复合溶胶电泳制备TiO_2涂层的研究

研究了由TiO_2颗粒和TiO_2溶胶组成的复合TiO_2溶胶,以及其电泳制备涂层的光催化性.实验发现复合溶胶的Zeta电位小于相应的溶胶Zeta电位.对于溶胶在不同温度下煅烧制备的TiO_2粉末进行XRD表征,结果表明随着煅烧温度升高,粉末结晶程度提高,从200 ℃开始出现锐钛矿TiO_2晶相,在550 ℃出现金红石型TiO_2.光催化性能表明,由溶胶而得到的TiO_2涂层的光催化性能要好于复合TiO_2溶胶的光催化性能.     

退火热处理对高速电弧喷涂碳钢涂层组织性能的影响

采用高速电弧喷涂技术制备高碳钢涂层,并分别进行450、550和650℃保温2h的退火热处理,研究退火工艺对涂层的组织结构、相成分、残余应力及硬度的影响规律。结果表明,除了氧化物之外,高碳钢涂层在热处理前主要含有马氏体组织,450℃退火后出现了粒状渗碳体+铁素体特征的组织,550和650℃退火之后呈现块状特征的组织,且明显粗大;退火处理后涂层中的拉应力有减小的趋势;涂层硬度随着加热温度的升高而降低。因此,合适的热处理工艺可以有效地控制碳钢喷涂层的组织性能。     

晶化温度对H-TiO_2纳米管阵列微观结构及电化学储锂性能的影响

采用阳极氧化法制备TiO_2纳米管阵列薄膜(TNTAs),在不同热处理温度下对其进行晶化处理,然后采用电化学氢化法对TNTAs实施氢化改性,获得导电性显著提高的H-TNTAs。利用场发射扫描电镜、X射线衍射、X射线光电子能谱、显微共焦激光拉曼光谱研究了晶化温度对TNTAs和H-TNTAs微观结构的影响,利用电池测试系统,探究晶化温度对TNTAs和H-TNTAs作为锂电负极的电化学性能影响。结果表明:当晶化温度从400℃升高至700℃时,非晶TiO_2逐渐晶化为锐钛矿相,在600℃时发生锐钛矿向晶红石相转变,700℃时管状结构发生破坏;随着晶化温度的升高,TNTAs电极的比容量不断降低;氢化改性后HTNTAs的比容量和倍率特性均有提升,但是不同晶化温度的H-TNTAs比容量和倍率特性提升幅度不一,主要是由于氢化时引入的Ti~(3+)在不同晶体结构TiO_2中浓度和稳定性不同,其中晶化温度为500℃时,单一锐钛矿相、结晶良好的H-TNTAs-500的电化学性能最优,比容量和倍率特性提升最为显著。     

热处理工艺对超音速火焰喷涂Al-Cu-Fe准晶涂层性能影响

目的 使用超音速火焰喷涂(HVOF)方法制备Al-Cu-Fe准晶涂层,研究热处理温度对涂层中准晶相含量和性能的影响以及封孔处理对涂层耐蚀性的改善。方法 以304不锈钢为基体和真空雾化Al-Cu-Fe准晶粉末为热喷涂材料,采用超音速火焰喷涂方法制备准晶涂层,并进行550～700℃热处理。利用透射电镜、扫描电镜、光学显微镜、能谱分析仪和X射线衍射仪分析准晶粉末和涂层的衍射花样、微观形貌、成分和相结构。分别使用显微硬度仪和电化学工作站对比测量304不锈钢和准晶涂层的硬度和耐蚀性能。结果 粉末中二十面体准晶相(I相)为主相,并伴生准晶类似相(β相)。经过超音速火焰喷涂后,涂层中I相和β相的含量分别为78.7%和21.3%,相组成与原始粉末接近。550℃和600℃热处理1h后,涂层中β相消失,I相占比进一步上升,并伴随Al₂Cu(θ相)产生。随着热处理温度继续升高至650℃,β相开始重新析出;当热处理温度升至700℃,β相占比增至13.5%。热处理后准晶涂层的最高硬度为674HV,为304不锈钢硬度(182HV)的3.7倍。准晶涂层经过热处理和表面封孔后,其在3.5%NaC...     

喷涂温度对冷喷Ti/Al涂层组织结构和性能的影响

通过冷喷涂技术在350、450和550℃条件下将机械混合的Ti/Al粉末进行沉积获得3种Ti/Al涂层,通过扫描电子显微镜、X射线衍射表征Ti/Al涂层的微观组织形貌和物相结构,采用显微硬度计测量涂层硬度值,并对涂层的耐磨粒磨损性能进行研究。结果表明,3种涂层组织致密,其中以550℃喷涂温度条件下所制备涂层孔隙率最低(0.98%),且Ti颗粒不均匀地分布在变形的Al相中;冷喷后3种涂层物相与粉末相同,仍为Ti和Al两相;3种Ti/Al涂层的硬度值分别为(81.58±17.42)HV0.3,(82.4±28.15)HV0.3和(128.4±36.98)HV0.3。3种Ti/Al涂层的磨损机制为犁沟切削形式,其中以喷涂温度为550℃所制备的涂层磨损失量最小(13.93±1.21)mg。     

TiB_2增强Ni/Al冷喷涂层的组织结构

在不同的冷喷温度条件下,采用冷喷涂技术制备含不同TiB_2陶瓷含量的Ni/Al-TiB_2涂层,其中Ni/Al-TiB_2喷涂粉末为机械混合制成。采用扫描电镜(SEM)表征Ni/Al-TiB_2粉末、冷喷涂层及热处理后涂层的形貌,通过X射线衍射技术(XRD)分析Ni/Al-TiB_2粉末和冷喷涂层物相结构,采用能谱分析仪对热处理后涂层成分元素进行分析。结果表明,冷喷涂层截面组织结构致密,孔隙率低,尤其是在冷喷温度为450℃条件下涂层孔隙率更低。冷喷涂层的物相与粉末相同,主要为TiB_2、Ni和Al三相。在650℃热处理10 h后涂层中孔隙率增加,涂层中原位生成了Ni Al3和Ni Al金属间化合物,并且涂层与基体界面之间生成了Fe Al3金属间化合物,从而提高了涂层与基体之间的结合力。     

电弧功率对液料等离子喷涂TiO2纳米涂层结构的影响

采用液料等离子喷涂法，在不同电弧功率条件下，用含有0．2w(钛酸丁酯)的乙醇溶液为喷涂材料，制备了TiO2涂层。用扫描电镜、透射电镜和X射线衍射仪分析了涂层的显微组织结构与晶型结构，计算了涂层中的锐钛矿相相对含量与晶粒尺寸。结果表明，液料等离子喷涂TiO2涂层为纳米颗粒堆积形成的纳米结构涂层，涂层由锐钛矿相和金红石相两相构成。涂层中锐钛矿相含量可超过70％，并随着电弧功率的增大而减小。涂层中TiO2晶粒的平均尺寸为20～60nm且随电弧功率的增大而增大。     

热喷涂FeCrBSiNbW涂层结构演变及空蚀性能

利用高速电弧喷涂技术成功制备了FeCrBSiNbW非晶纳米晶涂层,系统研究了不同热处理温度下,高速电弧喷涂FeCrBSiNbW非晶纳米晶涂层组织结构的演变规律。采用扫描电镜(SEM)、能谱分析仪(EDS)和X射线衍射仪(XRD)等对涂层的组织结构进行了表征,在磁致伸缩汽蚀仪上采用失重分析法对不同热处理工艺下涂层的抗空蚀性能进行了研究,探讨涂层的空蚀破坏机理。结果表明：随着热处理温度的升高,涂层中非晶含量逐渐降低,当热处理温度高于550 ℃时,涂层中由单一的α(Fe,Cr)相转变为α(Fe,Cr)+ Fe3B相。涂层中α (Fe,Cr)晶粒尺寸随着热处理温度的升高逐渐增大,显微硬度也随之升高。空蚀实验结果表明,电弧喷涂FeCrBSiNbW非晶纳米晶涂层的抗空蚀性能随着非晶含量的降低而下降, 喷涂态涂层累积空蚀失重量最小,650 ℃热处理后涂层经180 min空蚀试验累积失重量最大,达到56.8 mg;涂层的失效模式主要为脆性剥落机制。     

原位Al_3Ti/Al复合材料的冷喷涂制备及组织性能

以Al80/Ti20(mass%)混合粉末为原料,采用冷喷涂法在低碳钢上沉积致密的Al/Ti基复合材料,对其在不同温度下(400、450、500、550和600℃)进行热处理,获得原位Al_3Ti金属间化合物颗粒增强Al基复合材料。采用扫描电镜、X射线衍射仪、显微硬度仪及磨损试验机研究了冷喷涂Al/Ti复合材料热处理前后的微观组织形貌、相结构、硬度及磨粒磨损性能的变化规律。结果表明:冷喷涂Al/Ti复合材料的相结构与喷涂粉末相同,涂层组织致密、颗粒间为机械结合;Al/Ti复合材料在450℃热处理后其局部区域开始通过扩散反应原位形成Al_3Ti金属间化合物,而在600℃热处理后初始Ti颗粒已全部转变为Al_3Ti金属间化合物颗粒,同时,涂层内部颗粒界面间结合显著改善,从而获得原位Al_3Ti/Al复合材料。随着热处理温度升高,原位Al_3Ti/Al复合材料硬度先下降后升高,而其磨粒磨损性能则在550℃热处理后显著增加。     

原位Al_3Ti/Al复合材料的冷喷涂制备及组织性能北大核心CSCD

以Al80/Ti20(mass%)混合粉末为原料,采用冷喷涂法在低碳钢上沉积致密的Al/Ti基复合材料,对其在不同温度下(400、450、500、550和600℃)进行热处理,获得原位Al_3Ti金属间化合物颗粒增强Al基复合材料。采用扫描电镜、X射线衍射仪、显微硬度仪及磨损试验机研究了冷喷涂Al/Ti复合材料热处理前后的微观组织形貌、相结构、硬度及磨粒磨损性能的变化规律。结果表明:冷喷涂Al/Ti复合材料的相结构与喷涂粉末相同,涂层组织致密、颗粒间为机械结合;Al/Ti复合材料在450℃热处理后其局部区域开始通过扩散反应原位形成Al_3Ti金属间化合物,而在600℃热处理后初始Ti颗粒已全部转变为Al_3Ti金属间化合物颗粒,同时,涂层内部颗粒界面间结合显著改善,从而获得原位Al_3Ti/Al复合材料。随着热处理温度升高,原位Al_3Ti/Al复合材料硬度先下降后升高,而其磨粒磨损性能则在550℃热处理后显著增加。     

TiO_2/水镁石复合纤维的光催化性能

以钛酸四丁酯为钛源,纳米级水镁石粉体为矿物原料,采用静电纺丝技术在550℃下获得TiO_2/水镁石复合纳米纤维。采用X射线粉晶衍射仪(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)、能量散射光谱仪(EDS)对复合纤维的物相行为、显微形貌、成分组成进行表征,并对TiO_2及水镁石复合纤维作用于亚基蓝溶液所体现的光降解性能进行了研究。结果表明:在紫外光照射下,550℃热处理的含水镁石3%(质量分数)的TiO_2/水镁石复合纳米纤维的光催化活性最好,是一种性能优良的光催化材料。     

热处理工艺对数控刀具含铟涂层硬度和耐磨损性能的影响

采用不同工艺对数控刀具含铟涂层进行了热处理,并进行了涂层硬度和耐磨损性能的测试与分析。结果表明,在热处理时间4 h时,随热处理温度从250℃增加到450℃,涂层硬度先增大后减小,磨损体积先减小后增大;在热处理温度350℃时,随热处理时间从1 h延长到5 h,涂层硬度先增大后基本不变,磨损体积先减小后基本不变。热处理温度优选为350℃而热处理时间优选为4 h。     

纳米Al_2O_3-13％TiO_2粉末及其等离子喷涂涂层的相变

将商用纳米Al_2O_3与TiO_2粉末混合制浆,通过喷雾造粒技术重构成大颗粒纳米Al_2O_3-13％T102团聚粉体,然后采用不同加热温度进行烧结,制备用于热喷涂的纳米喂料。采用等离子喷涂技术沉积形成纳米涂层。利用XRD和SEM对纳米粉末和涂层的形貌、显微结构和晶相进行表征。结果表明,在烧结过程中纳米氧化铝没有发生相变,而纳米氧化钛则由锐钛矿相转变为金红石相;在等离子喷涂过程中,部分a—Al_2O_3发生熔化转变为y—Al_2O_3,且转变量与喷涂工艺参数有关;而TiO_2相只在较低喷涂工艺参数下存在衍射峰,在较高喷涂工艺参数下则以z—A1203＂Ti02固溶体存在;涂层在热处理过程中会发生y．A1203向a—A1203的转变,且有Ti02相析出。     

不同浓度铈掺杂二氧化钛的锐钛矿结构热稳定性研究

采用溶胶凝胶法制备了不同浓度Ce掺杂与纯TiO_2,对其进行了500、600、700℃保温1.5 h的热处理。利用XRD、SEM、EDS等测试方法分别分析了其晶体结构、表面形貌、元素组成。结果表明:纯TiO_2在500℃时为单一锐钛矿,600℃时为锐钛矿金红石混晶结构,700℃已经完成锐钛矿向金红石的相变;当Ce掺杂浓度为0.6%时,700℃热处理出现了微量的金红石,当Ce掺杂浓度为1.2%、2.4%时,700℃热处理后未出现金红石,Ce掺杂提高了Ti O2锐钛矿结构的热稳定性。     

腐蚀液回收制取纳米二氧化钛转变过程

本文采用投加氨水沉淀法,利用含硫酸钛的废液制备出纳米二氧化钛.涉及的反应过程包括:硫酸钛与水的反应生成硫酸氧钛;硫酸氧钛水解形成偏钛酸;偏钛酸的热处理和脱水产生二氧化钛.二氧化钛的进一步热处理转变过程包括:非晶态二氧化钛的晶化转变;锐钛矿向金红石的高温相变.所制备的二氧化钛在350℃至700℃热处理可以获得单相锐钛矿相.锐钛矿颗粒尺度从350℃的9 nm增长到700℃的68 nm左右.在700～800 ℃之间处理,可获得锐钛矿相和金红石相双相组织.金红石颗粒尺度从800℃的83 nm增长到900℃的109 nm左右.900℃以上温度热处理可以获得单相金红石相.     

腐蚀液回收制取纳米二氧化钛转变过程

本文采用投加氨水沉淀法，利用含硫酸钛的废液制备出纳米二氧化钛。涉及的反应过程包括：硫酸钛与水的反应生成硫酸氧钛；硫酸氧钛水解形成偏钛酸；偏钛酸的热处理和脱水产生二氧化钛。二氧化钛的进一步热处理转变过程包括：非晶态二氧化钛的晶化转变；锐钛矿向金红石的高温相变。所制备的二氧化钛在350℃至700℃热处理可以获得单相锐钛矿相。锐钛矿颗粒尺度从350℃的9nm增长到700℃的68nm左右。在700～800℃之间处理，可获得锐钛矿相和金红石相双相组织。金红石颗粒尺度从800℃的83nm增长到900℃的109nm左右。900℃以上温度热处理可以获得单相金红石相。     

Zn掺杂浓度对Zn-TiO_2相变的影响

采用溶胶凝胶法制备了纯TiO_2以及不同浓度Zn掺杂TiO_2纳米粉末。利用XRD、SEM和XPS等对其进行了表面形貌、晶体结构、元素组成与价态研究。讨论了Zn掺杂浓度对TiO_2锐钛矿/金红石相变的影响。结果表明:纯TiO_2在300℃时为锐钛矿,在500℃时出现少许金红石,750℃时全部为金红石;Zn掺杂能细化晶粒并且能促进锐钛矿向金红石的转变,增大Zn掺杂浓度以及提高热处理温度有利于ZnTiO_3的生成。     

碳钢表面Fe-W-ZrO2纳米复合电沉积层的组织结构分析

采用复合电沉积方法,在碳钢表面制备了质量组成为的Fe 38.3%、W 52.7%、ZrO2-9%的Fe-W-ZrO2纳米复合镀层,研究了ZrO2纳米微粒、热处理对镀层组织和结构的影响.结果表明,弥散分布的ZrO2纳米微粒对Fe-W基质镀层的结构有明显影响,镀态下Fe-W-ZrO2纳米复合镀层内部结构致密无裂纹,呈明显非晶态结构特征;经500℃热处理后,复合镀层开始晶化析出α-Fe相,随着热处理温度升高,晶化相不断析出并长大,700℃时复合镀层晶化已基本完成,M6C型碳化物F3W3C相出现,与α-Fe相两相并存,继续加热至800%:时,F3W3C成为涂层主相.     

Sol-gel法制备Al_2O_3-TiO_2复合介电膜层北大核心CSCD

用溶胶—凝胶法在腐蚀箔表面引入了TiO_2阀金属氧化物,随后在硼酸铵溶液中进行化成处理,获得了高介电常数的Al_2O_3-TiO_2复合介电膜层。以扫描电镜SEM、EDS能谱以及XRD能谱分析了氧化膜的表面及截面形貌、Ti元素的分布以及氧化膜的晶相。结果表明,经过550℃热处理后,锐钛矿型TiO_2已成功获得。随着涂Ti量的增加,腐蚀箔蚀孔孔径减小且被堵塞的几率变大,更易形成涂层缺陷。此外,氧化膜的升压曲线以及交流阻抗曲线的分析结果表明,当腐蚀箔表面涂Ti量为4.4 mg·cm^(-2)时,化成阶段消耗的形成电量最小,相对无Ti腐蚀箔减少了85.0%,与之对应的化成箔的比电容达到最大值(54.16μF·cm^(-2)),相对无Ti化成箔比电容增加了25.8%。     

Sol-gel法制备Al_2O_3-TiO_2复合介电膜层

用溶胶—凝胶法在腐蚀箔表面引入了TiO_2阀金属氧化物,随后在硼酸铵溶液中进行化成处理,获得了高介电常数的Al_2O_3-TiO_2复合介电膜层。以扫描电镜SEM、EDS能谱以及XRD能谱分析了氧化膜的表面及截面形貌、Ti元素的分布以及氧化膜的晶相。结果表明,经过550℃热处理后,锐钛矿型TiO_2已成功获得。随着涂Ti量的增加,腐蚀箔蚀孔孔径减小且被堵塞的几率变大,更易形成涂层缺陷。此外,氧化膜的升压曲线以及交流阻抗曲线的分析结果表明,当腐蚀箔表面涂Ti量为4.4 mg·cm~(-2)时,化成阶段消耗的形成电量最小,相对无Ti腐蚀箔减少了85.0%,与之对应的化成箔的比电容达到最大值(54.16μF·cm~(-2)),相对无Ti化成箔比电容增加了25.8%。