温度对6101铝合金导线拉伸性能的影响

doi:10.11901/1005.3093.2020.155

温度对6101铝合金导线拉伸性能的影响

宋文硕¹, 宋竹满², 罗雪梅², 张广平², 张滨^,¹

1.东北大学材料各向异性与织构教育部重点实验室材料科学与工程学院沈阳 110819

2.中国科学院金属研究所沈阳材料科学国家研究中心沈阳 110016

Effect of Temperature on Tensile Properties of 6101 Al-alloy Wires

SONG Wenshuo¹, SONG Zhuman², LUO Xuemei², ZHANG Guangping², ZHANG Bin^,¹

1. Key Laboratory for Anisotropy and Texture of Materials, Ministry of Education, School of Materials Science and Engineering, Northeastern University, Shenyang, 110819, China

2. Shenyang National Laboratory for Materials Science, Institute of Metal Research, Chinese Academy of Sciences, Shenyang 110016, China

通讯作者: 张滨，教授，zhangb@atm.neu.edu.cn，研究方向为先进工程材料制备与性能

责任编辑: 黄青

收稿日期: 2020-05-09 修回日期: 2020-07-10 网络出版日期: 2020-10-25

基金资助:

国家自然科学基金. 51671050
国家自然科学基金. 51971060

Corresponding authors: ZHANG Bin, Tel: (024)83691585, E-mail:zhangb@atm.neu.edu.cn

Received: 2020-05-09 Revised: 2020-07-10 Online: 2020-10-25

Fund supported:

National Natural Science Foundation of China. 51671050
National Natural Science Foundation of China. 51971060

作者简介 About authors

宋文硕，男，1996年生，硕士生

摘要

研究了6101铝合金单股导线在-70℃到70℃温度区间的拉伸性能。结果表明，6101铝合金导线在-70℃低温下具有较高的强度和较好的变形均匀性，但是随着变形温度的提高其屈服强度和强度极限都呈下降趋势。与在-70℃的拉伸性能相比，在70℃合金的强度极限和屈服强度分别降低了10.9%和9.3%。对应变硬化率和屈服强度与温度的相关性分析发现，在拉伸变形过程中合金样品的应变硬化率随着流变应力的增大和温度的升高呈下降趋势。晶格摩擦阻力极大的影响了合金的屈服强度，对比不同温度下6101合金的屈服强度增量的拟合计算结果与实验结果，得到了这种导线屈服强度增量与温度的关系，据此可预测此类导线在不同温度下的服役可靠性。

关键词： 金属材料 ; 6101铝合金导线 ; 强度 ; 温度 ; 应变硬化率

Abstract

Tensile properties of a single-strand conductor of 6101 Al-alloy were investigated in the temperature range from -70℃ to 70℃. It is found that the 6101 Al-alloy wire has high strength and good deformation uniformity at the low temperature (-70℃). However, the yield strength and the ultimate tensile strength of the alloy exhibited a decreasing trend with the increasing testing temperature. The ultimate tensile strength and the yield strength of the alloy at 70℃ decreased by 10.9% and 9.3%, respectively, comparing with those of the counterparts tested at -70℃. From the analysis on the correlation of the work hardening rate and the yield strength with the temperature, it is found that the strain hardening rate of the alloy decreased with the increasing flow stress and the raising temperatures. In addition, the lattice friction stress has a strong correlation with temperature, which is the main factor affecting the yield strength of the alloy. Based on the comparison of the fitting calculated increment of the yield strength of the alloy to the corresponding experimental results, a model about the relation between the yield strength of the alloy and the service temperature was obtained, by which the appropriate yield strength of the alloy at different service temperatures can be predicted.

Keywords： metallic materials ; 6101 aluminum alloy conductor ; strength ; temperature ; strain hardening rate

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本文引用格式

宋文硕, 宋竹满, 罗雪梅, 张广平, 张滨. 温度对6101铝合金导线拉伸性能的影响. 材料研究学报[J], 2020, 34(10): 730-736 DOI:10.11901/1005.3093.2020.155

SONG Wenshuo, SONG Zhuman, LUO Xuemei, ZHANG Guangping, ZHANG Bin. Effect of Temperature on Tensile Properties of 6101 Al-alloy Wires. Chinese Journal of Materials Research[J], 2020, 34(10): 730-736 DOI:10.11901/1005.3093.2020.155

以镁、硅为主要添加元素的Al-Mg-Si合金具有较高的强度(约为电工硬铝的1.8倍)和密度比、良好的导电性能和优异的耐腐蚀性能^[1~3]。6101铝合金导线具有中等强度和较高的电导率，可用于远距离输电线路。与传统的钢芯铝合金绞线(ACSR)相比，由单根Al-Mg-Si合金导线绞合成的全铝合金绞线(AAAC)能很好地避免电气腐蚀，能在提高输电效率的同时降低输电线路的维修费用。同时，Al-Mg-Si系列合金是可热处理强化型合金，进行固溶+时效热处理可调控其强度和电导率。铝合金导线的加工流程为：铸造-轧制-固溶处理-冷拉拔-时效热处理，使其具有较高的强度^[4]。

在远距离输电过程中架空导线在不同的环境温度下服役，特别是在极端气候条件下架空导线表面覆冰。以往的相关研究工作，主要是关于提高导线用材料的电导率和耐热性能^[5~7]。研究发现，铝合金拉伸强度极限和屈服强度都随着温度的降低而提高^[8~10]，与材料中位错的运动和热激活有关^{[11, 12]}。在低温下变形使材料中生成高密度位错^[13]，位错运动受阻^[14~16]使材料具有较高的强度。但是，输变电行业仍希望有最直观的理论预测模型，能预测服役过程中导线的塑性流变应力与服役温度间的定量关系，为导线的实际应用提供理论和实际应用依据。鉴于此，本文研究商用6101铝合金线缆的单线在-70℃ 到70℃温度区间的拉伸性能以及变形温度对其热稳定性能的影响。

1 实验方法

实验用的材料为6101商业铝合金线缆，其单股导线的直径为3.86 mm，化学成分(质量分数)为：Mg 0.35%~0.8%，Si 0.3%~0.7%，Fe 0.5%，Cu 0.1%，Zn 0.1%，Mn 0.03%，Cr 0.03%，Al 97.74%~98.59%。

使用DK7745电火花数控线切割机将合金导线裁切成长度为60 mm的短棒并加工成拉伸试样，尺寸如图1所示。在不同温度下的拉伸实验在INSTRON5982电子万能材料实验机上进行，恒温保温系统的温度控制精度为±1℃。实验温度范围从-70℃到70℃，用液氮制冷得到低温(-70℃、-50℃、-25℃)；使用电加热恒温系统得到高温(25℃、50℃、70℃)。在每个温度下单轴拉伸实验测试三个样品，使用引伸计测量拉伸过程中的应变，应变速率为1.0×10³ s^-1，每次拉伸加载前将样品在预设温度下保温5 min。

图1

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图1 6101铝合金导线的拉伸试样示意图

Fig.1 Schematic illustration of dimensions of the tensile specimens

用Leo Supra 35扫描电子显微镜(SEM)观察样品的拉伸断口形貌。用JEM-2100F透射电子显微镜(TEM)观测样品的微结构，加速电压为200 kV；TEM样品的制备：分别沿着原始样品的横截面和纵截面切取厚度约为1.5 mm的薄片，将其机械减薄至0.08 mm后再冲成直径为3 mm的圆片，用体积比为1:9的硝酸甲醇溶液进行电解双喷减薄，减薄温度为-20℃，电压为30 V。

2 实验结果

2.1 微观组织和结构

实验用6101铝合金导线原始样品的横、纵截面的TEM照片，分别在图2a和b中给出。由图2a可以看出，导线的横截面为均匀分布的等轴状晶，晶粒尺寸为400~600 nm；纵截面方向上为拉长的条状晶粒，平均宽度为400 nm；在样品纵截面的TEM照片中发现颗粒状析出相Mg₂Si^[17](图2b及其中线框内)，其尺寸为50~100 nm。

图2

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图2 6101铝合金导线原始样品的横截面和纵截面的透射电镜照片

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

2.2 拉伸性能

样品在不同温度下的拉伸工程应力-应变曲线，如图3a所示。可以看出，样品在不同温度下的拉伸性能不同，表明温度对其强度和均匀伸长率都有显著的影响。样品真应变为0.2%~0.35%时的真应力-应变曲线如图3b所示，可见不同温度下的应力-应变曲线均出现轻微的锯齿状流变现象，这与拉伸过程中发生的Portevin-Le Chatelier(PLC)效应^[18]有关。对图3b中应力波动幅值(Δσ)的统计结果表明，不同温度下的Δσ都在0.27 MPa附近轻微波动。由此可以判断，在本实验的应变速率1.0×10³s^-1和温度(-70℃~70℃)范围内，样品在拉伸变形过程中发生的PLC效应对温度没有明显的响应。

图3

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图3 在不同温度下样品的工程应力-应变曲线和应变量为0.2%~0.35%条件下的真应力-应变曲线

Fig.3 Stress-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)

图4给出了样品的拉伸性能与温度的关系。由图4a可见，随着拉伸温度的提高样品的屈服强度( $σ_{0.2}$ )和强度极限( $σ_{b}$ )都降低。拉伸温度为-70℃时样品的强度极限为322 MPa，屈服强度为301 MPa；而拉伸温度为70℃时样品的强度极限为287 MPa，屈服强度为273 MPa。与-70℃下的性能指标相比，合金在70℃的强度极限和屈服强度分别降低了10.9%和9.3%；与室温(25℃)下的拉伸相比，拉伸温度为-70℃时样品的强度极限提高了25 MPa，屈服强度提高了18 MPa。这表明，样品在低温拉伸变形时具有较高的强度极限和屈服强度。图4b给出了样品的均匀伸长率与拉伸温度的关系。可以看出，6101铝合金导线的均匀延伸率均较低，但随着拉伸温度的降低均匀延伸率明显提高。总之，6101铝合金导线的拉伸强度在低温下显著提高，塑性也明显提高。

图4

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图4 6101铝合金导线试样的拉伸强度极限、屈服强度和均匀伸长率与温度的关系

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

2.3 断口形貌

在不同温度下样品的拉伸断口的SEM照片，如图5a~f所示。可以看出，在所有温度下的拉伸断口都出现大量的韧窝，其断裂模式为韧性断裂。对比分析不同温度下样品拉伸断口的结果表明，在-70℃拉伸断口的韧窝尺寸均匀。随着拉伸温度的提高断口上的韧窝表现出大小交叉、叠加分布的特征。但是与在-70℃的拉伸断口韧窝尺寸相比，在其余温度下拉伸断口的韧窝尺寸均变小和变浅(图5e和f)。据此可以推断，样品在-70℃、-50℃等低温拉伸过程中，在断裂前经历了较大的塑性形变；随着温度的降低断裂前的形变量逐渐增大，与图4a和b所示的曲线变化趋势相吻合，表现为随着样品拉伸温度的降低材料的强度提高、均匀延伸率变大。这可由图5a和e所示的在-70℃和50℃两种拉伸断口韧窝形貌的明显差异证实。图6a和b分别给出了在-70℃ 和70℃拉伸断裂后样品表面的SEM照片。可以看出，拉伸断裂后样品的表面有较多的垂直于拉伸轴方向的裂纹(图6a和b中线框标记部位)。无论是在低温(-70℃)还是在高温(70℃)拉伸，断裂后的样品表面都能观察到这类裂纹。这表明，样品拉伸变形时的裂纹萌生在样品的表面，在拉伸加载过程中裂纹不断扩展直至样品断裂。

图5

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图5 在不同温度下拉伸样品断口的扫描电镜照片

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

图6

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图6 在-70℃和 70℃断口附近样品表面的SEM照片

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

3 讨论

3.1 温度对应变硬化率的影响

样品在拉伸变形过程中的应变硬化率(θ)为 $θ = \frac{d σ}{d ε}$ ，其中σ和ε分别为真应力和真应变。样品在拉伸过程中的流变应力增量为流变应力(σ)与材料屈服强度( $σ_{0.2}$ )的差值。图7给出了样品的应变硬化率θ与流变应力增量(σ- $σ_{0.2}$ )的关系。由图7可见，样品的θ随着(σ- $σ_{0.2}$ )的增大而逐渐减小，呈近似线性关系；θ随着温度的降低而增大，在-70℃拉伸时θ值最大。

图7

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图7 不同温度下应变硬化率θ与流变应力增量(σ- $σ_{0.2}$ )的关系

Fig.7 Curves of θvs (σ- $σ_{0.2}$ ) of the specimens tensiled at different temperatures

金属的应变硬化能力受控于位错储存与位错动态恢复之间的竞争。变形温度影响材料内位错的动态恢复速率，进而影响材料的应变硬化能力。材料的应变硬化过程与位错密度的变化关系密切，在材料的变形过程中流变应力与位错密度的关系可用Taylor公式^[19]

(1)

σ = α M μ b \sqrt[]{ρ}

描述。其中 $σ$ 为材料的流变应力；α为材料常数，取α=0.25；M为Taylor因子，取M=3；μ为剪切模量，μ=26×10³MPa；b为伯氏矢量；ρ为总位错密度。材料在应变硬化过程中的总位错密度随应变的变化受控于位错的储存速率与位错湮灭速率之间的竞争，可用Kocks-Mecking模型^{[20, 21]}

(2)

\frac{d ρ}{d ε} = M (\frac{1}{b L} - k_{2} ρ)

描述。其中L为位错运动的平均自由程； $\frac{1}{L}$ 通常正比于 $\sqrt[]{ρ}$ 。于是可将式(2)改写成

(3)

\frac{d ρ}{d ε} = M (\frac{k_{1}}{b} \sqrt[]{ρ} - k_{2} ρ)

其中 $k_{1}$ 为位错储存相关系数， $k_{1} \sqrt[]{ρ}$ 与位错的非热储存过程相关； $k_{2} ρ$ 与位错动态回复过程相关， $k_{2}$ 为位错湮灭相关系数，依赖于温度T和应变速率 $\dot{ε}$ ， $k_{2} = (T, \dot{ε})$ 。由(1)和式(3)可得

(4)

θ = \frac{d σ}{d ε} = \frac{d σ}{d ρ} \frac{d ρ}{d ε} = \frac{M^{2} a μ k_{1}}{2} - \frac{M σ k_{2}}{2}

式(4)表明，θ与 $σ$ 之间存在线性关系，与图7给出的实验结果一致。使用公式(4)对图7中不同温度拉伸实验结果进行线性拟合并外延，可得横(X)、纵(Y)轴截距数据点(参见图7虚线和表1中X、Y的值)，将其分别带入式(4)中求解样品在不同温度下的应变硬化率θ的数学表达式和相关系数，数据列于表1。由表1可见，位错的非热储存相关系数 $k_{1}$ 值随着温度的升高变化不大， $k_{1} = 1.8 \pm 0.24$ ；而 $k_{2}$ 值却随温度的升高而明显增大。由此可见，位错的非热储存对温度的变化并不敏感，温度主要影响位错的湮灭。图8给出了系数 $k_{1} / k_{2}$ 比值与温度T之间的关系。对比表1中的位错湮灭系数 $k_{2}$ 和图8中 $k_{1} / k_{2}$ -T关系，随着温度的升高位错的湮灭速率增大，相应地晶粒内部积累的位错密度减小，表现为在高温下(例如70℃)样品的应变硬化率较低；而在低温条件下应变硬化率较高(参见图7)。在低温下晶格热振动能较低，位错运动的阻力增大，位错动态恢复速率降低，从而使样品在低温拉伸变形过程中的应变硬化率较高。另一方面，随着变形温度的升高热激活发生一定的动态回复，位错湮灭速率增加，从而使位错滑移阻力减小，位错动态恢复速率提高，表现为材料在70℃高温下应变硬化率较小，强度极限较低。

表1 不同温度下样品拉伸参数

Table 1 Parameters of the specimens tensile loaded at different temperatures

T/℃	X	Y	$k_{1}$	$k_{2}$	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)

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图8

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图8 不同温度下的 $k_{1} / k_{2}$ 值

Fig.8 Ratios of $k_{1} / k_{2}$ under different temperatures

3.2 温度对屈服强度的影响

由图4可以看出，样品在低温-70℃拉伸变形时屈服强度较高，而在70℃拉伸时屈服强度降低了9.3%。材料的屈服应力( $σ_{y}$ )源于晶格摩擦应力(材料固有的位错运动的晶格阻力)和各种强化因素贡献的应力增量组合^[22]，可表示为

(5)

σ_{y} = σ_{f r} + Δ σ_{ρ i} + Δ σ_{s s} + Δ σ_{p p t} + Δ σ_{g b}

其中 $σ_{f r}$ 为摩擦应力； $Δ σ_{ρ i}$ 、 $Δ σ_{s s}$ 、 $Δ σ_{p p t}$ 和 $Δ σ_{g b}$ 分别为初始位错密度、固溶强化、沉淀强化和晶界强化所带来的强度增量。从图2中的TEM照片可见，合金由沿着拉拔方向的拉长超细晶粒组成；从-70℃到70℃样品的原始组织、初始位错密度和沉淀相都未发生变化，因此式(5)中的 $Δ σ_{ρ i}$ 、 $Δ σ_{s s}$ 、 $Δ σ_{p p t}$ 和 $Δ σ_{g b}$ 均为定值，唯一引起 $σ_{y}$ 变化的项为 $σ_{f r}$ ，而 $σ_{f r}$ 对温度敏感，可表示为^{[22, 23]}

(6)

σ_{f r} = σ_{f r} {(0)}^{*} e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{3 b T_{m}} T)

其中 $σ_{f r} {(0)}^{*}$ 为 $T$ =0 K时的晶格摩擦应力； $ω_{0}$ 为 $T$ =0 K时的位错宽度( $ω_{0}$ = $b$ )； $b$ 为伯氏矢量、 $T_{m}$ 为合金的熔化温度。于是， $T$ =0 K时的摩擦应力可表示为^[23]

(7)

σ_{f r} {(0)}^{*} = \frac{2 μ}{1 - ν} e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{b})

其中μ为剪切模量；ν为泊松比。μ和ν为温度不敏感的力学性能指标，在T=0 K至室温的温度区间内，取μ和ν为定值，因此，式(5)式可简化为

(8)

σ_{y} = \frac{2 μ}{1 - ν} e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{b}) e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{3 b T_{m}} T) + C

其中 $C = Δ σ_{ρ i} + Δ σ_{s s} + Δ σ_{p p t} + Δ σ_{g b}$ 。以上讨论结果表明，C为一常数。这里，定义 $Δ σ_{y}$ 为材料屈服应力增量的绝对值用以说明不同温度下晶格摩擦应力对屈服强度的贡献，即 $Δ σ_{y} = ∣ σ_{T i} - σ_{T_{203 K}} ∣$ ，其中 $σ_{T i}$ 为 $T_{i}$ 温度下对应的屈服强度值( $T_{i}$ 分别对应该实验中的拉伸温度)； $σ_{T_{203 K}}$ 为-70℃对应的屈服强度值。于是 $Δ σ_{y}$ 可表示为

(9)

Δ σ_{y} = ∣ \frac{2 μ}{1 - ν} e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{b}) [e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{3 b T_{m}} T_{i}) - e x p (\frac{- 2 π ω_{0}}{3 b T_{m}} T_{203 K})] ∣

铝合金材料常数的取值范围为：剪切模量26 GPa~28 GPa、泊松比0.32~0.34和熔点640℃~660℃，通常取μ=27 GPa、ν=0.33、 $T_{m}$ =660℃。将这些参数带入式(9)得到材料屈服强度增量的计算值，连同实验结果都在图9中画出。计算结果与实验结果的对比表明，两者吻合得很好。这表明，用此模型可预测不同温度下样品的屈服应力增量，从而得到6101铝合金屈服强度与拉伸温度的关系。同时可以判断，样品屈服强度的变化主要是材料晶格摩擦应力的变化引起的。随着拉伸温度的升高晶格摩擦应力降低，因此6101铝合金导线在较高温度拉伸屈服强度较低。

图9

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图9 样品屈服强度增量的实验值和计算值

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

4 结论

(1) 在-70℃到70℃温度区间6101铝合金导线的静拉伸表现出较好的低温增强增韧，与-70℃的性能相比其70℃的强度极限和屈服强度分别降低了10.9%和9.3%。

(2) 6101铝合金导线的应变硬化率随着拉伸温度的降低而提高；温度对其屈服强度的影响主要源于对晶格摩擦应力的影响。

(3) 根据本文得到的拉伸屈服应力增量公式，可预测在不同温度下服役的6101铝合金导线屈服应力的变化量。

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

Karabay

Influence of AlB2 compound on elimination of incoherent precipitation in artificial aging of wires drawn from redraw rod extruded from billets cast of alloy AA-6101 by vertical direct chill casting

[J]. Mater. Des., 2008, 29(7): 1364

[本文引用: 1]

[2]

Karabay

Modification of AA-6201 alloy for manufacturing of high conductivity and extra high conductivity wires with property of high tensile stress after artificial aging heat treatment for all-aluminium alloy conductors

[J]. Mater. Des., 2006, 27(10): 821

[3]

Karabay

, Uzman

Inoculation of transition elements by addition of AlB2 and AlB12 to decrease detrimental effect on the conductivity of 99.6% aluminium in CCL for manufacturing of conductor

[J]. J. Mater. Process. Technol., 2005, 160(2): 174

[本文引用: 1]

[4]

, Zhou

T G

, Li

Z S

, et al.

Production status and development prospects of Al-Mg-Si alloy conductor

[J]. Light Alloy Fabr. Technol, 2018, 46(01): 5

[本文引用: 1]

胡静, 周天国, 李振山

等.

Al-Mg-Si合金导线的生产现状及其发展前景

[J]. 轻合金加工技术, 2018, 46(01): 5

[本文引用: 1]

[5]

, Du

, Zhang

, et al.

Influence of Sc on microstructure and mechanical properties of Al-Si-Mg-Cu-Zr alloy

[J]. Appl. Phys. A., 2018, 124(2)

[本文引用: 1]

[6]

Yuan

, Liang

Effect of Zr addition on properties of Al–Mg–Si aluminum alloy used for all aluminum alloy conductor

[J]. Mater. Des., 2011, 32(8-9): 4195

[7]

Zhou

W W

, Cai

, Li

W J

, et al.

Heat-resistant Al-0.2Sc-0.04Zr electrical conductor

[J]. Mater. Sci. Eng. A, 2012, 552:353

[本文引用: 1]

[8]

Zhang

H K

Study of the mechanical properties of Al-Si-Cu alloy under low temperature

[J]. Sichuan Metall., 2013, 35(05): 51

[本文引用: 1]

张洪坤

Al-Si-Cu合金低温力学性能的研究

[J]. 四川冶金, 2013, 35(05): 51

[本文引用: 1]

[9]

Liu

, Zhang

X M

, Li

H Z

, et al.

Tensile properties of three kinds of aluminum alloys at low temperature

[J]. Heat Treat. Met., 2007(01): 53

刘瑛, 张新明, 李慧中

等.

3种高强铝合金的低温拉伸力学性能研究

[J]. 金属热处理, 2007(01): 53

[10]

Liu

, Zhang

X M

, Li

H Z

, et al.

Tensile properties of 2519 aluminum alloy at low temperature

[J]. J. Cent. South Univ. (Sci. Technol.), 2006(04): 641

[本文引用: 1]

刘瑛, 张新明, 李慧中

等.

2519铝合金的低温拉伸力学性能

[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2006(04): 641

[本文引用: 1]

[11]

Zerilli

F J

, Armstrong

R W

The effect of dislocation drag on the stress-strain behavior of F.C.C. metals

[J]. Acta Metall. Mater., 1992, 40(8): 1803

[本文引用: 1]

[12]

Abed

F H

, Voyiadjis

G Z

A consistent modified Zerilli-Armstrong flow stress model for BCC and FCC metals for elevated temperatures

[J]. Acta Mech., 2005, 175(1-4): 1

[本文引用: 1]

[13]

Lee

W S

, Lin

C R

Deformation behavior and microstructural evolution of 7075-T6 aluminum alloy at cryogenic temperatures

[J]. Cryogenics, 2016, 79:26

[本文引用: 1]

[14]

Lee

W S

, Chen

T H

, Huang

S C

Impact deformation behaviour of Ti-6Al-4V alloy in the low-temperature regime

[J]. J. Nucl. Mater., 2010, 402(1): 1

[本文引用: 1]

[15]

Tomota

, Lukas

, Harjo

, et al.

In situ neutron diffraction study of IF and ultra low carbon steels upon tensile deformation

[J]. Acta Mater., 2003, 51(3): 819

[16]

Lee

W S

, Lin

C F

, Chen

T H

, et al.

High temperature deformation and fracture behaviour of 316L stainless steel under high strain rate loading

[J]. J. Nucl. Mater., 2012, 420(1-3): 226

[本文引用: 1]

[17]

Y L

, Yang

, Xu

X X

, et al.

Effects of Excess Mg and Si on the Properties of 6101 Conducting Wire and Its Mechanism

[J]. Rare Metal Mat. Eng., 2016, 45(04): 968

[本文引用: 1]

叶於龙, 杨昭, 徐雪璇

等.

过量Mg、Si元素对6101电工导线性能影响及机制

[J]. 稀有金属材料与工程, 2016, 45(04): 968

[本文引用: 1]

[18]

, Li

, Wang

D Z

, et al.

Low temperature deformation behavior of an electromagnetically bulged 5052 aluminum alloy

[J]. Sci. Rep., 2016, 6(1)

URL PMID [本文引用: 1]

[19]

Taylor

G I

The Mechanism of Plastic Deformation of Crystals. Part I. Theoretical

[J]. Proc. R. Soc. London, 1934, 145(855): 362

[本文引用: 1]

[20]

Gutiérrez

, Altuna

M A

Work-hardening of ferrite and microstructure-based modelling of its mechanical behaviour under tension

[J]. Acta Mater., 2008, 56(17): 4682

[本文引用: 1]

[21]

Estrin

, Mecking

A unified phenomenological description of work hardening and creep based on one-parameter models

[J]. Acta Metall., 1984, 32(1): 57

[本文引用: 1]

[22]

Dietze

H D

Die Temperaturabhängigkeit der Versetzungsstruktur

[J]. Z. Phys., 1952, 132(1): 107

[本文引用: 2]

[23]

, Bei

, Pharr

G M

, et al.

Temperature dependence of the mechanical properties of equiatomic solid solution alloys with face-centered cubic crystal structures

[J]. Acta Mater., 2014, 81: 428

[本文引用: 2]

Influence of AlB2 compound on elimination of incoherent precipitation in artificial aging of wires drawn from redraw rod extruded from billets cast of alloy AA-6101 by vertical direct chill casting

2008

... 以镁、硅为主要添加元素的Al-Mg-Si合金具有较高的强度(约为电工硬铝的1.8倍)和密度比、良好的导电性能和优异的耐腐蚀性能^[1~3].6101铝合金导线具有中等强度和较高的电导率，可用于远距离输电线路.与传统的钢芯铝合金绞线(ACSR)相比，由单根Al-Mg-Si合金导线绞合成的全铝合金绞线(AAAC)能很好地避免电气腐蚀，能在提高输电效率的同时降低输电线路的维修费用.同时，Al-Mg-Si系列合金是可热处理强化型合金，进行固溶+时效热处理可调控其强度和电导率.铝合金导线的加工流程为：铸造-轧制-固溶处理-冷拉拔-时效热处理，使其具有较高的强度^[4]. ...

2006

Inoculation of transition elements by addition of AlB2 and AlB12 to decrease detrimental effect on the conductivity of 99.6% aluminium in CCL for manufacturing of conductor

2005

Al-Mg-Si合金导线的生产现状及其发展前景

2018

Al-Mg-Si合金导线的生产现状及其发展前景

2018

Influence of Sc on microstructure and mechanical properties of Al-Si-Mg-Cu-Zr alloy

2018

... 在远距离输电过程中架空导线在不同的环境温度下服役，特别是在极端气候条件下架空导线表面覆冰.以往的相关研究工作，主要是关于提高导线用材料的电导率和耐热性能^[5~7].研究发现，铝合金拉伸强度极限和屈服强度都随着温度的降低而提高^[8~10]，与材料中位错的运动和热激活有关^{[11, 12]}.在低温下变形使材料中生成高密度位错^[13]，位错运动受阻^[14~16]使材料具有较高的强度.但是，输变电行业仍希望有最直观的理论预测模型，能预测服役过程中导线的塑性流变应力与服役温度间的定量关系，为导线的实际应用提供理论和实际应用依据.鉴于此，本文研究商用6101铝合金线缆的单线在-70℃ 到70℃温度区间的拉伸性能以及变形温度对其热稳定性能的影响. ...

Effect of Zr addition on properties of Al–Mg–Si aluminum alloy used for all aluminum alloy conductor

2011

Heat-resistant Al-0.2Sc-0.04Zr electrical conductor

552

Al-Si-Cu合金低温力学性能的研究

2013

Al-Si-Cu合金低温力学性能的研究

2013

3种高强铝合金的低温拉伸力学性能研究

2519铝合金的低温拉伸力学性能

The effect of dislocation drag on the stress-strain behavior of F.C.C. metals

1992

A consistent modified Zerilli-Armstrong flow stress model for BCC and FCC metals for elevated temperatures

2005

Deformation behavior and microstructural evolution of 7075-T6 aluminum alloy at cryogenic temperatures

2016

Impact deformation behaviour of Ti-6Al-4V alloy in the low-temperature regime

2010

In situ neutron diffraction study of IF and ultra low carbon steels upon tensile deformation

2003

High temperature deformation and fracture behaviour of 316L stainless steel under high strain rate loading

2012

过量Mg、Si元素对6101电工导线性能影响及机制

2016

... 实验用6101铝合金导线原始样品的横、纵截面的TEM照片，分别在图2a和b中给出.由图2a可以看出，导线的横截面为均匀分布的等轴状晶，晶粒尺寸为400~600 nm；纵截面方向上为拉长的条状晶粒，平均宽度为400 nm；在样品纵截面的TEM照片中发现颗粒状析出相Mg₂Si^[17](图2b及其中线框内)，其尺寸为50~100 nm. ...

过量Mg、Si元素对6101电工导线性能影响及机制

2016

Low temperature deformation behavior of an electromagnetically bulged 5052 aluminum alloy

2016

... 样品在不同温度下的拉伸工程应力-应变曲线，如图3a所示.可以看出，样品在不同温度下的拉伸性能不同，表明温度对其强度和均匀伸长率都有显著的影响.样品真应变为0.2%~0.35%时的真应力-应变曲线如图3b所示，可见不同温度下的应力-应变曲线均出现轻微的锯齿状流变现象，这与拉伸过程中发生的Portevin-Le Chatelier(PLC)效应^[18]有关.对图3b中应力波动幅值(Δσ)的统计结果表明，不同温度下的Δσ都在0.27 MPa附近轻微波动.由此可以判断，在本实验的应变速率1.0×10³s^-1和温度(-70℃~70℃)范围内，样品在拉伸变形过程中发生的PLC效应对温度没有明显的响应. ...

The Mechanism of Plastic Deformation of Crystals. Part I. Theoretical

1934

... 金属的应变硬化能力受控于位错储存与位错动态恢复之间的竞争.变形温度影响材料内位错的动态恢复速率，进而影响材料的应变硬化能力.材料的应变硬化过程与位错密度的变化关系密切，在材料的变形过程中流变应力与位错密度的关系可用Taylor公式^[19] ...

Work-hardening of ferrite and microstructure-based modelling of its mechanical behaviour under tension

2008

... 描述.其中

σ

为材料的流变应力；α为材料常数，取α=0.25；M为Taylor因子，取M=3；μ为剪切模量，μ=26×10³MPa；b为伯氏矢量；ρ为总位错密度.材料在应变硬化过程中的总位错密度随应变的变化受控于位错的储存速率与位错湮灭速率之间的竞争，可用Kocks-Mecking模型^{[20, 21]} ...

A unified phenomenological description of work hardening and creep based on one-parameter models

1984

... 描述.其中

σ

Die Temperaturabh?ngigkeit der Versetzungsstruktur

1952

... 由图4可以看出，样品在低温-70℃拉伸变形时屈服强度较高，而在70℃拉伸时屈服强度降低了9.3%.材料的屈服应力(

σ_{y}

)源于晶格摩擦应力(材料固有的位错运动的晶格阻力)和各种强化因素贡献的应力增量组合^[22]，可表示为 ...

... 其中

σ_{f r}

为摩擦应力；

Δ σ_{ρ i}

、

Δ σ_{s s}

、

Δ σ_{p p t}

和

Δ σ_{g b}

分别为初始位错密度、固溶强化、沉淀强化和晶界强化所带来的强度增量.从图2中的TEM照片可见，合金由沿着拉拔方向的拉长超细晶粒组成；从-70℃到70℃样品的原始组织、初始位错密度和沉淀相都未发生变化，因此式(5)中的

Δ σ_{ρ i}

、

Δ σ_{s s}

、

Δ σ_{p p t}

和

Δ σ_{g b}

均为定值，唯一引起

σ_{y}

变化的项为

σ_{f r}

，而

σ_{f r}

对温度敏感，可表示为^{[22, 23]} ...

Temperature dependence of the mechanical properties of equiatomic solid solution alloys with face-centered cubic crystal structures

2014

... 其中

σ_{f r}

为摩擦应力；

Δ σ_{ρ i}

、

Δ σ_{s s}

、

Δ σ_{p p t}

和

Δ σ_{g b}

Δ σ_{ρ i}

、

Δ σ_{s s}

、

Δ σ_{p p t}

和

Δ σ_{g b}

均为定值，唯一引起

σ_{y}

变化的项为

σ_{f r}

，而

σ_{f r}

对温度敏感，可表示为^{[22, 23]} ...

... 其中

σ_{f r} {(0)}^{*}

为

T

=0 K时的晶格摩擦应力；

ω_{0}

为

T

=0 K时的位错宽度(

ω_{0}

b

)；

b

为伯氏矢量、

T_{m}

为合金的熔化温度.于是，

T

=0 K时的摩擦应力可表示为^[23] ...

〈

〉