李文文,陈波,,熊华平,尚泳来,毛唯,程耀永

随着高推重比发动机的不断发展，某些航空发动机涡轮前进口温度已达2000 K以上，发动机涡轮叶片因此承受巨大的高温载荷及复杂应力[1,2]。DD6是我国自主研制的第二代镍基单晶高温合金，具有高温强度高、综合性能好、组织稳定及铸造工艺性能好等优点，其主要性能已达到或超过国外广泛应用的第二代单晶合金的性能水平，成为高效气冷结构叶片的重要选材之一[3~5]。为了提高涡轮叶片承温能力，叶片结构多设计为复杂空心型腔来提高冷却效率。显然，单凭铸造技术来制造具有复杂内腔的空心叶片是非常困难的，需要采用焊接方法辅助制备。因此，针对第二代单晶高温合金DD6的高性能连接技术成为了复杂冷却结构涡轮叶片研制的关键技术之一。

由于涡轮叶片结构复杂，只能采用钎焊或瞬间液相扩散焊(transient liquid phase bonding，TLP扩散焊)方法进行连接。目前，单晶高温合金的连接多采用TLP扩散焊方法[6~9]，该方法结合了钎焊和固相扩散焊的特点，可以获得显微组织和力学性能均与母材接近的接头，但TLP扩散焊的连接温度高、保温时间长，焊接热过程对母材组织和性能影响较大。更重要的是TLP扩散焊方法通常只适用于间隙小于0.05 mm的焊缝，实际应用过程中大大受限[10]。相对而言，钎焊连接方法工艺简单、工艺适用性好，特别适合形状复杂的高温合金叶片等的高性能连接。周媛等[11]采用商用Ni-Cr-Si-B体系钎料(BNi82CrSiB)在1070℃下对第二代单晶高温合金DD6进行了真空钎焊连接，接头在750℃的抗拉强度为400 MPa，接头内部形成较多的Ni-B等化合物，裂纹萌生的位置也多位于这些脆性化合物内部。孙元等[12]利用钴基钎料对DD5单晶高温合金进行了钎焊连接，研究了不同钎缝间隙对接头组织和相分布的影响，但该钎料中降熔元素Si和B的含量较高，约为10% (质量分数)，导致焊缝中形成骨架状的M3B2相以及Ni-Si等脆性化合物，成为接头力学性能的薄弱环节。本工作针对第二代单晶高温合金DD6，设计了新型镍基钎料，B元素含量仅为1% (质量分数)，并通过Pd元素联合降熔，焊接温度远低于DD6母材的固熔温度。研究了不同钎缝间隙和焊后时效处理对接头微观组织和力学性能的影响，同时分析了接头形成机制和断裂机理。

1实验方法

实验用母材为固溶态的第二代单晶高温合金DD6，在工业用定向凝固炉内制备直径为15 mm的DD6单晶棒，其成分(原子分数，%)为：Cr 3.8~4.8，Co 8.5~9.5，W 7.0~9.05，Mo 1.5~2.5，Al 5.2~6.2，Nb 0~1.2，Ta 6.0~8.5，Re 1.6~2.4，Hf 0.05~0.15，Ni余量；典型拉伸性能为拉伸强度800 MPa，屈服强度680 MPa，断后伸长率27.0%，断面收缩率34.0%。标准热处理工艺如图1所示[13]。

图1

图1DD6单晶合金的热处理工艺示意图

Fig.1Heat treatment regime of DD6 superalloy

钎焊用钎料为自行设计的Ni-Cr-Co-(Pd, Ti, B)体系合金，采用Ar气雾化法制备粉末，然后经0.15 mm筛网过筛。钎料固液相线温度为1171.2和1186.1℃，钎焊温度选为1220℃，介于DD6母材的固溶温度和一级时效温度之间。

将DD6单晶试棒线切割为直径15 mm、长35.5 mm的试棒，并将待焊面(直径15 mm的圆形端面)用800号砂纸打磨光滑，利用工装设置待焊间隙(0.05、0.10和0.15 mm)。将粉末钎料置于焊缝上方，并用黏结剂固定。另外选择3根0.15 mm间隙的试棒，先在间隙内预填FGH95粉末(经0.1 mm筛网过筛)，然后再将粉末钎料放置于焊缝上方并固定。将装配好的试棒放入真空钎焊炉中，以10℃/min的速率加热至1220℃，并在此温度保温30 min。熔化的钎料通过毛细作用流入待焊间隙，并与两侧母材发生反应，在随后的炉冷过程中形成牢固接头。

将钎焊后的接头试棒，用线切割的方法先在焊缝周围切取深度为3 mm的片状试样，用于观察焊缝微观组织，然后再机加工成标准拉伸试样，利用Instron-5982型万能试验机对DD6单晶高温合金钎焊接头在980℃下的高温拉伸性能进行测试。选择接头强度最高的钎焊间隙重新装配试样，并利用相同钎焊工艺即1220℃、30 min重新钎焊获得接头。随后将钎焊接头置入电阻炉内进行一、二级时效处理，工艺参考第二代单晶高温合金DD6母材的标准热处理制度，即1120℃、4 h、空冷 + 870℃、32 h、空冷。采用线切割的方法获得微观组织试样和标准拉伸试样，分析时效处理对接头组织的影响，并测试其在980℃下的高温拉伸性能。

利用Nova nano SEM 450场发射扫描电子显微镜(SEM)及X-Max50能谱(EDS)分析系统先后对未经腐蚀和腐蚀后的接头微观组织进行观察，其中所用腐蚀液的成分配比为：100 mL盐酸 + 100 mL无水乙醇 +50 g CuCl2。利用D8/max型X射线衍射仪(XRD)对接头断口表面进行物相鉴定，结合微观组织分析接头断裂机理。

2实验结果与分析

2.1钎缝间隙对接头组织和强度的影响

图2为采用Ni-Cr-Co-(Pd, Ti, B)体系钎料在1220℃、30 min条件下获得的不同钎焊间隙的DD6合金钎焊接头未经腐蚀的组织。结果表明，不同钎焊间隙的接头界面冶金质量良好，内部无裂纹等缺陷。当钎焊间隙为0.05 mm时，接头组织为均匀的钎缝基体上分布有白色的线条状和细小颗粒的化合物相，见图2a。而当钎缝间隙增加为0.10和0.15 mm时，钎缝基体表现为分层结构，中央有不规则块状相析出，同时白色析出相数量逐减增多，尺寸不断增大。当钎缝间隙为0.15 mm时，白色析出相表现为粗大的鱼骨状。

图2

图2不同钎焊间隙的DD6单晶合金钎焊接头背散射电子像(未腐蚀)

(a) 0.05 mm (b) 0.10 mm (c) 0.15 mm

Fig.2Backscattered electron images without corrosion etch of the DD6 brazed joint with different gap sizes (The insets are the corresponding macro morphologies of the joint)

对于镍基高温合金而言，强化相γ′的数量和形貌对接头的性能至关重要，因此为了分析不同钎缝间隙对接头组织和强度的影响，对接头进行腐蚀后观察其组织形貌，见图3。

图3

图3不同钎焊间隙的DD6单晶合金钎焊接头腐蚀后组织的二次电子像

(a) 0.05 mm (b) 0.10 mm (c) 0.15 mm

Fig.3Secondary electron images after corrosion etch of the DD6 brazed joint with different gap sizes (The insets are magnified morphologies for the local area near the interface)

对钎焊间隙为0.05 mm的接头组织进行微观分析，并对不同微区的成分进行EDS测试，结果见表1。图2a中微区“a1”对应的是DD6单晶高温合金母材，由文献[14]可知固溶处理态DD6单晶高温合金的组织为γ+γ′双相组织，结合腐蚀后的微观形貌(图3)，可以看出钎焊后DD6母材仍然保持形貌良好的网格状γ+γ′双相组织。近缝区母材“a2”的成分与DD6母材成分基本一致，可以推测在1220℃、30 min的钎焊热过程中，钎料合金元素与DD6母材之间的元素扩散十分有限，主要原因是DD6单晶高温合金无大角度晶界，元素扩散的通道受限，这显著降低了钎料合金中的元素向母材扩散的速度[15]。对钎缝中靠近母材焊缝处的微区“a3”进行EDS分析，可以发现该区域的成分与母材成分相近，从腐蚀后的形貌(图3a)也可以看出该区域也是γ+γ′双相组织，但其形貌为粗大的花瓣状。焊缝中间灰色基体区“a4”也为γ+γ′双相组织，表现为发散的、方向各异的花瓣状。刘纪德等[16]采用Ni-Cr-B钎料钎焊DD98单晶高温合金，在焊缝区获得了与母材一致的γ+γ′双相组织。

表1图2a中不同微区的EDS分析结果 (atomic fraction / %)

Table 1EDS analysis results for the typical microzones in Fig.2a

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在钎焊保温过程中，接头区域发生等温凝固，B元素不断地向周围液相中扩散。在降温凝固过程中，剩余液相中B元素的浓度不断提高，继续降温至剩余液相中B元素浓度达到共晶点时，硼化物析出。Ohsasa等[17]利用Ni-B-Cr三元钎料合金对纯Ni块进行TLP扩散焊，来模拟冷却过程中剩余液相的凝固行为，结果表明在1100℃下保温，初生fcc-(γ-Ni)相形成，降温至1042℃，发生共晶反应L→fcc-γ+ Ni3B。继续降温至997℃，凝固行为完全结束，发生的共晶反应为L→fcc-γ+ Ni3B + CrB。从图2b中可以发现白色析出相包括2种形态，一种是不规则的条状相(微区“a5”)，为富含W、Cr、Mo的硼化物；另一种是形貌良好的细小颗粒相“a6”，为富含Ta、Ni的硼化物。Idowu等[18]利用N150钎料(Ni-Cr-B体系)对INCONEL 739L高温合金进行TLP扩散焊研究，发现了富Cr、Mo、W、B的化合物相，分析其为M23B6或M6B化合物。而关于富Ta、Ni的硼化物相，还鲜见相关报道。

当钎焊间隙为0.10 mm时，接头中央出现了不规则形状的块状相，如图2b所示，钎缝基体出现了成分偏析。接头内部可划分为2个典型区域，两侧(微区“b3”)为单一相组织，宽度约为27 μm，腐蚀后该区域为形貌良好的共晶γ+γ′双相组织，但并未表现出DD6母材的网格状。接头中间为灰色不规则块状相(微区“b4”)以及块状相边界的深灰色相(微区“b5”)，同时还伴有白色细小颗粒相(微区“b6”)和鱼骨状相(微区“b7”)的析出。

Al、Ti和Ta元素为γ′相的形成元素和强化元素，其含量能够决定合金的强化相γ′的含量及其强化程度[19]。对焊缝中间的不规则边界的块状相微区“b4”进行能谱分析，发现该区域中Al、Ti和Ta的元素总量达到了15.9% (见表2)，而DD6母材中(Ta + Al)含量为12%。对不规则相周围的深灰色相(微区“b5”)进行成分分析发现，该相富Co和Cr。孙元等[9]利用钴基钎料钎焊DD5单晶高温合金时，当钎焊间隙大于0.2 mm时出现了这种类似的组织形貌。分析认为，在钎焊保温过程中，除了在DD6母材界面处形核的γ/γ′向液相内生长外，在接头中央的液相也会发生形核并长大，形成接头中央不规则的块状相。随着块状相的长大，固/液界面向四周推移，凝固后出现Co、Cr的成分偏析，这是因为Co、Cr元素的扩散速率较小，导致其均匀化程度较差[15]。随着温度不断降低，剩余液相中的B含量浓度很高，发生低熔共晶反应，析出硼化物相。与0.05 mm钎焊间隙的情况相同，硼化物的存在状态有2种，一种是细小颗粒状的富Ta、Ti的硼化物相(微区“b6”)，另一种是鱼骨状的富Cr、W、Mo的硼化物相(微区“b7”)。通过对高温拉伸断口的XRD物相分析(见图4)，断口表面出现了CrB、W2B5以及Ta5B63种硼化物相，但无法标定文献[17]中报道的M23B6或M6B物相。

表2图2b中不同微区的EDS分析结果 (atomic fraction / %)

Table 2EDS analysis results for the typical microzones in Fig.2b

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图4

图4钎缝间隙为0.10 mm的接头高温拉伸断口XRD谱

Fig.4XRD spectrum of the joint with the gap size of 0.10 mm after tensile test at 980°C

钎缝间隙增至0.15 mm时，接头的组织形貌基本与0.10 mm间隙的接头类似，但由于焊缝中B元素的含量增加，在最后的冷却凝固过程中，共晶析出的硼化物数量更多，表现为粗大的鱼骨状，且近乎连续(图2c)。

图5是不同钎焊间隙接头在980℃下的高温拉伸强度。可以看出，钎焊间隙为0.10 mm时接头的抗拉强度最高，平均为694 MPa。结合接头组织可以看出，当钎焊间隙为0.05 mm时，虽然脆性硼化物相数量少，但钎缝基体是粗大的花瓣状的γ+γ′双相组织，对接头性能不利。而当钎焊间隙为0.10 mm时，连接界面附近形成形貌良好的γ+γ′双相组织，且Al、Ti和Ta的含量高，有利于γ′强化相的形成，提高了钎缝强度[19]。

图5

图5不同钎缝间隙的DD6接头在980℃下的抗拉强度

Fig.5Ultimate tensile strength of the DD6 joints with different gap sizes at 980°C

而当钎缝间隙为0.15 mm时，接头中形成了粗大的脆性硼化物相且趋于连续，在应力作用下，焊缝中脆性硼化物相因失稳而产生细小裂纹。由于脆性化合物相抵抗裂纹扩展的能力差，应力增大时裂纹进一步扩展，最终裂纹彼此连通而发生断裂失效[20]。图6为钎缝间隙为0.15 mm的接头断口截面形貌。可以看出，裂纹沿着骨骼状的硼化物相扩展，同时内部的硼化物相也被撕裂出细小裂纹，如图6中箭头所示，说明钎焊接头的断裂失效位置主要源于这些脆性硼化物相。

图6

图6钎缝间隙为0.15 mm的接头断口截面形貌

Fig.6Cross-sectional morphology of the fractured joint with gap size of 0.15 mm (The arrows point to the micro-cracks in the brazing seam)

2.2预填高温合金粉的大间隙钎焊接头组织和强度

在0.15 mm的间隙内预填高温合金粉末，然后在相同工艺规范下实施钎焊，接头组织发生了明显的变化，如图7所示。与图2c对比发现，硼化物相变得细小且在接头中的分布更加均匀弥散，主要分布于FGH95颗粒(浅灰区域)之间。但焊后的FGH95粉末颗粒状特征模糊，说明钎料与合金粉颗粒之间发生了较强的相互扩散及溶解反应，元素互扩散充分[21,22]。由于间隙内的FGH95合金粉末在钎焊过程中仍为固相，对钎料中的降熔元素B起到了扩散岛的作用，液相钎料中的B元素向合金粉末中扩散，降低了大间隙接头钎缝中脆性化合物相的聚集倾向[23]。接头在980℃下的高温拉伸强度从673 MPa提高至683 MPa，主要归因于接头内部硼化物相的形貌优化，接头脆性降低，从而接头强度得到提高。

图7

图7钎缝间隙为0.15 mm并预填FGH95合金粉后的DD6钎焊接头的微观组织

(a) backscattered electron image and macro morphology (inset) without corrosion etch

(b) secondary electron images after corrosion etch (The inset is the local magnification for the area near the interface)

Fig.7Microstructures of the DD6 brazed joint with the gap size of 0.15 mm (FGH95 powders were prefilled into the brazing seam )

2.3时效处理对DD6单晶高温合金钎焊接头组织和强度的影响

由于被焊母材是固溶态，为了更好地与第二代单晶高温合金DD6母材的典型力学性能作对比，对钎焊间隙为0.10 mm的接头进行焊后时效热处理，按照图1中规定的DD6母材的标准热处理制度进行。时效后的接头组织见图8。其中图8a为未腐蚀的背散射电子像，可以发现，与未经时效热处理的接头组织(图2b)对比，接头组织没有明显的变化。这是因为热处理温度较低，元素扩散缓慢，时效热处理后硼化物的形貌、尺寸变化不大。

图8

图8钎缝间隙为0.10 mm接头经过两级时效后的微观组织

(a) backscattered electron image without corrosion etch

(b) secondary electron image after corrosion etch

(c) magnified image for the selected area A in Fig.8b

Fig.8Microstructures of the joints with the gap size of 0.10 mm after the ageing heat treatment

而对时效后的接头进行980℃的高温拉伸测试发现，接头平均强度从694 MPa提高至807 MPa，典型接头的拉伸曲线见图9。

图9

图9DD6钎焊接头980℃拉伸测试真应力-应变曲线

Fig.9The true tensile strain-stress curves for the DD6 joint tested at 980°C

从图9可以看出，对于小间隙(间隙为0.05和0.10 mm)的钎焊接头，形变强化阶段的曲线斜率相同，说明这2种钎焊间隙的接头应变硬化指数一致，在拉应力作用下均匀变形的能力相同。而间隙为0.15 mm的接头形变强化阶段的曲线斜率下降明显，主要原因是0.15 mm间隙的接头内部粗大的脆性硼化物数量较多，局部均匀变形的能力较低。而在0.15 mm间隙内预填高温合金粉后的接头应变硬化指数回复至小间隙接头水平。

将钎缝间隙为0.10 mm的接头进行两级时效后，接头的抗拉强度显著提高，且形变强化阶段的曲线斜率略有增加。分析腐蚀后的组织(图8b和c)发现，经过母材热处理制度规定的两级时效处理后，钎缝基体组织中的γ+γ′双相组织得到有效调控，γ′立方化程度高[24]。卫平等[25]研究了热处理制度对DD6母材中γ′相尺寸和数量的影响，发现时效处理使γ′相的尺寸和数量增加，立方化程度改善。在980℃下钎焊接头的抗拉强度与DD6母材强度相当。时效处理对接头的强化效果明显，平均抗拉强度提高了约113 MPa，这主要得益于γ′相立方化程度的改善[14,26]。

3结论

(1) 采用新设计的Ni-Cr-Co-(Pd, Ti, B)体系钎料在1220℃、30 min工艺条件下对固溶态DD6单晶高温合金进行了钎焊连接，新设计钎料对DD6单晶高温合金的焊接冶金性好，不同的钎缝间隙均可以获得无缺陷的良好接头。随间隙增大，接头中硼化物相增多，且由断续、分散状态变成连续粗大的鱼骨状，但在大间隙内预填高温合金粉末后，硼化物相重新变得细小弥散。

(2) 当钎缝间隙为0.05 mm时，钎缝基体形成了粗大的花瓣状γ+γ′双相组织，而间隙增至0.10 mm时，接头内形成了形貌良好的γ+γ′双相组织，且γ′强化元素(Al、Ti、Ta)的总量高，对接头起到了良好的强化作用，钎焊接头在980℃的高温拉伸强度为694 MPa。

(3) 钎缝间隙为0.10 mm的接头经过母材热处理制度规定的两级时效处理后，钎缝基体组织中的γ+γ′双相组织形貌得到有效调控，γ′立方化程度增加，接头在980℃的高温拉伸强度为807 MPa，与母材强度相当。

来源--金属学报