(南昌航空大學 焊接工程系,南昌 330036)
在應用于國防工業(yè)的零部件中,行波管是一種功率放大器件,作用于微波和納米波,在通信衛(wèi)星、數(shù)字無線電、衛(wèi)星的毫米波轉(zhuǎn)發(fā)器及電子對抗、雷達和電子監(jiān)視和其他領(lǐng)域中都具有極其重要的作用[1—2]。鉭(Ta)、鉬(Mo)、鎳(Ni)是 3種特殊的難熔金屬,熔點較一般金屬高,耐腐蝕性也比較強,化學性質(zhì)較為穩(wěn)定,密度小等,是其不同于其他金屬的共同特點,具有重要的戰(zhàn)略價值,在化工、原子能、航空等行業(yè)應用廣泛,特別是在熱交換器、電容器、行波管、耐高溫制品中有所應用[3—6]。特殊的工作環(huán)境要求,需要使用相對大量的難熔金屬材料。如果采用傳統(tǒng)的電阻焊方法,會使得焊接過程非常困難,然而隨著近些年激光技術(shù)的發(fā)展,在毫米波和微波放大器中,激光焊接技術(shù)開始嶄露頭角。在各種焊接熱源中,激光有其獨有優(yōu)勢:加熱時面積較小、單位密度能量大、可以精準地控制熱量的輸入和加熱的時間,因此激光焊接成為連接難熔金屬不可或缺的手段[7—11]。相關(guān)研究表明,行波管電子槍陰極相關(guān)組件在焊接受熱較高時,接頭易失效,這是行波管失效的主要形式,因此急需改善行波管電子槍陰極組件的相關(guān)焊接工藝。Ta,Mo作為現(xiàn)行行波管電子槍陰極組件生產(chǎn)制造中主要使用的難熔金屬材料,兩者之間存在很大的物理化學性質(zhì)差異,使Ta/Mo的焊接成為了難點[12—13]。目前國內(nèi)外Ta/Mo異種金屬焊接的相關(guān)實例很少,因此,Ta/Mo之間的激光熔釬焊接研究具有實際意義。
實驗研究 Ta/Ni/Mo薄板異種金屬激光熔釬焊,鉭為0.2 mm厚的退火態(tài)純鉭,鉬為0.4 mm厚的軋制態(tài)純鉬。退火態(tài)純鉭的主要成分見表1。Ta的熔點比較高,在高溫下強度高,耐腐蝕性良好,蒸汽壓比較低,在電真空等工業(yè)領(lǐng)域應用廣泛。
Mo為工業(yè)純鉬,是一種具有高熔點金屬材料,因其較為稀有、價值高、高溫強度好、抗腐蝕性好,被廣泛用于化工、能源、國防領(lǐng)域,且由于熱導率高、熱膨脹系數(shù)小,在電子行業(yè)也應用廣泛,特別是作為電真空器件陰極材料。其主要成分見表2。
Ni的特點是熔點比較高,耐腐蝕、機械性能好,在熱、冷狀態(tài)下都有好的壓力加工性,易除氣,是電真空器件中重要的結(jié)構(gòu)材料之一,其成分見表3。
表1 退火態(tài)純鉭的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical composition of as-annealed pure Ta (mass fraction) %
表2 工業(yè)純鉬的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.2 Chemical composition of pure indusfria Mo (mass fraction) %
表3 Ni絲的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.3 Chemical composition of Ni wire (mass fraction) %
實驗采用意大利SISMA公司生產(chǎn)的SL-08型Nd:YAG脈沖激光焊機,激光焊機平均功率為80 W,激光功率百分比、脈沖寬度、光斑直徑和激光頻率可調(diào)節(jié)。實驗中要求鉭和鉬厚度均為 0.2 mm,實驗準備的鉬薄板初始厚度為0.4 mm左右,必須進行相應處理使其厚度相同,否則將會出現(xiàn)錯邊等焊接缺陷。定量配置180 mL濃HF(質(zhì)量分數(shù)為98%)和濃HNO3(質(zhì)量分數(shù)為98%)溶液(濃HF和濃HNO3比例為1∶3)放入200 mL燒杯中,每次取20 mL混合溶液于100 mL燒杯,將準備的待腐蝕鉬薄板放入燒杯中進行腐蝕,每次定時約45 s,取出鉬薄板后用游標卡尺測量鉬板厚度,隨后采用1000#砂紙打磨鉬板,使之厚度為0.2 mm。焊接形式為平薄板對接,同時填充過渡層金屬Ni絲,如圖1所示。將試樣母材加工成25 mm×15 mm×0.2 mm的焊接試片,填充材料為直徑為0.3 mm的Ni絲。焊接前必須對鉭、鉬母材進行表面去氧化膜處理,焊接時,采用自制的玻璃保護罩通入惰性氣體氬氣,采用向上排空氣法,氣體流量控制在 10~15 L/min之間,焊接速度為 0.3 mm/s。
實驗利用三因素三水平(見表4)的正交方法找出激光焊接過程的最佳工藝參數(shù)。在正式焊接之前,首先進行預實驗確定焊接參數(shù)范圍,焊接功率在19.2~20.8 W范圍內(nèi),焊接能夠順利進行;當激光功率小于該范圍,焊縫不能順利連接,焊接失??;當激光功率大于該范圍,母材瞬間熔化,焊縫焊穿。同理,確定了脈沖寬度范圍為4.5~5.5 ms;激光頻率范圍為3.5~4.5 Hz。根據(jù)實驗過程,在焊接速度和光斑直徑相同的情況下,改變其他的3個主要參數(shù)——激光功率P(W)、脈沖寬度T(ms)和激光頻率f(Hz),得到正交試驗設(shè)計方案,見表5。
圖1 對接接頭示意Fig.1 Butt joint experiment setup
表4 正交試驗因素水平Tab.4 Orthogonal factor level
表5 正交試驗組合Tab.5 Orthogonal test group
正交試驗結(jié)果見表6??芍敽附庸β蕿?9.2 W 時,由于激光功率過小,焊縫背面出現(xiàn)未焊透的現(xiàn)象,導致在切割拉伸試樣時,拉伸試樣出現(xiàn)直接斷裂的現(xiàn)象,因此功率為19.2 W的試樣無強度。由此可以得知,當激光功率為19.2 W時,焊縫力學性能差,不能作為焊接參數(shù)。表6中的K1, K2, K3行數(shù)值分別為激光功率、脈沖寬度、激光頻率這3種因素在同一水平下抗拉強度之和;M1, M2, M3行數(shù)值分別為激光功率、脈沖寬度、激光頻率這3種因素在同一水平下平均抗拉強度。如 K1行激光功率因素列對應的0是在1水平下(P=19.2 W)的3個抗拉強度數(shù)值之和,而3個1水平的抗拉強度均為0(1#, 2#, 3#試驗),即0=0+0+0;K1行的脈沖寬度因素列對應的308是脈沖寬度在1水平下的3個抗拉強度數(shù)值之和,而脈沖寬度因素的3個1水平對應的抗拉強度分別為0, 143, 165 MPa(1#, 4#, 7#試驗),即308=0+143+165;K1行的脈沖頻率因素列對應的266是電極壓力在1水平下的3個抗拉強度數(shù)值之和,而脈沖頻率的3個1水平的抗拉強度分別為 0, 223, 230 MPa(1#, 6#, 8#試驗),即439=0+223+216;同理可求得K2和K3行的數(shù)值。在 M1行中激光功率因素列對應的數(shù)值為 0,代表激光功率在1水平(P=19.2 W)時的平均抗拉強度為0;在M1行中脈沖寬度因素列對應的的數(shù)值為103,代表脈沖寬度在1水平(T=4.5 ms)時的平均抗拉強度103 MPa;在M1行中激光頻率因素列對應的數(shù)值為146,代表激光頻率在1水平(f=3.5 Hz)時的平均抗拉強度為146 MPa;同理可知M2和M3行數(shù)值對應的因素水平。通過正交試驗可得到正交優(yōu)化結(jié)果,抗拉強度排序:A3B3C2>A2B3C1>A3B2C1>A2B2C3>A3B1C3>A2B1C2,由此可得最優(yōu)工藝參數(shù)為A3B3C2,即激光功率為20.8 W,脈沖寬度為5.5 ms,脈沖頻率為4.0 Hz。通過表6中極差(某一因素最大值減去最小值)分析得出R1>R2>R3??梢缘贸鲆蛩刂鞔闻判驗榧す夤β剩久}沖寬度>激光頻率(極差分析就是在考慮某一因素時,認為其他因素對結(jié)果的影響是均衡的,從而認為,這一因素各水平的差異是由于本身引起的,所以各列對試驗指標的影響從大到小的排序,就是各列極差R的數(shù)值從大到小的排序)。下面從焊縫成形、金相組織以及硬度分析對最佳工藝參數(shù)的結(jié)論進行驗證。
表6 正交試驗結(jié)果分析Tab.6 Analysis of orthogonal test results
由于激光頻率對焊縫成形的影響非常小,所以在焊接試驗時確定頻率為4.0 Hz。脈沖寬度為5 ms時,不同激光功率下焊接的焊縫成形形貌見圖2,上方為正面成形形貌,下方為反面成形形貌。可以看出,激光功率為19.2 W時,由于焊接熱輸入較低,焊縫成形不連續(xù),焊縫反面成形不均勻,出現(xiàn)未焊透現(xiàn)象。隨著激光功率增加至20.0 W,熱輸入也隨之增加,焊縫熔寬明顯增大,焊縫表面較為連續(xù),可看到清晰的魚鱗紋,焊縫背面寬度均勻。當激光功率為 20.8 W時,正反面成形均良好。激光功率為20.8 W時,不同脈沖寬度下焊接的焊縫正反面的成形形貌見圖3??芍?,當焊縫激光功率達到20.8 W時,焊縫正面均成形良好,焊縫正面成形變化不大。但是,當脈沖寬度T變大時,激光占空比增大,焊接熱輸入隨之增大,焊縫背面熔寬呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。從圖3c和圖3f可知,當脈沖寬度為5.5 ms時,焊縫的熱輸入增大,背面焊縫寬度穩(wěn)定,焊縫正反面成形最好。
觀察焊縫成形形貌可以得出,激光功率與脈沖寬度對焊縫成形有顯著影響。在選定工藝參數(shù)范圍內(nèi),激光功率越大焊縫越容易焊透且連續(xù),同時隨著脈沖寬度增大,焊縫熔寬也隨之相對增大。在激光功率為20.8 W、脈沖寬度為5.5 ms、脈沖頻率為4.0 Hz情況下,焊縫成形相對最好,與正交試驗所得結(jié)論一致。
對不同參數(shù)下 Ta/Ni/Mo激光熔釬焊焊縫的微觀組織分析,從而對正交試驗所得結(jié)論進行驗證。激光功率分別為20.0 W和20.8 W情況下對應的焊縫橫截面形貌見圖4a、圖4b。當激光功率為20.0 W時,焊縫處成形較差;激光功率為20.8 W時,焊縫焊透且成形良好。當激光功率變大時,焊縫熱輸入同時變大,兩側(cè)母材熔化部分也同時變大,導致熔寬變大,同時根據(jù)激光焊接小孔熔深機制,隨著熱輸入增大,焊縫熔深也相應變大。即激光功率增大時,熔寬熔深將會同時增大,因而,在激光功率為20.8 W時,焊縫成形較好,因此,接下來對激光功率為20.8 W時不同脈寬下的金相組織進行分析。
圖2 不同激光功率下焊縫正反面成形形貌(T=5 ms)Fig.2 The shape of weld front and back under different laser power (T=5 ms)
圖3 不同脈沖寬度下焊縫正反面成形形貌(P=20.8 W)Fig.3 Shape of weld front and back under different pulse width (P=20.8 W)
圖4 不同激光功率下的焊縫橫截面(T=5.5 ms)Fig.4 Cross-section of weld under different laser power (T=5.5 ms)
激光功率為20.8 W,脈沖寬度分別為4.5, 5, 5.5 ms時對應的焊縫橫截面形貌見圖5a、圖5b、圖5c。可以看出,熔寬為4.5 ms時,焊縫出現(xiàn)未焊透缺陷;當脈沖寬度增加到5 ms時,可看到焊縫成形良好,熔深顯著增大;當脈沖寬度增加至5.5 ms時,可以看到焊縫飽滿,熔深相應變大。此外,由圖3可知,3組微觀形貌中焊縫熔寬并未產(chǎn)生明顯增加。這是因為隨著脈沖寬度的增加,激光占空比增大,雖然能量更為集中,但是增加的溫度并未加劇母材明顯熔化,因此,脈沖寬度的增大能顯著增大焊縫熔深,而對熔寬影響不大。且在焊接過程中,熱影響區(qū)的晶粒都呈現(xiàn)不同程度的長大現(xiàn)象。綜上,在激光功率為20.8 W、脈沖寬度為5.5 ms時焊縫成形較好。最后,對在由正交試驗得出的最佳工藝參數(shù)下焊接形成的典型接頭焊縫中心區(qū)的顯微組織形貌進行分析(見圖 6),發(fā)現(xiàn)焊縫中心區(qū)出現(xiàn)了針狀共晶組織。
對熔合區(qū)附近顯微組織形貌進行分析(見圖7)。由圖7a、圖7b可看出明顯Ta/Ni、Mo/Ni界面線,熔合線處存在垂直于熔合線的針狀晶粒。而且在 Ta/Ni熔合線處,界面內(nèi)熔化的Ni生成細小的短棒狀晶,這是因為Ni母材導熱系數(shù)相對較高,液態(tài)Ni發(fā)生快速冷卻過程,晶粒來不及長大。同時還發(fā)現(xiàn)界面區(qū)中的枝晶生長的方向大部分都是朝向焊縫中上側(cè)生長。
硬度是接頭力學性能的重要衡量指標,會對焊接接頭的強度、塑性、韌性及冷裂傾向產(chǎn)生影響。通常情況下,冷裂傾向和強度會隨著硬度的增大而增大,相反塑性和韌性下降。最后,從力學性能的角度對正交試驗結(jié)論進行驗證。
圖5 不同脈沖寬度下的焊縫橫截面(P=20.8 W)Fig.5 Cross-section of weld under different pulse width (P=20.8 W)
圖6 焊縫中心區(qū)組織形貌Fig.6 Microstructure of weld center
圖7 熔合線附近組織形貌Fig.7 Morphology of tissue around the fusion line
激光功率為20.0, 20.8 W時,不同脈沖寬度下的焊縫顯微硬度分布見圖8。可以看出,在激光功率為20.0 W時,顯微硬度分布是鉬母材>焊縫>鉭母材。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是焊縫未焊透,同時填充金屬Ni的強度低且未完全熔合與母材金屬形成良好的金屬間化合物,因此,導致焊縫硬度較低。而在激光功率為20.8 W時,當脈寬T=4.5 ms時,焊縫的平均硬度為HV778.1;T=5 ms時焊縫平均硬度為HV636.9;T=5.5 ms時焊縫平均硬度為HV461.2。在該功率下,顯微硬度分布是焊縫>鉬母材>鉭母材。在脈寬為5.5 ms時,由于熱輸入的增高,脈寬增大,使焊縫處的晶粒發(fā)生長大現(xiàn)象,且在焊縫成形時形成的金屬間化合物較脈寬為4.5, 5.0 ms并未集中在焊縫區(qū),使得焊縫硬度降低,但是,在最優(yōu)參數(shù)下的焊縫硬度仍然大于母材。
采用了Nd: YAG脈沖激光器對厚度均為0.2 mm的Ta和Mo異種金屬薄板,采用0.3 mm Ni絲作為填充材料,進行了對接接頭激光熔-釬焊接。通過正交試驗確定了最大抗拉強度下的最佳焊接參數(shù),并在焊縫成形、金相組織、力學性能方面對其進行了驗證。
1)正交試驗得出的最優(yōu)工藝參數(shù):激光功率P為20.8 W,脈寬T為5.5 ms,脈沖頻率f為4.0 Hz。此時的抗拉強度為230 MPa,接近Ta母材的抗拉強度,焊縫正反面均成形良好。
圖8 不同脈沖寬度下焊縫顯微硬度分布Fig.8 Microhardness distribution of weld under different pulse width
2)最佳參數(shù)下焊接接頭硬度分布:焊縫區(qū)>鉬母材>鉭母材。平均接頭硬度為HV461.2。焊接工藝參數(shù)激光功率P對焊接接頭的硬度有一定的影響,且隨著P的增大,焊接焊縫的硬度增加。
3)在最佳參數(shù)焊接過程中,熔合線處存在垂直熔合線的針狀晶粒;因為Mo母材導熱系數(shù)相對較高,液態(tài)Ni發(fā)生快速冷卻過程,晶粒來不及長大,從而界面內(nèi)熔化的Ni生成細小的短棒狀晶;界面區(qū)中的枝晶生長的方向大部分都是朝向焊縫中上側(cè)。