熱擴(kuò)散法電鍍黃銅珠光體鋼絲濕式拉拔斷絲研究

錢(qián)慶生

（江蘇興達(dá)鋼簾線(xiàn)股份有限公司技術(shù)中心，江蘇 興化　225721）

熱擴(kuò)散法電鍍黃銅珠光體鋼絲濕式拉拔斷絲研究

錢(qián)慶生

（江蘇興達(dá)鋼簾線(xiàn)股份有限公司技術(shù)中心，江蘇 興化225721）

為找出電鍍黃銅鋼絲濕拉發(fā)生頸縮斷絲的原因，通過(guò)掃描電鏡、能譜儀以及X射線(xiàn)衍射儀分析了濕式拉拔正常和異常的鋼絲的微觀(guān)組織和鍍層物相，并用拉伸試驗(yàn)機(jī)檢測(cè)了其力學(xué)性能。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，2種鍍黃銅鋼絲的微觀(guān)組織均為偽共析珠光體，未發(fā)現(xiàn)異常的先共析鐵素體和球化滲碳體，二者力學(xué)性能也無(wú)明顯差異。濕拉異常的鍍黃銅鋼絲的鍍層中，β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)高達(dá)24%，是濕拉正常鋼絲的6倍。當(dāng)鍍黃銅鋼絲的微觀(guān)組織和力學(xué)性能良好時(shí)，鍍層中過(guò)多的硬脆β-黃銅相是導(dǎo)致濕拉出現(xiàn)頸縮狀斷口的重要原因。通過(guò)在規(guī)定溫度下對(duì)異常鋼絲鍍層重新做熱擴(kuò)散處理，可使?jié)窭瓟嘟z率從5.0次/t下降至0.1次/t。

鋼絲；電鍍；黃銅；熱擴(kuò)散；濕拉；微觀(guān)組織；頸縮狀斷口

隨子午線(xiàn)輪胎工業(yè)發(fā)展，國(guó)內(nèi)外科研人員大量研究了鋼簾線(xiàn)相關(guān)的電鍍和冷拉塑性變形技術(shù)，并取得了長(zhǎng)足的進(jìn)步［1-9］。比如低污染、高效率的熱擴(kuò)散法電鍍?nèi)〈虽摵熅€(xiàn)發(fā)展初期采用的高污染、低效率的氰化電鍍，但該法需增加一道熱擴(kuò)散工序，使鋼絲表面鋅原子擴(kuò)散至銅原子中才能形成塑性良好的黃銅固溶體。冷拉塑性變形技術(shù)經(jīng)過(guò)數(shù)十年的發(fā)展，其理論和拉拔工藝均日趨成熟。通過(guò)改善拉拔道次壓縮率、硬質(zhì)合金模具材質(zhì)、入口角度和潤(rùn)滑劑使用性能等方面可實(shí)現(xiàn)25 ～ 30 m/s高速拉拔［10-12］，但過(guò)程中不可避免地會(huì)出現(xiàn)斷絲現(xiàn)象。目前關(guān)于干式拉拔斷絲方面的報(bào)道［10-16］較多，濕式拉拔斷絲方面的研究卻鮮有報(bào)道。本文通過(guò)分析熱擴(kuò)散法電鍍所得黃銅鋼絲力學(xué)性能、微觀(guān)組織、鍍層物相及濕拉斷口形貌，找出濕式拉拔斷絲原因，為鋼簾線(xiàn)企業(yè)實(shí)際生產(chǎn)提供參考。

1　實(shí)驗(yàn)

材料為濕拉正常的鍍黃銅珠光體鋼絲（下文簡(jiǎn)稱(chēng)鍍黃銅鋼絲 A）、濕拉頻繁發(fā)生頸縮斷裂的鍍黃銅珠光體鋼絲（下文簡(jiǎn)稱(chēng)鍍黃銅鋼絲B）以及濕拉頸縮狀斷口。用于生產(chǎn)的φ 5.50-0.70%C簾線(xiàn)鋼各項(xiàng)性能指標(biāo)均滿(mǎn)足GB/T 27691-2011《鋼簾線(xiàn)用盤(pán)條》中對(duì) LX70B的要求，具體工藝流程為：φ 5.50盤(pán)條─干拉─φ 1.70 mm鋼絲─派登處理─電鍍銅─電鍍鋅─熱擴(kuò)散─φ 1.70 mm鍍黃銅鋼絲─濕拉─φ 0.30 mm單絲。

采用蔡司EVO18型掃描電鏡（SEM）及附帶的Oxford能譜儀（EDAX）觀(guān)察2種鍍黃銅珠光體鋼絲的微觀(guān)組織、鍍層成分以及斷口形貌。用日本理學(xué)Miniflex型X射線(xiàn)衍射儀（XRD）分析鍍層的物相及其質(zhì)量分?jǐn)?shù)。采用美斯特CMT4204型拉伸試驗(yàn)機(jī)測(cè)試抗拉強(qiáng)度，采用23JC型光學(xué)投影儀檢測(cè)斷面收縮率。

2　結(jié)果與討論

2. 1濕拉斷口形貌

在相同的濕拉工藝條件下（濕拉機(jī)床運(yùn)行正常、濕拉各道次壓縮率設(shè)計(jì)合理、模具狀態(tài)良好及濕拉潤(rùn)滑劑狀態(tài)良好），鍍黃銅鋼絲A濕拉斷絲率為0.2次/t，而鍍黃銅鋼絲B濕拉斷絲率高達(dá)5.0次/t，已經(jīng)無(wú)法滿(mǎn)足正常的濕拉生產(chǎn)要求。收集鍍黃銅鋼絲B濕拉斷口并通過(guò)SEM觀(guān)察斷口形貌，如圖1所示?？梢?jiàn)濕拉斷口均為典型的頸縮狀斷口，宏觀(guān)斷口形貌分為3個(gè)區(qū)域，即剪切唇、放射區(qū)和纖維區(qū)；微觀(guān)斷口形貌為等軸韌窩。

圖1　鍍黃銅鋼絲濕拉斷口形貌Figure 1　Fracture morphologies of brass-plated steel wire during wet drawing

對(duì)于0.70%C鍍黃銅鋼絲，若拉拔出現(xiàn)頸縮狀斷口，最可能的原因是鋼絲抗拉強(qiáng)度偏低，使得機(jī)械拉拔力大于鋼絲的破斷力。而造成抗拉強(qiáng)度偏低的2個(gè)因素如下：（1）派登處理異常，導(dǎo)致鋼絲出現(xiàn)大量網(wǎng)狀先共析鐵素體F；（2）熱擴(kuò)散溫度過(guò)高，導(dǎo)致滲碳體片層發(fā)生球化。

2. 2鍍黃銅鋼絲力學(xué)性能和微觀(guān)組織

為找出鍍黃銅鋼絲B濕拉斷絲的原因，檢測(cè)了2種鋼絲的力學(xué)性能，結(jié)果見(jiàn)表1。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，鍍黃銅鋼絲B抗拉強(qiáng)度的波動(dòng)小于鍍黃銅鋼絲A，且抗拉強(qiáng)度均值略高于鍍黃銅鋼絲A。

表1　鍍黃銅鋼絲的力學(xué)性能Table 1　Mechanical properties of brass-plated steel wires

用SEM觀(guān)察橫截面微觀(guān)組織（圖2），可見(jiàn)兩者無(wú)明顯差異。鍍黃銅鋼絲B從邊部到心部都是均勻的偽共析珠光體組織，未發(fā)現(xiàn)異常的先共析鐵素體，也未發(fā)現(xiàn)有滲碳體片層出現(xiàn)球化現(xiàn)象。由分析結(jié)果可知造成鍍黃銅鋼絲B濕拉出現(xiàn)頸縮斷口的原因并非是其微觀(guān)組織出現(xiàn)異常。

圖2　派登處理后鍍黃銅鋼絲的橫截面微觀(guān)組織Figure 2　Cross-sectional views of the microstructures of brass-plated steel wires after patenting

2. 3鍍黃銅鋼絲鍍層分析

現(xiàn)有研究發(fā)現(xiàn)在熱擴(kuò)散法電鍍過(guò)程中，鋼絲表面鍍層除了會(huì)形成塑性變形能力良好的α-黃銅外，還會(huì)形成硬脆的β-黃銅相，當(dāng)Zn原子的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到45.0%時(shí)，β-黃銅性能硬脆而無(wú)法進(jìn)行壓力加工［17-19］。

通過(guò)EDAX檢測(cè)了2種鍍黃銅鋼絲鍍層中Cu、Zn原子的濃度梯度，結(jié)果如圖3和圖4所示。對(duì)比發(fā)現(xiàn)鍍黃銅鋼絲B鍍層中Cu、Zn原子的濃度梯度明顯，從基體與鍍層界面處到鍍層最外層，Zn原子濃度上升明顯，最外層Zn原子的質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過(guò)了45.0%；而鍍黃銅鋼絲A從基體與鍍層界面處到鍍層最外層的Zn原子濃度雖也呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，但波動(dòng)較小，最外層Zn原子的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為37.0%。

圖3　2種鍍黃銅鋼絲鍍層形貌Figure 3　Coating morphology of two brass-plated steel wires

圖4　EDAX線(xiàn)掃描鍍層所得Cu和Zn原子濃度分布曲線(xiàn)Figure 4　Concentration profiles of copper and zinc in coating obtained by energy dispersive X-ray analysis

通過(guò)XRD分析了鍍層物相并用MDI Jade軟件計(jì)算物相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，結(jié)果如圖5和表2所示。由圖5可知鍍黃銅鋼絲B鍍層中β-黃銅相的衍射峰非常明顯，而鍍黃銅鋼絲A鍍層中β-黃銅相的衍射峰較弱。利用RIR方法計(jì)算出鍍黃銅鋼絲B鍍層中β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到24.0%，而鍍黃銅鋼絲A鍍層中β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)僅為4.0%左右，鋼絲B鍍層中β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)是鋼絲A的6倍。

圖5　2種鍍黃銅鋼絲鍍層X(jué)RD譜圖Figure 5　X-ray diffraction patterns for coatings of two brass-plated steel wires

表2　2種鋼絲黃銅鍍層中各物相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Table 2　Mass fraction of each phase in brass coatings on two steel wires

當(dāng)β-黃銅相過(guò)多時(shí)，由于其硬脆性較大，鍍層與鋼絲的塑性變形受阻，導(dǎo)致機(jī)械拉拔力升高，使得濕拉頻繁發(fā)生頸縮狀斷口。

2. 4改進(jìn)措施

鍍層中β-黃銅相較多主要是熱擴(kuò)散不充分所致。由于熱擴(kuò)散溫度過(guò)低，鋼絲表面的 Zn原子未充分?jǐn)U散到Cu原子中，使得表面鍍層Zn原子的質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏高，形成較多的β-黃銅相。

對(duì)鍍黃銅鋼絲B重新進(jìn)行熱擴(kuò)散處理，使鍍層中Zn原子充分向Cu原子中擴(kuò)散以減少β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。重新熱擴(kuò)散后，通過(guò)XRD分析鍍層物相發(fā)現(xiàn)β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)由原先的24.0%下降至3.5%。重新濕拉處理過(guò)的鍍黃銅鋼絲B，斷絲率由原先的5.0次/t大幅下降至0.1次/t，能滿(mǎn)足正常濕拉需要。

在連續(xù)熱擴(kuò)散法電鍍生產(chǎn)過(guò)程中，為防止鍍黃銅鋼絲鍍層中產(chǎn)生較多的β-黃銅相，必須嚴(yán)格控制熱擴(kuò)散溫度，而且必須定期維護(hù)和保養(yǎng)熱擴(kuò)散設(shè)備。

3　結(jié)語(yǔ)

（1） 熱擴(kuò)散法電鍍黃銅鋼絲的鍍層微觀(guān)組織均為偽共析珠光體，未出現(xiàn)異常的先共析鐵素體；熱擴(kuò)散后滲碳體片層未發(fā)生球化。其抗拉強(qiáng)度在1 130 ～ 1 170 MPa范圍內(nèi)波動(dòng)，斷面收縮率在50.0% ～ 53.0%范圍內(nèi)波動(dòng)。

（2） 濕拉異常鍍黃銅鋼絲鍍層中β-黃銅相質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到24.0%，是濕拉正常鋼絲的6倍。鍍層中過(guò)多的硬脆β-黃銅相將阻礙鍍層與鋼絲的塑性變形，導(dǎo)致機(jī)械拉拔力升高，是濕拉頻繁發(fā)生頸縮狀斷口的重要原因。

（3） 將濕拉異常鍍黃銅鋼絲重新進(jìn)行熱擴(kuò)散處理，β-黃銅相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)可下降至 3.5%，斷絲率由 5.0次/t大幅下降至0.1次/t。

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［ 編輯：杜娟娟 ］

Study on necking fracture of brass-coated steel wire produced by heat diffusion electroplating during wet drawing

// QIAN Qing-sheng

To find out the cause of necking fracture during wet drawing of brass-plated steel wires， their microstructures and coating's phases in cases of normal and abnormal wet drawing were studied by scanning electron microscope，energy-dispersive spectrometer， and X-ray diffractometer， and their mechanical properties were tested by tensile testing machine. The results showed that the microstructures of both brass-plated steel wires are pseudo-eutectoid pearlite， no abnormal proeutectoid ferrite or spherical cementite are found， and there is no distinctive difference in mechanical properties between them. The mass fraction of β-brass phase is up to 24% in the coating of the brass-plated steel wire abnormally wet drawn， which is 6 times as large as that in the coating of normally drawn steel wire. The excessive mass fraction of hard and fragile β-brass phase in the coating is the key factor that leads to necking fracture， while the microstructure and mechanical properties of brass-plated steel wire are fine. The wire fracture rate is reduced from 5.0 times per ton to 0.1 time per ton during wet drawing by redoing heat diffusion treatment of the abnormal steel wire at a specified temperature.

steel wire； electroplating； brass； heat diffusion； pearlite； wet drawing； microstructure； necking fracture

's address: Technology Center of Jiangsu Xingda Steel Tyre Cord Co.， Ltd.， Xinghua 225721， China

TG113； TG355

A

1004 - 227X （2015） 07 - 0404 - 05

2014-10-27

2014--12-24

錢(qián)慶生（1986-），男，江蘇泰州人，碩士，工程師，主要從事簾線(xiàn)鋼熱處理、簾線(xiàn)鋼塑性變形等方面的研究，發(fā)表論文7篇。

作者聯(lián)系方式：（E-mail） qian116@126.com。