热处理制度对Ti-22Al-25Nb/Ti60双合金焊接接头组织与性能的影响

研究了锻后不同热处理制度对Ti-22Al-25Nb/Ti60双合金焊接接头显微组织和力学性能的影响。结果表明：Ti-22Al-25Nb/Ti60双合金试样经不同工艺热处理后焊缝组织得到不同程度的细化,强度和塑性均得到提高。热处理制度为990 ℃×1 h, AC+750 ℃4 h, AC时,Ti60合金热影响区组织主要由大量细小的等轴α相、少量的片状α相及β转变组织组成,其强度与塑性最佳,且有较好的匹配。     

退火对Ti-22Al-25Nb/TC11电子束焊接接头组织与拉伸性能的影响

研究退火对电子束焊接Ti-22Al-25Nb/TC11接头组织和拉伸性能的影响。结果表明,在TC11侧热影响区,出现针状α相;而在Ti-22Al-25Nb侧热影响区,出现少量的α₂相和O相;经过退火处理后焊缝区缺陷有小幅度改善,沿晶界出现了细小的点状和针状析出相;焊态的Ti-22Al-25Nb/TC11试样抗拉强度低、塑性差,退火处理后的室温拉伸性能无改善甚至有所降低。要更大程度地消除缺陷、提高性能,只能通过压力加工的方式配合后续热处理才能实现。     

热暴露对TC11/Ti-22Al-25Nb双合金盘力学性能的影响

对电子束焊+近等温成形的TC11/Ti-22Al-25Nb双合金模拟盘在热暴露后进行拉伸、持久试验,并通过SEM和TEM观察断口形貌及组织。结果表明:热暴露后的试样在室温拉伸时,均断裂在焊缝位置。经550℃热暴露后室温拉伸试样的断裂属于延性断裂,600℃热暴露后室温拉伸试样的断裂属于脆性解理断裂,裂纹源均起始于试样的表面。随着热暴露温度的升高和时间的延长,室温拉伸强度总体提高,塑性下降,持久时间也降低,元素在焊接连接区域的分布更加均匀,成分曲线表现得更加平缓,但在Ti-22Al-25Nb侧检测出较高含量的O元素,说明该侧合金易被氧化。     

焊前热处理对Ti-22Al-25Nb/TC11异种合金焊接接头组织与性能的影响

采用不同初始组织的Ti-22Al-25Nb合金与TC11合金进行焊接,然后再用同样规范对焊件进行近等温锻造和热处理。利用OM对焊件接头的显微组织进行了观察,并拉伸测试了Ti-22Al-25Nb/TC11异种合金接头的强度。结果表明:焊前经固溶处理过的Ti-22Al-25Nb合金B2晶粗大,焊后经等温锻造和热处理之后析出的O相较多,使得焊接接头强度和塑性均有降低;Ti-22Al-25Nb/TC11异种合金接头的显微组织内含有O相、α相、β相及少量α2相。     

热加工对电子束焊接TC11/Ti_2AlNb双合金接头组织和性能的影响(英文)

研究热加工对电子束焊接TC11/Ti2Al Nb双合金接头显微组织的影响,对焊接件热暴露前后的室温拉伸性能进行测试。结果表明:电子束焊接TC11/Ti2Al Nb双合金熔合区主要由β相组成;经过变形和热处理后,熔合区主要由β、α2和α相组成,同时原始铸态的晶界在变形过程中破碎。在拉伸试验中,熔合区是薄弱区域;在不同的变形条件下,试样(热暴露前后)在此区域发生断裂。热处理后试样的最大室温拉伸强度达到1190 MPa;锻后水冷试样具有较好的塑性,其伸长率达到4.4%。相比较而言,经过(500°C,100 h)的热暴露后,试样的室温拉伸强度略有上升,但塑性变化较小。拉伸断口SEM观察显示,在不同变形条件下穿晶断裂为主要的断裂机制。     

热加工对电子束焊接TC11/Ti2AlNb双合金接头组织和性能的影响（英文）

研究热加工对电子束焊接TC11/Ti2Al Nb双合金接头显微组织的影响,对焊接件热暴露前后的室温拉伸性能进行测试。结果表明:电子束焊接TC11/Ti2Al Nb双合金熔合区主要由β相组成;经过变形和热处理后,熔合区主要由β、α2和α相组成,同时原始铸态的晶界在变形过程中破碎。在拉伸试验中,熔合区是薄弱区域;在不同的变形条件下,试样(热暴露前后)在此区域发生断裂。热处理后试样的最大室温拉伸强度达到1190 MPa;锻后水冷试样具有较好的塑性,其伸长率达到4.4%。相比较而言,经过(500°C,100 h)的热暴露后,试样的室温拉伸强度略有上升,但塑性变化较小。拉伸断口SEM观察显示,在不同变形条件下穿晶断裂为主要的断裂机制。     

铸态Ti-22Al-25Nb合金的结构特征与力学性能

Ti2AlNb基合金是目前有望在650-800℃温度范围内取代高温镍基合金的金属间化合物。利用水冷铜坩埚感应悬浮熔炼法,通过调控熔炼工艺,制备了主相分别为B2/?相和O相 Ti-22Al-25Nb合金铸锭,通过XRD、SEM等手段进行了合金结构特征的表征,通过室温拉伸试验、室温压缩试验、纳米压痕试验测试了合金的力学性能并分析了断口形貌。研究表明,铸态Ti-22Al-25Nb合金晶粒尺寸达到数百微米。相组成对铸态Ti-22Al-25Nb合金的力学性能有一定影响,铸态O相合金的极限抗拉强度达到了1125MPa,超过了铸态B2/?相合金的1031MPa,但粗大晶粒导致合金塑性较差（铸态B2/?相与铸态O相合金的延伸率分布为1.82%与1.32%）。铸态Ti-22Al-25Nb合金的拉伸断口与压缩断口均具有明显的解理断裂特征,拉伸断口主要表现为沿晶断裂,压缩断口主要表现为穿晶断裂。     

热处理对Ti-22Al-25Nb/TC11双合金接头组织与性能的影响

对经近等温锻造后的Ti-22Al-25Nb/TC11双合金电子束焊接头进行了梯度热处理与双重热处理,采用OM、TEM观察了Ti-22Al-25Nb/TC11双合金接头界面组织,并对其室温性能进行了对比分析。结果表明,梯度热处理后双合金接头Ti-22Al-25Nb基体析出相以细小颗粒状α₂相为主,TC11基体出现网状组织;双重热处理后Ti-22Al-25Nb基体以短棒状的O相为主, TC11基体以魏氏组织为主;双重热处理后Ti-22Al-25Nb/TC11双合金接头的室温力学性能均低于梯度热处理后的双合金接头,这与其焊缝区析出的α相增加有关。因此,梯度热处理优异于双重热处理。     

热处理对Ti-22Al-25Nb/TC11双合金焊接接头组织与性能的影响

对经近等温锻造后的Ti-22Al-25Nb/TC11双合金电子束焊接接头进行了梯度热处理与双重热处理,采用OM、TEM观察了Ti-22Al-25Nb/TC11双合金接头界面组织,并对其室温性能进行了对比分析。结果表明,梯度热处理后双合金接头Ti-22Al-25Nb基体析出相以细小颗粒状α2相为主,TC11基体出现网状组织;双重热处理后Ti-22Al-25Nb基体以短棒状的O相为主,TC11基体以魏氏组织为主;双重热处理后Ti-22Al-25Nb/TC11双合金接头的室温力学性能均低于梯度热处理后的双合金接头,这与其焊缝区析出的α相增加有关。因此,梯度热处理优异于双重热处理。     

变形温度对Ti2AlNb/Ti60双合金焊接接头组织性能的影响

研究了近等温锻造温度对Ti2A1Nb/Ti60双合金焊接接头显微组织和力学性能的影响.结果表明:经不同温度近等温变形及相同热处理后,Ti2A1Nb/Ti60双合金试样焊缝组织得到明显细化,强度和塑性得到提高,均高于基体Ti60合金;随着变形温度的升高,Ti60合金热影响区显微组织中初生等轴α相逐渐减少,β转组织增多,片状α相变短变粗.因此,合金的室温拉伸强度逐渐升高,塑性逐渐下降;变形温度为1010℃的试样,其焊缝熔合区显微组织较为均匀,塑性相B2含量较多,焊件室温及600℃高温拉伸均表现出较好的强度与塑性匹配.     

Ti-22Al-25Nb合金环形件成形工艺与组织性能关系

研究了Ti-22Al-25Nb合金环形件的制备工艺和组织性能关系。结果表明:Ti-22Al-25Nb合金增加棒材改锻的次数可提高组织均匀性,细化晶粒,从而显著提高合金的室温塑性。对棒材在α2+B2+O三相区(970℃)和α2+B2两相区(1050℃)轧制可分别获得双态组织和板条组织的环形件。两种组织的室温抗拉强度均在1100 MPa以上,室温伸长率在6.5%以上。两种组织相比,双态组织具有更高的强度,而板条组织的塑性更好。根据试验结果,Ti-22Al-25Nb合金在生产应用时,棒材的锻造镦拔次数应不低于8次,环形件轧制应选择在α2+B2两相区(1050℃)。     

固溶处理对Ti-22Al-25Nb合金棒材组织与拉伸性能的影响

以Ti-22Al-25Nb合金棒材为试验对象,研究了固溶温度对合金棒材组织和室温拉伸性能的影响。结果表明:随着固溶温度的升高,α2/O相颗粒含量明显减少,B2相体积分数增加;合金的拉伸性能也随之变化,强度随固溶温度的升高而增加,塑性略有下降;断口形貌显示,Ti-22Al-25Nb合金在拉伸断裂过程中以准解理断裂为主。     

Ti-22Al-25Nb合金板条组织不同热处理状态的拉伸性能研究

研究了Ti-22Al-25Nb合金在B2相区锻造后锻态、固溶态和固溶时效态的室温拉伸性能。结果表明:固溶态组织的屈服强度最高,抗拉强度最低,塑性最好。经过固溶时效后抗拉强度明显提高,屈服强度和塑性显著下降。锻态组织的强度和塑性与固溶时效态组织接近。断口分析表明,锻态和固溶时效态断口以准解理断裂为主,固溶态组织呈现出类似韧窝断裂的塑性断裂特征。固溶态试样的屈服强度最高的原因是B2相中Al元素相对含量比锻态和固溶时效态的高。     

热暴露后合金Ti-45Al-8.5Nb(WBY)的显微组织和拉伸性能变化

对Ti-45Al-8.5Nb(WBY)合金在700℃大气环境下分别进行了1000、1700、3000、10000h的热暴露处理.通过扫描电镜及透射电镜研究了系列热暴露对该合金组织稳定性的影响,并进行了室温拉伸测试.研究发现,Ti-45Al-8.5Nb-(WBY)合金在室温下为双态细晶组织.在热暴露1000h后,在α2+γ层片晶团内α2层片通过α2→γ相变发生了平行分解,导致层片细化,这有利于提高该合金的拉伸强度,屈服强度和塑性.在热暴露1700h后,合金开始通过α2+γ→B2(ω)相变生成B2(ω)等轴晶粒.在3000h热暴露后,从α2+γ层片晶团形成的B2(ω)等轴晶粒达到18 vol％,而且其上有针状相广泛析出.经历10000h热暴露形成的B2(ω)等轴晶粒和经历3000h形成的接近,导致该合金的强度和塑性均降低,但在10000h热暴露后,这种力学性能的降低不高于10％.     

热处理对Ti-6Al-7Nb合金等高温锻件组织和性能的影响

通过对等温锻造条件下获得的Ti-6Al-7Nb合金锻件进行固溶时效和再结晶退火,探讨了热处理工艺对显微组织和室温力学性能的影响.试验结果表明,固溶时效后得到双态组织,锻件的抗拉强度较大,拉伸塑性较低;再结晶退火后得到等轴组织,锻件具有一定的抗拉强度,但拉伸塑性更好.     

焊后热处理对Ti-22Al-27Nb合金激光焊接接头组织与高温性能的影响

研究焊后热处理对激光焊接2.5 mm厚Ti-22Al-27Nb合金组织和高温力学性能的影响。结果表明,Ti-22Al-27Nb合金激光焊接焊缝组织为单一的B2相。焊缝650℃高温抗拉强度为母材的75%,塑性则仅为母材塑性的40%左右。拉伸断口形貌为岩石状,呈现沿晶断裂特征。经过焊后热处理,焊缝组织为B2相+O相。相对于未热处理接头,热处理后焊缝和热影响区的硬度下降很多并趋于平缓。热处理温度750℃、保温时间1 h时焊接接头650℃高温抗拉强度达到了母材的87.5%,塑性为母材的82.2%,接头断裂形式为解理断裂。     

热处理对Ti—6Al—7Nb合金等高温锻件组织和性能的影响

通过对等温锻造条件下获得的Ti-6Al-7Nb合金锻件进行固溶时效和再结晶退火，探讨了热处理工艺对显微组织和室温力学性能的影响。试验结果表明，固溶时效后得到双态组织，锻件的抗拉强度较大，拉伸塑性较低；再结晶退火后得到等轴组织，锻件具有一定的抗拉强度，但拉伸塑性更好。     

Ti-22Al-25Nb与TC11异种钛合金的线性摩擦焊接

通过Ti-22Al-25Nb(Ti2AlNb基合金)与TC11((α+β)钛合金)的线性摩擦焊接,研究焊接工艺参数对接头外貌及界面结合率的影响,观察接头附近显微组织,并测试了其显微硬度。结果表明,随着焊接工艺参数,如摩擦时间、摩擦频率和摩擦压力的提高,接头的结合率显著提高;在焊接和随后的冷却过程中,TC11合金侧的热影响区域发生了α→β→α′相变,形成的大量针状马氏体α′相使焊缝区的显微硬度值显著增大;Ti-22Al-25Nb合金侧的热影响区域主要发生了(O,α2)→B2/β相变,随着O相和α2相的减少,该区域金属的显微硬度值显著降低。在合适的工艺条件下,线性摩擦焊接Ti-22Al-25Nb合金与TC11合金能够形成质量完好的焊接接头。     

激光增材制造Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr合金的显微组织演化及力学性能（英文）

研究激光增材制造Ti-5Al-2Sn-2Zr-4Mo-4Cr合金的显微组织演化、维氏硬度及室温拉伸性能。结果表明:激光增材制造过程的热历史显著影响显微组织演化。在试样的不同沉积高度位置可以观察到不同形貌的初生α相、细小次生α相及马氏体相。退火处理可以促使短棒状α相或细小次生α相析出,从而降低或增加维氏硬度。L方向和T方向拉伸试样相组成相同但形貌不同。沉积态试样室温拉伸时表现出明显的各向异性。L方向拉伸试样的强度低但塑性好,T方向拉伸试样相反。经退火处理之后,L方向拉伸试样的强度增加但塑性显著降低;T方向拉伸试样的强度无明显变化而塑性降低50%。     

热暴露对Ti-24Al-15Nb-1.5Mo/TC11焊接界面显微硬度和元素分布的影响

通过550℃,50h热暴露试验研究了Ti-24Al-15Nb-1．5Mo／TC11焊接界面显微硬度和元素分布的变化规律．结果表明,梯度热处理后Ti-24Al-15Nb-1．5Mo合金基体组织的显微硬度高于双重热处理．梯度热处理条件下,变形30％试样在热暴露期间由于焊缝组织中细针状α相数量的减少,造成显微硬度升高;而在Ti-24Al-15Nb—1．5Mo合金侧由于晶格畸变能的释放,造成显微硬度的降低．而变形量40％,50％＋梯度热处理试样焊缝组织在热暴露期间继续分解、长大,造成显微硬度的降低．热暴露过程中,焊缝界面处的元素继续扩散;Nb元素在焊缝区域中的含量明显增加,增加了品格畸变,也是引起显微硬度升高的原因之一．