喬瑞林，龍偉民，秦建,2，廖志謙，樊喜剛，魏永強(qiáng)

(1.鄭州機(jī)械研究所有限公司,新型釬焊材料與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，鄭州,450001；2.北京科技大學(xué),北京,100083；3.洛陽船舶材料研究所,洛陽,471039；4.北京星航機(jī)電裝備有限公司,北京,100074；5.鄭州航空工業(yè)管理學(xué)院,鄭州,450046)

0 序言

自二十世紀(jì)以來，隨著地球上資源危機(jī)問題的不斷加重，各國為爭取豐富的地外資源，展開了頻繁的探月活動，月球探測工程的主要任務(wù)是月球土壤的采樣和返回，而鉆探采樣技術(shù)是實(shí)現(xiàn)月球土壤樣本采集的首選方法[1].月球上存在深冷、高真空、高輻射、微重力等極端服役環(huán)境，特別是硬質(zhì)合金與鋼基體在極端環(huán)境下對鉆采工具的性能提出了更高的要求.GH4169 高溫合金在?253～ 650 ℃下都具有良好的綜合性能，具有優(yōu)異的耐腐蝕、抗輻射、抗疲勞等特性.實(shí)現(xiàn)硬質(zhì)合金與高溫合金的釬焊連接，不僅可以獲得高強(qiáng)度、高硬度、高耐磨性的鉆采工具，還可以滿足月球上極端服役環(huán)境下的需求.然而，異種材料間的熱物性差異較大，高溫合金的熱膨脹系數(shù)為硬質(zhì)合金的數(shù)倍，在高溫和快速的加熱/冷卻過程中，硬質(zhì)合金/高溫合金異種接頭中會產(chǎn)生極大的殘余應(yīng)力，導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展嚴(yán)重，接頭斷裂[2]，因此，研究硬質(zhì)合金與高溫合金釬焊接頭殘余應(yīng)力的大小及分布情況，討論緩解接頭殘余應(yīng)力的方法具有重要的工程價值和研究意義.

關(guān)于硬質(zhì)合金釬焊連接的研究目前主要集中在硬質(zhì)合金與常見鋼材，如45 鋼、A3 鋼、40Cr 鋼、42CrMo 鋼、16Mn 鋼等[3-7]，對于硬質(zhì)合金與高溫合金釬焊連接的研究較少.Wang 等人[8]通過真空釬焊技術(shù)制備了YG8 硬質(zhì)合金/GH4169高溫合金接頭，對接頭斷口形貌等特征的分析發(fā)現(xiàn)，由于異種材料間熱膨脹系數(shù)的顯著差異，接頭中存在較大的殘余熱應(yīng)力，容易產(chǎn)生裂紋而發(fā)生脆性斷裂，但對于接頭中殘余應(yīng)力的分布情況及緩解殘余應(yīng)力的方法并未進(jìn)一步研究.硬質(zhì)合金作為一種金屬陶瓷，與陶瓷具有類似的熱膨脹系數(shù)和力學(xué)性能，在陶瓷與高溫合金釬焊殘余應(yīng)力的研究當(dāng)中，Li 等人[9]在Mo 中間層的輔助下，實(shí)現(xiàn)了碳纖維增強(qiáng)的SiC 陶瓷基復(fù)合材料Cf/SiC 與GH783 高溫合金的可靠連接，試驗(yàn)以Mo 作為硬質(zhì)中間層材料，有效釋放了異種接頭內(nèi)部的殘余熱應(yīng)力，提高了接頭強(qiáng)度，但對于不同中間層材料及厚度對接頭殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，并未深入研究.

為降低異種材料釬焊過程中的殘余應(yīng)力，實(shí)現(xiàn)硬質(zhì)合金與高溫合金的有效連接，滿足深冷等極端使役環(huán)境下對鉆采工具的強(qiáng)度要求，通過ANSYS有限元軟件，利用熱-彈-塑性有限元計算方法，模擬釬焊接頭的溫度場和應(yīng)力場，分析了硬質(zhì)合金/高溫合金釬焊接頭殘余應(yīng)力的分布情況，揭示了不同中間層材料及厚度對接頭殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，并通過釬焊試驗(yàn)與X 射線衍射儀分析接頭殘余應(yīng)力，驗(yàn)證有限元模型的可靠性，為實(shí)際工程中的釬焊試驗(yàn)提供相應(yīng)的理論指導(dǎo).

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)選用母材為YG8 硬質(zhì)合金與GH4169 高溫合金，YG8 硬質(zhì)合金具有極高的硬度與強(qiáng)度，硬質(zhì)合金產(chǎn)自株洲硬質(zhì)合金集團(tuán)有限公司；GH4169為沉淀強(qiáng)化型鎳基高溫合金，在?253～ 650 ℃之間具有優(yōu)異的強(qiáng)度、塑性以及耐腐蝕性能，試驗(yàn)用GH4169 高溫合金產(chǎn)自寶鋼集團(tuán)有限公司，兩種母材的化學(xué)成分見表1.利用電火花線切割機(jī)將兩種母材切割成10 mm × 10 mm × 10 mm 的立方體，釬料選擇原位合成工藝[10-12]制備的具有優(yōu)異低溫性能的自研AgCuNiMn 釬料，厚度為0.2 mm，熔點(diǎn)為750～ 780 ℃，圖1 為釬焊接頭結(jié)構(gòu)示意圖.試驗(yàn)在高真空釬焊爐中進(jìn)行，極限真空度為7 × 10?4Pa，將YG8/AgCuNiMn/GH4169 釬焊接頭加熱到890 ℃后隨爐冷卻至室溫.

圖1 釬焊接頭結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of brazed joints

表1 試驗(yàn)用母材化學(xué)成分 (質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of base materials for testing

2 有限元模型

基于ANSYS 有限元軟件建立釬焊接頭三維非線性有限元模擬，采用熱-力順序耦合進(jìn)行有限元分析，即先進(jìn)行溫度計算，然后將溫度場的計算結(jié)果以熱載荷的形式加載到應(yīng)力有限元計算模型中，進(jìn)行應(yīng)力求解.真空釬焊包含升溫、保溫、降溫3 個階段，通常認(rèn)為在均勻升溫和高溫保溫的過程中，材料處于自由階段熱應(yīng)力可以忽略，殘余應(yīng)力主要產(chǎn)生在降溫階段，故只考慮釬料凝固后冷卻過程中產(chǎn)生的釬焊殘余應(yīng)力[13]，由于試件結(jié)構(gòu)尺寸小、冷卻速度慢，假設(shè)整個試件在冷卻的過程中溫度均勻.釬料熔點(diǎn)為750～ 780 ℃，選取770 ℃為零應(yīng)力參考溫度，環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃.此外，由于焊縫及其附近的母材殘余應(yīng)力變化梯度較大，為減少計算量，節(jié)約時間，模型對焊縫及靠近焊縫的母材附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，而在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，網(wǎng)格劃分的相對較稀，圖2 為有限元模型網(wǎng)格劃分圖.

圖2 有限元模型網(wǎng)格劃分圖Fig.2 Mesh division diagram of finite element model

高溫合金下表面(xOy平面)位于固定支座上，不產(chǎn)生z方向上的位移，因此對下表面上的節(jié)點(diǎn)施加z方向上的位移約束.此外，由于模型的中心軸是一條經(jīng)過上下表面中心點(diǎn)的直線，在釬焊過程中無論是溫度變化還是界面反應(yīng)都不會引起中心軸在x和y方向上發(fā)生位移，因此為避免模型在模擬過程中出現(xiàn)剛性位移，對這條直線上的硬質(zhì)合金上表面中心節(jié)點(diǎn)和高溫合金下表面中心節(jié)點(diǎn)，施加x，y方向上的位移約束.

試驗(yàn)中考慮了溫度對材料的彈性模量、熱膨脹系數(shù)、屈服強(qiáng)度和泊松比的影響，硬質(zhì)合金、高溫合金、Ag 釬料及相應(yīng)中間層材料的性能參數(shù)隨溫度的變化情況如圖3 所示[14-19].此外，大量研究證實(shí)軸向殘余應(yīng)力是造成結(jié)構(gòu)破壞的主要因素[20]，因此重點(diǎn)討論了軸向殘余應(yīng)力的變化及分布特征.

圖3 材料參數(shù)隨溫度的變化情況[14-19]Fig.3 Change of material parameters with temperature.(a) elastic modulus;(b) coefficient of thermal expansion;(c)yield stress;(d) poisson's ratio

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 無中間層時釬焊接頭殘余應(yīng)力的分布情況

圖4 為硬質(zhì)合金/高溫合金釬焊接頭在無中間層時軸向殘余應(yīng)力σ的分布.硬質(zhì)合金一側(cè)主要承受拉應(yīng)力，最大軸向殘余應(yīng)力位于硬質(zhì)合金靠近焊縫的頂點(diǎn)附近，距離焊縫約為0.4 mm，大小約為1 304 MPa，此位置是硬質(zhì)合金基體在承受外力加載時最薄弱的區(qū)域，使硬質(zhì)合金在受到遠(yuǎn)低于材料屈服點(diǎn)的外力作用時，就發(fā)生脆性斷裂.文獻(xiàn)[21]研究了Si3N4陶瓷與42CrMo 鋼釬焊接頭的應(yīng)力分布情況，最大軸向拉應(yīng)力同樣位于距離釬縫約0.3 mm左右的陶瓷側(cè)棱角處，導(dǎo)致裂紋在此萌生，并沿近釬縫區(qū)的應(yīng)力集中帶進(jìn)行擴(kuò)展.高溫合金一側(cè)主要承受壓應(yīng)力，且相較于硬質(zhì)合金其應(yīng)力更小，主要原因是因?yàn)榻饘俨牧暇哂辛己玫乃苄?，可以通過塑性變形來緩解應(yīng)力集中，而硬質(zhì)合金屬于脆性材料，在外力作用下僅能產(chǎn)生很小的變形，緩解殘余應(yīng)力的能力十分有限.

圖4 無中間層時釬焊接頭軸向殘余應(yīng)力的分布Fig.4 Distribution of axial residual stress in brazed joints without interlayers

3.2 不同中間層材料及厚度對釬焊接頭殘余應(yīng)力的影響

在降低擴(kuò)散焊或釬焊接頭殘余應(yīng)力的多種方法中，綜合降應(yīng)力效果、工藝復(fù)雜程度、適應(yīng)性等因素，中間層法最具實(shí)用性[22].利用中間層法，選擇合適的中間層材料及參數(shù)，加入到硬質(zhì)合金/高溫合金釬焊接頭中，可有效降低殘余應(yīng)力，提高接頭強(qiáng)度.試驗(yàn)選用了兩種不同的中間層材料，分別是塑性好、屈服強(qiáng)度低的軟質(zhì)中間層Cu，以及彈性模量大、線膨脹系數(shù)小的硬質(zhì)中間層Mo，為了研究這兩種中間層材料及其厚度對硬質(zhì)合金/高溫合金釬焊接頭軸向殘余應(yīng)力的大小和分布所產(chǎn)生的影響.

添加不同中間層時釬焊接頭軸向殘余應(yīng)力的分布，如圖5 所示.選用軟質(zhì)中間層Cu 和硬質(zhì)中間層Mo 時，均能有效降低釬焊接頭的軸向殘余應(yīng)力，Cu 中間層的厚度變化，并未引起接頭殘余應(yīng)力的分布情況發(fā)生明顯改變，硬質(zhì)合金一側(cè)為拉應(yīng)力，高溫合金一側(cè)為壓應(yīng)力，無論是0.2 mm 還是1.2 mm 的Cu 中間層，接頭最大軸向殘余應(yīng)力均出現(xiàn)在硬質(zhì)合金靠近焊縫的頂點(diǎn)附近；而當(dāng)Mo 中間層從0.2 mm 變?yōu)?.2 mm 時，接頭最大軸向殘余應(yīng)力的位置，由硬質(zhì)合金區(qū)域變?yōu)镸o 中間層靠近高溫合金的焊縫區(qū)域，硬質(zhì)中間層Mo 的加入，使接頭中最大殘余應(yīng)力的位置從硬質(zhì)合金轉(zhuǎn)移到了Mo 中間層，從而降低了釬焊體系中最脆弱區(qū)域的殘余應(yīng)力，有效提高了接頭強(qiáng)度.

圖5 添加不同中間層時釬焊接頭軸向殘余應(yīng)力的分布Fig.5 Distribution of axial residual stress in brazed joints with different interlayer added.(a) Cu 0.2 mm;(b) Mo 0.2 mm;(c) Cu 1.2 mm;(b) Mo 1.2 mm

圖6 為選用Cu，Mo 中間層時，中間層厚度大小對接頭最大軸向殘余應(yīng)力的影響.使用Cu，Mo 中間層時，緩解接頭殘余應(yīng)力的效果與厚度的關(guān)系基本相同，最佳厚度約為1 mm.當(dāng)中間層小于1 mm 時，隨著厚度的增加，接頭最大軸向殘余應(yīng)力逐漸降低，添加Cu，Mo 中間層的釬焊接頭應(yīng)力極值所取位置均為硬質(zhì)合金靠近焊縫的頂點(diǎn)附近；當(dāng)中間層厚度為1 mm，添加Cu 中間層時，接頭最大軸向殘余應(yīng)力從1 304 MPa 降低到了908 MPa，添加Mo 中間層時，接頭最大軸向殘余應(yīng)力從1 304 MPa 降低到了833 MPa；當(dāng)厚度超過1 mm，兩種中間層材料對接頭殘余應(yīng)力的緩解效果均有所減弱，并且添加Mo 箔的釬焊接頭，其最大殘余應(yīng)力位置由硬質(zhì)合金轉(zhuǎn)移到了Mo 中間層.此外，可以看出當(dāng)中間層厚度小于0.6 mm 時，Cu 對于接頭殘余應(yīng)力的緩解效果更好，厚度大于0.6 mm時，Mo 的緩解效果更佳.

圖6 中間層厚度對接頭最大軸向殘余應(yīng)力的影響Fig.6 The effect of interlayers thickness on the maximum axial residual stress of joints

以添加不同中間層材料及厚度的釬焊接頭硬質(zhì)合金危險區(qū)域?yàn)檠芯繉ο?，進(jìn)一步分析中間層對接頭軸向殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，如圖7 所示.在硬質(zhì)合金棱邊靠近焊縫的1 mm 區(qū)域內(nèi)，添加不同中間層材料及厚度的釬焊接頭，其殘余應(yīng)力分布規(guī)律完全相同，均呈現(xiàn)先快速升高再緩慢降低的趨勢，殘余應(yīng)力的大小有明顯變化，隨著中間層厚度的增加，軟質(zhì)中間層Cu 緩解殘余應(yīng)力的效果逐漸減弱，而硬質(zhì)中間層Mo 的緩解效果越來越好，這與圖6中添加不同中間層對接頭最大軸向殘余應(yīng)力的影響規(guī)律相同.

圖7 添加不同中間層時釬焊接頭危險區(qū)域的軸向殘余應(yīng)力變化曲線Fig.7 Axial residual stress variation curve in hazardous areas of brazed joints with different interlayers added.(a) 0.2 mm;(b) 0.6 mm;(c) 1.0 mm;(d) 1.4 mm

綜上所述，通過對接頭殘余應(yīng)力的有限元模擬可知，在真空釬焊YG8/AgCuNiMn/GH4169 接頭時，由于母材間熱膨脹系數(shù)等熱物性參數(shù)差異較大，極易在硬質(zhì)合金一側(cè)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，使硬質(zhì)合金靠近焊縫面的頂點(diǎn)附近成為危險區(qū)域，接頭殘余應(yīng)力峰值達(dá)到了1 304 MPa；添加軟質(zhì)中間層Cu 和硬質(zhì)中間層Mo 均能有效緩解殘余應(yīng)力，提高接頭強(qiáng)度，且在生產(chǎn)精密儀器等對焊縫間隙有要求的部件時，可選擇使用Cu 中間層來緩解殘余應(yīng)力，而在生產(chǎn)大型工業(yè)器械時，選擇大厚度的Mo 作為中間層材料緩解殘余應(yīng)力的效果會更好.

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 釬焊試驗(yàn)驗(yàn)證

釬焊接頭中硬質(zhì)合金的強(qiáng)度與焊后殘余應(yīng)力之間存在如下關(guān)系，即

式中：σL為硬質(zhì)合金焊后拉伸強(qiáng)度；σS為硬質(zhì)合金原始抗拉強(qiáng)度；σZ為軸向殘余應(yīng)力.因此，通過有限元模擬的結(jié)果可知，在硬質(zhì)合金靠近焊縫的危險區(qū)域強(qiáng)度下降最大，最有可能發(fā)生斷裂現(xiàn)象.在實(shí)際釬焊試驗(yàn)中，進(jìn)行硬質(zhì)合金與高溫合金釬焊接頭拉伸性能試驗(yàn)時，大量出現(xiàn)硬質(zhì)合金母材側(cè)斷裂的情況.圖8 是硬質(zhì)合金/高溫合金釬焊接頭典型斷口宏觀形貌圖和SEM 圖.由圖8(a) 可知，釬焊接頭拉伸試樣在硬質(zhì)合金一側(cè)發(fā)生斷裂，斷口較為平整，呈現(xiàn)典型的脆性斷裂特征.通過圖8(b)所示的接頭微觀組織形貌可以進(jìn)一步看出，釬焊過程中釬料與母材之間發(fā)生良好的冶金反應(yīng)，斷裂發(fā)生在YG8 硬質(zhì)合金一側(cè).主要原因是因?yàn)閮煞N母材間熱膨脹系數(shù)相差過大，在降溫過程中各部分變形不一致，產(chǎn)生極大的殘余應(yīng)力，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，母材的收縮不受約束，對應(yīng)的殘余應(yīng)力較小，但在靠近焊縫的區(qū)域，金屬材料的收縮受到硬質(zhì)合金的約束而相對較小，容易引起應(yīng)力集中，故而當(dāng)受到外部加載時，斷裂在此處發(fā)生，釬焊試樣的斷口位置與模擬結(jié)果基本吻合.

圖8 斷口宏觀形貌和YG8/GH4169 釬焊接頭SEM圖Fig.8 Macroscopic morphology of fracture surface and YG8/GH4169 SEM image of brazed joints.(a)macroscopic morphology of fracture surface;(b)YG8/GH4169 SEM image of brazed joints

4.2 X 射線衍射法

為進(jìn)一步驗(yàn)證有限元模型的可靠性，利用X 射線衍射儀對釬焊接頭進(jìn)行非破壞性殘余應(yīng)力測量，得到母材表面的殘余應(yīng)力.殘余應(yīng)力檢測設(shè)備為Proto 公司生產(chǎn)的大功率X 射線衍射殘余應(yīng)力分析儀，選用的靶材為Mn，衍射晶面{311}，光斑直徑為1 mm，應(yīng)力測量節(jié)點(diǎn)如圖9 所示.

圖9 殘余應(yīng)力測試節(jié)點(diǎn)(mm)Fig.9 Residual stress testing nodes

利用X 射線衍射法測得的節(jié)點(diǎn)軸向殘余應(yīng)力與有限元模擬結(jié)果對比如圖10 所示.可以看出，測試結(jié)果與模擬結(jié)果的殘余應(yīng)力曲線走向基本吻合，驗(yàn)證了有限元模型的可靠性，殘余應(yīng)力誤差范圍在100 MPa 以內(nèi)，其原因可能是因?yàn)橛邢拊M時，未考慮釬焊接頭的初始?xì)堄鄳?yīng)力、釬料與母材之間的界面反應(yīng)，以及X 射線衍射法的測量誤差等因素.

圖10 測試結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比Fig.10 Comparison between test results and simulation results

5 結(jié)論

(1) YG8/AgCuNiMn/GH4169 釬焊接頭中存在極大的殘余應(yīng)力，硬質(zhì)合金靠近焊縫的頂點(diǎn)附近為應(yīng)力集中的危險區(qū)域，最大應(yīng)力約為1 304 MPa.

(2) 采用Cu，Mo 中間層時均能有效緩解釬焊接頭殘余應(yīng)力，并且當(dāng)中間層厚度小于0.6 mm 時，Cu 對接頭殘余應(yīng)力的緩解效果更好，中間層厚度大于0.6 mm 時，Mo 的緩解效果更佳.

(3) Cu，Mo 作為中間層時，最佳厚度均為1.0 mm 左右，此時Cu 中間層使接頭最大軸向殘余應(yīng)力從1 304 MPa 降低到908 MPa，Mo 中間層使接頭最大軸向殘余應(yīng)力從1 304 MPa 降低到833 MPa.