汪志剛，葉潔云，齊亮，張迎暉

（江西理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，江西 贛州341000）

H62是典型的α+β雙相黃銅，由于具備軟的α相和硬質(zhì)β相共存的組織特征，而表現(xiàn)較高的強(qiáng)度、塑性和導(dǎo)電性能等一系列的優(yōu)異性能，被廣泛用于汽車、造船和精密機(jī)械制造業(yè)等，素有“商業(yè)黃銅”之稱[1].

擁有一定量硬脆性相的H62黃銅，在軋制過程易出現(xiàn)加工硬化現(xiàn)象，導(dǎo)致變形抗力增大，使得黃銅板材難以實(shí)現(xiàn)連續(xù)軋制，在制備過程中往往需要進(jìn)行多道次軋制和頻繁的中間熱處理，以期獲得理想的尺寸和性能[2].基于復(fù)合制備工藝條件下的H62黃銅，其α相的組織形態(tài)和β相的析出行為對(duì)其力學(xué)性能和產(chǎn)品質(zhì)量都有很大影響，諸多文獻(xiàn)對(duì)此有過深入報(bào)道[3-5]，但關(guān)于冷軋變形量對(duì)H62組織性能的影響，報(bào)道較少，同時(shí)，有關(guān)β相在退火過程中析出規(guī)律仍需深入研究.為此，重點(diǎn)研究冷軋壓下率和退火溫度對(duì)H62黃銅組織性能的影響，探索最佳制備工藝參數(shù)，對(duì)于提高H62產(chǎn)品生產(chǎn)效率，降低生產(chǎn)成本有一定的意義.

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為某銅材廠提供的2.0 mm厚的H62黃銅熱軋板，其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）為62.61%Cu，37.31%Zn，0.012%Pb，0.009%Fe，Ni<0.004%.冷軋?jiān)囼?yàn)在φ140 mm/φ310 mm×300 mm四輥冷軋機(jī)上進(jìn)行，冷軋壓下率設(shè)計(jì)為36.5%，56.5%，66.5%和76.5%，冷軋后采用同一退火工藝進(jìn)行熱處理（600℃保溫1 h空冷）.選擇冷軋壓下率為56.5%的冷軋板，在SX5-12箱式電阻爐進(jìn)行退火試驗(yàn)，退火溫度設(shè)計(jì)為400℃，500℃，600℃和700℃，保溫時(shí)間均為1 h，空冷到室溫.

按GB/T228-2010在退火板上沿軋向切取標(biāo)距為25 mm的拉伸試樣，在WD-P4204拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試.硬度檢測(cè)采用HV-5型維氏硬度儀，每個(gè)試樣測(cè)量5個(gè)點(diǎn)，取平均值.對(duì)退火試樣進(jìn)行金相制樣，并采用三氯化鐵酒精溶液腐蝕試樣截面，利用Leica DM2500M型光學(xué)顯微鏡和ZEISS EVO18掃描電鏡觀察組織形貌，并借助于image-proplus軟件統(tǒng)計(jì)退火板的平均晶粒尺寸.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 對(duì)力學(xué)性能的影響

圖1（a）、圖 1（b）分別給出 H62 黃銅的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度隨冷軋壓下率和退火溫度的變化曲線，可以看出，隨壓下率的增加，強(qiáng)度逐漸下降，從66.5%到76.5%，兩強(qiáng)度均出現(xiàn)劇烈下降，76.5%時(shí)已不能滿足H62黃銅在軟態(tài)時(shí)的性能要求.隨退火溫度的增加，兩強(qiáng)度一開始出現(xiàn)劇烈減小，500℃以后減小程度減緩.圖 1（c）、圖 1（d）反映的是斷后伸長(zhǎng)率和維氏硬度隨壓下率和退火溫度的變化情況.隨壓下率和退火溫度的增加，伸長(zhǎng)率均出現(xiàn)先增加后降低的趨勢(shì)，壓下率為56.5%下和600℃退火時(shí)伸長(zhǎng)率分別達(dá)到最大.圖1（d）還能看出冷軋態(tài)的黃銅的硬度明顯高于退火態(tài)，而伸長(zhǎng)率遠(yuǎn)低于退火態(tài).維氏硬度隨冷軋壓下率的變化較小，硬度最高與最低的差值在試驗(yàn)誤差范圍內(nèi).400℃退火時(shí)硬度值要明顯高于其它溫度.

圖1 不同工藝參數(shù)下的力學(xué)性能結(jié)果

2.2 對(duì)組織結(jié)構(gòu)的影響

為了更好的解釋力學(xué)性能隨工藝參數(shù)的變化情況，圖2給出了光學(xué)顯微鏡下不同壓下率的H62黃銅經(jīng)600℃保溫1 h退火后的組織照片，可以看出4種壓下率下的H62黃銅均已完成的再結(jié)晶，在多邊形等軸α相中還能觀察到明顯的退火孿晶，該部分退火孿晶主要是由于低層錯(cuò)能的Zn的固溶所引起的.軟件統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明4種壓下率的退火板的平均晶粒尺寸分別為 69 μm、78 μm、89 μm 和 131 μm.如圖3所示，隨壓下率增加，退火板的平均晶粒尺寸依次增大，歸因于形變儲(chǔ)能的增加.冷軋變形量的增大，將引起晶粒的變形程度加劇，內(nèi)部將出現(xiàn)大量的變形帶，從而使得位錯(cuò)密度升高，形變儲(chǔ)能隨之增加，再結(jié)晶的驅(qū)動(dòng)力也增加，再結(jié)晶的孕育期會(huì)縮短，再結(jié)晶溫度降低[6]，因此，在同一退火溫度和時(shí)間條件下，壓下率越大，晶粒再結(jié)晶更充分且更易長(zhǎng)大.晶粒越細(xì)小，黃銅的強(qiáng)度勢(shì)必會(huì)提高，同時(shí)還可以通過晶界數(shù)量的增多來(lái)阻止裂紋的萌生和傳播以改善塑性[7].冷軋壓下率從66.5%到76.5%，平均晶粒尺寸出現(xiàn)急劇增加（圖2），從而導(dǎo)致其強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率猛烈下降（圖 1（a）、圖 1（c））.在較低壓下率（36.5%）下，盡管平均晶粒尺寸略小于高壓下率，而晶粒的均勻性更差，這會(huì)影響到黃銅在拉伸變形過程中的協(xié)調(diào)性，從而更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中而惡化伸長(zhǎng)率[8].4種壓下率的冷軋板經(jīng)退火后未觀察到明顯的β相生成.

圖2 不同壓下率下的H62黃銅退火板的組織形貌

圖3 不同冷軋壓下率的退火板的平均晶粒尺寸（600℃保溫1 h退火）

圖4給出了冷軋板和不同溫度退火板的組織形貌.圖4（a）和圖4（b）分別表明冷軋態(tài)的黃銅主要由白色的α相和黑色的β相組成，且兩相均沿軋向被拉長(zhǎng)，α相中能觀察到大量的滑移帶，表現(xiàn)為纖維狀組織，顆粒狀黑色β相夾雜在纖維狀組織之間（圖4（b））.高密度位錯(cuò)的積累以及β相的彌散分布，使冷軋態(tài)硬度要遠(yuǎn)高于退火態(tài)，而伸長(zhǎng)率低于退火態(tài)（圖1（d））.當(dāng)冷軋板加熱到400℃時(shí)，α相首先發(fā)生再結(jié)晶，沿軋向分布的β相較冷軋態(tài)體積分?jǐn)?shù)有所降低.此時(shí)，β相的存在以及未再結(jié)晶的α相纖維組織使其強(qiáng)度、硬度偏高而伸長(zhǎng)率偏低.當(dāng)溫度升到500℃時(shí) （圖4（d）），α相已基本完成再結(jié)晶，但晶粒的均勻性較差，小晶粒夾雜在大晶粒之間.隨著再結(jié)晶的進(jìn)行，600℃時(shí)晶粒的均勻性明顯增加（圖4（e）），且在α相中能觀察到退火孿晶.700℃時(shí)部分晶粒明顯長(zhǎng)大（圖4（f））.軟件統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，在500℃、600℃和700℃退火時(shí)，α相的平均晶粒尺寸分別為 35 μm、79 μm、126 μm.晶粒尺寸隨退火溫度的逐漸增加是其強(qiáng)度逐漸降低的主要原因（圖1（b）），而伸長(zhǎng)率的逐漸增加主要?dú)w因于從500℃到600℃時(shí)，再結(jié)晶更充分，晶粒均勻性增加，使得黃銅變形時(shí)延遲縮頸能力增強(qiáng)[9].而從600℃到700℃時(shí)，晶粒開始長(zhǎng)大，晶界數(shù)目的相對(duì)減少導(dǎo)致了700℃伸長(zhǎng)率的下降.

值得注意的是，圖4結(jié)果表明除冷軋態(tài)和400℃退火時(shí)，其它溫度退火均未觀察到有β相生成，H62黃銅在高溫（500℃以上）短時(shí)（1 h）退火均以α單相為主.通過對(duì)400℃退火時(shí)的組織進(jìn)行深入分析，圖5（a）給出了400℃退火時(shí)的掃描結(jié)果，其中黑色為β相，白色為α相.對(duì)該兩相進(jìn)行能譜表征發(fā)現(xiàn)，β相中的Zn含量比α相高約2%（圖5（c）），此差值比文獻(xiàn)中報(bào)道的鑄態(tài)H62黃銅中的兩相鋅含量差值（5%）小[10]，說明β相在退火初期逐漸回溶到α相中.對(duì)于鑄態(tài)H62黃銅而言，β相主要是經(jīng)液相和α相包晶反應(yīng)得到，室溫下能觀察到反應(yīng)產(chǎn)物β相以及剩余的α相[11-12].鑄錠經(jīng)熱軋和冷軋后，在退火過程中，破碎的β相顆粒會(huì)均勻逐漸溶解到α相中，Zn在α相中最大溶解度為456℃時(shí)的39%，該溫度以下，隨退火溫度的升高，Zn在α相中的溶解度逐漸增大[13]，因此，400℃退火時(shí)β相的體積分?jǐn)?shù)要略低于冷軋態(tài)，且此時(shí)的β相并不是在冷卻過程中從α相中析出的，而是冷軋過程中少量未溶解的顆粒狀β相在加熱過程中發(fā)生長(zhǎng)大和晶界平直化而得到的，平均晶粒直徑約1 μm.當(dāng)退火溫度為500℃時(shí)，β相幾乎全部溶解，在掃描電鏡的背散射（BSE）觀察下也未發(fā)現(xiàn) β 相（圖 5（b）），說明此時(shí)回溶的β相在隨后的空冷過程未析出，且從能譜結(jié)果（圖5（d））看出，該溫度下的任意兩點(diǎn)能譜結(jié)果相似，固溶的Zn分布較均勻.β相是由Cu和Zn構(gòu)成的金屬間化合物，能否從α基體中析出，即要滿足β相的析出熱力學(xué)條件，又要滿足動(dòng)力學(xué)條件[14].陳秀琴的試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)在580℃（Zn的固溶量為37%）保溫24 h退火后，H62黃銅中才能觀察到少量的β相[13].通過深冷處理也可以使得退火態(tài)H62黃銅在室溫下觀察到一定量的β相，因?yàn)榭焖倮鋮s過程中形成了過飽和的α固溶體，在后續(xù)回溫到室溫過程中，升溫時(shí)間較短，溫度較低，β相來(lái)析出后來(lái)不及溶解，因此能觀察到β相的形成[15].

圖4 冷軋態(tài)和退火態(tài)H62黃銅的組織形貌

以上說明，對(duì)于含鋅量接近Cu基體中Zn的最大固溶度的H62黃銅而言，β相的析出和回溶不僅與鑄造工藝有關(guān)，熱處理工藝同樣影響其析出形態(tài)和分布，并且該過程中析出往往發(fā)生在α相的晶界，如果能優(yōu)化熱處理工藝，控制β相的析出數(shù)量、尺寸和分布，充分發(fā)揮β相作為強(qiáng)化相的作用，將有利于H62黃銅的性能優(yōu)化.然而，對(duì)于鑄造過程形成的β相，室溫時(shí)會(huì)發(fā)生有序轉(zhuǎn)變而形成β'脆性相且分布在α相枝晶之間[16]，應(yīng)盡量減少其在后續(xù)軋制過程中帶來(lái)的不利影響，包括加工硬化和變形抗力的增加，因此，為了順利實(shí)現(xiàn)軋制，提高產(chǎn)品質(zhì)量，H62黃銅的中間退火應(yīng)考慮到確保在Zn全部固溶的前提下（454℃以上），選擇設(shè)計(jì)較低的退火溫度，較短的保溫時(shí)間，一方面使得鑄態(tài)組織中的β相全部固溶，另一方面減少β相的再次析出.對(duì)于最終退火工藝，一定要確保α相完成再結(jié)晶且晶粒大小均勻，過高溫度會(huì)使得晶粒長(zhǎng)大，均勻性減低，同時(shí)會(huì)促使β相析出量增加而惡化綜合性能.

圖5 不同溫度退火板的掃描組織

3 結(jié) 論

1）對(duì)于H62黃銅，隨冷軋壓下率和退火溫度的增加，平均晶粒尺寸逐漸增大，使得強(qiáng)度逐漸減小，而伸長(zhǎng)率出現(xiàn)先增加后減小.較低壓下率（36.5%）和低溫退火（400℃）均會(huì)導(dǎo)致晶粒的均勻性下降，而惡化伸長(zhǎng)率.

2）H62黃銅的冷軋態(tài)組織中β相呈顆粒狀分布在α纖維中，400℃時(shí)，α相開始發(fā)生再結(jié)晶，未溶的β相晶粒開始長(zhǎng)大，500℃到700℃退火后，主要為多變形α晶粒，β相幾乎全部溶解在α相中.

[1]謝水生，劉相華.有色金屬材料的控制加工[M].長(zhǎng)沙：中南大學(xué)出版社，2013：296-303.

[2]李珣，鄧集松，龐爵.H62、H65黃銅帶組織分析[J].有色金屬加工，2013，42（5）：16-18.

[3]郭鋒，康補(bǔ)曉.H62黃銅宏觀力學(xué)性能與組織特征變化的關(guān)系[J].特種鑄造及有色合金，2000（4）：7-9.

[4]Shibayanagi T，Takada K，Matsumoto K，et al.Effect of secondary phase on grain growth process of α/β dual-phase CuZn alloy[J].Scripta Materialia，1997，37（5）：667-672.

[5]衛(wèi)惠.退火工藝對(duì)H62黃銅顯微組織與力學(xué)性能的影響[J].理化檢測(cè)-物理分冊(cè)，2010，46（10）：623-624.

[6]申林遠(yuǎn)，孫薊泉，蘇嵐，等.冷軋壓下率和退火工藝對(duì)超低碳IF鋼再結(jié)晶及力學(xué)性能的影響[J].機(jī)械工程材料，2011，35（9）：1-5.

[7]Zhang P，Qu S，Yang M X，et al.Varying tensile fracture mechanisms of Cu and Cu-Zn alloys with reduced grain size：From necking to shearing instability[J].Materials Science and Engineering A，2014，594：309-320.

[8]馬全倉(cāng)，張彬.H65黃銅板退火組織及其對(duì)深沖性能的影響[J].材料熱處理技術(shù)，2008，37（10）： 44-46.

[9]陳漢文.H68合金退火料溫對(duì)其晶粒度的影響[J].有色金屬加工，2009，38（6）：23-25.

[10]陳樂平，錢小兵，周全，等.機(jī)械振動(dòng)下溫度參數(shù)對(duì)H62黃銅凝固組織的影響[J].熱加工工藝，2013，42（23）：45-48.

[11]錢小兵，陳樂平，周全.脈沖磁場(chǎng)對(duì)H62黃銅凝固組織和力學(xué)性能的影響[J].特種鑄造及有色合金，2013，33（8）：781-784.

[12]Dutkiewicz J，Masdeu F，Malczewski P，et al.Microstructure and properties of α+β brass after ECAP processing[J].Archives of Materials Science and Engineering，2009，39（2）：80-83.

[13]陳秀琴.化學(xué)成分及退火工藝對(duì)H62黃銅組織與性能的影響[J].有色金屬加工，2007，36（4）： 4-6.

[14]康沫狂，張明星，劉峰，等.金屬合金等溫相變的體激活能及相變機(jī)制Ⅱ.β 黃銅等溫相變[J].金屬學(xué)報(bào)，2009，45（1）：32-36.

[15]張文達(dá)，楊晶，黨驚知，等.深冷處理對(duì)黃銅組織與力學(xué)性能的影響[J].材料熱處理學(xué)報(bào)，2013，34（1）： 127-131.

[16]鄭冰芳，趙惠芬.H62黃銅板坯熱軋后打卷開裂及其預(yù)防措施[J].上海有色金屬，2013，34（3）： 105-108.