2013年第42卷第11期文章目次
2013, 42(11):2012-2016.
摘要:
通过高分辨透射电镜法，差示扫描量热法和x射线衍射法分析了二氧化钛凝胶向锐钛矿转变的相变过程。结果发现，三种方法测试的相变行为并不完全一致。透射电镜分析结果表明，在100 °C干燥24 h的非晶态凝胶中存在少量的结晶不完全的锐钛矿相；然而x射线衍射法并未检测出晶体。随着烧结温度的升高，锐钛矿的晶格常数c逐渐降低，当温度达到300 °C以后接近标准值(如，JCPDS 卡片号 84-1285)。而晶格常数a则保持了相对稳定并且透射电镜法和x射线衍射法计算出的结果基本一致。另外，透射电镜法分析的锐钛矿的晶粒度大于x射线衍射法检测出的晶粒度
通过高分辨透射电镜法，差示扫描量热法和x射线衍射法分析了二氧化钛凝胶向锐钛矿转变的相变过程。结果发现，三种方法测试的相变行为并不完全一致。透射电镜分析结果表明，在100 °C干燥24 h的非晶态凝胶中存在少量的结晶不完全的锐钛矿相；然而x射线衍射法并未检测出晶体。随着烧结温度的升高，锐钛矿的晶格常数c逐渐降低，当温度达到300 °C以后接近标准值(如，JCPDS 卡片号 84-1285)。而晶格常数a则保持了相对稳定并且透射电镜法和x射线衍射法计算出的结果基本一致。另外，透射电镜法分析的锐钛矿的晶粒度大于x射线衍射法检测出的晶粒度
2013, 42(11):2201-2206.
摘要:
合金的电化学贮氢动力学性能是其应用于动力电池的重要因素。为了提高RE-Mg-Ni系A2B7型贮氢合金的动力学性能，用M (M=Pr, Zr) 部分替代La，并采用快淬处理制备了La0.65M0.1Mg0.25Ni3.2Co0.2Al0.1 (M=Pr, Zr)电极合金。研究了元素替代和快淬处理对合金结构及电化学贮氢动力学性能的影响。XRD及TEM结果显示，铸态及快淬态合金均为多相结构，包含(La, Mg)2Ni7和LaNi5主相以及少量的残余相LaNi2。Pr替代快淬态合金为纳米晶结构，而Zr替代快淬态合金为类非晶结构，说明Zr部分替代La促进了非晶的形成。电化学测试表明合金的高倍率放电性能（HRD）随着快淬速度的增加先增大后减小。此外，电化学阻抗谱（EIS），塔菲尔极化曲线以及电势阶跃测试均表明合金的电化学动力学性能随着快淬速度的增加先增大后减小
合金的电化学贮氢动力学性能是其应用于动力电池的重要因素。为了提高RE-Mg-Ni系A2B7型贮氢合金的动力学性能，用M (M=Pr, Zr) 部分替代La，并采用快淬处理制备了La0.65M0.1Mg0.25Ni3.2Co0.2Al0.1 (M=Pr, Zr)电极合金。研究了元素替代和快淬处理对合金结构及电化学贮氢动力学性能的影响。XRD及TEM结果显示，铸态及快淬态合金均为多相结构，包含(La, Mg)2Ni7和LaNi5主相以及少量的残余相LaNi2。Pr替代快淬态合金为纳米晶结构，而Zr替代快淬态合金为类非晶结构，说明Zr部分替代La促进了非晶的形成。电化学测试表明合金的高倍率放电性能（HRD）随着快淬速度的增加先增大后减小。此外，电化学阻抗谱（EIS），塔菲尔极化曲线以及电势阶跃测试均表明合金的电化学动力学性能随着快淬速度的增加先增大后减小
2013, 42(11):2207-2011.
摘要:
研究了热变形对Ti-24Al-15Nb-1.5Mo/TC11双合金焊接界面持久性能的影响。在梯度热处理条件下，变形量为40%的试样持久寿命优于其他试样。在持久试验过程中，焊缝以及合金的热影响区是薄弱区域，断裂多发生在此。当焊缝以及合金热影响区中含有晶界α相时会降低持久性能；同时，Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金基体中的粗大α2相也是导致持久性能降低的不利因素。由于在持久试验过程中元素继续扩散，可以发现持久试验后Nb元素在焊缝中的含量明显增加
研究了热变形对Ti-24Al-15Nb-1.5Mo/TC11双合金焊接界面持久性能的影响。在梯度热处理条件下，变形量为40%的试样持久寿命优于其他试样。在持久试验过程中，焊缝以及合金的热影响区是薄弱区域，断裂多发生在此。当焊缝以及合金热影响区中含有晶界α相时会降低持久性能；同时，Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金基体中的粗大α2相也是导致持久性能降低的不利因素。由于在持久试验过程中元素继续扩散，可以发现持久试验后Nb元素在焊缝中的含量明显增加
2013, 42(11):2217-2221.
摘要:
采用真空铜模吸铸和单辊真空薄带技术制备出直径5 mm的Zr47Ti12.9Cu11Ni9.6Be16.7Nb2.8金属玻璃棒材和相同成分厚30 μm的金属玻璃薄带。利用热分析技术和Kissinger方法分析计算了不同尺寸金属玻璃的热稳定性参数，主要包括：玻璃转变温度Tg，晶化温度Tx，玻璃转变和晶化激活能Eg、Ex等。结果表明：Zr47Ti12.9Cu11Ni9.6Be16.7Nb2.8金属玻璃在热稳定性上表现出“越小越稳定”的特征，薄带的热稳定性参数均高于棒材，表现出更好的热稳定性。不同尺寸Zr47Ti12.9Cu11Ni9.6Be16.7Nb2.8金属玻璃的晶化行为进一步验证了这一特征：在晶化温度远低于金属玻璃薄带情况下，棒材却更易晶化，晶化过程中获得了比金属玻璃薄带更加完整的晶化组织
采用真空铜模吸铸和单辊真空薄带技术制备出直径5 mm的Zr47Ti12.9Cu11Ni9.6Be16.7Nb2.8金属玻璃棒材和相同成分厚30 μm的金属玻璃薄带。利用热分析技术和Kissinger方法分析计算了不同尺寸金属玻璃的热稳定性参数，主要包括：玻璃转变温度Tg，晶化温度Tx，玻璃转变和晶化激活能Eg、Ex等。结果表明：Zr47Ti12.9Cu11Ni9.6Be16.7Nb2.8金属玻璃在热稳定性上表现出“越小越稳定”的特征，薄带的热稳定性参数均高于棒材，表现出更好的热稳定性。不同尺寸Zr47Ti12.9Cu11Ni9.6Be16.7Nb2.8金属玻璃的晶化行为进一步验证了这一特征：在晶化温度远低于金属玻璃薄带情况下，棒材却更易晶化，晶化过程中获得了比金属玻璃薄带更加完整的晶化组织
2013, 42(11):2232-2236.
摘要:
在乙醇和碱性环境下合成了金纳米粒子，并通过电子显微镜进行表征。紫外可见光谱计研究了胶体金吸收的吸收光谱及其不同的影响因子对合成过程的影响，氢氧化钠的量对于最终胶体产物的形成是重要的影响因子。通过X射线衍射分析表明，该金纳米粒子的晶体结构是面心立方结构。另外，讨论了该反应的机理及其氢氧化钠在还原反应中的作用，对于室温下仅仅几分钟内就产生金纳米粒子，乙醇和氢氧根离子是缺一不可的
在乙醇和碱性环境下合成了金纳米粒子，并通过电子显微镜进行表征。紫外可见光谱计研究了胶体金吸收的吸收光谱及其不同的影响因子对合成过程的影响，氢氧化钠的量对于最终胶体产物的形成是重要的影响因子。通过X射线衍射分析表明，该金纳米粒子的晶体结构是面心立方结构。另外，讨论了该反应的机理及其氢氧化钠在还原反应中的作用，对于室温下仅仅几分钟内就产生金纳米粒子，乙醇和氢氧根离子是缺一不可的
2013, 42(11):2237-2241.
摘要:
利用循环伏安法、计时电势法和计时电流等方法，研究了钨在700°C的NaCl-KCl-NaF-Na2WO4熔盐中的电化学反应机理和电结晶过程。结果表明，钨的电化学反应过程为由离子扩散速率和电子迁移速率混合控制的准可逆过程，钨的电结晶过程为瞬时形核、三维半球型形核过程，XNaCl:XKCl:XNaF: XNa2WO4= 2:2:1:0.01的实验条件下钨离子的扩散速率为2.543×10-5 cm·s-1
利用循环伏安法、计时电势法和计时电流等方法，研究了钨在700°C的NaCl-KCl-NaF-Na2WO4熔盐中的电化学反应机理和电结晶过程。结果表明，钨的电化学反应过程为由离子扩散速率和电子迁移速率混合控制的准可逆过程，钨的电结晶过程为瞬时形核、三维半球型形核过程，XNaCl:XKCl:XNaF: XNa2WO4= 2:2:1:0.01的实验条件下钨离子的扩散速率为2.543×10-5 cm·s-1
2013, 42(11):2257-2262.
摘要:
通过1050 ℃下Si-Al-Y2O3扩散共渗4 h的方法在TiAl合金表面制备了Y改性的Si-Al共渗层，采用SEM、EDS和XRD分析共渗层的结构及相组成，并对TiAl合金基体及共渗层的常温(20 ℃)及高温(600 ℃)耐磨性进行研究。结果表明：1050 ℃下共渗4 h所制备的Si-Al-Y共渗层具有多层复合结构，由外向内依次为TiSi2-外层，(Ti,X)5Si4(X表示元素Nb和Cr)及(Ti,X)5Si3中间层，TiAl2和γ-TiAl内层及富Al的过渡层组成；在常温和600 ℃高温条件下，Si-Al-Y共渗层的耐磨性均明显优于TiAl合金基体，并且Si-Al-Y共渗层具有良好的耐高温磨损性能，在实验温度条件下其磨损机理无明显变化，均为剥层磨损和磨粒磨损；TiAl合金基体在常温下的磨损机理为犁削磨损和磨粒磨损，在600 ℃高温下的磨损机理为犁削磨损、氧化磨损和磨粒磨损
通过1050 ℃下Si-Al-Y2O3扩散共渗4 h的方法在TiAl合金表面制备了Y改性的Si-Al共渗层，采用SEM、EDS和XRD分析共渗层的结构及相组成，并对TiAl合金基体及共渗层的常温(20 ℃)及高温(600 ℃)耐磨性进行研究。结果表明：1050 ℃下共渗4 h所制备的Si-Al-Y共渗层具有多层复合结构，由外向内依次为TiSi2-外层，(Ti,X)5Si4(X表示元素Nb和Cr)及(Ti,X)5Si3中间层，TiAl2和γ-TiAl内层及富Al的过渡层组成；在常温和600 ℃高温条件下，Si-Al-Y共渗层的耐磨性均明显优于TiAl合金基体，并且Si-Al-Y共渗层具有良好的耐高温磨损性能，在实验温度条件下其磨损机理无明显变化，均为剥层磨损和磨粒磨损；TiAl合金基体在常温下的磨损机理为犁削磨损和磨粒磨损，在600 ℃高温下的磨损机理为犁削磨损、氧化磨损和磨粒磨损
2013, 42(11):2263-2268.
摘要:
采用扫描电镜(SEM)，电子背散射衍射(EBSD)，取向分布函数(ODF)等测试手段和分析方法，比较系统地研究了工业纯钛的退火再结晶行为。结果表明：初次再结晶大致分为2个阶段：第1阶段为500 ℃退火的前60 min左右，约25%的材料发生了取向变化的再结晶；第2阶段为退火60~360 min，材料体积的大部分（约75%）发生了没有取向改变的再结晶。晶粒长大过程的前期，织构变化非常显著。随着晶粒的长大和退火时间的延长，织构变化越来越缓慢。增强的取向主要位于{0°，30°，30°}为中心的宽峰区域，减弱的取向主要是{0°，40°，50°}附近的取向
采用扫描电镜(SEM)，电子背散射衍射(EBSD)，取向分布函数(ODF)等测试手段和分析方法，比较系统地研究了工业纯钛的退火再结晶行为。结果表明：初次再结晶大致分为2个阶段：第1阶段为500 ℃退火的前60 min左右，约25%的材料发生了取向变化的再结晶；第2阶段为退火60~360 min，材料体积的大部分（约75%）发生了没有取向改变的再结晶。晶粒长大过程的前期，织构变化非常显著。随着晶粒的长大和退火时间的延长，织构变化越来越缓慢。增强的取向主要位于{0°，30°，30°}为中心的宽峰区域，减弱的取向主要是{0°，40°，50°}附近的取向
2013, 42(11):2274-2278.
摘要:
采用放电等离子烧结(SPS)制备碳化钽(TaC)颗粒增强钛基复合材料，通过X射线衍射仪、扫描电镜和电子探针分析了复合材料的微观组织和力学性能。结果表明：SPS制备方法在温度高于800 ℃烧结可得到致密TaC/Ti复合材料；TaC显著提高钛的硬度和强度，加入5%TaC复合材料的维氏硬度高于500 MPa，抗弯强度高于600 MPa；烧结过程中发生固相扩散反应，TaC与金属钛反应被消耗，析出分布均匀的(Ti,Ta)C1-x碳化物，分解出的Ta固溶于钛金属基体；第二相强化与固溶强化2种强化机制的共同作用使复合材料强度、硬度大幅度提高
采用放电等离子烧结(SPS)制备碳化钽(TaC)颗粒增强钛基复合材料，通过X射线衍射仪、扫描电镜和电子探针分析了复合材料的微观组织和力学性能。结果表明：SPS制备方法在温度高于800 ℃烧结可得到致密TaC/Ti复合材料；TaC显著提高钛的硬度和强度，加入5%TaC复合材料的维氏硬度高于500 MPa，抗弯强度高于600 MPa；烧结过程中发生固相扩散反应，TaC与金属钛反应被消耗，析出分布均匀的(Ti,Ta)C1-x碳化物，分解出的Ta固溶于钛金属基体；第二相强化与固溶强化2种强化机制的共同作用使复合材料强度、硬度大幅度提高
2013, 42(11):2279-2283.
摘要:
利用Taylor松弛约束(Relaxed Constraints，Taylor-RC)模型模拟了2种不同初始取向的Zr-Sn-Nb合金板材在冷轧过程中的织构演变，并对比了模拟结果和X射线衍射(XRD)实测织构之间的差异。结果表明，选用合适的变形系统和临界分切应力比值，Taylor-RC模型可以有效模拟Zr-Sn-Nb合金冷轧中的织构演变。结合模拟所得的2种板材不同变形系统的相对开启量，解释了锆合金冷轧织构的形成原因
利用Taylor松弛约束(Relaxed Constraints，Taylor-RC)模型模拟了2种不同初始取向的Zr-Sn-Nb合金板材在冷轧过程中的织构演变，并对比了模拟结果和X射线衍射(XRD)实测织构之间的差异。结果表明，选用合适的变形系统和临界分切应力比值，Taylor-RC模型可以有效模拟Zr-Sn-Nb合金冷轧中的织构演变。结合模拟所得的2种板材不同变形系统的相对开启量，解释了锆合金冷轧织构的形成原因
2013, 42(11):2283-2297.
摘要:
采用稀土微合金化和液相强化烧结技术制备细晶93W-4.9Ni-2.1Fe+0.03%Y合金。研究在快速热挤压形变强化后，时效热处理对挤压态细晶93W-4.9Ni-2.1Fe+0.03%Y合金显微硬度和组织演变的影响，并与相应条件的传统钨合金进行对比。结果表明，随着退火温度的升高，2种钨合金钨相的显微硬度大大降低。EDS分析表明，随着退火温度的升高，钨合金粘结相中钨含量逐渐增加，其中细晶钨合金经过1200 ℃退火处理后，粘结相钨含量高达26.11%，而传统钨合金在1350 ℃退火处理后含量最高，达到28.14%。显微组织观察表明，退火有利于降低W-W连接度和细化钨颗粒；与传统钨合金相比，高温退火后，细晶钨合金的粘结相体积比更高且分布更为均匀
采用稀土微合金化和液相强化烧结技术制备细晶93W-4.9Ni-2.1Fe+0.03%Y合金。研究在快速热挤压形变强化后，时效热处理对挤压态细晶93W-4.9Ni-2.1Fe+0.03%Y合金显微硬度和组织演变的影响，并与相应条件的传统钨合金进行对比。结果表明，随着退火温度的升高，2种钨合金钨相的显微硬度大大降低。EDS分析表明，随着退火温度的升高，钨合金粘结相中钨含量逐渐增加，其中细晶钨合金经过1200 ℃退火处理后，粘结相钨含量高达26.11%，而传统钨合金在1350 ℃退火处理后含量最高，达到28.14%。显微组织观察表明，退火有利于降低W-W连接度和细化钨颗粒；与传统钨合金相比，高温退火后，细晶钨合金的粘结相体积比更高且分布更为均匀
2013, 42(11):2284-2288.
摘要:
采用XRD研究了Ni47Ti44Nb9锻造板坯织构、不同热轧、冷轧方向板材织构。研究表明，锻造板坯有典型的γ取向线织构，锻板心部最强取向在{111}<112>。沿轧向(RD)、交叉方向(CD)、横向(TD)热轧板织构类型相似，主要有3条取向线织构，接近{114}、{223}、{332}（或{221}），{332}面织构取向密度最强，最强织构分别为{221}<110>、{332}<113>、{332}<023>，不出现γ-织构。沿与轧向成0o、45o、90o方向二次冷轧最强织构近似为{332}<110>。90o方向二次冷轧织构强度最高，有多个强织构组分，γ-织构得到显著加强
采用XRD研究了Ni47Ti44Nb9锻造板坯织构、不同热轧、冷轧方向板材织构。研究表明，锻造板坯有典型的γ取向线织构，锻板心部最强取向在{111}<112>。沿轧向(RD)、交叉方向(CD)、横向(TD)热轧板织构类型相似，主要有3条取向线织构，接近{114}
2013, 42(11):2289-2292.
摘要:
在不同加载应变率下，对熔渗法制备的80W-Cu合金进行压缩和拉伸力学性能研究，对比分析应力状态对80W-Cu合金力学行为的影响规律。结果表明，80W-Cu合金在准静态和动态加载条件下的力学行为均具有明显的拉压不对称性，在压缩加载条件下80W-Cu合金具有良好的塑性，而在拉伸加载条件下材料的塑性极差。微观分析表明，80W-Cu合金具有高的钨-钨连接度，在拉伸加载时钨-钨界面极易发生开裂，导致材料破坏，因此塑性变形能力极差；而在压缩加载时钨骨架发生坍塌变形，塑性良好的铜在压应力的作用下发生延性流动，填充到钨-钨界面之间，从而使材料具有良好的塑性变形能力
在不同加载应变率下，对熔渗法制备的80W-Cu合金进行压缩和拉伸力学性能研究，对比分析应力状态对80W-Cu合金力学行为的影响规律。结果表明，80W-Cu合金在准静态和动态加载条件下的力学行为均具有明显的拉压不对称性，在压缩加载条件下80W-Cu合金具有良好的塑性，而在拉伸加载条件下材料的塑性极差。微观分析表明，80W-Cu合金具有高的钨-钨连接度，在拉伸加载时钨-钨界面极易发生开裂，导致材料破坏，因此塑性变形能力极差；而在压缩加载时钨骨架发生坍塌变形，塑性良好的铜在压应力的作用下发生延性流动，填充到钨-钨界面之间，从而使材料具有良好的塑性变形能力
2013, 42(11):2296-2273.
摘要:
对不同Mo含量β 单相区锻造的Ti-Mo系二元合金在相变点以上温度进行固溶处理，然后对不同固溶条件下合金的原始β 晶粒尺寸进行统计分析，并测试了若干不同晶粒尺寸下合金的硬度。合金的晶粒尺寸统计结果显示：原始β 晶粒尺寸不仅与固溶的温度和时间有关，也与合金中Mo元素的含量有关。晶粒尺寸与固溶时间呈指数关系；在固溶时间一定的条件下，晶粒尺寸随固溶温度的升高而增大，随合金中Mo含量的增加而显著减小, Ti-4Mo和Ti-20Mo合金在试验研究温度范围内β 晶粒长大激活能分别为83.30l和272.16 kJ/mol。从热力学和动力学角度对Ti-Mo合金晶粒生长规律进行分析。硬度分析结果表明，Ti-Mo合金的硬度随晶粒尺寸的减小而提高，并对影响机理进行了探讨
对不同Mo含量β 单相区锻造的Ti-Mo系二元合金在相变点以上温度进行固溶处理，然后对不同固溶条件下合金的原始β 晶粒尺寸进行统计分析，并测试了若干不同晶粒尺寸下合金的硬度。合金的晶粒尺寸统计结果显示：原始β 晶粒尺寸不仅与固溶的温度和时间有关，也与合金中Mo元素的含量有关。晶粒尺寸与固溶时间呈指数关系；在固溶时间一定的条件下，晶粒尺寸随固溶温度的升高而增大，随合金中Mo含量的增加而显著减小, Ti-4Mo和Ti-20Mo合金在试验研究温度范围内β 晶粒长大激活能分别为83.30l和272.16 kJ/mol。从热力学和动力学角度对Ti-Mo合金晶粒生长规律进行分析。硬度分析结果表明，Ti-Mo合金的硬度随晶粒尺寸的减小而提高，并对影响机理进行了探讨
2013, 42(11):2298-2303.
摘要:
基于有限元和Panda热动力学数据库建立了单晶叶片真空熔模铸造定向凝固过程的数理模型，对不同工艺下单晶叶片试样凝固过程中的温度场、糊状区演变及枝晶二次臂间距进行了仿真，研究了缺陷形成机理和规律。计算结果与实验吻合良好。计算结果显示，拉速大时二次臂细小，但杂晶产生的趋势加大；拉速小时杂晶不易形成，但二次臂增粗。对实际空心薄壁复杂单晶叶片定向凝固过程的模拟研究表明，二次臂间距在叶身部分分布比较均一， 3.5 mm/min抽拉时有可能在缘板处产生杂晶。采用变拉速工艺，不仅可避免杂晶缺陷，还能保证工件大部分枝晶细小，提高生产效率和成品率
基于有限元和Panda热动力学数据库建立了单晶叶片真空熔模铸造定向凝固过程的数理模型，对不同工艺下单晶叶片试样凝固过程中的温度场、糊状区演变及枝晶二次臂间距进行了仿真，研究了缺陷形成机理和规律。计算结果与实验吻合良好。计算结果显示，拉速大时二次臂细小，但杂晶产生的趋势加大；拉速小时杂晶不易形成，但二次臂增粗。对实际空心薄壁复杂单晶叶片定向凝固过程的模拟研究表明，二次臂间距在叶身部分分布比较均一， 3.5 mm/min抽拉时有可能在缘板处产生杂晶。采用变拉速工艺，不仅可避免杂晶缺陷，还能保证工件大部分枝晶细小，提高生产效率和成品率
2013, 42(11):2304-2308.
摘要:
选择Cu36Zr48Ag8Al8BMG作为基体合金，研究Fe元素合金化对组织和力学性能的影响，分析了相分离非晶结构和纳米晶对合金力学行为的作用机理，并利用维氏硬度计考察了 Fe的掺杂对合金各相的相对硬度、塑性和压痕形貌的影响规律。结果表明，TEM衬度的眀相为富Fe相，暗相为富Cu、Ag相，由于具有不同的模量和硬度的相分离两相结构的存在，非晶合金在外力加载时呈应变硬化，而晶粒尺寸<5 nm的纳米晶起到弥散强化作用，使合金的强度进一步提高。维氏压头作用下使准脆性的非晶合金发生显著的塑性变形，非晶相硬度较高，其维氏压痕的周围形成了少量半圆型剪切带，且在同样的塑性变形量，塑性越好，剪切带的数量较多、间距较小。晶相硬度较低，其压痕周围没有裂纹出现
选择Cu36Zr48Ag8Al8BMG作为基体合金，研究Fe元素合金化对组织和力学性能的影响，分析了相分离非晶结构和纳米晶对合金力学行为的作用机理，并利用维氏硬度计考察了 Fe的掺杂对合金各相的相对硬度、塑性和压痕形貌的影响规律。结果表明，TEM衬度的眀相为富Fe相，暗相为富Cu、Ag相，由于具有不同的模量和硬度的相分离两相结构的存在，非晶合金在外力加载时呈应变硬化，而晶粒尺寸<5 nm的纳米晶起到弥散强化作用，使合金的强度进一步提高。维氏压头作用下使准脆性的非晶合金发生显著的塑性变形，非晶相硬度较高，其维氏压痕的周围形成了少量半圆型剪切带，且在同样的塑性变形量，塑性越好，剪切带的数量较多、间距较小。晶相硬度较低，其压痕周围没有裂纹出现
2013, 42(11):2309-2314.
摘要:
利用扫描电镜（SEM）并配合能谱（EDS）、XRD研究了超高压凝固下Mg-6Zn-1Y合金晶体形貌和凝固组织。结果表明：GPa超高压下凝固，随着凝固压力的增大，α-Mg晶体形态由1.03×0-9 GPa(常压)下的树枝晶→细树枝晶→柱状树枝晶→粒状“胞晶”的转变，固/液界面趋于稳定。1.03×10-9 GPa下实验合金的凝固组织由α-Mg相、I-Mg3Zn6Y和S-Mg43Zn4Y3相3相组成，2~6 GPa下实验合金的凝固组织由α-Mg、I-Mg3Zn6Y和S-Mg43Zn4Y3相和高Y含量的Mg-Zn-Y三元相4相组成
利用扫描电镜（SEM）并配合能谱（EDS）、XRD研究了超高压凝固下Mg-6Zn-1Y合金晶体形貌和凝固组织。结果表明：GPa超高压下凝固，随着凝固压力的增大，α-Mg晶体形态由1.03×0-9 GPa(常压)下的树枝晶→细树枝晶→柱状树枝晶→粒状“胞晶”的转变，固/液界面趋于稳定。1.03×10-9 GPa下实验合金的凝固组织由α-Mg相、I-Mg3Zn6Y和S-Mg43Zn4Y3相3相组成，2~6 GPa下实验合金的凝固组织由α-Mg、I-Mg3Zn6Y和S-Mg43Zn4Y3相和高Y含量的Mg-Zn-Y三元相4相组成
2013, 42(11):2315-2320.
摘要:
利用SMT全自动回流焊机和高温恒温试验箱，制备出经2次回流焊且不同时效处理时间的Sn-Ag3.0-Cu0.5/Cu焊点试件，对其金属间化合物（IMC）的厚度进行测量，发现其厚度的增长与时效时间的平方根近似成线性关系。采用统一粘塑性Anand本构模型来描述焊点的力学性能，运用有限元计算软件ANSYS对PBGA构件进行热循环模拟，对其在不同IMC厚度下的应力和应变响应进行分析。结果表明，芯片右下方焊点右上角热循环结束后累积的等效塑性应变最大，是整个PBGA构件的关键焊点；随着IMC厚度的增加，关键焊点热循环过程中的等效应力水平不断降低，相应剪切塑性应变范围Δγ不断增大，热疲劳寿命Nf则不断降低；升温和高温保温过程中剪切塑性应变的增加量构成了剪切塑性应变范围Δγ，且不同IMC厚度下升温段剪切塑性应变增加量占Δγ的比例基本维持在95%左右
利用SMT全自动回流焊机和高温恒温试验箱，制备出经2次回流焊且不同时效处理时间的Sn-Ag3.0-Cu0.5/Cu焊点试件，对其金属间化合物（IMC）的厚度进行测量，发现其厚度的增长与时效时间的平方根近似成线性关系。采用统一粘塑性Anand本构模型来描述焊点的力学性能，运用有限元计算软件ANSYS对PBGA构件进行热循环模拟，对其在不同IMC厚度下的应力和应变响应进行分析。结果表明，芯片右下方焊点右上角热循环结束后累积的等效塑性应变最大，是整个PBGA构件的关键焊点；随着IMC厚度的增加，关键焊点热循环过程中的等效应力水平不断降低，相应剪切塑性应变范围Δγ不断增大，热疲劳寿命Nf则不断降低；升温和高温保温过程中剪切塑性应变的增加量构成了剪切塑性应变范围Δγ，且不同IMC厚度下升温段剪切塑性应变增加量占Δγ的比例基本维持在95%左右
2013, 42(11):2321-2325.
摘要:
利用分子动力学方法和改进分析型嵌入原子势函数模拟了核-壳结构Ag-Au纳米颗粒的合金化行为，从原子扩散、微观结构演变以及合金化程度等方面对比分析了壳层厚度对合金化行为的影响。结果表明，壳层较薄时，核-壳界面处原子扩散现象显著，内核表现出多面体形貌，表层Au、Ag原子完全混合。壳层较厚时，表面原子以扩散为主，整个颗粒表面为多面体结构，但内核保持初始球状结构。通过层错生长方式使形貌发生了改变。壳层越薄，体系合金化程度越高
利用分子动力学方法和改进分析型嵌入原子势函数模拟了核-壳结构Ag-Au纳米颗粒的合金化行为，从原子扩散、微观结构演变以及合金化程度等方面对比分析了壳层厚度对合金化行为的影响。结果表明，壳层较薄时，核-壳界面处原子扩散现象显著，内核表现出多面体形貌，表层Au、Ag原子完全混合。壳层较厚时，表面原子以扩散为主，整个颗粒表面为多面体结构，但内核保持初始球状结构。通过层错生长方式使形貌发生了改变。壳层越薄，体系合金化程度越高
2013, 42(11):2326-2331.
摘要:
采用液相共沉淀法和机械混合法成功制备了阴极用(nBaO:nCaO: nAl2O3=6:1:2)铝酸盐，并研究了烧结温度对612铝酸盐的影响，同时探讨其烧结机制以及烧结过程中物相之间存在的化学反应。采用扫描电镜、能谱仪、X射线衍射仪和激光粒度分析仪对铝酸盐形貌、粒度分布以及物相变化进行了研究。结果表明：采用液相共沉淀法成功制备出亚微米粒径的准球形前驱粉末，D (n, 50)值仅为815 nm。前驱粉末经过高温烧结(1500 ℃b)后，得到了晶化程度高，主晶相为Ba5CaAl4O12的612铝酸盐，浸渍钡钨阴极后，1100 ℃b下的发射电流密度达15.56 A/cm-2，蒸发速率仅为14.5 nm/h
采用液相共沉淀法和机械混合法成功制备了阴极用(nBaO:nCaO: nAl2O3=6:1:2)铝酸盐，并研究了烧结温度对612铝酸盐的影响，同时探讨其烧结机制以及烧结过程中物相之间存在的化学反应。采用扫描电镜、能谱仪、X射线衍射仪和激光粒度分析仪对铝酸盐形貌、粒度分布以及物相变化进行了研究。结果表明：采用液相共沉淀法成功制备出亚微米粒径的准球形前驱粉末，D (n, 50)值仅为815 nm。前驱粉末经过高温烧结(1500 ℃b)后，得到了晶化程度高，主晶相为Ba5CaAl4O12的612铝酸盐，浸渍钡钨阴极后，1100 ℃b下的发射电流密度达15.56 A/cm-2，蒸发速率仅为14.5 nm/h
21 银粉在溶剂中润湿的研究
2013, 42(11):2332-2336.
摘要:
为提高银粉在有机相中的润湿性，根据Washburn方程，采用透过高度法测定二丙二醇丙醚、丁基卡必醇醋酸酯和松油醇3种溶剂对银粉的润湿角，并在3种溶剂中分别加入辛酸、三乙醇胺、失水山梨醇三油酸酯和BYK182 4种分散剂观察润湿角的变化。结果表明：松油醇对银粉的浸润性最好，将非离子型高分子表面活性剂BYK182加入二丙二醇丙醚和丁基卡必醇醋酸酯2种溶剂中可以改善对银粉的润湿性
为提高银粉在有机相中的润湿性，根据Washburn方程，采用透过高度法测定二丙二醇丙醚、丁基卡必醇醋酸酯和松油醇3种溶剂对银粉的润湿角，并在3种溶剂中分别加入辛酸、三乙醇胺、失水山梨醇三油酸酯和BYK182 4种分散剂观察润湿角的变化。结果表明：松油醇对银粉的浸润性最好，将非离子型高分子表面活性剂BYK182加入二丙二醇丙醚和丁基卡必醇醋酸酯2种溶剂中可以改善对银粉的润湿性
2013, 42(11):2337-2340.
摘要:
为了研究W-Ni-Fe合金药型罩的射流特征及破甲特性，对W-Ni-Fe合金药型罩进行静破甲试验，采用X射线照相系统研究W-Ni-Fe合金药型罩的射流形成能力，并对侵彻后的靶板进行宏观及微观分析。结果表明，W-Ni-Fe合金药型罩能形成高速延性射流，虽然穿深较低但破孔孔径大。靶板微观分析表明，破孔表面射流残余多且形成了高硬马氏体区。XRD结果表明，射流与钢靶相互作用剧烈，在破孔表面形成了大量Fe0.95W0.05化合物。马氏体及化合物硬质相的存在使得射流能量横向耗散严重，这是造成W-Ni-Fe合金药型罩穿深低、破孔大的主要原因
为了研究W-Ni-Fe合金药型罩的射流特征及破甲特性，对W-Ni-Fe合金药型罩进行静破甲试验，采用X射线照相系统研究W-Ni-Fe合金药型罩的射流形成能力，并对侵彻后的靶板进行宏观及微观分析。结果表明，W-Ni-Fe合金药型罩能形成高速延性射流，虽然穿深较低但破孔孔径大。靶板微观分析表明，破孔表面射流残余多且形成了高硬马氏体区。XRD结果表明，射流与钢靶相互作用剧烈，在破孔表面形成了大量Fe0.95W0.05化合物。马氏体及化合物硬质相的存在使得射流能量横向耗散严重，这是造成W-Ni-Fe合金药型罩穿深低、破孔大的主要原因
2013, 42(11):2341-2345.
摘要:
氢化处理TiO2纳米管是一种简单而又有效地提高其光解水制氢效率的方法。通过采用FE-SEM、TEM、XRD及XPS等研究，在大气气氛500 ℃热处理后，接着经300 ℃氢化处理后，获得了由以锐钛矿组成的TiO2 纳米管壁，和在纳米管内壁上高度无序的表面层组成的双相结构的TiO2 纳米管阵列，且在纳米管表面形成了Ti-OH能带。光催化分解水试验表明，在光强为100 mW/cm2的模拟太阳光照射下氢化处理后的TiO2纳米管光阳极的光电流密度可达4.88 mA/cm2，较未氢化处理的样品提高了约4倍
氢化处理TiO2纳米管是一种简单而又有效地提高其光解水制氢效率的方法。通过采用FE-SEM、TEM、XRD及XPS等研究，在大气气氛500 ℃热处理后，接着经300 ℃氢化处理后，获得了由以锐钛矿组成的TiO2 纳米管壁，和在纳米管内壁上高度无序的表面层组成的双相结构的TiO2 纳米管阵列，且在纳米管表面形成了Ti-OH能带。光催化分解水试验表明，在光强为100 mW/cm2的模拟太阳光照射下氢化处理后的TiO2纳米管光阳极的光电流密度可达4.88 mA/cm2，较未氢化处理的样品提高了约4倍
2013, 42(11):2346-2350.
摘要:
以AZ91-Y为反应体系，对熔体施加高能超声，利用Miedema混合焓模型预测了合金析出相主要为Al-Y金属间化合物，结合X射线衍射结果, 表明析出相为Al2Y。对材料显微组织形貌分析，结果表明: 不施加超声，稀土Y加入量超过1.0%(质量分数)时，析出相Al2Y逐渐长大并团聚，晶粒细化效果不明显；当在850 ℃对AZ91-Y熔体超声2 min后，Al2Y颗粒变细，分布均匀，材料组织中的β相Mg17Al12由连续状变为断续状或颗粒状，晶粒变小，材料的显微组织明显细化
以AZ91-Y为反应体系，对熔体施加高能超声，利用Miedema混合焓模型预测了合金析出相主要为Al-Y金属间化合物，结合X射线衍射结果, 表明析出相为Al2Y。对材料显微组织形貌分析，结果表明: 不施加超声，稀土Y加入量超过1.0%(质量分数)时，析出相Al2Y逐渐长大并团聚，晶粒细化效果不明显；当在850 ℃对AZ91-Y熔体超声2 min后，Al2Y颗粒变细，分布均匀，材料组织中的β相Mg17Al12由连续状变为断续状或颗粒状，晶粒变小，材料的显微组织明显细化
2013, 42(11):2351-2355.
摘要:
在热模拟试验机上对铸态和挤压态组织的阻燃钛合金（Ti-35V-15Cr-Si-C）进行了等温恒应变速率热压缩试验，温度范围铸态为900～1200 ℃、挤压态为900～1150 ℃，应变速率范围为10-3～1 s-1，测试了真应力-真应变曲线并对其形成机制进行了分析。基于动态材料模型建立了2种状态合金的热加工图并进行分析。结果表明：铸锭开坯较优的热加工工艺是挤压成形；与铸态合金相比，挤压态合金发生连续动态再结晶的工艺条件范围明显扩大，并且显著抑制了局部塑性流动失稳的发生；由于高温下碳化物溶解而产生的合金基体变脆不能通过工艺方法消除，为了避免表面开裂，热加工应尽量选择变形温度低于1030 ℃进行
在热模拟试验机上对铸态和挤压态组织的阻燃钛合金（Ti-35V-15Cr-Si-C）进行了等温恒应变速率热压缩试验，温度范围铸态为900～1200 ℃、挤压态为900～1150 ℃，应变速率范围为10-3～1 s-1，测试了真应力-真应变曲线并对其形成机制进行了分析。基于动态材料模型建立了2种状态合金的热加工图并进行分析。结果表明：铸锭开坯较优的热加工工艺是挤压成形；与铸态合金相比，挤压态合金发生连续动态再结晶的工艺条件范围明显扩大，并且显著抑制了局部塑性流动失稳的发生；由于高温下碳化物溶解而产生的合金基体变脆不能通过工艺方法消除，为了避免表面开裂，热加工应尽量选择变形温度低于1030 ℃进行
2013, 42(11):2356-2361.
摘要:
利用高能离子注入及增强沉积系统对Ti6Al7Nb合金做了不同剂量的氮离子注入处理，采用球/平面接触模式，对Ti6Al7Nb合金及其离子注入层/ Zr2O球（直径为25.2 mm）接触副在小牛血清介质条件下进行了扭动微动磨损实验研究。结合动力学分析，借助X射线衍射仪（XRD）、三维形貌仪（3D-profiler）和扫描电镜（SEM）分析了测试材料成分及其扭动微动磨损磨痕形貌和微观组织结构, 探讨了Ti6Al7Nb合金及其离子注入层的扭动微动运行行为和损伤机制。结果表明：N+离子注入在钛合金表面形成了氮化钛层，使钛合金表面的微观硬度明显提高，随着注入剂量的增加，钛合金的硬度逐渐升高，磨痕逐渐变小，磨粒逐渐变细，其抗扭动微动磨损性能也提高
利用高能离子注入及增强沉积系统对Ti6Al7Nb合金做了不同剂量的氮离子注入处理，采用球/平面接触模式，对Ti6Al7Nb合金及其离子注入层/ Zr2O球（直径为25.2 mm）接触副在小牛血清介质条件下进行了扭动微动磨损实验研究。结合动力学分析，借助X射线衍射仪（XRD）、三维形貌仪（3D-profiler）和扫描电镜（SEM）分析了测试材料成分及其扭动微动磨损磨痕形貌和微观组织结构, 探讨了Ti6Al7Nb合金及其离子注入层的扭动微动运行行为和损伤机制。结果表明：N+离子注入在钛合金表面形成了氮化钛层，使钛合金表面的微观硬度明显提高，随着注入剂量的增加，钛合金的硬度逐渐升高，磨痕逐渐变小，磨粒逐渐变细，其抗扭动微动磨损性能也提高
2013, 42(11):2362-2366.
摘要:
利用热分解法制备了EuBr3、Eu(NO3)3、EuCl3、Eu(ClO4)3、Eu(AC)3掺杂Sb-SnO2/Ti电极，通过对乙醇氧化和对模拟废水（甲基橙、亚甲基蓝）的降解，研究电极的电催化性能。通过循环伏安法，X射线衍射（XRD）仪，扫描电子显微镜（SEM），X射线光电子能谱（XPS）等对电极进行了表征。结果表明，不同Eu盐掺杂Sb-SnO2/Ti电极对不同体系表现出不同催化性能。Eu(ClO4)3掺杂电极对降解甲基橙有最好的效果，EuCl3掺杂对降解亚甲基蓝表现最佳，而对于电催化氧化乙醇体系，Eu(NO3)3掺杂电极表现出了最高的催化活性
利用热分解法制备了EuBr3、Eu(NO3)3、EuCl3、Eu(ClO4)3、Eu(AC)3掺杂Sb-SnO2/Ti电极，通过对乙醇氧化和对模拟废水（甲基橙、亚甲基蓝）的降解，研究电极的电催化性能。通过循环伏安法，X射线衍射（XRD）仪，扫描电子显微镜（SEM），X射线光电子能谱（XPS）等对电极进行了表征。结果表明，不同Eu盐掺杂Sb-SnO2/Ti电极对不同体系表现出不同催化性能。Eu(ClO4)3掺杂电极对降解甲基橙有最好的效果，EuCl3掺杂对降解亚甲基蓝表现最佳，而对于电催化氧化乙醇体系，Eu(NO3)3掺杂电极表现出了最高的催化活性
2013, 42(11):2367-2370.
摘要:
研究了热处理制度对损伤容限型TC4-DT钛合金组织和性能的影响，对比分析了不同热处理制度与力学性能之间的内在关系，深入研究不同冷却速率对TC4-DT合金断裂韧性的影响。结果表明：不同热处理制度可以调节显微组织的参数，包括初生α含量、β晶粒尺寸以及片层α的尺寸等，从而对合金性能产生影响，从理论上分析了影响合金性能的关键因素，并通过断口分析了裂纹扩展方式
研究了热处理制度对损伤容限型TC4-DT钛合金组织和性能的影响，对比分析了不同热处理制度与力学性能之间的内在关系，深入研究不同冷却速率对TC4-DT合金断裂韧性的影响。结果表明：不同热处理制度可以调节显微组织的参数，包括初生α含量、β晶粒尺寸以及片层α的尺寸等，从而对合金性能产生影响，从理论上分析了影响合金性能的关键因素，并通过断口分析了裂纹扩展方式
2013, 42(11):2371-2375.
摘要:
采用摩擦辅助喷射电沉积工艺和传统喷射电沉积工艺制备纳米晶镍，用TEM对比分析了二者的组织结构，用电化学极化法研究了2种纳米晶镍层在3.5%NaCl(质量分数)溶液及1 mol/L H2SO4溶液中的腐蚀行为。结果表明，摩擦辅助喷射电沉积结晶过程更加均匀，制备的纳米晶镍层组织致密，晶粒细小，平均晶粒达到9.77 nm；在2种腐蚀溶液中，摩擦辅助喷射电沉积制备的纳米晶镍的电化学腐蚀性能均优于传统喷射电沉积；在NaCl溶液中，摩擦辅助喷射电沉积所制纳米晶镍在腐蚀过程中有钝化膜产生。并指出晶粒大小与微观缺陷是影响纳米晶镍耐腐蚀性能的2个重要因素
采用摩擦辅助喷射电沉积工艺和传统喷射电沉积工艺制备纳米晶镍，用TEM对比分析了二者的组织结构，用电化学极化法研究了2种纳米晶镍层在3.5%NaCl(质量分数)溶液及1 mol/L H2SO4溶液中的腐蚀行为。结果表明，摩擦辅助喷射电沉积结晶过程更加均匀，制备的纳米晶镍层组织致密，晶粒细小，平均晶粒达到9.77 nm；在2种腐蚀溶液中，摩擦辅助喷射电沉积制备的纳米晶镍的电化学腐蚀性能均优于传统喷射电沉积；在NaCl溶液中，摩擦辅助喷射电沉积所制纳米晶镍在腐蚀过程中有钝化膜产生。并指出晶粒大小与微观缺陷是影响纳米晶镍耐腐蚀性能的2个重要因素
2013, 42(11):2376-2379.
摘要:
采用化学镀镍的方法制备Ni/B微纳米复合粒子。运用TEM、EDS和XRD方法对复合粒子的形貌、组成和物相进行表征，并通过TG-DTA热分析仪和热常数分析仪研究Ni/B微纳米复合粒子的热稳定性和导热系数。结果表明，真空干燥得到的复合粒子为核壳结构，纳米镍的尺寸约为21.7 nm，纳米镍粒子紧密均匀地包裹在硼粉表面，并且镍和硼的质量比为1:1；与原料硼粉相比，复合粒子与空气的反应放热峰提前36 ℃左右，表明纳米镍粒子具有明显的催化效果；同时，复合粒子的导热系数也有所增大
采用化学镀镍的方法制备Ni/B微纳米复合粒子。运用TEM、EDS和XRD方法对复合粒子的形貌、组成和物相进行表征，并通过TG-DTA热分析仪和热常数分析仪研究Ni/B微纳米复合粒子的热稳定性和导热系数。结果表明，真空干燥得到的复合粒子为核壳结构，纳米镍的尺寸约为21.7 nm，纳米镍粒子紧密均匀地包裹在硼粉表面，并且镍和硼的质量比为1:1；与原料硼粉相比，复合粒子与空气的反应放热峰提前36 ℃左右，表明纳米镍粒子具有明显的催化效果；同时，复合粒子的导热系数也有所增大
2013, 42(11):2380-2383.
摘要:
以粒度小于25 μm的Ni16Cr9Al预合金粉末为原料，采用模压成形、真空烧结的方法制备了Ni16Cr9Al多孔材料，研究了烧结温度对Ni16Cr9Al多孔材料性能的影响。结果表明：Ni16Cr9Al粉末压坯在烧结过程中由于烧结颈的形成、长大，体积发生收缩，随着温度的升高，烧结体的孔隙度和孔径减小，强度提高，1130 ℃具有良好的三维孔隙结构，高于1150 ℃，孔隙减少，材料逐渐致密
以粒度小于25 μm的Ni16Cr9Al预合金粉末为原料，采用模压成形、真空烧结的方法制备了Ni16Cr9Al多孔材料，研究了烧结温度对Ni16Cr9Al多孔材料性能的影响。结果表明：Ni16Cr9Al粉末压坯在烧结过程中由于烧结颈的形成、长大，体积发生收缩，随着温度的升高，烧结体的孔隙度和孔径减小，强度提高，1130 ℃具有良好的三维孔隙结构，高于1150 ℃，孔隙减少，材料逐渐致密
2013, 42(11):2384-2388.
摘要:
采用磁控溅射与低温离子渗硫复合处理工艺原位合成了CrN/MoS2固体自润滑复合膜。采用X射线光电子能谱(XPS)、俄歇电子能谱仪(AES)和扫描电子显微镜(SEM)等分析方法对CrN基固体自润滑复合膜的显微组织进行分析。并通过CETR滑动磨损试验机，对CrMoN复合膜及CrN/MoS2自润滑复合膜的摩擦学性能进行了比较研究；通过SEM对磨痕形貌进行了观察。结果显示，CrMoN复合膜经渗硫处理后，主要合成了MoS2润滑相，渗硫层厚度约为500 nm，主要相结构为CrN与MoS2及少量MoN。与CrMoN复合膜相比，CrN/MoS2固体自润滑复合膜摩擦系数较低、磨损体积较小，具有较好的耐磨性和减摩性。同时，对CrN/MoS2固体自润滑复合膜的成膜机理及磨损机制进行了探讨
采用磁控溅射与低温离子渗硫复合处理工艺原位合成了CrN/MoS2固体自润滑复合膜。采用X射线光电子能谱(XPS)、俄歇电子能谱仪(AES)和扫描电子显微镜(SEM)等分析方法对CrN基固体自润滑复合膜的显微组织进行分析。并通过CETR滑动磨损试验机，对CrMoN复合膜及CrN/MoS2自润滑复合膜的摩擦学性能进行了比较研究；通过SEM对磨痕形貌进行了观察。结果显示，CrMoN复合膜经渗硫处理后，主要合成了MoS2润滑相，渗硫层厚度约为500 nm，主要相结构为CrN与MoS2及少量MoN。与CrMoN复合膜相比，CrN/MoS2固体自润滑复合膜摩擦系数较低、磨损体积较小，具有较好的耐磨性和减摩性。同时，对CrN/MoS2固体自润滑复合膜的成膜机理及磨损机制进行了探讨
2013, 42(11):2389-2393.
摘要:
采用热轧+温轧方法制备Cu/Mo/Cu复合板，研究轧制工艺对复合板结合界面及组元厚度配比的影响。结果表明：经过轧制变形后，铜钼界面实现紧密结合且结合机制为齿状啮合，铜层外表面和靠近界面层的晶粒比中部细小；随着变形量的增加，铜层等轴状晶粒沿轧制方向被拉伸，界面结合效果明显改善，且由齿状变得较为平直。分析组元厚度配比，铜层变形量较钼层的大，随着总压下量的增加，组元压下率的差值减小，变形量逐渐趋于一致；首次提出了Cu/Mo/Cu三层复合板厚度配比的关系，为实际选择原料提供依据
采用热轧+温轧方法制备Cu/Mo/Cu复合板，研究轧制工艺对复合板结合界面及组元厚度配比的影响。结果表明：经过轧制变形后，铜钼界面实现紧密结合且结合机制为齿状啮合，铜层外表面和靠近界面层的晶粒比中部细小；随着变形量的增加，铜层等轴状晶粒沿轧制方向被拉伸，界面结合效果明显改善，且由齿状变得较为平直。分析组元厚度配比，铜层变形量较钼层的大，随着总压下量的增加，组元压下率的差值减小，变形量逐渐趋于一致；首次提出了Cu/Mo/Cu三层复合板厚度配比的关系，为实际选择原料提供依据
2013, 42(11):2394-2399.
摘要:
以Ag45CuZn 钎料为基体，在其表面刷镀锡制备AgCuZnSn钎料，考察电流密度、阴阳极相对运动速度、镀液温度、刷镀电压和时间对刷镀电流效率和AgCuZnSn钎料中Sn含量的影响，采用扫描电镜（SEM）和润湿试验炉分析锡镀层的表面形貌和钎料的润湿性。结果表明，随着电流密度、刷镀电压及镀液温度的升高，电流效率和Sn含量先增大后减小；随着阴阳极相对运动速度的增加，电流效率逐渐降低，Sn含量先升高后下降；随着刷镀时间的延长，Sn含量逐渐增加，电流效率无显著变化。无定向锡颗粒平行于Ag45CuZn 钎料表面方向的生长方式优于垂直其表面方向的生长方式，此时镀层表面平整、致密，孔隙率小（0.82 %），锡晶粒的尺寸为0.3~1.8 μm。与基体Ag45CuZn钎料相比，刷镀2.38%(质量分数)金属Sn之后，其润湿面积提高19.5 %，制备的Ag43.92Cu28.65Zn25.05Sn2.38钎料具有良好的润湿性
以Ag45CuZn 钎料为基体，在其表面刷镀锡制备AgCuZnSn钎料，考察电流密度、阴阳极相对运动速度、镀液温度、刷镀电压和时间对刷镀电流效率和AgCuZnSn钎料中Sn含量的影响，采用扫描电镜（SEM）和润湿试验炉分析锡镀层的表面形貌和钎料的润湿性。结果表明，随着电流密度、刷镀电压及镀液温度的升高，电流效率和Sn含量先增大后减小；随着阴阳极相对运动速度的增加，电流效率逐渐降低，Sn含量先升高后下降；随着刷镀时间的延长，Sn含量逐渐增加，电流效率无显著变化。无定向锡颗粒平行于Ag45CuZn 钎料表面方向的生长方式优于垂直其表面方向的生长方式，此时镀层表面平整、致密，孔隙率小（0.82 %），锡晶粒的尺寸为0.3~1.8 μm。与基体Ag45CuZn钎料相比，刷镀2.38%(质量分数)金属Sn之后，其润湿面积提高19.5 %，制备的Ag43.92Cu28.65Zn25.05Sn2.38钎料具有良好的润湿性
2013, 42(11):2400-2403.
摘要:
本研究设计制作的高温超导直线同步电机样机中，次级使用由Y-Ba-Cu-O带材绕制成的4个跑道型硅钢芯超导线圈，以传统的铜线绕组作为初级，其中4个次级超导线圈串联并在其背部附加铁轭。通过改变初次级间的气隙，研究了不同气隙高度下该样机的推进力和法向力。结果表明，在气隙高度较低时，推进力随着气隙的增大迅速衰减，而气隙高度较高时，推进力的衰减减弱。并且本直线电机样机的推进力密度为117 N/m，而只用了不到16 m长的超导带材。可为今后大型直线同步电机的设计提供参考
本研究设计制作的高温超导直线同步电机样机中，次级使用由Y-Ba-Cu-O带材绕制成的4个跑道型硅钢芯超导线圈，以传统的铜线绕组作为初级，其中4个次级超导线圈串联并在其背部附加铁轭。通过改变初次级间的气隙，研究了不同气隙高度下该样机的推进力和法向力。结果表明，在气隙高度较低时，推进力随着气隙的增大迅速衰减，而气隙高度较高时，推进力的衰减减弱。并且本直线电机样机的推进力密度为117 N/m，而只用了不到16 m长的超导带材。可为今后大型直线同步电机的设计提供参考
2013, 42(11):2404-2409.
摘要:
采用直流电弧等离子体法结合原位钝化法制备Mg-Nb和 Mg-Nb2O5复合储氢材料超细粉体，并利用ICP、XRD、TEM、P-C-T、TG-DTA等测试手段研究对比粉体的成分、相组成、微观形貌、颗粒粒径和吸放氢性能。ICP分析显示Mg-Nb粉中Nb含量高于Mg-Nb2O5粉，但均低于初始含量。XRD和TEM皆在Mg-Nb粉中发现MgNb2O3.67相，而Mg-Nb2O5中有NbO2.46新相生成。Mg-Nb粉的P-C-T曲线吸放氢平台更平坦，滞后更小；计算出Mg-Nb粉的氢化生成焓为–73.33 kJ/mol H2，低于Mg-Nb2O5粉的–82.45 kJ/mol H2。氢化后粉体的TG-DTA分析，Mg-Nb粉的放氢峰更尖锐，放氢速度更快。Mg-Nb粉体更佳的热力学和动力学性能证明钝化引入的氧化物MgNb2O3.67起到了催化作用，而Mg-Nb2O5中的NbO2.46由于含量少、分布不均匀等原因催化效果差。以上结果证明经过钝化获得氧化物的催化效果好于直接电弧蒸发
采用直流电弧等离子体法结合原位钝化法制备Mg-Nb和 Mg-Nb2O5复合储氢材料超细粉体，并利用ICP、XRD、TEM、P-C-T、TG-DTA等测试手段研究对比粉体的成分、相组成、微观形貌、颗粒粒径和吸放氢性能。ICP分析显示Mg-Nb粉中Nb含量高于Mg-Nb2O5粉，但均低于初始含量。XRD和TEM皆在Mg-Nb粉中发现MgNb2O3.67相，而Mg-Nb2O5中有NbO2.46新相生成。Mg-Nb粉的P-C-T曲线吸放氢平台更平坦，滞后更小；计算出Mg-Nb粉的氢化生成焓为–73.33 kJ/mol H2，低于Mg-Nb2O5粉的–82.45 kJ/mol H2。氢化后粉体的TG-DTA分析，Mg-Nb粉的放氢峰更尖锐，放氢速度更快。Mg-Nb粉体更佳的热力学和动力学性能证明钝化引入的氧化物MgNb2O3.67起到了催化作用，而Mg-Nb2O5中的NbO2.46由于含量少、分布不均匀等原因催化效果差。以上结果证明经过钝化获得氧化物的催化效果好于直接电弧蒸发
2013, 42(11):2410-2415.
摘要:
采用交流微弧氧化处理技术，在氟化钾+氢氧化钾处理液中，对AZ91D镁合金进行了表面处理研究。建立了膜层厚度与处理参数之间的关系模型，确定膜层的组织构成，讨论膜层生长机理，优化快速成膜技术参数。结果表明：在氟化钾浓度为979 g/L、氢氧化钾浓度为349 g/L、调压器输出电压为81 V、处理液温度为32 ℃的条件下，对工件处理88 s，就可形成30 μm厚的由氟化镁和氧化镁构成的致密表面膜层，该成膜速度较其它处理技术的成膜速度至少提高了7倍
采用交流微弧氧化处理技术，在氟化钾+氢氧化钾处理液中，对AZ91D镁合金进行了表面处理研究。建立了膜层厚度与处理参数之间的关系模型，确定膜层的组织构成，讨论膜层生长机理，优化快速成膜技术参数。结果表明：在氟化钾浓度为979 g/L、氢氧化钾浓度为349 g/L、调压器输出电压为81 V、处理液温度为32 ℃的条件下，对工件处理88 s，就可形成30 μm厚的由氟化镁和氧化镁构成的致密表面膜层，该成膜速度较其它处理技术的成膜速度至少提高了7倍
2013, 42(11):2416-2420.
摘要:
采用搅拌辅助低温（半固态区间）钎焊技术，成功制备了低银钎料和纳米复合钎料钎焊接头。研究表明，在低银钎料中加入纳米Ni颗粒，能提高钎料的润湿性和填缝能力，Ni与Cu6Sn5生成孔洞状的化合物(CuxNi1-x)6Sn5及低温搅拌形成的微孔成为界面原子的扩散通道，使其界面IMC厚度都明显高于相同工艺下低银钎料钎焊接头。添加纳米颗粒后，钎料的抗拉强度较基体提高了15.7%，剪切强度较基体提高了22.9%，钎料及其接头由脆断向韧性断裂转变。在钎剂辅助基础上施加搅拌，其复合钎料接头抗拉强度和剪切强度分别较基体钎料的接头提高了32%和24%，相当甚至优于复合钎料本身的抗拉强度和剪切强度
采用搅拌辅助低温（半固态区间）钎焊技术，成功制备了低银钎料和纳米复合钎料钎焊接头。研究表明，在低银钎料中加入纳米Ni颗粒，能提高钎料的润湿性和填缝能力，Ni与Cu6Sn5生成孔洞状的化合物(CuxNi1-x)6Sn5及低温搅拌形成的微孔成为界面原子的扩散通道，使其界面IMC厚度都明显高于相同工艺下低银钎料钎焊接头。添加纳米颗粒后，钎料的抗拉强度较基体提高了15.7%，剪切强度较基体提高了22.9%，钎料及其接头由脆断向韧性断裂转变。在钎剂辅助基础上施加搅拌，其复合钎料接头抗拉强度和剪切强度分别较基体钎料的接头提高了32%和24%，相当甚至优于复合钎料本身的抗拉强度和剪切强度
2013, 42(11):2222-2227.
摘要:
对应用液态金属冷却(LMC)和高速凝固(HRS)方法制备的叶片状高温合金铸件的铸态组织进行了研究，以比较2种定向凝固方法的优缺点。分别对沿铸件凝固方向不同截面位置处的晶粒取向、一次枝晶间距和γ′ 相尺寸进行了分析。结果表明，对于HRS铸件的中部截面，枝晶的<001>方向偏离铸件轴向的最大角度在抽拉速率由40 μm/s提高至110 μm/s的过程中不断减小。在70 μm/s的抽拉速度下，LMC铸件中部截面处的中心区域内晶粒的最大偏离角度要大于HRS铸件的相应位置处的偏离角，但是晶粒的整体取向却呈现较HRS铸件更集中的趋势。铸件顶部截面处的枝晶组织比中部截面处要粗大，这种现象在HRS铸件中更严重。γ′ 相尺寸在铸件由叶身位置凝固至平台位置的过程中不断粗化。但当抽拉速率高于70 μm/s时，叶身位置和平台位置之间γ′ 相尺寸之间的差异在LMC铸件中更小
对应用液态金属冷却(LMC)和高速凝固(HRS)方法制备的叶片状高温合金铸件的铸态组织进行了研究，以比较2种定向凝固方法的优缺点。分别对沿铸件凝固方向不同截面位置处的晶粒取向、一次枝晶间距和γ′ 相尺寸进行了分析。结果表明，对于HRS铸件的中部截面，枝晶的<001>方向偏离铸件轴向的最大角度在抽拉速率由40 μm/s提高至110 μm/s的过程中不断减小。在70 μm/s的抽拉速度下，LMC铸件中部截面处的中心区域内晶粒的最大偏离角度要大于HRS铸件的相应位置处的偏离角，但是晶粒的整体取向却呈现较HRS铸件更集中的趋势。铸件顶部截面处的枝晶组织比中部截面处要粗大，这种现象在HRS铸件中更严重。γ′ 相尺寸在铸件由叶身位置凝固至平台位置的过程中不断粗化。但当抽拉速率高于70 μm/s时，叶身位置和平台位置之间γ′ 相尺寸之间的差异在LMC铸件中更小
2013, 42(11):2228-2231.
摘要:
分析了制备工艺过程、球磨设备、试样放置时间以及球磨时间对NaAlH4放氢性能的影响。其中除了试样3是采用高能球磨机外，其它所有试样均采用行星式球磨机。结果表明，这些因素对NaAlH4放氢性能的影响非常明显。试样在球磨过程中经过上下翻转后，其放氢量明显比不翻转高出了50%(质量分数)。不同球磨设备研究结果显示，试样3经过高能振动球磨机球磨后，其放氢量比行星式球磨机制备的试样的放氢量明显提高了。试样放置时间与试样球磨时间的研究结果显示，制备好的球磨试样经过24 h放置后，其放氢量明显提高。此外，试样经过不同时间球磨后，其放氢量也有明显的不同。经研究发现，球磨80 min试样的放氢量比球磨100 min和球磨40和60 min试样的放氢量要高，但和其它的影响因素相比，球磨时间对NaAlH4放氢性能的影响相对较小
分析了制备工艺过程、球磨设备、试样放置时间以及球磨时间对NaAlH4放氢性能的影响。其中除了试样3是采用高能球磨机外，其它所有试样均采用行星式球磨机。结果表明，这些因素对NaAlH4放氢性能的影响非常明显。试样在球磨过程中经过上下翻转后，其放氢量明显比不翻转高出了50%(质量分数)。不同球磨设备研究结果显示，试样3经过高能振动球磨机球磨后，其放氢量比行星式球磨机制备的试样的放氢量明显提高了。试样放置时间与试样球磨时间的研究结果显示，制备好的球磨试样经过24 h放置后，其放氢量明显提高。此外，试样经过不同时间球磨后，其放氢量也有明显的不同。经研究发现，球磨80 min试样的放氢量比球磨100 min和球磨40和60 min试样的放氢量要高，但和其它的影响因素相比，球磨时间对NaAlH4放氢性能的影响相对较小
2013, 42(11):2242-2244.
摘要:
采用扫描电镜、扫描透射电镜、透射电镜等分析手段，对银氧化铜复合材料中氧化铜颗粒的结构进行了分析。结果表明，可变形氧化铜的晶体结构为立方结构，其变形量最大可达300%；不变形的氧化铜颗粒的晶体结构为单斜结构。但是对于这种立方氧化铜的变形机理尚不明确，需要进一步的研究
采用扫描电镜、扫描透射电镜、透射电镜等分析手段，对银氧化铜复合材料中氧化铜颗粒的结构进行了分析。结果表明，可变形氧化铜的晶体结构为立方结构，其变形量最大可达300%；不变形的氧化铜颗粒的晶体结构为单斜结构。但是对于这种立方氧化铜的变形机理尚不明确，需要进一步的研究
2013, 42(11):2245-2247.
摘要:
用热蒸发化学气相沉积法成功制备了β-Ga2O3纳米材料, 并研究了该纳米材料在高温下的电学特性。Ｘ射线衍射分析显示, 产物为单斜结构的β-Ga2O3。扫描电子显微镜及透射电镜测试表明，纳米带的宽度小于100 nm, 长度有几微米; 较大氧流量时制备出β-Ga2O3纳米晶粒结构, 晶粒尺度在80~150 nm。电学特性的测试表明：当温度低于800 ℃时, 纳米带电导率几乎不变，当温度高于800 ℃以上时，电导率和温度呈指数关系
用热蒸发化学气相沉积法成功制备了β-Ga2O3纳米材料, 并研究了该纳米材料在高温下的电学特性。Ｘ射线衍射分析显示, 产物为单斜结构的β-Ga2O3。扫描电子显微镜及透射电镜测试表明，纳米带的宽度小于100 nm, 长度有几微米; 较大氧流量时制备出β-Ga2O3纳米晶粒结构, 晶粒尺度在80~150 nm。电学特性的测试表明：当温度低于800 ℃时, 纳米带电导率几乎不变，当温度高于800 ℃以上时，电导率和温度呈指数关系
2013, 42(11):2248-2252.
摘要:
采用BNi2钎料实现了TiAl基合金与Ni基高温合金的钎焊。采用扫描电镜、能谱分析和X射线衍射等手段对钎焊接头的界面组织结构及生成相进行分析，并对接头的抗剪强度进行测试。结果表明，钎焊接头的典型界面结构为：GH99/(Ni)ss (γ)+Ni3B+CrB+富Ti-硼化物/TiNi2Al/TiNiAl+Ti3Al/TiAl；随着钎焊温度的升高或保温时间的延长，较多的B和Si元素扩散进入两侧母材，导致钎缝中硼化物数量减少，而TiAl/钎缝界面的TiNi2Al和TiNiAl+Ti3Al金属间化合物层厚度增加；当钎焊温度为1050 ℃，保温时间为5 min时，接头的抗剪强度达到最大为205 MPa，接头主要断裂于TiNiAl金属间化合物层。当钎焊温度升高或保温时间继续延长时，TiNiAl厚度显著增加，导致接头强度下降
采用BNi2钎料实现了TiAl基合金与Ni基高温合金的钎焊。采用扫描电镜、能谱分析和X射线衍射等手段对钎焊接头的界面组织结构及生成相进行分析，并对接头的抗剪强度进行测试。结果表明，钎焊接头的典型界面结构为：GH99/(Ni)ss (γ)+Ni3B+CrB+富Ti-硼化物/TiNi2Al/TiNiAl+Ti3Al/TiAl；随着钎焊温度的升高或保温时间的延长，较多的B和Si元素扩散进入两侧母材，导致钎缝中硼化物数量减少，而TiAl/钎缝界面的TiNi2Al和TiNiAl+Ti3Al金属间化合物层厚度增加；当钎焊温度为1050 ℃，保温时间为5 min时，接头的抗剪强度达到最大为205 MPa，接头主要断裂于TiNiAl金属间化合物层。当钎焊温度升高或保温时间继续延长时，TiNiAl厚度显著增加，导致接头强度下降
2013, 42(11):2253-2256.
摘要:
研究了Ti-600合金镦制饼材600 ℃热暴露前后室温拉伸性能的变化，并观察合金的拉伸断口、分析其断裂机制。结果表明，600 ℃热暴露100 h后，毛坯热暴露试样的强度较热暴露前固溶时效试样(STA)的提高了3%左右，延伸率降低20%左右；热暴露试样的强度稍有降低，延伸率则降低了45%左右。STA试样室温拉伸断裂起源于试样中心位置，断口形貌呈现韧窝型断裂特征；毛坯热暴露试样断口上可见解理小平面与韧窝并存的特征，为混合型断口；试样热暴露以后，裂纹萌生于试样表面，断口上观察到解理小平面，合金的断裂沿片层α相界面扩展。热暴露试样表层有脆性富氧层存在，富氧层内易诱发细微裂纹并向基体扩展。表面渗氧是Ti-600合金热暴露后塑性下降的重要原因之一
研究了Ti-600合金镦制饼材600 ℃热暴露前后室温拉伸性能的变化，并观察合金的拉伸断口、分析其断裂机制。结果表明，600 ℃热暴露100 h后，毛坯热暴露试样的强度较热暴露前固溶时效试样(STA)的提高了3%左右，延伸率降低20%左右；热暴露试样的强度稍有降低，延伸率则降低了45%左右。STA试样室温拉伸断裂起源于试样中心位置，断口形貌呈现韧窝型断裂特征；毛坯热暴露试样断口上可见解理小平面与韧窝并存的特征，为混合型断口；试样热暴露以后，裂纹萌生于试样表面，断口上观察到解理小平面，合金的断裂沿片层α相界面扩展。热暴露试样表层有脆性富氧层存在，富氧层内易诱发细微裂纹并向基体扩展。表面渗氧是Ti-600合金热暴露后塑性下降的重要原因之一
