Interfacial microstructure and mechanical properties of K417G superalloy brazed with BNi-5 brazing filler metal
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摘要:
K417G镍基高温合金具有优异的高温力学性能，可应用于航空发动机热端部件的制造中。采用BNi-5镍基钎料开展了K417G合金钎焊接头的研究，分析了不同保温时间对钎焊接头微观组织演变和接头高温力学性能的影响。在1160 ℃保温15 min条件下，K417G合金接头界面处物相主要由γ + γ'相、富Ti碳化物相和(Ni,Cr)3Si相等物相组成。随着保温时间的进一步延长，界面反应和元素扩散更为充分；同时接头中的硅化物相分布呈分散趋势，物相尺寸得到细化。1160 ℃ × 30 min条件下获得的接头950 ℃平均抗拉强度为412 MPa。
Abstract:K417G nickel-based superalloy has excellent high-temperature mechanical properties and can be applied in the manufacturing of hot end components of aircraft engines. Brazed joints of K417G alloy were studied by BNi-5 nickel-based brazing filler metal. Effects of different holding time on microstructure evolution and high-temperature mechanical properties of brazed joints were analyzed. At 1160 ℃ for 15 mins, phases at interface of K417G alloy brazed joints were mainly composed of γ + γ' phase, Ti-rich carbide phase and (Ni,Cr)3Si phase. With the further extension of holding time, interfacial reaction and element diffusion became more sufficient. Meanwhile, distribution of silicide phase in brazed joints showed a dispersion trend, and phase size was refined. At 1 160 ℃ for 30 mins, average tensile strength of brazed joints at 950 ℃ was 412 MPa.
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Keywords:
- superalloy /
- brazing /
- microstructure /
- high-temperature mechanical properties
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0. 前言
高温合金是以铁、镍或钴为基体，加入多种合金强化元素，在650 ℃以上的高温环境下能够承受较为极端的应力并且实现长期服役的一类合金[1 − 3]。其中，K417G镍基高温合金是一种典型的沉淀强化型合金，具有良好的组织稳定性和优异的高温力学性能，广泛应用于航空发动机和燃气轮机等热端部件的制造中[4]。
钎焊技术在发动机热端部件的研制中发挥了重要作用[5 − 6]。针对镍基高温合金的钎焊连接，通常采用镍基和钴基高温钎料[7]。孙元等学者[8]采用一种含B，Si的镍基合金钎料钎焊CMSX-4单晶高温合金，对降熔元素B和Si的扩散机制及接头形成机理进行了研究，结果表明：不同间隙焊缝的微观组织相似，相组成相同；钎焊过程中B元素集中分布于焊缝中心区，形成脆性硼化物相M3B2；Si元素不仅在焊缝中心区形成镍硅化合物相，也向母材中扩散，在近焊缝区形成含Si元素的镍基固溶体。Li等学者[9]采用Ni-Co-Cr-Al-Zr-B体系钎料研究了K417G合金大间隙钎焊行为，结果表明：接头中生成γ + γ′基体相，并观察到B元素偏析，形成细小的M3B2颗粒状硼化物。
采用BNi-5钎料在1 160 ℃不同保温时间下，对K417G合金进行了钎焊连接研究，分析了接头物相和界面组织演变规律，并对接头950 ℃高温拉伸性能进行了测试。
1. 试验方法
试验用铸态母材K417G高温合金的化学成分见表1。K417G的组成相为γ固溶体、γ′相、MC、M23C6碳化物、M3B2硼化物和微量的Y相，合金铸态下使用，γ′相的回溶温度约为1 250 ℃。铸态母材950 ℃典型抗拉强度为625 MPa[4]。
表 1 K417G高温合金成分（质量分数，%）Co Cr Mo Al Ti Fe V C Ni 9～11 8.5～9.5 2.5～3.5 4.8～5.7 4.1～4.7 ≤1.0 0.6～0.9 0.13～0.22 余量 选用的钎料为BNi-5，BNi-5钎料化学成分见表2，以Si元素作为降熔元素，其熔化温度区间为1080～1 135 ℃。采用对接接头开展了真空钎焊试验，试样尺寸为24 mm × 14 mm × 2 mm，焊前预置0.05 mm间隙。装配完成后，在1 160 ℃温度下开展了15 min，30 min，60 min不同保温时间下的钎焊试验，钎焊过程中保持真空度优于5 × 10−2 Pa。
表 2 BNi-5钎料化学成分（质量分数，%）Cr Si B C Ni 18.5～19.5 9.75～10.50 ≤0.03 ≤0.06 余量 焊后加工成板状试样测试接头950 ℃高温拉伸性能，如图1所示。随炉焊接并制备金相试样，采用扫描电镜和EDS能谱仪对接头微观组织和物相成分进行了分析。
2. 结果与分析
2.1 钎焊接头典型微观组织
采用BNi-5钎料在1160 ℃保温15 min钎焊条件下获得的钎焊接头微观组织如图2所示。中心虚线标注区域为钎缝，两侧为K417G合金母材。图2a为接头低倍整体形貌，可以看到钎缝致密无缺陷。结合图2b为钎缝局部放大分析结果，可观察到钎缝内部物相分布较为均匀。图2b中各微区的能谱分析结果见表3。微区1为母材，由γ + γ′两相组成。微区2和微区8中元素Ti含量高达73.67%～74.72%（原子分数，下同），推测其为基体中的富Ti碳化物相[10]。微区3和微区7为近缝区，同样由γ + γ′两相组成。对比母材，由于钎焊过程中的界面反应和元素扩散，该区域的Si元素含量显著高于基体的微区1位置。在钎缝中心，微区4主要由元素Ni，Cr，Si，Al元素组成，推测其为钎缝中的富Si的γ + γ′两相区。由于钎料中不含Al元素，与母材和近缝区相比，Al元素含量较低，仅为7.1%。微区5和微区6中主要包含Ni，Cr，Si等元素，结合二元相图，推测其为(Ni,Cr)3Si化合物相[11]。
表 3 图2b中钎焊接头区域各微区能谱分析结果微区 元素含量（原子分数，%） 推测物相 Al Si Ti V Cr Co Ni Mo 1 15.18 0.21 5.53 0.63 9.88 8.67 58.00 1.90 母材γ + γ′相 2 0.07 0.19 73.67 3.49 1.45 0.12 1.86 19.15 富Ti碳化物相 3 12.11 6.54 3.67 0.57 10.94 6.43 58.49 1.25 近缝区γ + γ′相 4 7.10 11.77 1.36 0.42 15.49 3.84 59.37 0.65 钎缝γ + γ′相 5 0.39 28.56 8.64 0.40 8.63 1.91 48.46 3.01 (Ni,Cr)3Si相 6 0.13 20.06 2.81 1.53 33.97 1.52 30.08 9.90 (Ni,Cr)3Si相 7 14.11 1.68 4.79 0.69 9.89 8.62 58.39 1.83 近缝区γ + γ′相 8 0 0.01 74.72 3.30 1.40 0.13 1.35 19.09 富Ti碳化物相 在更高放大倍数下，对钎缝和钎缝与母材界面处的微观组织做进一步分析，结果如图3所示。图3a为钎缝中心微观组织，其微观组织组成为γ/γ′相基体中分布有骨骼状分布的硅化物相，宽度约为3 μm。钎缝与母材界面局部区域微观组织分析如图3b所示，界面处冶金结合良好、未见缺陷，母材γ′相立方化组织保持良好，γ + γ′相基体上分布有黑色TiC相，与母材初始铸态组织保持一致。
2.2 不同保温时间下接头组织演变和力学性能
为进一步研究不同保温时间对接头微观组织和界面演变规律的影响，分别开展了1160 ℃保温15 min，30 min和60 min的钎焊试验，对应的接头微观组织分析结果和元素面分布情况如图4所示。
1 160 ℃保温15 min条件下的接头元素面分布情况如图4b所示。由于K417G合金和BNi-5钎料均为Ni基合金，元素Ni在母材和钎缝中均匀分布。在钎焊过程中，发生了较为明显的界面反应和元素相互扩散，母材中的Co元素和Al元素向钎缝中发生了一定程度扩散，同时钎料中的Si和Cr也向母材进行了扩散。Ti元素则富集于碳化物相中，并部分扩散进入钎缝中心的硅化物相中。
当保温时间从15 min延长至30 min时（图4a和图4c），界面反应和元素扩散更为充分，钎缝宽度相应由75 μm增加至148 μm，界面处逐渐变得弯曲，说明钎料对母材产生一定熔蚀作用。结合元素面分布情况可以看出，元素分布更为均匀，同时碳化物相呈细化趋势。值得指出的是，Si元素的分布不再集中于钎缝中心，随着保温时间的延长和扩散反应更为充分，接头中的硅化物相逐渐呈网格状分布，元素Ti的分布也呈现类似规律。
随着保温时间进一步延长到60 min（图4e），钎缝与母材之间发生了更为强烈的元素互扩散行为。钎缝的宽度进一步增加至约189 μm。元素Si部分扩散进入母材区域，向母材的熔蚀作用更为明显[12]，同时硅化物相的尺寸得到一定细化。
对不同工艺参数下获得的钎焊接头高温力学性能进行了测试，结果如图5所示。在950 ℃条件下，保温15 min和30 min的接头平均抗拉强度较为接近，分别为410 MPa和412 MPa。随着保温时间延长，元素分布更为均匀且硅化物相呈分散状，不同试样的接头高温拉伸性能测试值分散性较小。当保温时间进一步延长至60 min时，接头抗拉强度略有降低，平均值为388 MPa，推测这是由于钎料向母材发生了一定熔蚀作用所导致的。
3. 结论
(1) 采用BNi-5钎料，在1 160 ℃不同保温时间下对K417G合金进行了钎焊连接，接头物相主要由γ + γ′相、富Ti碳化物相和(Ni,Cr)3Si相等物相组成。
(2) 随着保温时间的进一步延长，元素扩散更为充分，接头硅化物相分布呈分散趋势，尺寸得到细化。
(3) 1 160 ℃ × 30 min条件下获得的接头950 ℃平均抗拉强度为412 MPa。
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表 1 K417G高温合金成分（质量分数，%）
Co Cr Mo Al Ti Fe V C Ni 9～11 8.5～9.5 2.5～3.5 4.8～5.7 4.1～4.7 ≤1.0 0.6～0.9 0.13～0.22 余量 
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表 3 图2b中钎焊接头区域各微区能谱分析结果
微区 元素含量（原子分数，%） 推测物相 Al Si Ti V Cr Co Ni Mo 1 15.18 0.21 5.53 0.63 9.88 8.67 58.00 1.90 母材γ + γ′相 2 0.07 0.19 73.67 3.49 1.45 0.12 1.86 19.15 富Ti碳化物相 3 12.11 6.54 3.67 0.57 10.94 6.43 58.49 1.25 近缝区γ + γ′相 4 7.10 11.77 1.36 0.42 15.49 3.84 59.37 0.65 钎缝γ + γ′相 5 0.39 28.56 8.64 0.40 8.63 1.91 48.46 3.01 (Ni,Cr)3Si相 6 0.13 20.06 2.81 1.53 33.97 1.52 30.08 9.90 (Ni,Cr)3Si相 7 14.11 1.68 4.79 0.69 9.89 8.62 58.39 1.83 近缝区γ + γ′相 8 0 0.01 74.72 3.30 1.40 0.13 1.35 19.09 富Ti碳化物相
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