楊 祎,王吉平,董繼業(yè),解 慶,常 濤,劉 釗

(西安航天動力研究所,陜西 西安 710100)

0 引言

膜片隔離閥廣泛應(yīng)用于單組元液體火箭發(fā)動機(jī)推進(jìn)劑貯存供應(yīng)系統(tǒng)中,與推進(jìn)劑預(yù)包裝貯箱集成設(shè)計,對預(yù)包裝推進(jìn)劑進(jìn)行封存隔離,系統(tǒng)工作時膜片沿刻痕破裂打開形成推進(jìn)劑流體通道。對于使用自燃推進(jìn)劑的系統(tǒng),隔離閥的密封作用必須絕對可靠,不允許貯箱加注推進(jìn)劑后有任何泄漏[1]。

膜片隔離閥由預(yù)制有一定深度刻痕的金屬膜片和殼體采用激光焊接工藝連接,金屬膜片和殼體材料均為鈦基金屬,焊后通過氣密性試驗檢查激光焊縫及膜片刻痕處的密封性能,膜片隔離閥的焊接質(zhì)量將直接影響到系統(tǒng)工作的可靠性。目前,膜片隔離閥的研究主要集中在產(chǎn)品設(shè)計[1]和產(chǎn)品試驗[2]領(lǐng)域,產(chǎn)品焊接方法和焊接質(zhì)量控制的系統(tǒng)研究較少。本文從膜片隔離閥結(jié)構(gòu)入手,分析了激光焊接工藝參數(shù)選用的原則,設(shè)計正交試驗匹配出了激光焊接工藝規(guī)范,所焊接的產(chǎn)品焊縫質(zhì)量、密封性能和破裂壓力穩(wěn)定性均能滿足設(shè)計要求。

1 膜片隔離閥焊接結(jié)構(gòu)

膜片隔離閥的典型結(jié)構(gòu)見圖1,金屬膜片厚度為0.12 mm,直徑Φ20 mm,殼體外形尺寸約為Φ24 mm×40 mm。金屬膜片原材料為碘法鈦TAD,殼體原材料為TC4,其各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)見表1,兩種材料的冶金性和焊接工藝性較好[3]。

圖1 膜片隔離閥典型結(jié)構(gòu)Fig.1 Typical structure of membrane isolation valve

金屬膜片結(jié)構(gòu)見圖2,刻痕處剩余厚度僅為0.05 mm左右,刻痕與焊縫位置距離大約為2 mm。膜片隔離閥激光焊縫設(shè)計要求見表2,焊接接頭除了滿足熔深、表面質(zhì)量和氣密檢查要求外,還需要嚴(yán)格控制熱輸入量使得焊接過程不會對金屬膜片刻痕位置產(chǎn)生顯著影響,從而保證膜片隔離閥的工作可靠性。

圖2 金屬膜片結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure of metal membrane

表2 膜片隔離閥激光焊縫設(shè)計要求

2 膜片隔離閥脈沖激光焊接理論分析

材料的激光焊接是激光束在材料表面反射、透射和吸收的復(fù)雜綜合過程,本質(zhì)上是光波的電磁場與材料相互作用的結(jié)果,只有被吸收的激光才能激發(fā)帶電粒子運(yùn)動轉(zhuǎn)化成熱能,使金屬發(fā)生固體到液體、固體到氣體或者基于二者之間的轉(zhuǎn)變,實(shí)現(xiàn)金屬的熔合[4-5]。

根據(jù)激光作用在工件上的功率密度,激光焊接分為熱傳導(dǎo)焊和深熔焊[6]。激光熱傳導(dǎo)焊時,材料表面的功率密度相對較低,材料表面僅存在液—固界面向材料內(nèi)部推移形成熔池的過程,焊縫熔深相對較小,熱影響區(qū)小,焊接變形小;激光深熔焊時,金屬表面的高激光功率密度使金屬快遞蒸發(fā),金屬在蒸汽壓力、反沖力等共同作用下形成小孔,實(shí)現(xiàn)“小孔焊接”,焊縫熔深相對較大,熱影響區(qū)大[7-10]。

膜片隔離閥金屬膜片厚度小,焊縫位置靠近金屬膜片刻痕外側(cè),二者熱容差異大,金屬膜片與殼體激光焊接時會伴隨著零件的不均勻加熱,嚴(yán)重時會導(dǎo)致零件的焊接應(yīng)力積聚甚至變形[11]。為了兼顧焊縫質(zhì)量及金屬膜片破裂壓力性能,需要保證焊接零件熱輸入量小。熱導(dǎo)焊焊接模式可以在保證金屬膜片熔透的前提下引入較少的焊接熱輸入量,因而適用于膜片隔離閥的激光焊接。

在熱導(dǎo)焊模式下,金屬材料對激光的吸收率取決于激光波長、材料物性等固有因素及溫度、表面狀況(表面涂層和表面粗糙度)和激光功率密度等工藝因素[12]。脈沖激光焊接的功率密度Pd(單位為W/cm2)可表示為

Pd=4P/(πd2)

(1)

式中:P為激光作用于材料表面的平均功率,W;d為作用于金屬表面激光束的光斑直徑,cm。

平均功率P取決于激光器發(fā)射的功率和材料的熱物理性能,本文采用激光器發(fā)射的平均功率PE表示激光作用于材料表面的平均功率P,作為不同試驗件參數(shù)的比較依據(jù),其數(shù)學(xué)表達(dá)式為

PE=PPτf

(2)

式中:PP為激光脈沖峰值功率,W;τ為脈沖寬度,s;f為脈沖頻率,Hz。

綜合式(1)和式(2),脈沖激光焊接的功率密度Pd可表示為

Pd=4PPτf/(πd2)

(3)

激光焊接時,激光束照射到金屬材料表面,金屬材料內(nèi)部電子運(yùn)動轉(zhuǎn)化成熱能后使金屬材料熔化—凝固實(shí)現(xiàn)接頭的熔合,理想的情況是接頭兩側(cè)金屬同時熔化形成穩(wěn)定熔池[13]。對于膜片隔離閥,由于金屬膜片和殼體熱容差異大,滿足殼體和金屬膜片同時達(dá)到金屬熔化溫度時,殼體吸收的熱量要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于金屬膜片。要滿足焊縫兩側(cè)金屬吸收的瞬時能量基本相同,就要求激光焊接能量密度相對集中,因此,選用焦距較小的聚焦透鏡進(jìn)行膜片隔離閥的焊接,聚焦透鏡焦距為100 mm,聚焦光斑直徑0.2 mm。

選用熱導(dǎo)焊焊接模式進(jìn)行膜片隔離閥激光焊接的根本原因是該模式的焊接熱輸入量小。減少焊接熱輸入量的一個方法是減小焊接功率密度,根據(jù)式(3)可知,在聚焦透鏡光斑直徑確定的前提下,峰值功率越小,功率密度越小,因此選用設(shè)備所能提供的最小峰值功率密度500 W后續(xù)工藝研究。

除聚焦透鏡焦距和脈沖峰值功率外,脈沖激光焊接主要工藝參數(shù)還包括脈沖寬度、脈沖頻率、重疊系數(shù)和離焦量[14]。根據(jù)焊接冶金學(xué)理論,激光熱導(dǎo)焊模式中,熔池形成的驅(qū)動力以熔池表面張力梯度引起的剪切力和浮力為主,相應(yīng)的熔池流動機(jī)制分別為Marangoni對流和浮力引起的對流。Marangoni對流由熔池表面張力梯度引起,對熔池深度有明顯影響;浮力引起的對流由熔池近表面材料熱脹冷縮引起,對熔池寬度有影響,但較強(qiáng)的Marangoni對流可以限制浮力引起的對流[15]。研究表明:脈沖寬度為單個脈沖激光在金屬表面的作用時間,影響焊縫區(qū)域以及焊縫表面區(qū)域溫度梯度,從而影響Marangoni對流和浮力效應(yīng)引起的對流,決定焊縫的熔深和熔寬,對焊縫寬度影響大;脈沖頻率為單位時間內(nèi)脈沖激光的數(shù)量,影響非激光作用階段熔池的熱擴(kuò)散行為,引起穩(wěn)態(tài)Marangoni對流和浮力對流時間的改變,從而影響焊縫的熔深和熔寬[15-16]。

離焦量主要影響金屬表面激光束的光斑直徑d,當(dāng)離焦量為0時,光斑直徑最小,為聚焦透鏡的光斑直徑。研究表明,光斑直徑和離焦量Δz存在正相關(guān)關(guān)系[17]

d∝(Δz)2+d0

(4)

式中d0為聚焦透鏡光斑直徑。

根據(jù)焦點(diǎn)位置和金屬表面的相對位置,離焦量分為正離焦和負(fù)離焦,當(dāng)焦點(diǎn)位置在焊接材料上方時為正離焦,反之為負(fù)離焦。根據(jù)光束的聚焦特性,當(dāng)正、負(fù)離焦表面距金屬表面位置相同時,輻照在金屬材料表面的激光束光斑直徑相同,因此激光功率密度相同[18]。但是,采用負(fù)離焦進(jìn)行焊接,材料內(nèi)部的功率密度高于材料表面,溫度梯度大所導(dǎo)致的穩(wěn)態(tài)Marangoni對流時間長,因此焊縫熔深更大。所以,厚度較薄的板材、帶材宜采用正離焦進(jìn)行激光焊接[19]。

脈沖激光焊接的焊接速率一般通過光斑直徑d、脈沖頻率f和重疊系數(shù)K計算,即

v=df(1-K)

(5)

式中K值一般選取0.5～0.9。

式(5)表明,焊接速率與脈沖頻率和光斑直徑成正相關(guān),與重疊系數(shù)成負(fù)相關(guān)。焊接速率影響單脈沖能量,在其他參數(shù)不變的前提下,焊接速率的增加會導(dǎo)致Marangoni對流和浮力效應(yīng)對流過程減弱,焊縫的熔深和熔寬隨之減小。

3 正交試驗設(shè)計及結(jié)果討論

3.1 試驗方案設(shè)計

對于脈沖寬度、脈沖頻率、重疊系數(shù)和離焦量4個影響焊縫質(zhì)量的工藝參數(shù),設(shè)計4因素、3位級正交試驗對膜片隔離閥的脈沖激光焊接工藝進(jìn)行研究,脈沖寬度3位級選擇2.5 ms、2.7 ms和3.0 ms,脈沖頻率3位級選擇20 Hz、30 Hz和40 Hz,重疊系數(shù)3位級選擇0.65、0.70和0.75,離焦量3位級選擇0.1、0.3和0.5,具體試驗方案見如表3所示的L9因素水平表。

表3 L9(34)因素水平表

3.2 試驗結(jié)果討論

膜片隔離閥的焊接接頭采用焊縫外觀成形、熔深、熔寬3個結(jié)果進(jìn)行表征,具體見表4。

表4 正交試驗結(jié)果統(tǒng)計表

9個試驗件的焊縫成形情況見圖3,以有無飛濺、焊縫氧化程度和焊縫規(guī)整程度3個方面作為評判依據(jù),除試驗件9因焊接熱輸入過大導(dǎo)致焊縫表面塌陷、產(chǎn)生焊接飛濺外,其余試驗件的焊縫外觀成形情況基本一致,均能滿足設(shè)計要求。9個試驗件熔寬測量結(jié)果為0.606～0.684 mm,數(shù)據(jù)差異不大,原因是對焊縫寬度影響較大的脈沖寬度3位級差異小。9個試驗件的焊縫熔深測量范圍為0.175～0.434 mm,和焊縫外觀成形存在相關(guān)性,隨著熔深的增大,焊接的表面缺陷逐步顯現(xiàn)。

圖3 正交試驗試驗件焊縫形貌Fig.3 Morphology of welded joint of tests

對熔深最小(試驗件3)和最大(試驗件9)的試驗件進(jìn)行焊縫形貌顯微分析(見圖4、圖5)。圖4表明,試驗件3 的焊縫為適度熔透,焊縫呈典型熱導(dǎo)焊半球形接頭,金屬膜片未見翹曲變形;圖5表明,試驗件9的焊縫為過熔透,焊縫表面塌陷,金屬膜片靠近焊縫處局部減薄變形,出現(xiàn)輕微“頸縮”現(xiàn)象。對兩個試驗件的焊縫熱影響區(qū)進(jìn)行比較,試驗件3的焊接熱影響區(qū)明顯小于試驗件9,但焊縫及熱影響區(qū)組織未見明顯差異。試驗件9金屬膜片變形的原因如下:金屬膜片和殼體的結(jié)構(gòu)剛度差異極大,殼體的約束度比金屬膜片大很多,金屬膜片在受到較大焊接熱輸入時更容易發(fā)生變形。鈦合金激光焊接接頭各區(qū)域的微觀組織一般為“網(wǎng)籃狀”馬氏體,接頭靜抗拉強(qiáng)度基本與母材相當(dāng),塑性略低于母材;接焊縫的斷裂韌度顯著低于母材,而熱影響區(qū)斷裂韌度介于母材和焊縫金屬之間[20-22]。膜片隔離閥的使用工況為加注推進(jìn)劑進(jìn)行運(yùn)輸、貯存,存在一定的沖擊,當(dāng)焊縫熱影響區(qū)過大時,組織的不均勻性凸顯,存在脆性斷裂的風(fēng)險。因此,綜合焊縫顯微組織分析和膜片隔離閥使用工況,焊縫熔深應(yīng)該在金屬膜片熔透的前提下盡可能小。

采用極差分析法對9個試驗件的熔深實(shí)測值進(jìn)行分析,結(jié)果見表5。極差分析結(jié)果表明,4因素對焊縫熔深影響的主次順序為:脈沖頻率、離焦量、脈沖寬度和重疊系數(shù)。膜片隔離閥需要選擇焊縫熔深小的參數(shù)集合,因此選擇各因素中K值較小的位級,則最優(yōu)組合為A1B1C3D3,即脈沖寬度2.5 ms,脈沖頻率20 Hz,重疊系數(shù)0.75,離焦量0.5 mm。

圖4 試驗件3焊接接頭金相顯微圖Fig.4 Metallographic micrograph of welded joint of test 3

圖5 試驗件9焊接接頭金相顯微圖Fig.5 Metallographic micrograph of welded joint of test 9

表5 正交試驗極差分析

影響脈沖激光焊接的工藝參數(shù)可綜合考慮為功率密度Pd、離焦量Δz和焊接速率v。由于功率密度Pd中金屬表面激光束光斑直徑d受聚焦透鏡光斑直徑d0和離焦量Δz影響,因此對功率密度Pd進(jìn)行修正,修正功率密度Pd′數(shù)學(xué)表達(dá)式為

Pd′=4P/[π(Δz2+d0)2]

(6)

根據(jù)式(6)計算各試驗件的修正功率密度Pd′,建立其與焊縫熔深的散點(diǎn)圖并進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合(見圖6),可以看出,焊縫熔深隨著Pd′的增加而增大,當(dāng)Pd′增大到一定程度后,出現(xiàn)了焊縫熔深急劇增加的現(xiàn)象。這是由于Pd′的增大會造成熔池表面的溫度梯度增大,進(jìn)而導(dǎo)致Marangoni對流強(qiáng)度的增強(qiáng),熔池內(nèi)部對流速度和深度增加。由于材料內(nèi)部的復(fù)雜冶金過程,溫度梯度隨著Pd′的增大趨近于指數(shù)型增長,因此表現(xiàn)出了熔深的急劇增加。

圖6 修正功率密度與熔深關(guān)系圖Fig.6 Relationship between modified power density and weld penetration

建立修正功率密度Pd′、焊接速率v和焊縫熔深三者的關(guān)系(見圖7),結(jié)果表明,在焊接速率v一定的情況下,修正功率密度Pd′的增大會導(dǎo)致焊縫熔深的增加,在修正功率密度一定的情況下,隨著焊接速率的增加,焊縫熔深減小。圖7表明,當(dāng)焊縫熔深較小時,修正功率密度Pd′和焊接速率v存在相互匹配的參數(shù)帶,需選取較小修正功率密度Pd′和較低焊接速率v或者較大修正功率密度Pd′和較高焊接速率v來滿足焊縫熔深要求。

圖7 修正功率密度、焊接速率與焊縫熔深關(guān)系圖Fig.7 Relationship among modified power density,welding rate and weld penetration

4 膜片隔離閥激光焊接工藝

4.1 焊接工藝流程

膜片隔離閥金屬膜片與殼體的脈沖激光焊接工藝流程見圖8。首先采用酒精或丙酮對金屬膜片和殼體進(jìn)行清潔,重點(diǎn)清洗待焊部位,但需要注意不能使金屬膜片刻痕處受到外力損傷;將清潔后零件裝夾在定位工裝中,在顯微鏡下觀察金屬膜片與殼體凹槽端面貼合緊密,防止焊接過程中出現(xiàn)未熔合現(xiàn)象;將工件裝夾在激光焊機(jī)工作臺上,調(diào)整保護(hù)氣角度,保證其在整個焊接過程中可以對焊縫熔池起到有效保護(hù);采用低脈沖寬度進(jìn)行金屬膜片的激光點(diǎn)焊,點(diǎn)焊時在金屬膜片圓周上依次對稱分段進(jìn)行,防止熱輸入量集中帶來的金屬膜片翹曲;依次進(jìn)行首件膜片閥激光焊接、檢驗、產(chǎn)品焊接、外觀檢查。

采用上述工藝流程及工藝規(guī)范焊接的膜片隔離閥,焊縫表面呈現(xiàn)光亮的銀白色,無咬邊、凹坑、裂紋、氣孔和夾雜物等可視缺陷;剖切件熔深滿足要求,焊縫內(nèi)部未見氣孔、夾雜缺陷。

圖8 膜片隔離閥激光焊接工藝流程Fig.8 Laser welding process of membrane isolation valve

4.2 產(chǎn)品試驗驗證

膜片隔離閥焊接后進(jìn)行氣密性試驗和破裂壓力試驗分別對焊縫密封以及膜片性能進(jìn)行驗證。采用上述焊接工藝流程和工藝規(guī)范焊接的產(chǎn)品,滿足0.45 MPa的氣密試驗條件下保持5 min不泄漏的設(shè)計要求。圖9為3種不同刻痕剩余厚度膜片隔離閥的破裂壓力,每種刻痕剩余厚度的子樣數(shù)為10個,其刻痕剩余厚度分別為46 μm、51 μm和56 μm。結(jié)果表明,相同刻痕剩余厚度的10個子樣的破裂壓力基本一致。由此可見,膜片隔離閥的焊接工藝流程和基于正交試驗優(yōu)化的焊接工藝規(guī)范合理有效,能夠滿足產(chǎn)品的設(shè)計性能。目前,該產(chǎn)品已通過了多次試車和飛行考核。

圖9 膜片隔離閥破裂壓力統(tǒng)計圖Fig.9 Rupture pressure of membrane isolation valve

5 結(jié)論

本文基于正交試驗對膜片隔離閥的脈沖激光焊接工藝進(jìn)行研究,具體結(jié)論如下。

1)膜片隔離閥脈沖激光焊接宜采用熱導(dǎo)焊焊接模式,選用短焦透鏡和低峰值功率可以保證焊縫接頭質(zhì)量及產(chǎn)品使用性能。

2)建立L9(34)正交試驗表,極差分析得出影響焊縫熔深的主次順序為脈沖頻率、離焦量、脈沖寬度、重疊系數(shù),匹配出適用于膜片隔離閥的焊接規(guī)范為20 Hz、0.5 mm、2.5 ms和0.75。

3)修正功率密度Pd′可以綜合表征脈沖能量、離焦量對焊縫熔深的影響,焊縫熔深隨著Pd′的增加而增加,且當(dāng)Pd′增大到一定值后,熔深出現(xiàn)急劇增加的現(xiàn)象。

4)膜片隔離閥需選取較小修正功率密度Pd′和較低焊接速率v或者較大修正功率密度Pd′和較高焊接速率v來滿足焊接要求。

5)膜片隔離閥的工藝流程和基于正交試驗優(yōu)化的激光焊接工藝規(guī)范能夠保證產(chǎn)品的焊縫外觀質(zhì)量、密封性和破裂壓力穩(wěn)定性。產(chǎn)品已配套至多種型號飛行產(chǎn)品,并經(jīng)過了飛行及試車考核。