退火對高速電鑄鎳組織和塑性的影響

羅 揚，田文懷，石高鋒，成生偉

（北京科技大學 材料科學與工程學院，北京 100083）

電鑄是一種利用電解原理使金屬在陰極表面沉積從而得到金屬制品的加工工藝，它具有很高的精密度，近年來電鑄技術已經在電子、汽車、兵器制造等領域得到廣泛的應用［1，2］。在兵器制造方面，電鑄法是目前國內外制備破甲彈純鎳藥型罩的重要方法［3－5］。根據侵徹流體動力學理論［6］，破甲彈爆炸時形成的聚能射流應具有高密度和高延伸性能，因此，對電鑄鎳的塑性提出了較高要求。在通常的電鑄鎳工藝中，往往需要使用一些含硫的有機物作為添加劑（如糖精等），含硫添加劑可以細化晶粒并減小鍍層中的應力［7－9］，但也會帶來硫化物夾雜從而增加電鑄鎳的脆性［10，11］，這對塑性是不利的。為了解決含硫添加劑的弊端，有的研究者在尋求含硫添加劑的替代品，例如一些稀土添加劑就可以很好地改善微細電鑄鎳的力學性能［12，13］；也有人在研究無添加劑的鍍液和工藝［14，15］，高速電鑄法就是其中之一。高速電鑄法不僅沉積速率快，鍍層應力小，而且無需使用任何添加劑，因此電鑄液維護簡單，獲得的電鑄鎳具有良好的塑性［7］。所以從理論上講高速電鑄法能夠滿足純鎳藥型罩對塑性的需要。而退火熱處理對高速電鑄鎳的微觀組織和力學性能，特別是塑性的影響則很少有研究報道。

本工作使用高速電鑄方法制備電鑄鎳，并在不同溫度下對電鑄鎳進行等時退火熱處理，通過拉伸實驗測定電鑄鎳的伸長率和抗拉強度，探討退火熱處理對高速電鑄鎳微觀組織和塑性的影響規律，以確定最合理的退火工藝，為提高電鑄純鎳藥型罩的綜合力學性能提供參考。

1 實驗

1.1 電鑄鎳的制備和退火

高速電鑄裝置示意圖如圖1所示。實驗所用的陽極材料為含硫鎳，其中鎳的質量分數≥99.96%，硫的質量分數約為0.03%，陽極外面套3層陽極袋。陰極為不銹鋼片。陽極在使用前用酒精和蒸餾水清洗干凈，陰極在使用前需拋光、清洗并吹干。電鑄電源為穩壓直流電源。電鑄液的成分：氨基磺酸鎳（Ni（SO3NH2）2·4H2O，化學純）700g／L，硼酸（H3BO3，優級純）36g／L，氯化鎳（NiCl2·6H2O，分析純）6g／L。電鑄液溫度50℃，pH＝4.0±0.1，陰極電流密度為8.1A／dm2，采用空氣攪拌。

圖1 高速電鑄裝置示意圖Fig.1 Sketch of high－speed electroforming device

在電鑄的過程中，當鍍層達到一定沉積厚度（≥0.6mm）時，停止電流和空氣攪拌，然后將鍍層和陰極一起從電鑄液中取出，將鍍層剝離、清洗并吹干，即得到電鑄鎳板材。電鑄鎳的退火在馬弗爐中進行，退火溫度為450～650℃，退火時間為2h，采用到溫入爐加熱。

1.2 組織觀察、殘余應力和硬度測定

電鑄鎳退火后，用線切割方法從電鑄鎳板材上切取適當尺寸的試樣并用環氧樹脂冷鑲嵌。待環氧樹脂硬化后將試樣的側面即沿晶體生長方向用砂紙研磨，再用金剛石研磨膏拋光，隨后用質量分數為68%的濃硝酸擦拭浸蝕。得到清晰的金相組織之后，利用Olympus DP－70光學顯微鏡對微觀組織進行觀察。

用TEC 4000型X射線應力測定儀測定殘余應力，實驗參數：射線源為Cr靶 Kα射線，λ＝0.22897nm，測試晶面為面心立方Ni的（311）晶面，測試角度為±45，±30，±15，0°，靶電流0.8A，射線照射時間30s。每一個殘余應力值為隨機測量5個點應力值的平均值，并且對電鑄鎳板材的正反兩面分別進行測定。

不同組織電鑄鎳的顯微硬度測試在SVD 430數顯維氏硬度計上進行，載荷0.2kg，加載時間15s，測試溫度為室溫。每一個硬度值為隨機測量10個點所測硬度值的平均值。

1.3 拉伸實驗

用線切割方法從電鑄鎳板材上切取拉伸試樣（圖2）。用細砂紙打磨拉伸試樣的線切割表面，以保證表面質量。采用CMT 4105型微控拉伸試驗機，拉伸速率為0.1mm／min。

圖2 拉伸試樣示意圖Fig.2 Sketch of tensile specimen

2 結果與討論

2.1 退火對微觀組織和殘余應力的影響

圖3是未經退火處理的電鑄鎳的金相組織。圖3（a）為板材厚度方向整個截面的微觀組織全貌，箭頭方向為電鑄鎳晶體的生長方向?？梢钥闯?，電鑄鎳的金相組織沿厚度方向有明顯的不同。電鑄前期沉積區域（簡稱內層）的晶粒較粗大，而電鑄后期沉積區域（簡稱外層）的晶粒較細小。圖3（b），（c）分別為內層和外層金相組織的局部放大圖，可見內層和外層都是由柱狀晶組成，只是內層柱狀晶較粗，外層柱狀晶較細?？梢哉J為，隨著電鑄時間的延長，電鑄液逐漸蒸發導致濃度變化，從而造成前期和后期沉積鎳微觀組織的不同。

圖4是經不同溫度2h退火后電鑄鎳內層部位的金相組織。對照圖3（b）未經退火處理的金相組織，可以看出，450～650℃溫度范圍內的退火對內層微觀組織沒有特別明顯的影響，退火后內層柱狀晶的尺寸和形貌都沒有明顯的變化。

圖3 未經退火處理的電鑄鎳金相組織 （a）全貌；（b）內層；（c）外層Fig.3 Microstructures of electroformed nickel without annealing （a）general view；（b）inner part；（c）outer part

圖4 經不同溫度2h退火后電鑄鎳內層部位的金相組織 （a）450℃；（b）500℃；（c）550℃；（d）650℃Fig.4 Optical microstructures in the inner part of electroformed nickel after annealing treatment at different temperatures for 2h （a）450℃；（b）500℃；（c）550℃；（d）650℃

圖5是經不同溫度2h退火后電鑄鎳外層部位的金相組織。對照圖3（c）的未經退火處理的金相組織，可以看出，在450℃退火后（圖5（a）），電鑄鎳外層柱狀晶的尺寸和形貌無明顯變化。500℃退火后（圖5（b）），外層雖然仍是以柱狀晶為主，但在柱狀晶晶界部位出現了細小的等軸晶粒。在550℃退火后（圖5（c）），等軸晶粒長大并占據了一定的數量。從金相照片上可見，原來的柱狀晶只占很小部分。650℃退火后（圖5（d）），整個電鑄鎳外層的組織為等軸晶組織。

圖6是2h退火后電鑄鎳殘余應力與退火溫度之間的關系。可以看出，電鑄鎳中的殘余應力為張應力，未經退火處理的電鑄鎳內層的殘余應力為42MPa，外層的殘余應力高于內層，為126MPa。電鑄過程中，影響電鑄鎳內應力的因素有添加劑，陰極電流密度，溫度，pH值和電鑄液成分［16］。本研究所使用的高速電鑄液未使用任何添加劑，陰極電流密度和溫度均為恒定值，pH值在電鑄過程中也非常穩定，但電鑄過程中存在明顯的蒸發現象。因此，電鑄液蒸發引起的濃度變化是內外層應力存在差異的主要原因。隨著退火溫度的升高，內外層的殘余應力均呈現下降趨勢，當退火溫度為450℃時，內外層應力分別為37，81MPa；當退火溫度為550℃時，內外層應力分別為26，17MPa；當退火溫度為650℃時，內外層應力分別為13，5MPa，可見與內層相比，外層中殘余應力的下降更加顯著。

根據退火前后電鑄鎳內外層的組織和殘余應力的變化規律，可以認為電鑄鎳在退火過程中發生了回復和再結晶。其中內層的殘余應力較小，在450～650℃退火時只發生回復，組織沒有明顯的變化，殘余應力有一定程度的釋放；外層的殘余應力較大，在450℃退火時，由于溫度較低，也只是發生了回復，組織也沒有明顯的變化，殘余應力釋放有限；在450℃以上退火時，外層發生了再結晶，組織發生了改變，殘余應力也得到了更加充分的釋放。由于殘余應力的存在，電鑄金屬在退火時也可以像冷變形金屬一樣發生回復和再結晶，這種現象已有研究報道［17－19］。

圖5 經不同溫度2h退火后電鑄鎳外層部位的金相組織 （a）450℃；（b）500℃；（c）550℃；（d）650℃Fig.5 Optical microstructures in the outer part of electroformed nickel after annealing treatment at different temperatures for 2h （a）450℃；（b）500℃；（c）550℃；（d）650℃

圖6 電鑄鎳殘余應力與退火溫度的關系Fig.6 The relationship between residual stress and annealing temperature of electroformed nickel

2.2 退火對硬度、強度和塑性的影響

圖7 電鑄鎳硬度與退火溫度的關系Fig.7 The relationship between hardness and annealing temperature of electroformed nickel

圖7是2h退火后電鑄鎳硬度與退火溫度之間的關系。可以看出，未經退火處理的電鑄鎳內層硬度HV為193，外層為263。由于外層的晶粒細小而且殘余應力較大，因此外層硬度高于內層。隨著退火溫度的升高，由于發生了回復和再結晶，退火后電鑄鎳內外層的硬度都呈下降趨勢，當退火溫度為450℃時，內層硬度HV為185，外層為211；當退火溫度為550℃時，內層硬度 HV為173，外層為165；當退火溫度為650℃時，內層硬度HV為124，外層為94，可見與內層相比，外層的硬度下降更明顯。由于內層在退火時只發生回復，而外層在450℃以上退火時能夠發生再結晶，因此與內層相比，外層的殘余應力釋放得更徹底，所以隨退火溫度的升高，外層硬度的下降更為明顯。

圖8是電鑄鎳經不同溫度2h退火后的應力－應變曲線。作為比較，未經退火處理的電鑄鎳試樣的應力－應變曲線也標在圖中。圖9是電鑄鎳拉伸性能與退火溫度之間的關系。從圖8，9可以看出，未經退火處理的電鑄鎳的伸長率為14%，抗拉強度σb為625MPa。經不同溫度退火處理后，電鑄鎳的塑性均有改善，當退火溫度為550℃時，電鑄鎳的伸長率可達32%；當退火溫度為650℃時，電鑄鎳的伸長率與550℃相比略有下降，為29%。而隨著退火溫度的升高，σb則顯示下降趨勢，當退火溫度為450℃時，σb為496MPa；當退火溫度為550℃時，σb為460MPa；當退火溫度為650℃時，σb為375MPa。

圖8 電鑄鎳經不同溫度退火后的應力－應變曲線Fig.8 Stress－strain curves of electroformed nickel after annealing treatment at different temperatures

圖9 電鑄鎳拉伸性能與退火溫度的關系Fig.9 The relationship between tensile properties and annealing temperature of electroformed nickel

圖10是經不同溫度2h退火后電鑄鎳抗拉強度σb、條件屈服強度σ0.2、屈強比（σb／σ0.2）與退火溫度之間的關系。可以看出，未經退火處理的電鑄鎳σ0.2為415.6MPa。隨著退火溫度的升高，σ0.2顯示下降趨勢，這與σb的變化規律類似。當退火溫度為450，550，650℃時，σ0.2分別為355.1，315.6，249.0MPa。雖然在各個退火溫度下，σb與σ0.2都有不同程度的下降，但屈強比卻非常接近，即無論是否退火，無論采用何種溫度退火，屈強比都沒有明顯變化，始終保持在0.66～0.72之間，這與常用的低合金結構鋼的屈強比（0.65～0.75）相當，是制備藥型罩較為合適的候選材料。

圖10 電鑄鎳抗拉強度σb、條件屈服強度σ0.2、屈強比與退火溫度之間的關系Fig.10 The relationship between tensile strengthσb，offset yield strengthσ0.2，yield strength ratio and annealing temperature for electroformed nickel

根據電鑄鎳退火后的組織和殘余應力的變化規律，電鑄鎳外層區域在450℃以上發生再結晶，在650℃退火2h后，再結晶已經完成。與此相比，電鑄鎳內層區域雖然組織無明顯變化，但也發生了回復?；貜秃驮俳Y晶都會釋放材料中的殘余應力，而且再結晶會改變材料的組織，因此回復和再結晶對材料的力學性能有重要影響［20，21］。由于回復和再結晶的發生，電鑄鎳的硬度、抗拉強度和條件屈服強度在退火后都呈下降趨勢，而且退火溫度越高，下降越明顯；而電鑄鎳的塑性在不同溫度退火后則均有改善。對比550℃和650℃退火后的金相組織，電鑄鎳內層區域的組織無明顯差異，而在550℃退火后，電鑄鎳外層區域再結晶尚未完成。650℃退火后，外層再結晶已經完成，晶粒長大。因此電鑄鎳在650℃退火后，伸長率（29%）比550℃退火后的伸長率（32%）略低。

綜上所述，本研究得到的高速電鑄鎳在550℃退火2h后，伸長率可達32%。電鑄鎳內層部位的硬度HV為173，外層部位為165，抗拉強度為460MPa，條件屈服強度為315.6MPa?？梢哉J為，經過適當退火熱處理的高速電鑄鎳，是制備藥型罩的較為合適的候選材料。

3 結論

（1）微觀組織和殘余應力分析表明：利用高速電鑄法得到的電鑄鎳在板厚方向分為內層和外層兩個區域，內層區域由粗大的柱狀晶組成，外層區域由細小的柱狀晶組成。在450～650℃退火時，電鑄鎳內層區域只發生回復，而外層區域則發生回復和再結晶。

（2）硬度分析和拉伸實驗表明：未經退火處理的電鑄鎳伸長率為14%，內層硬度HV為193，外層為263，抗拉強度σb為625MPa。經不同溫度退火后，電鑄鎳的塑性均有改善，硬度和強度均有下降。電鑄鎳在550℃退火2h后，伸長率可達32%，內層硬度HV為173，外層為165，σb為460MPa，是制備藥型罩較為合適的候選材料。

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