齊夢慧　吳小雪　史瑞廷　唐昶環(huán)　張占文　易　勇

(1.西南科技大學材料科學與工程學院　四川綿陽　621010；2.中國工程物理研究院激光聚變研究中心　四川綿陽　621900)

慣性約束聚變(Inertial Confinement Fusion，ICF)是實現(xiàn)受控熱核聚變反應的主要方式之一[1-2]?？招牟Ａ⑶?Hollow Glass Microspheres，HGM)由于其優(yōu)異的機械性能、良好的光學性能和較高的球形度而成為ICF實驗中最常用的熱核燃料容器[3]。為研究熱核燃料容器的內(nèi)爆壓縮變形過程，需在靶丸中充入燃料氣體(DT)和診斷氣體(Ar)。通過Ar的K殼層特征譜線可以測量內(nèi)爆過程中燃料壓縮程度[4]。對燃料容器充氣的主要方式有3種：滲透法、爐內(nèi)原位法和注入法[5-7]。滲透法可以實現(xiàn)DT燃料氣體的充入但由于Ar原子半徑較大，目前只能采用爐內(nèi)原位法和注入法充氣。爐內(nèi)原位法的充氣原理是在微球的制備氣氛中添加所需氣體從而使得所制備的空心玻璃微球中含有此種氣體，但此方法所制備的微球Ar含量有限，不能提供有效的診斷信息，當增加氣氛中Ar的比例時，微球的球形度將會嚴重降低從而難以滿足ICF物理實驗的要求。因此，對于大分子氣體，目前行之有效的方法主要為注入充氣法。該方法的優(yōu)點在于可以精準控制微球內(nèi)的Ar氣含量。由于此方法要求對空心玻璃微球進行精細加工且設備復雜，因此在國內(nèi)的研究還剛剛起步。國外有文獻提及了注入法充氣，例如，Deckman等[8]研究了不同微孔密封物對Ar保氣半壽命的影響規(guī)律。開孔后，力學性能(耐壓強度)是HGM重要的特性之一，但開孔及孔徑大小對微球強度的影響并未見文獻報道[9]。

HGM開孔方式較多，如機械加工、激光加工和化學腐蝕等。激光加工有以下優(yōu)勢：(1)不僅可以聚焦到很小的尺寸，而且加工精度高、質(zhì)量好，屬于非接觸加工，無工具磨損，熱影響區(qū)和變形很小，因而能加工微小的零部件；(2)激光加工能量可控制，移動速度可調(diào)；(3)自動化程度高，可以用計算機進行控制，加工速度快，工效高。激光加工技術具有許多傳統(tǒng)加工方法不可比擬的優(yōu)越性，因此，在HGM表面采用激光技術打孔是一種行之有效的加工方法[10]。本文主要研究了孔徑對微球力學性能的影響。利用SEM觀察微孔本身的結(jié)構來研究激光打孔對微球微觀結(jié)構的影響，同時，對不同孔徑的空心玻璃微球進行封膠處理后，測試其耐壓強度以研究耐壓強度隨孔徑的變化規(guī)律，利用有限元分析對打孔封膠后的微球應力模擬，分析微球的受力情況。

1　實驗

1.1　樣品制備

本實驗采用干凝膠法制備HGM[11-12]。以正硅酸乙酯和硼酸三丁酯為原料、乙醇為溶劑，經(jīng)8 h酸化水解后得到SiO2-B2O3溶膠前驅(qū)體，在密封條件下經(jīng)過凝膠老化、真空烘干，再將干凝膠研磨、篩分得到不同粒徑的干凝膠粒子，最后干凝膠粒子從進料區(qū)進入高溫區(qū)后自由下落，依次經(jīng)過吸熱、封裝、發(fā)泡、精煉、冷卻，沉降在收集區(qū)的培養(yǎng)皿中，即得到HGM。

圖1　HGM制備流程圖及形貌Fig.1　Schematic diagram of the preparation of HGM and the full-view of HGM shells

挑選直徑720 μm左右的微球，采用激光束對微球表面進行打孔[13-14]。由于封膠時受到機械手移動精度、在線觀測分辨率等的限制，微孔加工尺寸為15,20,30 μm。本實驗選用的膠主要成分是環(huán)氧樹脂。此膠為黏性流體，與玻璃的接觸角小且其表面張力小，有利于其在孔口的快速浸潤和擴散[15]。

1.2　耐壓強度測試

挑選縱橫比(微球直徑與壁厚的比值)為200～400的空心玻璃微球進行耐壓強度實驗，實驗裝置如圖2所示。室溫下，通過向微球所在的真空室中加入Ar氣，不斷增加微球所處室內(nèi)的外壓，升壓速率為0.1～0.2 MPa/min，在此段時間擴散進入微球內(nèi)的氣體壓力可忽略不計[16]。直到將微球壓破，傳感器上所顯示的壓力Pb即為微球的耐外壓值。

圖2　微球耐外壓測量系統(tǒng)裝置Fig.2　Equipment of pressure tests for HGM

1.3　有限元模擬

本文將Solidworks構建的三維模型引入有限元進行數(shù)值分析來模擬微孔處的應力分布[17]。模擬參數(shù)通過對HGM物理性能測試確定，據(jù)測試結(jié)果設置HGM模擬的參數(shù)為：彈性模量為6.55×1010N/m2、質(zhì)量密度為2.31 g/cm3、屈服強度為1.1×108N/m2。模擬的流程是：將微球進行網(wǎng)格劃分，然后對微球施加垂直于球殼的壓力(線性彈性各向同性)，最后計算出在外壓作用下產(chǎn)生的應力分布。通過模擬不同孔徑微球在外壓下應力集中值來分析孔徑大小對微球強度的影響規(guī)律。

2　結(jié)果與討論

2.1　HGM孔周圍微觀結(jié)構

開孔后的HGM其微孔周圍會出現(xiàn)大量的玻璃粉末，因此必須清除微孔周圍的玻璃粉末以降低其表面粗糙度。首先采用氟化銨、硝酸的混合溶液(MNH4F∶MHNO3=1∶5)進行清洗[18]，然后水洗，接著再醇洗，最后干燥。利用掃描電子顯微鏡(ZEISS Merlin VP Compact，SEM)對其微孔結(jié)構進行表征，其結(jié)果如圖3所示。從圖3可以看出，清洗后微孔周圍幾乎無粉末，且微孔周圍無微裂紋出現(xiàn)。由于飛秒激光對微球激光打孔技術比較成熟，此種激光能量低并對微球作用時間短，因此不會對微球本身結(jié)構造成破壞。

圖3　HGM微孔處掃描電鏡圖(×8 000)Fig.3　The SEM photograph of small pore of HGM (×8 000)

2.2　孔徑對耐壓強度的影響

為研究孔徑對耐壓強度的影響，對不同孔徑封膠后的微球進行耐壓強度測試。由于干凝膠法制備的空心玻璃微球具有尺寸不均一性，因此選用15個不同孔徑規(guī)格的微球，用楊氏模量作為微球力學性能統(tǒng)一的衡量標準。楊氏模量計算公式如下：

(1)

式中，Pbuckle為耐壓強度，與尺寸和材料屬性有關；E為楊氏模量；v為泊松比，其值為0.21；Ra為微球的長徑比。對開孔封膠后的HGM進行耐壓實驗：選取HGM壁厚2～3 μm、直徑680～750 μm、孔徑分別為15，20，30 μm的微球進行耐壓測試，根據(jù)測試得到的耐壓強度計算其楊氏模量。不同孔徑的平均楊氏模量計算值如表1所示。楊氏模量隨孔徑的變化規(guī)律如圖4所示。

圖4　楊氏模量隨孔徑的變化規(guī)律Fig.4　The Young' s modulus of HGM with different pore sizes

poresize/μm0152030Young＇smodulus/GPa52．846．644．442．2

由圖4可以看出，隨著孔徑的增大，微球的耐壓強度呈逐漸減小的變化趨勢。同時，由表1可知，HGM打孔封膠后，其平均耐壓強度有所降低，最低減少11.7%，最高減少19.9%。微球打孔后強度降低主要是因為在微孔處形成應力集中。為了反映應力集中對強度的影響，可用應力集中系數(shù)來表示。據(jù)參考文獻[20]可知，在開孔尺寸范圍為0.01≤r/R時(此范圍僅從實驗經(jīng)驗中得出，并非理論結(jié)果，根據(jù)材料種類、加工手段等的不同，范圍有所差異)，應力集中系數(shù)Kτ受殼體半徑、殼體厚度、微孔半徑3個參數(shù)影響。為便于研究將以上3個參數(shù)的影響綜合為一個無因次幾何參數(shù)(開孔系數(shù)ρ)，ρ的表達式為：

(2)

式中，ρ為開孔系數(shù)；R殼體半徑；T殼體厚度；r為微孔半徑。由于Kτ隨著開孔系數(shù)ρ的增大而增大，即增大球殼半徑、殼體厚度，減小微孔半徑均有利于降低應力集中。因此，隨著激光加工孔徑的增大，開孔系數(shù)逐漸增加，應力集中系數(shù)Kτ增大，耐壓強度逐漸減小。

2.3　微孔處應力集中現(xiàn)象模擬

對不同孔徑(0,5,10,15,20,30 μm)的微球封膠處理后進行不同外壓下(1,2,3,4 MPa)的數(shù)值模擬。當外壓為2 MPa時，不同孔徑微孔處應力集中的模擬結(jié)果如圖5所示(當孔徑分別為5 μm和10 μm時，其孔徑太小導致在實驗過程中無法對其進行封膠，因此文中沒有孔徑為5 μm和10 μm時的相關實驗數(shù)據(jù)。但為了進一步完善孔徑對微球應力的影響規(guī)律，文中對孔徑為5 μm和10 μm時同樣進行了相應的應力模擬)。由圖5可知，在微孔處存在應力集中現(xiàn)象。激光打孔后其微球周圍所受應力大于未打孔微球，且其應力值隨孔徑的增大而增大。

微球的破裂，一般都發(fā)生在薄弱環(huán)節(jié)。因此，HGM所受最大應力值可以直接反應微球的耐壓強度。圖6為不同孔徑HGM在不同外壓作用下出現(xiàn)應力集中處的最大應力值。由圖6可知，對于不同孔徑的微球，其應力值也有所不同。但微孔處的應力集中現(xiàn)象有相似的變化趨勢，即隨著孔徑的增大，微孔處的應力呈逐漸增大的趨勢。

從圖5的模擬結(jié)果可以看出，在HGM上開孔會在微孔附近出現(xiàn)相對于未開孔位置較大的應力集中，該應力會導致微球強度降低。圖6所示，不同孔徑微孔附近應力隨著孔徑的增大呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。微球的應力集中系數(shù)正相關于開孔系數(shù)，這與公式(2)相符。模擬計算結(jié)果與耐壓實驗結(jié)果相一致。

圖5　不同孔徑在2 MPa外壓下的應力分布模擬圖Fig.5　Simulation diagram of the stress distribution of different pore sizes under 2 MPa outer pressure

圖6　不同外壓下不同孔徑玻璃微球微孔處所受最大應力值Fig.6　The maximum stress HGM suffered under the different outer pressures

3　結(jié)論

本文對干凝膠法制備的HGM進行不同孔徑的加工并觀察其微孔處的微觀形貌，探索孔徑對耐壓強度的影響規(guī)律，同時，利用有限元分析方法對不同孔徑微球在不同外壓下所受的應力集中現(xiàn)象進行了模擬。實驗結(jié)果表明：(1)HGM經(jīng)開孔后，微孔周圍微米范圍內(nèi)并未出現(xiàn)微裂紋，表明激光加工不會導致HGM結(jié)構的破壞。(2)耐壓強度隨著孔徑的增大而降低。當孔徑為15 μm時，其耐壓強度的降低量最少，降低了11.7 %。模擬結(jié)果表明：孔口處的應力隨孔口直徑的增大呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢，孔徑越小，微球所受的應力越小，這與實驗結(jié)果吻合。實驗與模擬結(jié)果均表明孔徑越小，微球的力學性能越好，但當孔徑小于15 μm時，在工藝上難以實現(xiàn)封膠，無法制備所需靶丸，因此，激光打孔孔徑為15 μm時，是注入法充氣在工藝上可行和力學性能較優(yōu)的選擇。

致謝：感謝中國工程物理研究院激光聚變研究中心靶科學與制備部研究人員馮建鴻、宋成偉、胡勇等在實驗上給予的幫助。

[1]CRAXTON R S, ANDERSON K S, BOEHLY T R, et al. Direct-drive inertial confinement fusion: A review [J]. Physics of Plasmas,2015, 22(11): 110501.

[2]HAAN S W, HERRMANN M C, SALMONSON J D, et al. Update on design simulations for NIF ignition targets, and the rollup of all specifications into an error budget [J]. European Physic Journal D,2007,44(2):249-258.

[3]TANG Y J. Investigation on inertial confinement fusion target [J]. Trends in Nuclear Physics,1995,12(4):50-53.

[4]喬秀梅,鄭無敵,高耀明. 間接驅(qū)動內(nèi)爆靶丸示蹤元素Ar發(fā)射X光譜線的理論模擬研究[J]. 物理學報,2015,(4):199-204.

[5]漆小波,魏勝,張占文,等. 載氣組份對空心玻璃微球爐內(nèi)成球過程的影響[J]. 強激光與粒子束,2010,(7):1543-1547.

[6]漆小波,張占文,高波,等. 慣性約束聚變靶用空心玻璃微球的滲透性能[J]. 強激光與粒子束,2012,10(24):2365-2370.

[7]DEBAJYOT B, PAVEL P, STEFAN D, SEIN L S. An investigation of accuracy, repeatability and reproducibility of laser micromachining systems [J]. Measurement,2016,88:248-261.

[8]DE KMAN H W, DUNSMUIR J H, HALPERN G M. A drill, fill, and plug technique for fabricating laser fusion targets [J]. Journal of Vacuum Science & Technology A,1981,18(3):1258-1261.

[9]史進,楊賀來,張曉兵. 陶瓷小孔激光精密加工新方法應用研究[J]. 應用激光,2005,(3):155-157.

[10] 鄭啟光.激光先進制造技術及其應用[M]. 湖北武漢:華中科技大學出版社,2001.

[11] GAO C, QI X B, WEI S, et al. Production of thick-walled hollow glass microspheres for inertial confinement fusion targets by sol-gel technology [J]. Technological Sciences,2011,54(9):2377-2385.

[12] QI X B, GAO C, ZHANG Z W, et al. Production and characterization of hollow glass microspheres with high diffusivity for hydrogen storage [J]. Hydrogen Energy,2012,37:1518-1530.

[13] WATANABE W, TOMA T, YAMADA K, et al. Optical seizing and merging of voids in silica glass with infrared femto-second laser pulses [J]. Optics Letters,2000,25(22):1669-1671.

[14] LAWRENCE S, JESSE T, MARTIN R, et al. Femtosecond laser deep hole drilling of silicate glasses in air [J]. Applied Surface Science,2001,183:151-164.

[15] 陳衛(wèi)東,張鵬云,陳艷麗,等. 高性能環(huán)氧樹脂膠黏劑研究概況[J]. 化工科技,2016,(3):81-85.

[16] 張占文,李波,唐永建,等. 玻璃微球壁厚和預充氣工藝對氣體滲透性能的影響[J].強激光與粒子束,2006,18(6): 957-960.

[17] ALGER E T, KROLL J, DZENITIS E G, et al. NIF target assembly metrology methodology and results [J]. Fusion Science and Technology,2011,59(1):78-86.

[18] CAMPBELL J H, GRENS J Z, POCO J F. Preparation and propeties of hollow glass microspheres for use in laser fusion experiments [R]. Livermore, California: University of California Press, UCRL-53516,1983.

[19] 鄭津洋,董其伍. 過程設備設計[M]. 北京:化學工業(yè)出版社,2010:70-74.