龔蘭芳，周永東

中車株洲電力機車有限公司 湖南株洲 412001

1 序言

近年來，隨著鐵路客運量的日益增大，列車速度的提高，高強鋁合金材料在鐵道車輛制造中得到了廣泛的應(yīng)用。受電弓上框架采用高強鋁合金7xxx-T6變徑管焊接而成，上框架是受電弓不可或缺的部件之一，用于連接下臂桿和弓頭，對受電弓的升降弓起著重要作用。但近幾年上框架發(fā)生多起由于應(yīng)力腐蝕開裂造成的故障。由于應(yīng)力腐蝕開裂沒有前兆，其危害性及破壞性極大，影響行車安全，故研究7xxx系鋁合金焊接應(yīng)力腐蝕機理意義重大，可為設(shè)計、工藝質(zhì)量提供合理改善建議，從而降低受電弓上框架應(yīng)力腐蝕開裂的概率，提高產(chǎn)品壽命，保證行車安全。

2 應(yīng)力腐蝕機理

應(yīng)力腐蝕是由拉應(yīng)力和腐蝕環(huán)境共同作用下發(fā)生的金屬結(jié)構(gòu)斷裂現(xiàn)象，這種腐蝕損傷在遠低于許用應(yīng)力時就能發(fā)生，在外觀無明顯預(yù)兆的情況下突然斷裂，嚴(yán)重威脅服役產(chǎn)品的安全性[1-4]。

鋁合金的應(yīng)力腐蝕往往同時包括陽極溶解和氫致斷裂兩個過程，有些以陽極溶解為主，有些以氫致開裂為主，但兩種過程很難明顯區(qū)分。

研究發(fā)現(xiàn)[5]，7050鋁合金在3%NaCl溶液中的應(yīng)力腐蝕開裂是由陽極溶解與氫致開裂共同作用的結(jié)果，由于合金晶界處的粒子存在電位差，發(fā)生局部陽極溶解，造成鈍化膜破裂，形成臨界缺陷，使微裂紋萌生。隨著晶界局部陽極溶解的增加，還原性的H原子擴散到過程區(qū)，與微觀特征結(jié)構(gòu)、裂紋尖端應(yīng)力和塑性應(yīng)變相互作用，造成損害。

綜上所述，普遍被接受的應(yīng)力腐蝕開裂理論是陽極溶解理論和氫致開裂理論，可通過陰極極化預(yù)防陽極溶解，但陰極極化會促進氫致開裂。

3 應(yīng)力腐蝕主要影響因素

金屬材料產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕需具備三個條件[6]：材料本身（化學(xué)成分和組織結(jié)構(gòu)）有應(yīng)力腐蝕敏感性；特定的腐蝕環(huán)境；足夠大的應(yīng)力（也包括裝配應(yīng)力和自身殘余應(yīng)力等）。因此，影響鋁合金應(yīng)力腐蝕的主要因素可分為熱處理工藝、環(huán)境因素、應(yīng)力水平。本文從熱處理工藝入手，研究提升高強鋁合金抗應(yīng)力腐蝕的能力。

高強鋁合金的主要熱處理工藝是時效。目前可用于生產(chǎn)的時效制度主要有三類：峰值時效（T6x）、雙級時效（T7x x）、短時回歸再時效（RRA）。

經(jīng)峰值時效處理的7xxx系鋁合金抗拉強度可達600MPa以上，比雙級時效的同種合金抗拉強度高了10%～20%。孫志華等[7]對T6及T74處理的7B04鋁合金厚板（35mm）的耐應(yīng)力腐蝕性能進行了測定，結(jié)果表明，T6狀態(tài)鋁合金的臨界應(yīng)力腐蝕強度因子（KISCC）為 120MPa，而T74狀態(tài)鋁合金的KISCC為300MPa，T74狀態(tài)的KISCC約是T6狀態(tài)的2.5倍，且應(yīng)力腐蝕裂紋擴展速率也明顯降低。上述結(jié)果說明，鋁合金的抗應(yīng)力腐蝕性能與時效制度密切相關(guān)，經(jīng)雙級時效的7B04鋁合金材料的應(yīng)力腐蝕敏感性明顯優(yōu)于峰值時效。

短時回歸再時效處理與前兩種制度不同，它通過峰值時效、回歸及再時效得到一種新的顯微組織，能同時提高強度和抗應(yīng)力腐蝕性。短時回歸再時效處理可使得晶界和亞晶界處析出相η（MgZn2）粗化，使晶界內(nèi)過渡相η＇（MgZn2）保持精細分布，晶界附近粗化的晶相能減少基體內(nèi)晶界附近氫原子的聚集，降低發(fā)生氫致開裂的概率[8]。

4 驗證試驗

為驗證7xxx系鋁合金管材焊接件的應(yīng)力腐蝕敏感性及應(yīng)力腐蝕發(fā)生機理，進行剝落腐蝕試驗、靜態(tài)拉伸試驗、恒載荷應(yīng)力腐蝕試驗，同時采用7xxx-T6和6xxx-T6兩種材料進行對比試驗。

4.1 剝落腐蝕試驗

依據(jù)GB/T 22639—2008《鋁合金加工產(chǎn)品的剝落腐蝕試驗方法》進行剝落腐蝕試驗，在室溫環(huán)境條件下在腐蝕液中浸泡48h后觀察，6xxx-T6管材腐蝕等級為N級，僅輕微腐蝕；7xxx系鋁合金管材腐蝕等級為PC，表面呈嚴(yán)重點蝕，出現(xiàn)皰疤、爆皮，并輕微地深入試樣表面；焊縫區(qū)域腐蝕程度更嚴(yán)重，說明7xxx-T6材料在焊接后，其耐腐蝕性能有所下降。剝落腐蝕試驗結(jié)果如圖1所示。

圖1 剝落腐蝕試驗結(jié)果

4.2 力學(xué)性能試驗

分別在7xxx-T6管材、7xxx-RRA管材、6xxx-T6板材的母材和焊接試件上取樣做靜態(tài)拉伸試驗，結(jié)果如圖2、圖3所示。

圖2 靜態(tài)拉伸試驗結(jié)果

圖3 斷后伸長率

由檢測結(jié)果可知，兩種材料的焊后力學(xué)性能均明顯下降，7xxx系鋁合金管材焊接后，抗拉強度下降10.8%，屈服強度下降27.8%，斷后伸長率下降61.3%；6xxx系板材焊接后，抗拉強度下降36.3%，屈服強度下降44.0%，斷后伸長率下降37.4%；7xxx系鋁合金管材焊后經(jīng)過短時回歸再時效處理，在強度少量損失的前提下，斷后伸長率提升50%。

4.3 應(yīng)力腐蝕試驗

依據(jù)HB 5254—1983《變形鋁合金拉伸應(yīng)力腐蝕試驗方法》進行應(yīng)力腐蝕試驗，樣品尺寸如圖4所示。

圖4 應(yīng)力腐蝕樣品尺寸

不同樣品在120MPa拉應(yīng)力作用下的應(yīng)力腐蝕試驗結(jié)果見表1，在120MPa拉應(yīng)力載荷作用下，7xxx-T6態(tài)鋁管母材的應(yīng)力腐蝕程度較為明顯，部分樣品形成了明顯的腐蝕坑，焊縫處腐蝕程度比基材要輕，而7xxx-RRA態(tài)管材的應(yīng)力腐蝕程度相對較輕，其抗應(yīng)力腐蝕性能優(yōu)于相應(yīng)的T6態(tài)；同樣，6xxx-T6態(tài)板材的應(yīng)力腐蝕程度也較輕，基材未形成明顯的腐蝕坑，但在焊縫與基材交界處因腐蝕而出現(xiàn)了明顯的孔洞，表明此處是抗腐蝕性能最差的位置。應(yīng)力腐蝕試驗后，未發(fā)生斷裂的樣品在清洗腐蝕產(chǎn)物后的宏觀形貌如圖5所示。

表1 不同樣品在120MPa拉應(yīng)力作用下的應(yīng)力腐蝕試驗結(jié)果

圖5 未發(fā)生斷裂的樣品清洗腐蝕產(chǎn)物后的宏觀形貌

5 結(jié)論與建議

通過以上研究，得出如下結(jié)論：

1）7xxx-T6鋁合金管材在焊后耐腐蝕性明顯下降，腐蝕產(chǎn)物呈細片及粉末狀，同時7xxx-T6鋁合金耐腐蝕性能明顯不如6xxx-T6鋁合金。

2）7xxx-T6鋁合金管材和6xxx-T6鋁合金板材焊后力學(xué)性能均有明顯下降。

3）經(jīng)過RRA熱處理后，7xxx系鋁合金管材在強度少量損失的前提下，斷后伸長率提升50%，說明RRA能提高7xxx系鋁合金管材焊后的塑韌性。

4）7xxx-RRA管材應(yīng)力腐蝕程度相對較輕，在同樣腐蝕條件和應(yīng)力狀態(tài)下，持續(xù)60天以上未發(fā)生斷裂，說明其無明顯應(yīng)力腐蝕傾向，比相應(yīng)的T6態(tài)發(fā)生應(yīng)力腐蝕的風(fēng)險明顯降低。

5）6xxx-T6鋁合金板材無明顯應(yīng)力腐蝕傾向，但在焊縫與基材交界處因腐蝕而出現(xiàn)了明顯的孔洞，表明此處是抗腐蝕性能最差的位置。

針對金屬材料產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕的三個條件，為避免因應(yīng)力腐蝕的產(chǎn)生而造成質(zhì)量問題，甚至引發(fā)安全事故，提出以下改進措施。

1）結(jié)構(gòu)優(yōu)化。注意到發(fā)生應(yīng)力腐蝕的受電弓上框架組焊采用的是管角接，經(jīng)過仿真計算，焊縫位置為拉應(yīng)力最大的位置，故可通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化降低焊縫位置的應(yīng)力。

2）表面噴漆。通過對受電弓整體表面噴漆，隔絕腐蝕環(huán)境，避免應(yīng)力腐蝕。

3）更換材料?？蛇x用沒有應(yīng)力腐蝕傾向的6xxx系材料替代7xxx系，杜絕應(yīng)力腐蝕開裂。

4）優(yōu)化熱處理工藝，以優(yōu)化高強鋁合金焊后抗應(yīng)力腐蝕能力。