EVAPORATION BEHAVIOUR OF ELEMENTS DURINGVAR WITH LARGE SECTION CONSUMABLE ELECTRODE OF ALLOY A-286

研究了直径为410mm的A-286合金自耗电极真空电弧重熔过程的熔化特征及电极端部不同区域内Mn的分布,发现Mn挥发主要发生于电极端部熔滴形成阶段。Mn含量在金属液层内部分布均匀,接近于挥发反应的平衡值;在液固两相区内,从金属液层内表面至电极原始区Mn含量呈直线增加。可以认为,Mn挥发过程受控于Mn原子在液固两相区内的迁移速度。重熔锭中Mn含量[Mn]_l=[Mn]_eexp(-K_1·nA_d·γ·W~(-1))+[Mn]_f[1-exp(-K_l·nA_d·γ·W~(-1))],显然,可通过控制电极Mn含量[Mn]_e及熔化速率W来控制[Mn]_l。此外,对粘附于结晶器壁的挥发凝聚层进行了成分分析,发现凝聚层由Mn,Cr,Fe,Ni组成,Mn含量大于40％,而挥发物质Cr,Fe及Ni在合金重熔前后的重量百分浓度基本不变。     

镍基高温合金真空电弧重熔过程中Mg挥发的动力学

研究了镍基高温合金Ni-10Cr-15Co-6W-6Mo-4Al-2Ti真空电弧重熔过程中自耗电极熔化特征及电极端部不同区域内Mg的分布。发现在电极侧表面存在着一个重熔金属环,Mg在其中分布相当均匀,而在重熔金属液层及液固两相区内Mg分布则不均匀。金属液层厚度随其在电极端部所处位置而异,其平均值为1—1.5mm。分析结果指出,Mg含量从金属液层/气相界面经液固两相区至原始电极区即随距金属液层/气相界面距离δ_1增加而增加。重熔金属环中Mg含量[Mg]_r及熔化金属液外层(δ_1<0.40mm)中Mg含量均低于重熔锭中Mg含量[Mg]_i。在试验条件下,如自耗电极Mg含量以[Mg]_e代表,则[Mg]_(0.15)=0.18[Mg]_e=[Mg]_r;[Mg]_(0.40)=0.30[Mg]_e=[Mg]_i。真空电弧重熔过程中,Mg挥发主要发生于电极端部熔滴形成阶段,流经电极端面的金属液不能全部暴露于真空下,Mg挥发过程受控于Mg原子由原始电极区向金属液层/气相界面迁移的速度。传质系数K_(12)=0.107cm·s~(-1)。重熔锭中Mg含量[Mg]_i=[Mg]_e exp(-K_(12)·A·γ·W~(-1))。显然,可通过控制电极Mg含量[Mg]_e及熔化速率W来实现最佳Mg控制。     

KINETICS OF Mg EVAPORATION DURING VAR OF A Ni-BASE SUPERALLOY

研究了镍基高温合金Ni-10Cr-15Co-6W-6Mo-4Al-2Ti真空电弧重熔过程中自耗电极熔化特征及电极端部不同区域内Mg的分布。发现在电极侧表面存在着一个重熔金属环,Mg在其中分布相当均匀,而在重熔金属液层及液固两相区内Mg分布则不均匀。金属液层厚度随其在电极端部所处位置而异,其平均值为1—1.5mm。分析结果指出,Mg含量从金属液层/气相界面经液固两相区至原始电极区即随距金属液层/气相界面距离δ_1增加而增加。重熔金属环中Mg含量[Mg]_r及熔化金属液外层(δ_1<0.40mm)中Mg含量均低于重熔锭中Mg含量[Mg]_i。在试验条件下,如自耗电极Mg含量以[Mg]_e代表,则[Mg]_(0.15)=0.18[Mg]_e=[Mg]_r;[Mg]_(0.40)=0.30[Mg]_e=[Mg]_i。真空电弧重熔过程中,Mg挥发主要发生于电极端部熔滴形成阶段,流经电极端面的金属液不能全部暴露于真空下,Mg挥发过程受控于Mg原子由原始电极区向金属液层/气相界面迁移的速度。传质系数K_(12)=0.107cm·s~(-1)。重熔锭中Mg含量[Mg]_i=[Mg]_e exp(-K_(12)·A·γ·W~(-1))。显然,可通过控制电极Mg含量[Mg]_e及熔化速率W来实现最佳Mg控制。     

等离子堆焊Ni基合金粉末熔覆层性能研究

采用等离子堆焊技术在Q235钢表面分别堆焊Ni-W-C合金粉末和M—Cr—Mn系复合粉末熔覆层。利用金相显微镜、扫描电镜、C射线衍射仪（XRD）及磨损试验机对两种镍基合金熔覆层的微观组织及耐磨性进行了研究。结果表明，Ni-w．c合金粉末熔覆层显微组织主要为γ-Ni，Cr7C3，WC，（Ni，Fe）3（B，C）等，Ni-Cr-W-Mn系复合粉末熔覆层显微组织主要为γ-Ni，γ-（Ni，Fe），WC，W2C，Mn31Si12，Cr23C6，Cr3C3，NiB，Ni2B等。Ni-Cr-W-Mn系复合粉末较Ni-W-C合金粉末熔覆层耐磨性提高近10倍。Ni-Cr-W-Mn系复合粉末熔覆层通过多元素固溶强化及生成大量金属间化合物提高了熔覆层的硬度及耐磨性。     

加弧辉光离子Ni-Cr共渗层相结构的研究

采用加弧辉光离子渗金属技术 ,实现了在不同含碳量的普通碳钢表面的Ni Cr共渗 ,对共渗的合金元素 (Ni、Cr、C)分布进行了测定 ,并通过X射线衍射分析及透射电镜分析 ,研究了Ni Cr共渗层的相组成。结果表明 ,普通碳钢表面的Ni Cr共渗层均以γ (Fe,Ni)相为主 (固溶有Cr) ;45和T8钢共渗层在γ相基体上分布着碳化物 (Cr2 3 C6和Cr7C3 ) 3种碳钢在共渗层与基体过渡区均为合金珠光体 (α相和 (Fe,Cr) 3 C)结构     

重熔对NiCrBSi涂层组织及高温耐磨性能的影响

目的改善Ni Cr BSi涂层的组织及高温耐磨性能。方法采用等离子喷涂在45号钢基体上制备Ni Cr BSi涂层,并用氩弧对其进行重熔处理。利用扫描电子显微镜、能谱仪和X射线衍射仪对喷涂层与重熔层的形貌、微观组织、成分与物相进行分析。采用显微硬度仪与纳米压痕仪测试涂层的硬度、弹性模量,并计算出涂层的断裂韧性。通过室温、300℃、500℃的摩擦磨损试验评价和比较喷涂层与重熔层的耐磨性能。结果重熔层各元素分布较均匀,主要由γ-(Fe,Ni)、Cr2B、Mn5Si2和α-Fe等物相组成。重熔层由喷涂层的层状结构转变为致密的铸态组织,孔隙率由7.2%降低至0.4%,重熔层与基体之间形成了冶金结合。涂层重熔后硬度由724HV降低至608HV,但是弹性模量与断裂韧性分别由161.15 GPa和0.63 MPa·m~(1/2)提高至195.92 GPa和7.18 MPa·m~(1/2)。结论重熔处理改善了涂层的组织,使得重熔层在室温、300℃、500℃的耐磨性能均优于喷涂层。随着温度的升高,喷涂层氧化脱落越来越严重,而重熔层无明显氧化脱落。     

靶材成分对Ni-Cr合金层组织成分及耐蚀性能的影响

采用双辉等离子表面冶金技术在Q235钢表面制备了不同靶材成分比条件下的Ni-Cr合金层,研究了靶材成分与Ni-Cr合金层成分之间的关系,并运用电化学测试技术评价了Ni-Cr合金层的耐蚀性。结果表明:Ni-Cr合金层组织均匀致密,且与基体结合良好。Ni80Cr20靶材制备的Ni-Cr合金层主要物相为Ni2.9Cr0.7Fe0.36奥氏体相,当靶材中Cr含量高于40%时,Ni-Cr合金层主要物相为Cr0.19Fe0.7Ni0.11相和少量Fe-Cr相,且随着Cr元素含量增加,Fe-Cr相的含量逐渐增多,Cr0.19Fe0.7Ni0.11相的含量逐渐减少,而Ni-Cr合金层的耐蚀性和对基体的保护效率也在增强。     

第三元素对TiAl基双相合金组织的影响

利用金相法测定了Ti_(50)Al_(48)M_2(M=Ti,V,Cr,Mn,Zr,Ga,Cu和Nb)中α?α+7相变温度以及不同温度固溶处理后初生γ相和层状区的体积百?含量,还根据透射电镜照片测定了部分Ti_(50)Al_(48)M_2合金中层状区内α_2相层片和γ相层片的厚度,用电子探针测定了合金元素Al,Cr,Mn和Nb在不同相中的分布这些结果可为合理选择合金化元素和热处理温度提供参考     

第一原理研究Ti合金中3d合金元素的β稳定效应

使用第一原理计算方法研究了Ti合金中3d合金元素的β稳定效应。其中,特别关注VIIA族和VIII族金属Mn,Fe,Co和Ni。计算结果表明,虽然Cr,Mn,Fe,Co和Ni的Pauling价电子相同,但是Mn,Fe和Co的β稳定效应强于Cr和Ni。发现电子因素是这些金属元素产生不同强度的β稳定效应的主要原因,而原子尺寸因素的作用很小。基于计算结果,建议在在设计β-Ti合金的场合,将Mn,Fe和Co的价电子取为6.5,6.6和6.4,以取代常用的Pauling价电子。     

镀Ni层对MnCuAl合金/430SS钎焊接头中金属间化合物的影响研究

母材与钎缝界面处的金属间化合物会降低MnCuAl阻尼合金与430不锈钢钎焊接头的结合强度，进而降低焊接结构的使用性能。采用在430不锈钢表面电镀Ni层后再进行钎焊的方法对有害的金属间化合物进行抑制，同时探究不同厚度Ni层对接头组织、金属间化合物的影响规律和机理。结果表明，镀Ni层与基体界面处无明显缺陷，镀Ni层能够与430SS母材良好结合。对于钎焊接头，未镀Ni时，在430SS侧界面处分布着γ-(Fe,Mn)固溶体层，在两侧的反应层与钎缝中心区之间均存在连续分布的IMC，且伴随着钎剂残留；电镀8μm Ni层时，焊后镀Ni层完全溶解，在430SS侧界面处仍分布着γ-(Fe,Mn)固溶体层，但接头中金属间化合物消失，且只有极少数钎剂残留；镀层为20μm时，焊后在430SS侧有一层残余镀Ni层，未发现γ-(Fe,Mn)固溶体层，金属间化合物消失，且未见钎剂残留。分析认为，当镀层厚度分别为8μm、20μm时，Ni层分别是通过合金化作用、阻隔作用抑制了金属间化合物的生成。     

复合合金耐靡工件及其制作方法

本发明提供了一种由普通碳钢为基材。工作面重熔有一层铬高碳合金的耐磨工件以及该工件的制作方法，其高铬高碳合金的成分和含量为45％～65％Cr，4．5％～6．0％C，Si、Ni、Mn、B、W等总含量0．5％～6．5％，S、P≤0．04％，其余为Fe，制作方法是先将碳钢按图纸要求加工成工件，再于工件工作表面上直接重熔3～8mm合金层得到，用本方法制得的工件耐磨、耐冲击、制造成本低，提高了工作效率和经济效率。     

激光选区熔化次数对316L不锈钢表面性能的影响

目的 通过对激光选区熔化次数的控制,研究其对316L不锈钢表面晶相、化学成分和物理性能的影响规律,并最终获得综合性能优良的316L不锈钢表面.方法 在激光功率80 W、激光扫描速度500 mm/s、成形厚度0.03 mm、扫描间距0.06 mm条件下,通过改变激光选区熔化次数成形试件,并通过光学显微镜(OM)、电子扫描显微镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)、背散射电子衍射仪(EBSD)、数字式显微硬度计和DSF900表面形状粗糙度测定机等对试件上表面进行检测.结果 发现随着激光重熔次数增加,宏观凝固组织明显细化,晶粒变大,第二相分布愈加弥散;Cr0.19Fe0.7Ni0.11合金化合物的含量也随之增加,重熔3次以后,Cr0.19Fe0.7Ni0.11合金化合物的含量趋于稳定;低-∑CSL晶界的比例随之增加,但相对于其他重熔后的低层错能合金材料,低-∑CSL晶界的比例还较低;试件表面硬度先急剧增加,随后趋于稳定,重熔5次时,硬度最大,为316.9HV,重熔1次时,硬度最小,为265.9HV;表面粗糙度先减小后增大,重熔2次时粗糙度最小,此时Ra为8.076μm,重熔5次时,粗糙度最大,Ra为17.228μm.结论 随着激光选区熔化次数的增加,316L不锈钢表面性能得到了改善.但熔化次数过多,会产生过熔和飞溅现象,使不锈钢表面性能下降.     

光谱分析用ZCuAl8Mn13Fe3Ni2合金标准物质铸锭研制

采用数值模拟方法对ZCuAl8Mn13Fe3Ni2合金标准物质铸锭的充型及凝固过程进行了模拟,分析了金属液的充型速率、气体含量、凝固时间及液相分数变化,验证了设计的铸锭模具的可行性。并根据模拟参数制备了ZCuAl8Mn13Fe3Ni2合金铸锭。结果表明:模拟结果与试验结果相符,制备的合金锭无气孔、夹渣、缩松等铸造缺陷,组织细小,成分均匀,满足ZCuAl8Mn13Fe3Ni2合金标准物质用铸锭要求。     

第一原理研究Ti合金中3d合金元素的beta稳定效应

本文使用了第一原理计算方法研究了Ti合金中3d合金元素的beta稳定效应。其中,我们特别关注了VIIA族和VIII族金属Mn, Fe, Co和Ni。计算结果表明,虽然Cr,Mn, Fe,Co和Ni的Pauling价电子相同,但是Mn, Fe和Co的beta稳定效应强于Cr和Ni。我们发现电子因素是这些金属元素产生不同强度的beta稳定效应的主要原因,而原子尺寸因素起的作用很小。基于计算结果,我们建议在在设计beta-Ti合金的场合,应将Mn, Fe和 Co的价电子取为6.5, 6.6 和6.4,以取代常用的Pauling价电子。     

电脉冲处理对预变形Fe13Mn6Si13Cr4Ni0.1C合金形状记忆效应及显微组织的影响

研究了电脉冲处理对预变形Fe13Mn6Si13Cr4Ni0.1C合金形状记忆效应及其显微组织的影响。结果表明：电脉冲处理能加速Cr和C原子的迁移及Cr23C6碳化物的析出,降低时效温度,缩短时效时间,并能诱发Cr23C6碳化物的形核。因此,与10%拉伸预变形后再973K,1073K时效的合金相比,10%拉伸预变形后300V,1100μf,1Hz电脉冲处理的Fe13Mn6Si13Cr4Ni0.1C合金,其形状回复率能在300s时间内从固溶态合金的32%提高到87.2%。     

304不锈钢激光深熔焊元素蒸发及焊缝合金含量变化

通过模拟和试验的方法对激光深熔焊304不锈钢焊缝合金成分变化进行了研究. 利用电子探针X射线显微分析对母材及焊缝中的Fe,Cr,Mn,Ni元素含量进行分析. 基于对焊接熔池温度场和流场的计算,建立了深熔激光焊元素蒸发和焊缝合金含量变化的模型. 结果表明,深熔激光焊元素蒸发主要发生在小孔及熔池表面,其中小孔内金属蒸发强烈,而小孔外的熔池表面蒸发量较小. 与母材相比,焊缝中Mn,Cr元素含量减少,而Ni,Fe元素含量增加. 焊缝合金含量变化随焊接功率增大而减小,但对于焊接速度的改变不敏感. 计算结果与试验检测结果吻合良好.     

激光重熔及回火对Ni基合金火焰喷焊层组织和性能的影响

利用金相显微镜、扫描电镜、X-射线衍射物相分析以及显微硬度测定的方式,分析比较了原始喷焊层和激光重熔喷焊层以及经400℃、500℃、550℃、600℃、650℃、700℃和750℃分别进行1 h和3 h回火处理的Ni基合金喷焊层的显微组织、硬度和耐磨性.结果表明:原始喷焊层的组织主要由γ-(Ni,Fe)和硬质相Cr23C6、Cr5B3、NiB、Fe3B、Ni3B、CrB、Fe2B等组成.经激光重熔的喷焊层与原始喷焊层相比,显微组织得到明显细化,而且硬度和耐磨性都有较大提高.激光重熔喷焊层再经600℃×3h回火后硬度值达到最大,耐磨性最好.     

基于团簇结构模型的镍基高温合金成分设计

应用“团簇加连接原子”结构模型对镍基高温合金成分进行了解析,指出了这些合金均源自基础团簇式[Cr-Ni12]Cr3,其中[Cr-Ni12]为在FCC结构中以Cr为心的立方八面体团簇,搭配以3个Cr作为连接原子.根据合金化组元与基体Ni的混合焓大小确定其在团簇式中的位置,最终形成多元合金化后的团簇式[(Al/Ti/Nb)-(Ni/Fe/Co)12](Cr/Al)3.采用铜模吸铸快冷技术制备φ10 mm的合金棒,并对其在1373 K保温2h后空冷.结果表明团簇式中含有一个Al时会有细小的γ'相析出,含有两个Al时[Al-(Ni10Fe2)](Cr2Al)合金中γ'相球形析出,粒子尺寸为30 ～ 60 nm;硬度测试表明前者强化效果不明显,后者由于γ'粒子长大使得合金硬度提高.当Al/Ti/Nb等比例占据团簇心部时,[(Al1/3 Ti1/3 Nb1/3)-(Ni10 Fe2)]Cr3合金的硬度最高,为2.86 GPa.     

城市污泥焚烧过程中重金属形态与分布的热力学平衡分析

采用化学热力学平衡分析方法,应用污泥实测数据预测4种不同来源的污泥焚烧过程中重金属Pb、Ni、Mn、Cr、Zn和Cu的迁移和转化规律。结果表明:重金属Ni、Mn和Zn在低温条件下受矿物质Al2O3、CaO、SiO2和Fe2O3的影响较大,易形成稳定的固体而存在于炉渣中;Cr易形成氧化物而基本不受矿物质的影响,Pb的形态转化受多种因素的制约且易于挥发;随着焚烧温度的升高,重金属Pb、Cu和Zn从对应的金属固态盐类或氧化物逐渐转化为气态的金属氯化物、氧化物,再到气态单质进入灰飞或大气中;Mn、Ni和Cr易形成不易挥发的稳定固体而存在炉渣中;焚烧体系中S能与Ni、Cu和Pb结合形成硫酸盐,而对Mn、Cr和Zn的形态转化影响较小;焚烧体系中Cl对Pb的挥发影响最大,其次为Cu和Zn,影响较小或者不受影响的金属是Ni、Cr和Mn。     

高温合金的化学成分

正高温合金要提高热强性,主要采用合金化强化,强化作用有强化固溶体、强化基体及强化晶界:加入的元素有:1)形成奥氏体的元素:Ni、Fe、Co、Mn;2)提高抗氧化、耐腐蚀性的元素:Cr、Al、Ti;3)固溶强化元素:W、Mo、Cr、N、Al;4)金属间化合物强化元素:Al、Ti、Nb、Ta、Hf。此外,W能大量进入γ′相,以增强γ′相的强化作用;5)碳化物强化元素:Cr、W、Mo、V、Nb、Ta、Hf、(N);