变形态Ti40合金高温变形行为

在GLEEBLE热模拟试验机上对变形态Ti40合金进行热压缩实验,采用基于Prasad准则的加工图技术,研究变形态Ti40合金在变形温度950℃～1100℃、应变速率0.001s-1～1.0s-1范围内的微观变形机制和流变失稳现象,并优化该合金的高温变形参数。结果表明,失稳区出现在低温、高应变速率区,当变形温度为950℃～1010℃、应变速率0.13s-1～1.0s-1时,失稳区会出现局部流动,在实际热加工时应尽量避开这一参数范围;变形温度950℃～1100℃、应变速率0.001s-1～0.01s-1为较佳的变形参数范围,其变形机制以动态再结晶为主,伴随动态回复,最佳的变形参数位于温度1050℃、应变速率0.001s-1附近,该区域发生了完全动态再结晶;除失稳区和较佳变形区以外的区域,变形机制以动态回复为主,伴随动态再结晶,是可加工的区域。     

应用Murty准则优化TC11钛合金高温变形参数

在THERMECMASTOR-Z型热模拟试验机上对原始等轴组织的TC11钛合金进行热压缩实验,采用基于Murty准则的加工图技术研究该合金在990-1080℃、0.001-70 s-1变形参数范围内的微观变形机制和流变失稳现象,并优化该合金的高温变形参数.结果表明, α β两相区的较佳变形参数为990-1008℃、0.001-0.02 s-1,以990℃、0.001 s-1附近为最佳,其变形机制为超塑性.在β单相区,中等变形程度(ε<0.6)下的较佳参数为1030-1080℃、0.001-0.1 s-1,以1060-1080℃、0.001 s-1附近为最佳,其变形机制为动态再结晶;而大变形程度(ε>0.6)下的较佳参数为1020-1060℃、0.004-0.6 s-1,以1040-1050℃、0.016-0.07 s-1附近为最佳,其变形机制也是动态再结晶.失稳区出现在β单相区内,其参数范围为1000-1080℃、4.0-70 s-1,在该失稳区会出现β晶粒的不均匀变形;应变速率在0.001 s-1附近时,在β单相区变形会出现β晶粒的动态粗化.     

基于Murty判据的Ti-6.5Al-3.5Mo-1.5Zr-0.3Si钛合金α β相区热变形机制及工艺优化

根据Murty失稳判据,利用原始等轴组织的TC11钛合金在780～990℃和0.001～70s-1范围内的等温恒应变速率压缩实验数据,建立了该合金的加工图.依据加工图研究了TC11钛合金的变形机制和变形缺陷与变形热力参数之间的关系.结果表明,在780～990℃和0.001～0.01 s-1范围是超塑性变形区;在780～990℃和高于0.01 s-1范围,易出现β相裂纹和空洞、局部流动以及绝热剪切等流变失稳现象.根据加工图分析,结合微观组织观察结果,并考虑变形抗力的大小,确定出了较佳的变形热力参数范围为850～940℃和0.001～0.01 s-1,最佳的变形热力参数在900℃和0.001 s-1附近.     

基于Murty判据的TC4-DT合金加工图及失稳分析

采用Gleeble-3500对TC4-DT钛合金进行等温恒应变速率压缩试验,研究了合金在温度920~1040℃、应变速率0.001~10 s-1热力参数范围内基于Murty判据的加工图,并分析了合金塑性流动失稳行为。结果表明,在试验参数范围内变形时存在较大区域的流动失稳,失稳区均出现在高应变速率下;得到两个适宜加工的热加工工艺参数匹配为:温度920~940℃、应变速率0.001~0.01 s-1和温度980~1040℃、应变速率0.001~0.09 s-1。分析了显微组织演变,发现在失稳区,合金失稳缺陷主要有局部流动和β晶粒变形不均匀;在稳定区,合金软化机制主要是动态再结晶。     

基于BP神经网络和3D加工图的Ti2041合金的热变形行为研究

通过热压缩实验研究了Ti2041合金的流动行为。利用BP神经网络建立的合金本构模型,具有较高的精度,其相关系数达到0.99613,平均相对误差为4.498%,预测值偏差在10%以内的数据点达92.98%。在实验数据的基础上,研究了应变速率敏感因子、功率耗散和失稳参数。建立了加工图,通过加工图的预测和显微组织观察,失稳区主要为局部流动（650~775℃/0.056~1s-1）和机械失稳（825~900℃/0.056~1s-1）,稳定区的变形机制主要为动态再结晶。结果表明：合适的变形参数为：变形温度760~825℃/825~900℃,应变速率0.001~0.01s-1/0.0032~0.056s-1。     

2099合金热变形加工图研究

采用Gleeble-1500热模拟试验机对2099合金进行等温热压缩试验,研究了基于动态材料模型的加工图,分析了该合金在变形温度为300~500℃,应变速率为0.001~10 s-1范围内安全区和失稳区的组织特征,并对其热加工工艺进行优化。结果表明,2099合金的加工失稳区主要位于300~420℃,0.001~0.02 s-1和300~500℃,0.562~10 s-1范围内。失稳区组织出现了局部流变、局部剪切、局部流变+局部剪切等特征;安全区组织以动态回复、动态回复+动态再结晶为主要特征。合金热加工工艺优化为:真应变<1.1时,工艺参数为380~420℃,0.025~1 s-1;真应变>3.4时,工艺参数为420~500℃,0.001~0.562 s-1。     

基于极性交互模型的MoLa合金锻造工艺优化及热变形行为研究

采用Geeble1500型热模拟试验,对MoLa合金进行等温恒应变速率压缩实验,研究其在变形温度800~1150℃,应变速率0.001~10s-1范围内的热变形行为。通过对不同变形参数下的流变曲线分析发现,随应变的增加,流变曲线大多呈现为缓慢上升或保持稳定,但在应变速率为0.001s-1时,1000~1150℃变形温度下流变应力随应变的增加而下降;采用PSO-BP神经网络建立MoLa合金本构模型,经过误差计算得出,该模型的相关系数和平均相对误差分别为：0.995和1.48%,具有良好的精度;基于极性交互模型绘制MoLa合金本征热加工性能参数ξ图,并通过对失稳区和稳定区组织分析发现,失稳区主要以局部流动为失稳形式,稳定区主要以动态回复为变形机制;通过ξ图和组织观察可知,MoLa合金适宜的变形参数范围为：变形温度1100~1150℃,应变速率0.001~0.05s-1。     

锻态TB6钛合金的热变形行为和热加工图

采用Gleeble热模拟试验机,对锻态TB6钛合金在变形温度660~1050℃,应变速率0.001~0.1s-1的条件下进行等温恒应变速率压缩试验,研究了TB6钛合金的高温压缩变形行为。基于Prasad判据绘制了该合金的热加工图,结合变形微观显微组织分析,确定了该合金在(α+β)两相区至β相区的最佳工艺参数。结果表明:当应变速率0.01~0.1s-1,变形温度980℃时,其变形机制为动态回复,失稳现象不明显。最终确定了应变速率为0.001~0.1 s-1,变形温度为815℃左右,为该合金的最佳热加工工艺参数。     

Ti-6Al-2Zr-1Mo-1V合金塑性流动失稳预测

对Ti-6Al-2Zr-1Mo-1V合金进行等温恒应变速率压缩试验,利用压缩试验数据对比Prasad失稳准则和唯象型失稳准则,发现2种准则均预测出合金在应变速率为0.32~10 s-1范围内的塑性流动失稳现象,该失稳区随变形温度的降低具有逐渐向低应变速率范围扩展的趋势。经微观组织观察发现,Prasad准则不能预测到合金在750~800 ℃,0.001~0.0032 s-1范围发生的局部流动和弯折失稳,而唯象型准则对合金在770~870 ℃、0.01~0.32 s-1和900~950 ℃、0.32~3.16 s-1区域出现的晶界裂纹、孔洞以及局部流动不能进行准确预测。结合2种准则的优缺点,提出预测合金塑性流动失稳的新方法。     

基于Murty判据的TB8钛合金加工图及变形区分析

采用Gleeble3500对TB8钛合金进行等温恒应变速率热模拟压缩试验,研究该合金在温度750~900℃、应变速率0.001~10 s-1热变形参数范围内基于Murty判据的加工图,并分析TB8钛合金的热变形行为。结果表明:TB8钛合金的失稳变形区为:温度750~780℃,应变速率0.03~10 s-1;温度780~900℃,0.35~10 s-1,发生失稳变形后的组织特征为局部流动及β相晶粒的不均匀变形。较佳的稳定变形区为:温度815~885℃、应变速率0.03~0.1 s-1,发生稳定变形后的组织为动态再结晶后的等轴组织。结合预测的稳定变形区及显微组织特征可知,在单相区850℃变形时,0.1 s-1作为动态回复及动态再结晶的临界应变速率。     

AM60镁合金与铜合金及铝合金偶接后的大气腐蚀行为

研究了AM60铸造镁合金与H62铜合金、LY12铝合金组成的电偶对在北京地区室外曝晒3个月和6个月后的大气电偶腐蚀行为及规律.结果表明:镁合金始终是电偶对中的阳极,当其与H62铜合金和LY12铝合金偶接时,其腐蚀速率增加1～7倍;镁合金与H62铜合金偶合后,其大气电偶腐蚀效应大于其与LY12铝合金组成的电偶对的大气电偶腐蚀效应;在6个月的实验周期内,随着曝晒时间的延长,镁合金在北京地区大气环境中的电偶腐蚀效应呈上升趋势;试样表面润湿时间短是造成AM60镁合金在北京曝晒第一个实验周期(2003.12～2004.2)的电偶腐蚀低于第二个由实验周期(2004.3～2004.5)的主要原因;北京地区高自然降尘量对镁合金电偶腐蚀将起到加速的作用.     

铝镁合金与铸铝合金的焊接工艺

为某项目生产的产品中,出现了5A06铝镁合金与ZL101A铸铝合金材料的焊接.通过焊接试验和工艺评定,确定了铝镁合金与铸铝合金焊接的最佳焊接方法及焊接工艺参数.     

合金元素对铁基耐磨堆焊合金性能的影响

采用碳弧堆焊方法成功研制了一种耐磨料磨损铁基堆焊合金,该合金为多元复合强化合金,合金系为Cr-B-Ni-W-V.通过对比堆焊层的平均硬度、磨料磨损试验的磨损失重及微观组织的分析,研究了堆焊合金系统的耐磨料磨损性能.同时系统地讨论了合金元素Cr,B,Ni,W,V对堆焊层金属的组织、硬度和耐磨性的影响规律,从而确定了堆焊合金系统的最佳合金元素含量.结果表明,Cr元素的含量为24.5%～25.5%,B元素的含量为1.30%～1.40 %,W元素的含量为3.9%～4.2%,V元素的含量为3.0%～3.2%时,堆焊合金系的配比适当,堆焊层具有较好的硬度及耐磨性.     

无铅锡基钎料合金设计和合金相图及其计算

阐述了无铅钎料合金设计的原则, 讨论了合金相图及其计算在无铅锡基钎料合金设计中的作用. 利用相图计算技术筛选了可能代替Pb-Sn共晶钎料合金的Sn-Zn-In三元(x(Zn)＜0.11, x(In)=0.10～0.14)和Sn-Zn-In-Ag四元(x(Sn)=0.800, x(In)=0.090, x(Zn)=0.075, x(Ag)＜0.049)无铅锡基钎料合金. 初步讨论了用相图计算技术在富Sn四元Sn-Zn-In-Ag无铅钎料合金基础上, 添加Bi, Sb等低熔点金属和微量Ce, La等稀土元素以降低贵金属In和Ag的含量, 进一步提高无铅锡基多元合金钎料的综合性能和性能价格比.     

Preparation of casting alloy ZL101 with coarse aluminum-silicon alloy

The coarse Al-Si alloy produced by carbothermal reduction of aluminous ore contains 55% Al, 25% Si and some impurities. The main impurities are slag and iron. The process of manufacturing casting Al-Si alloy ZL101 with the coarse Al-Si alloy was studied. The phase constitution and microstructure of the coarse Al-Si alloy, slag and ZL101 were examined by X-ray diffractometry and scanning electron microscopy. The results show that the content of silicon and iron in the casting alloy reduces with the increase of the dosage of purificant and manganese, but increases with the rise of filtering temperature. It is found that casting Al-Si alloy conforming to industrial standard can be produced after refining by using purificant, and removing iron by using manganese and added magnesium.     

多元合金钢中部分元素含量的理论计算

利用量子化学从头计算方法、密度泛函理论的超软赝势方法和半经验原子间相互作用对势相结合,在计算偏聚结构晶胞结合能的基础上,选择偏聚晶胞组合处理方法,计算出高碳合金钢DM8钢、DM8A钢、DM8′钢及DM8A′钢马氏体基体原子间的结合能随C、Si、Ni含量变化的变化规律.得出:① DM8钢、DM8A钢、DM8′钢及DM8A′钢马氏体基体原子间的结合能随C、Si、Ni含量的增加呈逐渐增加的趋势;②Si含量比Ni含量的变化对马氏体基体强度影响大;③当其它元素含量都不变时,Si或Ni的含量在0.2%～0.6%,Ni含量对原子间的结合能影响高于Si,Si或Ni的含量在0.6%～0.8%,转换为Si含量对原子间的结合能影响高于Ni.这些结果为根据性能要求进行合金设计提供部分理论依据.     

Properties of titanium alloy AT2 and weldments of the alloy

Conclusions Alloy AT2 and weldments of the alloy have high strength and ductility at temperatures from 500 to –253°. The deformability of the weld seam is approximately the same as that of the alloy. The corrosion resistance in hydrochloric and phosphoric acids is the same for the weld seam and the base metal. Alloy AT2 and weldments of the alloy are more resistant to hydrochloric and phosphoric acids than alloy VT1.E. O. Paton Institute of Electric Welding of the Academy of Sciences, Ukrainian SSR. Translated from Metallovedenie i Termicheskaya Obrabotka Metallov, No. 1, pp. 66–68, January, 1976.     

Ni基合金基体激光熔覆Co基合金涂层的微观组织与性能

利用CO2激光热源在Inconel 600镍基合金基体上熔覆制备了纳米稀土Y2O3/Co-Cr-W系钴基合金涂层,并对涂层的组织及性能进行了分析。结果表明,Co基合金激光熔覆涂层由界面熔合区、柱状枝晶区及熔覆金属中心胞状区3个区域构成。稀土Y2O3/Co-Cr-W系钴基合金复合涂层距离表面2 mm左右显微硬度最高,为938.9 HV,而Inconel 600基体显微硬度只有362.0 HV。钴基合金涂层的耐磨性也大大高于基体组织,磨损40 min时磨损量为0.7 mg,只有基体组织的2.73%。