2017年第46卷第7期文章目次
2017, 46(7):1749-1755.
摘要:
文章通过有限元速度场研究了冷轧铜铝双层板的复合过程，将该过程中金属的变形特征进行了分析，同时，将有限元计算结果与某工厂数据相结合，分析了轧制速度、压下率、异径同步、异径异步对铜铝双层板复合的影响。研究表明，速度场模型能够更有效地说明铜铝板的复合过程；轧制速度越大，变形区出口处复合面金属流动的同步性越差，复合强度越低；压下率越大, 变形区出口处复合面金属流动的同步性越强，复合强度越高；异径同步轧制铜铝复合板时，辊径比取1.4~1.6，变形区出口处复合面金属流动的同步性越较好，复合强度较高；异径异步轧制铜铝复合板时，轧制速比取1.2，变形区出口处复合面金属流动的同步性越较好，复合强度较高。
文章通过有限元速度场研究了冷轧铜铝双层板的复合过程，将该过程中金属的变形特征进行了分析，同时，将有限元计算结果与某工厂数据相结合，分析了轧制速度、压下率、异径同步、异径异步对铜铝双层板复合的影响。研究表明，速度场模型能够更有效地说明铜铝板的复合过程；轧制速度越大，变形区出口处复合面金属流动的同步性越差，复合强度越低；压下率越大, 变形区出口处复合面金属流动的同步性越强，复合强度越高；异径同步轧制铜铝复合板时，辊径比取1.4~1.6，变形区出口处复合面金属流动的同步性越较好，复合强度较高；异径异步轧制铜铝复合板时，轧制速比取1.2，变形区出口处复合面金属流动的同步性越较好，复合强度较高。
2017, 46(7):1756-1761.
摘要:
本文研究了在离子液体1-丁基-3-甲基咪唑四氟硼酸盐中电沉积制备Ir的电化学行为,在金电极上获得的循环伏安特性曲线表示,Ir(III)经过一步还原反应生成Ir,并且该反应是由Ir(III)离子的扩散控制的不可逆过程。其中,扩散速率为3.83×10?11 m2/s,平均传质系数为0.083。本文用扫描电镜(SEM)、X-射线衍射(XRD)及X-射线光电子能谱(XPS)研究了在钼基体上获得的Ir层的表面形貌及组成,结果显示,Ir层的形貌与沉积电位、时间及电流密度有关。恒电位电沉积过程中,在还原峰电位处由于成核及生长速率达到平衡,可以获得相对致密的镀层。在恒电流电沉积中,当电流密度在0.5~1.82 mA/cm2时可以得到平整致密的Ir镀层。
本文研究了在离子液体1-丁基-3-甲基咪唑四氟硼酸盐中电沉积制备Ir的电化学行为,在金电极上获得的循环伏安特性曲线表示,Ir(III)经过一步还原反应生成Ir,并且该反应是由Ir(III)离子的扩散控制的不可逆过程。其中,扩散速率为3.83×10?11 m2/s,平均传质系数为0.083。本文用扫描电镜(SEM)、X-射线衍射(XRD)及X-射线光电子能谱(XPS)研究了在钼基体上获得的Ir层的表面形貌及组成,结果显示,Ir层的形貌与沉积电位、时间及电流密度有关。恒电位电沉积过程中,在还原峰电位处由于成核及生长速率达到平衡,可以获得相对致密的镀层。在恒电流电沉积中,当电流密度在0.5~1.82 mA/cm2时可以得到平整致密的Ir镀层。
2017, 46(7):1762-1767.
摘要:
采用等离子体增强磁控溅射(PEMS)方法分别在硬质合金和硅片上制备了TiSiCN, TiSiCON, TiCrSiCN, TiCrSiCON, CrSiCN 和 CrSiCON涂层。采用XRD、SEM、EDS、显微硬度计及销盘式摩擦磨损试验机对含氧涂层和不含氧涂层的微观结构、成分和机械性能进行了研究。研究结果表明，TiSiCON, TiCrSiCON和 CrSiCON含氧涂层为TiN型（或CrN型）面心立方(fcc)结构，但是TiSiCON, TiCrSiCON, 和 CrSiCON涂层中氧的存在会导致产生疏松的结构以及相比于不含氧涂层TiSiCN, TiCrSiCN和CrSiCN更多的缺陷；氧的加入会导致Ti(Cr)SiCN涂层硬度和弹性的下降；TiCrSiCON和 CrSiCON两种含氧涂层相比于不含氧涂层TiCrSiCN和CrSiCN有更低的摩擦系数和磨损率；然而，TiSiCON相比于TiSiCN却表现出更高的摩擦系数和磨损率。
采用等离子体增强磁控溅射(PEMS)方法分别在硬质合金和硅片上制备了TiSiCN, TiSiCON, TiCrSiCN, TiCrSiCON, CrSiCN 和 CrSiCON涂层。采用XRD、SEM、EDS、显微硬度计及销盘式摩擦磨损试验机对含氧涂层和不含氧涂层的微观结构、成分和机械性能进行了研究。研究结果表明，TiSiCON, TiCrSiCON和 CrSiCON含氧涂层为TiN型（或CrN型）面心立方(fcc)结构，但是TiSiCON, TiCrSiCON, 和 CrSiCON涂层中氧的存在会导致产生疏松的结构以及相比于不含氧涂层TiSiCN, TiCrSiCN和CrSiCN更多的缺陷；氧的加入会导致Ti(Cr)SiCN涂层硬度和弹性的下降；TiCrSiCON和 CrSiCON两种含氧涂层相比于不含氧涂层TiCrSiCN和CrSiCN有更低的摩擦系数和磨损率；然而，TiSiCON相比于TiSiCN却表现出更高的摩擦系数和磨损率。
2017, 46(7):1768-1774.
摘要:
本文主要研究了挤压前的时效处理工艺对AZ80镁合金显微组织的力学性能的影响,同时结合扫描电子显微镜对断口进行分析。结果表明：挤压前时效处理可以明显细化晶粒；时效过程中析出的Mg17Al12粒子弥散分布在晶界处,在动态再结晶过程中起到阻碍晶界移动、阻止晶粒长大、细化组织的作用；随着时效时间的延长或者时效温度的提高,晶粒细化效果减弱；时效后进行挤压,材料的屈服强度、抗拉强度和延伸率均提高。通过对断口形貌的分析发现,早期裂纹产生于晶界处粗大的第二相周围,导致了拉伸过程中延伸率的下降。本文中挤压前时效处理对AZ80的强化效果为高性能镁合金的设计和开发提供了一种全新的思路。
本文主要研究了挤压前的时效处理工艺对AZ80镁合金显微组织的力学性能的影响,同时结合扫描电子显微镜对断口进行分析。结果表明：挤压前时效处理可以明显细化晶粒；时效过程中析出的Mg17Al12粒子弥散分布在晶界处,在动态再结晶过程中起到阻碍晶界移动、阻止晶粒长大、细化组织的作用；随着时效时间的延长或者时效温度的提高,晶粒细化效果减弱；时效后进行挤压,材料的屈服强度、抗拉强度和延伸率均提高。通过对断口形貌的分析发现,早期裂纹产生于晶界处粗大的第二相周围,导致了拉伸过程中延伸率的下降。本文中挤压前时效处理对AZ80的强化效果为高性能镁合金的设计和开发提供了一种全新的思路。
2017, 46(7):1775-1781.
摘要:
本文研究了La/Ce混合稀土对Mg-9Li-3Al-xRE(x=0、0.5、1、1.5、2 w.%)合金微观组织和力学性能的影响。在加入混合稀土的铸态合金中，形成了Al4RE相，并且Mg17Al12相的含量和α-Mg相的体积分数均被减少。此外，细化了α-Mg相并提高了合金的力学性能。但是，随着La/Ce混合稀土含量的增加，Al4RE相的尺寸增大，降低了合金的力学性能。在加入混合稀土的挤压态合金中，合金中Al4RE相挤压破碎至1-3μm，分布于β-Li基体中和α/β相之间。Mg-9Li-3Al-1.5RE合金获得最好的机械性能，最大抗拉强度和延伸率分别为228.3Mpa和20.8%，同铸态Mg-9Li-3Al相比分别提高了88.6%和197.4%。
本文研究了La/Ce混合稀土对Mg-9Li-3Al-xRE(x=0、0.5、1、1.5、2 w.%)合金微观组织和力学性能的影响。在加入混合稀土的铸态合金中，形成了Al4RE相，并且Mg17Al12相的含量和α-Mg相的体积分数均被减少。此外，细化了α-Mg相并提高了合金的力学性能。但是，随着La/Ce混合稀土含量的增加，Al4RE相的尺寸增大，降低了合金的力学性能。在加入混合稀土的挤压态合金中，合金中Al4RE相挤压破碎至1-3μm，分布于β-Li基体中和α/β相之间。Mg-9Li-3Al-1.5RE合金获得最好的机械性能，最大抗拉强度和延伸率分别为228.3Mpa和20.8%，同铸态Mg-9Li-3Al相比分别提高了88.6%和197.4%。
2017, 46(7):1782-1787.
摘要:
用示差扫描量热仪(DSC)和拉伸试验研究了退火温度对形变处理态Ti-51.1Ni(原子分数, %)形状记忆合金相变和低温形变特性的影响。结果表明,随退火温度升高,合金冷却 / 加热时相变类型由A→R / M→R→A型向A→R→M / M→R→A型再向A→R→M / M→A(A-母相B2,R-R相,M-马氏体相)型转变,R相变温度和M相变热滞降低,M相变温度升高,R相变热滞变化不大,保持在6.5 ℃左右。在10 ℃变形时,400~550 ℃退火态合金呈现形状记忆效应(SME)+超弹性(SE)特性,600~700 ℃退火态合金呈现SE特性,随退火温度升高,合金由SME SE向SE特性转变。合金的退火再结晶温度为590 ℃,在590~650 ℃退火后合金可获得50.83 %的断裂应变值,塑变性能优良,成型加工温度可选定在590~650℃之间。在使用该合金制作能耗阻尼器及相关缓冲减震装置时退火处理温度可选择大于550℃；制作超弹性器件时,退火处理温度可选择小于400 ℃和大于600 ℃。
用示差扫描量热仪(DSC)和拉伸试验研究了退火温度对形变处理态Ti-51.1Ni(原子分数, %)形状记忆合金相变和低温形变特性的影响。结果表明,随退火温度升高,合金冷却 / 加热时相变类型由A→R / M→R→A型向A→R→M / M→R→A型再向A→R→M / M→A(A-母相B2,R-R相,M-马氏体相)型转变,R相变温度和M相变热滞降低,M相变温度升高,R相变热滞变化不大,保持在6.5 ℃左右。在10 ℃变形时,400~550 ℃退火态合金呈现形状记忆效应(SME)+超弹性(SE)特性,600~700 ℃退火态合金呈现SE特性,随退火温度升高,合金由SME SE向SE特性转变。合金的退火再结晶温度为590 ℃,在590~650 ℃退火后合金可获得50.83 %的断裂应变值,塑变性能优良,成型加工温度可选定在590~650℃之间。在使用该合金制作能耗阻尼器及相关缓冲减震装置时退火处理温度可选择大于550℃；制作超弹性器件时,退火处理温度可选择小于400 ℃和大于600 ℃。
2017, 46(7):1788-1791.
摘要:
采用磁控溅射方法在玻璃衬底上制备了不同厚度的FePd合金薄膜。研究了薄膜厚度对结构和磁性能的影响。实验表明,在FePd合金薄膜中有序化过程发生在更厚的薄膜中。随着薄膜厚度从d=22.5nm增加到67.5nm,面内矫顽力刚开始急剧增大,然后随着薄膜厚度的进一步增加矫顽力会减小。在d=67.5nm时面内矫顽力最大约为3200Oe。
采用磁控溅射方法在玻璃衬底上制备了不同厚度的FePd合金薄膜。研究了薄膜厚度对结构和磁性能的影响。实验表明,在FePd合金薄膜中有序化过程发生在更厚的薄膜中。随着薄膜厚度从d=22.5nm增加到67.5nm,面内矫顽力刚开始急剧增大,然后随着薄膜厚度的进一步增加矫顽力会减小。在d=67.5nm时面内矫顽力最大约为3200Oe。
2017, 46(7):1792-1797.
摘要:
本文以低氧TC4粉末为熔覆材料,采用激光修复技术制备了TC4钛合金面修复试样,对比研究了锻件和修复试样(沉积态)的显微组织和力学性能。结果显示修复试样的组织宏观上分为锻件基材区,热影响区和激光沉积区,三个区域中热影响区的显微硬度最高,沉积区和锻件基材的显微硬度相当。锻件试样的强度及塑性均略高于修复试样,同时发现40%修复试样(即拉伸试样承受载荷部位横截面上沉积区所占的面积分数为40%)的强度略低于50%修复试样,塑性则高于后者。表明采用低氧TC4粉末为熔覆材料时,有利于修复试样沉积区和基材区强度和塑性的匹配,从而提高修复试样的综合性能。对拉伸断口进行扫描电镜观察发现,锻件试样拉伸失效后断口呈现出典型的韧性断裂特征,而修复试样的断口则表现复杂,从沉积区到锻件基材区呈现出解理台阶到韧窝的连续变化特征,同时断口形貌与显微组织呈现出很好的对应关系。
本文以低氧TC4粉末为熔覆材料,采用激光修复技术制备了TC4钛合金面修复试样,对比研究了锻件和修复试样(沉积态)的显微组织和力学性能。结果显示修复试样的组织宏观上分为锻件基材区,热影响区和激光沉积区,三个区域中热影响区的显微硬度最高,沉积区和锻件基材的显微硬度相当。锻件试样的强度及塑性均略高于修复试样,同时发现40%修复试样(即拉伸试样承受载荷部位横截面上沉积区所占的面积分数为40%)的强度略低于50%修复试样,塑性则高于后者。表明采用低氧TC4粉末为熔覆材料时,有利于修复试样沉积区和基材区强度和塑性的匹配,从而提高修复试样的综合性能。对拉伸断口进行扫描电镜观察发现,锻件试样拉伸失效后断口呈现出典型的韧性断裂特征,而修复试样的断口则表现复杂,从沉积区到锻件基材区呈现出解理台阶到韧窝的连续变化特征,同时断口形貌与显微组织呈现出很好的对应关系。
2017, 46(7):1798-1802.
摘要:
采用HJ-III型超声冲击设备对MB8镁合金表面进行冲击处理,利用高倍透射电子显微镜研究了超声冲击表层的微观组织及晶粒细化机制。对经超声冲击处理和未冲击处理的MB8镁合金的耐磨性能进行了对比研究。用扫描电镜和显微硬度计分别研究了超声冲击处理对磨损表面形貌和显微硬度的影响。结果表明：超声冲击使MB8镁合金的表面出现了严重的塑性变形,塑变层深度约为180 μm,表面组织明显得到细化。耐磨性能和显微硬度随超声冲击时间的延长而提高。与未冲击试样相比,在冲击时间为6分钟时,冲击电流为1.2A时,冲击试样的显微硬度和耐磨性分别提高了102.8% 和51.83%。
采用HJ-III型超声冲击设备对MB8镁合金表面进行冲击处理,利用高倍透射电子显微镜研究了超声冲击表层的微观组织及晶粒细化机制。对经超声冲击处理和未冲击处理的MB8镁合金的耐磨性能进行了对比研究。用扫描电镜和显微硬度计分别研究了超声冲击处理对磨损表面形貌和显微硬度的影响。结果表明：超声冲击使MB8镁合金的表面出现了严重的塑性变形,塑变层深度约为180 μm,表面组织明显得到细化。耐磨性能和显微硬度随超声冲击时间的延长而提高。与未冲击试样相比,在冲击时间为6分钟时,冲击电流为1.2A时,冲击试样的显微硬度和耐磨性分别提高了102.8% 和51.83%。
2017, 46(7):1803-1809.
摘要:
通过单轴拉伸试验研究工业纯钛在283K至573K下应变速率范围为0.00005s-1~0.005s-1的流动应力行为。基于Fields–Backofen 方程,确定工业纯钛应变速率敏感性及应变强化指数随温度的定量变化。结果表明：工业纯钛的应变速率敏感性在283K-423K不显著,应变强化指数在353K-573K随温度变化而增加。基于温度变化的修正型Fields–Backofen 方程,建立了能够描述工业纯钛塑性流动应力行为的数学模型。同时,考虑应变、应变速率及温度之间的相互作用,对传统的Johnson-Cook 方程进行改进。与传统的Johnson-Cook 方程相比,改进型的Johnson-Cook 方程与实验结果吻合更好,证明改进型Johnson-Cook 方程预测工业纯钛塑性流动应力的精确性。
通过单轴拉伸试验研究工业纯钛在283K至573K下应变速率范围为0.00005s-1~0.005s-1的流动应力行为。基于Fields–Backofen 方程,确定工业纯钛应变速率敏感性及应变强化指数随温度的定量变化。结果表明：工业纯钛的应变速率敏感性在283K-423K不显著,应变强化指数在353K-573K随温度变化而增加。基于温度变化的修正型Fields–Backofen 方程,建立了能够描述工业纯钛塑性流动应力行为的数学模型。同时,考虑应变、应变速率及温度之间的相互作用,对传统的Johnson-Cook 方程进行改进。与传统的Johnson-Cook 方程相比,改进型的Johnson-Cook 方程与实验结果吻合更好,证明改进型Johnson-Cook 方程预测工业纯钛塑性流动应力的精确性。
2017, 46(7):1810-1814.
摘要:
用铜模吸铸法成功地合成了由两个固溶体相构成的高熵合金(HEA) Cu29Zr32Ti15Al5Ni19和相同成分的非晶态合金(HE-BMG)。实验结果表明该成分的高熵合金具有高的非晶形成能力。铸态高熵合金Cu29Zr32Ti15Al5Ni19的抗压强度为1127MPa。在750℃保温2小时后的Cu29Zr32Ti15Al5Ni19高熵合金的硬度仍高达826HV。
用铜模吸铸法成功地合成了由两个固溶体相构成的高熵合金(HEA) Cu29Zr32Ti15Al5Ni19和相同成分的非晶态合金(HE-BMG)。实验结果表明该成分的高熵合金具有高的非晶形成能力。铸态高熵合金Cu29Zr32Ti15Al5Ni19的抗压强度为1127MPa。在750℃保温2小时后的Cu29Zr32Ti15Al5Ni19高熵合金的硬度仍高达826HV。
2017, 46(7):1815-1820.
摘要:
通过等温热压缩实验对25vol.% B4Cp/6061Al复合材料的热变形行为和动态再结晶临界条件进行了研究,采用的温度范围为350℃-500℃,应变速率范围为0.001s-1-1s-1。应力-应变曲线显示动态再结晶是复合材料热变形过程中主要的软化机制,并利用峰值应力构建了基于Arrhenius形式的本构方程。基于加工硬化率曲线,求解了表示动态再结晶发生的临界应变与临界应力值。结果表明,临界应力与峰值应力存在线性关系：σc=0.8374σp-0.33708。此外,引入Zener-Hollomon 参数描述变形条件对临界条件的影响,得到临界应变与Z参数的关系：εc=2.39×10-4Z0.11022。最后,通过θ-ε曲线得到了复合材料完成动态再结晶时的稳态应变,并绘制了动态再结晶图。
通过等温热压缩实验对25vol.% B4Cp/6061Al复合材料的热变形行为和动态再结晶临界条件进行了研究,采用的温度范围为350℃-500℃,应变速率范围为0.001s-1-1s-1。应力-应变曲线显示动态再结晶是复合材料热变形过程中主要的软化机制,并利用峰值应力构建了基于Arrhenius形式的本构方程。基于加工硬化率曲线,求解了表示动态再结晶发生的临界应变与临界应力值。结果表明,临界应力与峰值应力存在线性关系：σc=0.8374σp-0.33708。此外,引入Zener-Hollomon 参数描述变形条件对临界条件的影响,得到临界应变与Z参数的关系：εc=2.39×10-4Z0.11022。最后,通过θ-ε曲线得到了复合材料完成动态再结晶时的稳态应变,并绘制了动态再结晶图。
2017, 46(7):1821-1826.
摘要:
通过有限元模拟2198铝锂合金斜面筒形件的充液拉深过程,结合实验对其塑性变形规律进行研究。研究结果表明：在板料充液拉深过程中,合适的液池溢流压力是关系到充液拉深能否成功；压边间隙影响零件的减薄率；合适的预胀压力可减小零件厚度减薄率,能够获得壁厚相对均匀,成形质量较好的零件。
通过有限元模拟2198铝锂合金斜面筒形件的充液拉深过程,结合实验对其塑性变形规律进行研究。研究结果表明：在板料充液拉深过程中,合适的液池溢流压力是关系到充液拉深能否成功；压边间隙影响零件的减薄率；合适的预胀压力可减小零件厚度减薄率,能够获得壁厚相对均匀,成形质量较好的零件。
2017, 46(7):1827-1832.
摘要:
由于边侧稀疏波的作用,爆炸焊接界面边界与中心区域形貌结构存在差异。然而学术上对焊接界面形貌差异分析仍处于定性水平,尚未建立定量分析方法。据此,本文尝试对爆炸焊接界面形貌差异开展定量化评价。研究过程中首先建立冲击波作用下金属复板弹粘塑性模型以分析波状界面的形成,并开展2024Al对称爆炸焊接；随后运用三维超景深显微镜获得界面形貌图像,结合冲量理论,定义中心区域与边侧区域分界线；最后基于分形理论计算图像轮廓分维与多重分维谱。由分维与多重分形谱数据可定量表征界面的起伏程度与表面最大、最小概率分布,从而实现焊接界面形貌差异定量描述。
由于边侧稀疏波的作用,爆炸焊接界面边界与中心区域形貌结构存在差异。然而学术上对焊接界面形貌差异分析仍处于定性水平,尚未建立定量分析方法。据此,本文尝试对爆炸焊接界面形貌差异开展定量化评价。研究过程中首先建立冲击波作用下金属复板弹粘塑性模型以分析波状界面的形成,并开展2024Al对称爆炸焊接；随后运用三维超景深显微镜获得界面形貌图像,结合冲量理论,定义中心区域与边侧区域分界线；最后基于分形理论计算图像轮廓分维与多重分维谱。由分维与多重分形谱数据可定量表征界面的起伏程度与表面最大、最小概率分布,从而实现焊接界面形貌差异定量描述。
2017, 46(7):1833-1838.
摘要:
采用电沉积法制备了离子液体[Emim]BF4改性PbO2电极. 通过电化学氧化降解苯酚实验对电极催化性能进行了考察, 发现苯酚模拟废水的COD去除率符合一级反应动力学, [Emim]BF4改性PbO2电极的速率常数为0.00739 min-1, 明显高于未改性PbO2电极的速率常数0.00383 min-1. 通过扫描电镜(SEM)、X射线衍射(XRD)、X射线光电子能谱(XPS)对电极表面结构进行表征. 结果显示, 在加有离子液体[Emim]BF4的电积溶液中沉积得到的钛基PbO2涂层表面致密规整、结晶度高、晶格氧含量高. 通过莫特-肖特基(Mott-Schottky)曲线、稳态极化和线性扫描伏安法(LSV)考察了电极的电化学性质. 稳态极化实验表明改性电极的析氧过电位相比未改性电极有明显提高, 对莫特-肖特基曲线的分析表明, 改性电极表面氧空位含量相比未改性电极有很大降低. 通过与未改性电极结构和电化学性质的对比研究, 得出改性电极催化活性的提高主要是由于其氧空位含量较低, 从而降低了氧化物电极表面发生羟基自由基(?OH)向晶格氧(Olat)转移的发生率.
采用电沉积法制备了离子液体[Emim]BF4改性PbO2电极. 通过电化学氧化降解苯酚实验对电极催化性能进行了考察, 发现苯酚模拟废水的COD去除率符合一级反应动力学, [Emim]BF4改性PbO2电极的速率常数为0.00739 min-1, 明显高于未改性PbO2电极的速率常数0.00383 min-1. 通过扫描电镜(SEM)、X射线衍射(XRD)、X射线光电子能谱(XPS)对电极表面结构进行表征. 结果显示, 在加有离子液体[Emim]BF4的电积溶液中沉积得到的钛基PbO2涂层表面致密规整、结晶度高、晶格氧含量高. 通过莫特-肖特基(Mott-Schottky)曲线、稳态极化和线性扫描伏安法(LSV)考察了电极的电化学性质. 稳态极化实验表明改性电极的析氧过电位相比未改性电极有明显提高, 对莫特-肖特基曲线的分析表明, 改性电极表面氧空位含量相比未改性电极有很大降低. 通过与未改性电极结构和电化学性质的对比研究, 得出改性电极催化活性的提高主要是由于其氧空位含量较低, 从而降低了氧化物电极表面发生羟基自由基(?OH)向晶格氧(Olat)转移的发生率.
2017, 46(7):1839-1842.
摘要:
采用MPX-2000销盘式摩擦磨损试验机对TC4合金/GCr15钢进行滑动磨损实验,在摩擦界面人工添加纳米氧化物颗粒研究了氧化物种类和颗粒尺寸对TC4合金磨损行为的影响；采用XRD、SEM、EDS等方法表征了TC4合金的磨损特征并探讨了磨损机制。结果表明：氧化物颗粒的种类和尺寸对于TC4合金的磨损行为具有显著影响：TiO2颗粒急剧促进TC4合金磨损,而Fe2O3显著降低磨损；Fe2O3粒径越小,TC4合金的磨损失重越小且几乎不随载荷变化而波动。摩擦界面添加TiO2时,磨损机制与未添加氧化物颗粒的相似,以磨粒磨损和粘着磨损等严重磨损机制为主；当添加Fe2O3时,磨损机制由严重向轻微磨损转变。
采用MPX-2000销盘式摩擦磨损试验机对TC4合金/GCr15钢进行滑动磨损实验,在摩擦界面人工添加纳米氧化物颗粒研究了氧化物种类和颗粒尺寸对TC4合金磨损行为的影响；采用XRD、SEM、EDS等方法表征了TC4合金的磨损特征并探讨了磨损机制。结果表明：氧化物颗粒的种类和尺寸对于TC4合金的磨损行为具有显著影响：TiO2颗粒急剧促进TC4合金磨损,而Fe2O3显著降低磨损；Fe2O3粒径越小,TC4合金的磨损失重越小且几乎不随载荷变化而波动。摩擦界面添加TiO2时,磨损机制与未添加氧化物颗粒的相似,以磨粒磨损和粘着磨损等严重磨损机制为主；当添加Fe2O3时,磨损机制由严重向轻微磨损转变。
2017, 46(7):1843-1849.
摘要:
本文研究了冷却速率对双态组织TC4钛合金中次生片层α相宽度的影响,并利用分离式霍普金森压杆,进一步研究了次生片层α相宽度对双态组织TC4钛合金动态压缩性能及其绝热剪切敏感性的影响。结果表明：随着冷却速率的降低,次生片层α相宽度随之增宽；在动态压缩实验条件下,双态组织TC4钛合金的动态抗压强度随着次生片层α相宽度的增宽,呈现出逐渐降低的规律,而塑性应变则随着次生片层α相宽度的增宽,呈现出逐渐增加的规律；在强迫剪切实验条件下,双态组织TC4钛合金的绝热剪切敏感性随着次生片层α相宽度的增宽,呈现出逐渐降低的规律,且各双态组织TC4钛合金均随着撞击杆初速的提高,其绝热剪切敏感性增加。结合转变β区体积分数和次生片层α相宽度对双态组织TC4钛合金动态压缩性能及其绝热剪切敏感性的影响规律,可知：采用980℃/1h/AC+550℃/4h/AC固溶时效处理,所获得的双态组织TC4钛合金,其转变β区体积分数为80.7%,次生片层α相宽度为1.74μm,具有较好的高强度-低绝热剪切敏感性匹配,综合性能最优。
本文研究了冷却速率对双态组织TC4钛合金中次生片层α相宽度的影响,并利用分离式霍普金森压杆,进一步研究了次生片层α相宽度对双态组织TC4钛合金动态压缩性能及其绝热剪切敏感性的影响。结果表明：随着冷却速率的降低,次生片层α相宽度随之增宽；在动态压缩实验条件下,双态组织TC4钛合金的动态抗压强度随着次生片层α相宽度的增宽,呈现出逐渐降低的规律,而塑性应变则随着次生片层α相宽度的增宽,呈现出逐渐增加的规律；在强迫剪切实验条件下,双态组织TC4钛合金的绝热剪切敏感性随着次生片层α相宽度的增宽,呈现出逐渐降低的规律,且各双态组织TC4钛合金均随着撞击杆初速的提高,其绝热剪切敏感性增加。结合转变β区体积分数和次生片层α相宽度对双态组织TC4钛合金动态压缩性能及其绝热剪切敏感性的影响规律,可知：采用980℃/1h/AC+550℃/4h/AC固溶时效处理,所获得的双态组织TC4钛合金,其转变β区体积分数为80.7%,次生片层α相宽度为1.74μm,具有较好的高强度-低绝热剪切敏感性匹配,综合性能最优。
2017, 46(7):1850-1855.
摘要:
利用光学显微镜(OM)、背散射电子衍射(EBSD)技术及透射电子显微镜(TEM)对高纯钛低-中应变动态压缩变形的微观组织特征进行了研究。结果表明：随着应变量(ε)的增加,晶粒内部通过孪晶与孪晶,孪晶与位错以及位错与位错之间的交互作用逐步细化原始晶粒；变形初期,形变孪生以{11-22}孪晶为主,当ε达到0.2后,{10-12}孪晶转变为主要形变孪生类型,孪生改变了原始晶粒的取向,进一步促进晶粒内部的位错滑移。高纯钛动态压缩变形经历了由位错滑移到形变孪生,再到位错滑移主导的过程,但位错滑移和孪生始终共同作用协调动态压缩变形。
利用光学显微镜(OM)、背散射电子衍射(EBSD)技术及透射电子显微镜(TEM)对高纯钛低-中应变动态压缩变形的微观组织特征进行了研究。结果表明：随着应变量(ε)的增加,晶粒内部通过孪晶与孪晶,孪晶与位错以及位错与位错之间的交互作用逐步细化原始晶粒；变形初期,形变孪生以{11-22}孪晶为主,当ε达到0.2后,{10-12}孪晶转变为主要形变孪生类型,孪生改变了原始晶粒的取向,进一步促进晶粒内部的位错滑移。高纯钛动态压缩变形经历了由位错滑移到形变孪生,再到位错滑移主导的过程,但位错滑移和孪生始终共同作用协调动态压缩变形。
2017, 46(7):1856-1861.
摘要:
使用有限元数值模拟和实验方法对DD6合金选晶器定向凝固过程的温度影响、晶粒组织以及晶粒生长进行了研究，结果表明温度场模拟与选晶器定向凝固过程的温度变化基本相符，晶粒组织生长的模拟能够反映晶粒竞争生长实际情况，与实验试样基本相一致。由于取向与温度梯度不一致晶粒的位置被取代，使得引晶段中的晶粒平均半径随着高度增加而增大，晶粒密度不断减少，两者有负指数关系。对比了螺旋段不同高度截面EBSD晶粒取向实验成像与晶粒模拟结果，组织模拟与实验结果较为吻合。通过分析螺旋通道中的晶粒竞争生长关系，位于螺旋通道内侧和上部的晶粒更具有位置优势，容易被选晶器选出。
使用有限元数值模拟和实验方法对DD6合金选晶器定向凝固过程的温度影响、晶粒组织以及晶粒生长进行了研究，结果表明温度场模拟与选晶器定向凝固过程的温度变化基本相符，晶粒组织生长的模拟能够反映晶粒竞争生长实际情况，与实验试样基本相一致。由于取向与温度梯度不一致晶粒的位置被取代，使得引晶段中的晶粒平均半径随着高度增加而增大，晶粒密度不断减少，两者有负指数关系。对比了螺旋段不同高度截面EBSD晶粒取向实验成像与晶粒模拟结果，组织模拟与实验结果较为吻合。通过分析螺旋通道中的晶粒竞争生长关系，位于螺旋通道内侧和上部的晶粒更具有位置优势，容易被选晶器选出。
2017, 46(7):1862-1868.
摘要:
研究了不同含量C对镍基单晶高温合金DD90凝固组织的影响。结果表明：随着C含量的增加，一次枝晶间距逐渐增大，凝固范围逐步扩大。随着C含量的增加，合金中碳化物数量逐渐增加。碳化物形貌从块状变为汉字体状，最后连接成复杂的骨架状。随着C含量的增加，γ/γ′共晶体积分数减少，粗大的初生相γ’减少。C的添加增大了Al的偏析，减弱了Re、Mo、W的偏析。
研究了不同含量C对镍基单晶高温合金DD90凝固组织的影响。结果表明：随着C含量的增加，一次枝晶间距逐渐增大，凝固范围逐步扩大。随着C含量的增加，合金中碳化物数量逐渐增加。碳化物形貌从块状变为汉字体状，最后连接成复杂的骨架状。随着C含量的增加，γ/γ′共晶体积分数减少，粗大的初生相γ’减少。C的添加增大了Al的偏析，减弱了Re、Mo、W的偏析。
2017, 46(7):1869-1874.
摘要:
基于耦合外应力及交变温度场的微观相场动力学模型,以镍基合金为对象,研究了在沉淀过程中结构相的生长取向及合金元素分配。结果表明：交变温度场不能改变合金的生长取向及结构相的析出顺序。交变温度场条件下,合金Al含量较高时,L12相先析出；V含量较高时,DO22相先析出；拉应力作用时,L12及DO22结构相垂直于应力方向生长。[001]方向拉应力下、L12相先析出时,DO22相在[100]取向上的生长受到促进；当在[100]方向拉应力下、DO22相先析出时,L12相在[001]取向上的生长受到促进。随着交变高温温度的降低,L12相体积分数随温度的波动幅度显著降低而DO22相的变化则相对较小。
基于耦合外应力及交变温度场的微观相场动力学模型,以镍基合金为对象,研究了在沉淀过程中结构相的生长取向及合金元素分配。结果表明：交变温度场不能改变合金的生长取向及结构相的析出顺序。交变温度场条件下,合金Al含量较高时,L12相先析出；V含量较高时,DO22相先析出；拉应力作用时,L12及DO22结构相垂直于应力方向生长。[001]方向拉应力下、L12相先析出时,DO22相在[100]取向上的生长受到促进；当在[100]方向拉应力下、DO22相先析出时,L12相在[001]取向上的生长受到促进。随着交变高温温度的降低,L12相体积分数随温度的波动幅度显著降低而DO22相的变化则相对较小。
2017, 46(7):1875-1880.
摘要:
利用SEM,EPMA,XRD和DSC,对Nb-Ni-Ti系低Ni侧1000℃的液相相关相平衡进行了研究。结果表明,1000℃时,在Nb-Ni-Ti系低Ni侧存在着一个可与(Nb,betaTi)连续固溶体和TiNi化合物相平衡的液相区；该液相区源自Ti-Ni二元系,延伸至含Nb量3.7% (原子分数,下同)。而二元化合物TiNi在1000℃时则可以溶解约8.0%Nb。1000℃时,Nb-Ni-Ti系低Ni侧等温截面相图中存在两个三相区Liquid+(Nb,betaTi) TiNi和(Nb,betaTi) TiNi XB,XB是成分约为34.0Nb-44.9Ni-21.1Ti%的六方结构化合物；这两个三相区之间则是宽阔的(Nb,betaTi) TiNi两相区。在该两相区内,连续固溶体(Nb,betaTi)中的Ni含量变化不大、约为3%,Ti含量的变化范围约为6.6~39.9%。而3.7%Nb的溶入未能使二元化合物Ti2Ni相的稳定存在温度提高到1000℃。
利用SEM,EPMA,XRD和DSC,对Nb-Ni-Ti系低Ni侧1000℃的液相相关相平衡进行了研究。结果表明,1000℃时,在Nb-Ni-Ti系低Ni侧存在着一个可与(Nb,betaTi)连续固溶体和TiNi化合物相平衡的液相区；该液相区源自Ti-Ni二元系,延伸至含Nb量3.7% (原子分数,下同)。而二元化合物TiNi在1000℃时则可以溶解约8.0%Nb。1000℃时,Nb-Ni-Ti系低Ni侧等温截面相图中存在两个三相区Liquid+(Nb,betaTi) TiNi和(Nb,betaTi) TiNi XB,XB是成分约为34.0Nb-44.9Ni-21.1Ti%的六方结构化合物；这两个三相区之间则是宽阔的(Nb,betaTi) TiNi两相区。在该两相区内,连续固溶体(Nb,betaTi)中的Ni含量变化不大、约为3%,Ti含量的变化范围约为6.6~39.9%。而3.7%Nb的溶入未能使二元化合物Ti2Ni相的稳定存在温度提高到1000℃。
2017, 46(7):1881-1886.
摘要:
为了降低WC-Co涂层的摩擦系数,采用湿法球磨工艺实现了氧化石墨烯和WC-Co喷涂粉末的均匀混合,基于爆炸喷涂技术制备了氧化石墨烯改性WC-Co涂层。借助XRD、SEM、EDS等手段分析了涂层的氧化石墨烯存在、组织结构形貌、化学成分组成。采用显微硬度计、万能拉伸机及UMT-2摩擦磨损试验机等仪器研究了涂层的力学及摩擦磨损性能。结果表明：氧化石墨烯改性后涂层内均匀分布有片层状氧化石墨烯,涂层组织致密、均匀,结合强度约82MPa,显微硬度为1024HV0.3,氧化石墨烯改性后涂层相比WC-Co涂层摩擦系数降低了30%,氧化石墨烯的添加提高了WC-Co涂层的抗磨、减磨性能。
为了降低WC-Co涂层的摩擦系数,采用湿法球磨工艺实现了氧化石墨烯和WC-Co喷涂粉末的均匀混合,基于爆炸喷涂技术制备了氧化石墨烯改性WC-Co涂层。借助XRD、SEM、EDS等手段分析了涂层的氧化石墨烯存在、组织结构形貌、化学成分组成。采用显微硬度计、万能拉伸机及UMT-2摩擦磨损试验机等仪器研究了涂层的力学及摩擦磨损性能。结果表明：氧化石墨烯改性后涂层内均匀分布有片层状氧化石墨烯,涂层组织致密、均匀,结合强度约82MPa,显微硬度为1024HV0.3,氧化石墨烯改性后涂层相比WC-Co涂层摩擦系数降低了30%,氧化石墨烯的添加提高了WC-Co涂层的抗磨、减磨性能。
2017, 46(7):1887-1892.
摘要:
为了改善AZ31镁合金钎焊接头的组织状态和润湿性能，用银基合金AgCuZn做中间层，在不使用钎剂的条件下，采用接触反应钎焊的方法对AZ31镁合金进行连接。结果表明：在500℃保温时间为15min的条件下，中间层完全溶解，搭接处形成了一个完整的无缺陷的钎焊接头。金相分析结果显示：钎缝表现为多元共晶组织形态，粒状和短棒状的第二相均匀的分布在连续的基体上，钎缝中心区有少量浮云状初晶。XRD及EDS分析表明：钎缝中的第二相是富含Ag、Cu、Zn的α-Mg固溶体，基体相主要是化合物AgMg3和少量CuMgZn。搭接接头的平均抗剪切强度是108.9MPa，拉伸剪切断口能清晰看到冰糖状颗粒和解理台阶，表现出沿晶断裂和穿晶断裂的混合断裂特征。中间层的加入影响了接头的组织形态和力学性能。
为了改善AZ31镁合金钎焊接头的组织状态和润湿性能，用银基合金AgCuZn做中间层，在不使用钎剂的条件下，采用接触反应钎焊的方法对AZ31镁合金进行连接。结果表明：在500℃保温时间为15min的条件下，中间层完全溶解，搭接处形成了一个完整的无缺陷的钎焊接头。金相分析结果显示：钎缝表现为多元共晶组织形态，粒状和短棒状的第二相均匀的分布在连续的基体上，钎缝中心区有少量浮云状初晶。XRD及EDS分析表明：钎缝中的第二相是富含Ag、Cu、Zn的α-Mg固溶体，基体相主要是化合物AgMg3和少量CuMgZn。搭接接头的平均抗剪切强度是108.9MPa，拉伸剪切断口能清晰看到冰糖状颗粒和解理台阶，表现出沿晶断裂和穿晶断裂的混合断裂特征。中间层的加入影响了接头的组织形态和力学性能。
2017, 46(7):1893-1899.
摘要:
镧铈(La、Ce)混合稀土的添加明显改变了AZ91镁合金微观组织和元素分布。La元素与Ce元素在AZ91镁合金中以不同的形式存在,一部分固溶在镁合金基体中,一部分参与生成了针状的Al4(La,Ce)相和粒状的Al10Ce2Mn7相。稀土添加明显降低了AZ91镁合金中β相的体积分数,并使Al元素分布由晶界向晶内迁移。对不同添加量的稀土镁合金在模拟融雪剂溶液中的干湿交替循环腐蚀行为的研究结果表明,La、Ce混合稀土的添加,可以增加镁合金表面膜的致密度。虽然混合稀土降低了镁合金的自腐蚀电位,但腐蚀电流密度相比较于AZ91有所降低。扫描电化学显微镜测试结果则表明稀土添加可以降低镁合金表面的电化学活性。
镧铈(La、Ce)混合稀土的添加明显改变了AZ91镁合金微观组织和元素分布。La元素与Ce元素在AZ91镁合金中以不同的形式存在,一部分固溶在镁合金基体中,一部分参与生成了针状的Al4(La,Ce)相和粒状的Al10Ce2Mn7相。稀土添加明显降低了AZ91镁合金中β相的体积分数,并使Al元素分布由晶界向晶内迁移。对不同添加量的稀土镁合金在模拟融雪剂溶液中的干湿交替循环腐蚀行为的研究结果表明,La、Ce混合稀土的添加,可以增加镁合金表面膜的致密度。虽然混合稀土降低了镁合金的自腐蚀电位,但腐蚀电流密度相比较于AZ91有所降低。扫描电化学显微镜测试结果则表明稀土添加可以降低镁合金表面的电化学活性。
2017, 46(7):1900-1904.
摘要:
本文研究了添加微量Ga2O3的CsF-RbF-AlF3钎剂和Zn-Al钎料在6063铝合金和Q235低碳钢上的润湿、铺展性能的反应规律。试验结果表明，添加极微量的Ga2O3即能够显著促进Zn-Al钎料在6063铝合金和Q235低碳钢上的润湿、铺展，其最佳添加量应控制在0.001~0.003wt.%范围。对钎剂残渣的XRD分析结果和化学反应热力学计算表明，微量Ga2O3的添加，一方面能够促进CsF-RbF-AlF3钎剂溶解、反应去除6063铝合金和Q235低碳钢表面的氧化膜；另一方面，在钎焊过程中，由于Ga2O3被还原成金属Ga，Ga元素具有“集肤效应”，富集于钎料和母材的界面，大大降低了钎料与母材间的界面张力，从而促进了钎料在母材上的润湿、铺展。
本文研究了添加微量Ga2O3的CsF-RbF-AlF3钎剂和Zn-Al钎料在6063铝合金和Q235低碳钢上的润湿、铺展性能的反应规律。试验结果表明，添加极微量的Ga2O3即能够显著促进Zn-Al钎料在6063铝合金和Q235低碳钢上的润湿、铺展，其最佳添加量应控制在0.001~0.003wt.%范围。对钎剂残渣的XRD分析结果和化学反应热力学计算表明，微量Ga2O3的添加，一方面能够促进CsF-RbF-AlF3钎剂溶解、反应去除6063铝合金和Q235低碳钢表面的氧化膜；另一方面，在钎焊过程中，由于Ga2O3被还原成金属Ga，Ga元素具有“集肤效应”，富集于钎料和母材的界面，大大降低了钎料与母材间的界面张力，从而促进了钎料在母材上的润湿、铺展。
2017, 46(7):1905-1911.
摘要:
采用光纤激光焊接高强钢DP980，并对温度场分布进行有限元计算。结果表明焊缝中心热循环温度高达3204 ℃，迅速冷却后形成马氏体组织，硬度较母材提高30%，抗拉强度达到了1115.7 MPa，延伸率相对母材下降49.1%。回火区应力应变曲线存在明显的屈服平台，抗拉强度（850.7 MPa）明显低于母材（986.9 MPa）。焊接接头抗拉强度为母材的87.1%，延伸率为母材的32.7%。焊接接头拉伸试样和杯突试样均断于回火区。焊接接头的杯突值较母材下降32.58%，母材主应变值高于焊接接头。
采用光纤激光焊接高强钢DP980，并对温度场分布进行有限元计算。结果表明焊缝中心热循环温度高达3204 ℃，迅速冷却后形成马氏体组织，硬度较母材提高30%，抗拉强度达到了1115.7 MPa，延伸率相对母材下降49.1%。回火区应力应变曲线存在明显的屈服平台，抗拉强度（850.7 MPa）明显低于母材（986.9 MPa）。焊接接头抗拉强度为母材的87.1%，延伸率为母材的32.7%。焊接接头拉伸试样和杯突试样均断于回火区。焊接接头的杯突值较母材下降32.58%，母材主应变值高于焊接接头。
2017, 46(7):1912-1919.
摘要:
采用差示扫描量热仪分别对未添加稀土和添加稀土的30Mn钢进行连续加热实验,利用Kissinger和JMA方程计算了材料的相变激活能和动力学因子。结果表明,稀土添加使30Mn钢奥氏体化的起始温度Ac1和结束温度Ac3提高,相变激活能增加了186 kJ/mol,相变动力学因子n值减小。未添加稀土和添加稀土的30Mn钢的奥氏体化过程均可分为两个阶段,并且不同阶段具有不同的晶粒长大机制。
采用差示扫描量热仪分别对未添加稀土和添加稀土的30Mn钢进行连续加热实验,利用Kissinger和JMA方程计算了材料的相变激活能和动力学因子。结果表明,稀土添加使30Mn钢奥氏体化的起始温度Ac1和结束温度Ac3提高,相变激活能增加了186 kJ/mol,相变动力学因子n值减小。未添加稀土和添加稀土的30Mn钢的奥氏体化过程均可分为两个阶段,并且不同阶段具有不同的晶粒长大机制。
2017, 46(7):1920-1923.
摘要:
使用电子束焊对DD407单晶高温合金进行焊接，采用光学显微镜和扫描电镜观察分析了熔凝区裂纹形态及分布特征，采用EDS测定了试样枝晶干与枝晶间区域的化学成分，计算了元素的偏析比并分析了裂纹形成原因。结果表明：在电子束热作用下，DD407单晶熔凝区中主要产生纵向裂纹、横向裂纹、弧坑裂纹、晶间裂纹，当其它工艺参数不变时，熔凝区凝固裂纹含量随着电子束流的增大而先增大后减小；DD407单晶在焊接凝固过程中，杂晶区合金元素偏析严重，导致低熔点共晶组织聚集并形成低熔点液态薄膜，在凝固收缩拉应力作用下，使得杂晶区常形成凝固裂纹。
使用电子束焊对DD407单晶高温合金进行焊接，采用光学显微镜和扫描电镜观察分析了熔凝区裂纹形态及分布特征，采用EDS测定了试样枝晶干与枝晶间区域的化学成分，计算了元素的偏析比并分析了裂纹形成原因。结果表明：在电子束热作用下，DD407单晶熔凝区中主要产生纵向裂纹、横向裂纹、弧坑裂纹、晶间裂纹，当其它工艺参数不变时，熔凝区凝固裂纹含量随着电子束流的增大而先增大后减小；DD407单晶在焊接凝固过程中，杂晶区合金元素偏析严重，导致低熔点共晶组织聚集并形成低熔点液态薄膜，在凝固收缩拉应力作用下，使得杂晶区常形成凝固裂纹。
2017, 46(7):1924-1928.
摘要:
将激光金属直接成形技术应用于个性化钛合金假体的制造,能根据假体的三维模型直接制造出相应的零件,具有制造过程周期短和加工出的个性化假体力学性能好的优点。通过研究激光金属直接成形的曲率效应和倾斜角度对几何精度的影响,为激光金属直接成形的工艺模型设计准则提供参考,使假体成形件有较高的精度。制造出的个性化假体的力学性能和化学成分经过检测,均符合假体的相关国家和医药行业标准,有两例个性化钛合金假体已经成功应用于临床并取得良好的效果。
将激光金属直接成形技术应用于个性化钛合金假体的制造,能根据假体的三维模型直接制造出相应的零件,具有制造过程周期短和加工出的个性化假体力学性能好的优点。通过研究激光金属直接成形的曲率效应和倾斜角度对几何精度的影响,为激光金属直接成形的工艺模型设计准则提供参考,使假体成形件有较高的精度。制造出的个性化假体的力学性能和化学成分经过检测,均符合假体的相关国家和医药行业标准,有两例个性化钛合金假体已经成功应用于临床并取得良好的效果。
2017, 46(7):1929-1934.
摘要:
室温下,超细晶工业纯钛光滑试样在加载频率f=25 Hz、应力比R=-1的条件下进行高周应力疲劳测试,拟合超细晶工业纯钛应力幅σa与疲劳断裂循环周次Nf之间的关系曲线,并对疲劳断口形貌进行观察分析。结果表明：200 ℃退火60 min超细晶工业纯钛的疲劳极限值σ-1为376.5 MP,比未退火超细晶工业纯钛的疲劳极限值提高56.5 MPa。疲劳裂纹源萌生于超细晶工业纯钛的表面, 200 ℃退火60 min超细晶工业纯钛的疲劳辉纹间距较小,疲劳裂纹不易扩展,室温疲劳性能优良。
室温下,超细晶工业纯钛光滑试样在加载频率f=25 Hz、应力比R=-1的条件下进行高周应力疲劳测试,拟合超细晶工业纯钛应力幅σa与疲劳断裂循环周次Nf之间的关系曲线,并对疲劳断口形貌进行观察分析。结果表明：200 ℃退火60 min超细晶工业纯钛的疲劳极限值σ-1为376.5 MP,比未退火超细晶工业纯钛的疲劳极限值提高56.5 MPa。疲劳裂纹源萌生于超细晶工业纯钛的表面, 200 ℃退火60 min超细晶工业纯钛的疲劳辉纹间距较小,疲劳裂纹不易扩展,室温疲劳性能优良。
2017, 46(7):1935-1942.
摘要:
以TA15钛合金球形粉末为原料,采用激光沉积制造技术制备TA15钛合金厚壁件。通过光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)等方法研究了α+β两相区退火处理对TA15钛合金室温拉伸性能和显微组织的影响,并对网篮组织在拉伸过程中的变形机制进行讨论。结果表明：经α+β两相区不同温度退火后,显微组织为网篮组织或近网篮组织,退火温度对α相的形貌尺寸具有明显影响；退火后力学性能仍表现出方向上的各向异性：沉积方向上强度较低,塑性较好,而垂直沉积方向上强度高,塑性较差；粗大的层间区组织滑移变形具有“开路”作用,而柱状晶晶界对α相的滑移产生一种“固定”作用；显微硬度值随退火温度升高变化不大,显微硬度值受α相含量影响；网篮组织中的α片层组织在应力的作用下由原来近似正交方向逐渐向近似平行于应力方向变形,α片层组织的交错排列导致滑移变形时互相产生阻力；α+β两相区退火处理后的两种方向上断口形貌相似,断裂方式相同,均为韧性断裂。
以TA15钛合金球形粉末为原料,采用激光沉积制造技术制备TA15钛合金厚壁件。通过光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)等方法研究了α+β两相区退火处理对TA15钛合金室温拉伸性能和显微组织的影响,并对网篮组织在拉伸过程中的变形机制进行讨论。结果表明：经α+β两相区不同温度退火后,显微组织为网篮组织或近网篮组织,退火温度对α相的形貌尺寸具有明显影响；退火后力学性能仍表现出方向上的各向异性：沉积方向上强度较低,塑性较好,而垂直沉积方向上强度高,塑性较差；粗大的层间区组织滑移变形具有“开路”作用,而柱状晶晶界对α相的滑移产生一种“固定”作用；显微硬度值随退火温度升高变化不大,显微硬度值受α相含量影响；网篮组织中的α片层组织在应力的作用下由原来近似正交方向逐渐向近似平行于应力方向变形,α片层组织的交错排列导致滑移变形时互相产生阻力；α+β两相区退火处理后的两种方向上断口形貌相似,断裂方式相同,均为韧性断裂。
2017, 46(7):1943-1948.
摘要:
采用激光沉积修复技术对铣切沟槽损伤的TA15钛合金锻件进行修复,研究了修复件的疲劳裂纹萌生和扩展特性。采用光学显微镜和扫描电子显微镜分析了试样疲劳断口以及纵截面。结果表明,修复后试样均断裂于修复区,其疲劳行为具有很强的组织敏感性,疲劳源区有与α片层集束尺寸和形貌相同的解理断裂面和撕裂特征。稳定扩展区的裂纹沿着α片层边界扩展,有的垂直于α片层,有的平行于α片层；固溶时效热处理后,组织敏感尺寸达到了单个片层尺寸的细小组织个体,表现为沿不同滑移方向分离的单个α/β片层撕裂和α′片层清晰排列的痕迹。细小、取向更多的片层集束使裂纹更容易偏转,增加了裂纹扩展路径的长度,从而消耗更多的裂纹扩展能量。
采用激光沉积修复技术对铣切沟槽损伤的TA15钛合金锻件进行修复,研究了修复件的疲劳裂纹萌生和扩展特性。采用光学显微镜和扫描电子显微镜分析了试样疲劳断口以及纵截面。结果表明,修复后试样均断裂于修复区,其疲劳行为具有很强的组织敏感性,疲劳源区有与α片层集束尺寸和形貌相同的解理断裂面和撕裂特征。稳定扩展区的裂纹沿着α片层边界扩展,有的垂直于α片层,有的平行于α片层；固溶时效热处理后,组织敏感尺寸达到了单个片层尺寸的细小组织个体,表现为沿不同滑移方向分离的单个α/β片层撕裂和α′片层清晰排列的痕迹。细小、取向更多的片层集束使裂纹更容易偏转,增加了裂纹扩展路径的长度,从而消耗更多的裂纹扩展能量。
2017, 46(7):1949-1953.
摘要:
以Ti、Si单质元素混合粉末为原料,采用激光合金化技术在钛合金表面成功制备出了Ti-Si合金涂层。分析了涂层的组织形貌、成分和物相组成,测试了涂层的显微硬度及与YG6在干摩擦磨损条件下的摩擦磨损性能。结果表明：在合适的激光合金化参数下制备的Ti-Si涂层整体均匀致密,无裂纹且与TC4基体呈良好的冶金结合；涂层组织主要由针状的α-Ti基体和网状分布的Ti5Si3/β-Ti共晶体(室温下为Ti5Si3/α-Ti)组成；自下而上涂层组织细化,硬度在HV 660 ~ 730之间,与TC4钛合金相比,平均摩擦系数降低(0.39VS0.45),耐磨性提高2.4倍。
以Ti、Si单质元素混合粉末为原料,采用激光合金化技术在钛合金表面成功制备出了Ti-Si合金涂层。分析了涂层的组织形貌、成分和物相组成,测试了涂层的显微硬度及与YG6在干摩擦磨损条件下的摩擦磨损性能。结果表明：在合适的激光合金化参数下制备的Ti-Si涂层整体均匀致密,无裂纹且与TC4基体呈良好的冶金结合；涂层组织主要由针状的α-Ti基体和网状分布的Ti5Si3/β-Ti共晶体(室温下为Ti5Si3/α-Ti)组成；自下而上涂层组织细化,硬度在HV 660 ~ 730之间,与TC4钛合金相比,平均摩擦系数降低(0.39VS0.45),耐磨性提高2.4倍。
2017, 46(7):1954-1960.
摘要:
采用表面机械滚压对退火态Zr-4合金进行表面纳米化处理并对其微观组织和力学性能开展了系统研究。滚压处理在Zr-4合金表面形成纳米/超细晶及变形层的厚度与滚压道次、每道次滚压深度有关；对Zr-4合金优化后的滚压参数为每道次滚压深度40μm、滚压8道次，获得表面到心部的纳米晶、超细晶、变形组织和心部原始粗晶连续梯度变化的组织形貌，其纳米/超细晶层的厚度约为100μm，变形层的厚度约为300μm。Zr-4合金经滚压处理后，表层显微硬度显著提高；屈服强度和抗拉强度分别为352MPa和600MPa，各提高了7%和9%，延伸率略有降低。用混合法则计算了Zr-4合金具表面滚压处理后的屈服强度，与实验值吻合。
采用表面机械滚压对退火态Zr-4合金进行表面纳米化处理并对其微观组织和力学性能开展了系统研究。滚压处理在Zr-4合金表面形成纳米/超细晶及变形层的厚度与滚压道次、每道次滚压深度有关；对Zr-4合金优化后的滚压参数为每道次滚压深度40μm、滚压8道次，获得表面到心部的纳米晶、超细晶、变形组织和心部原始粗晶连续梯度变化的组织形貌，其纳米/超细晶层的厚度约为100μm，变形层的厚度约为300μm。Zr-4合金经滚压处理后，表层显微硬度显著提高；屈服强度和抗拉强度分别为352MPa和600MPa，各提高了7%和9%，延伸率略有降低。用混合法则计算了Zr-4合金具表面滚压处理后的屈服强度，与实验值吻合。
2017, 46(7):1961-1965.
摘要:
将Al粉、Sn粉、SiO2粉、苯丙乳液、聚乙烯醇、羧甲基纤维素等原料,按照一定配比制备铝基高温抗氧化涂层,探讨不同热处理温度和热处理时间对涂层高温抗氧化性的影响。分别选用金相显微镜、场发射扫描电镜、能谱分析仪和X射线衍射仪等研究裸露面和喷涂面的金相组织、涂层的微观形貌、元素扩散和相组成。结果表明,铝基高温抗氧化涂层能够阻止钛坯热加工过程中表面氧化皮的产生,扩散层夹层形成了具有良好防护作用的Al2O3-TiAl和TiAl3-Ti相,且涂层在1050 ℃,8 h防护效果较好。
将Al粉、Sn粉、SiO2粉、苯丙乳液、聚乙烯醇、羧甲基纤维素等原料,按照一定配比制备铝基高温抗氧化涂层,探讨不同热处理温度和热处理时间对涂层高温抗氧化性的影响。分别选用金相显微镜、场发射扫描电镜、能谱分析仪和X射线衍射仪等研究裸露面和喷涂面的金相组织、涂层的微观形貌、元素扩散和相组成。结果表明,铝基高温抗氧化涂层能够阻止钛坯热加工过程中表面氧化皮的产生,扩散层夹层形成了具有良好防护作用的Al2O3-TiAl和TiAl3-Ti相,且涂层在1050 ℃,8 h防护效果较好。
2017, 46(7):1966-1971.
摘要:
为提高Nb-1Zr合金基体在600℃大气环境下的抗氧化性能,本文采用等离子增强电弧离子镀技术在Nb-1Zr合金表面低于300℃条件下实现不同复合结构的NiCr涂层。利用恒温氧化表征了涂层在600℃、500小时大气环境下的抗氧化性能,揭示了不同复合结构涂层失效以及抗氧化机理。结果表明,单一NiCr涂层中存在的大量“微孔“结构缺陷相互连通构成了氧元素进入基体的扩散通道,界面处基体首先发生氧化,生成以Nb2O5为主的粉末状氧化产物。随着氧化时间的延长,氧化产物逐渐增多,体积逐渐膨胀,造成表面鼓泡直至破裂失效。采用NiCr多层复合结构能够显著降低涂层中形成“贯穿孔“的几率,但并未改变涂层的失效方式。而基体与NiCr层之间引入Cr过渡层,能够在界面处与扩散进入的氧首先反应生成致密的Cr2O3层,阻碍氧向基体的进一步扩散,且随着氧化时间的延长,涂层中的Cr向表面的扩散使得其表面相应形成一层致密的Cr2O3层,双层致密氧化膜的形成确保了基体抗氧化性能的提高。研究结果显示,Cr/NiCr多层复合结构涂层能够使Nb-1Zr合金在600℃大气环境下的抗氧化时间延长至500小时,氧化增重率仅有0.08 g/m2.h。
为提高Nb-1Zr合金基体在600℃大气环境下的抗氧化性能,本文采用等离子增强电弧离子镀技术在Nb-1Zr合金表面低于300℃条件下实现不同复合结构的NiCr涂层。利用恒温氧化表征了涂层在600℃、500小时大气环境下的抗氧化性能,揭示了不同复合结构涂层失效以及抗氧化机理。结果表明,单一NiCr涂层中存在的大量“微孔“结构缺陷相互连通构成了氧元素进入基体的扩散通道,界面处基体首先发生氧化,生成以Nb2O5为主的粉末状氧化产物。随着氧化时间的延长,氧化产物逐渐增多,体积逐渐膨胀,造成表面鼓泡直至破裂失效。采用NiCr多层复合结构能够显著降低涂层中形成“贯穿孔“的几率,但并未改变涂层的失效方式。而基体与NiCr层之间引入Cr过渡层,能够在界面处与扩散进入的氧首先反应生成致密的Cr2O3层,阻碍氧向基体的进一步扩散,且随着氧化时间的延长,涂层中的Cr向表面的扩散使得其表面相应形成一层致密的Cr2O3层,双层致密氧化膜的形成确保了基体抗氧化性能的提高。研究结果显示,Cr/NiCr多层复合结构涂层能够使Nb-1Zr合金在600℃大气环境下的抗氧化时间延长至500小时,氧化增重率仅有0.08 g/m2.h。
2017, 46(7):1972-1976.
摘要:
运用电化学阳极钝化技术对Fe30Mn9Al合金在1mol/L Na2SO4溶液中进行不同时间的表面钝化处理；利用俄歇电子能谱(AES)、X射线光电子能谱(XPS)表面分析技术及Mott-Schottky曲线测试技术研究钝化时间对Fe30Mn9Al合金钝化膜的组成结构与半导体特性的影响。研究结果表明：Fe30Mn9Al合金在1 mol/L Na2SO4溶液中钝化15 min所得钝化膜分为内外两层,外层具有n型半导体特征,由Fe2O3、Al2O3、Mn2O3、FeOOH和AlOOH组成,内层具有p型半导体特征,由MnO组成。随着钝化时间由15 min增至5 h,钝化膜中的MnO溶解,Mn含量降低,Fe、Al填充Mn留下的空位在膜内富集,Fe、Al氧化物转变为Fe、Al氢氧化物,钝化膜由FeOOH、AlOOH和Mn2O3组成,具有n型半导体特征。与钝化15 min所得钝化膜相比,钝化5 h所得钝化膜的施主浓度ND由2.58′1021 cm-3降至1.96′1021 cm-3,平带电位Efb由-283 mV降至-366 mV,钝化膜的保护性能提高。
运用电化学阳极钝化技术对Fe30Mn9Al合金在1mol/L Na2SO4溶液中进行不同时间的表面钝化处理；利用俄歇电子能谱(AES)、X射线光电子能谱(XPS)表面分析技术及Mott-Schottky曲线测试技术研究钝化时间对Fe30Mn9Al合金钝化膜的组成结构与半导体特性的影响。研究结果表明：Fe30Mn9Al合金在1 mol/L Na2SO4溶液中钝化15 min所得钝化膜分为内外两层,外层具有n型半导体特征,由Fe2O3、Al2O3、Mn2O3、FeOOH和AlOOH组成,内层具有p型半导体特征,由MnO组成。随着钝化时间由15 min增至5 h,钝化膜中的MnO溶解,Mn含量降低,Fe、Al填充Mn留下的空位在膜内富集,Fe、Al氧化物转变为Fe、Al氢氧化物,钝化膜由FeOOH、AlOOH和Mn2O3组成,具有n型半导体特征。与钝化15 min所得钝化膜相比,钝化5 h所得钝化膜的施主浓度ND由2.58′1021 cm-3降至1.96′1021 cm-3,平带电位Efb由-283 mV降至-366 mV,钝化膜的保护性能提高。
2017, 46(7):1977-1982.
摘要:
采用高功率、高速激光焊的方法,实现了3mm厚6061-T6/AZ31B异种金属对接接头的焊接。利用体视显微镜、扫描电镜及能谱仪对接头的宏观形貌、显微组织及成分、断口特征进行分析,并测试了接头的显微硬度和抗拉强度。结果表明,焊缝内部近镁侧焊缝区及镁侧熔合区存在大量Al12Mg17相,其余区域为α(Al)和Al2Mg3两相混合组织。金属间化合物的存在导致焊缝内部显微硬度明显高于两侧母材,接头的抗拉强度可达34 MPa,拉伸断裂位置在近镁侧焊缝区,为典型的脆性断裂。
采用高功率、高速激光焊的方法,实现了3mm厚6061-T6/AZ31B异种金属对接接头的焊接。利用体视显微镜、扫描电镜及能谱仪对接头的宏观形貌、显微组织及成分、断口特征进行分析,并测试了接头的显微硬度和抗拉强度。结果表明,焊缝内部近镁侧焊缝区及镁侧熔合区存在大量Al12Mg17相,其余区域为α(Al)和Al2Mg3两相混合组织。金属间化合物的存在导致焊缝内部显微硬度明显高于两侧母材,接头的抗拉强度可达34 MPa,拉伸断裂位置在近镁侧焊缝区,为典型的脆性断裂。
2017, 46(7):1983-1988.
摘要:
通过循环扩挤(CEEOP)变形方法对100mm×50mm×170mm的 AZ80镁合金块状材料进行挤压加工,借助计算机模拟仿真、组织观察、拉伸试验、硬度测试等手段研究了1～4道次CEEOP变形对AZ80镁合金等效应变、显微组织和力学性能的影响。结果表明：随着CEEOP挤压道次的增加,晶粒的尺寸越来越小且分布均匀,1道次后晶粒尺寸可以从200μm左右细化到6μm,4道次后晶粒尺寸细化到1.5μm左右,整体分布均匀呈等轴晶晶粒,晶粒细化的机制是晶粒的机械破碎和动态再结晶,2道次以后晶粒细化效果不太明显。力学性能较均匀化退火态有了大幅度的提升,1道次硬度从均匀化退火态的61.5HB提升到了83.07HB,4道次达到86.27HB,抗拉强度与屈服强度分别从均匀化退火态的230.9MPa和115MPa提升到了262.7MPa和155MPa,四道次可以达到294MPa和170MPa,通过对比ECAP变形试样的组织与力学性能数据,在相同的变形温度与累积应变下,CEEOP变形方法比ECAP变形能够更好地细化晶粒和提高材料的抗拉强度和屈服强度。
通过循环扩挤(CEEOP)变形方法对100mm×50mm×170mm的 AZ80镁合金块状材料进行挤压加工,借助计算机模拟仿真、组织观察、拉伸试验、硬度测试等手段研究了1～4道次CEEOP变形对AZ80镁合金等效应变、显微组织和力学性能的影响。结果表明：随着CEEOP挤压道次的增加,晶粒的尺寸越来越小且分布均匀,1道次后晶粒尺寸可以从200μm左右细化到6μm,4道次后晶粒尺寸细化到1.5μm左右,整体分布均匀呈等轴晶晶粒,晶粒细化的机制是晶粒的机械破碎和动态再结晶,2道次以后晶粒细化效果不太明显。力学性能较均匀化退火态有了大幅度的提升,1道次硬度从均匀化退火态的61.5HB提升到了83.07HB,4道次达到86.27HB,抗拉强度与屈服强度分别从均匀化退火态的230.9MPa和115MPa提升到了262.7MPa和155MPa,四道次可以达到294MPa和170MPa,通过对比ECAP变形试样的组织与力学性能数据,在相同的变形温度与累积应变下,CEEOP变形方法比ECAP变形能够更好地细化晶粒和提高材料的抗拉强度和屈服强度。
2017, 46(7):1989-1993.
摘要:
摘 要: 设计一种新型Al-Cu-Li-Mg-Ag合金，探索热处理制度对新合金拉伸性能及裂纹扩展性能的影响，利用光学显微镜、透射电镜和扫描电镜等手段研究合金微观组织及断口形貌。研究结果表明：该新型铝锂合金经过540℃固溶1小时，（12?AaRT（5d） 145℃（20h））双级时效热处理后获得良好的综合性能：抗拉强度σb =443Mpa，屈服强度σ0.2 =397Mpa，延伸率δ=16.5%，裂纹扩展速率da/dn≈1.34*10-3mm/cycle（△K=30 Mpa*m1/2）。双级时效态下析出大量细小均匀的T1相，在保证合金强度的同时，提高合金的抗疲劳裂纹扩展性能。T8态下析出相对粗大的T1相，θ′相和极少量的S′相，合金强度达到项目要求，抗疲劳裂纹扩展性能较差。T3态下析出相数量少，合金强度不满足项目指标。
摘 要: 设计一种新型Al-Cu-Li-Mg-Ag合金，探索热处理制度对新合金拉伸性能及裂纹扩展性能的影响，利用光学显微镜、透射电镜和扫描电镜等手段研究合金微观组织及断口形貌。研究结果表明：该新型铝锂合金经过540℃固溶1小时，（12?AaRT（5d） 145℃（20h））双级时效热处理后获得良好的综合性能：抗拉强度σb =443Mpa，屈服强度σ0.2 =397Mpa，延伸率δ=16.5%，裂纹扩展速率da/dn≈1.34*10-3mm/cycle（△K=30 Mpa*m1/2）。双级时效态下析出大量细小均匀的T1相，在保证合金强度的同时，提高合金的抗疲劳裂纹扩展性能。T8态下析出相对粗大的T1相，θ′相和极少量的S′相，合金强度达到项目要求，抗疲劳裂纹扩展性能较差。T3态下析出相数量少，合金强度不满足项目指标。
2017, 46(7):1994-1997.
摘要:
本文采用电化学极化法研究了Zn4Al3Mg-xIn合金钎料的腐蚀行为，采用热重分析（TGA）方法研究了该合金的高温氧化性能。结果表明：Zn4Al3Mg-xIn合金的腐蚀电位小于-1.15V，腐蚀倾向大，且随着In含量增加，合金的腐蚀电位减小，腐蚀倾向增大。SEM结果表明，Zn4Al3Mg-xIn合金表面出现了严重的区域腐蚀和孔蚀。TGA结果表明，Zn4Al3Mg-xIn合金在260℃下，氧化进度缓慢，合金表现出较好的抗高温氧化性能。
本文采用电化学极化法研究了Zn4Al3Mg-xIn合金钎料的腐蚀行为，采用热重分析（TGA）方法研究了该合金的高温氧化性能。结果表明：Zn4Al3Mg-xIn合金的腐蚀电位小于-1.15V，腐蚀倾向大，且随着In含量增加，合金的腐蚀电位减小，腐蚀倾向增大。SEM结果表明，Zn4Al3Mg-xIn合金表面出现了严重的区域腐蚀和孔蚀。TGA结果表明，Zn4Al3Mg-xIn合金在260℃下，氧化进度缓慢，合金表现出较好的抗高温氧化性能。
2017, 46(7):1998-2001.
摘要:
以仲钼酸铵((NH4)6Mo7O24.4H2O)、硝酸铜(Cu(NO3)2.3H2O)、甘氨酸和乙二胺为原料采用甘氨酸硝酸盐法(GNP)法制备前驱体粉末,再经过700℃氢气还原得到Mo-20Cu复合粉末,经压制后在1150℃于不同压力下进行热压烧结,研究不同压力对钼铜合金烧结体性能的影响。结果表明：GNP-H2还原法可以制备出平均晶粒尺寸为70 ~80nm且大小均匀,分散性优异的球形Mo-Cu纳米复合粉末,经加压烧结致密度达到99.7%,各相组织分布均匀,且在一定的范围内压力增大可以使烧结体硬度、电导率和热导率有所增大。
以仲钼酸铵((NH4)6Mo7O24.4H2O)、硝酸铜(Cu(NO3)2.3H2O)、甘氨酸和乙二胺为原料采用甘氨酸硝酸盐法(GNP)法制备前驱体粉末,再经过700℃氢气还原得到Mo-20Cu复合粉末,经压制后在1150℃于不同压力下进行热压烧结,研究不同压力对钼铜合金烧结体性能的影响。结果表明：GNP-H2还原法可以制备出平均晶粒尺寸为70 ~80nm且大小均匀,分散性优异的球形Mo-Cu纳米复合粉末,经加压烧结致密度达到99.7%,各相组织分布均匀,且在一定的范围内压力增大可以使烧结体硬度、电导率和热导率有所增大。
2017, 46(7):2002-2006.
摘要:
本文采用熔体快淬法制备了Ce17Fe78B6合金,研究了不同腔室压力对其磁性能和微观结构的影响。研究结果表明：在熔体快淬过程中,不同的腔室压力对Ce17Fe78B6合金的磁性能和微观结构有着很大的影响。随着腔室压力的增加,快淬条带的矫顽力逐渐增大,但是剩磁和最大磁能积却呈现先升高后下降的趋势。X射线衍射和透射电子显微镜的研究结果表明：当腔室压力为0.05 MPa时,Ce17Fe78B6合金中的硬磁相Ce2Fe14B的体积百分含量最高,而且晶粒细小且分布均匀,因而具有最佳的磁性能。
本文采用熔体快淬法制备了Ce17Fe78B6合金,研究了不同腔室压力对其磁性能和微观结构的影响。研究结果表明：在熔体快淬过程中,不同的腔室压力对Ce17Fe78B6合金的磁性能和微观结构有着很大的影响。随着腔室压力的增加,快淬条带的矫顽力逐渐增大,但是剩磁和最大磁能积却呈现先升高后下降的趋势。X射线衍射和透射电子显微镜的研究结果表明：当腔室压力为0.05 MPa时,Ce17Fe78B6合金中的硬磁相Ce2Fe14B的体积百分含量最高,而且晶粒细小且分布均匀,因而具有最佳的磁性能。
2017, 46(7):2007-2011.
摘要:
本文选择结构和性质各异的添加剂制备金属银粉，在其他实验条件相同的情况下对比分析了不同的添加剂对银粉形貌和粒径的影响机理。研究结果表明，选择无支链或少支链的长链状高分子化合物作为添加剂，更有利于制备出表面光滑、近球形的金属银粉。本文以PVP K.30为添加剂，通过调整和优化实验参数，成功制备出分散性优异、近球形、结晶性好的金属银粉，粒径约为2.5 ~ 3 μm，振实密度4.2 g/cm3，符合太阳能电池电子浆料用金属银粉的指标要求。
本文选择结构和性质各异的添加剂制备金属银粉，在其他实验条件相同的情况下对比分析了不同的添加剂对银粉形貌和粒径的影响机理。研究结果表明，选择无支链或少支链的长链状高分子化合物作为添加剂，更有利于制备出表面光滑、近球形的金属银粉。本文以PVP K.30为添加剂，通过调整和优化实验参数，成功制备出分散性优异、近球形、结晶性好的金属银粉，粒径约为2.5 ~ 3 μm，振实密度4.2 g/cm3，符合太阳能电池电子浆料用金属银粉的指标要求。
2017, 46(7):2012-2016.
摘要:
运用X 射线荧光光谱仪、原子力显微镜及开路电极电势等方法系统研究了三种磷含量（4%，9%及11%）的化学镀Ni-P基体上的置换镀金沉积过程，并分析了镀金温度对该沉积过程的影响。结果表明：置换镀金过程中沉积速率、表面粗糙度和电极电势均发生明显的变化，对应了镀金时Ni-P电极表面状态的变化，与Ni-P合金基体中磷含量和镀金温度高低均有一定的关系。在磷含量不同的Ni-P合金基体上置换镀金时，沉积速率及电极电势随时间变化的规律基本相似。同一温度下镀金时，Ni-P合金基体中磷含量越高，电极电势越高，初始沉积速率越低。温度对置换镀金过程的影响较为复杂。在50-80℃范围内升高温度，镀金层粗糙度变小，电极电势变正；而当温度为90℃时，镀层粗糙度明显变大，电极电势也变负。镀金层的粗糙度大小与金层外观有一定的关系，即外观良好的镀金层，其粗糙度一般较小。
运用X 射线荧光光谱仪、原子力显微镜及开路电极电势等方法系统研究了三种磷含量（4%，9%及11%）的化学镀Ni-P基体上的置换镀金沉积过程，并分析了镀金温度对该沉积过程的影响。结果表明：置换镀金过程中沉积速率、表面粗糙度和电极电势均发生明显的变化，对应了镀金时Ni-P电极表面状态的变化，与Ni-P合金基体中磷含量和镀金温度高低均有一定的关系。在磷含量不同的Ni-P合金基体上置换镀金时，沉积速率及电极电势随时间变化的规律基本相似。同一温度下镀金时，Ni-P合金基体中磷含量越高，电极电势越高，初始沉积速率越低。温度对置换镀金过程的影响较为复杂。在50-80℃范围内升高温度，镀金层粗糙度变小，电极电势变正；而当温度为90℃时，镀层粗糙度明显变大，电极电势也变负。镀金层的粗糙度大小与金层外观有一定的关系，即外观良好的镀金层，其粗糙度一般较小。
2017, 46(7):2017-2021.
摘要:
本研究对2195-T8与2219-T6薄板进行了搅拌摩擦焊接实验。在恒定转速(TRS)的条件下,研究了接头性能与焊接走速(TS)和不同前进侧材料之间的关系。实验结果表明在研究采用的参数范围内提高焊接走速有助于增强接头的力学性能；将2195置于前进侧的接头性能要优于2219作为前进侧,而无论何种材料为前进侧,断裂始终发生在2219一侧的焊核边界；纵向拉伸的结果显示,焊核的力学性能强于2219一侧焊核边界材料。同时本文结合焊缝组织演化,对接头力学性能的演化规律做出了分析。
本研究对2195-T8与2219-T6薄板进行了搅拌摩擦焊接实验。在恒定转速(TRS)的条件下,研究了接头性能与焊接走速(TS)和不同前进侧材料之间的关系。实验结果表明在研究采用的参数范围内提高焊接走速有助于增强接头的力学性能；将2195置于前进侧的接头性能要优于2219作为前进侧,而无论何种材料为前进侧,断裂始终发生在2219一侧的焊核边界；纵向拉伸的结果显示,焊核的力学性能强于2219一侧焊核边界材料。同时本文结合焊缝组织演化,对接头力学性能的演化规律做出了分析。
2017, 46(7):2022-2027.
摘要:
摘 要: 在含有不同浓度纳米Cr2O3微粒的硅酸盐体系电解液中对2024-T4铝合金进行微弧氧化处理，使用SEM观察陶瓷膜的表面形貌和截面形貌，使用EDS能谱仪分析膜层中各主要成分沿截面方向的分布，使用XRD分析陶瓷膜的相结构，使用纳米压痕硬度计测量陶瓷膜的硬度，使用粗糙度仪测量陶瓷膜的表面粗糙度，使用摩擦磨损试验机测量陶瓷膜的摩擦系数，使用激光共聚焦显微镜测量磨痕体积,评估磨损率，使用SEM观察磨痕形貌，结果表明：在电解液中加入纳米Cr2O3微粒后，制备的陶瓷膜中出现了Cr2O3相，电解液中纳米Cr2O3微粒浓度达到2.4g/L时，陶瓷膜的硬度最高，摩擦系数最小，磨损率最低，耐磨性最好。
摘 要: 在含有不同浓度纳米Cr2O3微粒的硅酸盐体系电解液中对2024-T4铝合金进行微弧氧化处理，使用SEM观察陶瓷膜的表面形貌和截面形貌，使用EDS能谱仪分析膜层中各主要成分沿截面方向的分布，使用XRD分析陶瓷膜的相结构，使用纳米压痕硬度计测量陶瓷膜的硬度，使用粗糙度仪测量陶瓷膜的表面粗糙度，使用摩擦磨损试验机测量陶瓷膜的摩擦系数，使用激光共聚焦显微镜测量磨痕体积,评估磨损率，使用SEM观察磨痕形貌，结果表明：在电解液中加入纳米Cr2O3微粒后，制备的陶瓷膜中出现了Cr2O3相，电解液中纳米Cr2O3微粒浓度达到2.4g/L时，陶瓷膜的硬度最高，摩擦系数最小，磨损率最低，耐磨性最好。
2017, 46(7):2028-2034.
摘要:
本文采用FLiNaK氟化盐对3Cr13不锈钢表面分别进行不同时间的热反应沉积(TD),利用X射线衍射仪(XRD),电子探针(EPMA),扫描电镜(SEM),显微维氏硬度计研究了VC涂层的形貌、成份特征、表面硬度及其生长动力学。实验结果发现,3Cr13不锈钢的表面形成了3~5μm厚度的均匀致密的VC涂层,表面呈花瓣状,VC相中含少量的Si和Fe元素。VC涂层的平均硬度高达3222HV其厚度与保温时间满足抛物线关系。VC涂层表面几百nm厚度存在不均匀分布的SiO2,表面呈龟裂状。主要是因为SiO2的热膨胀系数大于VC涂层,使得SiO2在冷却过程中受到拉应力而发生龟裂。本研究首次表明低熔点高活性的氟化盐可以用于TD法制备VC涂层。
本文采用FLiNaK氟化盐对3Cr13不锈钢表面分别进行不同时间的热反应沉积(TD),利用X射线衍射仪(XRD),电子探针(EPMA),扫描电镜(SEM),显微维氏硬度计研究了VC涂层的形貌、成份特征、表面硬度及其生长动力学。实验结果发现,3Cr13不锈钢的表面形成了3~5μm厚度的均匀致密的VC涂层,表面呈花瓣状,VC相中含少量的Si和Fe元素。VC涂层的平均硬度高达3222HV其厚度与保温时间满足抛物线关系。VC涂层表面几百nm厚度存在不均匀分布的SiO2,表面呈龟裂状。主要是因为SiO2的热膨胀系数大于VC涂层,使得SiO2在冷却过程中受到拉应力而发生龟裂。本研究首次表明低熔点高活性的氟化盐可以用于TD法制备VC涂层。
2017, 46(7):2035-2040.
摘要:
锆合金表面涂层是提高核燃料包壳事故容错能力的重要途径之一。本文综述了锆合金表面涂层的研究进展,包括涂层种类、制备工艺、微观组织以及抗水蒸气氧化性能、耐腐蚀性能等,介绍了锆合金表面涂层种类选择的依据,探讨了涂层的制备工艺、微观组织与性能之间的关系,分析了当前研究中存在的若干问题及未来涂层的发展方向,为进一步促进核燃料包壳锆合金表面涂层的研究提供了有价值的参考。
锆合金表面涂层是提高核燃料包壳事故容错能力的重要途径之一。本文综述了锆合金表面涂层的研究进展,包括涂层种类、制备工艺、微观组织以及抗水蒸气氧化性能、耐腐蚀性能等,介绍了锆合金表面涂层种类选择的依据,探讨了涂层的制备工艺、微观组织与性能之间的关系,分析了当前研究中存在的若干问题及未来涂层的发展方向,为进一步促进核燃料包壳锆合金表面涂层的研究提供了有价值的参考。
