（南昌航空大學(xué) 焊接工程系，南昌 330036）

在應(yīng)用于國(guó)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(wú)線電、衛(wèi)星的毫米波轉(zhuǎn)發(fā)器及電子對(duì)抗、雷達(dá)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(diǎn)較一般金屬高，耐腐蝕性也比較強(qiáng)，化學(xué)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(diǎn)，具有重要的戰(zhàn)略價(jià)值，在化工、原子能、航空等行業(yè)應(yīng)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(yīng)用[3—6]。特殊的工作環(huán)境要求，需要使用相對(duì)大量的難熔金屬材料。如果采用傳統(tǒng)的電阻焊方法，會(huì)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(dú)有優(yōu)勢(shì)：加熱時(shí)面積較小、單位密度能量大、可以精準(zhǔn)地控制熱量的輸入和加熱的時(shí)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(shí)，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(xué)性質(zhì)差異，使Ta/Mo的焊接成為了難點(diǎn)[12—13]。目前國(guó)內(nèi)外Ta/Mo異種金屬焊接的相關(guān)實(shí)例很少，因此，Ta/Mo之間的激光熔釬焊接研究具有實(shí)際意義。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料

實(shí)驗(yàn)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(diǎn)比較高，在高溫下強(qiáng)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(yīng)用廣泛。

Mo為工業(yè)純鉬，是一種具有高熔點(diǎn)金屬材料，因其較為稀有、價(jià)值高、高溫強(qiáng)度好、抗腐蝕性好，被廣泛用于化工、能源、國(guó)防領(lǐng)域，且由于熱導(dǎo)率高、熱膨脹系數(shù)小，在電子行業(yè)也應(yīng)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(diǎn)是熔點(diǎn)比較高，耐腐蝕、機(jī)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(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of as-annealed pure Ta (mass fraction) %

表2 工業(yè)純鉬的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.2 Chemical composition of pure indusfria Mo (mass fraction) %

表3 Ni絲的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.3 Chemical composition of Ni wire (mass fraction) %

1.2 方法

實(shí)驗(yàn)采用意大利SISMA公司生產(chǎn)的SL-08型Nd：YAG脈沖激光焊機(jī)，激光焊機(jī)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(shí)驗(yàn)中要求鉭和鉬厚度均為 0.2 mm，實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備的鉬薄板初始厚度為0.4 mm左右，必須進(jìn)行相應(yīng)處理使其厚度相同，否則將會(huì)出現(xiàn)錯(cuò)邊等焊接缺陷。定量配置180 mL濃HF（質(zhì)量分?jǐn)?shù)為98%）和濃HNO3（質(zhì)量分?jǐn)?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(zhǔn)備的待腐蝕鉬薄板放入燒杯中進(jìn)行腐蝕，每次定時(shí)約45 s，取出鉬薄板后用游標(biāo)卡尺測(cè)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(duì)接，同時(shí)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(duì)鉭、鉬母材進(jìn)行表面去氧化膜處理，焊接時(shí)，采用自制的玻璃保護(hù)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(shí)驗(yàn)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(jìn)行預(yù)實(shí)驗(yàn)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(jìn)行；當(dāng)激光功率小于該范圍，焊縫不能順利連接，焊接失??；當(dāng)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(shí)驗(yàn)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(gè)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(yàn)設(shè)計(jì)方案，見表5。

圖1 對(duì)接接頭示意Fig.1 Butt joint experiment setup

表4 正交試驗(yàn)因素水平Tab.4 Orthogonal factor level

表5 正交試驗(yàn)組合Tab.5 Orthogonal test group

2 結(jié)果與分析

2.1 正交試驗(yàn)結(jié)果及分析

正交試驗(yàn)結(jié)果見表6?？芍?dāng)焊接功率為19.2 W 時(shí)，由于激光功率過小，焊縫背面出現(xiàn)未焊透的現(xiàn)象，導(dǎo)致在切割拉伸試樣時(shí)，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(wú)強(qiáng)度。由此可以得知，當(dāng)激光功率為19.2 W時(shí)，焊縫力學(xué)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(qiáng)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(qiáng)度。如 K1行激光功率因素列對(duì)應(yīng)的0是在1水平下(P=19.2 W)的3個(gè)抗拉強(qiáng)度數(shù)值之和，而3個(gè)1水平的抗拉強(qiáng)度均為0（1#, 2#, 3#試驗(yàn)），即0=0+0+0；K1行的脈沖寬度因素列對(duì)應(yīng)的308是脈沖寬度在1水平下的3個(gè)抗拉強(qiáng)度數(shù)值之和，而脈沖寬度因素的3個(gè)1水平對(duì)應(yīng)的抗拉強(qiáng)度分別為0, 143, 165 MPa（1#, 4#, 7#試驗(yàn)），即308=0+143+165；K1行的脈沖頻率因素列對(duì)應(yīng)的266是電極壓力在1水平下的3個(gè)抗拉強(qiáng)度數(shù)值之和，而脈沖頻率的3個(gè)1水平的抗拉強(qiáng)度分別為 0, 223, 230 MPa（1#, 6#, 8#試驗(yàn)），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(duì)應(yīng)的數(shù)值為 0，代表激光功率在1水平(P=19.2 W)時(shí)的平均抗拉強(qiáng)度為0；在M1行中脈沖寬度因素列對(duì)應(yīng)的的數(shù)值為103，代表脈沖寬度在1水平(T=4.5 ms)時(shí)的平均抗拉強(qiáng)度103 MPa；在M1行中激光頻率因素列對(duì)應(yīng)的數(shù)值為146，代表激光頻率在1水平(f=3.5 Hz)時(shí)的平均抗拉強(qiáng)度為146 MPa；同理可知M2和M3行數(shù)值對(duì)應(yīng)的因素水平。通過正交試驗(yàn)可得到正交優(yōu)化結(jié)果，抗拉強(qiáng)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?yàn)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(shí)，認(rèn)為其他因素對(duì)結(jié)果的影響是均衡的，從而認(rèn)為，這一因素各水平的差異是由于本身引起的，所以各列對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)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(duì)最佳工藝參數(shù)的結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)證。

表6 正交試驗(yàn)結(jié)果分析Tab.6 Analysis of orthogonal test results

2.2 焊縫成形分析驗(yàn)證

由于激光頻率對(duì)焊縫成形的影響非常小，所以在焊接試驗(yàn)時(shí)確定頻率為4.0 Hz。脈沖寬度為5 ms時(shí)，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?？梢钥闯?，激光功率為19.2 W時(shí)，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(dāng)激光功率為 20.8 W時(shí)，正反面成形均良好。激光功率為20.8 W時(shí)，不同脈沖寬度下焊接的焊縫正反面的成形形貌見圖3。可知，當(dāng)焊縫激光功率達(dá)到20.8 W時(shí)，焊縫正面均成形良好，焊縫正面成形變化不大。但是，當(dāng)脈沖寬度T變大時(shí)，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(shì)。從圖3c和圖3f可知，當(dāng)脈沖寬度為5.5 ms時(shí)，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(duì)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(shí)隨著脈沖寬度增大，焊縫熔寬也隨之相對(duì)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(duì)最好，與正交試驗(yàn)所得結(jié)論一致。

2.3 焊接接頭橫截面形貌分析驗(yàn)證

對(duì)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(duì)正交試驗(yàn)所得結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)證。激光功率分別為20.0 W和20.8 W情況下對(duì)應(yīng)的焊縫橫截面形貌見圖4a、圖4b。當(dāng)激光功率為20.0 W時(shí)，焊縫處成形較差；激光功率為20.8 W時(shí)，焊縫焊透且成形良好。當(dāng)激光功率變大時(shí)，焊縫熱輸入同時(shí)變大，兩側(cè)母材熔化部分也同時(shí)變大，導(dǎo)致熔寬變大，同時(shí)根據(jù)激光焊接小孔熔深機(jī)制，隨著熱輸入增大，焊縫熔深也相應(yīng)變大。即激光功率增大時(shí)，熔寬熔深將會(huì)同時(shí)增大，因而，在激光功率為20.8 W時(shí)，焊縫成形較好，因此，接下來(lái)對(duì)激光功率為20.8 W時(shí)不同脈寬下的金相組織進(jìn)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(shí)對(duì)應(yīng)的焊縫橫截面形貌見圖5a、圖5b、圖5c?？梢钥闯觯蹖挒?.5 ms時(shí)，焊縫出現(xiàn)未焊透缺陷；當(dāng)脈沖寬度增加到5 ms時(shí)，可看到焊縫成形良好，熔深顯著增大；當(dāng)脈沖寬度增加至5.5 ms時(shí)，可以看到焊縫飽滿，熔深相應(yīng)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?yàn)殡S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(duì)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(zhǎng)大現(xiàn)象。綜上，在激光功率為20.8 W、脈沖寬度為5.5 ms時(shí)焊縫成形較好。最后，對(duì)在由正交試驗(yàn)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(jìn)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(duì)熔合區(qū)附近顯微組織形貌進(jìn)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(xì)小的短棒狀晶，這是因?yàn)镹i母材導(dǎo)熱系數(shù)相對(duì)較高，液態(tài)Ni發(fā)生快速冷卻過程，晶粒來(lái)不及長(zhǎng)大。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)界面區(qū)中的枝晶生長(zhǎng)的方向大部分都是朝向焊縫中上側(cè)生長(zhǎng)。

2.4 力學(xué)性能分析驗(yàn)證

硬度是接頭力學(xué)性能的重要衡量指標(biāo)，會(huì)對(duì)焊接接頭的強(qiáng)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(qiáng)度會(huì)隨著硬度的增大而增大，相反塑性和韌性下降。最后，從力學(xué)性能的角度對(duì)正交試驗(yàn)結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)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(shí)，不同脈沖寬度下的焊縫顯微硬度分布見圖8?？梢钥闯?，在激光功率為20.0 W時(shí)，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(shí)填充金屬Ni的強(qiáng)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(dǎo)致焊縫硬度較低。而在激光功率為20.8 W時(shí)，當(dāng)脈寬T＝4.5 ms時(shí)，焊縫的平均硬度為HV778.1；T=5 ms時(shí)焊縫平均硬度為HV636.9；T=5.5 ms時(shí)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(shí)，由于熱輸入的增高，脈寬增大，使焊縫處的晶粒發(fā)生長(zhǎng)大現(xiàn)象，且在焊縫成形時(shí)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。

3 結(jié)論

采用了Nd： YAG脈沖激光器對(duì)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(jìn)行了對(duì)接接頭激光熔-釬焊接。通過正交試驗(yàn)確定了最大抗拉強(qiáng)度下的最佳焊接參數(shù)，并在焊縫成形、金相組織、力學(xué)性能方面對(duì)其進(jìn)行了驗(yàn)證。

1)正交試驗(yàn)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(shí)的抗拉強(qiáng)度為230 MPa，接近Ta母材的抗拉強(qiáng)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(duì)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?yàn)镸o母材導(dǎo)熱系數(shù)相對(duì)較高，液態(tài)Ni發(fā)生快速冷卻過程，晶粒來(lái)不及長(zhǎng)大，從而界面內(nèi)熔化的Ni生成細(xì)小的短棒狀晶；界面區(qū)中的枝晶生長(zhǎng)的方向大部分都是朝向焊縫中上側(cè)。