以鎂、硅為主要添加元素的Al-Mg-Si合金具有較高的強(qiáng)度(約為電工硬鋁的1.8倍)和密度比、良好的導(dǎo)電性能和優(yōu)異的耐腐蝕性能[1~3] 6101鋁合金導(dǎo)線具有中等強(qiáng)度和較高的電導(dǎo)率，可用于遠(yuǎn)距離輸電線路 與傳統(tǒng)的鋼芯鋁合金絞線(ACSR)相比，由單根Al-Mg-Si合金導(dǎo)線絞合成的全鋁合金絞線(AAAC)能很好地避免電氣腐蝕，能在提高輸電效率的同時(shí)降低輸電線路的維修費(fèi)用 同時(shí)，Al-Mg-Si系列合金是可熱處理強(qiáng)化型合金，進(jìn)行固溶+時(shí)效熱處理可調(diào)控其強(qiáng)度和電導(dǎo)率 鋁合金導(dǎo)線的加工流程為：鑄造-軋制-固溶處理-冷拉拔-時(shí)效熱處理，使其具有較高的強(qiáng)度[4]

在遠(yuǎn)距離輸電過程中架空導(dǎo)線在不同的環(huán)境溫度下服役，特別是在極端氣候條件下架空導(dǎo)線表面覆冰 以往的相關(guān)研究工作，主要是關(guān)于提高導(dǎo)線用材料的電導(dǎo)率和耐熱性能[5~7] 研究發(fā)現(xiàn)，鋁合金拉伸強(qiáng)度極限和屈服強(qiáng)度都隨著溫度的降低而提高[8~10]，與材料中位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)和熱激活有關(guān)[11, 12] 在低溫下變形使材料中生成高密度位錯(cuò)[13]，位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)受阻[14~16]使材料具有較高的強(qiáng)度 但是，輸變電行業(yè)仍希望有最直觀的理論預(yù)測(cè)模型，能預(yù)測(cè)服役過程中導(dǎo)線的塑性流變應(yīng)力與服役溫度間的定量關(guān)系，為導(dǎo)線的實(shí)際應(yīng)用提供理論和實(shí)際應(yīng)用依據(jù) 鑒于此，本文研究商用6101鋁合金線纜的單線在-70℃ 到70℃溫度區(qū)間的拉伸性能以及變形溫度對(duì)其熱穩(wěn)定性能的影響

1 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)用的材料為6101商業(yè)鋁合金線纜，其單股導(dǎo)線的直徑為3.86 mm，化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：Mg 0.35%~0.8%，Si 0.3%~0.7%，F(xiàn)e 0.5%，Cu 0.1%，Zn 0.1%，Mn 0.03%，Cr 0.03%，Al 97.74%~98.59%

使用DK7745電火花數(shù)控線切割機(jī)將合金導(dǎo)線裁切成長度為60 mm的短棒并加工成拉伸試樣，尺寸如圖1所示 在不同溫度下的拉伸實(shí)驗(yàn)在INSTRON5982電子萬能材料實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，恒溫保溫系統(tǒng)的溫度控制精度為±1℃ 實(shí)驗(yàn)溫度范圍從-70℃到70℃，用液氮制冷得到低溫(-70℃、-50℃、-25℃)；使用電加熱恒溫系統(tǒng)得到高溫(25℃、50℃、70℃) 在每個(gè)溫度下單軸拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)試三個(gè)樣品，使用引伸計(jì)測(cè)量拉伸過程中的應(yīng)變，應(yīng)變速率為1.0×103 s-1，每次拉伸加載前將樣品在預(yù)設(shè)溫度下保溫5 min



圖16101鋁合金導(dǎo)線的拉伸試樣示意圖

Fig.1Schematic illustration of dimensions of the tensile specimens

用Leo Supra 35掃描電子顯微鏡(SEM)觀察樣品的拉伸斷口形貌 用JEM-2100F透射電子顯微鏡(TEM)觀測(cè)樣品的微結(jié)構(gòu)，加速電壓為200 kV；TEM樣品的制備：分別沿著原始樣品的橫截面和縱截面切取厚度約為1.5 mm的薄片，將其機(jī)械減薄至0.08 mm后再?zèng)_成直徑為3 mm的圓片，用體積比為1:9的硝酸甲醇溶液進(jìn)行電解雙噴減薄，減薄溫度為-20℃，電壓為30 V

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果2.1 微觀組織和結(jié)構(gòu)

實(shí)驗(yàn)用6101鋁合金導(dǎo)線原始樣品的橫、縱截面的TEM照片，分別在圖2a和b中給出 由圖2a可以看出，導(dǎo)線的橫截面為均勻分布的等軸狀晶，晶粒尺寸為400~600 nm；縱截面方向上為拉長的條狀晶粒，平均寬度為400 nm；在樣品縱截面的TEM照片中發(fā)現(xiàn)顆粒狀析出相Mg2Si[17] (圖2b及其中線框內(nèi))，其尺寸為50~100 nm



圖26101鋁合金導(dǎo)線原始樣品的橫截面和縱截面的透射電鏡照片

Fig.2TEM images of cross-sectional (a) and longitudinal-sectional (b) of the as-received specimens

2.2 拉伸性能

樣品在不同溫度下的拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖3a所示 可以看出，樣品在不同溫度下的拉伸性能不同，表明溫度對(duì)其強(qiáng)度和均勻伸長率都有顯著的影響 樣品真應(yīng)變?yōu)?.2%~0.35%時(shí)的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3b所示，可見不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均出現(xiàn)輕微的鋸齒狀流變現(xiàn)象，這與拉伸過程中發(fā)生的Portevin-Le Chatelier(PLC)效應(yīng)[18] 有關(guān) 對(duì)圖3b中應(yīng)力波動(dòng)幅值(Δσ)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，不同溫度下的Δσ都在0.27 MPa附近輕微波動(dòng) 由此可以判斷，在本實(shí)驗(yàn)的應(yīng)變速率1.0×103 s-1和溫度(-70℃~70℃)范圍內(nèi)，樣品在拉伸變形過程中發(fā)生的PLC效應(yīng)對(duì)溫度沒有明顯的響應(yīng)



圖3在不同溫度下樣品的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線和應(yīng)變量為0.2%~0.35%條件下的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

Fig.3Stress-strain curves of the specimens tested at different temperatures engineering (a) and true stress-strain curve at the true strain range of 0.2%~0.35%(b)

圖4給出了樣品的拉伸性能與溫度的關(guān)系 由圖4a可見，隨著拉伸溫度的提高樣品的屈服強(qiáng)度(σ0.2)和強(qiáng)度極限(σb)都降低 拉伸溫度為-70℃時(shí)樣品的強(qiáng)度極限為322 MPa，屈服強(qiáng)度為301 MPa；而拉伸溫度為70℃時(shí)樣品的強(qiáng)度極限為287 MPa，屈服強(qiáng)度為273 MPa 與-70℃下的性能指標(biāo)相比，合金在70℃的強(qiáng)度極限和屈服強(qiáng)度分別降低了10.9%和9.3%；與室溫(25℃)下的拉伸相比，拉伸溫度為-70℃時(shí)樣品的強(qiáng)度極限提高了25 MPa，屈服強(qiáng)度提高了18 MPa 這表明，樣品在低溫拉伸變形時(shí)具有較高的強(qiáng)度極限和屈服強(qiáng)度 圖4b給出了樣品的均勻伸長率與拉伸溫度的關(guān)系 可以看出，6101鋁合金導(dǎo)線的均勻延伸率均較低，但隨著拉伸溫度的降低均勻延伸率明顯提高 總之，6101鋁合金導(dǎo)線的拉伸強(qiáng)度在低溫下顯著提高，塑性也明顯提高



圖46101鋁合金導(dǎo)線試樣的拉伸強(qiáng)度極限、屈服強(qiáng)度和均勻伸長率與溫度的關(guān)系

Fig.4Relationship between ultimate tensile strength and yield strength (a), uniform elongation (b) and temperature

2.3 斷口形貌

在不同溫度下樣品的拉伸斷口的SEM照片，如圖5a~f所示 可以看出，在所有溫度下的拉伸斷口都出現(xiàn)大量的韌窩，其斷裂模式為韌性斷裂 對(duì)比分析不同溫度下樣品拉伸斷口的結(jié)果表明，在-70℃拉伸斷口的韌窩尺寸均勻 隨著拉伸溫度的提高斷口上的韌窩表現(xiàn)出大小交叉、疊加分布的特征 但是與在-70℃的拉伸斷口韌窩尺寸相比，在其余溫度下拉伸斷口的韌窩尺寸均變小和變淺(圖5e和f) 據(jù)此可以推斷，樣品在-70℃、-50℃等低溫拉伸過程中，在斷裂前經(jīng)歷了較大的塑性形變；隨著溫度的降低斷裂前的形變量逐漸增大，與圖4a和b所示的曲線變化趨勢(shì)相吻合，表現(xiàn)為隨著樣品拉伸溫度的降低材料的強(qiáng)度提高、均勻延伸率變大 這可由圖5a和e所示的在-70℃和50℃兩種拉伸斷口韌窩形貌的明顯差異證實(shí) 圖6a和b分別給出了在-70℃ 和70℃拉伸斷裂后樣品表面的SEM照片 可以看出，拉伸斷裂后樣品的表面有較多的垂直于拉伸軸方向的裂紋(圖6a和b中線框標(biāo)記部位) 無論是在低溫(-70℃)還是在高溫(70℃)拉伸，斷裂后的樣品表面都能觀察到這類裂紋 這表明，樣品拉伸變形時(shí)的裂紋萌生在樣品的表面，在拉伸加載過程中裂紋不斷擴(kuò)展直至樣品斷裂



圖5在不同溫度下拉伸樣品斷口的掃描電鏡照片

Fig.5SEM images of the fracture surfaces of the specimens tensiled at different temperatures (a) -70℃, (b) -50℃, (c) -25℃, (d) 25℃, (e) 50℃, (f) 70℃



圖6在-70℃和 70℃斷口附近樣品表面的SEM照片

Fig.6SEM images of the specimen surfaces close to fracture, tensiled at -70℃ (a) and 70℃ (b)

3 討論3.1 溫度對(duì)應(yīng)變硬化率的影響

樣品在拉伸變形過程中的應(yīng)變硬化率(θ)為θ=dσdε，其中σ和ε分別為真應(yīng)力和真應(yīng)變 樣品在拉伸過程中的流變應(yīng)力增量為流變應(yīng)力(σ)與材料屈服強(qiáng)度(σ0.2)的差值 圖7給出了樣品的應(yīng)變硬化率θ與流變應(yīng)力增量(σ-σ0.2)的關(guān)系 由圖7可見，樣品的θ隨著(σ-σ0.2)的增大而逐漸減小，呈近似線性關(guān)系；θ隨著溫度的降低而增大，在-70℃拉伸時(shí)θ值最大



圖7不同溫度下應(yīng)變硬化率θ與流變應(yīng)力增量(σ-σ0.2)的關(guān)系

Fig.7Curves of θvs (σ-σ0.2) of the specimens tensiled at different temperatures

金屬的應(yīng)變硬化能力受控于位錯(cuò)儲(chǔ)存與位錯(cuò)動(dòng)態(tài)恢復(fù)之間的競(jìng)爭 變形溫度影響材料內(nèi)位錯(cuò)的動(dòng)態(tài)恢復(fù)速率，進(jìn)而影響材料的應(yīng)變硬化能力 材料的應(yīng)變硬化過程與位錯(cuò)密度的變化關(guān)系密切，在材料的變形過程中流變應(yīng)力與位錯(cuò)密度的關(guān)系可用Taylor公式[19]

(1)σ=αMμbρ

描述 其中σ為材料的流變應(yīng)力；α為材料常數(shù)，取α=0.25；M為Taylor因子，取M=3；μ為剪切模量，μ=26×103 MPa；b為伯氏矢量；ρ為總位錯(cuò)密度 材料在應(yīng)變硬化過程中的總位錯(cuò)密度隨應(yīng)變的變化受控于位錯(cuò)的儲(chǔ)存速率與位錯(cuò)湮滅速率之間的競(jìng)爭，可用Kocks-Mecking模型[20, 21]

(2)dρdε=M(1bL-k2ρ)

描述 其中L為位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的平均自由程；1L通常正比于ρ 于是可將式(2)改寫成

(3)dρdε=M(k1bρ-k2ρ)

其中k1為位錯(cuò)儲(chǔ)存相關(guān)系數(shù)，k1ρ與位錯(cuò)的非熱儲(chǔ)存過程相關(guān)；k2ρ與位錯(cuò)動(dòng)態(tài)回復(fù)過程相關(guān)，k2為位錯(cuò)湮滅相關(guān)系數(shù)，依賴于溫度T和應(yīng)變速率ε˙，k2=(T,ε˙) 由(1)和式(3)可得

(4)θ=dσdε=dσdρdρdε=M2aμk12-Mσk22

式(4)表明，θ與σ之間存在線性關(guān)系，與圖7給出的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致 使用公式(4)對(duì)圖7中不同溫度拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行線性擬合并外延，可得橫(X)、縱(Y)軸截距數(shù)據(jù)點(diǎn)(參見圖7虛線和表1中X、Y的值)，將其分別帶入式(4)中求解樣品在不同溫度下的應(yīng)變硬化率θ的數(shù)學(xué)表達(dá)式和相關(guān)系數(shù)，數(shù)據(jù)列于表1 由表1可見，位錯(cuò)的非熱儲(chǔ)存相關(guān)系數(shù)k1值隨著溫度的升高變化不大，k1=1.8±0.24；而k2值卻隨溫度的升高而明顯增大 由此可見，位錯(cuò)的非熱儲(chǔ)存對(duì)溫度的變化并不敏感，溫度主要影響位錯(cuò)的湮滅 圖8給出了系數(shù)k1/k2比值與溫度T之間的關(guān)系 對(duì)比表1中的位錯(cuò)湮滅系數(shù)k2和圖8中k1/k2-T關(guān)系，隨著溫度的升高位錯(cuò)的湮滅速率增大，相應(yīng)地晶粒內(nèi)部積累的位錯(cuò)密度減小，表現(xiàn)為在高溫下(例如70℃)樣品的應(yīng)變硬化率較低；而在低溫條件下應(yīng)變硬化率較高(參見圖7) 在低溫下晶格熱振動(dòng)能較低，位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的阻力增大，位錯(cuò)動(dòng)態(tài)恢復(fù)速率降低，從而使樣品在低溫拉伸變形過程中的應(yīng)變硬化率較高 另一方面，隨著變形溫度的升高熱激活發(fā)生一定的動(dòng)態(tài)回復(fù)，位錯(cuò)湮滅速率增加，從而使位錯(cuò)滑移阻力減小，位錯(cuò)動(dòng)態(tài)恢復(fù)速率提高，表現(xiàn)為材料在70℃高溫下應(yīng)變硬化率較小，強(qiáng)度極限較低

Table 1

表1

表1不同溫度下樣品拉伸參數(shù)

Table 1Parameters of the specimens tensile loaded at different temperatures

T/℃	X	Y	k1	k2	Formula of strain hardening rate
-70	28.5	3389	1.674	79.275	θ=39181(1-σ/330)
-50	26.1	3309	1.751	84.521	θ=41108(1-σ/323)
-25	27.0	3346	1.684	82.617	θ=39408(1-σ/318)
25	19.5	2663	1.765	91.043	θ=41311(1-σ/303)
50	17.4	3171	2.378	121.494	θ=55656(1-σ/305)
70	16.0	2247	1.734	93.625	θ=40586(1-σ/289)

圖8不同溫度下的k1/k2值

Fig.8Ratios of k1/k2 under different temperatures

3.2 溫度對(duì)屈服強(qiáng)度的影響

由圖4可以看出，樣品在低溫-70℃拉伸變形時(shí)屈服強(qiáng)度較高，而在70℃拉伸時(shí)屈服強(qiáng)度降低了9.3% 材料的屈服應(yīng)力(σy)源于晶格摩擦應(yīng)力(材料固有的位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的晶格阻力)和各種強(qiáng)化因素貢獻(xiàn)的應(yīng)力增量組合[22] ，可表示為

(5)σy=σfr+Δσρi+Δσss+Δσppt+Δσgb

其中σfr為摩擦應(yīng)力；Δσρi、Δσss、Δσppt和Δσgb分別為初始位錯(cuò)密度、固溶強(qiáng)化、沉淀強(qiáng)化和晶界強(qiáng)化所帶來的強(qiáng)度增量 從圖2中的TEM照片可見，合金由沿著拉拔方向的拉長超細(xì)晶粒組成；從-70℃到70℃樣品的原始組織、初始位錯(cuò)密度和沉淀相都未發(fā)生變化，因此式(5)中的Δσρi、Δσss、Δσppt和Δσgb均為定值，唯一引起σy變化的項(xiàng)為σfr，而σfr對(duì)溫度敏感，可表示為[22, 23]

(6)σfr=σfr(0)*exp(-2πω03bTmT)

其中σfr(0)*為T=0 K時(shí)的晶格摩擦應(yīng)力；ω0為T=0 K時(shí)的位錯(cuò)寬度(ω0=b)；b為伯氏矢量、Tm為合金的熔化溫度 于是，T=0 K時(shí)的摩擦應(yīng)力可表示為[23]

(7)σfr0*=2μ1-νexp-2πω0b

其中μ為剪切模量；ν為泊松比 μ和ν為溫度不敏感的力學(xué)性能指標(biāo)，在T=0 K至室溫的溫度區(qū)間內(nèi)，取μ和ν為定值，因此，式(5)式可簡化為

(8)σy=2μ1-νexp(-2πω0b)exp(-2πω03bTmT)+C

其中C=Δσρi+Δσss+Δσppt+Δσgb 以上討論結(jié)果表明，C為一常數(shù) 這里，定義Δσy為材料屈服應(yīng)力增量的絕對(duì)值用以說明不同溫度下晶格摩擦應(yīng)力對(duì)屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn)，即Δσy=∣σTi-σT203K∣，其中σTi為Ti溫度下對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度值(Ti分別對(duì)應(yīng)該實(shí)驗(yàn)中的拉伸溫度)；σT203K為-70℃對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度值 于是Δσy可表示為

(9)Δσy=∣2μ1-νexp(-2πω0b)[exp-2πω03bTmTi-exp-2πω03bTmT203K]∣

鋁合金材料常數(shù)的取值范圍為：剪切模量26 GPa~28 GPa、泊松比0.32~0.34和熔點(diǎn)640℃~660℃，通常取μ=27 GPa、ν=0.33、Tm=660℃ 將這些參數(shù)帶入式(9)得到材料屈服強(qiáng)度增量的計(jì)算值，連同實(shí)驗(yàn)結(jié)果都在圖9中畫出 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比表明，兩者吻合得很好 這表明，用此模型可預(yù)測(cè)不同溫度下樣品的屈服應(yīng)力增量，從而得到6101鋁合金屈服強(qiáng)度與拉伸溫度的關(guān)系 同時(shí)可以判斷，樣品屈服強(qiáng)度的變化主要是材料晶格摩擦應(yīng)力的變化引起的 隨著拉伸溫度的升高晶格摩擦應(yīng)力降低，因此6101鋁合金導(dǎo)線在較高溫度拉伸屈服強(qiáng)度較低



圖9樣品屈服強(qiáng)度增量的實(shí)驗(yàn)值和計(jì)算值

Fig.9Experimental and calculated data of yield streng-th increment of the specimens

4 結(jié)論

(1) 在-70℃到70℃溫度區(qū)間6101鋁合金導(dǎo)線的靜拉伸表現(xiàn)出較好的低溫增強(qiáng)增韌，與-70℃的性能相比其70℃的強(qiáng)度極限和屈服強(qiáng)度分別降低了10.9%和9.3%

(2) 6101鋁合金導(dǎo)線的應(yīng)變硬化率隨著拉伸溫度的降低而提高；溫度對(duì)其屈服強(qiáng)度的影響主要源于對(duì)晶格摩擦應(yīng)力的影響

(3) 根據(jù)本文得到的拉伸屈服應(yīng)力增量公式，可預(yù)測(cè)在不同溫度下服役的6101鋁合金導(dǎo)線屈服應(yīng)力的變化量

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2008