形变与断裂过程的扫描电镜动态观察

我们曾经对AlZnMgCu合金的形变过程及拉伸形变规律进行过一些实验研究,为直接观察其形变断裂过程的特征,对退火和时效强化状态的合金,作了扫描电镜下的动态拉伸,分析了形变,裂纹成核及扩展过程和夹杂物的影响。试样化学成份:Zn5.1-6.1％、Mg2.6-3.0％、Cu1.2-2.0％、Cr0.16-0.3％,Si≤0.5％,F≤0.5％,Al余量。样品热处理,完全退火:加热至413～441℃,保温1小时,以每小时28℃的速度冷却至232±14℃,再保温3小时,水冷。时效强化:将完全退火试样于465℃保温20分钟,水淬,再135℃时效8     

Ti-6Al-4Cr（Mo）合金热处理显微组织的研究

本文采用扫描电镜与透射电镜分析研究了Ti-6Al-4Cr和Ti-6Al-4Mo合金固溶和时效过程中显微组织的变化。结果表明：Ti-6Al-4Cr和Ti-6Al-4Mo合金经过相似的两相区固溶处理后,组织差别较大;两种合金经过β相区固溶后再时效,形成典型的魏氏组织,且硬度值较两相区处理的样品有很大提高;两种合金在相同热处理制度下,硬度值变化趋势相似,但前者的硬度值明显大于后者;Ti-6Al-4Cr合金在各种热处理条件下都有富Cr的固溶体区产生,经过1000℃/45min/空冷＋600℃/2h/空冷处理后,有Laves相和界面相析出。     

显微组织对Zr-1．0Nb合金耐腐蚀性能的影响

将最后一次冷轧前的Zr-1·0Nb合金分成三组,在680℃、800℃和1000℃分别保温5h、1h和0·5h,最后一次冷轧后将在680℃和800℃处理的两种样品分组在500℃和560℃分别保温30h和10h后空冷,将在1050℃处理的样品在560℃保温10h后空冷,得到五种热加工工艺不同的样品,分别标记为680℃/500℃、680℃/560℃、800℃/500℃、800℃/560℃和1000℃/560℃。将它们放在350℃,0·01mol·L-1LiOH水溶液中进行腐蚀。图1为经过不同热处理的Zr-1·0Nb合金样品在LiOH水溶液中的腐蚀增重曲线,可以看出耐腐蚀性能按800℃/500℃、680℃/500℃、800℃/560℃、680…     

改型IN718合金中γ′、γ″复合相TEM研究

Inconel 718合金中主要强化相为体心四方有序点阵γ”相、DO_(22)。型结构,化学组成为Ni_3Nb(Ti、Al);辅助强化相为有序面心立方γ’相、LI_2型结构,组成为Ni_3(Ti、Al、Nb)。由于γ"相的不稳定性致使该合金仅在650℃以下具有良好的强化效果,高于此温度,γ"迅速粗化且向稳定的δ-Ni_3Nb相转变,导致合金强度迅速下降,成为该合金在更高温度下使用的一个限制。早在70年代0ozar及Pineau进行了探求[1],他们调整了718合金成分及相应的热处理制度,获得了立方体的γ’相及其六面体上附着γ”相的复合组织,并称之为包复组织。(compact morphobgy)。时效硬化曲线表明:这种组织在高于650℃时具有良好的稳定性。     

EPMA对Nb_3Sn超导材料研究Ⅲ:原位法Nb_3Sn热处理过程中的元素扩散分布

近年来原位法Cu—Nb_3Sn纤维复合超导材料的研究工作相当活跃。本文报导用电子探针研究在制备Nb_3Sn时热处理过程中元素分布的主要实验结果,并作了初步讨论。样品为由芯部Cu—95wt％Sn的合金外面依次包复无氧Cu、Cu—20wt％Nb合金,再无氧Cu组成的线材。经不同温度和时间热处理的样品横断面元素的含量变化如图1。从图中观察到在400℃以下热处理时,出现Sn、Cu浓度台阶,这种台阶来源于成分范围很窄的ε和η相。400℃热处理后,元素的扩散分布有几个明显的特征:Cu—Nb合金管内壁相对样品中心向外移动了约6μm;合金管内壁Nb含量增高了一倍,形成一个厚约10μm的富Nb区;Sn—Cu合金芯已全部形成ε相。Nb纤维的移动,与Silva等研究Kirkendall效应时所观察到的惰性标记向αCu(Sn)一方移动恰好相反。Nb纤维向纯Cu一方移动表明Cu原子进入Sn—Cu合金的扩散流大于Sn原子进入Cu中的扩散流。产生这个现象的原因是形成了ε相。在我们这里则服从于Dyson等提出的Cu在Sn中的间隙扩散模型。550℃热处理时,CU—Nb合金管内壁及富Nb区不再变化,这和芯部祗能形成一定数量的ε相有关。这从实际计算和实验测定的ε相扩展范围和富Nb区的边界基本一致得到证实。     

钨基重合金的重复烧结改善其冲击性能

钨基合金的一种热处理方法，既能改善其中冲击韧性，又保其抗拉强度和延伸率。这种方法包括钨基合金的保温，这种合金成份为８６－９９％Ｗ，掺杂至少１％的Ｎｉ、Ｆｅ、Ｃｕ、Ｃｏ和Ｍｏ的组合成份，温度范围为９５９－１３５０℃，保温时间为１分钟至２４小时，在水域油中淬火，重复保温和热处理步骤。     

固溶时效对激光直接沉积Ti6Al4V合金组织和性能的影响

采用激光直接沉积的方式成功制备无冶金缺陷的高质量沉积态样件，研究固溶温度(910～970℃)和时效温度(500～600℃)对沉积态样件的相组成、显微组织和拉伸性能的影响。研究结果表明，沉积态和固溶时效态合金的显微组织均由大量的α-Ti(α)相和少量的β-Ti(β)相构成；另外，随着固溶温度和时效温度的升高，显微组织内的α相由细长的针状转变为短棒状。拉伸性能方面，确定了固溶时效态试样(940℃/1 h/WQ+550℃/4 h/AC、970℃/1 h/WQ+550℃/4 h/AC和940℃/1 h/WQ+600℃/4 h/AC)的拉伸强度指标高于锻件国家标准要求(σ_b≥895 MPa,σ_0.2≥828 MPa,δ≥10%);断口形貌均属于塑性断裂。     

激光成形修复Ti60合金组织与性能研究

利用金相分析、维氏硬度、X射线衍射、室温和高温(600℃)静载拉伸等方法,对整体叶盘候选材料Ti60合金进行激光成形修复组织与性能的研究.研究发现:激光成形修复后,修复区与锻件基体形成致密的冶金结合,热影响区的组织从锻件的双态组织逐步过渡到激光修复区的魏氏组织.激光成形沉积态修复区的硬度高于锻件基体,热影响区的硬度处于两者之间,经过退火(650℃,2h/空冷),激光修复区硬度减小;激光修复结合面测试试样室温和600℃高温拉伸测试都断裂在锻件基体;不同修复体积(10%,20%、50%和80%)的试样室温和高温(600℃)强度高于锻造态,室温塑性比锻造态低,而高温塑性与锻造态相当.     

热处理对激光立体成形DZ125高温合金组织的影响

研究了热处理对激光立体成形DZ125高温合金凝固微观组织的影响。结果表明,随着固溶处理温度的升高,初生γ′相的溶解增多,在1240℃固溶2 h后初生γ′相全部固溶;Ni_5Hf相和MC_((1))碳化物在高温保温时发生固态相变,经1180℃/2 h/空冷(AC)热处理后Ni_5Hf相全部分解,释放的Hf元素与基体固溶的C原子结合形成MC_((2))碳化物,部分MC_((1))碳化物在1000℃保温12 h后转变为M_(23)C_6或M_6C型碳化物;完全固溶处理后在1100℃和870℃时效时,γ′颗粒尺寸的变化规律及经验分布函数与Lifshitz-Slyozov-Wagner(LSW)理论预测的较为一致。拟合得到γ′相的粗化激活能为231.43 kJ/mol,γ′颗粒的粗化受Ti、Al原子在Ni中的扩散控制。     

激光熔化沉积Ti_2AlNb基合金的显微组织和拉伸性能

通过激光熔化沉积同步输送的Ti-22Al-25Nb合金粉末,在TA15钛合金基板上制备出Ti2AlNb基合金薄壁试样,分析了沉积态和热处理态Ti2AlNb基合金的微观组织、相组成,测试了沿沉积扫描方向热处理态材料在室温25℃和高温750℃下的拉伸性能。结果表明,激光熔化沉积Ti2AlNb基合金组织致密,沉积态和热处理态均由B2,α2和O相组成,热处理状态下,激光熔化沉积Ti2AlNb基合金室温和750℃下抗拉强度分别为1012 MPa和702MPa,延伸率分别为1.8%和2.2%。     

微量Ag对Al-Li-Mg-Zr合金滑移变形的影响

在Al-Li合金中添加适当的合金元素,使之促进沉淀相的析出或改变强化相的分布状态,是改善合金性能的有效方法[1～4],本文在对含Ag和不含Ag的Al-Li-Mg-Zr合金进行微观结构和力学性能测试的基础上,对其滑移变形行为进行了对比分析。实验方法1.实验合金的化学成份(wt.-%):合金A:Ag0.00,Li1.49,Mg4.35,Zr0.12,余Al。合金B:Ag0.47,Li1.63,Mg4.63,Zr0.12,余Al。2.合金铸锭均经均匀化处理(480℃),轧制成2mm厚板材;经520℃/3min固溶处理,水淬:170℃/3,6,12,24h人工时效处理,其中一部分样品在室温下自然时效7200h,制6mm×2mm(宽×厚)样品,扭转…     

Au/Si基片上沉积Bi1.5Zn1.0Nb1.5O7

采用磁控溅射法在Au/Si基片上制备了铌酸锌铋BZN(Bi1.5Zn1.0Nb1.5O7)薄膜.在基片温度200℃、本底真空1×10-3 Pa条件下,BZN靶溅射0.5 h,作为自缓冲层;然后在400℃下溅射1.5 h,薄膜总厚度为200 nm,650℃原位真空退火1 h.XRD分析显示该薄膜为<222>单一取向,结晶良好;AFM扫描显示表面平整;测试表明不同频率下薄膜的性能没有大的改变.实验证明,选用电阻率较小的Au电极材料有利于器件性能的提高,实验得到介电常数可调率约20%、损耗为0.002-0.004.     

Au/Si基片上沉积Bi_(1.5)Zn_(1.0)Nb_(1.5)O_7薄膜介电性能的研究

采用磁控溅射法在Au/Si基片上制备了铌酸锌铋BZN(Bi1.5Zn1.0Nb1.5O7)薄膜。在基片温度200℃、本底真空1×10-3Pa条件下,BZN靶溅射0.5h,作为自缓冲层;然后在400℃下溅射1.5h,薄膜总厚度为200nm,650℃原位真空退火1h。XRD分析显示该薄膜为〈222〉单一取向,结晶良好;AFM扫描显示表面平整;测试表明不同频率下薄膜的性能没有大的改变。实验证明,选用电阻率较小的Au电极材料有利于器件性能的提高,实验得到介电常数可调率约20%、损耗为0.002~0.004。     

马氏体钢亚晶结构的TEM研究

现代马氏体钢Ｇ Ｘ12ＣｒＭｏＶＮｂＮ 10 1 1作为耐热抗形变材料广泛用于发电工业。钢的蠕变强度是和其微结构密切相关的[1] 。本文报道用ＴＥＭ定量研究退火和蠕变过程中马氏体钢亚晶结构变化的实验结果。实验所用材料为铸造马氏体钢Ｇ Ｘ12ＣｒＭｏＶＮｂＮ 10 1 1,其化学成份 (ｗｔ .% ,ｂａｌ .Ｆｅ)为0 13Ｃ、0 2 9Ｓｉ、0 82Ｍｎ、9 5 1Ｃｒ、1 0 2Ｍｏ、0 0 5 9Ｎｂ、0 5 2Ｎｉ、0 19Ｖ、1 0 2Ｗ、0 0 14Ｐ、0 0 4 14Ｎ、0 0 14Ａｌ。材料的初始态由热处理确定 ,其过程为 1343Ｋ 12ｈ ,空冷 + 10 0 3Ｋ 12ｈ ,空冷 + 10 …     

激光修复成形GH4169/GH738高温合金的性能研究

采用激光修复技术和GH4169合金粉末，在GH738合金基材试块上制备激光成形修复件，对其进行固溶+双时效热处理。对试块进行了高温持久和高温低周疲劳性能试验，观察试样断口形貌并分析断裂机理。结果表明：激光修复GH4169/GH738合金的组织结合处冶金质量良好，呈现向外连续生长的柱状晶组织；在650℃、690 MPa下进行持久试验，修复试样晶界析出Laves相，导致裂纹的萌生，与晶界分离形成微观空洞，同时气孔促进了裂纹的扩展，为穿晶和沿晶的混合韧性断裂模式。在455℃下进行低周疲劳试验，发现疲劳裂纹源于表面和气孔，以河流状花样向中心扩散，拓展区存在疲劳辉纹，为解理和穿晶两种断裂模式。采用GH4169合金粉末修复可满足常规铸锻GH738合金性能要求。     

TEM研究微钛0.1%C钢TiN析出和长大

实验用钢采用50Kg非真空中频感应炉冶炼用Si-ea粉和Al为脱氧剂,生钢前加钛。为控制凝固过程冷却速度,浇铸时采用特制的砂模,铁模和水冷铜模。钢的成份为0.10％C,0.012％Ti,0.018％N。电镜观察采用Speed法萃取复型试样。 TEM对不同凝固条件的铸态样品观察表明凝固和随后冷却过程中钛的析出不充分,有相当部分钛固溶在基体中,凝固冷速越快,钛的固溶度越高,随后的热处理过程中既包含着钛以TiN析出,又包含着TiN的进一步长大。照片(1)为铁模样品经1000℃,1100℃,1200℃保温2小时淬火,TiN沉淀相的电镜照片,可见温     

Ti—48Al—1Si双相合金高温变形组织的研究

对新一代高温结构材料ＴｉＡｌ基合金的研究已经取得很大进展[1,2 ] ,但该合金塑韧性、高温抗蠕变极限等性能还有待进一步改善。因该类合金的性能对其成分和组织形态非常敏感[1,2 ] ,所以 ,一般通过合金化、热处理及热机械加工等方法来改善该类合金的性能。本文拟通过对Ｔｉ-4 8Ａｌ-1Ｓｉ合金高温大变形的研究 ,探讨该合金高温变形的机理和改善组织的途径。1 实验方法本实验采用的材料是通过磁悬浮感应熔炼成的 4ｋｇ铸锭 ,切割成直径ｄ =1 4.2ｍｍ ,高度Ｈｏ=1 8 6ｍｍ的原始试样 ,包套后加热到 1 40 0℃ ,保温 1 5ｍｉｎ ,用 6 5ｋｇ…     

热处理对激光熔化沉积TC17钛合金显微组织及力学性能的影响

激光熔化沉积(LMD)TC17钛合金在航空航天领域具有广阔的应用前景,其沉积态试样强度较高但塑性较差,为了改善其综合力学性能,首先对LMD TC17钛合金进行退火处理,结果表明随退火温度升高α相含量逐渐减小,α片层粗化,塑性升高而强度下降,且退火后LMD TC17钛合金拉伸性能未达到盘件技术标准。进一步研究固溶时效对其组织性能的影响,固溶温度升高将使初生α相(αP)相含量降低、αP片层粗化;时效温度升高使次生α相(αS)粗化。拉伸性能受αP、αS相含量、α片层厚度等因素影响,β基体上均匀弥散析出细小αS的组织将有利于提高强度,αP含量增加、组织粗化有利于提高塑性,通过800℃/4h固溶处理后水淬以及630℃/8h空冷热处理可以使LMD TC17钛合金获得较优的强塑性匹配,拉伸性能达到盘件技术标准。     

17-4PH不锈钢表面激光熔覆Stellite6合金涂层高周疲劳行为研究

利用半导体激光器在汽轮机末级叶片材料17-4PH不锈钢表面激光熔覆Stellite6合金涂层,然后分别制备17-4PH不锈钢、17-4PH不锈钢表面激光熔覆和17-4PH不锈钢表面激光熔覆后经550℃×6h热处理的疲劳试样,进行高周拉压疲劳试验,并对疲劳断口进行扫描电镜(SEM)分析。试验结果表明:在107循环周次条件下,基材17-4PH不锈钢的疲劳极限为470MPa,基材表面激光熔覆Stellite6合金涂层试样的疲劳极限下降到380MPa,而基材表面激光熔覆Stellite6合金涂层经过热处理后的试样可达到440MPa;基材17-4PH不锈钢的裂纹源通常位于表面、近表面或内部缺陷处,裂纹扩展区具有明显的疲劳辉纹特征,瞬断区为韧窝特征;而熔覆试样的裂纹源位于熔覆层侧的缺陷处或熔覆层与基体的界面结合处,然后向熔覆层和基体两侧扩展,熔覆层侧呈脆性沿晶断裂,基体呈韧性疲劳断裂。     

选区激光熔化成形GH3536合金的高温塑性

研究了选区激光熔化成形的GH3536合金的沉积态以及热处理后的微观组织特征,并对比不同冷却方式对微观组织和高温拉伸性能的影响。通过不断优化GH3536打印参数可知,激光功率大会产生严重溅射问题,激光功率小会产生孔隙,确认最优功率范围在50～70 J/mm³,最佳打印参数为：激光输出功率为170 W,最大扫描速度为1 060 mm/s,最大扫描间隔为0.08 mm,层厚30μm,层间扫描转角67°,合金致密度可达99.97%。1 175℃保温30 min经过水冷、空冷和炉冷三种冷却方式,合金内部发生再结晶,炉冷条件下,晶界处有一定量的碳化物析出;水冷条件下,晶体内部有退火孪晶生成。通过855℃高温拉伸试验,3种冷却方式下得到的断裂拉伸率均超过25%。炉冷条件下,因为从奥氏体晶界处析出的碳化物增加了晶界,从而增加了GH3536的温度高塑性,因此拉伸率最好,达到了29%。该热处理制度有效改善了沉积态GH3536高温塑性差的问题,为航空航天器燃烧室零部件的应用提供了可靠的方案。