李 阳，朱宇峰，来悦颖，杜金娟，郝子恒，徐志锋，邬昊宇，干林于，陈 鹏

（1. 微光夜视技术重点实验室，陕西 西安 710065；2. 昆明物理研究所，云南 昆明 650223）

引言

三代微光像增强器是微光夜视系统的核心，具有光谱转换、亮度增强等功能。当入射光照射光阴极后，光阴极基于外光电效应产生光电子并溢出，这些光电子在加速场中快速运动至微通道板输入表面并进入其内部进行多次的电子倍增，倍增后的光电子以高能轰击荧光屏发光，从而输出亮度得到增强[1-3]。为了实现电子与高频场之间的能量交换，像增强器需要一个良好的真空环境。因此在像管的制作过程中，对封接的强度和气密性有着非常苛刻的要求[4]。

由于像增强器中管壳与荧光屏组件在焊接时线膨胀系数差异较大，以及荧光屏组件中存在光纤面板，因此，高性能三代像管中管壳及荧光屏组件的封接较为困难。第五十五研究所的王涛等人[5]发现利用氩弧焊进行管壳及荧光屏组件封接时，极易发生可伐金属与玻璃的封接面撕裂。燕山大学的郑春雷等人[6]研究了Q345E 钢与20CrMnTiH 钢焊接接头焊接工艺，焊后检测2 个焊接接头断裂位置均在Q345E 钢侧母材位置上。南昌大学的罗兵兵等人[7]研究了焊接速度对0.8 mm 厚6061 铝合金与DC06 低碳钢激光搭接焊接头质量的影响，发现快的焊接速度能够减少界面金属间化合物的产生。目前的研究主要集中在异种金属的焊接和实际工艺摸索[8-12]，较少涉及带有光纤面板的异种合金激光封接，且对激光焊接工艺参数的数值模拟计算较少。

本文以荧光屏屏环材料（4J49 可伐合金）与管壳后端材料（4J34 可伐合金）为研究对象，利用最大功率为300W 的脉冲Nd3+∶YAG 固体激光器对0.3 mm 厚的异种可伐合金（4J34、4J49）进行焊接性能研究，探究Nd3+∶YAG 脉冲激光焊接双金属的一般原则；研究了不同焊接参数对焊接接头显微组织、力学性能的影响；分析得到了异种合金激光焊接的最优工艺及接头成型机理，以期为像管的可靠性及成品率的提升提供理论指导。

1 试验内容及方法

1.1 试验材料

本文采用激光焊对三代微光像增强器的管壳和荧光屏进行封接。其中管壳由可伐合金（4J34）与陶瓷（Al2O3）通过熔融焊焊接而成，荧光屏是通过低熔点玻璃粉的熔封而实现可伐合金（4J49）与光纤面板的封接。对2 个部件的封接是通过单脉冲激光焊接对金属4J34 与4J49 进行封接，其化学成分表见表1 与表2。

表1 4J34 可伐合金化学成分表Table 1 Chemical composition of 4J34 kovar alloy

表2 4J49 可伐合金化学成分表Table 2 Chemical composition of 4J49 kovar alloy

1.2 焊接方法

试验采用WF300 激光焊接机，其主要技术参数见表3。

表3 WF300 激光焊接机的主要技术参数Table 3 Main technical parameters of WF300 laser welding machine

激光焊接按其热力学机制不同分为激光热传导焊接和激光深穿透焊接。一般当激光功率密度不高于106W/cm2时，这时光能量只被材料表层吸收，不产生非线性效应或小孔效应[13]。根据热传导方程分析，在一定脉宽条件下，具有恒定强度的表面热源作用下，表面达到材料熔点的功率密度为

式中： θm为 材料的熔点温度； α为热扩散率(m2/s）；τ为激光脉冲宽度；K 为热传导率（W/m·℃）；热扩散率与物体的热传导率 K 成正比，与密度 ρ与热容c的乘积成反比。为了保证像管焊接工艺的气密性，设计的最大熔深在0.5 mm，4J34 合金熔点为1 450 ℃，热传导系数为17.6 W/m·℃，密度为8.29 g/cm3，计算可得可伐合金表面达到材料熔点的功率密度qc1=1.84×104W/cm2，屏环材料与管壳工字件厚度为0.3 mm，配合间隙宽度在0.1 mm 以内，光斑直径1 mm，步竞电机转速10 rad/s。根据功率密度与光斑直径可以计算出激光功率（激光功率=功率密度×光斑直径）大于180 W 时才可发生有效焊接，若对热影响区有严格要求，则脉宽主要由热影响区决定，即在热损伤区允许的情况下，脉宽选择在1.7 ms 左右。根据上文分析计算得到的脉冲宽度、激光功率的理论值设计试验，分析上述2 个参数因子对焊缝熔深、熔宽、气密性等指标的影响，其试验因子水平表见表4。

表4 试验因子水平表Table 4 Test factor level

1.3 测试表征

利用氦质谱检漏仪对焊接后的组件进行漏率检测，当漏率≤1.0×10−13mbar·l/s 时，认为组件气密性良好，未发生漏气现象。对焊接完成后的试样进行线切割，取焊缝截面试样进行热镶嵌、打磨、抛光后腐蚀。使用Nicon300 型光学显微镜(OM)对材料进行金相组织分析，主要观察焊接接头处的焊接熔深、熔宽及微观组织形貌的变化规律。通过图像处理软件Image-pro 对焊缝尺寸进行测量，根据微观组织特点将焊接部分分为焊缝区（Weld）、热影响区（HAZ）和母材区（BM）。使用自动转塔数显微硬度计(HXD-1000TMC)对不同焊接工艺下的焊接接头进行硬度测试，加载载荷1.96 N，加载时间为10 s，沿着“母材区-焊缝区-母材区”方向间隔0.2 mm 测量。

2 结果与分析

2.1 焊接接头气密性

表5 为焊接正交试验的气密性检测结果。由表5 可知：在脉宽为1.2 ms，功率为195 W、210 W下由于能量过小均未能发生焊接。在2.2 ms、210 W条件下发生漏气，对此条件下发生漏气的像管已进行了解剖，经过分析发现：此条件下焊缝处出现塌陷、扭曲，造成焊接失效；另一方面在焊缝处发现了纯铟的存在，在高温作用下，铟会侵入焊缝中的晶格，导致焊接失效，其余条件下焊接气密性良好。此外，表5 内还标注了各个工况下激光脉冲能量随着激光功率和脉冲宽度的提升逐渐增大。

表5 焊接接头气密性Table 5 Air tightness of welded joints

2.2 焊接接头微观组织分析

为了研究激光功率和脉冲宽度对焊接接头的影响，通过控制激光功率及脉冲宽度，得到不同条件下焊接接口处金相组织的形貌图，分别如图1 和图2 所示。在较低的激光功率和脉冲宽度下，异种可伐合金焊接接头焊缝的宽深比较大，焊缝整体成形良好，没有明显的气孔、裂纹等缺陷。随着脉冲宽度的增大，焊接接头熔深逐渐增大，由0.21 mm→0.32 mm→0.48 mm。且在2.2 ms、225 W 的焊接条件下，薄板拐角处由于热应力的作用而产生数条细裂纹。而随着功率百分比的增大，焊缝熔深由0.41 mm→0.45 mm→0.48 mm，熔深的增大幅度较小，但焊接接口处的裂纹明显增多。

图1 同一激光功率（225W）/不同脉宽的微观组织形貌Fig. 1 Microstructure morphology of same laser power(225 W) and different pulse widths

图2 同一脉宽（1.7 ms）/不同功率的微观组织形貌Fig. 2 Microstructure morphology of same pulse width(1.7 ms) and different power

从之前未腐蚀的焊接接头显微照片中可以发现，随脉冲宽度的增大，焊缝熔深逐渐增大，且焊缝处的裂纹逐步加剧。为进一步确定合适的工艺参数，研究2 种可伐合金的内部相转变，对脉冲宽度为1.7 ms 以及激光功率为225 W 的3 个试样进行腐蚀，腐蚀试剂选用王水溶液（浓盐酸：浓硝酸=3∶1），腐蚀时间为15 s。腐蚀后的金相组织形貌如图3 及图4 所示。从图中可以看出，基体主要由面心立方晶体结构的奥氏体组织（γ 相）组成，随着激光功率的提高，奥氏体晶粒发生细化，在1.7 ms、225 W 的工艺参数下发现较多孔洞及热影响区；随着脉冲宽度的增大，焊接接头缺陷逐渐增多，脉宽对晶粒的细化程度明显强于激光功率。对比不同的焊接工艺可知，激光功率与焊接脉冲宽度共同决定试样能否焊透。在激光功率相同的条件下，脉冲激光焊可以在较高的脉冲宽度下将试样焊透，且没有焊接缺陷，但超过一定的脉宽，激光焊热输出量过大，造成试样焊接接头变形乃至开裂。结合可焊性分析及焊接接头组织形貌可以得到，对于2 种0.3 mm 厚的可伐合金薄板来说，当激光功率为195 W，脉宽为1.7 ms，保护气体为氮气，气流量为10 L/min 时，没有焊接缺陷，焊缝熔宽较小，组织均匀，主要由枝状晶组成，焊接效果最好，焊接工艺最佳。

图3 同一脉宽（1.7 ms）/不同功率下金相组织形貌Fig. 3 Metallographic structure morphology of same pulse width (1.7 ms) and different power

图4 同一功率（225 W）/不同脉宽下金相组织形貌Fig. 4 Metallographic structure morphology of same power(225 W) and different pulse widths

2.3 焊接接头力学性能分析

通过显微组织形貌分析发现焊接接头处不同位置形貌存在差异性，为了分析其形成原因，利用HXD-1000TMC 型显微硬度计对激光功率195 W，脉冲宽度为1.7 ms 的焊接接头不同位置的显微硬度进行测量，其结果如图5 所示。从图中可以看出，熔合区附近的显微硬度最高，焊缝中心次之，母材区最低。在一般情况下，材料不同区域的显微硬度值与其溶质元素浓度及分布有关，而温度是影响溶质原子扩散速率的主要因素[14-15]。在焊接过程中，焊缝中心的温度最高，溶质原子慢慢向四周扩散，而母材区受到热源影响较小，温度不足以达到熔点而未熔化，阻碍了溶质原子的继续扩散，导致大量的溶质元素聚集在熔合区附近，冷却凝固后，熔合区附近的溶质元素含量大于其他区域的，产生一定的固溶强化，使得该区域的显微硬度大于其他区域的。而焊缝中心的晶粒尺寸与母材区的相比较小，细晶强化使得其显微硬度高于母材区的。

图5 焊接接头显微硬度分布Fig. 5 Microhardness distribution of welded joints

结合焊接接头微观组织形貌和力学性能的分析，构建了激光焊接过程中的焊接接头成型模型，其示意图如图6 所示。激光焊接过程中，激光侧向加热熔化母材，当上部母材加热至半融化状态时，在重力作用下发生向下的塑性流动变形，当达到熔融状态时顶部4J34 合金逐渐包裹住焊接接头，与底部部分熔化的4J49 合金融合，形成了图3 及图4 所示的微观组织形貌。这样焊接接头可以实现组织的均匀性，溶质原子在熔合区的聚集导致了显微硬度的提升，并且在焊接过程中，塑性流动可以释放接头的内应力，减少接头处的裂纹扩展，极大提高了焊接的质量。

图6 焊接接头成型模型Fig. 6 Forming model of welded joint

3 结论

本文利用大族高功率激光焊接机对高性能三代像管管壳后端（4J34 可伐合金）与屏端屏环（4J49可伐合金）进行封接试验，得到了4J34 与4J49 可伐合金的最佳焊接工艺为：设备最大工作电流100 A，激光脉冲能量42 J，激光功率195 W，脉宽1.7 ms，保护气体为纯氮气，气流量为10 L/min，离焦量为0，此时焊缝熔宽较小，没有明显焊接缺陷，相对于激光功率，脉冲宽度对焊缝熔宽和熔深的影响更加显著。结合力学性能及微观组织分析，得到了激光焊接过程中的焊接接头成型机理为：激光焊接过程中，上部母材在重力作用下发生向下的塑性流动变形，与底部部分熔化的4J49 融合，此种焊接接头可以实现组织的均匀性，并且在焊接过程中，塑性流动可以释放接头处的内应力，减少接头处的裂纹。