Cu-Mn-Ni-Ag釬料高頻感應(yīng)釬焊2Cr13不銹鋼接頭的顯微組織與性能

鄭 義，顏家振，李 寧，曹永同，帥 帆（四川大學(xué) 制造科學(xué)與工程學(xué)院，成都 610065）

Cu-Mn-Ni-Ag釬料高頻感應(yīng)釬焊2Cr13不銹鋼接頭的顯微組織與性能

鄭 義，顏家振，李 寧，曹永同，帥 帆
（四川大學(xué) 制造科學(xué)與工程學(xué)院，成都 610065）

采用新型的Cu-Mn-Ni-Ag中溫銅基釬料高頻感應(yīng)釬焊2Cr13不銹鋼，并對(duì)釬料的工藝特性、釬焊接頭的顯微組織以及測(cè)試溫度對(duì)釬焊接頭力學(xué)性能的影響進(jìn)行研究。結(jié)果表明：Cu-Mn-Ni-Ag釬料的熔點(diǎn)約為880 ℃，由富Ag相、Cu-Mn-Ni固溶體以及少量的Ni-Mn-Si化合物組成；釬料與2Cr13不銹鋼產(chǎn)生良好的冶金結(jié)合，且釬焊接頭組織致密；界面反應(yīng)區(qū)的組織為Fe-Mn-Ni-Cr-Cu固溶體，釬縫區(qū)組織由富Ag相、Cu-Mn-Ni固溶體和少量的Ni-Mn-Si化合物組成；釬焊接頭斷裂于釬縫中間的富Ag相和CuMnNi固溶體上，為以剪切韌窩為主的韌性斷裂，室溫剪切強(qiáng)度最大可達(dá)369 MPa，在400 ℃、500 ℃和600 ℃下接頭的剪切強(qiáng)度分別為251 MPa、208 MPa 和84 MPa。

銅基釬料；Cu-Mn-Ni-Ag；高頻感應(yīng)釬焊；2Cr13；顯微組織；剪切強(qiáng)度

釬焊技術(shù)是一門(mén)精密且可靠的連接技術(shù)，廣泛應(yīng)用于不銹鋼構(gòu)件的連接，比如壓氣體渦輪、燃?xì)廨啓C(jī)換熱器以及發(fā)動(dòng)機(jī)燃油總管等零部件［1-3］，這些不銹鋼釬焊構(gòu)件多應(yīng)用于比較惡劣的工況環(huán)境，要求具有良好的強(qiáng)度、耐蝕性以及一定的耐熱性。鎳基釬料是目前用于釬焊不銹鋼的主要釬料，具有較好的熱強(qiáng)性、耐腐蝕性以及抗氧化性［4］。但是大部分鎳基釬料的熔點(diǎn)比較高，釬焊溫度多在1050～1200 ℃之間［5-8］，過(guò)高的釬焊溫度易導(dǎo)致不銹鋼晶粒粗大，使母材的性能變差；其次，鎳基釬料中含有大量易形成脆性金屬間化合物的B、Si、P等降熔點(diǎn)元素［9］，這會(huì)使釬縫中形成難以消除的連續(xù)脆性金屬間化合物，降低接頭力學(xué)性能。

針對(duì)鎳基釬料的不足，近年來(lái)發(fā)展了一系列Cu-Mn-Ni體系為基的銅基釬料。柴靜等［10］制備了34Cu-16Mn-44Ni-4B-2Si釬料合金，在1200 ℃下真空釬焊304不銹鋼，粘接強(qiáng)度達(dá)到386 MPa。但上述釬料因 Ni含量過(guò)高，導(dǎo)致釬焊溫度很高。王鼎鐘［11］研制一種用于釬焊1Cr13不銹鋼的Cu-Mn-Ni-Zn釬料，該釬料熔點(diǎn)≤920 ℃，500 ℃的釬料強(qiáng)度≥127 MPa。馬向陽(yáng)等［12］研制了Cu-33Mn-8Ni-5Sn-1Zn-0.2Si-0.1La釬料，該釬料熔點(diǎn)的較低（872.3℃），具有良好潤(rùn)濕性和較高的抗拉強(qiáng)度，可以用于碳鋼釬焊。楊光等［13］設(shè)計(jì)了一種熔點(diǎn)為890 ℃的Cu-Mn-Ni-Si釬料（36.5%～38.5%Mn（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同），4.5%～5.5%Ni，1.5%～2.0%Si，余量為Cu）用于2Cr13不銹鋼的釬焊，研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)釬焊溫度為 1050 ℃時(shí)，接頭剪切強(qiáng)度達(dá)到321 MPa。以上研究表明：Cu-Mn-Ni基釬料在適當(dāng)?shù)某煞峙浔认?，可以獲得較低的熔點(diǎn)，并能取得較高的接頭強(qiáng)度，但這些研究?jī)H側(cè)重于釬料制備或室溫性能的研究，對(duì)接頭的組織形成以及高溫性能研究較少，因此有必要進(jìn)一步深入研究。

在Cu-Mn-Ni體系中加入合金元素Ag有利于進(jìn)一步降低釬料的熔點(diǎn)、提高釬料的塑形和釬焊工藝性，但是Cu-Mn-Ni-Ag釬料在相關(guān)文獻(xiàn)中鮮有報(bào)道，因此本文作者制備了一種新型的Cu-Mn-Ni-Ag中溫銅基釬料，以期能獲得綜合性能良好的不銹鋼釬焊接頭。研究Cu-Mn-Ni-Ag釬料的顯微組織和熔化特性、2Cr13不銹鋼釬焊接頭的顯微組織以及測(cè)試溫度對(duì)力學(xué)性能的影響，對(duì)接頭組織和力學(xué)性能進(jìn)行分析，為這種釬料的工程應(yīng)用進(jìn)行前期探索以及提供實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)

Cu-Mn-Ni-Ag釬料的化學(xué)成分如表1所列，采用真空感應(yīng)熔煉，澆注成鑄錠后，軋制成厚度為0.2 mm的片材。采用的母材為2Cr13 馬氏體不銹鋼，化學(xué)成分如表2所列。

表1 Cu-Mn-Ni-Ag釬料的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy （mass fraction， %）

表2 2Cr13的化學(xué)成分Table 2 Chemical composition of 2Cr13 （mass fraction， %）

2Cr13馬氏體不銹鋼線切割成 50 mm×12 mm×2mm片材，依次使用320號(hào)、600號(hào)及1000號(hào)SiC砂紙將不銹鋼和釬料打磨光亮，放入丙酮中超聲清洗15 min待用。釬焊試樣采用搭接接頭，如圖1所示，搭接長(zhǎng)度為 3 mm。釬焊設(shè)備為高頻感應(yīng)真空釬焊爐，采用 CX2015A型感應(yīng)加熱電源，最大輸出功率為15 kW。將裝配好的試樣置于爐內(nèi)，當(dāng)爐內(nèi)真空度優(yōu)于8×10-3Pa后充氬氣至250 Pa，然后通電加熱，釬焊電流為530 A，通過(guò)窗口觀察到釬料明顯熔化并填縫時(shí)保持加熱5 s后斷電，從開(kāi)始加熱到加熱結(jié)束的釬焊總時(shí)間約為 70～90 s。釬焊結(jié)束后，采用RGX-M300型電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試釬焊接頭室溫和400 ℃、500 ℃、600 ℃的剪切強(qiáng)度。測(cè)試高溫強(qiáng)度前，先將試樣加熱到測(cè)試溫度并保溫10 min。將釬焊接頭制作成金相試樣，經(jīng)打磨拋光后使用腐蝕液（5 g FeCl3+5 mL HCl+95 mL無(wú)水乙醇）進(jìn)行腐蝕，以便對(duì)顯微組織的進(jìn)行分析。使用NETZSCH STA 449F3型差示掃描量熱儀和X射線衍射儀（XRD）分析釬料的熔化特性和物相；采用裝配有 X射線能譜儀（EDS）的HITACHI S-4800型掃描電子顯微鏡（SEM）對(duì)釬料和焊縫的顯微組織和化學(xué)成分進(jìn)行分析；利用HVS-1000型數(shù)顯顯微硬度計(jì)測(cè)量釬料不同相的硬度。

圖1 2Cr13/2Cr13釬焊搭接示意圖Fig. 1 Schematic diagram of 2Cr13/2Cr13 brazing joint

圖2 Cu-Mn-Ni-Ag釬料的顯微組織Fig. 2 Microstructures of Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy

2 結(jié)果與分析

2.1 釬料的分析

Cu-Mn-Ni-Ag釬料的顯微組織（見(jiàn)圖 2）表明釬料由3個(gè)不同的區(qū)域組成：基體區(qū)域A、帶狀區(qū)域B以及獨(dú)立的顆粒狀區(qū)域C。表3所列為釬料中不同區(qū)域的EDS分析結(jié)果及維氏硬度大小。根據(jù)維氏硬度的測(cè)試結(jié)果，C區(qū)的平均硬度（640HV）是最高的，遠(yuǎn)大于A區(qū)（247HV）和B區(qū)（165HV）的平均硬度，由此推斷 C區(qū)可能為一種化合物，A區(qū)和B區(qū)可能是具有較好塑性的固溶相。根據(jù)化學(xué)成分的分析結(jié)果，區(qū)域A的主要元素成分為45.27%Cu、33.87%Mn和16.42%Ni（質(zhì)量分?jǐn)?shù)），根據(jù)CuMn、CuNi以及NiMn的二元相圖［14］，該區(qū)域形成固溶了少量Ag、Zn、Si的Cu-Mn-Ni固溶體；區(qū)域B含有大量的Ag，是一種富Ag相；區(qū)域C含有41.16%Ni、36.57%Mn和10.39%Si，結(jié)合C區(qū)的高硬度來(lái)判斷，區(qū)域C是一種含有Cu和P的Ni-Mn-Si化合物。XRD分析的結(jié)果（見(jiàn)圖3）也證實(shí)了釬料由富Ag相、CuMn固溶體相以及Ni-Mn-Si之間形成的化合物組成。

圖4所示為釬料的DSC曲線，圖4中曲線有3個(gè)不同的吸熱峰（在圖4中標(biāo)為Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ），這表明釬料中存在著3種不同熔點(diǎn)的相。峰Ⅰ的峰值溫度為786 ℃，代表富Ag相的液相線溫度；峰Ⅱ的峰值溫度為880 ℃，代表Cu-Mn-Ni固溶體的液相線溫度；峰值溫度為1024 ℃的峰Ⅲ代表Ni-Mn-Si化合物的液相線溫度。不過(guò)從圖4中可看出，峰Ⅲ強(qiáng)度遠(yuǎn)弱于峰Ⅰ和峰Ⅱ強(qiáng)度，可以忽略，故可認(rèn)為釬料的熔點(diǎn)約為880 ℃。

表3 圖2中釬料各區(qū)EDS分析結(jié)果和維氏硬度Table 3 EDS analysis and Vickers hardness of different zone of filler alloy in Fig. 2

圖3 Cu-Mn-Ni-Ag釬料的XRD譜Fig. 3 XRD pattern of Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy

圖4 Cu-Mn-Ni-Ag釬料的DSC曲線Fig. 4 DSC curve of Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy

2.2 釬焊接頭的顯微組織分析

圖5（a）所示為釬焊接頭的顯微組織，釬焊接頭由3個(gè)區(qū)域組成：母材、界面反應(yīng)區(qū)和釬縫區(qū)。其中釬縫區(qū)組織致密，根據(jù)E、F和G的化學(xué)成分（見(jiàn)表4），釬縫區(qū)也是由3種相組成：Cu-Mn-Ni固溶體（E）、富Ag相（F）和少量的Ni-Mn-Si化合物（G）。界面反應(yīng)區(qū)是釬料與母材冶金結(jié)合的區(qū)域（見(jiàn)圖5（b）），更確切地說(shuō)，從圖 5（b）中可以看出界面反應(yīng)區(qū)是釬料中的Cu-Mn-Ni固溶體與母材的結(jié)合區(qū)域，可以觀察到界面反應(yīng)區(qū)沒(méi)有形成任何空洞、裂紋或第二相，說(shuō)明母材與釬料形成良好的冶金結(jié)合。圖5（c）所示為界面處的線掃圖，結(jié)合表4中點(diǎn)A到點(diǎn)E的成分分析結(jié)果，界面區(qū)域從點(diǎn)A到點(diǎn)E元素成分的變化趨勢(shì)為：Fe、Cr元素的含量逐漸減少，Cu、Mn、Ni元素的含量逐漸增加，界面反應(yīng)區(qū)幾乎不含Ag。母材中Fe和Cr元素含量的減少（點(diǎn) B）是因?yàn)槟覆南蜮F料中發(fā)生了溶解擴(kuò)散。根據(jù)FeMn、FeNi以及FeCu的二元相圖［14］，Mn、Ni可以完全固溶于Fe中，而Cu在Fe中的最大固溶度只有13%，因而Mn、Ni元素?cái)U(kuò)散到母材的距離大于Cu擴(kuò)散到母材的距離，這與線掃圖中的元素分布結(jié)果相吻合。Ag與界面處各元素之間的固溶度都很小，因此在界面處含量非常少。根據(jù)圖5（c）中曲線的變化情況，可以算出界面反應(yīng)區(qū)大約只有4 μm厚，說(shuō)明釬料與母材中各元素的擴(kuò)散距離都很短，這是由于感應(yīng)釬焊時(shí)間很短而限制了釬料與母材進(jìn)一步的冶金反應(yīng)和元素的溶解擴(kuò)散。

根據(jù)釬焊接頭的元素分布特點(diǎn)，接頭的形成過(guò)程可解釋為：在釬焊過(guò)程中，當(dāng)釬料熔化后，母材開(kāi)始被液相的釬料溶解，Mn、Ni與Fe在液相時(shí)無(wú)限固溶，并且Cu在Fe中具有一定的溶解度，導(dǎo)致界面處的液相中Fe、Cr元素濃度變高，使得界面處的液相線升高，當(dāng)液相線高于釬焊溫度后，這些高熔點(diǎn)液相在母材表面形核并長(zhǎng)大［15］，很快就在母材表面形成一層很薄的固溶體相，這層先凝固的固溶體可表示為Fe-Mn-Ni-Cr-Cu固溶體，當(dāng)Fe-Mn-Ni-Cr-Cu固溶體完全覆蓋母材表面后，由于釬料與母材之間元素的擴(kuò)散由原來(lái)的溶解擴(kuò)散變成固相擴(kuò)散，使得Fe-Mn-Ni-Cr-Cu固溶體的長(zhǎng)大速度變得很慢，加上釬焊時(shí)間短，最后在母材表面就形成了很窄的界面反應(yīng)區(qū)；待釬焊加熱結(jié)束后，Cu-Mn-Ni固溶體緊挨著 Fe-Mn-Ni-Cr-Cu固溶體形核、長(zhǎng)大并向釬縫區(qū)擴(kuò)展，這符合線掃圖（見(jiàn)圖 5（c））中界面區(qū)域的元素分布特點(diǎn)。因?yàn)?Ag在Cu-Mn-Ni固溶體中的固溶度很小，致使殘余的液相富銀，當(dāng)溫度進(jìn)一步降低，殘余的液相凝固并形成富Ag相，即釬縫區(qū)中的帶狀組織；由于釬料中的Ni-Mn-Si化合物熔點(diǎn)高于釬焊加熱過(guò)程中的釬焊溫度，加上釬焊過(guò)程的熱循環(huán)很短，所以釬焊時(shí)Ni-Mn-Si化合物只是被少量溶解而并未完全熔化，被溶解部分中的 Si元素?cái)U(kuò)散到界面區(qū)，這與界面區(qū)分布的Si元素相吻合（見(jiàn)表4中B、C、D）。

圖 5 2Cr13/2Cr13釬焊接頭的顯微組織及界面區(qū)的元素成分線掃圖Fig. 5 Microstructures of 2Cr13/2Cr13 brazing joint and line scan of interface zone: （a） Microstructures of 2Cr13/2Cr13 brazing joint； （b） Magnified morphology in red zone；（c） Line scan of interface zone

表4 圖5中釬焊接頭不同區(qū)域的EDS分析結(jié)果Table 4 EDS analysis of different zones of brazing joint in Fig. 5

表5 釬焊接頭的室溫剪切強(qiáng)度Table 5 Room temperature shear strength of brazing joints

2.3 接頭力學(xué)性能分析

表5所列為10組釬焊接頭室溫剪切強(qiáng)度，接頭剪切強(qiáng)度最高可達(dá)369 MPa，平均剪切強(qiáng)度為328 MPa。圖6所示為測(cè)試溫度對(duì)釬焊接頭力學(xué)性能的影響，釬焊接頭剪切強(qiáng)度隨著測(cè)試溫度的升高而降低，當(dāng)測(cè)試溫度為400 ℃和500 ℃時(shí)仍然保持較高的剪切強(qiáng)度，分別達(dá)到251 MPa與208 MPa，當(dāng)測(cè)試溫度為600 ℃時(shí)接頭強(qiáng)度明顯降低，只有84 MPa。圖7（a）所示為釬焊接頭在室溫拉斷后的斷口橫截面顯微照片，釬焊接頭的斷口平整，斷裂的位置位于釬料中間的富Ag相和Cu-Mn-Ni固溶體上，而界面處沒(méi)有產(chǎn)生任何裂紋，這也說(shuō)明釬料與母材之間形成了良好的冶金結(jié)合。圖7（b）所示為釬焊接頭拉斷后的斷口表面形貌，斷口主要由大而淺的剪切韌窩組成，可以判斷該釬焊接頭的斷裂方式是韌性斷裂。

根據(jù)前面的分析可知，釬焊接頭中富Ag相的硬度低、塑形好，有利于緩解接頭在冷卻過(guò)程中由于母材收縮而產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。而作為基體的 Cu-Mn-Ni固溶體具有適中的硬度，具有良好的強(qiáng)度和塑性，保證了接頭的強(qiáng)度。從圖5（a）中可以看出，釬縫中富Ag相和Cu-Mn-Ni固溶體是混合分布的，這種混合分布的結(jié)構(gòu)進(jìn)一步增加了接頭的強(qiáng)度。此外，釬焊接頭中少量的 Ni-Mn-Si化合物并沒(méi)有明顯的損害接頭的力學(xué)性能，反而可能提高了釬焊接頭的強(qiáng)度，但也可能在一定程度上降低了接頭的塑性。因此，以富Ag相和Cu-Mn-Ni固溶體混合分布的結(jié)構(gòu)保證了釬焊接頭取得較高的力學(xué)性能。

圖6 測(cè)試溫度對(duì)釬焊接頭力學(xué)性能的影響Fig. 6 Effect of testing temperature on mechanical properties of brazing joints

圖 7 釬焊接頭室溫剪切測(cè)試后的斷口橫截面顯微照片及斷口形貌Fig. 7 Cross sectional micrographs （a） and fracture surface morphologies （b） of brazing joint after room temperature shear test

3 結(jié)論

1） Cu-Mn-Ni-Ag中溫銅基釬料由富 Ag相、Cu-Mn-Ni固溶體以及少量的Ni-Mn-Si化合物組成，熔點(diǎn)約為880 ℃，成功用于高頻感應(yīng)真空釬焊2Cr13不銹鋼，接頭的顯微組織表明釬料與母材之間形成了良好的冶金結(jié)合，釬縫組織致密。釬焊接頭組織由界面反應(yīng)區(qū)的Fe-Mn-Ni-Cr-Cu固溶體和釬縫區(qū)的富Ag相、Cu-Mn-Ni固溶體以及少量的 Ni-Mn-Si化合物組成。

2） 2Cr13不銹鋼釬焊接頭室溫剪切強(qiáng)度最高可達(dá)369 MPa，隨著測(cè)試溫度升高，釬焊接頭的剪切強(qiáng)度降低，當(dāng)測(cè)試溫度為500 ℃時(shí)，剪切強(qiáng)度仍達(dá)到208 MPa。剪切強(qiáng)度測(cè)試后的接頭顯微組織表明接頭斷裂于釬縫中間的富Ag相和Cu-Mn-Ni固溶體上，接頭的斷裂方式為以剪切韌窩為主的韌性斷裂。以富Ag相和Cu-Mn-Ni固溶體混合分布的結(jié)構(gòu)保證了釬焊接頭取得較高的力學(xué)性能。

REFERENCES

［1］張啟運(yùn)， 莊鴻壽. 釬焊手冊(cè)［M］.北京: 機(jī)械工業(yè)出版社， 1998: 187， 205， 461-481. ZHANG Qi-yun， ZHUANG Hong-shou. Brazing directory［M］. Beijing: China Machine Press， 1998: 187， 205， 461-481.

［2］孫 磊， 秦優(yōu)瓊. 合金元素Cu對(duì)不銹鋼釬焊接頭組織及性能影響的研究［J］. 熱加工工藝， 2014， 43（23）: 68-71. SUN Lei， QIN You-qiong. Effect of alloy element Cu on microstructure and mechanical properties of stainless steel brazed joints［J］. Hot Working Technology， 2014， 43（23）: 68-71.

［3］JIANG Wen-chun， GONG Jian-ming， TU Shan-dong， CHEN Hu. Modelling of temperature field and residual stress of vacuum brazing for stainless steel plate-fin structure［J］. Journal ofMaterials Processing Technology， 2009， 209（2）: 1105-1110.

［4］周辰琳， 高磊， 張瑩瑩， 齊洪洋. 316L不銹鋼釬焊工藝試驗(yàn)［J］.熱加工工藝， 2012， 41（19）: 196-196. ZHOU Chen-lin， GAO Lei， ZHANG Ying-ying， QI Hong-yang. Welding process of 316 stainless steel［J］. Hot Working Technology， 2012， 41（19）: 196-196.

［5］YUAN X， KIM M B， KANG C Y. Microstructural evolution and bonding behavior during transient liquid-phase bonding of a duplex stainless steel using two different Ni-B-based filler materials［J］. Metallurgical & Materials Transactions A， 2011，42（5）: 1310-1324.

［6］PHILIPS N R， LEVI C G， EVANS A G. Mechanisms of microstructure evolution in an austenitic stainless steel bond generated using a quaternary braze alloy［J］. Metallurgical & Materials Transactions A， 2008， 39（1）: 142-149.

［7］劉文勝， 劉書(shū)華， 馬運(yùn)柱， 蔡青山， 劉昊陽(yáng)， 余 強(qiáng)， 伍 鐳.基于鎳基微晶釬料的鎢/鋼真空焊接接頭的組織及性能［J］. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)， 2014， 24（12）: 3051-3058. LIU Wen-sheng， LIU Shu-hua， MA Yun-zhu， CAI Qing-shan，LIU Hao-yang， YU Qiang， WU Lei. Microstructure and properties of tungsten/steel joint brazed with Ni-based foil-type filler［J］. The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2014，24（12）: 3051-3058.

［8］CHUNG T， KIM J， BANG J， RHEE B， NAM D. Microstructures of brazing zone between titanium alloy and stainless steel using various filler metals［J］. Transactions of Nonferrous Metals Society of China， 2012， 22（S3）: s639-s644.

［9］經(jīng)敬楠， 于治水， 萇文龍， 秦優(yōu)瓊. BNi7鎳基釬料真空釬焊316L不銹鋼接頭釬縫的顯微組織和顯微硬度［J］. 機(jī)械工程材料， 2013， 37（1）: 10-13. JING Jing-nan， YU Zhi-shui， CHANG Wen-long， QIN You-qiong. Microstructure and microhardness of 316L stainless steel joint seam vacuum brazed by BNi7 Ni-based filler metal［J］. Materials for Mechanical Engineering， 2013， 37（1）: 10-13.

［10］柴 靜， 嚴(yán) 彪. Cu-Mn-Ni基釬焊料性能研究［J］. 金屬功能材料， 2013， 20（6）: 15-17. CHAI Jing， YAN Biao. Study of properties of Cu-Mn-Ni based brazing material［J］. Metallic Functional Materials， 2013， 20（6）: 15-17.

［11］王鼎鐘. 一種新型 Cu-Mn-Ni-Zn釬料的研制［J］. 材料開(kāi)發(fā)與應(yīng)用， 2000， 15（4）: 5-9. WANG Ding-zhong. Development of a new Cu-Mn-Ni-Zn brazing［J］. Development and Application of Materials， 2000，15（4）: 5-9.

［12］馬向陽(yáng)， 俞偉元， 路文江， 王有良， 鄧有忠. 高強(qiáng)度低熔點(diǎn)銅基釬料的研制［J］. 熱加工工藝， 2012， 41（11）: 133-135. MA Xiang-yang， YU Wei-yuan， LU Wen-jiang， WANG You-liang， DENG You-zhong. Development of a new copper-base brazing metal with high strength and low melting temperature［J］. Hot Working Technology， 2012， 41（11）: 133-135.

［13］楊 光， 李 寧， 顏家振， 苑 博. CuMnNiSi釬料釬焊不銹鋼接頭組織性能研究［J］. 熱加工工藝， 2011， 40（9）: 165-167. YANG Guang， LI Ning， YAN Jia-zhen， YUAN Bo. Structure and property of stainless steel brazed joint with CuMnNiSi filler metal［J］. Hot Working Technology， 2011， 40（9）: 165-167.

［14］劉安生譯. 二元合金狀態(tài)圖集［M］. 北京: 冶金工業(yè)出版社，2004: 6-288. LIU An-sheng， translation. Binary alloy phase diagrams［M］. Beijing: Metallurgical Industry Press， 2004: 6-288.

［15］SAIZ E， TOMSIA A P. Kinetics of high-temperature spreading［J］. Current Opinion in Solid State & Materials Science， 2006， 9（4）: 167-173.

（編輯 王 超）

Microstructure and performance of 2Cr13 stainless steel joint by high frequency induction brazing using Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy

ZHENG Yi， YAN Jia-zhen， LI Ning， CAO Yong-tong， SHUAI Fan
（School of Manufacturing Science and Engineering， Sichuan University， Chengdu 610065， China）

The characteristic of Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy and the microstructure and mechanical properties of the 2Cr13 stainless steel joint brazed by high frequency induction brazing using Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy were studied. The results show that the melting point of the Cu-Mn-Ni-Ag filler alloy is 880 ℃ and it is composed of Ag-rich phase， Cu-Mn-Ni solid solution and a little Ni-Mn-Si compound； a layer of Fe-Mn-Ni-Cr-Cu solid solution forms at the interface between the filler alloy and base metal， and the brazing seam zone is composed of Ag-rich phase， Cu-Mn-Ni solid solution and a little Ni-Mn-Si compound. The brazing joints fails in the inside Cu-Mn-Ni solid solution and Ag-rich phase， and the fracture mode of the joints is mainly ductile dimple fracture， the best shear strength of the brazing joint at room temperature is 369 MPa， the high temperature shear strength of the brazing joints at 400 ℃， 500 ℃ and 600 ℃ are 251 MPa， 208 MPa and 84 MPa， respectively.

copper-based filler alloy； Cu-Mn-Ni-Ag； high frequency induction brazing； 2Cr13； microstructure；shear strength

Project （2014GZ0008） supported by Sichuan Province Science and Technology Support Program，China

date： 2015-08-25； Accepted date： 2015-12-12

YAN Jia-zhen； Tel: +86-28-85405320；E-mail：yanjiazhen@scu.edu.cn

1004-0609（2016）-05-0988-07

TG425；TG454

A

四川省科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目（2014GZ0008）

2015-08-25；

2015-12-12

顏家振，講師，博士；電話：028-85405320；E-mail：yanjiazhen@scu.edu.cn