热处理参数对TA15钛合金静态球化显微组织及动力学的影响

首先对TA15合金进行了变形量分别为60%,75%和90%的轧制,然后在800、850和930℃分别进行了15、30、45和60 min的热处理试验。利用OM、SEM和Image-pro Plus 5.0等手段研究了TA15合金在不同状态下的显微组织和静态球化行为。结果表明:静态球化过程中晶内针状次生α相断裂及球化行为比晶界α相更易于发生;TA15合金静态球化行为的发生对温度敏感,850℃获得球化比例可增加至95%,930℃球化率不变但晶粒长大明显,晶界清晰化。通过JMAK方程对TA15合金的静态球化动力学过程模拟,发现温度、时间对球化率的影响规律为随热处理温度和原始变形量的增加,球化率随热处理时间增加但上升趋势降低。     

热处理过程中Ti-5322钛合金片状组织的静态球化EI北大核心CSCD

本文采用不同热处理温度(760℃、800℃、840℃和880℃)和不同保温时间(10 min、30 min、60min和120 min)研究了热压缩后的Ti-5322钛合金片状组织的静态球化行为。结果表明:α相晶粒尺寸主要取决于热处理温度和保温时间,而与变形量、变形温度和应变速率关系不大。随着热处理温度升高和保温时间的延长,α相晶粒尺寸增大而α相的含量降低。静态球化分数随变形量、热处理温度和热处理时间的增加而增加,但对变形温度和应变速率的依赖性较小。另外,随着变形量、热处理温度和热处理时间的增加,静态球化分数的增速先增大后减小。Ti-5322钛合金组织粗化贯穿整个热处理过程,静态球化过程可以分为低温短时退火阶段和高温长时退火阶段;在前一个阶段,静态球化主要以边界分离的形式进行,而在后一个阶段,边界分离机理几乎消失,静态球化主要以末端迁移和奥斯瓦尔德熟化的形式进行。     

Static Globularization of TC11 Alloy during Hot Working Process

研究TC11钛合金片层组织在两相区980～850℃,0.001,0.01和0.1s-1应变速率条件下的热变形组织以及在不同温度退火过程中静态组织的演变规律和机制。结果表明,温度较高、应变速率较慢的条件下,动态球化过程进行得较充分,退火组织的球化分数主要取决于变形过程中的动态球化过程;温度较低、应变速率较快的条件下,动态球化过程不能充分进行,则退火后的球化分数取决于变形状态和退火过程中的静态球化过程。α晶粒尺寸则主要取决于退火温度和时间。进一步对比分析动静态球化组织的EBSD测试结果,表明退火静态球化的机制是β相的静态再结晶和α相的静态回复,以及随后的球化和聚集粗化过程。     

钛合金中α片层球化分数敏感性分析（英文）

基于机理型微观组织模型与梯度算法建立钛合金中α片层球化分数敏感性分析函数,将该函数应用于TC17合金中片层组织球化分数的敏感性分析。基于扫描电镜观测结果定量分析TC17合金等温压缩过程中工艺参数对球化分数的影响规律,并采用遗传算法优化其敏感性分析函数的材料参数。结果表明:当变形温度为1083 K、应变速率为0.01 s~(-1)、应变为1.2时,TC17合金片层α组织几乎完全转变为等轴α晶粒;随着应变速率的增加,片层α球化分数减少,这主要因为较低的应变速率为动态球化提供了足够的时间;而变形温度对片层α球化分数的影响受应变速率控制。此外,TC17合金片层α球化分数关于应变、变形温度和对数应变速率微分的预测结果与试验结果相吻合。     

应变量对TC17钛合金高温性能及片状α相演变的影响

在两相区对TC17钛合金进行了变形量分别为0、20%、40%、60%、80%的等温变形,同一制度热处理(820℃×4 h/WQ+630℃×8 h/AC)后,测试了400℃拉伸性能,观察了显微组织,研究α+β两相区应变量对TC17钛合金高温拉伸性能和片状α相演变影响研究。结果表明:TC17钛合金在两相区经历不同的应变量变形和同一热处理后,组织演变的主要特征是片状α相球化,球化分数随应变量的提高而增加;400℃拉伸强度和塑性则随着应变量提高而提高;定量分析α相球化分数与400℃拉伸性能的关系发现两者之间符合线性关系,通过数据拟合建立了抗拉强度、屈服强度、延伸率、断面收缩率与α相球化分数关系的数学表达式。     

两相区变形对TC17钛合金组织及拉伸性能的影响

研究了820℃,变形10%、30%、50%、70%下TC17钛合金的组织和拉伸性能。结果表明:两相区不同变形量主要影响片状α相的球化过程,球化分数随变形量的增加而增加。TC17钛合金的室温拉伸性能表现优异,而且呈现出与片状α相球化相同的规律,拉伸强度和塑性都随两相区变形量的增加而逐渐升高。拉伸强度和塑性与变形程度之间呈线性关系。断裂方式为韧性断裂,大变形量下裂纹起源于内部,断口表面更加粗糙,韧窝更深更大,断裂过程中需要消耗更多的能量,从而提高拉伸性能。     

应用热加工图研究TC17合金片状组织球化规律

采用加工图理论分析了TC17（Ti-5Al-4Mo-4Cr-2Sn-2Zr）钛合金在高温变形过程中的片状α球化规律。结果表明：用加工图理论分析材料的高温变形行为能准确直观地反映出材料在不同变形条件下的组织演变规律。分析加工图发现：TC17合金在840℃～870℃，应变速率0．5s^-1～3s^-1之间变形是片状α组织球化的理想区域，此时对应的能量耗散效率值为45％左右；在850℃～910℃，较高应变速率（〉5s^-1）下对TC17合金加工易发生流变不稳定现象，形成绝热剪切带。     

TC17钛合金片状组织球化演变及Burgers关系的缺失

采用EBSD技术研究了TC17钛合金片状组织在热变形过程中的球化演变规律,并对比分析了变形前后α相与β相间Burgers关系的变化。结果表明,热变形导致β相发生明显的动态再结晶。变形初期片状组织内部首先形成位错亚结构,随后在动态回复作用下形成小角度晶界;随着变形的增大,亚晶界转化为大角度晶界导致片状α的破裂;破碎α相的相界再通过扩散作用继续迁移,最终实现α相的球化。热变形在改变片状组织形貌和稳定性的同时,也破坏了片状组织中α相和β相间严格的Burgers关系,热变形过程中柱滑移和其他滑移系或孪晶系的启动,是造成α相与β相间严格Burgers关系破坏的根本原因。     

热变形对TA19闪光焊接组织均匀化的影响

为消除TA19闪光焊接接头的组织不均匀性,改善闪光焊接TA19的综合性能。利用Gleeble3500热模拟试验机对TA19闪光焊接头在变形温度900~980℃,变形量30%、60%,变形速率0.01~1s-1条件下进行等温恒定速率热压缩试验,以研究其组织在不同变形参数下的转变特征。实验结果表明,焊接接头试样在压缩过程中流变应力-应变曲线呈现动态软化趋势,在低变形速率条件下片状α相动态回复、动态再结晶过程充分发生,促进其宽度尺寸的增加,β相楔入导致片状α相断开。随变形量与变形温度的增加,在动态再结晶以及元素扩散作用下,片层α相等轴化比例逐渐提高。变形过程中有残留β相被破碎,部分转变为富Mo的颗粒分布在α相基体上。在随后的热处理过程,α基体上富Mo颗粒回溶到β相,β相长大完成对片层α相的分割,α相进一步通过静态再结晶完成等轴化。闪光焊接试样在980℃、变形速率0.01s-1、60%变形量下变形后,经930℃1h+590℃4h空冷的退火处理,可充分实现焊缝组织的等轴化转变,热处理后焊接接头组织以等轴组织为主,组织均匀性明显改善。     

热变形对TA19闪光焊接接头组织均匀化的影响

为消除TA19闪光焊接接头的组织不均匀性,改善闪光焊接TA19的综合性能,利用Gleeble3500热模拟试验机对TA19闪光焊接头在变形温度900～980℃,变形量30%、60%,变形速率0.01～1 s~(-1)条件下进行等温恒定速率热压缩试验,以研究其组织在不同变形参数下的转变特征。结果表明,焊接接头试样在压缩过程中流变应力-应变曲线呈现动态软化趋势,在低变形速率条件下片状α相动态回复、动态再结晶过程充分发生,促进其宽度尺寸的增加,β相楔入导致片状α相断开。随变形量与变形温度的增加,在动态再结晶以及元素扩散作用下,片层α相等轴化比例逐渐提高。变形过程中有残留β相被破碎,部分转变为富Mo的颗粒分布在α相基体上。在随后的热处理过程,α基体上富Mo颗粒回溶到β相,β相长大完成对片层α相的分割,α相进一步通过静态再结晶完成等轴化。闪光焊接试样在980℃、变形速率0.01 s~(-1)、60%变形量下变形后,经930℃, 1 h+590℃, 4 h空冷的退火处理,可充分实现焊缝组织的等轴化转变,热处理后焊接接头组织以等轴组织为主,组织均匀性明显改善。     

新型Ti5321合金片层组织的热变形行为

为研究具有原始粗片层组织的Ti5321合金热压缩变形过程中流变应力、显微组织等随变形条件的变化,在Gleeble-2800型热模拟试验机上进行高温热压缩试验,试验温度790~850 ℃,应变速率为0.01~1 s-1,变形量为30%~70%。结果表明：Ti5321合金的软化机制与片层组织球化和动态再结晶有关,变形量和变形温度是影响合金片层组织球化及β再结晶的主要因素。同一变形温度和应变速率下,随着变形量的增大.会出现片层α相球化及β相再结晶现象。当应变速率和变形量相同时,低温变形主要发生的是片层α相球化行为,高温变形发生的是β相的再结晶。     

热变形参数对Ti-17合金的片状α球化过程的影响

通过等温热压缩式试验和金相分析研究了热变形参数对Ti-17(Ti-5Al-4Mo-4Cr-2Sn-2Zr)合金片状α球化过程的影响。结果表明：合金组织由网蓝组织转化为等轴α组织的球化过程引起了高温流变应力的软化；等轴化的程度随变形程序、应变速率的增加而增大，随变形温度的提高而减小；变形程度是片状球化的主要因素；在相同温度下，提高应变速度能够加快状组织完全球化的速度。     

β锻造工艺对TC17钛合金显微组织的影响

通过对Φ100 mm×150 mm TC17钛合金棒材进行镦粗试验,研究了β锻造工艺对其微观组织形貌的影响。结果表明:变形量和变形速率对TC17钛合金显微组织有显著的影响。当变形速率为0.1 mm/s时,晶界α相容易被破碎,变形量越大,破碎越严重,且越容易球化,80%变形量时α相的球化率达到80%。当变形速率为2 mm/s时,β晶粒容易发生动态再结晶,变形量越大,再结晶体积分数越高,80%变形量时β相的再结晶体积分数为50%。晶界α相发生球化对变形量和变形速率均较为苛刻,仅在变形量为80%、变形速率为0.1 mm/s时大量晶界α相发生了球化。此外,相比变形量,β再结晶数量对变形速率更加敏感。     

细小等轴α相对Ti-55531合金静态再结晶行为的影响

初始等轴组织Ti-55531合金在相变点以上经过0.01、0.1、1 s~(-1)不同应变速率的等温压缩变形,随后进行750℃×5 min/AC热处理。采用扫描电子显微镜和透射电子显微镜研究了后续热处理时变形α相和基体β相的静态再结晶机理。结果表明,随着应变速率的升高,残留等轴α相的含量增加。变形合金中拉长α相在经过热处理后有球化现象,同时在强度相对较高的拉长α相端部的基体β相中,位错储能较高,有助于β相再结晶形核和空冷过程中局部高密度次生α相析出。     

Ti1023合金高温塑性变形力学行为及组织演变的研究

通过Ti1023合金热模拟压缩试验,得到不同高温变形条件下的真应力-应变曲线。并对经变形和热处理的合金的组织演变规律进行了研究。结果表明:高温变形过程中,Ti1023合金的流变应力对变形工艺参数较为敏感,且在不同变形条件下,应力-应变曲线的变化呈现一定的规律,在低温和较高应变速率下,曲线多呈现动态再结晶特征;在高温条件下,曲线多呈现动态回复特征。随变形温度的升高,α相时效析出量逐渐减少,形态由等轴/条片状逐步演化为长条状;随应变速率的提高,α相形貌逐渐变为长条状,且相尺寸减小。不同形貌的α相会对合金的性能产生不同的影响,且在中温区(760~780℃)变形后可得到良好综合性能的组织。     

网篮组织TC17合金的球化定量分析和建模

研究具有网篮组织TC17合金的球化行为和机理,建立动态和静态球化的动力学模型.定量和金相结果表明:α相的球化对变形和热处理工艺参数十分敏感.通过EBSD分析,α内晶界的形成和演化机制与不连续动态再结晶和连续动态再结晶两种机制有关,并在热处理后分别形成和相邻晶粒取向差大和取向差小的两种α晶粒.基于球化行为和机理,建立两种...     

热处理对异质钛合金线性摩擦焊接头组织和显微硬度的影响

研究焊后热处理对TC4和TC17异质钛合金线性摩擦焊接头显微组织的影响。焊态条件下焊缝组织为完全再结晶组织,表明线性摩擦焊接过程中,摩擦界面温度超过β相变点温度,其中TC4侧焊缝组织主要为具有马氏体组织结构的α′相,TC17侧焊缝组织主要为单一的β相。TC4与TC17侧热力影响区组织为严重的变形组织,且具有明显的方向性,但在该区各相的体积分数未发生变化。热处理后,TC4侧焊缝组织中α′转变为针状的α＋β相,且随着热处理温度的升高,针状α相粗化,长大现象明显,并导致该区的显微硬度下降。TC17侧焊缝组织热处理后从晶界和β晶粒内部析出了细小的α相,导致该区显微硬度明显提高。     

TC17合金在α+β两相区变形时的显微组织演变及其对流动应力的影响（英文）

基于显微组织表征和等温热模拟压缩试验,研究TC17合金在α+β两相区变形时的显微组织演变及其对流动应力的影响。研究表明:当变形温度为820和850°C时,随着应变的增加,α相的球化率略微增加;随着变形温度的升高,α相的球化率略微增加,但是α相的体积分数明显减小。当变形温度为780°C、应变速率为1 s~(-1)时,流动应力呈减小趋势;当应变为1.2时,由于位错湮没和α片层转动,流动应力未达到稳定状态。当变形温度为820和850°C、应变速率为1 s~(-1)、应变大于0.8时,由于加工硬化和动态软化的平衡作用,流动应力呈稳定状态。合金动态软化归因于α片层转动、动态回复和轻微的球化。     

热加工和后处理对Ti-6Al-4V合金显微组织和拉伸性能的影响

研究了热压缩、热轧制和后续轧制退火处理对Ti-6Al-4V合金显微组织和拉伸性能的影响。热压缩实验在温度800~1075°C和应变速率0.001~1s-1下进行,得到了流变曲线与加工过程参数之间的关系。然后,样品在温度800~1070°C和恒应变速率2s-1下进行2道次热轧制,总变形量为75%。热轧后,样品分别在870°C和920°C下保温热处理2h,随后空冷。在β相区的热轧导致粗大的β相冷却时转变为马氏体相,而在α/β两相区的热轧会导致生成部分球化的α相组织。后续的热轧处理能使在两相区部分球化的α相得以完成球化,然而,在β相区轧制的样品会导致马氏体结构被破坏。拉伸实验表明,随着轧制温度从两相区升高到单相区,合金的强度及伸长率会显著降低。升高热处理温度会降低两相区轧制合金的强度性能,而在β相区轧制合金的强度会得到提高。     

Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O合金热变形行为及组织演变

通过对低成本Ti-6Al-2.5V-1.5Fe-0.15O合金热模拟压缩试验,得到了合金在不同高温变形条件下的真应力-应变曲线。结果表明,在β单相区应力-应变曲线呈现动态回复特征,在α+β两相区呈现典型动态再结晶曲线特征。变形组织由α相以及少量的β相构成,层片α相发生球化,随着变形温度升高,球化率降低,再结晶晶粒长大。在低应变速率变形时,流变应力软化机制以α相动态球化为主,高应变速率变形时除了球化外,片状α相周围有细小的再结晶晶粒形成。