热变形条件对Ti60合金微观组织的影响

研究变形工艺参数对Ti60合金微观组织(初生α相尺寸和体积分数)的影响。实验时选取的变形温度为900、930、960和980℃,应变速率为0.001、0.01、0.1、1.0和10.0 s?1,变形程度为50%、60%和70%。结果表明:变形温度对Ti60合金微观组织有着显著影响。在(α β)两相区,随着变形温度的升高,初生α相含量减少,而α相尺寸呈先增大后减小的趋势;应变速率对Ti60合金变形组织中初生α相的形态有较大影响。随着应变速率的增加,晶粒尺寸呈先减小后略有增大的趋势,初生α相含量呈逐渐减小的趋势;变形程度存在一临界值,超过这一临界值后,变形程度的增加有利于晶粒的细化;初生α相含量随着变形程度的增加呈先增大后减小的趋势。     

一种近β型钛合金Ti12LC热变形过程的微观组织研究

对一种近β型的两相钛合金Ti12LC进行了热变形实验研究。采用差热实验分析了该合金的相变点温度。通过热模拟压缩实验,研究了变形温度、应变速率和变形量对该合金微观组织的影响。结果表明,随着温度的变化,初生α相的形态和数量发生改变,当上升到相变温度点以上时,β晶粒的粗化明显;随着应变速率的降低,合金内部动态再结晶充分,晶粒均匀细小,但过低的应变速率又会引起组织粗大;随着变形量的增加,条状α相含量相对增多,组织球化明显,且针状β转变组织含量减少,组织相对更加均匀;在变形量小于75%且不发生变形失稳的缺陷下,通过更大的变形量能获得更好的微观组织。     

不同原始组织Ti80合金热变形行为及组织演变规律研究

通过热模拟压缩试验,研究了等轴组织和魏氏组织Ti80合金在温度850～1000℃、应变速率0.01～10 s~(-1)、变形量20%～60%条件下的热变形行为及组织演变。结果表明:Ti80合金为温度敏感型和应变速率敏感型材料,两相区变形时软化机制以动态再结晶为主,单相区变形时以动态回复为主。低应变速率条件下(0.01 s~(-1)),等轴组织的流变应力峰值高于魏氏组织,高应变速率条件下(1～10 s~(-1))则相反。相同变形参数下,原始组织类型对合金显微组织演变有显著影响。在β相变点以下,随着变形温度升高,等轴组织基体中初生α相减少,次生片状α相破碎形成不规则小颗粒;魏氏组织晶界α相完全破碎,β晶粒内部大部分片状α相破碎形成等轴颗粒,只保留少量不同位向集束状α相。随着变形量增大,等轴组织中α相再结晶晶粒尺寸增大明显,魏氏组织中集束片状α相逐渐被破碎,形成细小的短条状和等轴再结晶α晶粒。     

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TC11合金微观组织的影响

在Gleebe-1500型热模拟试验机上进行了TC11合金在变形温度1023～1233K、应变速率0.001～10.0s-1、变形程度30％～70％时的热模拟压缩试验.结果表明,在α+β两相区变形时,变形温度对初生α相晶粒尺寸有影响;高应变速率下变形时,在一定的变形温度下合金内部将发生动态再结晶,且随变形程度增大,再结晶温度逐渐降低.同时,应变速率、变形程度和变形温度对合金动态再结晶发生的影响逐渐减小;确定了合金发生动态再结晶的最佳变形参数是在应变速率1.0 s-1附近,变形程度约50％,变形温度1123～1213K.     

TC4钛合金高温变形时的微观组织演变

基于TC4钛合金压缩变形时的微观组织观察和定量金相实验,研究了变形工艺参数(变形温度、应变速率和变形程度)对微观组织演变和组织参数(初生α相晶粒尺寸和体积分数)的影响。结果表明: 在α+β两相区,随着变形温度的升高,初生α相晶粒尺寸呈波浪状变化,初生α相逐渐减少;随着应变速率的增加,初生α相形貌由等轴状转变为长条状,微观组织参数的变化规律与温度有关,当变形温度高于1203 K时,初生α相晶粒尺寸逐渐减小,而低于1203 K时,初生α相晶粒尺寸呈波浪状变化。当变形温度高于1223 K时,初生α相体积分数呈波浪状变化,而低于1223 K时,初生α相体积分数逐渐减小;随着变形程度的增加,二次α相逐渐减少,初生α相晶粒尺寸呈先减小后略有增大的趋势,而初生α相体积分数变化较小     

热变形参数对47Zr-45Ti-5Al-3V合金β→α相转变的影响

采用Gleeble 3500热模拟实验机和D/MAX-2500/PC型X射线衍射仪研究了热变形参数对47Zr-45Ti-5Al-3V合金β→α相转变的影响。结果表明,在850℃固溶处理后,该合金发生完全再结晶,再结晶晶粒尺寸为224μm,合金的组织由单一β相组成。在α+β两相区热变形过程中,该合金将发生β→α相的转变,其相变行为依赖于应变速率和变形温度。在低应变速率变形时,该合金发生了β→α相的转变;而在高应变速率变形时,该合金发生α→β相转变。在低温高应变速率变形时,该合金中析出的α相为针状。随变形温度的升高和应变速率的降低,针状α相发生球化,而且球状α相的体积分数逐渐增加。当变形温度为600℃和应变速率为10~(-3)s~(-1)时,针状α相完全球化。     

双道次热变形工艺参数对TB8钛合金显微组织的影响

在热模拟机上对TB8钛合金进行了不同变形参数的双道次热模拟试验,研究了双道次热变形参数中温度和应变速率对显微组织的影响。结果表明,在单相区845℃时,显微组织表现为发生明显的动态再结晶后的等轴晶组织,变形后的组织晶粒度等级较高,晶粒明显细化。随着应变速率增大,再结晶含量降低并伴随有破碎的β晶界。两相区805℃变形后组织呈现出变形不均匀性,伴随有大量破碎的α相并且均匀度较差。随着应变速率增大,显微组织变化不明显,依然出现带状组织。跨相区热变形后的显微组织既呈现出动态再结晶后的等轴晶组织,又呈现出发生动态回复后的带状组织。温度较应变速率对带状组织的产生更为敏感。     

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。     

双重退火对TC21钛合金高温变形后组织的影响

研究了双重退火以及变形工艺对TC21钛合金组织的影响。结果表明,TC21合金在准β区变形后,在两相区一次退火,随退火温度升高,显微组织中等轴α相增加,针状α相减少;随第二次退火温度升高,二次析出的α相形核率低,二次α相粗大。在同一应变速率下,在两相区随着变形温度升高,双重退火后等轴状初生α相减少,针状次生α相增多;当变形温度到达β相区时,退火后组织为网篮组织。     

Ti60合金热变形行为及微观组织

在变形温度为920~1 100℃、应变速率为0.001~70.0s~(-1)条件下对Ti60合金进行了等温恒应变速率压缩试验,分析了合金的流动行为和塑性变形机制。结果表明,Ti60合金的流动应力对变形温度和应变速率均较敏感。在α+β两相区,随变形温度的升高,α相体积分数逐渐减少,片状组织球化率增高;在变形温度较低、应变速率较高时,易发生局部流动现象。在β单相区,应变速率较低时,β相易发生动态再结晶;应变速率较高时,易造成机械失稳。     

应变量对TC21合金微观组织和拉伸性能的影响

研究了α+β两相区变形时不同应变量下,TC21合金的微观组织演变过程及拉伸性能变化规律.结果表明,应变量对初生α相的形态有显著影响;随应变量的增大,初生α相的形态由短棒状逐渐转变为等轴状;初生α相含量逐渐减少;初生α相等轴化程度越高、含量越多将有利于提高合金的强度;球化及针状的次生α相对提高合金强度有利,而片层状次生α相则使合金强度降低;确定了合金初生α相球化程度最好和含量最高的应变量在6.0附近.     

Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金近等温变形时的平均流动应力及组织演化

研究了Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金在近等温条件下变形时的平均流动应力及组织演化。结果表明：应变速率对合金的力学行为有着显著的影响。在任一变形温度,随着应变速率的增大,平均流动应力明显增大。在变形过程中,变形温度对初生α2相晶粒的尺寸及体积分数有着较大的影响,随着变形温度的升高,其晶粒尺寸逐渐增大、体积分数逐渐减少。应变速率对初生α2相体积分数影响不大,但对其形态和尺寸有一定的影响。较高的应变速率使动态再结晶晶粒来不及长大、相界迁移合并没有时间进行,因而有利于细化晶粒。随着变形程度的提高,晶格畸变能及动态再结晶体积分数增加,使得晶粒细化程度有所增加。     

TB8钛合金超塑性变形的组织演变

研究了TB8合金在不同变形条件下的超塑性及其显微组织。结果表明,变形温度为690～840℃、应变速率为1.0×10~(-4)～1.0×10~(-3)s~(-1)时,TB8钛合金均具有超塑性。750℃、1.0×10~(-4)s~(-1)拉伸时,合金塑性最佳,伸长率为524.9%。变形过程中,变形软化和加工硬化相互抵消,表现为传统的超塑性变形稳态流动特征。变形温度、应变速率和变形程度对合金的超塑性、显微组织均有明显影响。应变速率越低,等轴β相晶粒尺寸越大。拉伸温度升高,β相晶粒尺寸增大,α相颗粒逐渐被溶解,β相饱和化,但仍能保持一定的等轴度。随着变形程度增大,β相晶界和基体弥散析出的α相越多,细小、弥散分布的α相可以抑制晶粒的过分长大,使合金塑性得到改善。     

高温变形参数对Ti3Al基合金微观组织的影响

研究了高温变形参数对Ti-24Al-15Nb- 1.5Mo合金显微组织的影响.实验选取的变形温度为980℃,应变速率为10-3～10-1 s-1,变形程度为30％～50％.结果表明:在变形过程中,应变速率对α2相体积分数影响不大,但对α2相晶粒的形态和尺寸有一定影响,较高的应变速率有利于细化晶粒;随着变形程度的提高,α2相晶粒的细化程度增加,晶粒粒径更加细小.     

新型超高强韧钛合金热变形行为研究

采用Gleeble3800热压缩模拟试验机研究了新型超高强韧TB17钛合金775～905℃温度范围内、应变速率0.001～10 s~(-1)条件下的热变形行为。分析了该合金在热变形过程中流变应力软化特点及显微组织演变规律,建立了该合金Arrhenius型本构方程。结果表明:采用不同变形温度,TB17钛合金峰值应力对应变速率敏感程度不同,在相变温度以下变形时,峰值应力对低应变速率敏感;而在相变温度以上变形,峰值应力对高应变速率敏感。应变速率对TB17钛合金显微组织具有重要影响,合金应变速率大于0.1 s~(-1)时,以发生动态回复为主,而应变速率为0.001～0.1 s~(-1)时以发生动态再结晶为主;降低应变速率有利于动态再结晶发生,合金在应变速率0.001 s~(-1)时可获得粒度约25μm的β晶粒。变形温度对动态再结晶具有重要影响,在相变温度以下变形仅发生初生α相再结晶,而在相变温度以上变形则发生β相动态再结晶。TB17钛合金在相变点温度以下的热变形激活能为538.4 kJ/mol,在相变点温度以上的热变形激活能为397.4 kJ/mol,该合金在775～905℃热变形软化机制为晶界滑移机制。     

热压参数对TA15合金流动应力及显微组织的影响

在α＋β两相区和β单相区对TA15合金进行恒应变速率等温压缩试验,实测得到了一组流动应力应变曲线,并对流动应力及压缩后的显微组织变化规律进行分析。结果表明：应变速率对TA15合金的流动应力有显著影响,变形温度对流动应力的影响程度与应变速率大小密切相关;较低温度快速压缩时易得到均匀细小等轴α相组织,慢速压缩时组织有一定的粗化。较佳等温压缩温度为900℃～980℃,应变速率可根据锻件成形、组织性能及生产率的需要在一定范围内选取,宜采用适当大的应变速率。     

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.     

热处理对Ti90钛合金显微组织及性能的影响

对比研究了退火温度、冷却速度及多重退火对一种新型近α钛合金Ti90显微组织、室温拉伸性能和腐蚀行为的影响.结果表明:在两相区退火时,随退火温度升高,变形组织逐渐球化,初生α相(αp)体积分数降低,次生α相(αs)增多并发生粗化,合金强度逐渐降低,塑性提高;β单相区退火后空冷,组织中原始β晶粒粗大,且有晶界α相析出(αG...     

机械锻件的热处理行为及对显微组织的影响

对Ti-3.5Al-4.5Mo-6V-2Cr-1.5Sn-0.4Fe合金机械锻件进行了固溶和时效处理,研究了固溶温度、时效温度和时效时间对锻态合金显微组织的影响。结果表明,两相区固溶处理后进行时效处理,合金主要由初生α相、次生α相和β相组成,合金中初生α相在一定程度上可以限制β晶粒的长大,随时效温度的升高,次生α相逐渐粗化和长大;单相区固溶处理后进行时效处理,合金组织主要由次生α相和β相组成,次生α相的体积分数随时效温度的升高而降低,而α相的宽度逐渐增加。