面積等進行測量，計算均值及標準差。

圖5 焊縫熔寬、熔深、面積示意圖Fig.5 Schematic diagram of weld width，weld depth and area

為了全面分析焊絲超聲振動對焊縫熔寬、熔深及焊縫區面積的影響，對焊縫熔寬及熔深，采用均值、均值的變化幅度及深寬比進行衡量。對焊縫區面積，采用均值進行衡量。其中，熔寬與熔深變化幅度及深寬比的計算方法為

式中：Wb為熔寬變化幅度；Db為熔深變化幅度；Bi為深寬比；W0和D0為未施加超聲的熔寬、熔深。

通過Image-pro plus 對各個截面試樣上的氣孔數量進行統計，得到焊縫截面平均氣孔數量，借此分析不同超聲工具頭振幅對焊縫氣孔數量的影響。將焊縫區分為上部和下部，分別統計焊縫上部與下部的氣孔數量，如圖6 所示，同時計算出下部氣孔數與上部氣孔數的比值，進而分析超聲能量對焊縫氣孔分布的影響。

圖6 焊縫上部和下部示意圖Fig.6 Schematic diagram of upper and lower part of weld

1.2.4 聲場仿真實驗

利用有限元軟件進行聲學仿真，仿真過程見圖7。在設定相應材料基本參數后，首先進行穩態電弧計算，得到穩態電弧、溫度場后，傳遞參數至瞬態仿真計算，得到瞬態的聲壓云圖用于分析超聲傳播過程與變化規律。再利用傅里葉變換進行時域轉頻域的仿真計算，得到頻域聲壓云圖，用于分析熔池內不同位置的聲壓強弱。

圖7 聲場仿真流程圖Fig.7 Flow chart of acoustic field simulation

焊接過程中伴隨著復雜的物理變化，母材和焊絲都存在著熔化、凝固的過程。為保證該數值模型的收斂性，又不影響模型計算的準確性，對焊接過程多物理場數值模型提出假設：

1） 熔池為層流狀態，不考慮熔池黏度對超聲傳播的影響。

2） 不考慮熔池內氣泡對超聲傳播的影響。

3） 不考慮熔滴過渡的影響。

4） 電弧及熔池溫度場、流場對超聲場的影響是單向的，不考慮超聲場對電弧及熔池物理場的影響。

5） 未考慮超聲在焊絲內傳播發生的損耗。

幾何模型見圖8，焊絲與母材設置為固體，通過振幅反映固體中超聲能量。保護氣與熔池為流體，通過聲壓反映流體中超聲能量。在ab段焊絲邊界上設置振幅為A、頻率為28 kHz 的振動源進行仿真實驗。

圖8 聲場仿真幾何模型Fig.8 Geometric model for acoustic field simulation

主要的聲學邊界條件為：在cd邊界設置阻抗為2.61×10?4Pa·s/m，在ab邊界設置指定位移，沿焊絲軸向的位移為Asin（56 000 πt） μm，沿 焊 絲 徑 向 的 位 移 為Acos（56 000 πt） μm，其中 數 值56 000 單 位 為Hz；t為 時 間；defg邊 界 設置為自由無約束狀態。

2 結果與分析

2.1 焊絲振幅對焊縫成形的影響

2.1.1 焊縫表面成形

焊縫表面成形見圖9，結果表明，未施加超聲振動的焊縫表面成形較差，焊縫表面暗淡且不平整。焊絲超聲頻振動后，與未施加超聲的焊縫表面相比，其表面光亮程度好且缺陷數量較少，焊縫表面成形明顯改善。超聲工具頭振幅為20.5、22.8、24.9 μm 時，焊縫表面光 亮度與平整程度提高，當超聲工具頭振幅為26.3 μm 時，焊縫表面最為光亮且平整。這表明施加超聲振動可有效提升焊縫表面光亮程度同時減少表面缺陷。在施加超聲的情況下，隨著超聲工具頭振幅增大，超聲對熔池作用效果越強，其焊縫表面成形越好。

圖9 不同超聲工具頭振幅下的焊縫表面成形Fig.9 Weld surface formation under different ultra?sonic horn amplitudes

在不同超聲工具頭振幅下，焊道的波動范圍H不同，反映出焊縫成形均勻程度不同，H與超聲工具頭振幅之間的關系見圖10。隨著超聲工具頭振幅的增大，焊道波動范圍先減小后增大。當超聲工具頭振幅為22.8 μm 和24.9 μm 時，與無超聲情況相比，H減小了27.6%。當超聲工具頭振幅為26.3 μm 時，焊道波動范圍有增大趨勢，但仍小于無超聲時的焊道波動范圍，這表明焊絲超聲振動可以使焊縫成形更加均勻，使焊道更加平直。

圖10 不同超聲工具頭振幅下焊道波動范圍Fig.10 Weld fluctuation range under different ultrasonic horn amplitudes

焊縫表面粗糙度變化見圖11，結果表明，超聲工具頭振幅為20.5、22.8、24.9 μm 時，焊縫表面總體粗糙度降低，并且隨著超聲工具頭振幅的加大，粗糙度總體呈下降趨勢。當超聲工具頭振幅為26.3 μm 時，焊縫表面粗糙度顯著減小，超聲作用效果最好。這表明施加超聲振動可在有效提升焊縫表面光亮程度的同時減少表面缺陷，表面成形質量得到改善。

圖11 不同超聲工具頭振幅下焊道表面粗糙度變化Fig.11 Weld surface roughness variations un?der different ultrasonic horn amplitudes

2.1.2 焊縫截面成形

焊縫面積變化趨勢見圖12。當施加超聲振動后焊縫面積均有不同程度的提高，當超聲工具頭振幅為20.5、22.8、26.3 μm 時，其焊縫面積顯著增大。這表明超聲振動的引入可以有效增大熔池面積及焊絲的熔化量。

圖12 焊縫截面積變化情況Fig.12 Change of weld cross-section area

焊縫截面熔寬及熔深的測量結果見圖13，在施加超聲后，焊縫的熔寬和熔深均有較大提高，當超聲工具頭振幅為20.5 μm 時，熔寬提高顯著，熔寬提升幅度為10.04%，熔寬的提升幅度隨著超聲工具頭振幅的增大而減小。當超聲工具頭振幅為22.8 μm 和26.3 μm 時熔深提高顯著，振幅為22.8 μm 時提升幅度為12.14%，振幅為26.3 μm時提升幅度為13.07 %，而當焊絲振幅為24.9 μm時熔深增幅突然降低，這是由于熔池內的聲空化效應對超聲傳播具有阻尼作用，導致熔池內聲壓未隨超聲輸入振幅的增大而持續增大，超聲輸入振幅與熔池內聲壓存在非線性關系［25-26］，當振幅為24.9 μm 時熔池內聲壓下降，導致焊縫熔深增幅降低。因此，超聲的引入對熔寬和熔深的提高均有促進作用。深寬比總體呈上升趨勢，當超聲工具頭振幅為20.5 μm 和24.9 μm 時，深寬比變化不明顯，而當超聲工具頭振幅為22.8 μm 和26.3 μm時，深寬比增大，振動幅度為26.3 μm 時深寬比最大，提升幅度為9.72%。

圖13 熔寬、熔深變化幅度及深寬比變化趨勢Fig.13 Change trends of weld width， weld depth and ration between weld depth and weld width

2.2 不同焊絲振幅對焊縫氣孔的影響

焊絲超聲振動后，焊縫截面內氣孔數量明顯減少，典型焊縫氣孔分布的對比結果見圖14。未施加超聲的情況下，焊縫截面氣孔數量多，且存在較大的氣孔，氣孔分布在焊縫截面的各個位置。當焊絲超聲振動后，截面氣孔數量明顯減少，且氣孔尺寸也有不同程度的減小。

圖14 施加超聲前后氣孔情況對比Fig.14 Comparison of pore before and after applying ultrasound

不同超聲工具頭振幅下的氣孔統計結果見圖15。相較于未施加超聲振動，當超聲工具頭振幅為20.5 μm 時，焊縫截面氣孔數量略有減少，當超聲工具頭振幅為22.8、24.9、26.3 μm 時，氣孔數量顯著減少，減少幅度分別為76.9%、65.7%及71.8%。隨著超聲工具頭振幅的增加，焊縫截面的氣孔數量先快速減少后處于波動狀態，最后基本趨于穩定。因此，超聲能量可以顯著減少氣孔數量，但隨著超聲工具頭振幅的加大，去除氣孔的效果不能無限增強而是穩定在一定范圍，這同樣是由于熔體內聲壓與超聲輸入之間的非線性關系［25-26］導致的。

圖15 氣孔平均數量及分布Fig.15 Average number and distribution of pores

在氣孔分布方面，當超聲工具頭振幅為20.5 μm時，焊縫截面的下半部分氣孔數量占比減小，但仍存在一定數量氣孔。當施加的超聲工具頭振幅為22.8、24.9、26.3 μm 時，氣孔的分布主要集中在焊縫截面的上部，截面下部基本不存在氣孔。這表明超聲能量對焊縫下部的作用較大，去除氣孔效果好。

2.3 聲學仿真結果

圖16 為頻率為28 kHz 時不同時刻的聲學仿真結果，用聲壓云圖表示。仿真結果表明，聲壓首先在焊絲端部產生，隨后傳入熔池，最后在熔池內不同位置產生不同大小的聲壓，隨著焊絲的超聲頻振動，熔池中聲壓先由小增大，最后趨于穩定，熔池中最大聲壓可達60 Pa，不同位置之間形成聲壓差。這表明通過焊絲施加超聲頻振動可以有效向熔池引入超聲能量進而實現超聲振動輔助焊接。

圖16 不同時刻聲學仿真結果Fig.16 Acoustic simulation results at different time intervals

對熔池不同位置的聲壓進行分析，結果如圖17所示，熔池中處于焊絲正下方的區域聲壓大，并且熔池下部聲壓大于熔池上部，這表明超聲能量主要沿著焊絲振動方向傳播，而向四周傳播能量較少，導致焊絲正下方熔池區域聲壓值大，而熔池邊緣遠離焊絲正下方部分聲壓值小。通過焊絲向熔池引入超聲振動時，超聲對熔池下部的作用大于對熔池上部的作用。

圖17 頻域下熔池中不同位置的聲壓分布Fig.17 Acoustic pressure distribution at different posi?tions in weld pool in frequency domain

2.4 焊絲超聲頻振動影響機制

焊絲超聲頻振動后，超聲傳入熔池內產生的聲流效應對焊縫熔寬、熔深及氣孔行為具有顯著的影響。相比于不施加超聲的焊縫，在施加不同超聲工具頭振幅的超聲后，焊縫的熔寬和熔深都有不同程度的增加。焊絲超聲頻振動后，焊縫截面的氣孔數量減少、氣孔尺寸減小，且氣孔主要分布在截面上部。

焊絲超聲頻振動后，熔池內會形成聲壓梯度，熔體在聲壓梯度的驅動下不斷流動，其最大流動速率v見式（4）［27］，并且隨著輸入聲強的逐漸增大，聲流效應逐漸增強，聲流在較大范圍內產生而且流體速度增大，在熔體中會逐漸形成環流［28］。關于超聲頻率對聲流分布的調控作用，文獻［29］表明不同超聲頻率下的聲流分布幾乎一致。

式中：v為聲流現象引起液體介質的最大流動速率；f為超聲振動頻率。

由式（4）可知，超聲振幅越大，熔池的流動速度也會越大，超聲能量對熔池的攪拌作用越強。

在聲流作用下，熔池熔體流動性增強，氣泡更加容易逸出。聲學仿真實驗結果中，熔池下部的聲壓值大，那么熔池下部熔體流速大，超聲對焊縫下部的攪拌作用強，因此焊縫熔深的提高幅度大并且焊縫下部氣孔數量少。同時，超聲的聲流效應迫使熔池上層的高溫熔融金屬向下作不規則的運動，熔池溫度均勻性增加，熔池邊緣的高溫停留時間延長［30］，從而使熔池邊界的熔化量增多，導致熔寬和熔深增加。

除聲流效應影響焊縫氣孔行為外，空化效應同樣對焊縫氣孔行為有一定的影響。超聲在介質中傳播時，超聲振幅損耗所釋放出的部分能量被介質吸收，在一定程度上減緩了熔池凝固速度，使更多氣泡得以逸出。此外，高頻聲壓在熔體內部產生交替變化的聲波，此時會出現正壓區域和負壓區域，負壓區域產生空化氣泡，過量氫原子通過對流或擴散轉移到空化氣泡液面，氫原子相互作用形成氫分子，繼而擴散進入空化氣泡，眾多小空化氣泡在聲波作用下運動合成大氣泡，進而加速氫析出熔體［31］。空化的作用與聲波的聲壓有直接關系，聲壓越大空化作用越強，聲壓與空化氣泡的臨界半徑關系為［32］

式中：R0為一定聲壓條件下能產生聲空化的最小氣泡半徑；σ為金屬液的表面張力；P0為聲壓幅值；Pc為靜壓力。

在式（5）中，σ、Pc均可以看為恒量，由此可得聲壓越大空化泡的臨界氣泡半徑越小，則熔體中空化泡越多，空化作用越強，超聲作用效果好。聲學仿真實驗結果中，熔池下部聲壓大，那么熔池下部更易產生空化氣泡，下部產生的空化氣泡數量多，空化作用強，因而焊縫下部氣孔數量少。此外，當空化氣泡生長到閾值時，空化氣泡破裂，釋放出能量，熔池中結合不牢固的結晶體被重新打散，破碎的枝晶在聲流效應作用下被均勻輸送到熔池各個區域，可細化焊縫晶粒［24］。

焊絲超聲頻振動后，會帶動電弧進行高頻的徑向擺動。電弧擺動同樣會對熔池產生攪拌作用，電弧擺動也會增加焊縫的熔寬［33］。在攪拌作用下，熔池中的氣泡更容易逸出。

3 結 論

1） 對于焊縫表面成形，與未施加超聲的焊縫相比，在施加不同振動幅度的超聲后，焊縫表面的光亮程度和均勻性得到提高。對于焊縫截面成形，與未施加超聲的焊縫相比，施加了不同振動幅度的超聲后，焊縫的熔寬、熔深均有不同程度的提高。當振幅為20.5 μm 時，熔寬提升幅度最大，提升了10.04%。當振幅為26.3 μm時，熔深提升幅度最大，提升了13.07%。隨著超聲工具頭振幅的增大，深寬比總體呈上升趨勢。

2） 對于焊縫截面的氣孔數量、尺寸及分布情況，與未施加超聲的焊縫相比，當超聲工具頭振幅為22.8、24.9、26.3 μm 時，焊縫截面氣孔數量明顯減少，減少幅度分別為76.9%、65.7% 和71.8%，且氣孔尺寸也有不同程度的減小，氣孔的分布主要分布于截面上部。

3） 聲學研究結果表明，通過焊絲超聲頻振動可以有效向熔池引入超聲能量，超聲能量主要沿焊絲軸向方向傳播，對熔池下部作用最大。熔池內聲壓幅值的分布與焊縫氣孔分布及截面成形具有顯著的相關性。