陳亞西,關(guān)麗娜,劉春秋

(1.滁州學院 材料與化學工程學院,安徽 滁州 239000；2.黑龍江蘭德超聲科技股份有限公司,黒龍江 哈爾濱 150001；3.哈爾濱工業(yè)大學資產(chǎn)投資經(jīng)營有限公司,黑龍江 哈爾濱 150001)

6061鋁合金具有中等強度、耐腐蝕、韌性好、易于成形加工、可焊性優(yōu)異、易于涂層、具有熱處理強化性等優(yōu)點,廣泛應用于飛機、船舶、照相機零件、五金、電子配件中[1]。為了更好滿足社會需求,進一步提高6061鋁合金材料性能(如剛度、強度、耐磨性、高溫性能、熱物理性能等)成為廣大科研工作者研究熱點之一。研究表明鋁合金中添加增強體是提高其性能的有效途徑之一[2-6],由于各種增強材料相互補充，混雜增強將明顯提高或改善單一增強復合材料的某些性能,從而擴大基體材料設(shè)計的自由度[7-10]。

在液-固兩相共存區(qū)半固態(tài)金屬具有很好的流動性和粘性,利用半固態(tài)金屬粘度可以調(diào)整的優(yōu)點,通過選擇溫度和加強攪拌,克服了大部分增強材料與金屬母液不浸潤而難以復合的問題,可提高增強體與金屬基體之間的界面結(jié)合強度。同時,半固態(tài)狀態(tài)下基體中先凝固的固體顆粒在攪拌過程中不斷與增強體發(fā)生摩擦和碰撞,有利于增強體分散,可改善制備復合材料時增強體的飄浮、偏析等技術(shù)難題,為復合材料的制備和成形提供了有利條件[11-12]。6061Al基體合金的半固態(tài)溫度區(qū)間為582～652 ℃,固液兩相區(qū)間較大,適合采用半固態(tài)方法進行成形,目前相關(guān)文獻較少,因此研究擬采用半固態(tài)成形法制備混雜增強6061鋁合金復合材料。

SiC顆粒和6061Al合金具有良好的相容性,用其增強的鋁基復合材料彈性模量和耐磨性都很高,但強度依然偏低[2,4,12]。為進一步提高材料強度,考慮向6061鋁合金中加入晶須。硼酸鋁晶須(Al18B4O33,密度為2.93 g/cm3,彈性模量為400 GPa)有著十分優(yōu)良的物理特性[13],且原料來源豐富,制造工藝較為簡單,價格低廉,僅為SiC晶須價格的1/20左右,是鋁基復合材料良好的增強相[6,8-9,14]。

研究選用Al18B4O33晶須與SiC顆?；祀s增強6061鋁合金,采用半固態(tài)成形法制備,獲得復合材料的力學性能與顯微組織,分析其增強機理,探索Al18B4O33晶須/SiC顆?；祀s增強6061鋁合金的可行性。

1 儀器、原料及制備過程

1.1 儀器

自制的半固態(tài)攪拌設(shè)備；采用日本電子JSM-6510掃描電子顯微鏡(SEM)觀察微觀結(jié)構(gòu)；采用荷蘭Philips公司生產(chǎn)的CM-12型透射電子顯微鏡(TEM)研究界面、位錯組態(tài)及相結(jié)構(gòu)；拉伸試驗在INSTRON5569型電子拉伸機上進行(變形速率為0.5 mm/min),拉伸試樣尺寸如圖1所示。

圖1 拉伸試樣示意圖

1.2 原料

6061Al合金是由東北輕合金廠生產(chǎn),其化學成分如表1所示。Al18B4O33晶須(長10～30 μm,直徑為0.5～1.0 μm)為日本四國株式會社制造。研究采用化學沉淀法在其表面制備ZnO涂層,其微觀形貌如圖2所示。SiC顆粒是由鄭州白鴿集團有限公司生產(chǎn),平均粒徑為10 μm左右,研究采用高溫焙燒方法在表面形成一層致密SiO2膜。

表1 6061Al的化學成分

圖2 硼酸鋁晶須的表面微觀形貌

1.3 半固態(tài)成形工藝流程

在半固態(tài)狀態(tài)下輔助機械攪拌實現(xiàn)成形制備,攪拌過程中通入Ar氣體避免材料氧化。具體半固態(tài)攪拌工藝的過程為：①將6061Al合金在電阻爐中熔化,并將Al18B4O33晶須和SiC顆粒預熱到600 ℃?zhèn)溆?；②在熔化后降低?40 ℃預定的攪拌溫度,放下攪拌槳進行攪拌,攪拌速度為300 r/min,將預熱的Al18B4O33晶須與SiC顆粒依次加入到正在攪拌的鋁合金熔體中；③繼續(xù)攪拌30 min；④將攪拌好的半固態(tài)漿料在緩慢攪拌的情況下重熔到700 ℃,攪拌目的是防止顆粒和晶須沉淀；⑤將重熔后的復合材料澆注到已經(jīng)預熱好的模具中,冷卻至室溫。

在混雜增強總體積含量為20%前提下,研究制備了不同Al18B4O33晶須與SiC顆粒比例混雜增強的6061Al復合材料,其具體材料成分如表2所示。

表2 復合材料組成與其簡寫對應關(guān)系

2 結(jié)果與討論

2.1 復合材料表面形貌及拉伸性能測試

在制備混雜增強復合材料時,最不易解決的就是增強體均勻分布的問題,尺寸和形貌差距大的兩種增強體之間的混合更增加了難度。研究采用半固態(tài)攪拌工藝制備的Al18B4O33晶須與SiC顆?；祀s增強的6061Al復合材料表面微觀形貌如圖3所示。640 ℃溫度下6061Al基體合金中固相分數(shù)約為51.7%,機械攪拌作用將先凝固的枝晶狀固體打碎磨細成固體小顆粒,這些固體小顆粒在半固態(tài)攪拌的過程中與晶須和顆粒不斷摩擦和碰撞,改善晶須和顆粒在基體合金中的分布狀態(tài)。從圖中3可以看出,晶須與顆粒在基體中分布較均勻,沒有明顯偏聚現(xiàn)象,說明研究采用半固態(tài)狀態(tài)下輔助機械攪拌制備混雜增強6061Al工藝參數(shù)合理可行。

圖3 Al18B4O33晶須與SiC顆?；祀s增強6061Al復合材料表面顯微組織

拉伸力學性能是評價復合材料性能是否優(yōu)異的一個重要指標,對上述半固態(tài)法制備的復合材料進行拉伸力學性能測試,其結(jié)果如表3所示。

表3 Al18B4O33晶須與SiC顆?；祀s增強6061Al復合材料的力學性能

20%SiC顆粒的P20W0/6061Al試樣拉伸強度與屈服強度為216 MPa、148 MPa,用等體積Al18B4O33晶須替換SiC顆粒,替換量分別為1%、3%、5%、7%時,拉伸強度依次增加2.3%、15.5%、32.2%、33.9%,屈服強度分別增加了3.38%、9.39%、27.83%、30.61%。隨著Al18B4O33晶須添加量的增加,混雜增強鋁基復合材料的抗拉強度、屈服強度比相同添加量的單一SiC顆粒增強鋁基復合材料都有了顯著提高,當晶須添加量超過5%時,增強效果放緩。

混雜增強鋁基復合材料的延伸率比等添加量的SiC顆粒增強鋁基復合材料有明顯降低,替換量為1%、3%、5%、7%時,延伸率分別降低了4%、35%、49%、63%,結(jié)果可知，混雜增強對于材料的彈性模量無明顯影響。

2.2 界面與斷口形貌分析

增強體與基體形成的界面微觀形貌結(jié)構(gòu)直接影響復合材料拉伸斷裂行為,而試樣斷口形貌是斷裂過程與行為的直接體現(xiàn)。為探究半固態(tài)法制備Al18B4O33晶須/SiC顆粒混雜增強6061Al鋁基復合材料的增強機理,需對拉伸前試樣界面結(jié)構(gòu)進行TEM透射表征,TEM透射形貌如圖4所示。對斷裂過程形成的斷口微觀形貌進行表征,掃描形貌如圖5所示。

半固態(tài)法制備的基體6061Al透射形貌如圖4a所示,圖4a中能觀察到大量位錯線；SiC顆粒與基體形成的界面如圖4b所示,界面處存在約幾十個納米厚Al2O3界面層,此界面層是Al元素和SiC顆粒表面膜層SiO2發(fā)生化學反應所形成；晶須Al18B4O33與基體所形成的界面橫截面如圖4c所示；界面縱截面如圖4e所示,圖4e中晶須表面較光滑,輪廓清晰可見,晶須結(jié)構(gòu)完整,說明基體與晶須間無嚴重的界面反應,Al18B4O33晶須表面的ZnO涂層減少了界面反應的發(fā)生；由于界面相數(shù)量過少,無法進行衍射斑點表征,對圖中Al18B4O33晶須表面A點進行能譜分析,結(jié)果如圖4d所示,從圖4d能譜分析結(jié)果可知,大量Zn元素存在于晶須的表面,說明ZnO涂層存在于晶須和基體的界面上,可有效阻止Mg與Al18B4O33的有害反應[14-15],減少晶須損傷。

圖4 復合材料中界面及基體的TEM透射分析

P20W0/6061Al試樣拉伸斷口如圖5a所示。由圖5a可知,宏觀上斷口呈現(xiàn)脆性斷裂而微觀上有部分韌性斷裂特征,斷口表面有一定數(shù)量韌窩,但深度較淺。此外,斷口表面有與SiC顆粒尺寸相當?shù)陌伎?應是SiC顆粒脫粘剝離后形成的“剝落坑”；P19W1/6061Al試樣拉伸斷口如圖5b所示。與圖5a較相似,但多了些以晶須殘留在基體中的斷頭為凹點的“準韌窩”形狀,圖5b中并未觀察到拔出的晶須或者留下的孔洞；P15W5/6061Al拉伸斷口形貌如圖5c所示。由圖5c能觀察到的“準韌窩”數(shù)量比圖5b多,斷口依然呈現(xiàn)部分韌性斷裂特征；P15W5/6061Al斷口形貌如圖5d所示。由圖5d可知,韌窩深度變得更淺,“準韌窩”數(shù)量較多,斷口平整度增加,韌性斷裂特征弱化；P13W7/6061Al斷口形貌如圖5e所示,斷口處“準韌窩”數(shù)量多,幾乎觀察不到基體斷裂形成的韌窩,斷口非常平整,是典型的脆性斷裂形貌。

圖5 混雜增強復合材料斷口形貌

2.3 增強機制探討

通過前面的斷口形貌分析,可知SiC顆粒與Al18B4O33混雜增強6061Al主要是顆粒的剝落與晶須拔斷為主,現(xiàn)進一步探討這種斷裂機制發(fā)生的原因?；w6061Al拉伸強度、屈服強度、斷裂延伸率及彈性模量分別為124 MPa、55 MPa、25%與68.9 GPa；SiC顆粒拉伸強度為21.0 GPa,彈性模量為450 GPa；Al18B4O33晶須拉伸強度為8 GPa,彈性模量為400 GPa,兩種增強體拉伸強度與彈性模量均遠高于基體。因此,若將相同外加載荷條件分別施加于基體與增強體時,基體6061Al形變量大于增強體。制成復合材料后,基體與增強體通過界面連接成一個整體,承受載荷時界面起應變協(xié)調(diào)作用,“迫使”界面處的增強體應變增加,“迫使”界面處基體減少應變,導致界面兩側(cè)不同的應力值而受到剪切力。

圖5中并未觀察到斷口處有顆粒與晶須的明顯拔出情況,可知界面結(jié)合強度足以抵抗此剪切應力。在微觀結(jié)構(gòu)上,基體與增強體所受應力不相等,增強體實際承受的應力值大于外加載荷,基體實際承受的應力小于外加載荷。外加載荷雖然已經(jīng)達到55 MPa,實際上基體受到的力小于此值,因而并未發(fā)生屈服；載荷增至124 MPa,基體受到的力小于此值,也并未斷裂。因此,添加增強體的復合材料測試屈服值與拉伸強度值均高于基體,與表3實測情況相符。

由于顆粒與晶須彈性模量及拉伸強度有差異,因而這兩種不同增強體的存在對于復合材料中應力應變重新分配效果不完全一樣,應力應變示意圖如圖6所示。包含顆粒的基體區(qū)域應力示意圖如圖6a所示,施加拉力載荷F時整個區(qū)域沿外力方向拉伸,與受力方向平行且穿過顆粒直徑直線的區(qū)域顆粒承載最大(此直線上顆粒占比最大),此位置處基體承載力最小,此直線位置上應變也最小。距離顆粒越遠這種應力應變不均情況越不明顯,與受力方向平行且不穿過顆粒的區(qū)域基體均勻承擔載荷,且相應應變最大。包含晶須的基體區(qū)域應力示意圖如圖6b所示,施加拉力載荷F拉伸時情況與顆粒相似,晶須與顆粒兩種增強體的存在導致復合材料內(nèi)部應力應變分配不均。實驗所用晶須長度為10～30 μm,顆粒平均粒徑為10 μm,所以晶須導致的應力分布不均情況高于顆粒。增強體通過界面約束了其附近基體,導致其不能完全自由變形,因此基體被分割成“變形限制區(qū)”與“準自由變形區(qū)域”(遠離增強體處基體),而且晶須的這種約束限制作用大于顆粒。因而,晶須與顆?；祀s增強6061Al時其延伸率低于相同體積添加量的顆粒增強,且晶須量越多,復合材料延伸率越小,表3實測數(shù)值驗證此推論。晶須添加量為7%時,大量基體的自由變形被約束,導致復合材料呈現(xiàn)明顯的脆性斷裂,如圖5e所示。

圖6 顆粒與晶須增強復合材料中應力示意圖

斷裂是裂紋形核與擴展的結(jié)果,需進一步分析裂紋形核的位置。從圖5斷口微觀結(jié)構(gòu)中并未觀察到顆粒與晶須的明顯拔出情況,因此排除了晶界處萌生裂紋的可能,裂紋最初萌生的位置可能在基體內(nèi)或增強體斷裂。

若裂紋萌生于基體中,此時外加載荷主要由增強體承擔,增強體通過界面帶動其四周基體進一步產(chǎn)生拉伸變形。隨著裂紋的進一步擴展,增強體自身被拉斷或者拔出,基體中裂紋萌生與擴展示意圖如圖7所示。晶須因為太長,被整體拔出難度大,最終被拔斷,在斷口上形成以斷頭為中心的突起如圖7a所示；顆粒連同包裹的基體一起被剝離拔出如圖7b所示。在圖5復合材料斷口微觀形貌中,并未發(fā)現(xiàn)以晶須斷頭為中心的突起,說明晶須顆?；祀s增強6061Al復合材料中裂紋并不是萌生于基體中。

圖7 基體中裂紋萌生與擴展示意圖

研究所用晶須直徑為0.5～1.0 μm,拉伸強度為8 GPa；SiC顆粒拉伸強度為21.0 GPa；顆粒平均粒徑為10 μm,所以如果裂紋萌生位置為增強體斷裂處,應該在晶須斷裂處而不是顆粒被拉斷處。晶須拉斷后,裂紋在周圍基體中擴展,此時全部載荷由基體承擔,基體將產(chǎn)生大量變形,裂紋繼續(xù)擴展整個試樣斷裂,在斷口上形成以斷頭為中心的凹坑,如圖8所示。從圖5中大量以晶須斷頭為中心的凹坑“準韌窩”的存在與圖8相符可知，采用半固態(tài)法制備的晶須/顆粒混雜增強鋁基復合材料裂紋萌生于晶須的斷裂處。

圖8 裂紋萌生于晶須斷裂處與擴展示意圖

3 結(jié)論

6061Al合金的半固態(tài)區(qū)間為582～652 ℃,固液兩相區(qū)間較大,適合采用半固態(tài)方法進行成形,研究采用半固態(tài)制備技術(shù)輔助機械攪拌制備SiC顆粒與Al18B4O33混雜增強6061Al復合材料。拉伸測試結(jié)果表明：在混雜增強總體積含量為20%前提下,用等體積Al18B4O33晶須替換SiC顆粒,替換量為1%、3%、5%、7%時，拉伸強度依次增加2.3%、15.5%、32.2%、33.9%,屈服強度分別增加了3.38%、9.39%、27.83%、30.61%。隨著Al18B4O33晶須添加量的增加,混雜增強鋁基復合材料的抗拉強度、屈服強度比相同添加量的單一SiC顆粒增強鋁基復合材料都有了顯著提高,當晶須添加量超過5%時增強效果放緩。

混雜增強鋁基復合材料的延伸率比等添加量的SiC顆粒增強鋁基復合材料有明顯降低,替換量為1%、3%、5%、7%時，延伸率分別降低了4%、35%、49%、63%。

晶須與顆粒兩種增強體的存在導致復合材料內(nèi)部應力應變分配不均,增強體約束了界面層附近基體的應變,基體被分割成“準自由變形區(qū)域”與“變形限制區(qū)”,而且晶須的限制作用大于顆粒。通過分析界面層TEM與斷口微觀形貌,結(jié)合拉伸性能測試數(shù)據(jù),推測混雜增強6061Al復合材料裂紋萌生于晶須斷裂處。