Ti-45Al-8.5Nb-W-Mo-Y合金的组织转变

研究了Ti-45Al-8.5Nb-W-Mo-Y合金的相结构。该合金铸态组织大部分由α2 γ片层域团组成，同时含有少量的B2 ω相。经过1200℃，2h处理后，B2相全部转变成ω相。合金经过70%-80%热变形后，组织由等轴γ晶粒，残余高温B2 ω相，少量的变形片层域团α2 γ片层组成。变形组织再经过1280℃，2h的热处理，其中高温相大幅度减少，同时α2板条增加。挤压态组织由变曲的片层及少量的等轴γ晶粒组成。循环热处理技术细化组织。     

热处理和铌含量对铀铌合金显微组织与相结构的影响

铀铌合金的显微组织和相结构与铌含量和热处理制度密切相关。通过定量金相法对不同热处理制度下铀铌合金的显微组织和相结构演化进行了表征和分析。结果表明:淬火铀铌合金为单相过饱和固溶体,随铌含量增加,其相结构变化依次为正交、单斜、四方结构,显微组织形貌变化依次为针状、板条、等轴晶粒;慢冷铀铌合金为富铌(γ_(1-2))和贫铌(α′)片层交替组成的珠光体;马氏体组织退火时优先沿奥氏体晶界发生胞状分解,分解组织也为富铌和贫铌片层交替组成的珠光体,分解动力学符合JMAK方程。     

Fe—17Mn—10Cr—5Si—4Ni合金低温应力诱发相变特点及其形状记？…

用Ｘ射线衍射分析、显微组织观察等研究了Ｆｅ－１７Ｍｎ－１０Ｃｒ－５Ｓｉ－４Ｎｉ合金在低温（低于室温）下应力诱发相变的特点及其形状记忆效应。合金在室温拉伸变形时,当应变量超过５％由于应力诱发ε马氏体的相变作用而形成的α′马氏体;当变形温度低于室温时应力优先诱发γ－α′马氏体转变。正是这种应力诱发相应特征的转变使合金的形状记忆效应在室温以下出现奇特低谷。     

Cr8钢的动态再结晶行为及组织转变

利用Gleeble-3500热/力模拟试验机对Cr8支承辊用钢在应变速率0.01～1s-1、变形温度950～1 200℃条件下进行了热压缩变形试验,研究了其热变形力学行为和再结晶规律,并对该钢热变形后的显微组织及物相变化进行了分析。结果表明:在应变速率较低为0.01s-1,当变形温度低于1 050℃时,Cr8钢热变形后的组织主要为动态回复型,当变形温度高于1 100℃时,热变形后的组织为动态再结晶型,且随着变形温度的升高,动态再结晶晶粒逐渐长大;当应变速率增加到0.1s-1时,热变形后的组织在温度低于1 050℃时为动态回复型,在温度高于1 100℃时为动态再结晶型;当应变速率增加到1s-1时,变形温度高于1 050℃时,热变形后的组织即发生了明显的再结晶,奥氏体晶粒大部分已长成为等轴的再结晶晶粒;Cr8钢热变形后的物相主要为α-Fe和γ-Fe,显微组织主要为马氏体和残余奥氏体。     

Ti（AlMn）金属间化合物中的α_2－γ相界面的缺陷

在Ｔｉ（ＡｌＭｎ）中有两种不同层次的层状结构［１０］．ＨＲＥＭ观察分析表明在这两种不同层次的层状结构中α２－γ相界面互不相同．粗层次中的α２－γ相界面具有台阶特征并可以用Ｏ点阵理论来解释．在细层次中的α２，γ片层具有一定的弹性形变，因而α２－γ仅有少量的台阶位错．另外，在细层次的α２－γ－α２复合界面上，还发现层错桥连两个台阶位错的复合缺陷结构．所有这些结果都表明细层状结构在形变的过程中具有集体行为     

镍基合金粉末光束堆焊层的微观组织及强化机理

采用X射线衍射，SEM，EDAX及显微硬度和洛氏硬度等分析手段研究了含碳量为1．0％的NiCrBSi系自熔合金粉末光束堆焊层的微观组织及强化机理，结果表明，采用光束镍基合金粉末堆焊可在铁碳合金表面获得与基体冶金结合良好，无裂纹，轻度稀释的强化层，堆焊热输入对堆焊层稀释率及合金元素烧损的影响程度决定了堆焊层微观组织及物相组成，小热输入堆焊时，堆焊金属经度稀释（η=3.5%），其显微组织由少量初生的γ－Ni和大量的γ－Ni Bi3B Ni3Si三相共晶组成的亚共晶基底，以及在基底上分布着大量的Cr23C6,(Cr,Fe)7C3高硬度相组成，采用大热输入堆焊，堆焊金属稀释率达12％，堆焊层由大量的γ－（Fe,Ni0枝晶和少量γ－(Fe,Ni) M7C3共晶组成，在堆焊层中未发现一次碳化物的析出，在光束粉末堆焊层中大量高硬度M23C6,M7C3共晶组成，在堆焊层中未发现一次碳化物的析出，在光束粉末堆焊层中大量高硬度M23C6，M7C3型碳化物和Ni3B,Ni3Si共晶相的析出以及合金元素在γ相中的过饱和固溶是其是以强化的主要原因，与TIG堆焊相比，采用相近热输入所获得的光束粉末堆焊层的耐磨性能提高了3倍以上。     

TC21钛合金热变形过程中片层α相动态球化行为研究

目的 定量分析不同热变形参数下片层α相的演化行为,探究不同热变形参数对TC21钛合金中片层α相动态球化行为的影响规律,并探讨片层α相在动态球化过程中的组织演变机理。方法 基于Thermecmastor-z热模拟试验机对TC21钛合金开展不同变形参数的热压缩试验,结合SEM-EBSD材料表征技术进行显微组织的表征。结果 随着温度从890℃升高至950℃,片层α相的平均厚度从0.65μm先增大至0.72μm后减小至0.16μm;在高温、低应变速率的条件下,片层α相球化百分数约为59%,而在低温、高应变速率条件下,片层α相球化百分数降至约26%;随着应变速率由0.001 s^-1升至1 s^-1,片层α相球化百分数的增量由10%减少至不足2%。结论 温度的高低主导了片层α相尺寸的变化趋势;变形温度的升高及应变速率的降低加速了片层α相的球化进程,而应变速率为主要影响因素;在α+β两相区变形过程中,LAGBs常形成于片层α相内部位错塞积程度较高的区域,并以此作为发生动态球化的界面。随着动态球化百分数的增大,α相中LAGBs的体积分数减小,而HAGBs的体积...     

THE DEFECTS ONα_2-γINTERFACES IN THE Ti(AlMn)INTERMETALLIC COMPOUND

在Ｔｉ（ＡｌＭｎ）中有两种不同层次的层状结构。ＨＲＥＭ观察分析表明在这两种不同层次的层状结构中α２－γ相界面具有台附特征并可以用Ｏ点阵理论来解释。在细层次中的α２－γ片层具有一定的弹性形变，因而α２－γ仅有少量的台阶位错。另外，在细层次的α２－γ复合界面上，还发现层错桥连两个台阶位错的复合缺陷，结构，所有这些结果都表明细层状结构在形变的过程中具有集体行为。     

共晶强制性熔化的界面形态

对透明共晶系ＣＢｒ４－８．４ｗｔ－％Ｃ２Ｃ１６生长的典型层片共晶组织强制熔化进行实时实地观测．表明相对于强制生长时的“界面滞后”现象，熔化界面温度高于静止时界面温度，熔化界面比静止界面更靠近热端，称为“界面超前”．随熔化速度增大，“界面超前量”增大；共晶组织分层熔化，出现两个熔化界面，α和β相熔化秩序不同，α，β相分别单独熔化，两熔化界面的相对位置由α，β相成分，熔化速度和共晶相间距等因素决定．     

离子注入对Cr12MoV钢表面组织结构和力学性能的影响

研究了Ｃｒ１２ＭｏＶ钢离子注入层的显微组织特征及其对表面性能的影响。结果表明，离子注入使Ｃｒ１２ＭｏＶ钢的表面硬度和耐磨性能得到显著改善，且存在着一个最佳的注入剂量，约为３×１０＾１＾７Ｎ＾＋／ｃｍ＾２左右。离了注入在Ｃｒ１２ＭｏＶ钢表面层中形成了大量细小弥散的第二相粒子，并使α－Ｆｅ晶格发生严重畸变，从而引起材料表面强化。     

EB炉熔炼TC4钛合金轧制过程中的组织演变与力学性能

本实验以电子束冷床熔炼炉(EB炉)熔炼TC4钛合金为研究对象,结合实际生产流程,研究不同变形量和不同温度对TC4钛合金板材显微组织与力学性能的演变规律.结果表明:在相同温度下,随着变形量增加,显微组织中α相的体积分数和尺寸减小而β相体积分数增大,合金的抗拉强度和延伸率均增大;当变形量为30％时,显微组织均表现为片层结构,随着变形温度升高,片层α相长宽比逐渐减小,抗拉强度逐渐升高而延伸率变化不大;当变形量增加到90％时,随着变形温度升高,显微组织由较强的B织构(0002)〈1120〉转化为T织构(1010)〈1120〉和锥面织构(1011)〈1120〉,塑性变形由基面滑移转为柱面滑移,显微组织中α相尺寸减小而β相含量增大,合金的抗拉强度和延伸率均增大.当温度升高到1000℃时,α相完全转变为β相,在随后的冷却过程中细针状次生α相从β晶粒析出,合金的抗拉强度和延伸率均增大.     

2060搅拌摩擦焊对接接头显微组织与析出相分析

选用Al-Li-Cu-Mg系铝锂合金2060,开展搅拌摩擦焊对接接头显微组织与析出相演变规律研究.搅拌摩擦焊对接接头,呈现典型的母材、热影响区、热机影响区和焊核区四区分布特点.母材为双向板条组织,在α板条中有大量三角形AlCu2Mn化合物析出,但在其它相区,当受到热影响时,该相消失;热影响区组织粗大,热机影响区晶粒受到机械力作用,前进侧拉长,后退侧破碎;焊核区为等轴晶组织,出现了高温析出相AlxCuxMn,均布于整个焊核区域.接头显微硬度在母材区最高,热影响区最低,焊核区低于母材,稳定在115 HV.     

2060搅拌摩擦焊对接接头显微组织与析出相分析

本文选用Al-Li-Cu-Mg系铝锂合金2060,开展搅拌摩擦焊对接接头显微组织与析出相演变规律研究.搅拌摩擦焊对接接头,呈现典型的母材、热影响区、热机影响区和焊核区四区分布特点.母材为双向板条组织,在α板条中有大量三角形AlCu2Mn化合物析出,但在其它相区,当受到热影响时,该相消失;热影响区组织粗大,热机影响区晶粒受到机械力作用,前进侧拉长,后退侧破碎;焊核区为等轴晶组织,出现了高温析出相AlxCuxMn,均布于整个焊核区域.接头显微硬度在母材区最高,热影响区最低,焊核区低于母材,稳定在115 HV.     

热处理对Ti3Al—Nb合金显微组织与拉伸性能的影响

研究了Ｔｉ３Ａｌ－Ｎｂ合金（Ｔｉ－２４Ａｌ－１４Ｎｂ－３Ｖ－０．５Ｖｏ）在不同固溶温度，不同冷却速度以及时效条件下的显微组织与性能之间的关系。结果表明，Ｔｉ３Ａｌ－Ｎｂ合金冷轧板材经α２＋β两相区固溶（９４０－１１００℃×１ｈ）水淬处理，其显微组织由实生α３相、β２相和“０”相组成，随着固溶温度的升高，初生α２相逐渐减少，室温力学性能σｂ、σ０．２和δ均相应提高，当初生α２相约为３０￥时，可以使合     

Naβ‘’—AlO3与水的作用

本文借用了Ｘ射线衍射相分析和热分析Ｍｇ或Ｌｉ稳定的Ｎａβ－Ａｌ２Ｏ３粉体和陶瓷在不同温度条件下与水发生的作用进行了系统地研究。实验表明，在密闭的常温条件下水主要以分子形式进入Ｎａβ－Ａｌ２Ｏ３的传导层内，形成水合物Ｎａβ－Ａｌ２Ｏ３．Ｈ２Ｏ；随着温度的升高，在β－Ａｌ２Ｏ３中将发生Ｈ３Ｏ＾＋与Ｎａ＾＋之间的离子交换，生成（Ｎａ＾＋，Ｈ３Ｏ＾＋）β－Ａｌ２Ｏ３．Ｈ２Ｏ；当温度进一步提高至２５０℃时，     

热变形Ti-45Al-7Nb-0.3W合金的显微组织与力学性能

采用金相显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)和拉伸试验研究热变形(锻造、轧制)Ti-45Al-7Nb-0.3W(原子分数/%,下同)合金的显微组织与力学性能。结果表明:铸态Ti-45Al-7Nb-0.3W合金为近层片组织,主要由α2/γ层片晶团及分布在层片晶团周围的少量γ相和β相组成,层片晶团平均尺寸为100μm;经热包套锻造后,层片晶团发生破碎、扭折,并且室温抗拉强度较铸态提高了77MPa,800℃抗拉强度提高了36MPa;该锻态合金经热包套轧制后,合金组织转变为细小的双态组织,平均晶粒尺寸为25μm,合金力学性能进一步提高,其中室温抗拉强度提高到603MPa,伸长率为1.0%,800℃抗拉强度提高到716MPa,伸长率为3.6%。     

TiAl基合金强韧化原理及新技术的研究

采用现代测试技术,较详尽地研究了TiAl基合金工程材料的强韧化原理、新工艺和新技术。 在合金化方面,探讨了Sb、Pb、Sn和Nd的添加对TiAl基合金显微组织和室温力学性能的影响。其中,Sb具有显著改善 TiAl基合金室温力学性能和高温抗氧化能力的作用。TiAl+Sb合金室温变形时,α_2/γ层片状晶粒的γ板条内形成大量变形孪晶。TiAl+Sb合金的抗氧化性甚至优于Ti-48Al-2Cr-2Nb合金。 在晶粒细化剂的研究中,发现BN可使TiAl基合金铸态晶粒显著细化,其效果优于XD~(TM)技术中的TiB_2。 在TiAl基合金的表面化学热处理的开创性的探讨中,发现渗碳处理可有效地强化TiAl基合金表层,从而明显地提高合金的室温力学性能。多层、复杂结构的渗碳层具有良好的组织热稳定性和抗氧化性,因而使TiAl基合金抗高温长时间氧化能力得到显著改善。 较全面地探讨了TiAl基合金常规热加工和热处理的金属学原理,讨论了常规热处理对热变形TiAl基合金试样的局限性。在此研究基础上,提出了双温热处理新工艺。研究了双温热处理对TiAl基合金热变形试样的显微组织和室温拉伸性能的影响。探讨了双温热处理的金属学原理。     

Mo／α—Al2O3界面的二次离子质谱研究

采用电子束蒸发方法，在２００℃的抛光（１１０２）取向的蓝宝石（α－Ａｌ２Ｏ３）单晶衬底上淀积厚度为３００ｎｍ的Ｍｏ膜。经８７０℃下不同真空退火时间处理后，运用ＭＣｓ＾＋－ＳＩＭＳ技术进行了深度剖析，并结合ＸＲＤ物相分析，对Ｍｏ／Ａｌ２Ｏ３界面问题进行了探讨。结果表明，在Ｍｏ／Ａｌ２Ｏ３界面处存在原子相互扩散形成的过渡层。退火处理后，过渡层展宽，有ＭｏＯ２生成。延长退火时间，过渡层变化不大。     

钢轨使用后的表层组织与性能分析

对60U74普通钢轨使用后的表面变形层组织与性能进行了分析。结果表明，钢轨运行约3a（年）后，在其表面形成约40－70μm的白层，组织为过饱和碳的α－Fe，晶粒显著细化，达到40nm，同时钢轨表面的显微硬度比心部高2倍以上；次表面为变形的片状珠光体组织，片状磷化物发生碎化，硬度也有一定的提高。     

快速凝固Al—Si—Fe—Cu—Mg合金的热稳定性

研究了快凝Ａｌ－Ｓｉ－Ｃｕ－Ｍｇ合金在不同热暴露温度下热稳定性，维氏硬度测试结果表明；合金长时间在１５０℃下热暴露时，硬度降低程度很小，而温度为３００℃时硬度呈显著降低趋势，微观组织分析发现，热暴露温度为１５０℃时，合金基体基本未发生再结晶，而３００℃时出现了大量再结晶组织；合金中的第二相形态在热暴露过程中基本不变。