熱處理工藝對BCu58ZnMn釬料釬焊接頭組織與性能的影響

薛維華，齊曉旭,2，李智超

（1.遼寧工程技術大學材料科學與工程學院，阜新 123000；2.阜新市建設工程造價管理處，阜新 123099）

0 引 言

非整體式硬質合金工具主要靠釬焊來實現基體與硬質合金的連接，釬焊接頭中釬縫的組織、狀態與釬焊連接質量直接相關，并最終影響著工具的壽命[1-4]。非整體式硬質合金工具制造工藝復雜，在基體成型和硬質合金釬焊后，還需要對工具進行熱處理，使基體及釬焊接頭具有良好的綜合力學性能。而焊后熱處理會使釬焊接頭中釬縫的顯微組織隨之發生變化，為了提高釬焊連接質量進而提升工具的使用壽命，很有必要對釬縫組織狀態隨熱處理工藝變化的規律進行研究。BCu58ZnMn合金釬料是硬質合金工具制造中應用較廣的釬料之一[4-6]，雖然已有報道[7-8]就熱處理工藝對此釬焊焊縫強度的影響進行過相應的分析，但結合焊后熱處理工藝對焊縫組織與性能的影響，系統分析釬縫組織和接頭性能的變化卻少見報道。為此，作者結合硬質合金工具制造過程，對BCu58ZnMn釬料進行了重熔凝固和相應的熱處理，研究了其在不同狀態下的組織與性能；在此基礎上進行了釬焊試驗，分析了熱處理工藝對釬焊連接質量的影響，以期優化硬質合金工具的生產工藝，提高產品質量。

1 試樣制備與試驗方法

試驗選用厚1 mm的冷軋退火態BCu58ZnMn合金箔片為釬料，其化學成分（質量分數/%）為58.2Cu，37.73Zn，3.92Mn，0.15Fe。按表1所示工藝模擬釬焊后冷卻方式和焊后固溶和時效工藝制備釬焊接頭中釬縫試樣。用XJL-02型光學顯微鏡觀察釬縫試樣的顯微組織，金相腐蝕劑為FeCl3鹽酸水溶液；用HV-10B型小負荷維氏硬度計測試樣硬度，試驗載荷4.9 N，保載時間15 s。

表1 釬縫試樣的制備工藝Tab.1 Preparation processes of brazed seam samples

采用中頻感應加熱的方法對42CrMo鋼（齒座）與YG13C硬質合金（M22型截煤齒）進行釬焊。將M22型截煤齒，見圖1(a)，插接釬焊于42CrMo鋼齒座孔中，見圖1(b)，裝配形式如圖1(c)所示，釬劑選用氣劑301。將適量釬料、釬劑與硬質合金截煤齒依次置入齒座孔內，整個裝配體放入中頻裝置的感應圈內加熱。中頻感應裝置的功率為16 kW，電流頻率為2 500 kHz，加熱時間90 s左右。加熱至熔化的釬料從縫隙中均勻溢出，在硬質合金上稍加力以保證焊實，完成焊接。試樣釬焊完畢后分別油冷、空冷、砂冷至室溫；對部分空冷試樣進行淬火和回火處理，即重新加熱到830℃，保溫1 h后油冷至室溫淬火，然后分別進行180℃×120 min，350℃×90 min和500℃×30 min的回火。釬焊接頭剪切強度測試按照MT/T 246—2006[9]進行，首先用電火花線切割從釬焊部位截取8 mm厚試樣，如圖2(a)所示，然后在萬能材料試驗機上按圖2(b)所示方式以10 MPa·s-1的速率將試樣壓至破壞，記錄破壞瞬間載荷P，計算釬焊接頭剪切強度，取三個試樣的平均值。

圖1 釬焊試樣尺寸及裝配形式Fig.1 Size and assemblage of brazing sample:(a) M22 coal bit;(b) bit box and(c) sample assemblage style

圖2 釬焊接頭縫剪切強度試樣截取方式及測試方法Fig.2 Sampling(a) and testing method(b) for shear strength sample of brazed joint

2 試驗結果與討論

2.1 不同狀態釬料的顯微組織

由圖3可見，原始冷軋退火態釬料為α+β（β'）的雙相組織，其中白色α相是以銅為基的固溶體，深色β（β'）相是以CuZn化合物為基的固溶體。釬料原始組織與普通黃銅退火組織的區別在于沒有明顯的孿晶，這說明釬料中錳元素不僅是強化元素，也起到了抑制孿晶的作用。

圖3 冷軋退火態BCu58ZnMn釬料的顯微組織Fig.3 Microstructure of BCu58ZnMn brazing alloy after cold rolling and annealing

由圖4可見，隨重熔后冷速的降低，釬焊態釬料組織中α相逐漸增多且組織變得粗大。從銅-鋅合金平衡凝固相圖可知，與BCu58ZnMn合金成分類似的合金凝固時先由液相析出β相，然后由β相中析出α相，在456℃左右，無序的β相轉變為有序的β'相，同時，α相中也開始析出β'相[10]。冷速低時α相較易析出，釬料組織中α相增多。圖4中顯微組織尖銳，β'相較多，因β'相為脆硬相，能起到強化的作用，但組織的尖銳部位又易造成應力集中，因此，該組織的產生將使釬料塑、韌性下降。

由圖5可知，860℃保溫1 h后經不同方式冷卻的釬料顯微組織與凝固組織類似，但β'相有變平滑趨勢。爐冷（工藝⑥）后的組織與重熔后干砂冷（工藝③）的相比明顯粗大，說明爐冷冷速要明顯慢于在干砂中緩冷的冷速。

圖4 BCu58ZnMn釬料重熔后經不同方式冷卻凝固后的顯微組織Fig.4 Microstructure of BCu58ZnMn brazing alloy solidified by different ways after remelting

圖5 BCu58ZnMn釬料經860℃保溫1 h以不同方式冷卻后的顯微組織Fig.5 Microstructure of BCu58ZnMn brazing filler metal after heating for 1 h at 860℃and cooling by different ways

由圖6可知，工藝⑦～⑨處理后的組織與工藝①～⑥處理后的相似，固溶時效后的組織進一步變得平滑。三種溫度時效后釬料組織變化不明顯，說明固溶后固溶體過飽和度并不大。BCu58ZnMn釬料的這一特點能保證其有比較大的工藝窗口范圍。

2.2 不同狀態釬料的硬度

由表2可知，隨冷卻速率的減小，重熔凝固和熱處理后釬料的硬度降低，時效處理后隨時效溫度升高則硬度降低，這主要是細晶強化和β'相的析出強化作用。熱處理后釬料的硬度均大于重熔凝固后釬料的，主要是因為凝固組織缺陷較多，組織粗大且脆硬相對基體又有割裂作用。由此說明硬質合金工具釬焊后的熱處理是必要的。三種時效溫度下釬料組織和硬度變化不大，再次說明釬料對時效處理的敏感性較低，工藝穩定性較好。

圖6 重熔BCu58ZnMn釬料不同工藝時效后的顯微組織Fig.6 Microstructure of BCu58ZnMn brazing alloy after ageing

2.3 熱處理工藝對釬焊接頭剪切強度的影響

由表3可知，焊后與熱處理后釬焊接頭的剪切強度基本達到MT/T 246—2006標準規定的指標要求（不小于180 MPa）。接頭釬焊后以較慢的空冷和砂冷方式冷卻的強度要優于油冷的，其中砂冷下的剪切強度達到最大。對釬焊淬火后的接頭進行350℃回火熱處理之后，其剪切強度明顯低于180℃和500℃回火后的剪切強度，剪切強度在180℃回火后達到最大。

表2 BCu58ZnMn釬料在不同工藝狀態下的硬度Tab.2 Hardness of BCu58ZnMn brazing alloy under different states HV

表3 釬焊后以不同方式冷卻及不同工藝熱處理后釬焊接頭的剪切強度Tab.3 Shear strength of brazed joints cooled by different ways after brazing and different heat treatments

釬焊接頭剪切強度與釬料強度和釬焊縫應力狀態有關系。釬焊溫度過高、冷速過大且釬焊縫塑性變形小時，殘余應力就會增大，進而使釬焊接頭剪切強度變低[11]；另一方面，冷速增大，釬焊縫處合金元素固溶度增大、晶粒細化，又會使焊縫強度增加[7]。由冷速不同導致的焊接應力和釬料強度的變化對釬焊縫剪切強度的作用恰好相反，這使得焊后冷速對釬焊縫剪切強度的影響變的復雜。從表2可知，不同冷速下釬料的硬度變化不大，因此釬焊縫應力狀態成為決定釬焊接頭剪切強度的主要因素，較慢的冷卻方式能夠能緩解釬焊縫殘余應力，使剪切強度得到提高，改善焊接質量。

回火可以使釬焊過程中產生的內應力逐漸去除，提高釬焊接頭剪切強度。回火溫度為180℃時，釬料硬度較高，釬焊接頭剪切強度最大。回火溫度為350℃時，42CrMo鋼產生第一類回火脆性，此時其韌性最低，剪切強度下降。同時釬料合金也會出現脆性相[8,12-13]。回火溫度為500℃時，鋼基體韌性提高，釬焊接頭保持了比較高的剪切強度。根據表3可知，180℃和500℃時的剪切強度值僅相差約2%，這說明在實際生產中，硬質合金工具釬焊后進行調質處理（高淬高回），對釬焊接頭剪切強度損傷不大，可以保證齒體獲得良好的綜合力學性能，同時保持釬焊接頭的剪切強度，提高工具使用性能。

2.4 討 論

與類似成分的黃銅釬料相比，由于BCu58ZnMn釬料中錳元素的存在，其組織發生了比較大的改變，強度有比較大的提高。雖然試驗中未測試釬料的塑韌性，但通過釬料組織的分析，仍可斷定其塑韌性受到了不利的影響。釬焊接頭剪切強度受到釬料強度和釬焊縫應力狀態的雙重影響，單純的提高強度并不一定能使連接質量得到提高。因此，用BCu58ZnMn釬料釬焊時應特別注意協調提高強度與增加韌性緩解應力兩方面的關系。從試驗結果來看，BCu58ZnMn釬料釬焊時緩解應力應是需要重點關注的，焊后應采取緩冷的冷卻方式。

另外，由于BCu58ZnMn釬料的熔點與常用的硬質合金工具基體鋼的淬火溫度相當，因此在實際生產中存在協調釬焊和淬火工藝先后的問題。從表3可知，釬焊后調質試樣與釬焊后空冷（接頭部位的工具基體為正火態）試樣的剪切強度相比下降不明顯，釬料仍能保持比較好的組織和應力狀態，有比較高的釬焊連接質量；同時，正火狀態的工具基體綜合力學性能要低于調質狀態的。因此，采用BCu58ZnMn釬料進行硬質合金工具的釬焊時，應采用先釬焊后調質的工序。這樣能保證工具基體整體都保持調質狀態，有比較好的綜合力學性能，同時保持較好的釬焊質量，有利于硬質合金工具應對各種復雜的工況條件，提高使用壽命。

回火后的釬焊接頭剪切強度低于焊后空冷的，很可能是由于鐵等元素擴散進入釬料中產生硬脆相而導致的。由于作者未考慮釬焊縫處元素擴散對釬焊質量的影響，這一問題尚需后續進一步的測試分析。

3 結 論

（1）不同狀態下BCu58ZnMn釬料均保持兩相組織，隨熱處理工藝和冷速不同組織略有差異；熱處理能起到緩解尖銳凝固組織應力集中的作用。

（2）BCu58ZnMn釬料重熔凝固和固溶后冷速提高可使其硬度增大，重熔凝固后的硬度低于熱的處理后的硬度，時效溫度對釬料的硬度影響不大。

（3）用BCu58ZnMn釬料釬焊制備硬質合金工具時，焊后緩冷能提高釬焊接頭的剪切強度。

（4）焊后正常熱處理工藝對BCu58ZnMn釬焊接頭的剪切強度影響不大，高溫回火能使釬焊接頭保持理想的剪切強度（190.4 MPa）。

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