軍用H62黃銅罐開裂原因

徐 幸, 徐 斌, 王嵩蒲, 尉成棟, 于玲君

(杭州制氧機集團股份有限公司, 杭州 310000)

黃銅由于其良好的導熱性、耐腐蝕性及塑性，被大量使用在蒸發器、熱交換器等傳熱設備中。某工廠為制造一個小型冷凝蒸發器中的黃銅罐，采購了一批退火處理的H62黃銅板，板厚為4.5 mm，將其卷制加工成罐體，然后在罐體一側以機械方式打出一個直徑約為40 mm的孔洞，并與外徑為40 mm的黃銅管采用銀焊工藝焊接成形(焊接后未進行去應力退火處理)。為了檢驗黃銅罐的承壓能力，隔天對焊接后的罐體進行水壓試驗(試驗壓力為1.3 MPa，保壓120 min)，試驗結果合格后收入倉庫。但在倉庫靜置一段時間后，多個黃銅罐于罐體孔洞附近出現開裂現象，為找到該黃銅罐水壓試驗后開裂的原因，筆者進行了一系列理化檢驗與分析。

1 理化檢驗

1.1 宏觀分析

隨機取一個開裂黃銅罐并對其進行觀察，其宏觀形貌如圖1所示，可見該罐體上的裂紋長約為6.5 mm。

圖1 開裂黃銅罐體孔洞附近的整體形貌Fig.1 Overall morphology of cracked brass tank near the hole

沿圖1上方箭頭所標識的裂紋觀察方向對開裂黃銅罐的裂紋起源區進行觀察，其宏觀形貌如圖2所示。可見裂紋起源區是罐體機械打孔后的受力變形區，也是后續焊接的熱影響區。由于在整個加工成形過程中均未進行去應力退火，造成機械打孔殘余的機械應力和焊接后殘余的焊接熱應力都集中在該區域，導致裂紋在此處萌生，延伸至罐體，隨后沿垂直于殘余應力的方向擴展，且裂紋附近沒有塑性變形痕跡[1-2]，殘余應力的方向如圖1下方箭頭所示。

圖2 開裂黃銅罐裂紋起源區宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of crack origin area of cracked brass tank

1.2 化學成分分析

在開裂黃銅罐的裂紋附近取樣進行化學成分分析，結果如表1所示。可知其化學成分滿足GB/T 5231-2012《加工銅及銅合金牌號和化學成分》對H62黃銅的技術要求。

表1 開裂黃銅罐的化學成分(質量分數)Tab.1 Chemical compositions of cracked brasstank (mass fraction) %

1.3 金相檢驗及顯微硬度測試

為判斷開裂黃銅罐的顯微組織中是否存在不良組織,如偏析、晶粒粗大等，在開裂黃銅罐遠離裂紋處取樣進行金相檢驗，其顯微組織形貌如圖3所示。同時對圖3位置進行顯微硬度測試,可知亮白色等軸晶顯微硬度為72～85 HV0.5；深色網狀組織顯微硬度為116～130 HV0.5。參考《銅及銅合金金相圖譜》[3]及相關文獻[4]可以判斷，該黃銅罐的顯微組織為α+β相，其中部分區域的β相呈網狀分布在α相晶界，整體晶粒度為6級,且晶粒細小、均勻，無異常組織。

圖3 開裂黃銅罐遠離裂紋處的顯微組織形貌Fig.3 Microstructure morphology of cracked brass tank faraway from crack

為觀察裂紋深度方向的形貌，在裂紋處沿罐體壁厚方向取橫截面試樣并進行金相檢驗，其顯微組織形貌如圖4所示。

可見裂紋附近，靠近罐體外表面的α相保持完好,β相則被嚴重腐蝕，造成局部顯微組織呈魚鱗狀,有浮突層次感；裂紋為明顯的沿晶裂紋，即沿晶間分布的β相開裂；裂紋起始于黃銅罐外表面，沿壁厚方向擴展，裂紋尾端有分叉。

H62黃銅的含鋅量較高(質量分數大于30%)，多余的鋅元素以β相(以CuZn為基的固溶體)存在。在水環境(潮濕環境)中，β相可發生選擇性脫鋅腐蝕，而含銅量較高的α相則相對穩定，最后在應力作用下沿β相開裂[4-8]，與該開裂黃銅罐的裂紋形貌特征及所處的潮濕環境吻合。

1.4 掃描電鏡及能譜分析

為進一步分析裂紋的形貌特征，沿裂紋擴展方向將開裂黃銅罐剖開，然后采用掃面電鏡(SEM)觀察裂紋的剖面，SEM形貌如圖5所示。可見罐體裂紋處外表面呈明顯的冰糖狀，確認其為沿晶(β相)開裂，冰糖狀凸起為α相[4]。

圖5 開裂黃銅罐裂紋剖面的SEM形貌Fig.5 SEM morphology of crack section in cracked brass tank

為驗證β相是否發生了選擇性脫鋅腐蝕，在圖5 SEM觀察位置附近隨機選取多個區域進行銅、鋅元素的能譜(EDS)面掃描分析，結果如表2所示。

表2 裂紋剖面不同位置的EDS分析結果(質量分數)Tab.2 EDS analysis results at different positions ofcrack section (mass fraction) %

根據表1黃銅罐化學成分分析結果可知，其銅的質量分數約為60%，鋅的質量分數約為40%，而表2 EDS分析結果顯示，裂紋近外表面的鋅元素質量分數低于40%，證明β相開始發生脫鋅腐蝕。

此外，進行EDS掃描時，在裂紋剖面、靠近罐體外表面發現完全脫鋅點，如圖6所示。對圖6標記的位置進行EDS點掃描分析，可見該位置銅元素質量分數為100%，判斷是脫鋅腐蝕之后的β相殘留。

圖6 開裂黃銅罐裂紋剖面近外表面的完全脫鋅點Fig.6 Complete dezincification point near the outer surface ofcrack section of cracked brass tank

1.5 低倍檢驗

采用體視顯微鏡對開裂黃銅罐外表面進行觀察，其低倍形貌如圖7所示。

圖7 開裂黃銅罐外表面不同放大倍數的形貌Fig.7 Morphology of the outer surface of cracked brasstank with different magnification：a) at high magnification; b) at low magnification

可見黃銅罐外表面β相被腐蝕破壞，留下等軸晶形狀的α相和腐蝕凹痕。縮小放大倍數發現，腐蝕凹痕沿垂直于殘余應力的方向形成一定走勢，與裂紋的擴展方向吻合。

2 分析與討論

通過理化檢驗發現黃銅罐的化學成分合格、顯微組織正常，且裂紋由罐體外表面向內擴展，所以可以排除材料自身存在問題的可能性。

開裂黃銅罐表面有明顯的β相選擇性脫鋅腐蝕痕跡，當含鋅量較高時，β相中的鋅元素會在潮濕壞境下優先析出，留下多孔狀的銅組織，降低黃銅的力學性能。通過檢查生產工藝和加工流程可以發現，罐體局部在機械打孔與焊接后，未進行去應力退火處理，會引起殘余應力集中。當殘余應力超過黃銅表面承受能力時，裂紋開始萌生，并沿著垂直于殘余應力的方向擴展，露出β相，并發生脫鋅腐蝕，最終導致沿晶脆性開裂[9]。

3 結論及建議

H62黃銅罐發生了應力腐蝕開裂，開裂的原因一方面是黃銅鋅含量較高，使其顯微組織中形成了β相，β相遇純水或潮濕環境可發生選擇性脫鋅腐蝕，降低黃銅的力學性能。另一方面，該H62黃銅罐在機械打孔及焊接后未進行去應力退火處理，形成局部殘余應力集中。正常情況下，這種應力不會

立即破壞材料，但是當黃銅罐的力學性能因β相脫鋅而顯著下降時，就會產生裂紋，最終導致應力腐蝕開裂。

建議H62黃銅在加工時，及時進行去應力處理，避免局部殘余應力過大。同時，須保持加工和儲存環境清潔、干燥，尤其在水壓試驗后，應及時擦干，避免有水分殘留在黃銅表面。該廠按照建議改進工藝流程，添加了去應力退火及水壓后除濕環節后，未發現開裂現象。