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设计并制备了一种新型低成本、易热变形的Ti-43Al-3.5Mn-0.5W(at%)合金锻锭,并对其组织、室/高温拉伸力学性能、抗高温氧化性、热变形能力进行了系统分析。结果表明,与Ti-42Al-5Mn相比,研制的合金强度、抗高温氧化性、热变形能力更佳,且该合金α2和βo相中具有更低的Mn含量,降低了合金近服役温度下富锰Laves相的析出倾向。合金的固态相变路线为:β→β+α→β+α+γ→β+βo+α+α2+γ→βo+α2+γ,其中γ相完全溶解的温度(Tγ-solv)约为1250℃,β单相区温度(Tβ或Tα)约为1360℃。锻态合金显微组织为α2/γ片层和片层界面处大量βo和γ混合相,高温强度降低明显。通过两步热处理,锻态合金的高温强度和稳定性均有一定提升,这主要归结为片层组织含量的提高和片层晶团尺寸的细化。1260℃/0.5 h/AC+800℃/... 相似文献
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对Ti-22Al-27Nb合金进行了线性摩擦焊及热处理试验,并对热处理前后焊接接头的微观组织和显微硬度进行测量分析. 结果表明,利用线性摩擦焊方法焊接Ti-22Al-27Nb合金得到的接头无焊接缺陷. 焊态下,焊缝区形成了B2单相区组织. 热力影响区为B2 + O + α2相三相区,出现等轴α2相,针状O相几乎消失. 热处理后在焊缝区析出板条状O相和针状O相,热力影响区为O相均匀分布的两相区. 母材处的显微硬度值最低约为300 HV,随着向焊缝靠近,显微硬度值逐渐增加,焊缝中心达到最大值354 HV. 热处理后,由于板条O相和针状O相的沉淀析出,使焊缝中心显微硬度急剧增加. 相似文献
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β相区凝固的铸造γ-TiAl基合金的微观组织(英文) 总被引:1,自引:0,他引:1
采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)及差示扫描量热仪(DSC)研究Ti-43Al-4Nb铸态合金及其热处理态合金的显微组织以及相转变行为。结果表明:通过从β相区凝固的方法可以获得组织细小的铸态Ti-43Al-4Nb合金;凝固过程中γ晶能够直接从β相中形核,β相与γ相沿初始α晶界共存,有效地抑制了铸态Ti-43Al-4Nb合金晶粒的长大;Ti-43Al-4Nb合金在凝固过程中的相转变顺序为L→L+β→β→α+β→α+βr→α+γ+βr→(α2+γ)片层+γ+βr;经1250℃、16h热处理后,Ti-43Al-4Nb合金的显微组织与铸态组织相比有一定程度的粗化;由于Nb元素的充分扩散以及β相的非平衡状态,经过上述热处理过程后残余β相能够被完全消除。 相似文献
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采用多元扩散偶实验方法,设计具有超细α相的Ti-6Al-4V-x Mo-y Zr(0.5α/(110)β界面具有平台-台阶结构,(■20)a/(■11)b界面为平直界面,没有台阶。 相似文献
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《中国有色金属学会会刊》2019,(1)
研究热处理过程对Ti-6Al-4V-10Nb合金显微组织和力学性能的影响。采用扫描电镜、透射电镜和X射线衍射仪对合金显微组织进行研究,并通过拉伸试验对其室温和高温力学性能进行评估。结果表明,锻造和热处理后的主要组织为板条和球状初生α相、次生α相和β相。次生α相的尺寸明显小于初生α相的尺寸。热处理后,初生α相的体积分数减少,次生α相的体积分数增加。随着固溶温度的升高,初生α相的体积分数明显减少,次生α相的体积分数明显增加。随着固溶温度的升高,Ti-6Al-4V-10Nb合金的屈服强度和抗拉强度明显提高。 相似文献
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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。 相似文献
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Ti-22Al-25Nb与TC11异种钛合金的线性摩擦焊接 总被引:3,自引:0,他引:3
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。 相似文献
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以混合元素粉末为原料,采用激光立体成形(Laser solid forming, LSF)技术制备新型Ti-6Al-6Mo合金。研究了沉积态试样的显微组织以及固溶时效处理对合金显微组织形成及硬度的影响。结果表明,本研究所采用的热处理制度对原始β晶粒形貌没有显著的影响;固溶温度、固溶时间和固溶后的冷却方式对原始β晶粒中α相的形貌和尺寸以及LSF Ti-6Al-6Mo合金的显微硬度均有显著影响。当时效时间超过4小时后,随着时效时间的延长,合金的显微组织和显微硬度均未产生明显变化。基于不同热处理条件下LSF Ti-6Al-6Mo合金中初生α板条和次生α板条的析出机制及其对β基体的强化作用分析,揭示了热处理对LSF Ti-6Al-6Mo合金的显微组织和显微硬度的影响机理。 相似文献
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Mg-(11-13)Gd-1Zn变形镁合金的组织和力学性能 总被引:1,自引:0,他引:1
制备了3种成分的Mg-Gd-Zn三元合金,并对其显微组织和力学性能进行了较系统的研究.结果表明,Mg-(11-13)Gd-1Zn(质量分数,%)三元合金的铸态组织由α-Mg,(Mg,Zn)3Gd和具有14H结构的长周期堆垛有序相(14H-LPSO)组成;(Mg,Zn)3Gd呈现典型的网状共晶形貌,其体积分数随Gd含量的增加而增大.热挤压过程中(Mg,Zn)3Gd相破碎,其颗粒沿挤压方向排列,而14H-LPSO相则分布于条状分布的(Mg,Zn)3Gd颗粒之间.铸态和挤压态合金在高温固溶处理后,14H-LPSO相的体积分数增加,大部分(Mg,Zn)3Gd相溶入基体.挤压态合金经固溶和时效(T6)处理后,显微组织中14H-LPSO相的体积分数大幅度增加,而且出现了β′和β1沉淀颗粒.对挤压后的合金直接进行时效处理(T5)过程中也形成了β′和β1沉淀,但14H-LPSO相没有显著增加.3种合金中Mg-11Gd-1Zn合金在T6态的性能最好,抗拉强度高达416 MPa. 相似文献
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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。 相似文献
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以混合元素粉末为原料,采用激光立体成形(Laser solid forming, LSF)技术制备新型Ti-6Al-6Mo合金。研究了沉积态试样的显微组织以及固溶时效处理对合金显微组织形成及硬度的影响。结果表明,本研究所采用的热处理制度对原始β晶粒形貌没有显著的影响;固溶温度、固溶时间和固溶后的冷却方式对原始β晶粒中α相的形貌和尺寸以及LSFTi-6Al-6Mo合金的显微硬度均有显著影响。当时效时间超过4 h后,随着时效时间的延长,合金的显微组织和显微硬度均未产生明显变化。基于不同热处理条件下LSF Ti-6Al-6Mo合金中初生α板条和次生α板条的析出机制及其对β基体的强化作用分析,揭示了热处理对LSFTi-6Al-6Mo合金的显微组织和显微硬度的影响机理。 相似文献
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对Ti-6Al-6V-2Sn钛合金棒材进行锻造、固溶及时效处理,利用光学显微镜、XRD、SEM及力学性能试验对该合金不同固溶、时效工艺下的显微组织和力学性能进行研究。结果表明:Ti-6Al-6V-2Sn钛合金锻棒的组织为初生等轴α+β转变组织,合金经固溶处理后的组织为初生α_p相、马氏体α′、α″相和亚稳β相,强度有所降低,断面收缩率有所上升,说明固溶处理有一定的软化作用,但随着固溶温度升高,强度增加,塑性下降;经固溶处理后的棒材在时效处理过程中,亚稳态组织析出细小弥散的次生αs相,使合金强度明显强化,塑性略有降低,且随着时效温度的升高,强化效果下降,塑性随之提高。经过综合比较,并考虑强塑性的最佳匹配,可以确定本实验中Ti-6Al-6V-2Sn合金固溶时效热处理的优化工艺为(880℃,1 h,WQ)+(580℃,4 h,AC)。 相似文献
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在1203~1283 K的温度范围内,以20 K的温度间隔对O相Ti-22Al-25Nb合金进行了等温单向拉伸试验,应变速率为2.5×10-4、5.0×10-4、1×10-3、2×10-3、4×10-3、1×10-2和5×10-2 s-1,并对不同变形温度下的试样组织进行了表征。通过实验结果,确定了本构模型的材料常数;α2+B2/β+O三相区(1203~1243 K)和α2+B2两相区(1243~1283 K)的拉伸变形激活能分别为845 165和412 779 J/mol。构建了Arrhenius本构模型来描述Ti-22Al-25Nb合金在不同温度下的拉伸变形行为。 相似文献
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通过对Mg-6Gd-5Y-1Zn(质量分数,%)合金在固溶和时效处理状态下显微组织和力学性能的研究发现,α-Mg基体、沿挤压方向分布的条状18R-LPSO相、少量的Mg24(GdYZn)5 相以及细层片状的14H-LPSO相构成了挤压态合金的组成相。挤压态合金经固溶(T4)处理后,一部分18R-LPSO相溶入基体,并且基体中的14H-LPSO相伸长同时粗化。挤压态合金经过固溶加时效(T6)处理后,大量β′相从α-Mg基体中析出。T6态合金的室温力学性能最好,其屈服强度、抗拉强度及伸长率分别为272 MPa、406 MPa和6.1%。β′相沉淀也发生在挤压态合金的直接人工时效(T5)处理过程,但相比于T6处理,14H-LPSO相和β′相在基体中的体积分数均偏低。 相似文献
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为进一步提高Mg-Gd系合金的力学性能,同时降低其密度和成本,向Mg-10Gd合金中复合添加了2%(质量分数)的Al和Ca,研究了固溶处理对Mg-10Gd-1Al-1Ca合金微观组织和力学性能的影响。结果表明,复合添加Al和Ca后,α-Mg由粗大的枝状晶转变为细小的等轴晶。固溶处理后,(Mg, Al)3Gd相发生部分溶解,形貌由鱼骨状或花瓣状转变为颗粒状,部分α-Mg晶内析出相互平行排列的短棒状二次增强相,由于Al2Gd相在晶界的钉扎作用,晶粒没有发生明显的粗化。固溶态Mg-10Gd-1Al-1Ca合金的硬度、抗拉强度、屈服强度和伸长率较铸态Mg-10Gd-1Al-1Ca合金分别提高了16.7%、21.9%、19.7%和54.7%。铸态和固溶态的Mg-10Gd-1Al-1Ca合金力学性能均优于Mg-10Gd合金。 相似文献
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通过光学显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪以及室温拉伸性能测试,研究TC11钛合金分别在955、975、995和1015℃固溶处理后的微观组织与力学性能的对应关系。结果表明,合金原始锻态显微组织为α+β两相区锻造形成的双态组织,以αp相和β转变组织为主。经固溶处理后,原始锻态组织中被扭转和拉长的αp相随着固溶温度升高逐渐变小、变圆,同时体积较小的αp相逐渐消失。固溶温度为995℃时,合金强度达到最大值,抗拉强度(Rm)为1403 MPa,屈服强度(Rp0.2)为1158 MPa;固溶温度为955℃时,合金塑性最佳,断后伸长率(A)为9.5%,断面收缩率(Z)为32%。当固溶温度位于两相区时,其拉伸断口微观形貌相似,均以韧窝为主;当固溶温度位于单相区时,断口形貌结晶状明显,且有较大的撕裂棱,在岩石状表面有大量撕裂状小韧窝。 相似文献