机械合金化制备Fe-Zr-B非晶合金及其晶化动力学行为研究

在高纯氩气保护下使用机械合金化法对原子组成为Fe60Zr40-xBx(x=10、20、30)的混合粉体进行实验,成功地制取了非晶合金粉。结合X射线衍射与DSC的分析,认为:Fe60Zr20B20和Fe60Zr10B30体系因B原子含量较高,使得其非晶化效率及热稳定性都要高于B原子含量较少的Fe60Zr30B10体系。计算得出Fe60Zr20B20和Fe60Zr10B30两个体系的非晶晶化激活能数据分别为(201.7±58.5)kJ·mol-1和(220.3±18.1)kJ·mol-1。     

机械合金化Fe—B非晶合金及纳米合金的形成

在适当条件下机械合金化可以形成急冷法难以得到的单一Ｆｅ６０Ｂ４０非晶合金，而在其他成分内形成亚稳纳米合金，在众多的球磨条件中，球磨机的转速是控制合金化的重要因素。空气中的氧对小颗粒界面产生了强烈的污染作用，从而抑的原子的相互扩散，难以形成单一的非晶产物，不同球磨条件下的产物含有的非晶相的晶化温度比单一非上合金的晶化温度稍高，并且与球磨条件以及成分的关系不大。     

Zr-Al-Ni-Cu大块非晶合金的电化学腐蚀行为研究

用电化学方法研究了 6种不同成分的大块非晶合金、与非晶成分相对应的两种晶态合金和纯Zr在 0 .1mol/LNa2 SO4 溶液中的腐蚀行为 ,结果表明 ,6种非晶样品中 ,有 4种具有高耐蚀性能 ,其中 ,成分为Zr65Al7.5Ni10 Cu17.5的样品具有最低的icorr值 1.38× 10 - 2 μA·cm- 2 。两种具有相同成分的非晶与晶态合金相比 ,晶态合金具有更低的icorr值。在 9种实验样品中纯Zr具有最低的icorr值 7.10× 10 - 3 μA·cm- 2 。     

用机械合金化方法制备Ni-Zr非晶合金

用 Spex 8000 Mixer/Mill 球磨机对 Ni-30at.-%Zr 混合粉末进行机械合金化。观察了粉末的金相组织,测定了粉末的硬度和平均直径,确定了粉末的晶体结构。结果表明,经24h 研磨后,粉末的层状组织消失,成为均匀的单相非晶合金,非晶漫射峰在45°(2θ)附近出现。     

Zr对Pr-Fe-B非晶合金晶化形成纳米晶合金的作用

从非晶合金化激活能的角度，分析了Pr-Fe-B非晶合金在退火过程中晶粒粗大的原因，揭示了Zr元素在其晶化过程中的作用，结果表明，Zr能改变Pr-Fe-B非晶合金中α－Fe相的晶化行为，有助于形成尺寸细小的α-Fe相。     

机械合金化Fe─B非晶合金及纳米合金的形成

在适当条件下机械合金化可以形成急冷法难以得到的单一Ｆｅ６０Ｂ４０非晶合金，而在其他成分内形成亚稳纳米合金。在众多的球磨条件中，球磨机的转速是控制合金化的重要因素，空气中的氧对小颗粒界面产生了强烈的污染作用，从而抑制了原子的相互扩散，难以形成单一的非晶产物。不同球磨条件下的产物含有的非晶相的晶化温度比单一非晶相合金的晶化温度稍高，并且与球磨条件以及成分的关系不大。     

过共析Ti-Cr合金的机械合金化

以钛，铬元素粉为原料，在行星式球磨机上采用φ20mm的淬火钢球，以200r/min的球磨速度和15：1的球料比，研究了Ti-20%Cr(ω(B)和Ti-30%Cr(ω(B)两种合金的机械合金化（MA）规律，研究结果表明；在球磨初期的2h内钛的（011）主衍射峰强度迅速降低，（010）第二衍射峰强度提高并成为最强峰，同时铬的衍射峰强度提高；随着球磨时间的增加，钛和铬的X射线衍射峰均发生宽化，强度下降和衍射角左移并减小；当球磨时间为30-40h时，钛逐步非晶化，但在本试验条件下铬没有发生非晶化；MA的前10h是粉末晶粒细化，晶格应变和合金化进行的最迅速的时期，经该阶段球磨后铬的晶粒尺寸可以达到20nm，进一步示磨有利于获得过饱和固溶的合金粉末；两种合金在超过100h的MA过程中均未发现在固相合成Laves相TiCr2；确定30-40h为制备纳米晶或非晶过饱固溶Ti-Cr合金粉末的合理球磨时间。     

机械合金化Fe－Ti合金非晶形成能力的研究

利用Ｘ光衍射和扫描电镜对机械合金化Ｆｅ－Ｔｉ非晶合金的形成过程进行了研究。试验表明，机械合金化非晶形成的过程可以分为二个阶段：粉末的破碎阶段和非晶的形成阶段。此外，对Ｆｅ－Ｔｉ合金形成非晶的成分范围进行了理论计算和试验测定。结果表明，ＦｅｘＴｉ１－ｘ可以在０．３０≤ｘ≤０．５０的范围内形成非晶，这与理论计算值基本一致。     

Sm-Fe-Si-C非晶合金的晶化动力学

用差热分析（ＤＴＡ）,结合Ｘ射线衍射（ＸＲＤ）研究了Ｓｍ－Ｆｅ－Ｓｉ－Ｃ非晶态合金的晶化动力学。结果表明：温度低于９００℃时,该合金晶化相为α－Ｆｅ（Ｓｉ）固溶体和Ｓｍ２（Ｆｅ,Ｓｉ）１７Ｃｘ。α－Ｆｅ（Ｓｉ）相的晶化表观激活能为４３１．５１ｋＪ／ｍｏｌ,Ｓｍ２（Ｆｅ,Ｓｉ）１７Ｃｘ相的晶化表观激活能为５１４．４３ｋＪ／ｍｏｌ。上在晶化初期活能变化不大,当α－Ｆｅ（Ｓｉ）相的体积分数大于７０％,Ｓ     

添加AlN对机械合金化Zr65Al7.5CU17.5Ni10非晶态合金热稳定性的影响

以成分为Zr65Al7.5Cu17.5Ni10的元素的粉末混合物及AIN颗粒为起始材料,经机械合金化形成非晶态合金为基体的复合材料,AIN添加量为5％－30％（体积分数,下同）,利用X射线衍射（XRD）,透射电子 显微镜（TEM）和差示扫描量热计（DSC）分析了含AIN复合材料的结构特性,玻璃转变与晶化行为,TEM观察表明,AIN第二相粒子弥散分布在晶Zr基合金基体上,粒子尺寸为20－200nm,仍为初始的晶体结构,与未添加AIN的Zr基非晶态合金相比,含5％－10％AIN的复合材料仍表现出较宽的过冷液态温度区域,玻璃转变温度（Tg)和晶化激活能（Ex)没有显著变化,但晶化起始温度（Tx)向高温移动大约10K,导致过冷液态温度区域的扩宽,AIN含量增至30％,明显的玻璃转变消失,Tx升高的20K。     

Cu—Ge 非晶薄膜的形成与晶化研究

采用液氮冷却基片的气相沉积法,制备了 Cu-Ge 非晶薄膜。电阻测量及 TEM 形貌、电子衍射等分析表明,非晶态合金的形成能力及稳定性与成分密切相关。对 Cu_(100-x)Ge_x 合金膜,在x<25成分区,形成的非晶态稳定性差,晶化初期出现 fcc 结构的亚稳晶相;在 x>25成分区,有较高稳定性的非晶相形成,晶化后形成 Cu_3Ge 相。用合金化化学键效应观点解释了非晶态的形成、结构及结构转变行为。     

非晶态FeMoSiB合金的机械驱动晶化产物

研究了非晶合Ｆｅ７７．２Ｍｏ０．８Ｓｉ９Ｂ１３球磨过程中晶化行为，结果表明，机械驱动的晶化产物为纳米尺寸单相α－Ｆｅ固溶体，与热晶化产物（α－Ｆｅ和３种硼化物）明显不同。     

Cu对Fe基非晶合金内禀磁性及晶化行为的影响

利用 DSC,XRD,TEM,M(?)ssbauer 谱及磁性测量技术研究了 Cu 取代 Fe 对 FeSiB 非晶合金的内禀磁性及晶化行为的影响。结果表明:Cu 元素取代 Fe 使 FeSiB 非晶合金的λ_s,σ_s,(?)_f,(?)_(Fe)下降,但居里温度 T_c 升高。而且,Cu 的加入能够显著地降低 FeSiB 非晶合金的晶化温度及晶化激活能,改善x-Fe(Si)相的形貌。FeCuSiB 非晶合金的晶化行为表明:在非晶合金内部存在α-Fe(Si)相成分富集区。     

Ce对非晶态Fe76B15Si9合金脆化及晶化的影响

在非晶态Ｆｅ７６Ｂ１５Ｓｉ９合金中加入Ｃｅ可明显改变合金的退火脆化倾向，Ｃｅ与杂质元素化合生成高熔点的化合物，在晶化过程中成为晶体形成的核心，加快了非均匀成核速率，降低了开始发生晶化的温度，但对其晶化反应进行顺序及晶化产物不产生影响。     

机械合金化能量转换与Ni_(50)Ti_(50)非晶合金的形成

本文报道了球磨转速,装球量对 Ni_(50)Ti_(50)单质混合粉机械合金化的影响,并建立模型用于计算工艺条件对球磨能量转换的影响,进而讨论了它与机械合金化相变反应方式的关系。粉末在每次碰撞的变形能过高时,可能形成金属间化合物,而粉末经长时间球磨获得的总能量超过一定值将引起非晶的晶化。     

非晶态Fe-Mo合金电沉积研究

从强碱性溶液体系不同含 Mo 量的溶液中以及不同电沉积工艺条件下,可以获得非晶态或晶态 Fe-Mo 合金镀层。这种镀液稳定、工艺简单,镀液中允许 Fe~(2+)离子浓度范围宽。获取非晶态Fe-Mo 合金的条件是:保持镀层中含 Mo 量在20wt-%以上。要达到此条件就必须保持镀液中的(Mo)/(Fe+Mo)×100量在66%以上,镀液温度在20—45℃范围内,Fe-Mo 合金镀层才成为非晶态。反之,当镀液温度超过55℃,镀层将转变成为晶态。