初始力学性能

初始力学性能（精选四篇）

初始力学性能篇1

玻璃纤维增强塑料夹砂管 (以下简称夹砂管) , 是一种新型柔性非金属复合材料管道, 不仅有重量轻、承压能力好、输送液体阻力小、能保证供水水质、抗化学和电腐蚀、使用寿命长等特性, 而且造价合理, 安装和操作十分便捷, 不需要花费大量成本进行后期维护。就目前的市场调研来看, 城市工业水处理系统及重力、压力输送系统中都已在使用夹砂管。需求量的不断增加带动了夹砂管的大规模生产。为了规范夹砂管生产企业的生产活动, 防止质量安全事故的发生, 从2008年4月1日起, 我国正式推行GB/T21238-2007《玻璃纤维增强塑料夹砂管》, 并且按输水管一类产品标准对夹砂管进行生产许可证审查, 所以通过检测手段评定夹砂管质量优劣就显得尤为重要。

夹砂管作为典型的复合材料, 其性能不但具有各向异性的特征, 在大多数条件下还可以产生耦合效应。因此, 与普通水管材料性能检测标准相比, 夹砂管性能检测项目更多, 性能指标更严格。本文基于GB/T 21238-2007中几项初始力学性能的概念, 对比分析几种检测方法, 并且针对检测期间常见问题探讨应对措施, 从而为夹砂管检测提供有价值的参考信息。

1 主要检测要求及力学意义

(1) 初始环刚度检测:衡量管环在外载荷状态下抗径向变形能力的一项关键的性能参数, 是夹砂管管材设计中较关键的一项性能指标。

(2) 初始挠曲性检测:衡量管材在一定的压扁量下有无结构破坏。

(3) 初始轴向拉伸强力检测:目的是检测管材在垂直管径方向的受力性能。

(4) 初始环向拉伸强力检测:旨在检测在水压荷载条件下管材环向抗水压破坏性能。

2 初始力学性能检测的研究

2.1 初始环刚度检测的研究

初始环刚度的基本定义式为:

式中各参数所表示的意义详见表1。上式综合了管材、管径、管壁厚度等重要条件, 根据材料、结构得到环刚度的定义式。我们无法通过定义式了解环刚度与外载荷及径向变形之间的关系。因此, 考虑一段径向受压的管环, 在小幅度变形状态下基于理论分析得到公式 (2) , 公式 (2) 即为环刚度与外载荷径向变形之间的具体关系式, 式中各参数所表示的意义详见表1。

由式 (2) 得知, 当外荷载一定时, 管道径向变形会随着管道环刚度的增大而逐渐变小。也就是说, 管道究竟可以抵御多大的外荷载而不发生变形, 或者仅仅出现轻微变形, 主要取决于管道环刚度的大小。

GB/T 21238-2007中引入刚度等级的概念, 刚度等级是管材初始特定环刚度的级别, 夹砂管初始环刚度通常分为1250N/m2、2500N/m2、5000N/m2、10000N/m2四个级别。设计人员主要根据刚度等级确定管道的型号和规格。对于某一特定刚度等级的夹砂管来说, 其环刚度至少要与之刚度等级一致。即有:

式 (3) 中各参数所表示的意义详见表1。公式 (3) 为判定夹砂管环刚度是否符合其对应的刚度等级提供了有效依据。对于某一夹砂管来讲, 只有清楚环刚度, 可以准确获知该夹砂管的刚度等级。

由定义式 (1) , 可以针对复合材料力学特性进行理论分析计算, 由此得到作业项目夹砂管的环刚度。首先, 根据各单层基本力学性能参数推算出管壁层合结构的表观环向弯曲弹性模量, 再由壁厚、直径由定义式 (1) 的计算便可得到管道的环刚度。

在式 (1) 中, 环刚度和壁厚的三次方是正比关系, 也就是说, 可以通过加厚管壁来增大管道环刚度。此外, 环刚度和管壁的表观环向弯曲弹性模量之间也是正比关系, 只有调整管壁结构铺层才能得到预期的表观环向弯曲弹性模量。由此可见, 调整结构铺层也是增大结构环刚度的有效措施之一。但是每个项目都有其特殊的铺层形式, 所以在某些情况下, 即便管壁厚度一致, 也有可能得到不同的环刚度。所以说, 有的结构虽然管壁薄, 但仍具有较大的环刚度, 而有的结构管壁厚, 其环刚度却不及略薄的管壁。由此可见, 管壁厚度与环刚度之间并不是正比关系。因此, 夹砂管管壁并非越厚越好, 关键要看环刚度是否符合设计要求。另外, 由于调整铺层顺序会使环刚度随之变动, 在施工中, 针对同一类型的材料, 可以通过调整其铺层顺序得到最大环刚度。

在实际生产过程中, 质检部只要通过式 (2) 所示的平行板外载试验来检测夹砂管的环刚度。管道发生径向变形后, 管体形状改变, 故结合现场条件修正式 (4) 当夹砂管径向变形率达到3%后实测其环刚度, 将实测数据代入公式 (5) 得到环刚度的具体数值:

实测时, 先按指定宽度在夹砂管上截取一段管环。根据管道直径确定需截取的管环的宽度。如果管道直径小于1500mm, 就需要截取300mm或直径的3倍中的较小值;如果管道直径大于1500mm, 就应该按照直径的20%截取管环。参照图1的加载形式对截取的所有管环逐个加载, 直至管环径向变形率达到3%时记录载荷值, 将其代入公式 (5) 计算出所测管环的环刚度。连测三个管环取其平均值作为所测夹砂管的环刚度。

2.2 初始挠曲性的讨论

GB/T 21238-2007中规定以挠曲水平A和挠曲水平B评判夹砂管的初始挠曲性。

当环刚度相同时, A水平的标准要求值是B水平的0.6倍, 故选定不同的环刚度, 具体分析与B水平对应的挠度值。对于环刚度大于10000 N/m2或者小于1250 N/m2的非标准夹砂管, 挠曲水平B对应的径向变形率=30× (1250/S0) 1/3— (1) ;对于环刚度达到1250, 2500, 5000, 10000 N/m2的标准夹砂管, 其变形率分别为:30%、25%、20%、15%;其余1250~10000 N/m2规格B水平采用线性插值法取值。各刚度等级及对应的B水平关系曲线如图2所示。

在图2所示1250~10000 N/m2的环刚度条件下, 通过式 (1) 所得的挠度曲线的挠曲水平值均未达到额定值;用标准管刚度等级值对应的挠曲水平B值做控制点的连线, 都在式 (1) 所得挠度曲线的上方, 并且与其十分接近。按照国家规定, 在1250~10000 N/m2范围内的管道挠曲水平应该比公式计算所得数值略高, 而美标要求一律按照公式计算值控制非标准管挠曲水平, 这足以可见我国对夹砂管性能及质量的要求高于国际水准。

实测管环挠曲性能时, 在加载点处的弯矩和剪切力达到最大值, 所以在加载板和夹砂管环接洽的部位极易遭到破坏。从大量试验及检测结果来分析, 实测夹砂管的挠曲性能时, 发现夹砂层早期破坏是导致管材挠曲度不达标的主要因素, 这多半是因为使用了劣质夹砂层而出现的结果。一般来讲, 如果夹砂层树脂含量低, 空隙率高, 石英砂和树脂混合时均匀度差, 就可能导致其挠曲度达不到设计要求。

除此以外, 夹砂管的结构层也是发生早期破坏的主要部位。主要因为管壁铺层不符合设计要求, 导致加载截面周边部位受压, 在一定程度上增强了玻璃纤维对树脂层的破坏程度。在生产过程中, 这种现象并不多见。总的来讲, 挠曲度的控制必须重点关注以上破坏形式, 严格控制夹砂层的生产工艺, 尽量避免管道在使用过程中发生早期破坏。

2.3 初始轴向拉伸强力检测方法的探讨

管道投入使用后, 轴向方向受力通常涉及两类情况:其一, 管道不承受由管内压直接产生的轴向力, 或未承受特殊轴向力;其二, 管道承受由管内压产生的轴向力, 这类管道主要是一端连接阀门或盲堵但缺少支墩支撑的特殊管道。要求参照国标, 采用下列方案检测轴向拉伸强力。

方案一:参照GB/T 5349-2005《纤维增强热固性塑料管轴向拉伸性能试验方法》施测。这套规定包括整体拉伸与取样拉伸两套检测方案。其中, 公称直径小于或等于100mm的管道一律采用整体拉伸检测方案, 但是需要大量待检测试样和夹具, 检测流程相当繁琐。取样拉伸检测方案与方案二执行同一套检测标准, 即GB/T 1447检测标准, 但试样尺寸有差别。GB/T 21238-2007虽然兼顾了整体拉伸检测的试样数量, 但待测试样仅为1个, 显然未考虑取样拉伸检测的试样数量, 为此, 执行检测标准时必须明示这一差别。

方案二:参照GB/T 1447-2005《纤维增强塑料拉伸性能试验方法》施测, 采用直条状试样取样检测, 宽度取20mm与方案一中取样拉伸方法的近似哑铃型相较于方案一中的取样检测方案来说, 方案二更简单实用, 并且该方案适用于常规性的夹砂管轴向拉伸性能检测任务。

检测时所用夹具的夹持厚度主要取决于待测试样的厚度。沿试样厚度方向夹持时, 夹持部位是不易被破坏的结构层, 大多数试样的断裂情况都能达到设计要求;沿试样宽度方向夹持时, 由于有的夹持部位是拉伸强度和剪切强度较低的夹砂层, 在夹持作用下极易破坏。在实际检测过程中, 如果待测试件厚度不及夹具最大夹持厚度, 建议沿厚度方向夹持。在某些情况下, 还要用热固性树脂将试样夹持段两端涂平再检测。

2.4 初始环向拉伸强力检测方法的选择

GB/T 21238-2007标准中规定了对初始环向拉伸强力的三套检测方案, 即“分离盘”法、“样条法”和“内水压法”。这三套方案虽然各有千秋, 但环向拉伸强力的测定始终是难题。需要参考管道直径及管材厚度选定合理的检测方案, 才能够得到客观准确的检测结果。以下是三套检测的优缺点及适用性分析:

2.4.1“分离盘”法

检测依据为GB/T 1458-2008《纤维缠绕增强塑料环形试样拉伸试验方法》。首先制取20mm宽的圆环, 在水平直径两端试样两侧分别开一直径为10mm的半圆。一般来说, 只要是直径小于800mm的夹砂管都可以用“分离盘”法施测, 并且能够得到较为精准的环向拉伸强力。如果是直径较大的管道, 需要用大分离盘施测, 但是考虑到大分离盘比较重, 不便于操作, 难以保证所测数据精准无误, 所以不建议采用这套方法测量大直径夹砂管道。

2.4.2“样条法”

检测依据为GB/T 1447-2005《纤维增强塑料拉伸性能试验方法》。要求参考图3按标准尺寸制取待测试样。与“分离盘”法相比, “样条法”使用范围广, 且更易于操作。待测试样是从环向方向上切取的, 所以试样有一定的弧度, 拉伸时, 试样不仅要承受拉应力, 还会受到弯曲作用力的影响。如果管道直径较小, 试样条弧度大, 就会导致弯曲应力比拉伸应力大, 因此试样在拉伸过程中, 其受力破坏通常是从内侧向外侧过渡。只有当管道公称直径很大时应力偏差较小, 即破坏截面上最大应力才更接近所测拉应力, 且试样最大应力与所测拉应力之间会随着试样厚度的增大而逐渐变得更为接近。即便如此, 这也无法完全反映真实值。

由于环向拉伸强力值较高, 在实际检测中直径较大的夹砂管道, 其夹持部分的夹砂层极易被破坏。鉴于此, 检测前需要适当加强夹持部位, 并且注意加强部分与夹砂层之间的结合。若结合不好, 加强部分与夹砂层剪力小, 夹砂层仍然可能在夹具中被破坏。

2.4.3“内水压法”

检测依据为GB/T 5351-2005《纤维增强热固性塑料管短时水压失效压力试验方法》。就目前来看, 这套方案并不常用。由于本方法所需的试样用料较多 (不小于3D, D为管道的外直径) , 检测的周期较长, 检测方法较复杂, 而且要做到两端完全密封较为困难, 同时需要高压力, 检测有一定的危险性, 故较少采用。

综上所述, 在进行环向拉伸强力检测过程时, 对于小口径试样 (800mm及以下) 可选择方法A或者方法B进行试验, 大口径试样 (800mm以上) 多使用方法B进行检测。不用或少用方法C。

3 结语

主要对玻璃纤维增强塑料夹砂管几项初始力学性能检测方面的问题作了研究探讨, 重点对环刚度等基本概念、环刚度设计与测试的基本方法和挠曲水平的计算问题, 轴向拉伸检测过程中试样的夹持方式, 环向拉伸检测中不同方法的适用范围以及样条法试样加工过程中的问题等作了比较全面的分析。对环向拉伸的检测方法不能准确反映环向拉伸性能以及轴向拉伸检测中方法A的试样数量等问题也提出了自己的观点, 这些问题可以在今后标准的修订中加以考虑。

夹砂管初始力学性能检验是判断夹砂管产品力学性能的重要手段。本文通过对检验方法的研究与讨论有助于更深入的理解各项力学性能的概念, 更合理的选择适用的检验方法, 以达到熟练掌握检验操作的目的, 为夹砂管的检测工作提供有利的参考。

摘要：由玻璃纤维增强塑料夹砂管的环刚度、刚度等级概念分析了环刚度设计与检测的基本方法, 探讨挠曲水平、轴向拉伸强力和环向拉伸强力检测方法, 比较分析了各种方法的优缺点与适用范围, 对理解及掌握玻璃纤维增强塑料夹砂管初始力学性能的概念及相关检测方法具有一定参考意义。

关键词：玻璃纤维增强塑料夹砂管,初始力学性能,方法,检测

参考文献

[1]GB/T 21238-2007, 玻璃纤维增强塑料夹砂管[S].

[2]GB/T 5352-2005, 纤维增强热固性塑料管平行板外载性能试验方法[S].

[3]周仕刚.关于玻璃纤维增强塑料夹砂管标准中几个问题的讨论[J].玻璃钢/复合材料, 2001, 1:42-45.

二级初始合同篇2

甲方（单位）：

乙方（个人）：身份证号码：因业务发展需要，甲方聘用乙方二级建造师（）专业，经过真诚协商，双方达成如下聘用条款：

一、聘用期：甲方聘用乙方的期限为年。即从年月**日至年月日止。工资元/年。

二、双方签定协议时，乙方向甲方提供其二级建造师执业资格证原件、学历证书原件、身份证原件、一寸彩色照片5张、二寸彩色照片2张，甲、乙方签定协议时,甲方预付给乙方工资元整，（大写元整）。第二年工资支付日期为本协议第一年期满前一个月，支付方式为现金或银行卡转账，乙方本人银行卡开户行：卡号：

三、聘用期间，乙方的继续教育学习手续由甲方办理，学习和考试由乙方负责，学习费用由甲方负责：

1、交通费（限山东省内）；

2、住宿费和报名费、资料费等学习费用按照建委统一标准实报。甲方按照建委通知及时告知乙方进行继续教育，乙方应及时参加继续教育。

四、甲方持乙方提供的材料到当地建委审核合格后，甲方将乙方学历证书原件、身份证原件返还；乙方完成注册到甲方名下后，甲方将注册二级建造师注册章、执业资格证原件返还乙方，注册证书原件由甲方保管。

五、乙方提供证书使用的范围仅限于甲方企业资质申报、年 1

检及建委备案，除此之外，甲方在未取得乙方书面许可的情况下，不得擅自使用乙方的二级建造师注册证书，否则，由此出现的任何责任由甲方承担；乙方也不得未经甲方许可而擅自使用注册章，否则一切后果由乙方承担。

六、甲方要及时为乙方办理资格证延续注册。

七、在甲方办理申报资质、年检、建委备案及建设行政主管

部门检查时，乙方须配合甲方及时提供身份证、学历证书等，方式为甲方自行取送或邮寄，费用均由甲方承担。

八、续聘：聘用期满三个月前，双方有意续聘，具体条件由

双方另行商议，若不续聘及时通知对方。

九、解聘：签定协议时，甲方同时为乙方出具合同到期日的解聘证明。

十、违约责任：由于甲方原因未注册成功，甲方赔偿乙方经

济损失1000元，乙方扣除自签订协议之日起的折算工资后返还甲方已付剩余工资，本合同终止；由于乙方原因未注册成功，乙方赔偿甲方经济损失1000元，乙方返还甲方已付工资，本合同终止；由于发生国家政策变动等不可预测的因素而不能完成注册时，乙方退还甲方已付工资，本合同终止。

甲方保存各类证章期间，如由于甲方原因造成乙方任何一种

证章丢失，甲方负责补办并承担补办费用（如果不能补办，甲方赔偿乙方20000元）。甲方保存证章期间，不得从事与资质申报、年检、备案无关的活动，否则一切后果由甲方承担。乙方要求提前解聘的，乙方须提前1个月通知甲方，并经甲方同意方可提前

解聘（下列情况除外：甲方不能按时支付工资；初始注册不成功），甲方不再承担继续教育费用,且乙方须退还甲方聘用本的剩

余工资；甲方要求提前解聘，则乙方不退还已付的工资及费用。合同到期，甲方负责在聘用期满后5个工作日内向乙方提供转注册所需要的材料（返还乙方注册证、变更注册申请表加盖单位公章和建委印章），如因甲方原因造成乙方无法转注，甲方向乙方赔偿延误月数的双倍工资（工资以为本协议工资计算），如因乙方原因无法转注的，甲方不再支付工资及其他费用。

十一、本协议所提及工资均为税后工资，不包含福利及保险

费用。如本协议发生缴税费情况，均由甲方承担。

十二、本协议自双方签定之日起生效。

十三、本协议一式两份，双方各执一份，具有同等效力。

甲方：（盖章）乙方：（签字）联系人：电话1：

手机号码：电话2：

办公电话：

企业信件邮寄地址：个人信件邮寄地址：

初始力学性能篇3

Al-Cu-Mg(2×××)系合金也属时效强化铝合金,具有强度、断裂韧好,耐热、耐蚀性好,抗疲劳裂纹扩展性强等诸多优点,经常选作航空航天装备的壁板、蒙皮用材[6,7]。然而,大量研究[8,9,10,11]表明,Al-Cu-Mg系合金的主要强化相(S′,θ′)在蠕变时效过程中的析出行为会受到外加应力作用方向的影响,合金中S′,θ′相在靠近拉应力作用的〈100〉Al方向上出现择优析出现象,即所谓析出位向效应,引起构件性能的不均匀性。因此,深入地认识2×××系铝合金在蠕变时效(Creep Aging,CA)过程中析出相的演化规律,寻求抑制析出位向效应的方法,对于2×××系铝合金壁板、蒙皮类构件的CAF制造具有十分重要的意义。

本工作以2124铝合金为例,研究了在蠕变时效前引入预变形对析出相演变与力学性能的影响,力求探明该合金中析出相位向效应形成的机理,为Al-Cu-Mg系合金构件的CAF制造提供参考。

1 实验过程

实验材料为实验室制备的5mm厚2124铝合金热轧板,化学成分如表1所示。从热轧板上割取板试样,分成2组。从每组板材上割取的试样进行蠕变时效(CA)实验前均经历了495℃/45min固溶-水淬,其中一组试样在淬火后引入预变形,即冷轧到4.6mm(厚向压下量约8%),然后再进行蠕变时效实验(以下记为PCA);另一组试样水淬后直接进行蠕变时效实验(以下记为QCA)。无论是PCA还是QCA试样,其蠕变时效实验的温度/应力条件均为185℃/150MPa,为便于对比,每个试样从淬火到蠕变时效实验的间隔不超过4h。

为研究蠕变时效过程中析出相的演变规律,按GB/T 2039—1997制取拉伸蠕变试样,试样标距为50mm。准备多根拉伸蠕变试样,在RWS50型电子蠕变松弛试验机上进行QCA实验,分别在0.5,1,6h后停止实验,记为QCA1,QCA2,QCA3;同理进行PCA实验,记为PCA1,PCA2,PCA3。为便于测试QCA与PCA处理对力学性能各向异性的影响,在一个自制的100kN蠕变试验机上,相继采用两种初始态的板材进行蠕变时效实验(其中进行QCA处理样品的尺寸为5mm×100mm×600mm,进行PCA处理样品的尺寸为4.6mm×100mm×600mm),实验条件为185℃/150MPa/6h,以便沿与拉伸方向(板材轧向)成0°,90°两个方向割取室温拉伸实验所需试样。

试样的光学金相(OM)采用Keller试剂腐蚀,使用XJP-6型金相显微镜观察。透射电子显微(TEM)使用TECNAIG220型场发射透射电镜,样品磨至厚度80μm后进行电解双喷减薄,双喷液采用硝酸与甲醇(体积比为 3∶7)混合液,仪器内温度控制在-30℃。室温拉伸实验在CSS-44100电子万能试验机上进行,试样标距为35mm,夹头移动速率为2mm/min。

2 实验结果

2.1 蠕变曲线

图1为PCA和QCA试样的蠕变曲线,空心线表示QCA处理,实心线表示PCA处理。从图1中可以看出,185℃/150MPa条件下,QCA试样蠕变时间0.5h,蠕变量为0.21%;1h时,已达0.27%,6h后为0.29%。上述结果表明在CA处理过程中,淬火态的2124铝合金的蠕变量主要来自于蠕变第一阶段,而到第二阶段(稳态蠕变阶段)的蠕变速率很小,蠕变量增加十分缓慢。而PCA试样的第一阶段并不明显,但稳态蠕变阶段的变形速率明显大于CA处理,故当达到6h后,PCA与QCA试样的总蠕变量几乎相等,约为0.28%。很显然,随着实验时间的延长,PCA试样的变形量将会大于QCA,这与前期研究[12]报道的该类合金蠕变曲线特征相似。

2.2 微观组织结构

图2为QCA3和PCA3试样的光学金相照片。从图2中可以看出,QCA3与PCA3试样的基体晶粒形貌并没有太大差异,在CA处理前引入的预变形(约8%)对2124合金基体OM组织的影响并不明显。

图3为QCA(1, 2, 3)试样的TEM微结构及对应的[100]Al选区衍射花样。从图3可以看出,蠕变0.5h后(见图3(a)),合金中有大量的位错线,且这些位错线基本上沿同一个方向排列;蠕变1h后(见图3(b)),仍然可见位错线沿特定的方向排列。由此可见,在CA处理的初期,QCA试样蠕变量的快速增加(见图1)主要来自于位错启动。同时,从图3(a),(b)还可以看出,第二相伴着位错线析出。当蠕变时间到达6h后(见图3(c)),位错组态已发生了明显变化,位错线不再呈现出单方向排列的特征,出现了缠结现象,一方面表明此时位错运动情况已经变得十分复杂,交滑移、攀移、位错交截、异号位错相消等机制均有可能启动。换句话说,此时位错的增殖与消毁已处于动态平衡,蠕变曲线上,蠕变量随时间的增长速度明显低于初期,达到所谓的稳态蠕变阶段,符合Wetman[13]提出的蠕变恢复模型。

文献[14]研究表明,2X24铝合金在蠕变时效过程中析出的S′相与基体的晶体学位向关系与一般的人工时效的相似,仍以{210}Al为惯习面,沿〈001〉Al方向生长。从图3(c)可以看出,棒条状S′相沿同一方向析出,在其生长方向上的尺寸为50～80nm。与人工时效不同的是,这里的S′相仅沿一个方向(任意记为[1]Al)析出,与之成90°方向(可记为[10]Al)上则没有观察到S′相的析出,出现了明显的位向效应。另外,据文献[15]报道,在2X24合金的人工时效过程中,含Mn的T相附近析出的S′相也会明显地呈90°交叉;而图3(c)中,T相周围析出的S′相的方向仍然与其他区域析出的S′相类似,呈单一方向排列;这进一步表明淬火态2124合金在185℃/150MPa条件下蠕变时效会出现析出相位向效应。此外,从图3(c)中还可以看出,无论是T相还是S′相,均起到了钉扎位错的作用。这也就不难理解,在析出相作用下,2124铝合金的稳态蠕变速率会远低于那些没有析出相情形[16]下的稳态蠕变速率,其蠕变量随析出相的增多会明显减缓,如图1所示。

图4为预变形处理后在185℃/150MPa条件下,经不同时间试样(PCA(1,2,3))的TEM微结构及[100]Al选区衍射花样。由于淬火试样经过预变形(轧制压缩变形率8%),必然会产生大量位错,形成位错相互作用的位错组态。经过0.5h蠕变后,如图4(a)所示,试样的TEM显微照片中仍可观察到大量位错缠结,并且在某些位错线的交截处可以识别出析出相,仔细观察与之对应的选区衍射照片,可以发现非常微弱的S′相衍射斑点。经过1h蠕变后,观察TEM显微照片(见图4(b)),与图4(a)相比,位错密度降低,已可以明显分辨出90°交叉的方向上,伴随着位错线,析出相呈球形。经过6h蠕变后(见图4(c)),位错密度进一步降低,试样中已经形成了大量呈90°交叉分布的析出相,析出相的衍射斑点在选区衍射谱中已经清晰可辨,与文献[9,15]中报道的2X24合金人工时效形成的S′相类似,既{210}Al为惯习面,〈001〉Al为生长方向,在[100]Al衍射条件下,呈90°交叉分布的棒条形。

这里值得特别注意的是,PCA2试样中,位错密度已经降低(图4(b)),与不经预变形处理的QCA2试样的位错组态并没有太大的差别(见图3(b),(c)),但是,S′相的析出行为出现了差异,PCA2试样的球形核心仍然呈90°交叉的方向排列,而淬火后直接进行CA处理的QCA2试样中,只伴着单方向排列的位错线形成球形核心。这些球形核心位置分布的方位特征,在进一步CA处理过程中,演化成了S′相析出分布特征,这已由图3(c)和图4(c)的析出相分布所证实。由此可见,在CA处理过程中,S′相的位向效应强烈地受位错运动的影响。

在本研究恒应力单向拉伸蠕变实验条件下,按位错运动的Schmid定律,基体属于F.C.C.晶体结构的2124铝合金试样的某个晶粒,一般只需启动一个{111}面位错即能协调变形,因此,在图3(a)和图3(b)中,均只观察到单方向排列的位错线。正如前述,淬火后未经预处理的QCA试样,在CA处理过程中,位错由增殖逐步发展为增殖-消毁平衡,蠕变曲线上经典的第一阶段和第二阶都十分明显,受Schmid定律的作用,虽然析出相有可能在与启动位错的{111}面相交的四个等效{210}面的交线上优先形核,但这些等效{210}面上S′相的核心具有相同的〈001〉Al生长方向,最终引起了S′相析出的位向效应。

经过预处理的PCA试样,尽管也应用了与未经预处理的QCA试样相同的恒应力拉伸蠕变实验条件,但从上述微观组织与蠕变曲线的特征可以看出,PCA(1,2,3)试样中的位错组态演变与QCA(1,2,3)试样的不同,其蠕变初期的位错密度最高,随着蠕变时间的延长,位错密度不断降低,蠕变曲线上经典的第一阶段特征并不明显,很快进入蠕变第二阶段(稳态蠕变),此阶段起主导作用的微结构机制应为位错消毁,这也就不难理解,在PCA(2,3)试样中析出相(见图4(b),(c))明显多于CA(2,3)的(见图3(b),(c))情况下,PCA试样仍然具有较QCA试样更大蠕变速率(见图1)。但是PCA试样中经预变形引入的位错缠结,使S′相在位错结构中优先形核机制的启动并不需要等待Schmid定律决定的位错启动,而是四个等效的{111}面上的位错都有可能启动,因此,PCA试样在蠕变过程中,S′相在具有相互垂直的〈001〉Al生长方向的{210}面上均有可能形核并长大,从而抑制了S′相的位向效应。

2.3 力学性能

表2列出了PCA3和QCA3处理板材平面上割取的0°,90°两个方向室温拉伸试样的力学性能,为便于与常用人工时效试样的力学性能作对比,表2中还列出了2124铝合金人工时效状态(T6和T87)的力学性能。从表2可以看出,PCA3合金的强度高于QCA3,但伸长率有所降低;对于PCA3和QCA3板材沿0°方向的强度均要高于90°方向;经过QCA和PCA处理后的力学性能均优于2124铝合金T6状态的,PCA合金的力学性能优于T87状态的。

由于GB/T 5027仅适用于厚度为0.1～3mm金属薄板和薄带,本研究的厚度在此标准之外,在此运用文献[18]所定义的公式(σ0°-σ90°)/σ0°来计算平面各向异性指数。不妨用屈服强度(σ0.2)的平面各向异性指数(R)来表示试样的各向异性程度。由表2可知,RPCA=2.2%,RQCA=7.6%,RPCA影响,而qca板材的各向异性应该是织构与析出相位向效应共同作用的结果。δr(=rpca-rqca)为5.4%,可归因于qca试样中s′相的位向效应。< p=""> 影响,而qca板材的各向异性应该是织构与析出相位向效应共同作用的结果。δr(=rpca-rqca)为5.4%,可归因于qca试样中s′相的位向效应。<>

从表2中还可以看出,PCA试样的强度总是高于QCA试样的,而伸长率则正好相反。固溶-淬火后引入预变形,然后再进行人工时效(如T87),是2×××系铝合金常用的形变热处理方法,能使固溶强化、形变强化与时效强化共同发挥作用,一般能使合金强度指标高于共峰值时效状态(T6)的。本研究中的PCA处理方法,类似于T87处理;QCA处理方法,类似于T6处理,因此,也就不难理解PCA试样的强度指标总是会高于QCA试样。

综上所述,目前本研究只是在一个很窄的热/力条件范围(185℃/150MPa/0.5～6h)内研究了2124铝合金经固溶-淬火-预压缩8%(PCA)后进行蠕变时效处理的微结构与力学性能,但本实验结果表明,该铝合金的PCA处理,既能抑制S′相的位向效应,又能提高力学性能,值得深入研究。

3 结论

(1)QCA处理过程中,蠕变第一阶段与第二阶段在蠕变曲线上的分界点十分清晰,第一阶段蠕变量可达0.21%以上,第二阶段(稳态蠕变)蠕变速率远低于该合金在没有析出相情形下的,影响蠕变曲线特征的主要微结构机制是位错增殖发展为位错增殖-消毁平衡。PCA处理过程中,蠕变曲线上第一阶段特征并不明显,但稳态蠕变速率明显大于QCA处理的,影响蠕变曲线特征的主要微结构机制是预压缩引入的位错消毁。

(2)在蠕变时效过程中,S′相的析出总是伴随着位错线形核。QCA处理初期,位错启动的晶体学各向异性导致了S′相主要在四个具有相同生长方向的等效{210}面上优先形核、长大,最终表现为S′相的位向效应,增大了板材各向异性;PCA处理过程中,经预变形引入的位错有可能在四个等效的{111}面上启动,S′相在具有相互垂直的〈001〉Al生长方向的{210}面上均有可能形核并长大,从而抑制了S′相的位向效应。