錢慶生

（江蘇興達鋼簾線股份有限公司技術(shù)中心，江蘇 興化　225721）

熱擴散法電鍍黃銅珠光體鋼絲濕式拉拔斷絲研究

錢慶生

（江蘇興達鋼簾線股份有限公司技術(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，通過掃描電鏡、能譜儀以及X射線衍射儀分析了濕式拉拔正常和異常的鋼絲的微觀組織和鍍層物相，并用拉伸試驗機檢測了其力學(xué)性能。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，2種鍍黃銅鋼絲的微觀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)量分數(shù)高達24%，是濕拉正常鋼絲的6倍。當(dāng)鍍黃銅鋼絲的微觀組織和力學(xué)性能良好時，鍍層中過多的硬脆β-黃銅相是導(dǎo)致濕拉出現(xiàn)頸縮狀斷口的重要原因。通過在規(guī)定溫度下對異常鋼絲鍍層重新做熱擴散處理，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；熱擴散；濕拉；微觀組織；頸縮狀斷口

隨子午線輪胎工業(yè)發(fā)展，國內(nèi)外科研人員大量研究了鋼簾線相關(guān)的電鍍和冷拉塑性變形技術(shù)，并取得了長足的進步［1-9］。比如低污染、高效率的熱擴散法電鍍?nèi)〈虽摵熅€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散工序，使鋼絲表面鋅原子擴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)過數(shù)十年的發(fā)展，其理論和拉拔工藝均日趨成熟。通過改善拉拔道次壓縮率、硬質(zhì)合金模具材質(zhì)、入口角度和潤滑劑使用性能等方面可實現(xiàn)25 ～ 30 m/s高速拉拔［10-12］，但過程中不可避免地會出現(xiàn)斷絲現(xiàn)象。目前關(guān)于干式拉拔斷絲方面的報道［10-16］較多，濕式拉拔斷絲方面的研究卻鮮有報道。本文通過分析熱擴散法電鍍所得黃銅鋼絲力學(xué)性能、微觀組織、鍍層物相及濕拉斷口形貌，找出濕式拉拔斷絲原因，為鋼簾線企業(yè)實際生產(chǎn)提供參考。

1　實驗

材料為濕拉正常的鍍黃銅珠光體鋼絲（下文簡稱鍍黃銅鋼絲 A）、濕拉頻繁發(fā)生頸縮斷裂的鍍黃銅珠光體鋼絲（下文簡稱鍍黃銅鋼絲B）以及濕拉頸縮狀斷口。用于生產(chǎn)的φ 5.50-0.70%C簾線鋼各項性能指標(biāo)均滿足GB/T 27691-2011《鋼簾線用盤條》中對 LX70B的要求，具體工藝流程為：φ 5.50盤條─干拉─φ 1.70 mm鋼絲─派登處理─電鍍銅─電鍍鋅─熱擴散─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）觀察2種鍍黃銅珠光體鋼絲的微觀組織、鍍層成分以及斷口形貌。用日本理學(xué)Miniflex型X射線衍射儀（XRD）分析鍍層的物相及其質(zhì)量分數(shù)。采用美斯特CMT4204型拉伸試驗機測試抗拉強度，采用23JC型光學(xué)投影儀檢測斷面收縮率。

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（濕拉機床運行正常、濕拉各道次壓縮率設(shè)計合理、模具狀態(tài)良好及濕拉潤滑劑狀態(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5.0次/t，已經(jīng)無法滿足正常的濕拉生產(chǎn)要求。收集鍍黃銅鋼絲B濕拉斷口并通過SEM觀察斷口形貌，如圖1所示。可見濕拉斷口均為典型的頸縮狀斷口，宏觀斷口形貌分為3個區(qū)域，即剪切唇、放射區(qū)和纖維區(qū)；微觀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度偏低，使得機械拉拔力大于鋼絲的破斷力。而造成抗拉強度偏低的2個因素如下：（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）熱擴散溫度過高，導(dǎo)致滲碳體片層發(fā)生球化。

2. 2鍍黃銅鋼絲力學(xué)性能和微觀組織

為找出鍍黃銅鋼絲B濕拉斷絲的原因，檢測了2種鋼絲的力學(xué)性能，結(jié)果見表1。通過對比發(fā)現(xiàn)，鍍黃銅鋼絲B抗拉強度的波動小于鍍黃銅鋼絲A，且抗拉強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觀察橫截面微觀組織（圖2），可見兩者無明顯差異。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)在熱擴散法電鍍過程中，鋼絲表面鍍層除了會形成塑性變形能力良好的α-黃銅外，還會形成硬脆的β-黃銅相，當(dāng)Zn原子的質(zhì)量分數(shù)達到45.0%時，β-黃銅性能硬脆而無法進行壓力加工［17-19］。

通過EDAX檢測了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)量分數(shù)超過了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，但波動較小，最外層Zn原子的質(zhì)量分數(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線掃描鍍層所得Cu和Zn原子濃度分布曲線Figure 4　Concentration profiles of copper and zinc in coating obtained by energy dispersive X-ray analysis

通過XRD分析了鍍層物相并用MDI Jade軟件計算物相的質(zhì)量分數(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方法計算出鍍黃銅鋼絲B鍍層中β-黃銅相的質(zhì)量分數(shù)達到24.0%，而鍍黃銅鋼絲A鍍層中β-黃銅相的質(zhì)量分數(shù)僅為4.0%左右，鋼絲B鍍層中β-黃銅相的質(zhì)量分數(shù)是鋼絲A的6倍。

圖5　2種鍍黃銅鋼絲鍍層XRD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)量分數(shù)Table 2　Mass fraction of each phase in brass coatings on two steel wires

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

2. 4改進措施

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

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

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

3　結(jié)語

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

（2） 濕拉異常鍍黃銅鋼絲鍍層中β-黃銅相質(zhì)量分數(shù)達到24.0%，是濕拉正常鋼絲的6倍。鍍層中過多的硬脆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行熱擴散處理，β-黃銅相的質(zhì)量分數(shù)可下降至 3.5%，斷絲率由 5.0次/t大幅下降至0.1次/t。

［1］ 宋為. 國產(chǎn)電鍍黃銅生產(chǎn)線技術(shù)研發(fā)［J］. 金屬制品， 2011， 37 （1）： 41-44， 60.

［2］ 李化蓮. 鋼簾線電鍍線集中控制改造存在的問題及對策［J］. 金屬制品， 2006， 32 （3）： 31-32.

［3］張曉丹. 鋼簾線鋼絲冷拉拔過程中組織演變的定量研究與力學(xué)性能［D］. 北京： 清華大學(xué)， 2009.

［4］涂益友. 高速大應(yīng)變冷拔鋼絲的組織和力學(xué)性能［D］. 南京： 東南大學(xué)， 2006.

［5］王雷， 涂益友， 李凡， 等. 冷拔高碳鋼絲織構(gòu)演變分析［J］. 東南大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2009， 39 （1）： 131-135.

［6］劉沿東， 蔣奇武， 趙驤， 等. 拉拔過程中珠光體鋼絲簾線的織構(gòu)分析與模擬［J］. 金屬學(xué)報， 2002， 38 （11）： 1215-1218.

［7］王燕， 方峰， 王雷， 等. 冷拔珠光體鋼絲滲碳體微觀結(jié)構(gòu)［J］. 材料熱處理學(xué)報， 2010， 31 （5）： 92-95.

［8］ TAGASHIRA S， SAKAI K， FURUHARA T， et al. Deformation microstructure and tensile strength of cold rolled pearlitic steel sheets ［J］. ISIJ International，2000， 40 （11）： 1149-1155.

［9］ NISHIDA S， YOSHIE A， IMAGUMBAI M. Work hardening of hypereutectoid and eutectoid steels during drawing ［J］. ISIJ International， 1998， 38 （2）： 177-186.

［10］ 馬明剛. 拉拔工藝及模具對鋼絲力學(xué)性能的影響［D］. 貴陽： 貴州大學(xué)， 2006.

［11］ 劉波. 高碳鋼絲及制品的塑性加工工藝與組織性能研究［D］. 西安： 西安建筑科技大學(xué)， 2004.

［12］ LO S W， LU Y H. Wire drawing dies with prescribed variations of strain rate ［J］. Journal of Materials Processing Technology， 2002， 123 （2）： 212-218.

［13］ 孫文斌， 黃貞益， 林貴明， 等. 硬線盤條拉拔斷裂原因分析［J］. 物理測試， 2005， 23 （6）： 44-47.

［14］ 李智麗， 韓鳳英. 線材拉拔斷裂分析［J］. 物理測試， 2008， 26 （4）： 59-61.

［15］ 溫娟， 劉曉嵐， 劉衛(wèi)平， 等. 82B盤條拉拔斷裂原因分析［J］. 冶金分析， 2008， 28 （S2）： 1496-1500.

［16］ 孟憲成， 王勇， 劉雅政. 72A簾線鋼線材冷拔筆尖狀斷裂分析和改進工藝措施［J］. 特殊鋼， 2009， 30 （5）： 55-57.

［17］ 張熹， 王春旭， 史慶南. 子午線輪胎鋼簾線用鋼絲的工藝現(xiàn)狀［J］. 鋼鐵研究學(xué)報， 2007， 19 （1）： 1-5.

［18］ 鄭峰. 銅與銅合金速查手冊［M］. 北京： 化學(xué)工業(yè)出版社， 2008： 192-199.

［19］ SASAKI S， TASHIRO H. Effect of brass plating on the drawability of fine steel wire with pearlite structure ［J］. Wire Journal International， 1998， 31 （7）： 104-109.

［ 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

錢慶生（1986-），男，江蘇泰州人，碩士，工程師，主要從事簾線鋼熱處理、簾線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。