熱力處理對Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率的影響

李立新，袁 翔，蘇雨萌，皮大光，劉建洋，李 彬

(武漢科技大學材料與冶金學院，湖北 武漢，430081)

有關Pb基合金材料的耐腐蝕性能目前主要集中于鉛合金晶界處腐蝕狀況的研究。研究表明，鉛合金晶界處腐蝕狀況與其晶界能高低有關，而晶界能高低與再結晶程度密切相關，即再結晶程度越高，晶界能越低，抗腐蝕能力越強[1-3]。因此再結晶軟化程度即再結晶軟化率成為評價Pb基合金材料耐腐蝕性能的重要指標。本文模擬現場工藝鉛板出卷時板卷中存在張力的情形，對變形量為30%的冷軋Pb-Ca-Sn-Al合金進行熱力實驗，對靜態再結晶動力學模型Avrami方程系數進行回歸，得出Pb-Ca-Sn-Al合金靜態再結晶模型，研究保溫時間、退火溫度和加載力對其靜態再結晶軟化率的影響。

1 實驗

實驗所用材料為Pb-Ca-Sn-Al合金，其化學成分如表1所示。將實驗材料加工成200 mm×25 mm×0.56 mm的試樣，測量試樣的初始硬度，用二輥軋機按30%的壓下量冷軋，測量軋后樣的硬度，對軋后樣按正交實驗設計的工藝參數在高溫箱式電阻爐內進行熱力處理(對爐內處于退火過程的軋后樣在長度方向加載一定的彈簧拉力)，測量熱力處理后的試樣硬度，對正交實驗數據作極差分析。

表1 Pb-Ca-Sn-Al合金化學成分(wB/%)

2 靜態再結晶模型線性方程

碳鋼靜態再結晶動力學模型Avrami方程為[4-6]

(1)

式中：χ為靜態再結晶體積分數；t為靜態再結晶時間，s；tF為靜態再結晶體積分數為F時所需時間，s；n為Avrami指數；B為常數。

當靜態再結晶體積分數F為50%時，式(1)為

(2)

靜態再結晶體積分數為50%所需時間

(3)

對于鉛合金靜態再結晶，變形量和變形速率為定值，如果不考慮軋制過程中的晶粒破碎，則試樣在退火前后晶粒大小基本不變。所以變形量、變形速率和原始晶粒尺寸等因素的影響可以計入常量A中；由于加載力F比鉛板的屈服強度小，加載力F和變形量ε為線性關系，在式(3)的εp中引入F，可得

(4)

將式(4)代入式(2)，有

(5)

y=b0+b1x1+b2x2+b3x3

(6)

3 結果與分析

3.1 合金再結晶軟化率的影響因素

表2 Pb-Ca-Sn-Al合金工藝參數及實驗數據

對表2中的再結晶軟化率作極差分析，結果顯示，退火溫度T、保溫時間t、加載力F等因素對Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率影響的極差值分別為RT=0.4564，Rt=1.6907，RF=0.1344，可見，影響Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率的因素主次順序為：保溫時間t，退火溫度T，加載力F。

3.2 再結晶軟化率模型分析

根據式(4)，利用ORIGIN軟件對513～533 ℃溫度區間的實驗數據作線性回歸，所得線性方程系數回歸值如表3所示，回歸方程系數顯著性檢驗如表4所示。從表3中可看出，回歸后的方程系數相關度較高，r=0.9626。表4結果再次驗證了影響Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率的因素主次順序為t，T，F。根據表3中的回歸數據，結合式(5)得出Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率模型[7-10]為

χ=1+exp[0.693(t/(1×

(7)

對式(7)計算結果進行整理，得出保溫時間對Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率的影響如圖1所示。從圖1中可推算，當保溫時間為10 s，退火溫度分別為513、523、533K時，相應Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率分別為0.4996、0.5078、0.5120。可見，相同加載力和保溫時間條件下，退火溫度越高，再結晶軟化率越大。從圖1中還可看出，初始階段再結晶軟化率增長速率隨保溫時間延長而快速增大，當保溫時間增至60 s時，再結晶軟化率的增長速率漸趨緩慢。根據Pb-Ca-Sn-Al合金靜態再結晶模型計算結果，退火溫度分別為513、523、533 K時，Pb-Ca-Sn-Al合金完成再結晶(軟化率為95%以上)所需保溫時間分別為790、820、940 s。

表3 線性方程系數回歸值

表4 回歸方程系數顯著性檢驗

圖1保溫時間對Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率的影響

Fig.1EffectofsoakingtimeontherecrystallizationsofteningfractionofPb-Ca-Sn-Alalloy

4 結論

(1)影響Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率的因素主次順序為：保溫時間，退火溫度，加載力。

(2)相同加載力和保溫時間條件下，退火溫度越高，Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率越大。

(3)Pb-Ca-Sn-Al合金再結晶軟化率增長速率隨保溫時間延長而快速增大，當保溫時間增至60 s時，再結晶軟化率的增長速率漸趨緩慢。

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