像增強(qiáng)管激光封接過(guò)程中的氣密性研究

李 陽(yáng)，朱宇峰，來(lái)悅穎，杜金娟，郝子恒，徐志鋒，鄔昊宇，干林于，陳 鵬

（1. 微光夜視技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710065；2. 昆明物理研究所，云南 昆明 650223）

引言

三代微光像增強(qiáng)器是微光夜視系統(tǒng)的核心，具有光譜轉(zhuǎn)換、亮度增強(qiáng)等功能。當(dāng)入射光照射光陰極后，光陰極基于外光電效應(yīng)產(chǎn)生光電子并溢出，這些光電子在加速場(chǎng)中快速運(yùn)動(dòng)至微通道板輸入表面并進(jìn)入其內(nèi)部進(jìn)行多次的電子倍增，倍增后的光電子以高能轟擊熒光屏發(fā)光，從而輸出亮度得到增強(qiáng)[1-3]。為了實(shí)現(xiàn)電子與高頻場(chǎng)之間的能量交換，像增強(qiáng)器需要一個(gè)良好的真空環(huán)境。因此在像管的制作過(guò)程中，對(duì)封接的強(qiáng)度和氣密性有著非?？量痰囊骩4]。

由于像增強(qiáng)器中管殼與熒光屏組件在焊接時(shí)線膨脹系數(shù)差異較大，以及熒光屏組件中存在光纖面板，因此，高性能三代像管中管殼及熒光屏組件的封接較為困難。第五十五研究所的王濤等人[5]發(fā)現(xiàn)利用氬弧焊進(jìn)行管殼及熒光屏組件封接時(shí)，極易發(fā)生可伐金屬與玻璃的封接面撕裂。燕山大學(xué)的鄭春雷等人[6]研究了Q345E 鋼與20CrMnTiH 鋼焊接接頭焊接工藝，焊后檢測(cè)2 個(gè)焊接接頭斷裂位置均在Q345E 鋼側(cè)母材位置上。南昌大學(xué)的羅兵兵等人[7]研究了焊接速度對(duì)0.8 mm 厚6061 鋁合金與DC06 低碳鋼激光搭接焊接頭質(zhì)量的影響，發(fā)現(xiàn)快的焊接速度能夠減少界面金屬間化合物的產(chǎn)生。目前的研究主要集中在異種金屬的焊接和實(shí)際工藝摸索[8-12]，較少涉及帶有光纖面板的異種合金激光封接，且對(duì)激光焊接工藝參數(shù)的數(shù)值模擬計(jì)算較少。

本文以熒光屏屏環(huán)材料（4J49 可伐合金）與管殼后端材料（4J34 可伐合金）為研究對(duì)象，利用最大功率為300W 的脈沖Nd3+∶YAG 固體激光器對(duì)0.3 mm 厚的異種可伐合金（4J34、4J49）進(jìn)行焊接性能研究，探究Nd3+∶YAG 脈沖激光焊接雙金屬的一般原則；研究了不同焊接參數(shù)對(duì)焊接接頭顯微組織、力學(xué)性能的影響；分析得到了異種合金激光焊接的最優(yōu)工藝及接頭成型機(jī)理，以期為像管的可靠性及成品率的提升提供理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)內(nèi)容及方法

1.1 試驗(yàn)材料

本文采用激光焊對(duì)三代微光像增強(qiáng)器的管殼和熒光屏進(jìn)行封接。其中管殼由可伐合金（4J34）與陶瓷（Al2O3）通過(guò)熔融焊焊接而成，熒光屏是通過(guò)低熔點(diǎn)玻璃粉的熔封而實(shí)現(xiàn)可伐合金（4J49）與光纖面板的封接。對(duì)2 個(gè)部件的封接是通過(guò)單脈沖激光焊接對(duì)金屬4J34 與4J49 進(jìn)行封接，其化學(xué)成分表見(jiàn)表1 與表2。

表1 4J34 可伐合金化學(xué)成分表Table 1 Chemical composition of 4J34 kovar alloy

表2 4J49 可伐合金化學(xué)成分表Table 2 Chemical composition of 4J49 kovar alloy

1.2 焊接方法

試驗(yàn)采用WF300 激光焊接機(jī)，其主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 WF300 激光焊接機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)Table 3 Main technical parameters of WF300 laser welding machine

激光焊接按其熱力學(xué)機(jī)制不同分為激光熱傳導(dǎo)焊接和激光深穿透焊接。一般當(dāng)激光功率密度不高于106W/cm2時(shí)，這時(shí)光能量只被材料表層吸收，不產(chǎn)生非線性效應(yīng)或小孔效應(yīng)[13]。根據(jù)熱傳導(dǎo)方程分析，在一定脈寬條件下，具有恒定強(qiáng)度的表面熱源作用下，表面達(dá)到材料熔點(diǎn)的功率密度為

式中： θm為 材料的熔點(diǎn)溫度； α為熱擴(kuò)散率(m2/s）；τ為激光脈沖寬度；K 為熱傳導(dǎo)率（W/m·℃）；熱擴(kuò)散率與物體的熱傳導(dǎo)率 K 成正比，與密度 ρ與熱容c的乘積成反比。為了保證像管焊接工藝的氣密性，設(shè)計(jì)的最大熔深在0.5 mm，4J34 合金熔點(diǎn)為1 450 ℃，熱傳導(dǎo)系數(shù)為17.6 W/m·℃，密度為8.29 g/cm3，計(jì)算可得可伐合金表面達(dá)到材料熔點(diǎn)的功率密度qc1=1.84×104W/cm2，屏環(huán)材料與管殼工字件厚度為0.3 mm，配合間隙寬度在0.1 mm 以內(nèi)，光斑直徑1 mm，步競(jìng)電機(jī)轉(zhuǎn)速10 rad/s。根據(jù)功率密度與光斑直徑可以計(jì)算出激光功率（激光功率=功率密度×光斑直徑）大于180 W 時(shí)才可發(fā)生有效焊接，若對(duì)熱影響區(qū)有嚴(yán)格要求，則脈寬主要由熱影響區(qū)決定，即在熱損傷區(qū)允許的情況下，脈寬選擇在1.7 ms 左右。根據(jù)上文分析計(jì)算得到的脈沖寬度、激光功率的理論值設(shè)計(jì)試驗(yàn)，分析上述2 個(gè)參數(shù)因子對(duì)焊縫熔深、熔寬、氣密性等指標(biāo)的影響，其試驗(yàn)因子水平表見(jiàn)表4。

表4 試驗(yàn)因子水平表Table 4 Test factor level

1.3 測(cè)試表征

利用氦質(zhì)譜檢漏儀對(duì)焊接后的組件進(jìn)行漏率檢測(cè)，當(dāng)漏率≤1.0×10?13mbar·l/s 時(shí)，認(rèn)為組件氣密性良好，未發(fā)生漏氣現(xiàn)象。對(duì)焊接完成后的試樣進(jìn)行線切割，取焊縫截面試樣進(jìn)行熱鑲嵌、打磨、拋光后腐蝕。使用Nicon300 型光學(xué)顯微鏡(OM)對(duì)材料進(jìn)行金相組織分析，主要觀察焊接接頭處的焊接熔深、熔寬及微觀組織形貌的變化規(guī)律。通過(guò)圖像處理軟件Image-pro 對(duì)焊縫尺寸進(jìn)行測(cè)量，根據(jù)微觀組織特點(diǎn)將焊接部分分為焊縫區(qū)（Weld）、熱影響區(qū)（HAZ）和母材區(qū)（BM）。使用自動(dòng)轉(zhuǎn)塔數(shù)顯微硬度計(jì)(HXD-1000TMC)對(duì)不同焊接工藝下的焊接接頭進(jìn)行硬度測(cè)試，加載載荷1.96 N，加載時(shí)間為10 s，沿著“母材區(qū)-焊縫區(qū)-母材區(qū)”方向間隔0.2 mm 測(cè)量。

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接接頭氣密性

表5 為焊接正交試驗(yàn)的氣密性檢測(cè)結(jié)果。由表5 可知：在脈寬為1.2 ms，功率為195 W、210 W下由于能量過(guò)小均未能發(fā)生焊接。在2.2 ms、210 W條件下發(fā)生漏氣，對(duì)此條件下發(fā)生漏氣的像管已進(jìn)行了解剖，經(jīng)過(guò)分析發(fā)現(xiàn)：此條件下焊縫處出現(xiàn)塌陷、扭曲，造成焊接失效；另一方面在焊縫處發(fā)現(xiàn)了純銦的存在，在高溫作用下，銦會(huì)侵入焊縫中的晶格，導(dǎo)致焊接失效，其余條件下焊接氣密性良好。此外，表5 內(nèi)還標(biāo)注了各個(gè)工況下激光脈沖能量隨著激光功率和脈沖寬度的提升逐漸增大。

表5 焊接接頭氣密性Table 5 Air tightness of welded joints

2.2 焊接接頭微觀組織分析

為了研究激光功率和脈沖寬度對(duì)焊接接頭的影響，通過(guò)控制激光功率及脈沖寬度，得到不同條件下焊接接口處金相組織的形貌圖，分別如圖1 和圖2 所示。在較低的激光功率和脈沖寬度下，異種可伐合金焊接接頭焊縫的寬深比較大，焊縫整體成形良好，沒(méi)有明顯的氣孔、裂紋等缺陷。隨著脈沖寬度的增大，焊接接頭熔深逐漸增大，由0.21 mm→0.32 mm→0.48 mm。且在2.2 ms、225 W 的焊接條件下，薄板拐角處由于熱應(yīng)力的作用而產(chǎn)生數(shù)條細(xì)裂紋。而隨著功率百分比的增大，焊縫熔深由0.41 mm→0.45 mm→0.48 mm，熔深的增大幅度較小，但焊接接口處的裂紋明顯增多。

圖1 同一激光功率（225W）/不同脈寬的微觀組織形貌Fig. 1 Microstructure morphology of same laser power(225 W) and different pulse widths

圖2 同一脈寬（1.7 ms）/不同功率的微觀組織形貌Fig. 2 Microstructure morphology of same pulse width(1.7 ms) and different power

從之前未腐蝕的焊接接頭顯微照片中可以發(fā)現(xiàn)，隨脈沖寬度的增大，焊縫熔深逐漸增大，且焊縫處的裂紋逐步加劇。為進(jìn)一步確定合適的工藝參數(shù)，研究2 種可伐合金的內(nèi)部相轉(zhuǎn)變，對(duì)脈沖寬度為1.7 ms 以及激光功率為225 W 的3 個(gè)試樣進(jìn)行腐蝕，腐蝕試劑選用王水溶液（濃鹽酸：濃硝酸=3∶1），腐蝕時(shí)間為15 s。腐蝕后的金相組織形貌如圖3 及圖4 所示。從圖中可以看出，基體主要由面心立方晶體結(jié)構(gòu)的奧氏體組織（γ 相）組成，隨著激光功率的提高，奧氏體晶粒發(fā)生細(xì)化，在1.7 ms、225 W 的工藝參數(shù)下發(fā)現(xiàn)較多孔洞及熱影響區(qū)；隨著脈沖寬度的增大，焊接接頭缺陷逐漸增多，脈寬對(duì)晶粒的細(xì)化程度明顯強(qiáng)于激光功率。對(duì)比不同的焊接工藝可知，激光功率與焊接脈沖寬度共同決定試樣能否焊透。在激光功率相同的條件下，脈沖激光焊可以在較高的脈沖寬度下將試樣焊透，且沒(méi)有焊接缺陷，但超過(guò)一定的脈寬，激光焊熱輸出量過(guò)大，造成試樣焊接接頭變形乃至開(kāi)裂。結(jié)合可焊性分析及焊接接頭組織形貌可以得到，對(duì)于2 種0.3 mm 厚的可伐合金薄板來(lái)說(shuō)，當(dāng)激光功率為195 W，脈寬為1.7 ms，保護(hù)氣體為氮?dú)?，氣流量?0 L/min 時(shí)，沒(méi)有焊接缺陷，焊縫熔寬較小，組織均勻，主要由枝狀晶組成，焊接效果最好，焊接工藝最佳。

圖3 同一脈寬（1.7 ms）/不同功率下金相組織形貌Fig. 3 Metallographic structure morphology of same pulse width (1.7 ms) and different power

圖4 同一功率（225 W）/不同脈寬下金相組織形貌Fig. 4 Metallographic structure morphology of same power(225 W) and different pulse widths

2.3 焊接接頭力學(xué)性能分析

通過(guò)顯微組織形貌分析發(fā)現(xiàn)焊接接頭處不同位置形貌存在差異性，為了分析其形成原因，利用HXD-1000TMC 型顯微硬度計(jì)對(duì)激光功率195 W，脈沖寬度為1.7 ms 的焊接接頭不同位置的顯微硬度進(jìn)行測(cè)量，其結(jié)果如圖5 所示。從圖中可以看出，熔合區(qū)附近的顯微硬度最高，焊縫中心次之，母材區(qū)最低。在一般情況下，材料不同區(qū)域的顯微硬度值與其溶質(zhì)元素濃度及分布有關(guān)，而溫度是影響溶質(zhì)原子擴(kuò)散速率的主要因素[14-15]。在焊接過(guò)程中，焊縫中心的溫度最高，溶質(zhì)原子慢慢向四周擴(kuò)散，而母材區(qū)受到熱源影響較小，溫度不足以達(dá)到熔點(diǎn)而未熔化，阻礙了溶質(zhì)原子的繼續(xù)擴(kuò)散，導(dǎo)致大量的溶質(zhì)元素聚集在熔合區(qū)附近，冷卻凝固后，熔合區(qū)附近的溶質(zhì)元素含量大于其他區(qū)域的，產(chǎn)生一定的固溶強(qiáng)化，使得該區(qū)域的顯微硬度大于其他區(qū)域的。而焊縫中心的晶粒尺寸與母材區(qū)的相比較小，細(xì)晶強(qiáng)化使得其顯微硬度高于母材區(qū)的。

圖5 焊接接頭顯微硬度分布Fig. 5 Microhardness distribution of welded joints

結(jié)合焊接接頭微觀組織形貌和力學(xué)性能的分析，構(gòu)建了激光焊接過(guò)程中的焊接接頭成型模型，其示意圖如圖6 所示。激光焊接過(guò)程中，激光側(cè)向加熱熔化母材，當(dāng)上部母材加熱至半融化狀態(tài)時(shí)，在重力作用下發(fā)生向下的塑性流動(dòng)變形，當(dāng)達(dá)到熔融狀態(tài)時(shí)頂部4J34 合金逐漸包裹住焊接接頭，與底部部分熔化的4J49 合金融合，形成了圖3 及圖4 所示的微觀組織形貌。這樣焊接接頭可以實(shí)現(xiàn)組織的均勻性，溶質(zhì)原子在熔合區(qū)的聚集導(dǎo)致了顯微硬度的提升，并且在焊接過(guò)程中，塑性流動(dòng)可以釋放接頭的內(nèi)應(yīng)力，減少接頭處的裂紋擴(kuò)展，極大提高了焊接的質(zhì)量。

圖6 焊接接頭成型模型Fig. 6 Forming model of welded joint

3 結(jié)論

本文利用大族高功率激光焊接機(jī)對(duì)高性能三代像管管殼后端（4J34 可伐合金）與屏端屏環(huán)（4J49可伐合金）進(jìn)行封接試驗(yàn)，得到了4J34 與4J49 可伐合金的最佳焊接工藝為：設(shè)備最大工作電流100 A，激光脈沖能量42 J，激光功率195 W，脈寬1.7 ms，保護(hù)氣體為純氮?dú)?，氣流量?0 L/min，離焦量為0，此時(shí)焊縫熔寬較小，沒(méi)有明顯焊接缺陷，相對(duì)于激光功率，脈沖寬度對(duì)焊縫熔寬和熔深的影響更加顯著。結(jié)合力學(xué)性能及微觀組織分析，得到了激光焊接過(guò)程中的焊接接頭成型機(jī)理為：激光焊接過(guò)程中，上部母材在重力作用下發(fā)生向下的塑性流動(dòng)變形，與底部部分熔化的4J49 融合，此種焊接接頭可以實(shí)現(xiàn)組織的均勻性，并且在焊接過(guò)程中，塑性流動(dòng)可以釋放接頭處的內(nèi)應(yīng)力，減少接頭處的裂紋。