紫銅/Al2O3陶瓷/不銹鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)釬焊接頭殘余應(yīng)力研究

劉 多，劉景和，周英豪，宋曉國，牛紅偉，馮吉才

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 先進(jìn)焊接與連接國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150001; 2 哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海) 山東省特種焊接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 威海 264209)

陶瓷與金屬的連接廣泛應(yīng)用于航空航天、電子以及機(jī)械制造等領(lǐng)域，尤其是金屬/陶瓷/金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)件能應(yīng)用于一些復(fù)雜的場合，這種復(fù)合結(jié)構(gòu)不僅能降低成本，同時(shí)也可以使金屬與陶瓷間的性能互補(bǔ)[1-4]，例如可避免在腐蝕介質(zhì)中金屬/金屬接頭的腐蝕破壞。但由于陶瓷和金屬的彈性模量與熱膨脹系數(shù)不匹配，因此在釬焊過程中會產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力[5-6]。殘余應(yīng)力是影響連接強(qiáng)度的主要因素，尤其是復(fù)合結(jié)構(gòu)件。研究殘余應(yīng)力對接頭性能的影響能夠?yàn)楹侠碇贫üに囈?guī)范提供依據(jù)[7]。對于結(jié)構(gòu)簡單的材料，可以用實(shí)驗(yàn)方法直接測量其殘余應(yīng)力，但是對于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的構(gòu)件，需要運(yùn)用計(jì)算機(jī)模擬的方法，來模擬整個(gè)接頭的殘余應(yīng)力的大小與分布[8-12]。Pan等[12]通過調(diào)整釬料中間層的厚度來控制接頭的殘余應(yīng)力，并對殘余應(yīng)力的大小和分布進(jìn)行模擬分析，但并未分析殘余應(yīng)力的各應(yīng)力分量對接頭性能的影響。

本工作主要研究紫銅/陶瓷/不銹鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)焊后的形變和殘余應(yīng)力的大小及分布規(guī)律，并分析了各應(yīng)力分量對接頭強(qiáng)度的影響。陶瓷材料選用的是氧化鋁陶瓷，金屬材料選用的是T2紫銅和304不銹鋼，中間層為AgCuTi箔狀釬料。采用ANSYS有限元軟件，以熱彈塑性模型為基礎(chǔ)，在考慮材料性能隨溫度變化的情況下，對紫銅/陶瓷/不銹鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)釬焊接頭的殘余應(yīng)力進(jìn)行模擬。

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

實(shí)驗(yàn)選用母材為99.7%高純氧化鋁陶瓷、T2紫銅和304不銹鋼，釬料為Ag26.7Cu4.5Ti(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)箔狀釬料，母材成分分別如表1、表2和表3所示，母材力學(xué)性能如表4所示，試樣裝配圖如圖1所示。試樣尺寸為：陶瓷管內(nèi)徑5.5mm，外徑7.5mm，長度20mm；銅管和不銹鋼管的內(nèi)徑8mm，外徑10mm，長度均為10mm；釬料厚度0.25mm，長度4mm。

表1 Al2O3陶瓷的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical compositions of Al2O3 ceramic(mass fraction/%)

表2 T2紫銅的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 2 Chemical compositions of T2 copper(mass fraction/%)

表3 304不銹鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 3 Chemical compositions of 304 stainless steel(mass fraction/%)

表4 母材的力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of the base metal

圖1 釬焊試樣裝配示意圖Fig.1 Schematic diagram of brazing assembly

組裝后試樣的長度是32mm。釬焊實(shí)驗(yàn)在真空爐中進(jìn)行，真空度約為3×10-3Pa，升溫速率為10℃/min，降溫速率為5℃/min。

2 有限元模型

模擬使用三維非線性有限元分析模型，因?yàn)樵嚇邮禽S對稱的，所以可選取試樣的一半進(jìn)行模擬。本實(shí)驗(yàn)所采用模型的橫截面為有規(guī)律的矩形，因此用掃掠來劃分，這樣能得到有規(guī)律的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，應(yīng)力云圖分布更均勻，同時(shí)也保證了計(jì)算精度。另外，由于在陶瓷與金屬釬焊過程中，殘余應(yīng)力主要出現(xiàn)在釬焊接頭區(qū)，因此需要對接頭區(qū)的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。最終網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 釬焊試樣三維有限元網(wǎng)格Fig.2 Three-dimension finite element model of the brazed joint

在陶瓷和金屬的釬焊過程中，假設(shè)陶瓷發(fā)生的是彈性變形，金屬和釬料層發(fā)生的是彈塑性變形，因此對氧化鋁陶瓷采用線彈性模型，對金屬及釬料采用彈塑性模型?？紤]金屬材料的物理和力學(xué)性能參數(shù)是隨溫度變化的，計(jì)算中使用的材料參數(shù)值可參考文獻(xiàn)[13-16]。材料在釬焊升溫的過程中處于自由狀態(tài)，所以在計(jì)算求解過程中不考慮升溫過程；所選AgCuTi釬料的凝固溫度約為800℃，因此從釬焊溫度冷卻至800℃過程中，金屬材料處于完全塑性狀態(tài)，接頭在此溫度區(qū)間不產(chǎn)生殘余熱應(yīng)力。

3 結(jié)果與分析

3.1 試樣釬焊后整體變形情況與分析

對紫銅/陶瓷/不銹鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)的降溫過程進(jìn)行模擬，以釬料凝固溫度800℃為零應(yīng)力和零應(yīng)變溫度。圖3為試樣在釬焊后的形變分布云圖，從圖3可以看出，遠(yuǎn)離接頭區(qū)域的紫銅和不銹鋼側(cè)的收縮量相對較大，試樣的最大收縮量為0.193mm，這是因?yàn)槠涫湛s不受約束，收縮量較大，對應(yīng)的殘余應(yīng)力也較小；接頭區(qū)金屬的收縮因受到陶瓷的約束而相對較小，因此在接頭區(qū)會引起較大的應(yīng)力集中。

圖3 試樣釬焊后的形變分布Fig.3 Deformation distribution of the brazed specimen

3.2 試樣釬焊后殘余應(yīng)力分析

氧化鋁陶瓷和金屬間熱膨脹系數(shù)的不匹配會導(dǎo)致陶瓷和金屬的收縮不一致，因此在接頭會形成較大的殘余應(yīng)力。圖4為接頭區(qū)等效應(yīng)力分布云圖，從圖4可以看出，釬焊后等效應(yīng)力主要分布在釬焊接頭的釬縫區(qū)和靠近釬縫區(qū)的陶瓷端，最大等效應(yīng)力位于筒壁的內(nèi)側(cè)，如圖4(b)所示。由于模型具有對稱性，因此等效應(yīng)力沿圓周方向分布較為均勻，故重點(diǎn)對沿軸向及徑向的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行分析。

圖4 接頭區(qū)等效應(yīng)力分布圖Fig.4 Equivalent stress distribution of joints

陶瓷作為脆性材料，斷裂時(shí)不產(chǎn)生塑性變形，主要發(fā)生脆性斷裂，因此需要運(yùn)用第一強(qiáng)度理論對其殘余應(yīng)力進(jìn)行分析。圖5為距離圓筒中心3.7mm處的陶瓷端的3個(gè)主應(yīng)力分布圖。橫坐標(biāo)中0～4mm處是不銹鋼與陶瓷圓筒的接頭區(qū)，16～20mm處為紫銅與陶瓷圓筒的接頭區(qū)。從圖5可以看出，第二、第三主應(yīng)力基本為壓應(yīng)力，因此對接頭性能影響不大；第一主應(yīng)力中既有壓應(yīng)力，又有拉應(yīng)力，其中拉應(yīng)力最高為260MPa，該最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在Z軸為4mm處的位置(不銹鋼側(cè)陶瓷端)，因此該區(qū)域是接頭較為薄弱的區(qū)域。

圖5 陶瓷端沿軸向殘余應(yīng)力分布曲線Fig.5 Residual stress distribution curves along the axial direction on ceramic side

金屬為彈塑性材料，在受外力過程中，需要運(yùn)用第四強(qiáng)度理論對其進(jìn)行分析，給出第四強(qiáng)度理論計(jì)算公式，如公式(1)所示：

(1)

式中:σr4為第四強(qiáng)度理論值；σ1,σ2和σ3為三向主應(yīng)力；[σ]為屈服正應(yīng)力。

圖6為距離圓筒中心4.7mm處的金屬端釬焊接頭中等效應(yīng)力隨Z軸變化分布曲線。其中，橫坐標(biāo)中0～6mm處為非接頭區(qū)，6～10mm處為接頭區(qū)。由圖6可知，金屬端的最大等效應(yīng)力都超過了其屈服強(qiáng)度，但由于金屬為塑性材料，當(dāng)內(nèi)應(yīng)力過大時(shí)，會產(chǎn)生塑性變形，有利于緩解應(yīng)力集中，因此金屬端并不是接頭的薄弱區(qū)域。

圖6 金屬端沿軸向等效應(yīng)力分布曲線Fig.6 Equivalent stress distribution curves along the axial direction on metal side

定義釬料層為彈塑性材料，故可用等效應(yīng)力對釬縫區(qū)進(jìn)行分析。圖7為距離圓筒中心3.8mm處釬縫區(qū)等效應(yīng)力分布曲線。其中0mm和4mm處分別是接頭區(qū)陶瓷圓筒和金屬圓筒的端面位置，由圖7可知，不銹鋼端和紫銅端的釬縫區(qū)應(yīng)力分布趨勢基本相同，其中不銹鋼和紫銅端釬縫區(qū)的最大等效應(yīng)力分別為490MPa和500MPa，平均等效應(yīng)力都在350MPa左右。但由于釬縫組織的韌性較好，當(dāng)內(nèi)應(yīng)力過大時(shí)，會產(chǎn)生塑性變形，一定程度上緩解了應(yīng)力集中，因此釬縫區(qū)產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對接頭強(qiáng)度影響較小。

圖7 釬縫區(qū)沿軸向等效應(yīng)力分布曲線Fig.7 Equivalent stress distribution along the axial direction in brazing seam

為了更全面地分析整個(gè)釬焊接頭的應(yīng)力分布情況，對釬焊接頭的X-Y軸橫截面進(jìn)行殘余應(yīng)力分析，由于304不銹鋼端和紫銅端的應(yīng)力分布趨勢大致相同，因此可考查不銹鋼側(cè)Z=7mm處等效應(yīng)力沿徑向(由內(nèi)到外)的分布情況，結(jié)果如圖8所示。其中橫坐標(biāo)中0～1mm處為陶瓷圓筒區(qū)；1～1.25mm為釬縫區(qū)；1.25～2.25mm處為金屬端。從圖8可以看出，環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力在陶瓷端既有壓應(yīng)力又有拉應(yīng)力，壓應(yīng)力對陶瓷的性能無影響，而拉應(yīng)力容易導(dǎo)致接頭破壞斷裂；二者在釬縫區(qū)和金屬端均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，而釬縫區(qū)金屬和不銹鋼母材則可以通過高溫蠕變和塑性流動等緩解應(yīng)力集中，降低了接頭斷裂的可能性。而徑向應(yīng)力和3個(gè)方向上的切應(yīng)力接近于零或表現(xiàn)為數(shù)值很小的壓應(yīng)力，因此對接頭的性能影響較小。綜上可知，環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力在陶瓷端所產(chǎn)生的拉應(yīng)力是造成接頭強(qiáng)度降低的主要因素。

圖8 X-Y截面上沿徑向應(yīng)力分布曲線Fig.8 Stress distribution along the radical direction on X-Y section

3.3 模擬結(jié)果的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖9為紫銅/Al2O3陶瓷/不銹鋼釬焊接頭的SEM圖。圖9(a)為在900℃保溫10min的工藝條件下釬焊接頭中Al2O3陶瓷/不銹鋼側(cè)微觀組織照片。由圖9(a)可知，在Al2O3陶瓷側(cè)出現(xiàn)了裂紋。這主要是由于Al2O3陶瓷與不銹鋼的線膨脹系數(shù)相差太大，焊后冷卻過程中，兩種材料的微觀變形不均勻，產(chǎn)生殘余應(yīng)力，導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生。殘余應(yīng)力使得接頭附近的Al2O3陶瓷母材發(fā)生開裂，圖10的拉剪實(shí)驗(yàn)的結(jié)果與圖9(a)的組織相吻合。圖9(b)為紫銅/Al2O3陶瓷側(cè)的微觀組織照片。從圖中可以看出，在陶瓷側(cè)并無裂紋產(chǎn)生，獲得Cu3Ti3O化合物。圖9(c)為在910℃保溫10min的工藝條件下紫銅/Al2O3陶瓷側(cè)釬料與陶瓷界面處的微觀組織照片。由圖9(c)可以看出，在陶瓷母材側(cè)生成了TiO反應(yīng)層，并在靠近釬縫區(qū)的陶瓷中出現(xiàn)了裂紋。可見，TiO反應(yīng)層的生成會使靠近釬縫的陶瓷母材中的殘余應(yīng)力變大，降低釬縫附近陶瓷母材的承載能力。因此當(dāng)有連續(xù)的TiO反應(yīng)層形成時(shí)，紫銅/Al2O3陶瓷接頭區(qū)的陶瓷側(cè)也可能成為接頭的薄弱區(qū)，拉剪時(shí)容易發(fā)生斷裂。

圖9 紫銅/Al2O3陶瓷/不銹鋼釬焊接頭的SEM圖(a)Al2O3陶瓷/不銹鋼界面;(b)紫銅/Al2O3陶瓷界面；(c)釬料/Al2O3陶瓷界面Fig.9 SEM images of T2 copper/Al2O3 ceramic/steel joint(a)interface of Al2O3 ceramic/steel;(b)interface of T2copper/Al2O3 ceramic;(c)interface of braze/Al2O3 ceramic

圖10為在900℃保溫10min的工藝條件下實(shí)際釬焊試樣的斷裂位置，從圖10可以看出，釬焊試樣主要斷裂于靠近不銹鋼側(cè)的陶瓷端，由圖5可知，該區(qū)域殘余應(yīng)力中的第一主應(yīng)力為拉應(yīng)力，而且拉應(yīng)力數(shù)值最大，因此在拉伸時(shí)，此區(qū)域會因拉應(yīng)力過大而最先發(fā)生斷裂。在對沿X-Y軸橫截面應(yīng)力分析中可知，環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力在不銹鋼側(cè)陶瓷端所產(chǎn)生的拉應(yīng)力是造成接頭強(qiáng)度降低的主要因素。由斷口位置可以看出，模擬結(jié)果和實(shí)際釬焊試樣的斷口位置基本吻合，驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

圖10 實(shí)際釬焊試樣的斷裂位置Fig.10 Fracture location of brazed specimens

4 結(jié)論

(1)在紫銅/氧化鋁/不銹鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)釬焊接頭中，遠(yuǎn)離接頭區(qū)域的紫銅和不銹鋼側(cè)的形變較大，而接頭區(qū)域形變較小，殘余應(yīng)力主要產(chǎn)生在接頭區(qū)域。

(2)復(fù)合結(jié)構(gòu)釬焊接頭中，陶瓷端的殘余應(yīng)力對接頭性能影響較大，斷裂易在不銹鋼側(cè)陶瓷處發(fā)生，紫銅側(cè)陶瓷端TiO反應(yīng)層的形成導(dǎo)致該區(qū)域裂紋的出現(xiàn)，降低了接頭的性能。

(3)環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力在不銹鋼側(cè)陶瓷端產(chǎn)生的拉應(yīng)力是造成接頭強(qiáng)度降低的主要因素。

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