热处理对高温钛合金TG6铸造组织及性能的影响

对熔模精铸TG6合金进行了热等静压和退火热处理试验,研究了其铸态、热等静压态和退火态的显微组织和力学性能。结果表明,该合金在铸态下为晶粒粗大的魏氏组织,组织中存在缩松缺陷,合金抗拉强度为871.3MPa,塑性0.8%,合金组织中的疏松缺陷为断裂的裂纹起始源;通过热等静压后该合金抗拉强度及伸长率提高到950.7 MPa和3.7%;经过750℃退火热处理后,组织中β板条部分溶解,并析出(TiZr)6Si3硅化物,合金的室温拉伸延伸率提高到5%以上,强度相对于热等静压未发生明显改变,断口表现为解理断裂。     

热等静压及其加锻造和热挤压粉末高温合金FGH95的组织和性能

本工作的目的在于研究不同成型工艺对粉末高温合金FGH95组织和性能的影响,以确定合适的成型工艺。采用了氩气雾化的FGH95合金粉,用热等静压(HIP)、及其加锻造和热挤压三种工艺使之致密化。对各种压坯的显微组织和机械性能进行了研究。扫描电镜和透射电镜的研究结果说明,经过锻造或挤压的合金,其显微组织有明显的改善。热等静压合金的断口是沿粉末颗粒间断裂的,这是由于显微组织中存在着原始颗粒边界(PPB),降低了合金的力学性能。在热等静压加锻造或热挤压的合金中,由于消除了原始颗粒边界,断口是穿晶断裂的,因而改善了合金的强度和塑性。采用热挤压或热等静压加锻造成型工艺比较有效。     

MGH754合金冷轧板材的再结晶行为

 通过扫描电镜EBSD技术与透射电镜研究分析了不同温度的预退火和二次退火对MGH754合金冷轧板材显微组织结构和微区织构变化的影响。研究表明,MGH754合金冷轧板材在700到800℃之间即发生一次再结晶,高温预退火与二次退火均不能使MGH754合金冷轧板材发生二次再结晶。在预退火过程中,板材从冷轧态锋锐的{110}<112>形变织构逐渐? 湮獅225}<253>再结晶织构。而二次退火后的再结晶织构与高温预退火后产生的再结晶织构又有所不同。     

超高温高强度MGH754合金板材研究现状及应用

MGH754合金板材是迄今为止1100℃以上最高强度的燃烧室构成材料,是一种具有很高发展潜力的燃烧室板材,对于未来提高航空航天发动机工作温度具有十分重要的意义。本文即对MGH754合金板材的制备工艺、微观组织衍化、高温性能及发展应用进行了综述。     

热挤压对FGH96镍基粉末高温合金微观组织的影响

研究了热挤压温度、挤压比、挤压速度、挤压前预处理对FGH96镍基粉末高温合金微观组织的影响规律,确定了获得晶粒尺寸小于10 μm的超塑性细晶组织的热挤压方法。研究结果表明,热等静压后FGH96合金发生了再结晶,实现了粉末的完全致密化成形,但晶粒大小极不均匀,且存在明显的原始颗粒边界(PPB)缺陷。采用热挤压前预处理工艺在确保合金晶粒不长大的同时,又可使γ'相粗化,显著降低热挤压变形抗力。随着挤压温度的升高,合金晶粒尺寸呈长大趋势。挤压温度为1 080 ℃时,获得平均晶粒小于10 μm的完全再结晶超塑性组织,挤压温度继续升高,晶粒尺寸将明显长大。随着挤压比的增大,挤压载荷明显增大,采用大于6∶1的挤压比,有利于获得平均晶粒小于10 μm的完全再结晶超塑性组织。载荷随热挤压速度的升高而增大,在保证合金组织为细晶的条件下,应尽量选择较低的挤压速度。由于在热挤压过程中合金已发生了完全的动态再结晶,未观察到明显的取向,力学性能测试结果也表明沿着挤压方向和垂直于挤压方向的性能相当,说明不同挤压方向的微织构对性能没有明显影响。     

镍基粉末高温合金的微观组织与低周疲劳性能

以镍基合金粉末为原料,通过热等静压与热挤压以及1 130℃/1 h条件下热处理,制备一种新型镍基粉末冶金高温合金,在750℃大气环境下对该合金进行低周疲劳试验,分析合金疲劳前的微观组织、低周疲劳循环应力响应行为和断口形貌。结果表明,镍基合金粉末经过热等静压后,出现原始颗粒边界,主要为粗大的γ′相和细小的碳氧化物。热等静压坯体经过热挤压并进一步热处理后,原始颗粒边界消失,晶粒细化到7.5μm左右,合金的γ′相主要有3类:晶界上的粗大γ′相、晶内近球形的中等尺寸γ′相和弥散分布的球形细小γ′相。该合金的低周疲劳断裂方式以沿晶断裂为主,断裂面的晶粒表面有不同程度的氧化。     

长时间热暴露对Ti-24Al-15Nb-1Mo合金组织和性能的影响

采用熔模精密铸造及热等静压技术制备Ti-24Al-15Nb-1Mo合金模拟件,然后在600、650、700℃大气氛围下,经过100、300、500 h热暴露,取样研究其微观组织和室温拉伸性能的变化。结果表明,在热暴露过程中,Ti-24Al-15Nb-1Mo合金的非平衡组织逐渐向平衡态转变,导致自身组织分解、析出、粗化等一系列的转变,从而对合金的力学性能产生较大影响。经热暴露后,其抗拉强度从863 MPa下降到最低742.7 MPa,塑性也有所下降,延伸率相对热等静压态的最大下降量为56%。     

热处理对热等静压制备的TaW10合金氧含量及力学性能的影响

以氢化-脱氢后的TaW10合金粉末为原料,采用热等静压技术制备了TaW10合金,并对其进行1 800~2 200℃热处理,研究了热处理温度与TaW10合金氧含量及力学性能之间的关系。结果表明,随热处理温度升高,TaW10合金拉伸断裂模式从脆性解理断裂先转变为脆性沿晶断裂,再转变为塑性韧窝断裂。合金强度随热处理温度升高先增大后减小,经2 100℃热处理后达到最大值。当热处理温度升至2 150℃时,热等静压制备的TaW10合金开始表现出塑性变形特征。经2 000℃热处理后,合金氧含量明显降低,此后随热处理温度升高,氧含量变化不明显。热等静压制备的TaW10合金仅在氧含量足够低且经2 150℃以上温度热处理后才具有较好的强度与塑性。     

热挤压对硼化物增强Mg-Li基复合材料组织与力学性能的影响

利用金相显微镜和扫描电镜观察铸态与热挤压态B4C增强Mg-Li基复合材料及其断口的显微形貌,研究热挤压对该复合材料组织和力学性能的影响。结果表明:热挤压加工可有效改善铸态Mg-Li基复合材料中强化相的分布均匀性,显著提高材料的屈服强度、抗拉强度和伸长率;基体合金在热挤压过程中发生动态再结晶,显微组织得到细化;在150~250℃范围内,挤压温度越高,强化相分布越均匀,基体合金的再结晶程度越高,因而复合材料的伸长率越高;200℃下热挤压的复合材料具有较好的力学性能,其抗拉强度为237.5 MPa,伸长率为21.7%,分别比铸态样品提高46.1%和126%。     

K17合金热等静压滞后热处理使塑性下降原因的探讨

K17合金在热等静压后进行再热处理,能提高合金的高温持久与抗拉性能,但其塑性明显下降。本文针对此问题作了专门的分析与研究。对铸态、热等静压态及不同热处理制度下高温拉伸试样的金相与断口分析表明,合金塑性的好坏主要取决于晶界处阻挡裂纹扩展的颗粒的大小与数量。在Y+Y′共晶尾部出现的大批微裂纹也加速了高温沿晶的断裂。     

Fe--36 Ni因瓦合金的热塑性

采用Gleeble-3800热模拟试验机研究Fe-36Ni合金在900～1200℃的热塑性行为，并用FactSage软件、扫描电镜及透射电镜等研究该合金热塑性的影响因素及作用机理.结果表明:合金中主要形成Al₂O₃+Ti₃0₅＋MnS复合夹杂，夹杂物颗粒尺寸集中分布在0.5μm以下.合金热塑性在900～1050℃受晶界滑移及动态再结晶共同影响.晶界上分布的纳米级别（<200nm）夹杂物有效钉扎晶界，抑制动态再结晶发生的同时减小晶界结合力.微米级别（>200nm）夹杂物则促进显微裂纹在晶界滑移过程中的形成和扩展，损害合金热塑性.当温度高于1050℃时，较高的变形温度使再结晶驱动力大于钉扎作用力，合金发生动态再结晶，有效提高热塑性.在1100～1200℃区间内，枝晶间裂纹的形成、晶界滑移的加剧及动态再结晶晶粒尺寸增大都降低合金热塑性.      

稀土对Fe-43Ni膨胀合金热塑性的影响

Fe-43Ni膨胀合金因其凝固组织粗大导致合金的热塑性较差,在热加工过程中开裂严重。针对该问题,通过Gleeble高温拉伸试验、SEM、EDS等手段研究了稀土Ce及其含量对Fe-43Ni膨胀合金组织和热塑性的影响。结果表明,常规Fe-43Ni合金在温度小于1 000℃时热塑性较差。添加质量分数为0.025%的Ce,合金中形成了大量的Ce₂O₃和Ce₂O₂S稀土夹杂物,合金的热轧组织显著细化。850～1 100℃温度区间的热塑性明显提高,热塑性良好的温度区间向低温区扩大了50℃。但是添加质量分数为0.063%的Ce时,合金铸锭在热轧过程即发生开裂,热塑性严重恶化。稀土添加适量可提高合金的热塑性,反之过量会恶化热塑性。试验结果为大生产中热轧稀土微合金化Fe-43Ni膨胀合金提供一定的指导。     

钎焊温度和热处理对钨铜连接性能的影响

采用厚20 μm的非晶态Ti-Zr-Ni-Cu钎料,真空钎焊连接用于聚变堆面向等离子体部件的钨和铜铬锆合金,钎焊温度分别为860、880和900℃,对880℃下的钎焊样品进行热等静压(HIP)处理.采用SEM和EDS分析连接接头的形貌和成分,用静载剪切法测量焊接接头强度.测试结果表明在860～880℃下钎焊10 min能够获得较好的连接界面,经880℃钎焊后焊接接头的剪切强度为16.57 MPa,880℃钎焊后HIP处理的试样界面结合强度提高至142.73 MPa,说明真空钎焊后HIP处理可以显著改善接头的结合强度.     

热轧变形量对MGH754合金板材组织和性能的影响

在相同的轧制温度下,通过组织分析和显微硬度分析的方法,研究了热轧工艺中不同的最后一火变形量对MGH754合金热轧态板材组织、退火态板材组织以及板材高温持久强度的影响。研究结果表明:最后一火变形量越高,热轧态板材组织能充分地进行动态再结晶,其晶粒越细小均匀;最后一火变形量越高,更有利于退火中二次再结晶的发生,生成粗大的盘状晶组织;板材的高温持久强度随着最后一火变形量的增大而升高。     

保温温度对MGH956合金冷轧薄板再结晶行为的影响

 研究了MGH956合金冷轧薄板在(1 100~1 350 ℃)×(05~2 h)的等温热处理条件下,金相组织的变化和再结晶行为的特点。结果表明,MGH956合金冷轧薄板再结晶开始温度很高;从再结晶开始温度到1 350 ℃,再结晶组织随着温度的升高越来越粗大;随着再结晶温度的升高,MGH956合金冷轧薄板完成再结晶的时间逐渐缩短。     

ZTA15Cr铸造钛合金材料的组织及性能

研究了ZTA15Cr铸造钛合金材料在铸造状态和热等静压状态下的力学性能和微观组织。结果表明,ZTA15Cr铸造钛合金在铸造状态下组织以马氏体＋晶界α＋针状α为主,强度高而塑性较差,力学性能数据分布离散性强,不能满足使用要求;经热等静压处理后,组织中的板条状α＋β交叉呈网篮状,塑性有较大提高,可满足航空航天对钛合金铸件的使用要求。     

氧化物弥散强化MGH 956合金薄板的加工工艺和组织控制

 针对氧化物弥散强化MGH 956合金板材加工的热等静压、热锻、热轧、温轧、到最终再结晶退火的整个工艺过程和组织控制进行了研究。明确了对于不同厚度的成品板材,在最后一轮次退火后的温轧过程中,必须选用不同的工艺参数,通过控制温轧工艺参数,成功轧制出厚40~05 mm板材,该板材在随后相应的高温退火条件下,均可实现充分的再结晶,生成希望得到的盘状粗晶组织。     

温度和变形参数对Q345C钢连铸坯热塑性的影响

用Gleeble-2000热模拟机研究了Q345C钢250 mm×1 300 mm连铸坯热履历-连铸坯冷却过程和冷坯加热过程(300～1 320℃)的温度变化,应变速度(3～3×10-4 s-1)和降温速率(1～20℃/s)对热塑性的影响。结果表明,Q345C钢从1320℃冷却到钢的第Ⅲ脆性区,冷却速度越高,钢在第Ⅲ脆性区塑性越差;在600～850℃,连铸坯冷装加热后的热塑性要好于从液态直接冷却到这个温度区间的热塑性;在钢的第Ⅲ脆性区内,钢的热塑性随变形速率增大而变好。