微观组织和织构对 H65黄铜带材折弯性能的影响

莫永达 张嘉凝 白依可 王云鹏 王虎 娄花芬

摘要：电子产品关键部件小型化对黄铜合金带材折弯性能提出了更高的要求。研究了微观组织和织构对 H65黄铜带材折弯性能的影响规律和影响机制。结果表明：带材平行于轧向折弯较垂直于轧向折弯更易于产生表面褶皱和裂纹，且随着折弯半径的减小，折弯性能降低。折弯变形过程中带材外表面易形成剪切带，所产生的剪切变形是造成表面褶皱和开裂的主要原因。微观组织不均匀、较强的 Brass 织构易导致带材折弯过程中产生剪切变形，造成带材折弯性能下降。通过调控热处理工艺来调整带材织构，减少或抑制剪切带的产生，能够提升带材的折弯性能。

关键词：黄铜带材;折弯性能;微观组织;织构

中图分类号： TG 146.4     文献标志码： A

Effects of Microstructure and Texture on Bending Properties of H65 Brass Sheet

MO Yongda1，2， ZHANG Jianing1，2， BAI Yike1，2， WANG Yunpeng1，2， WANG Hu1，2， LOU Huafen1，2

（1. China Copper Institute ofEngineering and Technology， Beijing 102209， China;2. Kunming Metallurgical ResearchInstitute Co.， Ltd.， Beijing Branch， Beijing 102209， China）

Abstract： The miniaturization of electronic products key components puts forward higher requirements for the bending properties of brass alloy strip. The effects of microstructure and texture on the bending properties of H65 sheet strip were studied. The results show that the bending parallel to the rolling direction is easier to produce surface wrinkle and cracks compared with the bending perpendicular to the rolling  direction，  and the bending properties  decreases with the  decrease  of bending radius. In the process of bending deformation， shear bands are easy to form on the outer surface of the sheet， and the resulting  shear  deformation  is  the  main  cause  of  surface  wrinkles  and  cracks. The  non-uniform microstructure and strong brass texture are easy to cause shear deformation， resulting in the decline of sheet bending performance. It can improve the bending properties of the sheet by adjusting the heat treatmen process parameters to adjusting the sheet texture and reducing or inhibiting the generation of shear bands.

Keywords： brass sheet; bending properties ; microstructure ; texture

隨着通信、汽车和电气行业的不断发展，对连接器用铜带材也提出了更高的要求[1-2]。如电线束接插件产品，要求所用铜带材同时兼顾冲压时的塑性、插拔时的强度和弹性要求。此外，随着接插件产品往小型化和轻质化方向发展，客户对铜带产品的弯曲条件也更加严格[3-4]。连接器用铜带材一般为锡磷青铜带和 H65黄铜带材，出于成本考虑，近年来连接器用高性能低成本黄铜带材已成为重要的发展趋势。常规的黄铜带材虽然满足高抗拉强度和高伸长率指标，但其折弯性能仍存在较大的提升空间[5]。因此，有必要对黄铜带材折弯性能的影响规律和影响机制开展研究，在此基础上提出改善黄铜带材折弯性能的控制建议。

黄铜合金具有较低的层错能，在加工变形时易产生形变孪晶和剪切带等变形组织[6-9]。由于形变孪晶具有取向依赖性[10-11]，随机取向的等轴晶组织各晶粒内部产生形变孪晶的几率和数量不同，导致各晶粒之间产生显著的不均匀变形。大变形量加工时，剪切应变主要集中在剪切带区域[12-13]，同样使合金内部产生明显的不均匀变形，剪切带成为裂纹形核区域[14]。这些材料内部的不均匀变形受材料组织状态和织构的显著影响，导致合金的加工性能显著降低[15]。基于对黄铜合金塑性变形机制的认识，本文重点从微观组织和织构的角度，分析两类因素对黄铜带材折弯性能的影响，进而提出黄铜带材折弯性能调控的相关措施，为高性能黄铜带材的生产提供理论指导。

1 试验材料及分析方法

以商业化销售的 H65黄铜带材为原材料，带材初始状态为 H08，厚度为2.4 mm，抗拉强度为753 MPa，伸长率为7.2%，维氏硬度为216。通过控制热处理条件获取具有不同微观组织和性能的试样，根据相关资料[16]确定在300、350、400、450℃条件下对带材退火1 h，可获得不同性能的试样。

热处理后的试样经线切割取样和机械打磨抛光后，用5%FeCl3无水乙醇溶液进行金相浸蚀，采用 Carl Zeiss ScopeA1金相显微镜观察显微组织。电子背向散射衍射（electron back-scattered diffraction， EBSD）试样用成分为100 mL  H3PO4+100 mL  C2H5OH+50 mL CH3CH2CH2OH+250 mL H2O 的混合溶液进行电解抛光，采用 JSM-7800F场发射扫描电子显微镜（ scanning electron microscope，SEM）的EBSD 系统和牛津全自动晶体取向数据采集系统 Channel 5软件对试样的微观组织进行分析，试样界面取向差统计采用步长0.5μm 进行扫描。采用Empyream型 X 射线衍射仪（X-ray diffractometer， XRD）对试样的织构进行测定。分别沿带材的轧向（rolling direction， RD，为试样拉伸方向与轧制方向平行）、横向（transverse direction， TD，为试样拉伸方向与轧制方向垂直）切取力学性能测试试样和折弯试样。按照 GB/T228—2010标准对带材试样的力学性能进行测试，在 MTS-810万能材料试验机上进行室温单向拉伸变形试验，应变速率为10?3 s?1，每组拉伸试样共3个，力学性能测试结果取其平均值。试样的折弯变形试验参考 GB/T232—2010标准开展，试样尺寸为50 mm×20 mm，试样长度方向分别为沿带材 RD 和 TD，相应的折弯方向分别为垂直 RD（good way， GW）和平行 RD（bad way， BW）。

2 试验结果

2.1 室温拉伸试验结果

不同条件退火处理 H65黄铜带材试样的力学性能如表1所示。从表1中可以看出，同一退火温度处理的试样， TD 试样的强度低于 RD试样的，而断后伸长率高于 TD试样的。

2.2 试样的显微组织

热处理后， H65黄铜带材试样纵截面金相组织如图1所示。从图1中可以看出，未退火试样内部主要为纤维状变形组织;300℃退火后，微观组织与未退火试样的相比变化不大;350℃退火后，试样中纤维状变形组织减少，部分区域出现细小的再结晶晶粒;450℃退火后，试样中大部分为再结晶组织，平均晶粒尺寸约为4μm。

2.3 试样折弯试验结果

根据 GB/T 232—2010标准，使用三点弯曲法对不同状态的 H65黄铜带材试样进行180°折弯试验，选择折弯压头半径分别为0.7、1.0、2.5 mm。部分折弯试样外表面宏观形貌如图 2所示。从图 2中可以看出，随着退火温度的升高，试样抗折弯能力增强。折弯试验结果如表 2所示。

结合表 2和图 2可以看出，在相同退火温度和折弯半径条件下，试样沿 BW方向折弯，其折弯外表面形貌变化较为剧烈，易出现裂纹或褶皱。图3详细对比了试样沿 BW、GW 方向折弯后的外表面形貌。从图3中可以看出， 300℃退火處理试样沿 BW 方向折弯后表面出现连续贯穿裂纹，沿 GW 方向折弯表面出现断续分布的裂纹;350℃退火试样沿 BW 方向折弯表面出现明显褶皱，而沿 GW 方向折弯后试样表面仍保持光滑状态。此外，较高退火温度处理的试样其折弯后保持较好的外表面形貌，350℃退火试样无论沿 GW 方向或 BW 方向折弯均未出现裂纹。说明350℃退火试样的折弯性能优于300℃退火试样的。

图4为 H65黄铜带材试样350℃退火后，在不同折弯半径条件下，沿 BW方向折弯试样外表面的形貌。从图4中可以看出，随着折弯半径的减小，试样表面出现褶皱的数量增加。

3 分析与讨论

（1）试样折弯处微观形貌分析

图 5为沿不同方向、不同折弯半径条件下， H65 黄铜带材试样折弯后的截面微观组织。从图 5中可以看出，300℃沿 BW方向折弯试样发生严重开裂，几乎贯穿整个厚度;而沿 GW 方向开裂程度较小，这与图 3中的形貌观察结果相一致。当折弯半径增大至1.0 mm 时，试样未出现开裂现象。对图 5中局部区域进行放大，可以发现断口开裂方向与变形流线（或带材表面切线）之间的角度约为45°;折弯半径为1.0 mm 时，试样内部出现的局部剪切变形形成了剪切带，剪切带与变形流线（或带材表面切线）之间的角度同样约为45°。表明试样折弯开裂行为与试样内部的剪切带形成存在一定关联性。

对 H65黄铜带材试样（300℃-GW，折弯半径1.0 mm）折弯处截面微观组织进行放大观察，如图 5（e）所示，可以观察到，靠近试样外表面处形成了大量的微剪切带，且有相交迹象;剪切带相交于试样外表面处出现下凹现象，与图4中试样表面褶皱相对应。由此可见，试样折弯过程中形成的外表面褶皱或裂纹（见图5）与试样内部的剪切带密切相关。相关文献表明，材料内部剪切带的形成与材料原始组织、织构等因素有关。为此，本研究对不同条件处理的 H65黄铜带材试样微观组织和织构做了进一步分析。

（2）微观组织对折弯性能的影响

H65黄铜带材试样经300、350、450℃退火1 h 后，内部微观组织（EBSD菊池带衬度图）如图6所示，相应试样经折弯后（BW，折弯半径0.7 mm）的外表面形貌见图 6上部照片。 EBSD 菊池带衬度图颜色深浅反映了试样内部晶格畸变情况，颜色越深表明晶格畸变越严重。300℃退火后试样大部分区域发生了再结晶，平均晶粒尺寸约为3.4μm，但内部仍存在晶格畸变严重的条带状组织，如图6（a）方框区域所示。350℃退火后，试样局部存在条带状组织，表明仍有部分变形组织残留。450℃退火后，试样内部为等轴晶组织，平均晶粒尺寸约为4.0μm，未观察到条带状变形组织，表明试样微观组织较均匀。

根据相关文献[13，17]，黄铜合金材料内部存在的不均匀组织或晶格畸变严重的组织，变形过程中易在该处产生较大的应力集中，并发展成为剪切带组织。结合图5（e）观察到的现象，当不同取向的剪切带在试样表面相交，形成交叉的剪切带组织，则在相交处进一步产生应力集中，使试样局部发生变形失稳，产生褶皱，如图 6（b）所示;如果应力集中程度超过材料的变形极限，则可能导致微裂纹的产生和试样开裂，如图6（a）所示。以上结果表明，带材内部的不均匀微观组织是折弯变形过程中促使剪切带形成、相交，并导致褶皱、微裂纹或开裂产生的重要因素。

（3）带材织构对折弯性能的影响

采用 XRD 对退火后的 H65黄铜带材试样的织构进行分析。图7为不同温度退火处理后试样的取向分布函数（orientation distribution function， ODF）图（φ2=45°）。从图7中可以看出，300℃退火试样存在强 Brass 织构，织构强度达到2.4。随着退火温度的升高，织构组分逐渐转变为 Copper 织构，且织构强度降低。不同退火温度试样的织构组分体积分数如表3所示。300℃退火后，试样的織构主要为Brass 织构，是典型的低层错能合金冷轧织构，表明该温度下退火的试样仍部分保持轧制状态组织;退火温度由300℃升高至450℃，试样内部 Brass 织构组分显著降低，Cube 织构和 Copper 织构组分增加。

Kuroda 等[15]采用晶体塑性有限元方法模拟了面心立方金属在折弯变形过程中的变形行为，分析了织构对折弯变形过程的影响。结果表明，在同一变形量下， S 织构试样折弯过程中易在外表面产生剪切带和应力集中; Brass 织构试样外表面易发生凹陷形成表面褶皱; Copper 织构试样表面虽然存在一定的应力集中，但表面褶皱程度较小; Goss 织构试样内外表面应力分布较均匀，未出现明显的褶皱。结合表3中织构测试结果可知， 300℃退火处理的试样的织构以 Brass 织构和 S 织构为主，其在折弯变形过程中易在外表面发生应力集中，产生褶皱和裂纹形核，导致图6（a）所示的试样开裂;350℃和450℃退火试样的织构强度较弱，取向接近随机分布，试样外表面应力集中程度较弱，能承受较大变形而不出现微裂纹或开裂，如图6（b）和图6（c）所示。

（4）H65黄铜带材试样折弯性能影响机制

综合上述分析，可对 H65黄铜带材试样的折弯性能影响机制进行解释，并提出相应的控制建议。从试样纵截面微观形貌（见图5）可以看出，试样开裂呈现线性特征，且裂纹穿过多个晶粒，同时试样内部出现了明显的剪切变形迹象（见图5d），表明试样属于剪切带开裂而发生失效。剪切带的产生属于非均匀变形，是由于位错滑移大量受阻导致的塑性失稳，此时试样产生的应变主要集中在剪切带内部[16]。试样折弯过程中，外表面受到的拉应力最大，当应力值达到发生失稳变形临界条件时，剪切带优先在靠近外表面的区域产生。剪切带内部发生的切变量较大，导致处于自由表面的外表面出现凹凸不平的现象，也即形成了表面褶皱（见图5e）。随着变形量进一步增加，试样外表面附近形成更多的剪切带，发生剪切带相交，相交处产生应力集中，当应力集中达到材料强度极限时则会产生微裂纹，裂纹扩展使试样发生开裂或断裂[18]。

影响剪切带形成的因素包括析出相、溶质原子、层错能、组织均匀性、织构等[19-20]。析出相和溶质原子在一定程度上会阻碍位错运动，产生强化，但对于 H65黄铜合金这一溶质原子浓度一定的单相合金，两者对位错滑移的影响程度变化不大。层错能显著影响合金的变形机制， Cu-Zn 合金属于典型的低层错能合金，变形过程中不易发生交滑移，易产生形变孪生，进一步阻碍位错的运动，导致剪切变形[21]。组织均匀性对剪切带形成的影响主要体现在试样内部的应力集中上，即不均匀的组织在变形过程中需要开动更多的滑移系以协调变形，增加了开动位错滑移的难度、加剧了位错塞积，导致应力集中和塑性失稳，促使材料内部发生剪切变形。织构也会显著影响剪切带的形成，因为不同织构组分的晶粒内部开动滑移系的数量不同[22]。

本研究条件下，试样的宽度（25 mm）远大于试样的厚度（2.4 mm），试样折弯过程中近似处于平面应变状态。根据 Kaneko 等[23] 的研究，在平面应变状态下，沿带材 BW 方向进行折弯，不同织构试样发生剪切变形并出现外表面褶皱由易到难的排序为 Brass 织构、Goss 织构、S 织构、Copper 织构和 Cube 织构;沿带材 GW 方向进行折弯，产生剪切变形并出现外表面褶皱由易到难的排序为 Brass 织构、S 织构、Copper 织构、Goss 织构和 Cube 织构。研究[24]发现， Cube 织构可以显著抵抗应变局部化或变形失稳，抑制剪切带的形成，因而具有这一织构的材料沿各个折弯方向均具有较优的折弯性能。可通过合理调控形变热处理工艺参数调整带材织构，减少或抑制剪切带的产生，从而提升或控制 H65黄铜带材的折弯性能[25]。

4 结论

（1）H65黄铜带材试样平行于轧向折弯较垂直于轧向折弯更易于产生表面褶皱和裂纹，且随着折弯半径的减小折弯性能降低。

（2）试样折弯变形过程中易在试样外表面形成剪切带，所产生的剪切变形是造成表面褶皱和开裂的主要原因。

（3）微观组织不均匀、具有较强的 Brass 织构导致试样折弯变形过程中易于产生剪切带，造成带材折弯性能下降。

参考文献：

[1] 殷婷， 田保红， 刘玉亮， 等.铜及铜合金加工材热镀锡研究进展[J].有色金属材料与工程， 2019， 40（1）：55–60.

[2] 张文芹， 郑晨飞.铜及铜合金带材表面质量控制及技术现状[J].有色金属材料与工程， 2016， 37（4）：125–131.

[3] 王艳丽， 张玉钟， 申相虎， 等.铜合金材料在插接件中的应用分析[J].汽车电器， 2013（2）：37–40.

[4] 刘爱奎， 鲁长建， 段广超.高性能铜合金带在汽车连接器中的应用[J].铜业工程， 2018（2）：13–16.

[5] 易志辉. C2680黄铜带材弯曲性能的研究[J].铜业工程， 2014（3）：5–7.

[6] SAKHAROVA N A， FERNANDES J V， VIEIRA M F.Strain  path  and  work-hardening  behavior  of brass[J]. Materials  Science  and  Engineering：A， 2009， 507（1/2）：13–21.

[7] KONKOVA T， MIRONOV S， KORZNIKOV A， et al.Grain  structure  evolution  during  cryogenic  rolling  of alpha brass[J]. Journal of Alloys and Compounds， 2015，629：140–147.

[8] KUMAR N K， ROY B， DAS J. Effect of twin spacing，dislocation density and crystallite size on the strength of nanostructured  α-brass[J].  Journal  of  Alloys  andCompounds， 2015， 618：139–145.

[9] HIRSCH J， L?CKE K， HATHERLY M. Overview No.76： mechanism  of  deformation  and  development  of rolling textures in polycrystalline f. c. c. metals—III. The influence of slip inhomogeneities and twinning[J]. Acta Metallurgica， 1988， 36（11）：2905–2927.

[10] CHRISTIAN  J  W，  MAHAJAN  S.  Deformationtwinning[J]. Progress  in  Materials  Science，  1995， 39（1/2）：1–157.

[11] YANG  P，  XIE  Q，  MENG  L，  et  al. Dependence  ofdeformation  twinning  on  grain  orientation  in  a  high manganese  steel[J]. Scripta  Materialia， 2006， 55（7）：629–631.

[12] HATHERLY M， MALIN A S. Shear bands in deformedmetals[J]. Scripta Metallurgica， 1984， 18（5）：449–454.

[13] DUGGAN B J， HATHERLY M， HUTCHINSON W B，et al. Deformation structures and textures in cold-rolled 70：30 brass[J]. Metal Science， 1978， 12（8）：343–351.

[14] ZHANG P， QU S， YANG M X， et al. Varying tensilefracture  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.

[15] KURODA M， TVERGAARD V. Effects of texture onshear band formation in plane strain tension/compression and bending[J]. International Journal of Plasticity， 2007， 23（2）：244–272.

[16]田榮璋， 王祝堂.铜合金及其加工手册[M].长沙：中南大学出版社， 2002.

[17] YEUNG W Y， DUGGAN B J. Flow localization in cold-rolled α-brass[J]. Materials  Science  and  Technology， 1986， 2（6）：552–558.

[18] Ragab A R ，  Saleh C A. Evaluation of bendability ofsheet metals using void coalescence models[J]. Materials Science and Engineering A， 2005， 395（1）：102–109.

[19] Lievers W B ，Pilkey A K ， Lloyd D J. The influence ofiron  content  on  the  bendability  of  AA6111 sheet[J]. Materials  Science  and  Engineering  A， 2003， 361（1）：312–320.

[20]段保华， 张柯， 刘平.纯铜表面纳米化的微观结构演化及其力学性能研究[J].有色金属材料与工程， 2019， 40（4）：19–27.

[21] MO  Y  D，  JIANG  Y  B，  LIU  X  H，  et  al. Effects  ofmicrostructure on the deformation behavior， mechanicalproperties  and  residual  stress  of  cold-rolled  HAl77-2 aluminum brass tube[J]. Journal of Materials Processing Technology， 2016， 235：75–84.

[22] NakamachiE ， Honda T ， Kuramae H. Two-scale finiteelement  analyses  for  bendability  and  springback evaluation  based  on  crystallographic  homogenizationmethod[J]. International Journal of Mechanical Sciences， 2014， 80：109–121.

[23] KANEKO  H，  EGUCHI  T. Influence  of  texture  onbendability of Cu-Ni-Si alloys[J]. Materials Transactions， 2012， 53（11）：1847–1851.

[24] Hirofumi I. Simultaneous prediction of bendability anddeep  drawability  based  on  orientation  distribution function  for  polycrystalline  cubic  metal  sheets[J]. Materials Science Forum， 2018， 941：1468–1473.

[25]李景新.激光燒结纳米 Al2O3微观结构研究[J].上海理工大学学报， 2005（1）：55–58.