圖 1對(duì)接和搭接接頭試樣示意
Figure 1.Schematic of butt joint (a) and lap joint (b) samples
0. 引言
液力變矩器是車(chē)輛、工程機(jī)械、礦山機(jī)械等極其重要的液力傳動(dòng)部件[1],由渦輪、泵輪和導(dǎo)輪等葉輪總成組合而成,通過(guò)工作液體在變矩器內(nèi)部的循環(huán)來(lái)實(shí)現(xiàn)傳動(dòng)和變矩。通常鉚焊型液力變矩器葉輪的制造過(guò)程如下：將外環(huán)、內(nèi)環(huán)和葉片3種三維弧面零件通過(guò)葉片的支耳進(jìn)行裝配,再采用輥鉚工藝將支耳壓合,使葉片與內(nèi)/外環(huán)形成機(jī)械鉚接連接成一個(gè)整體[2],隨后進(jìn)行釬焊以實(shí)現(xiàn)三者之間的牢固結(jié)合與密封。葉片與內(nèi)/外環(huán)機(jī)械鉚接后都會(huì)存在一定裝配間隙[3],且不同鉚接處的間隙存在不均勻性,對(duì)后續(xù)釬焊的影響較大。研究鉚接間隙對(duì)釬焊效果的影響,并獲得合理的間隙范圍值,對(duì)確保釬焊質(zhì)量和指導(dǎo)制定鉚焊型液力變矩器的成形工藝意義重大。
近年來(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究了鐵基合金釬縫間隙對(duì)銅釬焊接頭焊接性、填充成形性、力學(xué)性能、釬焊界面冶金過(guò)程和耐腐蝕性能等方面的影響。GóRKA等[4]采用CuSi3Mn1合金釬料對(duì)DC04鋼開(kāi)展釬焊試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)釬縫間隙控制在0.4~0.7mm時(shí)可以獲得高質(zhì)量釬焊接頭,接頭強(qiáng)度和耐蝕性較好。羅意等[5-7]研究發(fā)現(xiàn)：當(dāng)釬縫間隙在0.5~0.8mm時(shí),接頭間隙內(nèi)的釬劑和氣體無(wú)法充分排除,熔融釬料難以進(jìn)入釬縫,導(dǎo)致釬焊接頭出現(xiàn)明顯夾氣和夾渣問(wèn)題,從而降低接頭強(qiáng)度；當(dāng)釬縫間隙過(guò)大（1.5~1.8mm）時(shí),接頭處的釬焊毛細(xì)作用減弱,導(dǎo)致釬料無(wú)法充滿(mǎn)整個(gè)間隙,接頭成形不佳,力學(xué)性能差。SUN等[8-9]研究發(fā)現(xiàn),合理的間隙能夠顯著減少釬縫中金屬間化合物的數(shù)量,從而提高釬焊接頭的剪切強(qiáng)度。楊青松等[10]研究發(fā)現(xiàn),釬料與母材中的合金元素會(huì)形成固溶體、共晶或金屬間化合物等多種組織,有助于形成穩(wěn)定的釬焊接頭,并且提出釬料與待焊材料的釬焊匹配性是首要考慮因素,對(duì)釬焊接頭的力學(xué)性能影響顯著。
目前,在低碳鋼液力變矩器鉚接結(jié)構(gòu)的釬焊方面還缺乏針對(duì)釬縫間隙影響的研究和相應(yīng)的工藝規(guī)范。作者以液力變矩器葉輪常用的10鋼為待焊材料,以高純紫銅焊條為焊接材料,通過(guò)設(shè)計(jì)等效焊接接頭開(kāi)展釬焊試驗(yàn),研究釬縫間隙對(duì)釬焊接頭成形性、顯微組織和力學(xué)性能的影響,以期獲得較為合理的葉片-內(nèi)環(huán)-外環(huán)釬縫間隙,為輥鉚工藝提供質(zhì)量評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。
1. 試樣制備與試驗(yàn)方法
待焊母材為退火態(tài)10鋼板,化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%,下同）為0.12C,0.21Si,0.43Mn,0.03S,0.02P,0.12Cr,0.10Ni,余Fe；釬料為高純紫銅焊條,純度為99.9%,直徑為6mm；焊膏為ZY-GTCu-A3型銅焊膏,由質(zhì)量分?jǐn)?shù)為85%~90%的銅銀合金焊料粉末（銀質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3%,熔點(diǎn)為1083℃）、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%~15%的糊狀助焊劑和添加劑混合而成,銅焊膏的化學(xué)成分為≥99.7（Cu+Ag）,≤0.01Bi,≤0.01Pb,≤0.3其他。
針對(duì)葉輪釬焊的實(shí)際工況分別設(shè)計(jì)母材尺寸為50mm×30mm×1.4mm的搭接、對(duì)接等效焊接試樣（如圖1所示）來(lái)開(kāi)展釬焊試驗(yàn)。
釬焊前,采用LQ-SC-CSB-1型超聲波清洗機(jī),用60~75℃、體積比為80∶1的水和脫脂劑混合溶液（pH為10~13）對(duì)母材進(jìn)行2次除重油前處理,超聲波功率為3000W,電流在5~10A；再使用體積比為80∶1∶4的水、脫脂劑和水性防銹劑混合溶液（pH為9~11）進(jìn)行2次超聲波脫脂,使用體積比為80∶4的水和水性防銹劑混合溶劑（pH為8~10）進(jìn)行超聲波漂洗2遍,最后在30~60℃下進(jìn)行真空干燥。
用塞尺片置于母材之間,將釬縫間隙分別控制在0.05,0.10,0.15,0.20,0.30,0.35,0.50,0.60,1.00mm,再用夾具固定,采用氬弧焊在試樣兩側(cè)端部進(jìn)行點(diǎn)焊固定,隨后將塞尺片抽出。將銅焊條裹覆銅焊膏后,置于釬縫間隙處,放入RCWE12-45X680X25型連續(xù)式保護(hù)氣氛釬焊爐進(jìn)行釬焊,保護(hù)氣體為氨氣,釬焊溫度為（1110±5）℃,保溫時(shí)間為70min,隨爐冷卻。
在垂直于釬縫的接頭截面上切取金相試樣,用800#,1000#,2000#砂紙逐級(jí)打磨后,用剛玉拋光膏搭配尼龍布進(jìn)行拋光,隨后用體積分?jǐn)?shù)4%硝酸乙醇溶液腐蝕母材,用三氯化鐵鹽酸乙醇溶液（5g FeCl3+5mL HCl+95mL乙醇）腐蝕釬縫,腐蝕時(shí)間均為5s,采用ZEISS Axiovert 40 MAT型光學(xué)顯微鏡（OM）觀察顯微組織。采用TESCAN MIRA4型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察顯微組織,用附帶的?AZtec Energy型能譜儀（EDS）進(jìn)行微區(qū)成分分析。
根據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》,用線切割在釬焊接頭中間部位加工出尺寸為100mm×10mm×1.4mm的非標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣（釬縫位于試樣中心）,采用Instron 3369型萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn),拉伸速度為2mm·min−1,記錄拉斷時(shí)的最大拉力,測(cè)3個(gè)平行試樣取平均值。
2. 試驗(yàn)結(jié)果與討論
2.1 釬縫成形性
由圖2可知,釬縫間隙對(duì)釬縫成形影響大。當(dāng)釬縫間隙較?。ㄐ∮?.10mm）時(shí),釬料無(wú)法充分吸附到縫隙中,造成局部浸潤(rùn)不良；當(dāng)釬縫間隙為0.10~0.30mm時(shí),對(duì)接和搭接接頭釬縫間隙均填充飽滿(mǎn),釬縫表面成形良好,釬縫無(wú)肉眼可見(jiàn)的孔洞等缺陷；當(dāng)釬縫間隙過(guò)大（搭接接頭大于0.30mm、對(duì)接接頭大于0.50mm）時(shí),釬縫間隙填充不滿(mǎn)或成形不良,無(wú)法形成連續(xù)的釬縫,這是由于過(guò)大的釬縫間隙使得熔化的釬料在流入釬縫間隙后,難以完整鋪展或形成坍塌,無(wú)法形成致密的釬縫。
圖 2不同釬縫間隙釬焊搭接和對(duì)接接頭的釬縫宏觀形貌
Figure 2.Brazing seam macromorphology of brazed lap joint (a) and butt joint (b) with different brazing seam gaps
2.2 界面顯微組織
由圖3可見(jiàn),對(duì)接接頭釬縫與母材界面平整、清晰,無(wú)氣孔、夾雜物、裂紋和未釬滿(mǎn)等缺陷。不同釬縫間隙對(duì)接接頭的釬縫組織均為粗大銅單相晶粒,主要由釬料在釬焊熔化后冷卻凝固形成,呈典型的鑄態(tài)組織形態(tài)；10鋼母材組織主要為珠光體和鐵素體,釬縫附近母材的顯微組織未被破壞；近界面釬縫中可見(jiàn)“孤島狀”彌散分布的黑色點(diǎn)狀顆粒,近界面母材中鐵晶粒的晶界加厚（圖中界面附近的深色晶界）。
圖 3不同釬縫間隙釬焊對(duì)接接頭的OM形貌
Figure 3.OM morphology of brazed butt joints with different brazing seam gaps: (a, c, e, g) at low magnification and (b, d, f, h) at high magnification
由圖4可見(jiàn),母材與釬縫的界面清晰。
圖 4釬縫間隙為0.10mm時(shí)釬焊對(duì)接接頭的SEM形貌
Figure 4.SEM morphology of brazed butt joint with brazing seam gap of 0.10mm: (a) at low magnification and (b) at high magnification
由圖5可見(jiàn),釬料中的銅元素與母材中的鐵元素發(fā)生互擴(kuò)散。母材中的鐵在界面處向釬料內(nèi)部擴(kuò)散并且部分固溶,形成濃度梯度,擴(kuò)散深度約為19μm；釬料中的銅向母材中擴(kuò)散形成濃度梯度,擴(kuò)散深度約為15μm。
圖 5釬縫間隙為0.10mm的釬焊對(duì)接接頭EDS線掃描位置及結(jié)果
Figure 5.EDS line scanning position (a) and results (b) of brazed butt joint with brazing seam gap of 0.10mm
由Fe-Cu二元合金相圖[11]可知：鐵與銅在液態(tài)時(shí)無(wú)限互溶,在固態(tài)下有限互溶,且不會(huì)形成金屬間化合物；銅固溶在鐵中形成σ相,鐵固溶在銅中形成ε相,均為置換固溶體。在1110℃釬焊溫度下,銅在鐵中的固溶度約為8.3%,鐵在銅中的固溶度約為4.0%。在釬焊加熱過(guò)程中,由于擴(kuò)散能力更強(qiáng),液態(tài)銅向10鋼母材中不斷滲入,鐵向銅液體中逐漸溶解；在冷卻過(guò)程中銅凝固結(jié)晶,界面處兩種固溶體的固溶度均隨溫度降低而逐漸下降,近界面母材和釬縫中分別析出銅和鐵[11]。由于鐵在銅中的固溶度更低,釬縫中鐵以顆粒形式析出；而母材中還存在碳元素,銅元素滲入后可在晶界處形成Fe-Cu-C三元共晶相[12]。經(jīng)歷釬料熔化、元素?cái)U(kuò)散、冷卻析出過(guò)程后,鄰近界面釬縫中的單質(zhì)鐵以“孤島狀”彌散顆粒存在,起到彌散強(qiáng)化作用,而母材中晶界上析出Fe-Cu-C三元共晶相,使晶界加厚,起到晶界強(qiáng)化作用,同時(shí)還形成了Fe-Cu固溶體,起到固溶強(qiáng)化作用。
2.3 力學(xué)性能
由圖6可知：當(dāng)釬縫間隙為0.10mm時(shí),對(duì)接接頭的抗拉強(qiáng)度為318MPa,拉伸試樣在釬縫處斷裂；當(dāng)釬縫間隙增大到0.15~0.30mm時(shí),接頭抗拉強(qiáng)度較高,強(qiáng)度差異較小,在324~345MPa,試樣在母材處斷裂；釬縫間隙進(jìn)一步增大至0.35mm及以上時(shí),對(duì)接接頭抗拉強(qiáng)度下降顯著,斷裂位置轉(zhuǎn)為釬縫,當(dāng)釬縫間隙在0.60~1.00mm時(shí)接頭抗拉強(qiáng)度不高于290MPa。
圖 6釬焊對(duì)接接頭的抗拉強(qiáng)度隨釬縫間隙的變化曲線
Figure 6.Curve of tensile strength vs brazing seam gap of brazed butt joint
拉伸斷裂后試樣均未觀察到界面撕裂現(xiàn)象,這可能是因?yàn)樵诶鋮s過(guò)程中,界面附近形成了σ及ε固溶體,鄰近界面釬縫中析出彌散分布的鐵顆粒,母材中形成的Fe-Cu-C三元共晶相強(qiáng)化了晶界。當(dāng)釬縫間隙在0.15~0.30mm時(shí),釬縫成形飽滿(mǎn),界面強(qiáng)度高,母材側(cè)在釬焊過(guò)程經(jīng)歷了類(lèi)似于退火的過(guò)程,強(qiáng)度降低,因此拉伸時(shí)試樣在母材處斷裂；當(dāng)釬縫間隙過(guò)大（大于0.50mm）時(shí),釬料無(wú)法充分填充釬縫間隙并發(fā)生坍塌,無(wú)法形成飽滿(mǎn)的釬縫而留下孔洞,因此拉伸時(shí)釬縫容易斷裂。
綜上所述,10鋼銅釬焊的釬縫間隙在0.10~0.30mm,銅釬料浸潤(rùn)順暢、釬縫成形好；當(dāng)釬縫間隙為0.15~0.30mm時(shí),接頭抗拉強(qiáng)度高。為了同時(shí)確保葉輪葉片良好的密封性和接頭強(qiáng)度,在液力變矩器葉輪進(jìn)行機(jī)械鉚接時(shí)將釬縫間隙控制在0.15~0.30mm較為適宜。
3. 渦輪釬焊應(yīng)用驗(yàn)證
以實(shí)際機(jī)械鉚接渦輪為研究對(duì)象,開(kāi)展了實(shí)物釬焊試驗(yàn)來(lái)進(jìn)一步驗(yàn)證釬縫間隙對(duì)釬縫成形性的影響。采用撥倒-輥壓工藝試制了渦輪輥鉚總成,釬焊位置為渦輪葉片支耳與內(nèi)/外環(huán)的鉚接處,并采用前述釬焊工藝參數(shù),獲得了如圖7所示的釬焊總成。可見(jiàn)大部分支耳鉚接位置的釬縫成形良好,但仍有部分區(qū)域存在釬縫不飽滿(mǎn)或未形成完整釬縫的情況,這與支耳鉚接后與內(nèi)/外環(huán)表面的貼合間隙有關(guān)。
圖 7輥鉚型渦輪總成宏觀形貌
Figure 7.Macromorphology of roller riveting turbine assembly: (a) inner surface and (b) outer surface
測(cè)量并記錄了支耳鉚接后葉片與內(nèi)環(huán)和外環(huán)的實(shí)際間隙,研究了釬焊后釬縫成形情況。由圖8可見(jiàn)：當(dāng)葉片支耳與渦輪外環(huán)的間隙為0.082mm時(shí),釬料無(wú)法充分浸潤(rùn)縫隙,釬焊效果不佳；當(dāng)間隙在0.158~0.317mm時(shí),葉片支耳與渦輪外環(huán)形成良好的釬焊接頭,釬縫成形飽滿(mǎn),釬焊效果良好；當(dāng)間隙為0.555mm時(shí),釬焊效果不佳,釬縫不飽滿(mǎn)；當(dāng)間隙大于1.000mm時(shí),葉片支耳完全不能通過(guò)釬焊的方法與外環(huán)連接成一個(gè)整體,這將影響變矩器總成的密封性。實(shí)物釬焊試驗(yàn)的結(jié)果驗(yàn)證了前述等效焊接試驗(yàn)結(jié)論,渦輪總成輥鉚加工時(shí),應(yīng)嚴(yán)格控制葉片與渦輪內(nèi)/外環(huán)的間隙在0.15~0.30mm,確保釬焊后支耳與內(nèi)/外環(huán)能夠形成良好的接頭,從而保證變矩器的性能。
圖 8不同葉片支耳與渦輪外環(huán)鉚接間隙下釬焊接頭的宏觀形貌
Figure 8.Macromorphology of brazed joint under different riveting gaps between blade lug and turbine outer ring
4. 結(jié)論
（1）當(dāng)釬縫間隙在0.10~0.30mm時(shí),釬縫成形性良好；當(dāng)釬縫間隙較?。ㄐ∮?.10mm）時(shí),釬料無(wú)法充分吸附到釬縫間隙中,造成局部浸潤(rùn)不良；當(dāng)釬縫間隙過(guò)大（大于0.50mm）時(shí),釬料熔化后坍塌,縫隙填充不滿(mǎn),無(wú)法形成連續(xù)的釬縫。
（2）在釬焊過(guò)程中,10鋼母材和銅釬料間發(fā)生鐵和銅元素的互擴(kuò)散,母材的鐵元素向釬縫中擴(kuò)散,釬縫中的銅沿晶界向母材中擴(kuò)散,使得鄰近界面的釬縫中析出彌散分布的鐵顆粒,鄰近界面的母材中晶界加厚。
（3）當(dāng)釬縫間隙在0.15~0.30mm時(shí),釬焊接頭的抗拉強(qiáng)度較高,在324~345MPa；當(dāng)釬縫間隙大于0.30mm后,接頭抗拉強(qiáng)度下降,尤其是當(dāng)間隙在0.60~1.00 mm時(shí),抗拉強(qiáng)度不高于290MPa。拉伸斷裂后試樣中均未觀察到界面撕裂現(xiàn)象。綜合考慮釬焊成形性和接頭強(qiáng)度,采用高純紫銅焊條釬焊10鋼的釬縫間隙宜保持在0.15~0.30mm。
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