2018年第47卷第5期文章目次
2018, 47(5):1325-1332.
摘要:
The influence of structural, elastic properties, thermodynamics and electronic properties Al-Y alloy were investigated by using first-principles. The equilibrium lattice constant, elastic constants, and elastic modulus as calculated here agree with results of previous studies. Calculated results of bulk modulus B, shear modulus G, Young’s modulus E, Poisson’s ratio v and Debye temperature all increase as pressure increase, but the opposite is true for heat capacity cp. In addition, the Debye temperature for the phases reduces gradually as follows: Al2Y > Al3Y> AlY. Additionally, the G/B ratio indicates that AlY and Al3Y are ductile materials, while Al2Y is a brittle material, and that the ductility of AlY and Al3Y can be improved with increased pressure, while the brittleness of Al2Y does not improve with increased pressure. Finally, the paper presents and discusses calculations of density of states and charge populations as they are affected by pressure.
The influence of structural, elastic properties, thermodynamics and electronic properties Al-Y alloy were investigated by using first-principles. The equilibrium lattice constant, elastic constants, and elastic modulus as calculated here agree with results of previous studies. Calculated results of bulk modulus B, shear modulus G, Young’s modulus E, Poisson’s ratio v and Debye temperature all increase as pressure increase, but the opposite is true for heat capacity cp. In addition, the Debye temperature for the phases reduces gradually as follows: Al2Y > Al3Y> AlY. Additionally, the G/B ratio indicates that AlY and Al3Y are ductile materials, while Al2Y is a brittle material, and that the ductility of AlY and Al3Y can be improved with increased pressure, while the brittleness of Al2Y does not improve with increased pressure. Finally, the paper presents and discusses calculations of density of states and charge populations as they are affected by pressure.
2018, 47(5):1333-1340.
摘要:
在840℃,870℃, 900℃和930℃条件下分别对等轴Ti-6AL-4V合金进行总变形量为78%的热轧,随后对热轧Ti-6AL-4V合金的显微组织形貌、织构及动态力学性能进行研究。结果表明,(1)当热轧温度达到900℃以上时,TI-6AL-4V合金中才发生再结晶及相变,显微组织类型由等轴组织变为双态组织,αs+β组织及再结晶等轴α晶粒的含量随热轧温度升高而增加。(2)热轧Ti-6AL-4V合金中的织构随热轧温度变化而改变,但α晶粒的<0001>方向始终平行于轧板的法向。(3)热轧Ti-6AL-4V合金的动态力学性能具有明显的各向异性,且各向异性规律随热轧温度的变化而改变。(4)随着热轧温度的升高,沿法向加载时,合金的动态流变应力不断减小,绝热剪切临界失效应变不断增大；沿轧向加载时,合金的动态流变应力基本保持不变,但临界失效应变明显降低；沿横向加载时,合金的动态力学性能在840℃到900℃的热轧温度范围内基本保持不变,但当热轧温度为930℃时,合金的动态流变应力明显升高,临界失效应变明显降低。
在840℃,870℃, 900℃和930℃条件下分别对等轴Ti-6AL-4V合金进行总变形量为78%的热轧,随后对热轧Ti-6AL-4V合金的显微组织形貌、织构及动态力学性能进行研究。结果表明,(1)当热轧温度达到900℃以上时,TI-6AL-4V合金中才发生再结晶及相变,显微组织类型由等轴组织变为双态组织,αs+β组织及再结晶等轴α晶粒的含量随热轧温度升高而增加。(2)热轧Ti-6AL-4V合金中的织构随热轧温度变化而改变,但α晶粒的<0001>方向始终平行于轧板的法向。(3)热轧Ti-6AL-4V合金的动态力学性能具有明显的各向异性,且各向异性规律随热轧温度的变化而改变。(4)随着热轧温度的升高,沿法向加载时,合金的动态流变应力不断减小,绝热剪切临界失效应变不断增大；沿轧向加载时,合金的动态流变应力基本保持不变,但临界失效应变明显降低；沿横向加载时,合金的动态力学性能在840℃到900℃的热轧温度范围内基本保持不变,但当热轧温度为930℃时,合金的动态流变应力明显升高,临界失效应变明显降低。
2018, 47(5):1341-1346.
摘要:
本论文研究了热挤压加工对Mg-1Gd-1Nd (wt.%)合金显微组织、织构及力学性能的影响。研究结果表明,铸态合金呈现典型的共晶显微组织,包含α-Mg基体及半连续状的共晶化合物。经过固溶热处理后,这些共晶化合物已基本固溶入α-Mg基体中。采用电子背散射衍射(EBSD)技术分析了挤压合金的显微组织与织构。结果表明,挤压合金显示出了完全再结晶的显微组织与弱的基面织构。合金中的晶粒基面同时朝向挤压板材的挤压方向与垂直方向偏移,尤其在挤压方向上晶粒的取向更加分散。这种分散的取向可以有效地激活合金中的基面滑移使得合金在断裂前能够承受更大的塑性变形。另一方面,织构也影响了合金力学性能的各向异性。
本论文研究了热挤压加工对Mg-1Gd-1Nd (wt.%)合金显微组织、织构及力学性能的影响。研究结果表明,铸态合金呈现典型的共晶显微组织,包含α-Mg基体及半连续状的共晶化合物。经过固溶热处理后,这些共晶化合物已基本固溶入α-Mg基体中。采用电子背散射衍射(EBSD)技术分析了挤压合金的显微组织与织构。结果表明,挤压合金显示出了完全再结晶的显微组织与弱的基面织构。合金中的晶粒基面同时朝向挤压板材的挤压方向与垂直方向偏移,尤其在挤压方向上晶粒的取向更加分散。这种分散的取向可以有效地激活合金中的基面滑移使得合金在断裂前能够承受更大的塑性变形。另一方面,织构也影响了合金力学性能的各向异性。
2018, 47(5):1347-1351.
摘要:
本文研究了纯镁在室温高压扭转处理过程中的结构及硬度演变，系统探索了硬度达到稳态后时晶粒尺寸的演变。研究结果表明，在变形的初始阶段硬度随着应变的增加而增大，并达到一个最大值（~53 Hv），随后硬度随着应变的增加将降低到一个稳定值。然而，当硬度值处于稳态时，晶粒尺寸并不是处于稳态的。在高压扭转的过程中，硬度值随应变的演变和晶粒尺寸随硬度值的演变是不一致的。当硬度值处于稳态时，晶粒尺寸的进一步减小是由于动态回复和动态再结晶照成的位错湮灭。而动态回复和动态再结晶的发生来源于高压扭转过程中的温度上升以及纯镁较低的熔点。
本文研究了纯镁在室温高压扭转处理过程中的结构及硬度演变，系统探索了硬度达到稳态后时晶粒尺寸的演变。研究结果表明，在变形的初始阶段硬度随着应变的增加而增大，并达到一个最大值（~53 Hv），随后硬度随着应变的增加将降低到一个稳定值。然而，当硬度值处于稳态时，晶粒尺寸并不是处于稳态的。在高压扭转的过程中，硬度值随应变的演变和晶粒尺寸随硬度值的演变是不一致的。当硬度值处于稳态时，晶粒尺寸的进一步减小是由于动态回复和动态再结晶照成的位错湮灭。而动态回复和动态再结晶的发生来源于高压扭转过程中的温度上升以及纯镁较低的熔点。
2018, 47(5):1352-1358.
摘要:
以超支化聚酯为模板，用抗坏血酸为还原剂合成了不同摩尔比的Cu-Ag 粒子。用第一代超支化聚酯为核，2, 2-二羟甲基丙酸为支化单体，通过逐步聚合反应合成了第三代的超支化聚酯。合成的超支化聚酯和Cu-Ag合金用红外光谱（FT-IR），核磁共振普（1H-NMR），紫外光谱（UV-vis），X-射线衍射（XRD），能量分散X射线分析（EDX）和激光粒度分析等。XRD 和EDX研究确认了Cu-Ag合金的形成。激光粒度仪, 扫描电镜（SEM）和透射电镜（TEM）研究表明Cu-Ag合金的平均粒径为120纳米，并且具有很好的分散性。热性能用热重分析（TGA）进行了表征，结果显示测量值和理论值相近。
以超支化聚酯为模板，用抗坏血酸为还原剂合成了不同摩尔比的Cu-Ag 粒子。用第一代超支化聚酯为核，2, 2-二羟甲基丙酸为支化单体，通过逐步聚合反应合成了第三代的超支化聚酯。合成的超支化聚酯和Cu-Ag合金用红外光谱（FT-IR），核磁共振普（1H-NMR），紫外光谱（UV-vis），X-射线衍射（XRD），能量分散X射线分析（EDX）和激光粒度分析等。XRD 和EDX研究确认了Cu-Ag合金的形成。激光粒度仪, 扫描电镜（SEM）和透射电镜（TEM）研究表明Cu-Ag合金的平均粒径为120纳米，并且具有很好的分散性。热性能用热重分析（TGA）进行了表征，结果显示测量值和理论值相近。
2018, 47(5):1359-1364.
摘要:
在导电泡沫镍基底上通过一种简便的离子交换反应原位合成出了硫化钴多孔疏松纳米针束阵列并直接用作超级电容器的电极。采用X射线衍射(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)、透射电子显微镜(TEM)等手段对其结构和形貌进行了详细的表征。同时运用循环伏安(CV)、计时电位分析(CP)、电化学阻抗谱(EIS)等方法对其在3M KOH电解液中的电化学性能进行了研究分析,结果表明这种在泡沫镍基底上原位生长出的Co9S8多孔疏松纳米针捆束阵列在4 A g-1的电流密度下具有高达1400 F g-1的比电容和优异的循环稳定性能。这种电极材料子所以具有如此优秀的电化学性能主要归因于Co9S8纳米针捆束阵列的多孔疏松结构与3D泡沫镍基底之间的协同效应可以有效的增加电极材料与电解液之间的接触面积和提高整个电极的导电性。
在导电泡沫镍基底上通过一种简便的离子交换反应原位合成出了硫化钴多孔疏松纳米针束阵列并直接用作超级电容器的电极。采用X射线衍射(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)、透射电子显微镜(TEM)等手段对其结构和形貌进行了详细的表征。同时运用循环伏安(CV)、计时电位分析(CP)、电化学阻抗谱(EIS)等方法对其在3M KOH电解液中的电化学性能进行了研究分析,结果表明这种在泡沫镍基底上原位生长出的Co9S8多孔疏松纳米针捆束阵列在4 A g-1的电流密度下具有高达1400 F g-1的比电容和优异的循环稳定性能。这种电极材料子所以具有如此优秀的电化学性能主要归因于Co9S8纳米针捆束阵列的多孔疏松结构与3D泡沫镍基底之间的协同效应可以有效的增加电极材料与电解液之间的接触面积和提高整个电极的导电性。
2018, 47(5):1365-1369.
摘要:
本实验采用电子束物理气相沉积(Electron Beam Physical Vapor Deposition, EB-PVD)技术在镍基单晶合金Rene N5基体上制备出N5/(ZrB2+ZrO2)/ NiCrAl和N5/ZrO2/ NiCrAl两组试样。然后,同时对其进行900℃/5h恒温氧化和1000℃/250h、1000℃/300h及1000℃/350h循环氧化,并采用SEM、EDS分析方法研究了界面演变行为及退化失效行为,结果表明,ZrB2的加入对活性扩散障界面反应的生成速率有一定的延缓,但不影响具有阻扩散功能的Al2O3扩散障层的最终形成；并且,ZrB2的加入提高了活性扩散障结构的服役寿命,改变了活性扩散障结构的失效方式。
本实验采用电子束物理气相沉积(Electron Beam Physical Vapor Deposition, EB-PVD)技术在镍基单晶合金Rene N5基体上制备出N5/(ZrB2+ZrO2)/ NiCrAl和N5/ZrO2/ NiCrAl两组试样。然后,同时对其进行900℃/5h恒温氧化和1000℃/250h、1000℃/300h及1000℃/350h循环氧化,并采用SEM、EDS分析方法研究了界面演变行为及退化失效行为,结果表明,ZrB2的加入对活性扩散障界面反应的生成速率有一定的延缓,但不影响具有阻扩散功能的Al2O3扩散障层的最终形成；并且,ZrB2的加入提高了活性扩散障结构的服役寿命,改变了活性扩散障结构的失效方式。
2018, 47(5):1370-1376.
摘要:
目前拉伸载荷下的镍基单晶合金的力学性能研究较为广泛,而剪切载荷对镍基单晶合金的力学性能也十分重要但缺乏研究。本文利用分子动力学方法研究了镍基单晶合金在剪切载荷下的裂纹扩展和微观结构演化,分析了应力-应变、势能和裂纹生长速率的变化。同时,揭示了温度和剪切应变率对裂纹扩展和微观结构演化的影响。结果表明,临界分切应力随温度的降低和应变速率的增大而增大；随着温度的升高以及剪切载荷下发生剧烈的热运动,裂缝表现为加速扩展的趋势；而在较高的应变率影响下,会形成位错塞积和孪晶,出现加工硬化现象。
目前拉伸载荷下的镍基单晶合金的力学性能研究较为广泛,而剪切载荷对镍基单晶合金的力学性能也十分重要但缺乏研究。本文利用分子动力学方法研究了镍基单晶合金在剪切载荷下的裂纹扩展和微观结构演化,分析了应力-应变、势能和裂纹生长速率的变化。同时,揭示了温度和剪切应变率对裂纹扩展和微观结构演化的影响。结果表明,临界分切应力随温度的降低和应变速率的增大而增大；随着温度的升高以及剪切载荷下发生剧烈的热运动,裂缝表现为加速扩展的趋势；而在较高的应变率影响下,会形成位错塞积和孪晶,出现加工硬化现象。
2018, 47(5):1377-1384.
摘要:
本研究通过搅拌铸造法制备了三种不同体积分数(2%,5%, 10%)的SiCp/Mg–5Al–2Ca复合材料,并在673 K下进行了热挤压。铸态复合材料中,少量SiCp颗粒的加入就能破坏了Al2Ca相沿基体合金晶界分布并有效细化Al2Ca相析出尺寸。随着SiCp体积分数的增高,Al2Ca相尺寸有所降低,但不明显。经过热挤压后,Al2Ca相破碎并沿挤压方向排布,基体合金晶粒得到细化。晶粒尺寸以及Al2Ca相尺寸随着SiCp体积分数的增高呈微小降低。与单组元基体合金相比较,挤压态SiCp/Mg–5Al–2Ca复合材料的屈服强度和加工硬化率随着SiCp体积分数的增高而逐渐增高,而延伸率则逐渐下降；抗拉强度最大值则出现在SiCp体积分数为5%时。复合材料中SiCp颗粒以及Al2Ca相的脱粘以及开裂是导致复合材料断裂的主要原因。
本研究通过搅拌铸造法制备了三种不同体积分数(2%,5%, 10%)的SiCp/Mg–5Al–2Ca复合材料,并在673 K下进行了热挤压。铸态复合材料中,少量SiCp颗粒的加入就能破坏了Al2Ca相沿基体合金晶界分布并有效细化Al2Ca相析出尺寸。随着SiCp体积分数的增高,Al2Ca相尺寸有所降低,但不明显。经过热挤压后,Al2Ca相破碎并沿挤压方向排布,基体合金晶粒得到细化。晶粒尺寸以及Al2Ca相尺寸随着SiCp体积分数的增高呈微小降低。与单组元基体合金相比较,挤压态SiCp/Mg–5Al–2Ca复合材料的屈服强度和加工硬化率随着SiCp体积分数的增高而逐渐增高,而延伸率则逐渐下降；抗拉强度最大值则出现在SiCp体积分数为5%时。复合材料中SiCp颗粒以及Al2Ca相的脱粘以及开裂是导致复合材料断裂的主要原因。
2018, 47(5):1385-1392.
摘要:
本文研究了基于TiCN和(Ti,W,Ta)CN的混芯结构金属陶瓷冶金过程中的物相、组织结构和力学性能。通过X射线衍射（XRD）和扫描电子显微镜（SEM）等分析手段，研究了“混芯结构”金属陶瓷的冶金行为，其大致可以分为三个阶段：(I) 前致密化阶段，烧结温度低于1200℃；(II)快速致密化阶段，烧结温度于1200~1350℃之间；(III)最终致密化阶段，烧结温度高于1350℃。同时，本文还讨论了η相在“混芯结构”金属陶瓷中的演变规律，并采用透射电子显微镜（TEM）中的X射线能量分光谱（XEDS）和选区电子衍射(SAED)等手段分析了其结构和化学成分。此外，随烧结温度增加，金属陶瓷中的环形结构会逐渐增厚，材料的力学性能呈先出现增加后降低的趋势。在烧结温度达到1450℃时，材料具有最大的抗弯强度；而在烧结温度为1390℃时，材料具有最大的硬度。
本文研究了基于TiCN和(Ti,W,Ta)CN的混芯结构金属陶瓷冶金过程中的物相、组织结构和力学性能。通过X射线衍射（XRD）和扫描电子显微镜（SEM）等分析手段，研究了“混芯结构”金属陶瓷的冶金行为，其大致可以分为三个阶段：(I) 前致密化阶段，烧结温度低于1200℃；(II)快速致密化阶段，烧结温度于1200~1350℃之间；(III)最终致密化阶段，烧结温度高于1350℃。同时，本文还讨论了η相在“混芯结构”金属陶瓷中的演变规律，并采用透射电子显微镜（TEM）中的X射线能量分光谱（XEDS）和选区电子衍射(SAED)等手段分析了其结构和化学成分。此外，随烧结温度增加，金属陶瓷中的环形结构会逐渐增厚，材料的力学性能呈先出现增加后降低的趋势。在烧结温度达到1450℃时，材料具有最大的抗弯强度；而在烧结温度为1390℃时，材料具有最大的硬度。
2018, 47(5):1393-1398.
摘要:
分别利用差热分析、光学显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪、X射线衍射仪等仪器对Mg-5.9Zn-1.6Zr-1.6Nd-0.9Y合金在其均匀化过程中，产生的微观组织演变进行了系统性的定性分析。在此基础上，测量了维氏硬度，定量化的分析合金的硬度变化。结果发现，Mg-5.9Zn-1.6Zr-1.6Nd-0.9Y合金的铸态组织由ɑ- Mg和Mg3(Y、Nd)2Zn3构成。合金在均匀化处理之前，拥有510℃的吸热峰，但是此吸热峰在合金在500°C×16小时的均匀化少量Mg3消失(Y、Nd)2Zn3相溶于470℃和490℃。然而，在500℃×16 h均匀化处理后，只有一小部分的富Y和富Nd细颗粒(MG3(Y，Nd)2Zn3)分散在晶界，基本消除了枝晶偏析。因此，最佳化参数为500℃16小时均能有效降低铸Mg-5.9Zn-1.6Zr-1.6Nd-0.9Y合金的硬度从185.2HV升高到144.2 HV。
分别利用差热分析、光学显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪、X射线衍射仪等仪器对Mg-5.9Zn-1.6Zr-1.6Nd-0.9Y合金在其均匀化过程中，产生的微观组织演变进行了系统性的定性分析。在此基础上，测量了维氏硬度，定量化的分析合金的硬度变化。结果发现，Mg-5.9Zn-1.6Zr-1.6Nd-0.9Y合金的铸态组织由ɑ- Mg和Mg3(Y、Nd)2Zn3构成。合金在均匀化处理之前，拥有510℃的吸热峰，但是此吸热峰在合金在500°C×16小时的均匀化少量Mg3消失(Y、Nd)2Zn3相溶于470℃和490℃。然而，在500℃×16 h均匀化处理后，只有一小部分的富Y和富Nd细颗粒(MG3(Y，Nd)2Zn3)分散在晶界，基本消除了枝晶偏析。因此，最佳化参数为500℃16小时均能有效降低铸Mg-5.9Zn-1.6Zr-1.6Nd-0.9Y合金的硬度从185.2HV升高到144.2 HV。
2018, 47(5):1399-1405.
摘要:
镍基合金通常被用于制造压水堆蒸汽发生器的传热管。但是,传热管表面凹坑和划痕诱发的应力腐蚀开裂(SCC)更具有突发性和严重性并对核电站的安全可靠性有很大影响。为了解表面划伤导致的不同氧化物形貌对镍基合金应力腐蚀行为的影响,模拟了膜致应力下镍基合金划伤裂纹尖端的局部应力应变场。结果表明,楔形力是引发SCC裂纹扩展的主要驱动力。划痕裂纹前端的氧化物越厚,楔形力越大,并会增大SCC裂纹扩展速率。裂尖氧化物的形成导致了压应力、压应变和负的应变速率,并会阻碍半椭圆裂纹尖端上部和下部的SCC裂纹扩展。
镍基合金通常被用于制造压水堆蒸汽发生器的传热管。但是,传热管表面凹坑和划痕诱发的应力腐蚀开裂(SCC)更具有突发性和严重性并对核电站的安全可靠性有很大影响。为了解表面划伤导致的不同氧化物形貌对镍基合金应力腐蚀行为的影响,模拟了膜致应力下镍基合金划伤裂纹尖端的局部应力应变场。结果表明,楔形力是引发SCC裂纹扩展的主要驱动力。划痕裂纹前端的氧化物越厚,楔形力越大,并会增大SCC裂纹扩展速率。裂尖氧化物的形成导致了压应力、压应变和负的应变速率,并会阻碍半椭圆裂纹尖端上部和下部的SCC裂纹扩展。
2018, 47(5):1406-1410.
摘要:
本文采用一种改进型镁扩散法成功制备出密度达到1.95g/cm3的MgB2超导块材。论文研究了不同的热处理条件对MgB2块材的超导转变温度(Tc)和临界电流密度(Jc)性能的影响。采用最佳热处理条件制备的MgB2超导体Tc和Jc分别达到了38.1K和0.53MA/cm2(10K,自场)。为了改进镁扩散法MgB2超导体中弱的高场磁通钉扎性能,本文还研究了nano-Pr6O11和C掺杂对MgB2超导体的临界电流密度和不可逆场(Hirr)的影响。结果表明C掺杂的MgB2超导体临界电流密度在10K,6T下达到了104A/cm2,该结果比未掺杂MgB2超导体在同样条件下性能提高了两个量级,甚至比固态反应法制备的nano-C掺杂MgB2超导体性能更好。利用该方法制备的nano-Pr6O11掺杂的MgB2超导体在10K,2T下也比未掺杂样品Jc提高达9.4倍。根据大量的实验结果和理论分析我们提出基于改进型镁扩散法和化学掺杂,包括纳米粒子和C掺杂,很有可能是一种制备高性能MgB2超导体非常有效的途径。
本文采用一种改进型镁扩散法成功制备出密度达到1.95g/cm3的MgB2超导块材。论文研究了不同的热处理条件对MgB2块材的超导转变温度(Tc)和临界电流密度(Jc)性能的影响。采用最佳热处理条件制备的MgB2超导体Tc和Jc分别达到了38.1K和0.53MA/cm2(10K,自场)。为了改进镁扩散法MgB2超导体中弱的高场磁通钉扎性能,本文还研究了nano-Pr6O11和C掺杂对MgB2超导体的临界电流密度和不可逆场(Hirr)的影响。结果表明C掺杂的MgB2超导体临界电流密度在10K,6T下达到了104A/cm2,该结果比未掺杂MgB2超导体在同样条件下性能提高了两个量级,甚至比固态反应法制备的nano-C掺杂MgB2超导体性能更好。利用该方法制备的nano-Pr6O11掺杂的MgB2超导体在10K,2T下也比未掺杂样品Jc提高达9.4倍。根据大量的实验结果和理论分析我们提出基于改进型镁扩散法和化学掺杂,包括纳米粒子和C掺杂,很有可能是一种制备高性能MgB2超导体非常有效的途径。
2018, 47(5):1411-1421.
摘要:
对含高钛的酸溶性钛渣进行铝热还原制备钛铝基多元合金。为了控制并了解合金的制备,讨论了铝和氧化钙的添加和温度的影响。通过考虑材料的配比计算,可以成功地使合金与渣合金分离。大多数还原元素的回收率表现为高值,在所有实验条件下均为95%。铝的添加主要影响合金的成分,而氧化钙的添加则通过改变渣系成分来影响渣金分离。此外,系统的温度可以提高大部分还原元素的回收率和分配比。
对含高钛的酸溶性钛渣进行铝热还原制备钛铝基多元合金。为了控制并了解合金的制备,讨论了铝和氧化钙的添加和温度的影响。通过考虑材料的配比计算,可以成功地使合金与渣合金分离。大多数还原元素的回收率表现为高值,在所有实验条件下均为95%。铝的添加主要影响合金的成分,而氧化钙的添加则通过改变渣系成分来影响渣金分离。此外,系统的温度可以提高大部分还原元素的回收率和分配比。
2018, 47(5):1422-1428.
摘要:
本文在480°C降温至370°C条件下,采用循环镦?挤工艺对均匀化后的Mg-Gd-Y-Zn-Zr合金进行变形,对循环镦?挤变形过程中的合金微观组织和织构变化进行研究。结果表明,随着循环镦?挤变形道次的增加,晶粒尺寸逐渐减小。在变形6道次后,累积应变达到 8.4,得到了平均晶粒尺寸为 3.4 μm 的细小均匀的微观组织。晶粒细化是由非连续动态再结晶和连续动态再结晶复杂共同作用引起的。另外,变形过程中,原始粗大晶粒内的片层状长程有序相(LPSO)发生扭折变形产生扭折带,并在扭着带处引起动态再结晶产生,分割原始粗晶,起到晶粒细化作用。结果还表明,一道次镦?挤变形后,合金产生强的基面织构,随着变形道次的增加,织构强度有所减弱。织构弱化的原因是动态再结晶和加载力在轴向和径向交替变化共同作用。
本文在480°C降温至370°C条件下,采用循环镦?挤工艺对均匀化后的Mg-Gd-Y-Zn-Zr合金进行变形,对循环镦?挤变形过程中的合金微观组织和织构变化进行研究。结果表明,随着循环镦?挤变形道次的增加,晶粒尺寸逐渐减小。在变形6道次后,累积应变达到 8.4,得到了平均晶粒尺寸为 3.4 μm 的细小均匀的微观组织。晶粒细化是由非连续动态再结晶和连续动态再结晶复杂共同作用引起的。另外,变形过程中,原始粗大晶粒内的片层状长程有序相(LPSO)发生扭折变形产生扭折带,并在扭着带处引起动态再结晶产生,分割原始粗晶,起到晶粒细化作用。结果还表明,一道次镦?挤变形后,合金产生强的基面织构,随着变形道次的增加,织构强度有所减弱。织构弱化的原因是动态再结晶和加载力在轴向和径向交替变化共同作用。
2018, 47(5):1429-1436.
摘要:
通过扫描电镜(SEM),电化学工作站和盐水浸泡失重法研究了ZK60-1Nd镁合金的组织结构及在3.5wt % NaCl水溶液中的腐蚀行为。结果表明：ZK60-1Nd镁合金主要由基体α-Mg相,沿晶界分布的含有稀土Nd的粗大网状共晶组织以及在基体中弥散分布的细小棒状MgZn2相组成。ZK60-1Nd镁合金在3.5wt % 的NaCl水溶液中的腐蚀速率为0.2 mg.cm-2.h-1；经过400 ℃保温96 h后,部分共晶相熔断成尺寸约为0.5 μm的颗粒,腐蚀速率降低到0.1 mg.cm-2.h-1；经过500 ℃保温8.0 h,网状共晶相熔化成分散块状,基体中细小棒状MgZn2相溶解消失,Nd,Zn和Zr元素在基体中含量增加且分布均匀,腐蚀速率达到最低,为0.03 mg.cm-2.h-1。其耐蚀性能改善的主要原因为α-Mg基体中固溶态Nd元素含量的增加导致合金自腐蚀电位提高以及基体α-Mg中腐蚀微电偶数目的减少。
通过扫描电镜(SEM),电化学工作站和盐水浸泡失重法研究了ZK60-1Nd镁合金的组织结构及在3.5wt % NaCl水溶液中的腐蚀行为。结果表明：ZK60-1Nd镁合金主要由基体α-Mg相,沿晶界分布的含有稀土Nd的粗大网状共晶组织以及在基体中弥散分布的细小棒状MgZn2相组成。ZK60-1Nd镁合金在3.5wt % 的NaCl水溶液中的腐蚀速率为0.2 mg.cm-2.h-1；经过400 ℃保温96 h后,部分共晶相熔断成尺寸约为0.5 μm的颗粒,腐蚀速率降低到0.1 mg.cm-2.h-1；经过500 ℃保温8.0 h,网状共晶相熔化成分散块状,基体中细小棒状MgZn2相溶解消失,Nd,Zn和Zr元素在基体中含量增加且分布均匀,腐蚀速率达到最低,为0.03 mg.cm-2.h-1。其耐蚀性能改善的主要原因为α-Mg基体中固溶态Nd元素含量的增加导致合金自腐蚀电位提高以及基体α-Mg中腐蚀微电偶数目的减少。
2018, 47(5):1437-1444.
摘要:
通过激光熔覆增技术在BT3-1钛合金表面制备了高铌Ti-Al金属间化合物复合涂层。根据差热(DTA)和热重(TG)曲线,探讨了氩气和氮气保护下Ti、Al、Nb三种元素混合粉末之间的激光原位合成反应机制。借助X射线衍射(XRD)和扫描电镜(SEM)分析了复合涂层的物相结构和微观形貌。结果表明：复合涂层主要由单质Nb、金属间化合物γ-TiAl、α2-Ti3Al和Ti3Al2等物相组成,Nb只有部分发生了原位反应。N2能够降低Ti-Al二元反应之间的反应温度,提高反应速率,对Ti-Al二元反应起催化作用。复合涂层中没出现通常激光熔覆所具有的外延生长柱状晶组织,而是形成了细小的等轴晶组织。
通过激光熔覆增技术在BT3-1钛合金表面制备了高铌Ti-Al金属间化合物复合涂层。根据差热(DTA)和热重(TG)曲线,探讨了氩气和氮气保护下Ti、Al、Nb三种元素混合粉末之间的激光原位合成反应机制。借助X射线衍射(XRD)和扫描电镜(SEM)分析了复合涂层的物相结构和微观形貌。结果表明：复合涂层主要由单质Nb、金属间化合物γ-TiAl、α2-Ti3Al和Ti3Al2等物相组成,Nb只有部分发生了原位反应。N2能够降低Ti-Al二元反应之间的反应温度,提高反应速率,对Ti-Al二元反应起催化作用。复合涂层中没出现通常激光熔覆所具有的外延生长柱状晶组织,而是形成了细小的等轴晶组织。
2018, 47(5):1445-1450.
摘要:
真空熔炼制备1wt%和2wt%Li的Al-Li二元模型合金，研究Li含量对其在0.1MNaCl+0.01MH2SO4酸性水溶液中电化学腐蚀行为的影响。采用自腐蚀电位和电化学阻抗（EIS）评价纯Al、Al-1Li和Al-2Li合金的耐蚀性能，结合X射线光电子能谱（XPS）和Mott-Schottky（M-S）曲线对三种试样表面腐蚀产物膜成分和半导体特征进行分析。结果表明1wt%和2wt%Li使纯Al自腐蚀电位负移的同时，耐蚀性有所提高。合金元素Li参与腐蚀产物膜的形成，以Li2O的形式掺杂于Al2O3为主要成分的腐蚀产物膜中，没有改变腐蚀产物膜的n型半导体特征；但Li2O掺杂引起膜内氧空位浓度的降低，是Li提高纯Al耐蚀性的主要原因。
真空熔炼制备1wt%和2wt%Li的Al-Li二元模型合金，研究Li含量对其在0.1MNaCl+0.01MH2SO4酸性水溶液中电化学腐蚀行为的影响。采用自腐蚀电位和电化学阻抗（EIS）评价纯Al、Al-1Li和Al-2Li合金的耐蚀性能，结合X射线光电子能谱（XPS）和Mott-Schottky（M-S）曲线对三种试样表面腐蚀产物膜成分和半导体特征进行分析。结果表明1wt%和2wt%Li使纯Al自腐蚀电位负移的同时，耐蚀性有所提高。合金元素Li参与腐蚀产物膜的形成，以Li2O的形式掺杂于Al2O3为主要成分的腐蚀产物膜中，没有改变腐蚀产物膜的n型半导体特征；但Li2O掺杂引起膜内氧空位浓度的降低，是Li提高纯Al耐蚀性的主要原因。
2018, 47(5):1451-1458.
摘要:
通过静态腐蚀实验,研究了烧结钕铁硼磁体在3.5 wt.% NaCl溶液中浸泡不同时间段的腐蚀特征。采用扫描电镜、拉曼光谱分析各个阶段的腐蚀形貌和腐蚀产物组成,通过动电位极化曲线、电化学阻抗谱研究不同腐蚀阶段磁体表面结构的变化及腐蚀机理,采用等效电路模型模拟各阶段的腐蚀行为。研究结果表明,烧结NdFeB磁体在3.5 wt.% NaCl溶液中依次发生点蚀、选择性晶间腐蚀、全面腐蚀行为,形成的腐蚀产物层结构疏松,只能产生短时减缓腐蚀速率的效果,而富钕相优先溶解会造成主相颗粒脱落,导致磁体粉化、破坏。腐蚀产物类型随腐蚀时间延长而有所变化,主要为铁和钕的氧化物或氢氧化物。
通过静态腐蚀实验,研究了烧结钕铁硼磁体在3.5 wt.% NaCl溶液中浸泡不同时间段的腐蚀特征。采用扫描电镜、拉曼光谱分析各个阶段的腐蚀形貌和腐蚀产物组成,通过动电位极化曲线、电化学阻抗谱研究不同腐蚀阶段磁体表面结构的变化及腐蚀机理,采用等效电路模型模拟各阶段的腐蚀行为。研究结果表明,烧结NdFeB磁体在3.5 wt.% NaCl溶液中依次发生点蚀、选择性晶间腐蚀、全面腐蚀行为,形成的腐蚀产物层结构疏松,只能产生短时减缓腐蚀速率的效果,而富钕相优先溶解会造成主相颗粒脱落,导致磁体粉化、破坏。腐蚀产物类型随腐蚀时间延长而有所变化,主要为铁和钕的氧化物或氢氧化物。
2018, 47(5):1459-1465.
摘要:
本文研究了U-5.7Nb合金在应变速率为8000 s?1下绝热剪切带的形成及其演化机制。通过过控制应变速率，采用应变限位环的方法实现了U-5.7Nb合金在不同应变下的动态变形。结果表明：随着应变的增加，U-5.7Nb合金动载下会形成两种类型的绝热剪切带：形变带和转变带。形变带形成所需的临界应变值接近于0.33，而转变带形成所需的临界应变值接近于0.39。显微组织观察表明形变带内部由严重拉长的畸变组织组成，而转变带内部主要由细小等轴的晶粒组成。基于不同应变下绝热剪切带的表征，预测了U-5.7Nb合金动载下塑性变形及其断裂过程。
本文研究了U-5.7Nb合金在应变速率为8000 s?1下绝热剪切带的形成及其演化机制。通过过控制应变速率，采用应变限位环的方法实现了U-5.7Nb合金在不同应变下的动态变形。结果表明：随着应变的增加，U-5.7Nb合金动载下会形成两种类型的绝热剪切带：形变带和转变带。形变带形成所需的临界应变值接近于0.33，而转变带形成所需的临界应变值接近于0.39。显微组织观察表明形变带内部由严重拉长的畸变组织组成，而转变带内部主要由细小等轴的晶粒组成。基于不同应变下绝热剪切带的表征，预测了U-5.7Nb合金动载下塑性变形及其断裂过程。
2018, 47(5):1466-1470.
摘要:
通过膨胀法研究了Ti-1300合金在连续加热过程中ω相变。结果表明：Ti-1300合金在连续加热过程中低温区域发生了βM→ω+β相变，高温区域发生了βM→α+β相变，随着加热速率增大，βM→ω+β相变温度范围推向高温区域；ω相的体积转变分数与温度之间关系曲线呈典型的‘S’型；非等温ω相变的激活能随着转变体积分数增大而增加，相变阻力增大，平均相变激活能约55kJ/mol。
通过膨胀法研究了Ti-1300合金在连续加热过程中ω相变。结果表明：Ti-1300合金在连续加热过程中低温区域发生了βM→ω+β相变，高温区域发生了βM→α+β相变，随着加热速率增大，βM→ω+β相变温度范围推向高温区域；ω相的体积转变分数与温度之间关系曲线呈典型的‘S’型；非等温ω相变的激活能随着转变体积分数增大而增加，相变阻力增大，平均相变激活能约55kJ/mol。
2018, 47(5):1471-1477.
摘要:
本文利用固溶体合金中的‘团簇加连接原子’模型解析了典型高温近α-Ti合金Ti1100的成分，其团簇成分式为[Al-(Ti13.7Zr0.3)](Al0.69Sn0.18Mo0.03Si0.12)。在此基础上，采用相似元素替代原则设计了微量元素Hf、Ta和Nb添加的系列合金成分，即 [Al-(Ti13.7Zr0.15Hf0.15)](Al0.69Sn0.18Si0.1(Mo/Ta/Nb)0.03)。对该系列合金进行950 ℃/1 h固溶+560 ℃/6 h时效处理，然后进行组织结构、硬度、抗高温氧化及电化学腐蚀性能测试。研究结果表明，Zr0.15Hf0.15合金与参比合金具有相同片层β转变组织，而在此基础上Ta和Nb的添加会使合金中产生大量等轴α组织；但组织的改变对系列合金的显微硬度影响不大，介于330-370 HV。650 ℃氧化100 h后系列合金均具有较强的抗氧化能力，氧化增重小于1.0 mg/cm2，而在800 ℃氧化100 h后，添加Hf、Ta、Nb元素的合金氧化增重明显低于Ti1100合金，氧化层厚度为25~27 μm，且氧化层致密，其中[Al-(Ti13.7Zr0.15Hf0.15)](Al0.69Sn0.18Si0.1Ta0.015Nb0.015)合金具有最优的抗高温氧化性能，800 ℃/100 h后的氧化增重仅为2.6 mg/cm2。此外，该系列合金在在3.5 %NaCl溶液中也具有较好的耐蚀性。
本文利用固溶体合金中的‘团簇加连接原子’模型解析了典型高温近α-Ti合金Ti1100的成分，其团簇成分式为[Al-(Ti13.7Zr0.3)](Al0.69Sn0.18Mo0.03Si0.12)。在此基础上，采用相似元素替代原则设计了微量元素Hf、Ta和Nb添加的系列合金成分，即 [Al-(Ti13.7Zr0.15Hf0.15)](Al0.69Sn0.18Si0.1(Mo/Ta/Nb)0.03)。对该系列合金进行950 ℃/1 h固溶+560 ℃/6 h时效处理，然后进行组织结构、硬度、抗高温氧化及电化学腐蚀性能测试。研究结果表明，Zr0.15Hf0.15合金与参比合金具有相同片层β转变组织，而在此基础上Ta和Nb的添加会使合金中产生大量等轴α组织；但组织的改变对系列合金的显微硬度影响不大，介于330-370 HV。650 ℃氧化100 h后系列合金均具有较强的抗氧化能力，氧化增重小于1.0 mg/cm2，而在800 ℃氧化100 h后，添加Hf、Ta、Nb元素的合金氧化增重明显低于Ti1100合金，氧化层厚度为25~27 μm，且氧化层致密，其中[Al-(Ti13.7Zr0.15Hf0.15)](Al0.69Sn0.18Si0.1Ta0.015Nb0.015)合金具有最优的抗高温氧化性能，800 ℃/100 h后的氧化增重仅为2.6 mg/cm2。此外，该系列合金在在3.5 %NaCl溶液中也具有较好的耐蚀性。
2018, 47(5):1478-1484.
摘要:
摘 要: 采用热压烧结法制备了具有双峰结构的纳米晶Cu-Ag复合材料和纳米晶铜金属材料，采用激光法测定了试样在不同温度（200~400 K）下的热导率。测量结果显示，两种纳米晶金属材料热导率随晶粒尺寸的增加而增加，且随温度的降低而减小。在300K下, 平均晶粒尺寸为150 nm时，纳米晶Cu-Ag双峰材料试样的热导率为163.45 W/m·K，为块体铜热导率的40.7%，为块体银热导率的38.1%。同时，本文引入并改进了卡皮查热阻理论模型对试样热导率进行了数值计算，计算结果表明，拟合结果与实验测量结果误差控制在±4.16%范围内，纳米晶Cu-Ag双峰材料热导率可以与计算曲线很好的吻合；纳米晶Cu-Ag双峰材料热导率仅为单晶Cu/Ag块体合金热导率的52%左右，纳米晶金属材料热导率随着晶粒尺寸的增加而增加，验证了纳米晶Cu-Ag双峰材料热导率在晶粒尺寸小于1 μm范围内具有显著的尺寸效应。
摘 要: 采用热压烧结法制备了具有双峰结构的纳米晶Cu-Ag复合材料和纳米晶铜金属材料，采用激光法测定了试样在不同温度（200~400 K）下的热导率。测量结果显示，两种纳米晶金属材料热导率随晶粒尺寸的增加而增加，且随温度的降低而减小。在300K下, 平均晶粒尺寸为150 nm时，纳米晶Cu-Ag双峰材料试样的热导率为163.45 W/m·K，为块体铜热导率的40.7%，为块体银热导率的38.1%。同时，本文引入并改进了卡皮查热阻理论模型对试样热导率进行了数值计算，计算结果表明，拟合结果与实验测量结果误差控制在±4.16%范围内，纳米晶Cu-Ag双峰材料热导率可以与计算曲线很好的吻合；纳米晶Cu-Ag双峰材料热导率仅为单晶Cu/Ag块体合金热导率的52%左右，纳米晶金属材料热导率随着晶粒尺寸的增加而增加，验证了纳米晶Cu-Ag双峰材料热导率在晶粒尺寸小于1 μm范围内具有显著的尺寸效应。
2018, 47(5):1485-1491.
摘要:
本文采用THERMECMASTOR-Z型热模拟实验机对魏氏和网篮两种β转变组织TA15钛合金在温度750℃-950℃、应变 速率0.001s-1-10s-1范围进行等温恒应变速率压缩实验。实验结果表明，两种β转变组织钛合金在低温（750℃-880℃）和高应 变速率（0.0032s-1-10s-1）范围存在较大区域的塑性流动失稳，且魏氏组织的塑性流动失稳范围更大，在温度750℃-775℃、应变 速率0.001s-1-0.0032s-1和温度880℃-950℃、应变速率0.56s-1-10s-1区域也出现了塑性流动失稳。魏氏组织的塑性流动失稳缺陷 主要有45°宏观剪切裂纹、微裂纹和局部流动带三种，网篮组织的失稳缺陷主要有45°宏观剪切裂纹和局部流动带两种。魏氏组织比网篮组织更容易发生塑性流动失稳与网篮组织组织更均匀，在变形过程中协调分散性好，不利于产生应力集中有关。
本文采用THERMECMASTOR-Z型热模拟实验机对魏氏和网篮两种β转变组织TA15钛合金在温度750℃-950℃、应变 速率0.001s-1-10s-1范围进行等温恒应变速率压缩实验。实验结果表明，两种β转变组织钛合金在低温（750℃-880℃）和高应 变速率（0.0032s-1-10s-1）范围存在较大区域的塑性流动失稳，且魏氏组织的塑性流动失稳范围更大，在温度750℃-775℃、应变 速率0.001s-1-0.0032s-1和温度880℃-950℃、应变速率0.56s-1-10s-1区域也出现了塑性流动失稳。魏氏组织的塑性流动失稳缺陷 主要有45°宏观剪切裂纹、微裂纹和局部流动带三种，网篮组织的失稳缺陷主要有45°宏观剪切裂纹和局部流动带两种。魏氏组织比网篮组织更容易发生塑性流动失稳与网篮组织组织更均匀，在变形过程中协调分散性好，不利于产生应力集中有关。
2018, 47(5):1492-1496.
摘要:
选用Ti，Si，Zr单质元素和纳米Y2O3粉末高能球磨-冷压烧结制备Ti-8Si、Ti-8Si-0.7Zr、Ti-8Si-1.4Zr和Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3（wt%）四种合金。利用SEM和EDS对烧结合金组织与成分进行分析，测试其硬度和摩擦系数、耐磨性等摩擦磨损性能。结果表明：四种配方试样烧结之后主要由Ti5Si3相、Ti（Si）固溶体及Ti（Si、Zr）固溶体组成。Zr及Y2O3是通过改变高硬度的Ti5Si3等物相的含量以及固溶体比例而起到弥散强化或固溶强化效果，改变其显微硬度；Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3合金的显微硬度最大，其数值（约1377 HV）比Ti-8Si合金（1020 HV）提高了约35%。Ti-8Si合金（0.365）的摩擦系数最低，但Ti-8Si-1.4Zr（0.504）与Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3（0.375）相比，添加0.1wt%Y2O3后摩擦系数降低了约26%。添加Zr元素虽然提高了摩擦系数，但可以降低其磨痕宽度，一定程度上改善Ti-8Si合金的耐磨性；同时，Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3合金的磨痕宽度最小，耐磨性最佳，Y2O3能够显著提高合金的耐磨性能。四种合金的磨损都以疲劳磨损为主，伴随着粘着磨损、磨粒磨损和氧化磨损。
选用Ti，Si，Zr单质元素和纳米Y2O3粉末高能球磨-冷压烧结制备Ti-8Si、Ti-8Si-0.7Zr、Ti-8Si-1.4Zr和Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3（wt%）四种合金。利用SEM和EDS对烧结合金组织与成分进行分析，测试其硬度和摩擦系数、耐磨性等摩擦磨损性能。结果表明：四种配方试样烧结之后主要由Ti5Si3相、Ti（Si）固溶体及Ti（Si、Zr）固溶体组成。Zr及Y2O3是通过改变高硬度的Ti5Si3等物相的含量以及固溶体比例而起到弥散强化或固溶强化效果，改变其显微硬度；Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3合金的显微硬度最大，其数值（约1377 HV）比Ti-8Si合金（1020 HV）提高了约35%。Ti-8Si合金（0.365）的摩擦系数最低，但Ti-8Si-1.4Zr（0.504）与Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3（0.375）相比，添加0.1wt%Y2O3后摩擦系数降低了约26%。添加Zr元素虽然提高了摩擦系数，但可以降低其磨痕宽度，一定程度上改善Ti-8Si合金的耐磨性；同时，Ti-8Si-1.4Zr-0.1Y2O3合金的磨痕宽度最小，耐磨性最佳，Y2O3能够显著提高合金的耐磨性能。四种合金的磨损都以疲劳磨损为主，伴随着粘着磨损、磨粒磨损和氧化磨损。
2018, 47(5):1497-1502.
摘要:
本文研究了小剂量B元素的掺杂及热处理对La-Fe-Si快淬条带微观结构及磁热性能的影响。研究结果表明：B的掺杂促进了La(Fe,Si)13相的形成,相比于未掺杂B的La-Fe-Si合金,La-Fe-Si-B合金在热处理前就已经获得较多的La(Fe,Si)13相,当B的掺杂量为0.08,快速凝固过程中获得的本文研究了小剂量B元素的掺杂及热处理对La-Fe-Si快淬条带微观结构及磁热性能的影响。研究结果表明：B的掺杂促进了La(Fe,Si)13相的形成，相比于未掺杂B的La-Fe-Si合金，La-Fe-Si-B合金在热处理前就已经获得较多的La(Fe,Si)13相，当B的掺杂量为0.08，快速凝固过程中获得的La(Fe, Si)13相的相对含量最多。B的掺杂有利于快速凝固过程中微观组织结构的细化，这些细化的微观组织缩短了热处理过程中进行包析反应(α-Fe + LaFeSi → La(Fe,Si)13)的元素扩散路径，有利于快速反应生成La(Fe,Si)13相。在热处理过程中，B的掺杂优化了合金的微观组织结构，与没有掺杂B的La-Fe-Si合金相比，B的掺杂使合金热处理组织均匀细化，其居里温度和磁热效应得到提高。当B的掺杂量由0增加到0.08，合金快淬条带的居里温度由210 K提高到233 K，最大等温磁熵变由5.47 J/kg?K 提高到9.40 J/kg?K。
本文研究了小剂量B元素的掺杂及热处理对La-Fe-Si快淬条带微观结构及磁热性能的影响。研究结果表明：B的掺杂促进了La(Fe,Si)13相的形成,相比于未掺杂B的La-Fe-Si合金,La-Fe-Si-B合金在热处理前就已经获得较多的La(Fe,Si)13相,当B的掺杂量为0.08,快速凝固过程中获得的本文研究了小剂量B元素的掺杂及热处理对La-Fe-Si快淬条带微观结构及磁热性能的影响。研究结果表明：B的掺杂促进了La(Fe,Si)13相的形成，相比于未掺杂B的La-Fe-Si合金，La-Fe-Si-B合金在热处理前就已经获得较多的La(Fe,Si)13相，当B的掺杂量为0.08，快速凝固过程中获得的La(Fe, Si)13相的相对含量最多。B的掺杂有利于快速凝固过程中微观组织结构的细化，这些细化的微观组织缩短了热处理过程中进行包析反应(α-Fe + LaFeSi → La(Fe,Si)13)的元素扩散路径，有利于快速反应生成La(Fe,Si)13相。在热处理过程中，B的掺杂优化了合金的微观组织结构，与没有掺杂B的La-Fe-Si合金相比，B的掺杂使合金热处理组织均匀细化，其居里温度和磁热效应得到提高。当B的掺杂量由0增加到0.08，合金快淬条带的居里温度由210 K提高到233 K，最大等温磁熵变由5.47 J/kg?K 提高到9.40 J/kg?K。
2018, 47(5):1503-1508.
摘要:
采用密度泛函理论框架下的赝势平面波法,计算了δ-Pu在基态和高压下的晶格常数、结合能、力学性能以及电子结构。计算结果表明δ-Pu为高压不稳定相,在10GPa左右就会发生相变,且随压强增大,其结构稳定性降低。通过对电子结构的分析,发现随压强的增大,5f和6d电子的成键能力增强,但sp杂化作用减弱。压强增大导致的成键作用变化,揭示了δ-Pu高压相变的电子机制。
采用密度泛函理论框架下的赝势平面波法,计算了δ-Pu在基态和高压下的晶格常数、结合能、力学性能以及电子结构。计算结果表明δ-Pu为高压不稳定相,在10GPa左右就会发生相变,且随压强增大,其结构稳定性降低。通过对电子结构的分析,发现随压强的增大,5f和6d电子的成键能力增强,但sp杂化作用减弱。压强增大导致的成键作用变化,揭示了δ-Pu高压相变的电子机制。
2018, 47(5):1509-1516.
摘要:
采用扫描电子显微镜（SEM）、能谱分析（EDS）和X射线衍射（XRD）研究了纳米SiC颗粒对Ni-Co镀层结构和形貌的影响规律，通过EIS, Tafel电化学方法探究了Ni-Co/SiC电沉积过程及镀层的电化学腐蚀性能。结果表明，Co的加入使Ni镀层晶粒细化，孔隙率降低，并使部分结构非晶化，耐蚀性提高。纳米SiC颗粒具有促进Ni-Co合金形核长大和提高其硬度的双重作用，使Ni-Co/SiC耐磨性增强，与Ni-Co合金相比其Ecorr更正，icorr更小，Rc更大，具有优异的耐蚀性和耐磨性。Ni-Co/SiC具有更好的服役稳定性，而Ni-Co合金服役中耐蚀性降低较快。在服役过程中，镀层腐蚀过程经历了三个阶段，即浸润阶段，电解液在涂层中传输的扩散控制阶段，电解液到达基材表面后扩散速率已大于电化学速率的电化学控制阶段。Ni-Co/SiC合金具有良好的耐磨耐蚀性能，在海水多重因素交互作用下能够对海工机械提供长效防护，在海工防护领域具有良好的应用前景。
采用扫描电子显微镜（SEM）、能谱分析（EDS）和X射线衍射（XRD）研究了纳米SiC颗粒对Ni-Co镀层结构和形貌的影响规律，通过EIS, Tafel电化学方法探究了Ni-Co/SiC电沉积过程及镀层的电化学腐蚀性能。结果表明，Co的加入使Ni镀层晶粒细化，孔隙率降低，并使部分结构非晶化，耐蚀性提高。纳米SiC颗粒具有促进Ni-Co合金形核长大和提高其硬度的双重作用，使Ni-Co/SiC耐磨性增强，与Ni-Co合金相比其Ecorr更正，icorr更小，Rc更大，具有优异的耐蚀性和耐磨性。Ni-Co/SiC具有更好的服役稳定性，而Ni-Co合金服役中耐蚀性降低较快。在服役过程中，镀层腐蚀过程经历了三个阶段，即浸润阶段，电解液在涂层中传输的扩散控制阶段，电解液到达基材表面后扩散速率已大于电化学速率的电化学控制阶段。Ni-Co/SiC合金具有良好的耐磨耐蚀性能，在海水多重因素交互作用下能够对海工机械提供长效防护，在海工防护领域具有良好的应用前景。
2018, 47(5):1517-1522.
摘要:
采用激光熔覆技术在Monel400合金表面制备Ni基稀土合金熔覆层。利用SEM、EDS、XRD、显微硬度计及超声波金属材料空蚀仪等设备对熔覆层的组织形貌、相结构、硬度、空蚀性能及失效机制进行了系统研究。结果表明：Y2O3细化了熔覆层的组织,其组织主要由γ-Ni固溶体、Ni3B和高硬度的Cr23C6和Cr7C3组成,平均硬度可达886 HV,抗空蚀性能是Monel400合金的8倍,熔覆层的失效机制均为枝晶干的冲蚀剥落,细晶强化及空蚀过程中产生的阻断晶界的网状结构是提高熔覆层耐空蚀性能的关键。
采用激光熔覆技术在Monel400合金表面制备Ni基稀土合金熔覆层。利用SEM、EDS、XRD、显微硬度计及超声波金属材料空蚀仪等设备对熔覆层的组织形貌、相结构、硬度、空蚀性能及失效机制进行了系统研究。结果表明：Y2O3细化了熔覆层的组织,其组织主要由γ-Ni固溶体、Ni3B和高硬度的Cr23C6和Cr7C3组成,平均硬度可达886 HV,抗空蚀性能是Monel400合金的8倍,熔覆层的失效机制均为枝晶干的冲蚀剥落,细晶强化及空蚀过程中产生的阻断晶界的网状结构是提高熔覆层耐空蚀性能的关键。
2018, 47(5):1523-1528.
摘要:
本文研究了金属钼(Mo)在离子液体1-丁基-1-甲基吡咯烷双(三氟甲磺酰)亚胺盐([BMP]Tf2N)中的电沉积。采用MoCl5-[BMP]Tf2N离子液体体系作为电沉积的电解质,测定了不同温度下的伏安曲线(CV)。用恒电位法进行电沉积,沉积物通过扫描电镜(SEM)、能谱(EDS)、透射电镜(TEM)和光电子能谱(XPS)进行了观察和表征。结果表明,在25℃~120℃的温度范围内,当温度高于100℃后,Mo的电化学还原行为发生明显变化,部分还原峰消失。Pt基板上,120℃,-2.2V和-2.7V恒电位电沉积均能得到金属态的Mo。其中,-2.2V时得到非晶态的Mo,沉积层平整、无裂纹；-2.7V时得到晶态和非晶态混合的Mo,沉积层有裂纹。
本文研究了金属钼(Mo)在离子液体1-丁基-1-甲基吡咯烷双(三氟甲磺酰)亚胺盐([BMP]Tf2N)中的电沉积。采用MoCl5-[BMP]Tf2N离子液体体系作为电沉积的电解质,测定了不同温度下的伏安曲线(CV)。用恒电位法进行电沉积,沉积物通过扫描电镜(SEM)、能谱(EDS)、透射电镜(TEM)和光电子能谱(XPS)进行了观察和表征。结果表明,在25℃~120℃的温度范围内,当温度高于100℃后,Mo的电化学还原行为发生明显变化,部分还原峰消失。Pt基板上,120℃,-2.2V和-2.7V恒电位电沉积均能得到金属态的Mo。其中,-2.2V时得到非晶态的Mo,沉积层平整、无裂纹；-2.7V时得到晶态和非晶态混合的Mo,沉积层有裂纹。
2018, 47(5):1529-1536.
摘要:
结合机械合金化和热压烧结技术制备的多相Mo-12Si-8.5B合金是由钼固溶体（α-Mo）和金属间化合物（Mo3Si和Mo5SiB2）组成的复合材料。合金的微观组织是Mo3Si和Mo5SiB2以颗粒形态弥散分布在具有连续结构α-Mo基体的晶粒内和晶界处。纳米尺度的La2O3颗粒主要分布在Mo-12Si-8.5B合金中α-Mo相的晶粒内，部分存在于Mo3Si和Mo5SiB2颗粒内。纳米La2O3颗粒的掺杂同时细化了α-Mo基体的晶粒和Mo3Si与Mo5SiB2相的颗粒从而使合金具有细小的微观组织，合金内α-Mo、Mo3Si和Mo5SiB2相的平均晶粒或颗粒尺寸均小于1μm。结合微观组织观察及力学性能试验结果，对Mo-12Si-8.5B合金中存在的细晶强化、固溶强化和颗粒强化多重强化效果的耦合作用进行了量化分析。
结合机械合金化和热压烧结技术制备的多相Mo-12Si-8.5B合金是由钼固溶体（α-Mo）和金属间化合物（Mo3Si和Mo5SiB2）组成的复合材料。合金的微观组织是Mo3Si和Mo5SiB2以颗粒形态弥散分布在具有连续结构α-Mo基体的晶粒内和晶界处。纳米尺度的La2O3颗粒主要分布在Mo-12Si-8.5B合金中α-Mo相的晶粒内，部分存在于Mo3Si和Mo5SiB2颗粒内。纳米La2O3颗粒的掺杂同时细化了α-Mo基体的晶粒和Mo3Si与Mo5SiB2相的颗粒从而使合金具有细小的微观组织，合金内α-Mo、Mo3Si和Mo5SiB2相的平均晶粒或颗粒尺寸均小于1μm。结合微观组织观察及力学性能试验结果，对Mo-12Si-8.5B合金中存在的细晶强化、固溶强化和颗粒强化多重强化效果的耦合作用进行了量化分析。
2018, 47(5):1537-1542.
摘要:
利用锻造加工进行了V-4Cr-4Ti/Ti两种材料的扩散连接，并通过OM，SEM，EDS，剪切实验等手段分析和研究了扩散接头的界面结构及其接合强度。微观结构分析表明，扩散接头的总宽度约为100 μm，并分为明显的Ⅰ、Ⅱ两部分：Ti基体侧的Ⅰ区较宽，由致密的针状组织组成；V-4Cr-4Ti合金一侧的Ⅱ区宽度约为Ⅰ区的一半，该区平滑无缺陷，未看到孔洞和裂纹等缺陷的存在。根据材料基体和扩散接头处的硬度分布规律，可以将它们进一步分为A-F六个区域，其中C区的硬度最高，其与钛基体交界区域的最大硬度高达332 HV，远高于基体材料的硬度（钛基体的平均硬度为190 HV，钒合金基体为258 HV），而E区的硬度较低，最低仅为182 HV。剪切实验结果表明，扩散接头的剪切强度大于165.2 MPa，且断裂发生在靠近扩散接头的钛基边界区域，这很可能是因为金属钛在冷却过程中发生相变导致局部应力集中所造成的。
利用锻造加工进行了V-4Cr-4Ti/Ti两种材料的扩散连接，并通过OM，SEM，EDS，剪切实验等手段分析和研究了扩散接头的界面结构及其接合强度。微观结构分析表明，扩散接头的总宽度约为100 μm，并分为明显的Ⅰ、Ⅱ两部分：Ti基体侧的Ⅰ区较宽，由致密的针状组织组成；V-4Cr-4Ti合金一侧的Ⅱ区宽度约为Ⅰ区的一半，该区平滑无缺陷，未看到孔洞和裂纹等缺陷的存在。根据材料基体和扩散接头处的硬度分布规律，可以将它们进一步分为A-F六个区域，其中C区的硬度最高，其与钛基体交界区域的最大硬度高达332 HV，远高于基体材料的硬度（钛基体的平均硬度为190 HV，钒合金基体为258 HV），而E区的硬度较低，最低仅为182 HV。剪切实验结果表明，扩散接头的剪切强度大于165.2 MPa，且断裂发生在靠近扩散接头的钛基边界区域，这很可能是因为金属钛在冷却过程中发生相变导致局部应力集中所造成的。
2018, 47(5):1543-1549.
摘要:
采用电化学方法研究了深冷处理温度对AZ31镁合金CMT(Cold Metal Transfer)焊接接头腐蚀行为的影响。结果表明:与未深冷时相比,经-100℃/4 h、-140℃/4 h、-180℃/4 h三组参数深冷处理后的接头焊缝区耐蚀性能得到不同程度提高,随着深冷温度降低,耐蚀性能呈先升高后下降的趋势变化,深冷处理对焊缝区中第二相的尺寸、含量及分布的改变是决定这一趋势的关键因素。其中经-140℃/4h深冷处理的焊缝区电荷转移电阻和腐蚀产物膜电阻最大,腐蚀电流最低,耐蚀性能最佳。
采用电化学方法研究了深冷处理温度对AZ31镁合金CMT(Cold Metal Transfer)焊接接头腐蚀行为的影响。结果表明:与未深冷时相比,经-100℃/4 h、-140℃/4 h、-180℃/4 h三组参数深冷处理后的接头焊缝区耐蚀性能得到不同程度提高,随着深冷温度降低,耐蚀性能呈先升高后下降的趋势变化,深冷处理对焊缝区中第二相的尺寸、含量及分布的改变是决定这一趋势的关键因素。其中经-140℃/4h深冷处理的焊缝区电荷转移电阻和腐蚀产物膜电阻最大,腐蚀电流最低,耐蚀性能最佳。
2018, 47(5):1550-1554.
摘要:
采用机械合金化(MA)制备出Ti55.5Cu18.5Ni17.5Al8.5非晶粉末。利用X射线衍射仪(XRD)、示差扫描量热分析仪、扫描电镜、透射电镜等研究了不同球磨时间粉末的微观形貌以及非晶化行为,探讨了非晶化对合金硬度的影响。结果表明,首先随着球磨时间的增加,微观组织的演变规律是合金晶粒逐渐变小,出现纳米晶化合物；随后纳米晶化合物内部发生局部结构长程无序化,纳米晶化合物分割成更为细小的纳米晶；最终纳米晶颗粒完全非晶化。从原子尺度证明了非晶化的主要原因是高能球磨过程中发生了剧塑性变形,形成了高密度位错以及严重的晶格畸变,最终导致原子长程无序化从而形成非晶。球磨引起加工硬化和非晶晶化,使得球磨后的合金粉末硬度显著增加。
采用机械合金化(MA)制备出Ti55.5Cu18.5Ni17.5Al8.5非晶粉末。利用X射线衍射仪(XRD)、示差扫描量热分析仪、扫描电镜、透射电镜等研究了不同球磨时间粉末的微观形貌以及非晶化行为,探讨了非晶化对合金硬度的影响。结果表明,首先随着球磨时间的增加,微观组织的演变规律是合金晶粒逐渐变小,出现纳米晶化合物；随后纳米晶化合物内部发生局部结构长程无序化,纳米晶化合物分割成更为细小的纳米晶；最终纳米晶颗粒完全非晶化。从原子尺度证明了非晶化的主要原因是高能球磨过程中发生了剧塑性变形,形成了高密度位错以及严重的晶格畸变,最终导致原子长程无序化从而形成非晶。球磨引起加工硬化和非晶晶化,使得球磨后的合金粉末硬度显著增加。
2018, 47(5):1555-1561.
摘要:
为了改善镁合金变形组织及弱化基面织构强度,提高边部的成形性能。将AZ31B镁合金板在250℃~400℃的温度下以0.5m/s的速度进行热轧试验,设置四种不同交叉轧制路径,利用扫描电镜(SEM)、电子背散射(EBSD)技术详细分析了不同轧制工艺得到的镁合金板上边裂的宏观形貌、微观结构和织构。研究结果表明：镁板边部裂纹随着温度的升高呈减小趋势,在400℃条件下通过RII轧制路径得到的镁合金板几乎没有裂纹的出现。边部裂纹与轧制方向大致为45度,且RII路径下镁板边部为“O”形态的封闭裂纹,很难向两端进一步扩展,裂纹最宽部分为129μm。经过交叉工艺轧制后晶粒明显细化,大部分晶粒已发生完全动态再结晶,小角度晶界数量减少,基面织构也从23.68最低可降为7.62。更加细小的晶粒不仅可以产生更大面积的晶界,同时弱化基面织构,明显抑制裂纹的扩展,控制边裂的生成。
为了改善镁合金变形组织及弱化基面织构强度,提高边部的成形性能。将AZ31B镁合金板在250℃~400℃的温度下以0.5m/s的速度进行热轧试验,设置四种不同交叉轧制路径,利用扫描电镜(SEM)、电子背散射(EBSD)技术详细分析了不同轧制工艺得到的镁合金板上边裂的宏观形貌、微观结构和织构。研究结果表明：镁板边部裂纹随着温度的升高呈减小趋势,在400℃条件下通过RII轧制路径得到的镁合金板几乎没有裂纹的出现。边部裂纹与轧制方向大致为45度,且RII路径下镁板边部为“O”形态的封闭裂纹,很难向两端进一步扩展,裂纹最宽部分为129μm。经过交叉工艺轧制后晶粒明显细化,大部分晶粒已发生完全动态再结晶,小角度晶界数量减少,基面织构也从23.68最低可降为7.62。更加细小的晶粒不仅可以产生更大面积的晶界,同时弱化基面织构,明显抑制裂纹的扩展,控制边裂的生成。
2018, 47(5):1562-1566.
摘要:
柴油机氧化催化剂(DOC)能将尾气中部分NO氧化成NO2,一定浓度的NO2有利于柴油机颗粒捕集器(DPF)的连续再生和提高选择性催化还原催化剂(SCR)对NOx的转化效率。针对DOC的新鲜态Pt/Al2O3催化剂经过一次程序升温NO催化氧化活性明显提升的现象(活化效应),采用原位红外漫反射实验(in situ DRIFTS)、氢气程序升温还原(H2-TPR)和高分辨透射电子显微镜(HR-TEM)分析Pt/Al2O3催化剂相关过程的物理化学状态。分析结果表明,新鲜态Pt/Al2O3催化剂在300 ℃以下时载体上积累了大量的硝酸盐和亚硝酸盐物种,导致新鲜态催化剂活性不高；进一步的分析表明经一次程序升温后催化剂中与载体结合强的PtOx物种的分解是引起活化效应的主要原因；经过三次程序升温反应,催化剂中Pt粒子的大小没有发生明显改变。
柴油机氧化催化剂(DOC)能将尾气中部分NO氧化成NO2,一定浓度的NO2有利于柴油机颗粒捕集器(DPF)的连续再生和提高选择性催化还原催化剂(SCR)对NOx的转化效率。针对DOC的新鲜态Pt/Al2O3催化剂经过一次程序升温NO催化氧化活性明显提升的现象(活化效应),采用原位红外漫反射实验(in situ DRIFTS)、氢气程序升温还原(H2-TPR)和高分辨透射电子显微镜(HR-TEM)分析Pt/Al2O3催化剂相关过程的物理化学状态。分析结果表明,新鲜态Pt/Al2O3催化剂在300 ℃以下时载体上积累了大量的硝酸盐和亚硝酸盐物种,导致新鲜态催化剂活性不高；进一步的分析表明经一次程序升温后催化剂中与载体结合强的PtOx物种的分解是引起活化效应的主要原因；经过三次程序升温反应,催化剂中Pt粒子的大小没有发生明显改变。
2018, 47(5):1567-1572.
摘要:
本文通过对Ti-B4C体系进行机械合金化，随后将其与Cu粉进行混合和热压烧结制备了(TiC+TiB2)/Cu复合材料。研究表明，机械合金化促使B4C粉末分解并向Ti粉末中的固溶形成Ti-C-B的三元混合体系，有效降低了Ti-B4C体系的反应温度，并在随后的热压烧结中生成(TiC+TiB2)，其原因是在Ti-C-B体系中生成TiB2相比TiB具有更低的吉布斯自由能变。当增强相含量较低时，强化相颗粒细小弥散地分布在铜基体中，且与基体界面结合良好，可显著提高复合材料的硬度；但随着含量的增加，强化相的团聚现象加剧，与基体的界面结合方式也转变为简单的机械包裹，其强化效应并不能得以体现。此外，由于机械合金化提高了Ti-B4C体系反应的活性，有效地避免了Ti向铜基体中的固溶，导致所制备的(TiC+TiB2)/Cu复合材料与直接混合Cu-Ti-B4C粉末制备的复合材料相比导电率大幅提升。
本文通过对Ti-B4C体系进行机械合金化，随后将其与Cu粉进行混合和热压烧结制备了(TiC+TiB2)/Cu复合材料。研究表明，机械合金化促使B4C粉末分解并向Ti粉末中的固溶形成Ti-C-B的三元混合体系，有效降低了Ti-B4C体系的反应温度，并在随后的热压烧结中生成(TiC+TiB2)，其原因是在Ti-C-B体系中生成TiB2相比TiB具有更低的吉布斯自由能变。当增强相含量较低时，强化相颗粒细小弥散地分布在铜基体中，且与基体界面结合良好，可显著提高复合材料的硬度；但随着含量的增加，强化相的团聚现象加剧，与基体的界面结合方式也转变为简单的机械包裹，其强化效应并不能得以体现。此外，由于机械合金化提高了Ti-B4C体系反应的活性，有效地避免了Ti向铜基体中的固溶，导致所制备的(TiC+TiB2)/Cu复合材料与直接混合Cu-Ti-B4C粉末制备的复合材料相比导电率大幅提升。
2018, 47(5):1573-1577.
摘要:
本文以AZ31镁合金的强力旋压成型工艺为例,通过六道次旋压成型获得镁合金筒形件,对其各道次组织演变规律及筒坯的微纳力学性能进行了分析。原始筒坯壁厚为10 mm经六道次强力旋压成型,获得了壁厚为1 mm的成型良好、无鼓包等缺陷的镁合金筒形件；采用金相显微镜对各道次的筒坯试样的显微组织进行分析,结果表明：组织由原始粗大的、不均匀组织逐步转变为以孪晶为主、细小的均匀的组织；采用G200微纳力学测试系统对各道次的镁筒坯试样进行纳米压痕测试分析,结果表明：镁合金筒坯硬度随着旋压道次的增加而提高,原始镁合金筒坯硬度为0.377 GPa,六道次旋压后镁合金筒坯的硬度为1.053 GPa,提高约2.8倍,而旋压前后模量值保持基本不变；采用万能试验机对旋压成型的筒形件的拉伸试验及断口SEM分析,结果表明：旋压前后的镁合金筒坯断口均呈现塑性断裂,但是原始镁合金断口中韧窝大而深,经多道次旋压后的断口中韧窝小而浅。
本文以AZ31镁合金的强力旋压成型工艺为例,通过六道次旋压成型获得镁合金筒形件,对其各道次组织演变规律及筒坯的微纳力学性能进行了分析。原始筒坯壁厚为10 mm经六道次强力旋压成型,获得了壁厚为1 mm的成型良好、无鼓包等缺陷的镁合金筒形件；采用金相显微镜对各道次的筒坯试样的显微组织进行分析,结果表明：组织由原始粗大的、不均匀组织逐步转变为以孪晶为主、细小的均匀的组织；采用G200微纳力学测试系统对各道次的镁筒坯试样进行纳米压痕测试分析,结果表明：镁合金筒坯硬度随着旋压道次的增加而提高,原始镁合金筒坯硬度为0.377 GPa,六道次旋压后镁合金筒坯的硬度为1.053 GPa,提高约2.8倍,而旋压前后模量值保持基本不变；采用万能试验机对旋压成型的筒形件的拉伸试验及断口SEM分析,结果表明：旋压前后的镁合金筒坯断口均呈现塑性断裂,但是原始镁合金断口中韧窝大而深,经多道次旋压后的断口中韧窝小而浅。
2018, 47(5):1578-1582.
摘要:
本文采用多靶磁控共溅射技术的单靶功率可调特点,在304不锈钢基体上,制备出了FeCrNiMoCu高熵合金涂层。通过纳米压入(Nanoindentation)、X射线衍射仪(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)、原子力显微镜(AFM)等对不同组分含量的FeCrNiMoCu高熵合金涂层的纳米硬度、微观结构及形貌进行了表征。结果表明：磁控共溅射法制备的FeCrNiMoCu涂层具有简单的FCC结构和高的纳米硬度,表面硬度随铁元素含量上升而增加。
本文采用多靶磁控共溅射技术的单靶功率可调特点,在304不锈钢基体上,制备出了FeCrNiMoCu高熵合金涂层。通过纳米压入(Nanoindentation)、X射线衍射仪(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)、原子力显微镜(AFM)等对不同组分含量的FeCrNiMoCu高熵合金涂层的纳米硬度、微观结构及形貌进行了表征。结果表明：磁控共溅射法制备的FeCrNiMoCu涂层具有简单的FCC结构和高的纳米硬度,表面硬度随铁元素含量上升而增加。
2018, 47(5):1583-1588.
摘要:
采用Hummers法合成的氧化石墨烯（GO）与壳聚糖（CTS）来制备复合型吸附剂GO-CTS，通过FTIR和SEM对其结构和微观形貌进行表征。采用吸附法对产物的吸附性能进行研究，考察溶液pH、吸附剂投加量、吸附时间以及铀初始浓度等实验参数对所制吸附剂去铀效果的影响。结果表明，对于10 mg/L的含铀溶液，GO和GO-CTS的最佳吸附条件分别为：pH=4-7、5；投加量1.0 g/L、1.0 g/L；吸附时间为<1 min、70 min，最大去铀率分别为99.5%、97.5%。
采用Hummers法合成的氧化石墨烯（GO）与壳聚糖（CTS）来制备复合型吸附剂GO-CTS，通过FTIR和SEM对其结构和微观形貌进行表征。采用吸附法对产物的吸附性能进行研究，考察溶液pH、吸附剂投加量、吸附时间以及铀初始浓度等实验参数对所制吸附剂去铀效果的影响。结果表明，对于10 mg/L的含铀溶液，GO和GO-CTS的最佳吸附条件分别为：pH=4-7、5；投加量1.0 g/L、1.0 g/L；吸附时间为<1 min、70 min，最大去铀率分别为99.5%、97.5%。
2018, 47(5):1589-1595.
摘要:
通过力学性能、电导率测试、EDS分析和TEM分析，对7A52铝合金激光焊接头单级时效行为特征进行了研究，并确定了较为合理的单级时效工艺。结果表明，7A52铝合金激光焊焊缝和母材在不同温度下达到峰值硬度所需要的时间基本是一致的，当时效温度由120℃上升到160℃时，接头时效硬化速度明显加快，达到峰时效时间明显缩短。与120℃时的峰时效状态相比，经140℃，16h时效处理后的接头抗拉强度为351MPa，失重量为0.0070g/min，电导率为21.2MS/m，接头抗拉强度下降了1.13%，失重量增加了2.94%，电阻率却提升了12.2%，综合考虑以140℃保温16h单级时效工艺为宜。焊缝和母材的析出相均是MgZn2相，随时效时间的延长析出相逐渐增多粗化，且峰时效状态下的起主要强化作用的是η，相和GP区。
通过力学性能、电导率测试、EDS分析和TEM分析，对7A52铝合金激光焊接头单级时效行为特征进行了研究，并确定了较为合理的单级时效工艺。结果表明，7A52铝合金激光焊焊缝和母材在不同温度下达到峰值硬度所需要的时间基本是一致的，当时效温度由120℃上升到160℃时，接头时效硬化速度明显加快，达到峰时效时间明显缩短。与120℃时的峰时效状态相比，经140℃，16h时效处理后的接头抗拉强度为351MPa，失重量为0.0070g/min，电导率为21.2MS/m，接头抗拉强度下降了1.13%，失重量增加了2.94%，电阻率却提升了12.2%，综合考虑以140℃保温16h单级时效工艺为宜。焊缝和母材的析出相均是MgZn2相，随时效时间的延长析出相逐渐增多粗化，且峰时效状态下的起主要强化作用的是η，相和GP区。
2018, 47(5):1596-1600.
摘要:
采用大功率脉冲离子镀技术,通过调控单脉冲持续时间的方式,对所制备的纯金属细晶粒Ti薄膜的微观结构以及相关力学性能进行了对比研究。结果表明：在较小平均电流条件下,通过调控脉单冲持续时间Ton(占空比)可以获得较大峰值电流,并对薄膜的微观结构产生显著影响。薄膜的表面生长形貌表现为随着单脉冲持续时间的延长,颗粒间逐渐出现明显的孔隙,圆球状团聚生长的尺寸明显增大。截面生长形貌表现为随着脉冲持续时间的延长,发生由柱状形貌向树枝状形貌过渡,并产生大量的孔隙与缺陷,薄膜致密度明显下降。力学性能表现为随着脉冲持续时间的延长,薄膜的硬度与模量都呈现出先增大后大幅降低的变化趋势,且当单脉冲持续时间为4ms左右时,薄膜的硬度与模量存在最大值。
采用大功率脉冲离子镀技术,通过调控单脉冲持续时间的方式,对所制备的纯金属细晶粒Ti薄膜的微观结构以及相关力学性能进行了对比研究。结果表明：在较小平均电流条件下,通过调控脉单冲持续时间Ton(占空比)可以获得较大峰值电流,并对薄膜的微观结构产生显著影响。薄膜的表面生长形貌表现为随着单脉冲持续时间的延长,颗粒间逐渐出现明显的孔隙,圆球状团聚生长的尺寸明显增大。截面生长形貌表现为随着脉冲持续时间的延长,发生由柱状形貌向树枝状形貌过渡,并产生大量的孔隙与缺陷,薄膜致密度明显下降。力学性能表现为随着脉冲持续时间的延长,薄膜的硬度与模量都呈现出先增大后大幅降低的变化趋势,且当单脉冲持续时间为4ms左右时,薄膜的硬度与模量存在最大值。
2018, 47(5):1601-1606.
摘要:
采用气雾化制备了FeBSiNb合金粉末,经过火焰喷涂后,制备了高非晶含量的FeBSiNb涂层。利用X射线衍射仪、差热分析仪、扫描电镜和透射电镜分析了粉末和涂层的表面形貌、显微组织和结构特征。结果表明：FeBSiNb合金粉末主要由晶体Fe2B相和α-Fe(Si)固溶体组成。FeBSiNb非晶涂层主要由非晶相(含量85vol%左右)、Fe2B晶体相和α-Fe(Si)纳米晶相组成。非晶涂层在531~605℃区间发生晶化,涂层的玻璃转变温度Tg为513℃,晶化温度Tx为531℃,计算得出FeBSiNb系合金形成非晶相的临界冷却速率在2.0×106 K/s左右。对涂层的摩擦磨损性能进行测试,在5N,5Hz,30min摩擦条件下,FeBSiNb非晶涂层的摩擦系数仅为0.2左右,相对耐磨性约为45#钢基体的10倍。
采用气雾化制备了FeBSiNb合金粉末,经过火焰喷涂后,制备了高非晶含量的FeBSiNb涂层。利用X射线衍射仪、差热分析仪、扫描电镜和透射电镜分析了粉末和涂层的表面形貌、显微组织和结构特征。结果表明：FeBSiNb合金粉末主要由晶体Fe2B相和α-Fe(Si)固溶体组成。FeBSiNb非晶涂层主要由非晶相(含量85vol%左右)、Fe2B晶体相和α-Fe(Si)纳米晶相组成。非晶涂层在531~605℃区间发生晶化,涂层的玻璃转变温度Tg为513℃,晶化温度Tx为531℃,计算得出FeBSiNb系合金形成非晶相的临界冷却速率在2.0×106 K/s左右。对涂层的摩擦磨损性能进行测试,在5N,5Hz,30min摩擦条件下,FeBSiNb非晶涂层的摩擦系数仅为0.2左右,相对耐磨性约为45#钢基体的10倍。
2018, 47(5):1607-1612.
摘要:
等截面通道角挤压(Equal channel angular Extrusion, ECAE)是制备无疏松孔洞大块超细晶材料的重要方法之一。论文通过刚塑性有限元法对ECAE进行三维数值仿真,采用单元点映射方法,结合三维模型转换进行了A,Ba,Bc和C多次挤压路线的有限元连续仿真,得出了圆形截面挤压试样等效应变分布及其变形均匀性规律,同时,给出了多次挤压不同挤压路线等截面通道角挤压晶粒细化机理。通过变换挤压路线可以改变挤压试样内部微观组织结构。随着挤压次数的增加,不同挤压路线对应挤压试样均得到有效细化,与其它挤压路线相比,路线Bc和C能够得到大角度晶界的等轴晶粒分布的挤压试样。同时,通过实验得到的各路线挤压试样对应的微观结构演化规律与模拟分析得到的应变分布规律一致。
等截面通道角挤压(Equal channel angular Extrusion, ECAE)是制备无疏松孔洞大块超细晶材料的重要方法之一。论文通过刚塑性有限元法对ECAE进行三维数值仿真,采用单元点映射方法,结合三维模型转换进行了A,Ba,Bc和C多次挤压路线的有限元连续仿真,得出了圆形截面挤压试样等效应变分布及其变形均匀性规律,同时,给出了多次挤压不同挤压路线等截面通道角挤压晶粒细化机理。通过变换挤压路线可以改变挤压试样内部微观组织结构。随着挤压次数的增加,不同挤压路线对应挤压试样均得到有效细化,与其它挤压路线相比,路线Bc和C能够得到大角度晶界的等轴晶粒分布的挤压试样。同时,通过实验得到的各路线挤压试样对应的微观结构演化规律与模拟分析得到的应变分布规律一致。
2018, 47(5):1613-1619.
摘要:
通过控制Gd211固相块烧结温度的方法,获得了系列具有不同显微组织结构的Gd211先驱固相块；在此基础上,采用顶部籽晶熔渗生长法,制备了系列单畴GdBCO超导块材。并对其熔渗生长前后之宏观形貌、显微组织结构、以及单畴GdBCO超导块材的磁悬浮力进行了研究。结果表明,只有当先驱固相块的微观结构满足：Gd211粒子均为球状或椭球状颗粒、平均粒径较小、气孔率适中的条件时,单畴GdBCO超导块材中的Gd211粒子平均粒径最小,样品的磁通钉扎力和磁悬浮力最大(约38.7 N,样品直径20 mm,测试温度77 K,永磁体直径20 mm,表面磁场0.5 T)。该研究结果对于如何从微观结构上控制固相先驱块和单畴REBCO超导块材中RE211粒子的形状、粒径大小、气孔率、以及提高其超导性能提供了科学的依据和思路。
通过控制Gd211固相块烧结温度的方法,获得了系列具有不同显微组织结构的Gd211先驱固相块；在此基础上,采用顶部籽晶熔渗生长法,制备了系列单畴GdBCO超导块材。并对其熔渗生长前后之宏观形貌、显微组织结构、以及单畴GdBCO超导块材的磁悬浮力进行了研究。结果表明,只有当先驱固相块的微观结构满足：Gd211粒子均为球状或椭球状颗粒、平均粒径较小、气孔率适中的条件时,单畴GdBCO超导块材中的Gd211粒子平均粒径最小,样品的磁通钉扎力和磁悬浮力最大(约38.7 N,样品直径20 mm,测试温度77 K,永磁体直径20 mm,表面磁场0.5 T)。该研究结果对于如何从微观结构上控制固相先驱块和单畴REBCO超导块材中RE211粒子的形状、粒径大小、气孔率、以及提高其超导性能提供了科学的依据和思路。
2018, 47(5):1620-1624.
摘要:
对航空发动机整体叶盘所采用的DD407和GH1140异种材料进行了激光对接试验,分析了光束偏移对接头力学性能的影响及典型接头横截面的组织特征,综合分析了光束偏移对焊缝微观硬度影响。结果表明,该异种材料激光焊接头强度可达到466.3MPa,且光束偏移量对接头强度影响不大,主要取决于GH1140母材；焊缝横截面呈典型的“酒杯状”,主要由焊缝两侧的枝状晶及中心的等轴晶组成；接头的显微硬度从GH1140侧经焊缝到DD407侧呈逐渐递增趋势,W和Co元素的固溶强化、γ"强化相的含量的增加、晶粒粗化是显微硬度上升的原因。
对航空发动机整体叶盘所采用的DD407和GH1140异种材料进行了激光对接试验,分析了光束偏移对接头力学性能的影响及典型接头横截面的组织特征,综合分析了光束偏移对焊缝微观硬度影响。结果表明,该异种材料激光焊接头强度可达到466.3MPa,且光束偏移量对接头强度影响不大,主要取决于GH1140母材；焊缝横截面呈典型的“酒杯状”,主要由焊缝两侧的枝状晶及中心的等轴晶组成；接头的显微硬度从GH1140侧经焊缝到DD407侧呈逐渐递增趋势,W和Co元素的固溶强化、γ"强化相的含量的增加、晶粒粗化是显微硬度上升的原因。
2018, 47(5):1625-1630.
摘要:
通过添加氧化锆和石墨的混合粉末到镍基合金粉末中,利用激光熔覆技术在中碳钢表面上制备了原位析出ZrC颗粒增强金属Ni基复合涂层。利用扫描电镜(SEM),能谱仪(EDS)和X射线衍射设备(XRD)对涂层的组织、物相和成分进行了观察、分析和探讨。对涂层内部的ZrC颗粒形貌、生成以及生长机理、分布特点进行了分析,探讨了颗粒分布对涂层硬度性能的影响。结果表明,ZrC颗粒在中上部分布较为均匀,主要以三角形和四边类似菱形和长轴形为主,颗粒在对流和界面斥力共同作用下发生的碰撞、烧结以及枝晶间的阻力是成形主因。由于ZrC颗粒以及内部碳化物如M23C6的生成分布,复合涂层的硬度得到了明显的提升,最终其硬度可达HV0.2 720。
通过添加氧化锆和石墨的混合粉末到镍基合金粉末中,利用激光熔覆技术在中碳钢表面上制备了原位析出ZrC颗粒增强金属Ni基复合涂层。利用扫描电镜(SEM),能谱仪(EDS)和X射线衍射设备(XRD)对涂层的组织、物相和成分进行了观察、分析和探讨。对涂层内部的ZrC颗粒形貌、生成以及生长机理、分布特点进行了分析,探讨了颗粒分布对涂层硬度性能的影响。结果表明,ZrC颗粒在中上部分布较为均匀,主要以三角形和四边类似菱形和长轴形为主,颗粒在对流和界面斥力共同作用下发生的碰撞、烧结以及枝晶间的阻力是成形主因。由于ZrC颗粒以及内部碳化物如M23C6的生成分布,复合涂层的硬度得到了明显的提升,最终其硬度可达HV0.2 720。
2018, 47(5):1631-1636.
摘要:
本文旨在探索底漏式真空吸铸方法成形TiAl基合金排气阀件过程中的气孔缺陷的产生原因。通过比较不同工艺参数下吸铸成形的TiAl基合金排气阀内部孔洞缺陷形貌与分布状态，确定了缺陷的种类为气孔。结合数值模拟计算吸铸过程中合金熔体流动形态的结果，得到排气阀内部气孔缺陷形成的原因。通过优化真空吸铸过程的工艺参数，可以成功消除排气阀铸件内的气孔缺陷。
本文旨在探索底漏式真空吸铸方法成形TiAl基合金排气阀件过程中的气孔缺陷的产生原因。通过比较不同工艺参数下吸铸成形的TiAl基合金排气阀内部孔洞缺陷形貌与分布状态，确定了缺陷的种类为气孔。结合数值模拟计算吸铸过程中合金熔体流动形态的结果，得到排气阀内部气孔缺陷形成的原因。通过优化真空吸铸过程的工艺参数，可以成功消除排气阀铸件内的气孔缺陷。
2018, 47(5):1637-1642.
摘要:
在催化剂制备过程中引入氨羧络合剂(氨三乙酸三钠),通过配位作用稳定并保护Pd粒子,得到纳米Pd/C催化剂,研究了氨三乙酸三钠引入量对Pd/C催化剂结构的影响。通过X射线衍射(XRD)、X射线光电子能谱(XPS)、透射电镜(TEM)及化学吸附(H2-TPR)表征发现,与常规浸渍法制备的Pd/C催化剂相比,氨三乙酸三钠的引入能够有效减小Pd的平均粒径,并且通过调变氨三乙酸三钠的量可以获得Pd粒子不同大小的负载型Pd/C催化剂,随着氨三乙酸三钠引入量的增多(Pd摩尔含量的0.5、1、2倍),Pd粒径由5.7nm减小至2.1nm,但是继续增加氨三乙酸三钠的量(Pd摩尔含量的4倍),Pd粒径不再继续减小。当氨三乙酸三钠:Pd=1:1时,即Pd粒子大小约为4nm时,催化剂获得了最佳催化反应性能,反应6h原料全部转化,2,3-二氯吡啶的选择性可达76.86%。
在催化剂制备过程中引入氨羧络合剂(氨三乙酸三钠),通过配位作用稳定并保护Pd粒子,得到纳米Pd/C催化剂,研究了氨三乙酸三钠引入量对Pd/C催化剂结构的影响。通过X射线衍射(XRD)、X射线光电子能谱(XPS)、透射电镜(TEM)及化学吸附(H2-TPR)表征发现,与常规浸渍法制备的Pd/C催化剂相比,氨三乙酸三钠的引入能够有效减小Pd的平均粒径,并且通过调变氨三乙酸三钠的量可以获得Pd粒子不同大小的负载型Pd/C催化剂,随着氨三乙酸三钠引入量的增多(Pd摩尔含量的0.5、1、2倍),Pd粒径由5.7nm减小至2.1nm,但是继续增加氨三乙酸三钠的量(Pd摩尔含量的4倍),Pd粒径不再继续减小。当氨三乙酸三钠:Pd=1:1时,即Pd粒子大小约为4nm时,催化剂获得了最佳催化反应性能,反应6h原料全部转化,2,3-二氯吡啶的选择性可达76.86%。
2018, 47(5):1643-1647.
摘要:
利用化学法制备NdFeB中间体,再通过两级还原退火成功制备了主相为Nd2Fe14B的NdFeB磁粉。采用X射线衍射(XRD)、透射电镜(TEM)及附带的X射线能谱仪(EDS)、差示扫描量热法(DSC)和振动样品磁强计(VSM)等表征手段对样品物相组成、微观组织结构、不同温度的相变和磁性能进行了分析,研究了Nd2Fe14B相的形成过程。结果表明：采用化学法成功合成了分散良好的纳米尺寸的NdFeB中间体,中间体由球状Fe3O4颗粒和絮状物的Nd、B元素有机物配位体组成；中间体经过两级退火转变为NdFeB磁粉。一级还原退火使NdFeB中间体转化成NdFeO3、B2O3、Nd2O3和α-Fe；二级还原退火在CaH2辅助下的反应过程：首先B2O3在501 ℃下被还原成B,接着678 ℃时,Nd2O3和NdFeO3被还原以形成NdH2和α-Fe相,最后895 ℃时,B、NdH2和α-Fe发生合金化反应形成Nd2Fe14B磁粉。
利用化学法制备NdFeB中间体,再通过两级还原退火成功制备了主相为Nd2Fe14B的NdFeB磁粉。采用X射线衍射(XRD)、透射电镜(TEM)及附带的X射线能谱仪(EDS)、差示扫描量热法(DSC)和振动样品磁强计(VSM)等表征手段对样品物相组成、微观组织结构、不同温度的相变和磁性能进行了分析,研究了Nd2Fe14B相的形成过程。结果表明：采用化学法成功合成了分散良好的纳米尺寸的NdFeB中间体,中间体由球状Fe3O4颗粒和絮状物的Nd、B元素有机物配位体组成；中间体经过两级退火转变为NdFeB磁粉。一级还原退火使NdFeB中间体转化成NdFeO3、B2O3、Nd2O3和α-Fe；二级还原退火在CaH2辅助下的反应过程：首先B2O3在501 ℃下被还原成B,接着678 ℃时,Nd2O3和NdFeO3被还原以形成NdH2和α-Fe相,最后895 ℃时,B、NdH2和α-Fe发生合金化反应形成Nd2Fe14B磁粉。
2018, 47(5):1648-1654.
摘要:
随着稀土材料不断开发,新型稀土功能材料的制备需要纯度更高的稀土金属,稀土金属提纯方法包括真空熔炼、电解精炼、真空蒸馏/升华、熔盐萃取、区域熔炼、固态电迁移、电化学脱氧、外吸气剂法、 通氢等离子体熔炼等。本文对各种方法提纯稀土金属的机理进行了阐述,对研究现状和提纯效果进行了总结。杂质去除需采用多种手段结合,同时提升装备水平,以达到提高提纯效果、降低成本、缩短生产周期的目的。
随着稀土材料不断开发,新型稀土功能材料的制备需要纯度更高的稀土金属,稀土金属提纯方法包括真空熔炼、电解精炼、真空蒸馏/升华、熔盐萃取、区域熔炼、固态电迁移、电化学脱氧、外吸气剂法、 通氢等离子体熔炼等。本文对各种方法提纯稀土金属的机理进行了阐述,对研究现状和提纯效果进行了总结。杂质去除需采用多种手段结合,同时提升装备水平,以达到提高提纯效果、降低成本、缩短生产周期的目的。
