凝固条件对γ-Ni/Mo2Ni3Si合金凝固组织的影响

设计并采用激光熔炼工艺制备出镍基固溶体γ增韧的Mo_2Ni_3Si三元金属硅化物合金。差式扫描量热分析(DSC)及高温金相实验表明,该合金共晶温度约1287℃,液相线温度约1355℃。研究了该Mo_2Ni_3Si合金在炉冷、水冷及激光表面熔凝条件下的凝固组织。结果表明,在炉冷及水冷条件下,随着凝固冷却速度的提高,合金中Mo_2Ni_3Si初生枝晶体积分数降低、二次枝晶臂间距减小,但激光表面快速熔凝合金中Mo_2Ni_3Si初生枝晶体积分数急剧增加(62％)。激光表面快速熔凝γ/Mo_2Ni_3Si合金由于组织细小,且基体γ相被Mo及Si元素过饱和固溶,具有最优异的力学性能(显微硬度600HV);炉冷Mo_2Ni_3Si合金凝固组织初生枝晶上分布着许多显微裂纹,且显微组织为粗大的二相组织,力学性能较差。     

镍基单晶高温合金短时时效过程中取向变化的原位研究

利用TEM和XRD原位研究了一种镍基单晶高温合金在时效过程中的取向变化.研究发现固溶-时效热处理后的初始样品内部不同γ′相之间存在~4°的小角度晶界.对材料在950℃下进行10 min短时时效处理,原位TEM和XRD结果表明γ′相的取向偏离初始取向~5°,且该取向变化在降温之后也不会完全恢复;该短时升、降温过程使γ′相的取向集中度增加.     

激光增材制造DZ40M的微观组织及热处理研究

采用激光增材制造技术制备了钴基高温合金DZ40M,研究了沉积态DZ40M的微观组织,对比分析了不同热处理制度下DZ40M的微观组织及力学性能。结果表明,激光增材制造技术得到的DZ40M组织比传统定向凝固的更细,拉伸强度及塑性都有不同程度的增大。1280℃固溶处理能够使DZ40M的初生碳化物充分固溶并析出新的共晶组织,再经950℃或者1020℃的时效处理,有二次碳化物析出,时效处理对DZ40M力学性能起到良好的强化作用,并在一定范围内保留其塑性,其中1280℃/4 h+1020℃/12 h热处理制度处理试样,能够在提高室温抗拉强度的同时,最大程度地保留沉积态塑性。     

激光增材制造GH4099合金热处理后的显微组织及拉伸性能

主要研究了激光增材制造GH4099合金在不同热处理状态下的显微组织与室温拉伸性能。研究结果表明:沉积态试样的显微组织主要由外延生长的柱状晶组成,沉积态试样经过1120℃的固溶处理后发生了明显的再结晶,柱状晶内部的枝晶形貌消失,转变为细小的等轴晶组织,而且在等轴晶内部存在许多孪晶界;与固溶态试样相比,时效处理后的组织没有明显差异,显微组织仍然由细小的等轴晶组成,晶粒没有长大,γ基体上有明显的γ′相弥散析出;对比3种状态下的室温拉伸性能可以发现,固溶态试样的强度最低,塑性最高,而固溶-时效态试样的室温力学性能最好,呈现出较高的强度和塑性。这主要是因为高温固溶过程中发生了完全再结晶,试样内部的位错密度有所降低,而且没有γ′相的析出强化,而在时效过程中,γ′相充分析出阻碍了位错运动。     

不同热处理对SLM TC4组织性能及各向异性的影响

选区激光熔化(SLM)成形的TC4样件强度高、塑性差、各向异性明显。对SLM TC4成形件进行固溶时效、循环退火、循环球化退火+固溶时效三种热处理，采用光学显微镜、扫描电子显微镜、拉伸试验机对热处理所得成形件进行组织观察和性能测试。研究表明SLM TC4成形件微观组织由马氏体α′和马氏体α″组成，强度为1220 MPa左右，延伸率最高达13%;TC4成形件经热处理后板条α相粗化，有等轴α相产生，板条状α相长宽比降为5左右，固溶时效处理和循环球化退火+固溶时效处理的TC4成形件组织中产生二次α相；先950℃固溶1 h,之后550℃保温4 h,此条件下所得成形件的综合力学性能最好，其抗拉强度达到957.9 MPa,延伸率为17.6%,且所有拉伸性能指标的各向异性小于1.2%;循环球化退火+固溶时效处理的样件塑性很高，延伸率达18.3%,同时强度的各向异性不超过2%,固溶时效与循环球化退火+固溶时效处理后力学性能超过国家锻件标准。经过循环退火处理的TC4成形件强度损失较大，但塑性与另外两种热处理工艺相差不大。     

激光选区熔化成形TC4钛合金热处理后微观组织和力学性能

研究了退火、两相区固溶、固溶时效三种热处理方法对激光选区熔化(SLM)技术成形TC4钛合金微观组织和力学性能的影响。结果表明,在SLM成形TC4钛合金中形成了细针状马氏体组织,几乎不存在β相,强度较高,塑性较差;经过840℃/2h/空冷(AC)退火处理后,TC4钛合金的显微组织由(α+β)相构成,具有较高的强度和塑性;经过940℃/1h/水淬(WQ)固溶处理后,β相的含量增加,晶粒长大,形成交错的(α+β)网篮组织,强度明显下降,塑性提高;经过940℃/1h/WQ+540℃/4h/AC固溶时效处理后,形成了均匀弥散的(α+β)相,α相粗化,强度降低,塑性小幅提高。TC4钛合金经过热处理后,内部残余应力减小,变形开裂倾向降低。采用840℃/2h/AC退火处理工艺,可使SLM成形TC4钛合金获得较佳的强度/塑性匹配。     

热处理对激光熔化沉积TC17钛合金显微组织及力学性能的影响

激光熔化沉积(LMD)TC17钛合金在航空航天领域具有广阔的应用前景,其沉积态试样强度较高但塑性较差,为了改善其综合力学性能,首先对LMD TC17钛合金进行退火处理,结果表明随退火温度升高α相含量逐渐减小,α片层粗化,塑性升高而强度下降,且退火后LMD TC17钛合金拉伸性能未达到盘件技术标准。进一步研究固溶时效对其组织性能的影响,固溶温度升高将使初生α相(αP)相含量降低、αP片层粗化;时效温度升高使次生α相(αS)粗化。拉伸性能受αP、αS相含量、α片层厚度等因素影响,β基体上均匀弥散析出细小αS的组织将有利于提高强度,αP含量增加、组织粗化有利于提高塑性,通过800℃/4h固溶处理后水淬以及630℃/8h空冷热处理可以使LMD TC17钛合金获得较优的强塑性匹配,拉伸性能达到盘件技术标准。     

Ni-Al-W三元镍基模型高温合金在热处理过程中显微结构的变化

研究镍基单晶高温合金在固溶处理和时效处理过程中显微结构的变化,对于更精细地制定热处理制度有重要的参考价值.本文利用电子探针(EPMA)、透射电镜(TEM)和扫描电镜(SEM),研究了Ni-Al-W三元镍基模型高温合金中元素枝晶偏析、相分配及显微结构的变化.研究结果表明:铸态时,W偏析在枝晶干,γ′相粗大且不规则;固溶处...     

固溶温度对00Cr26Ni8Mo3Ti钢组织的影响

00Cr_(26)Ni_8Mo_3Ti不锈钢是最近开发的一种新型船用结构材料。研究表明,固溶温度对钢的机械性能影响很大。为了进一步确定温度、组织、性能三者的关系,探讨强韧化机理,用透射电镜对该钢在950℃至1150℃保温0.5h淬水试样进行了观察分析,得出以下结果。950℃×0.5h固溶处理试样为奥氏体(A)和FeCr型σ相双相组织,如图Ⅰ所示。图中白色为A体,深色为σ相。定性分析结果表明σ相多于A相。     

热处理对激光选区熔化IN718合金室温低周疲劳性能的影响

Inconel 718高温合金被广泛用于制造航天发动机等的热端零部件，提高其疲劳性能对于零部件的长期稳定服役意义重大。研究了不同热处理制度对激光选区熔化成形Inconel 718合金微观组织、相分布及疲劳性能的影响。采用电镜和电子背散射衍射仪分析了热处理试样的断口形貌、断口纵剖面应力分布及微观特征，详细阐述了热处理合金的低周疲劳断裂机理。结果表明：相较于成形态，热处理合金内部析出了δ相和γ″、γ′强化相，内部应力得以释放，疲劳性能显著提升。经过均匀化+固溶+双时效热处理后，Inconel 718合金的疲劳循环周次能够达到31990次。基于Orowan强化机制，晶粒内弥散分布的γ″、γ′强化相以及晶界上析出的δ相会阻碍位错滑移，从而延缓基体中微裂纹的扩展，增加疲劳过程中的循环周次。本次试验采用的热处理制度为激光选区熔化成形Inconel 718零部件提供了参考。     

Ni-Al二元镍基模型高温合金热暴露实验过程中γ′相尺寸与体积分数的变化

本文利用扫描电子显微镜（ SEM）,研究了Ni?Al二元模型镍基单晶高温合金在热暴露实验过程中γ′相尺寸与体积分数的变化。结果表明：随着热暴露时间的增加,一次γ′相尺寸明显增大,其长大机制为扩散控制的粗化机制（L?S?W理论）。其平均尺寸的立方与热暴露时间呈线性关系。通过对γ′相体积分数的统计显示,γ′相体积随热暴露时间的延长而减小,这是高温下γ相固溶度增加以及γ′溶解的结果,可以用Ni?Al二元相图来解释此现象。     

Ti—644合金不同固溶制度下组织与阻尼性能

Ti-644合金成份为Ti-6Al-4V-4Mo,是一种新型高阻尼性能铸态合金。铸态时组织为α相成集束与β相成网格状相混合存在。合金750～950℃固溶水淬时阻尼性能见图1。由电镜对不同固溶温度下组织观察表明:750℃固溶水淬后部分卢β→α′粗马氏体片,此时合金组织为α+α′+β_残。800℃固溶水淬后在α′马氏体片上析出了细针状α″相,见图2,α和与α′相上出现了孪晶。随着固溶温度的升高α″相析出量增加、针变粗、α与α′相上的孪晶数量也增加。到950℃时α相消失转变成稳定的β相。这时合金组织仅剩少量粗大的α″针,孪晶基本消失。     

BT25y高温钛合金固溶处理及热暴露过程中硅化物的析出机制

TEM观察了BT25y高温钛合金硅化物在固溶处理以及热暴露过程中的析出行为,结合Calphad相图计算技术研究了该合金硅化物的析出机制。在经单相区990℃固溶处理后的个别样品和两相区940℃固溶处理后的部分样品中，观察到(Ti,Zr)5 Si3，硅化物颗粒，依据计算，分析这些硅化物可能是由于Si分布不均匀，局部浓度超过0．3％而析出的；在两相区940℃固溶处理后的样品中还观察到平衡析出的(Ti,Zr)6 Si3硅化物颗粒。两种固溶处理后的样品，在700℃热暴露过程中都有大量细颗粒(Ti,Zr)6 Si3硅化物弥散析出。     

Ti-6Al-4Cr（Mo）合金热处理显微组织的研究

本文采用扫描电镜与透射电镜分析研究了Ti-6Al-4Cr和Ti-6Al-4Mo合金固溶和时效过程中显微组织的变化。结果表明：Ti-6Al-4Cr和Ti-6Al-4Mo合金经过相似的两相区固溶处理后,组织差别较大;两种合金经过β相区固溶后再时效,形成典型的魏氏组织,且硬度值较两相区处理的样品有很大提高;两种合金在相同热处理制度下,硬度值变化趋势相似,但前者的硬度值明显大于后者;Ti-6Al-4Cr合金在各种热处理条件下都有富Cr的固溶体区产生,经过1000℃/45min/空冷＋600℃/2h/空冷处理后,有Laves相和界面相析出。     

激光沉积修复GH738高温合金的组织与拉伸性能

对GH738镍基高温合金贯通槽式损伤试样进行激光沉积修复,分析了修复试样的显微组织及室温拉伸性能。结果表明:激光沉积修复区组织为典型的外延生长柱状枝晶,枝晶垂直于基体,并趋向激光沉积高度方向贯穿多个沉积层连续生长,修复区中心的枝晶取向出现了较大偏转;修复区内未发现γ′相,且碳化物含量较少,枝晶干上主要为富含Cr、Co的颗粒状M_(23)C_6型碳化物,枝晶间存在少量尺寸相对较大的立方体MC型碳化物,其Ti、Mo含量较高。相比于基体,热影响区中γ′相的尺寸明显增大,部分尺寸超过了200nm,平均间距明显增大;热影响区内的碳化物含量减少,且部分碳化物发生分解。激光沉积修复试样的室温抗拉强度为锻件的78.2%,断后伸长率为锻件的69.2%。     

固溶时间对镍基单晶高温合金中Re,Ru元素分布和微观形貌的影响

本文利用光学显微镜、扫描电子显微镜及X射线能谱仪,研究了固溶时间对镍基单晶高温合金中Re,Ru元素分布以及合金微观形貌的影响。结果表明,固溶时间为1 h时,Re,Ru均存在明显的枝晶偏析,固溶时间延长至20 h时,Re的枝晶偏析行为得到很大改善,Ru的分布基本趋于均匀。与Re相比,Ru的扩散速率相对较快。与固溶时间为1 h时的形貌相比,固溶20 h后合金中γ'相形貌更规则,立方度更好。     

烧结工艺参数对KNN基陶瓷性能的影响

采用传统固相烧结法制备了CeO_2掺杂的0.97(K_(0.5)Na_(0.5))NbO_3-0.03Bi(Zn_(2/3)Nb_(1/3))O_3-1.0%CeO_2(0.97KNN-0.03BZN-1.0CeO_2,摩尔分数)无铅铁电陶瓷。研究了1 130℃烧结温度下,不同保温时间(1h、2h、4h)和升温速率(2℃/min、5℃/min)对陶瓷样品相组成、显微结构及介电和铁电性能的影响。研究发现,当烧结条件为1 130℃,保温4h,升温速率2℃/min时,0.97KNN-0.03BZN-1.0CeO_2陶瓷试样较致密,表现出较优异的介电、铁电性能,介电常数为1 418(100kHz),介电损耗低于2%,并表现出弛豫铁电体特性。     

改型IN718合金中γ′、γ″复合相TEM研究

Inconel 718合金中主要强化相为体心四方有序点阵γ”相、DO_(22)。型结构,化学组成为Ni_3Nb(Ti、Al);辅助强化相为有序面心立方γ’相、LI_2型结构,组成为Ni_3(Ti、Al、Nb)。由于γ"相的不稳定性致使该合金仅在650℃以下具有良好的强化效果,高于此温度,γ"迅速粗化且向稳定的δ-Ni_3Nb相转变,导致合金强度迅速下降,成为该合金在更高温度下使用的一个限制。早在70年代0ozar及Pineau进行了探求[1],他们调整了718合金成分及相应的热处理制度,获得了立方体的γ’相及其六面体上附着γ”相的复合组织,并称之为包复组织。(compact morphobgy)。时效硬化曲线表明:这种组织在高于650℃时具有良好的稳定性。     

热处理对42CrMo钢表面激光熔覆钴基涂层性能的影响

利用激光熔覆技术在42CrMo钢表面制备了Stellite-6钴基涂层,然后在不同的温度下对涂层进行热处理,探究了热处理温度对涂层显微组织、硬度、耐蚀性和摩擦学性能的影响。结果表明:热处理能有效减小涂层内部的残余应力,消除裂纹、孔洞等缺陷;在900℃下进行热处理后,FCC结构的钴演变为HCP结构的钴,亚稳态M_7C_3型碳化物演变为稳态M_(23)C_6型碳化物;经过900℃×1 h的热处理后,涂层的近表面硬度是未热处理涂层的1.5倍,约为1300 HV;未热处理涂层的摩擦因数为0.42,磨损机理主要表现为塑性变形、犁沟及脆性剥落;热处理后,涂层的摩擦因数降至0.29,磨损机理主要为磨粒磨损和黏着磨损;热处理后生成的稳态M_(23)C_6型碳化物具有强化合金、提升涂层力学性能的作用;未热处理涂层与热处理涂层的自腐蚀电流密度均约为3.3×10~(-3) A·cm~(-2),自腐蚀电位均在-0.29 V左右,单个容抗弧特征近乎重合。热处理过程中发生的再结晶和晶粒尺寸变化、马氏体相变对钴基涂层耐蚀性的影响不大。     

激光熔覆Ni-Cr-B-Si-C合金涂层显微组织的透射电镜研究

激光熔覆Ni-Cr-B-Si-C合金涂层组织由块状CrB型硼碳化物,树枝状Cr7C3型碳化物,胞枝状γ-Ni固溶体以及共晶产物组成。依局部成份条件,形成γ-Ni M23C6共晶和γ-Ni 镍硼化物共晶。熔覆过程的非平衡性质导致γ-Ni/Ni3B稳定凝固和γ-Ni/Ni2B亚稳定凝固并存。受快速凝固引起的热应力所致在Cr7C3和M23C6中发生高密度孪生。此外,涂层中存在非晶相,由非晶相包围的γ-Ni固溶体形成调制结构。