3种钛合金富氧α层的生长规律

分析了3种钛合金(TC2、TC4和TC6合金)在不同热处理条件下富氧α层的生长规律，并计算了生成动力学和热力学。结果表明，富氧α层厚度随加热温度和保温时间的增加而增加，温度是影响富氧α层厚度的主要原因。富氧α层的生长受氧扩散过程影响，富氧α层厚度与t^1/2呈线性关系。TC2、TC4和TC6合金富氧α层的热激活能分别为106.1、110.1、47.7 kJ/mol。由于氧的固溶强化作用，富氧α层显微硬度高于基体硬度，通过显微硬度法测量富氧α层厚度值要高于金相法的测量值。     

常规热处理对TC4合金富氧α层及力学性能的影响

研究了在大气条件下,常规热处理对TC4合金富氧α层及其性能的影响。结果表明,随加热温度升高及保温时间的延长,TC4钛合金富氧α层厚度增厚,且TC4钛合金强度、伸长率及断面收缩率随富氧α层厚度的增加而降低。TC4钛合金富氧α层的生长动力学曲线呈抛物线形规律,受氧扩散控制,可用y=at1/2描述。富氧α层的生成属于热激活行为,并建立了生成预报模型。     

热处理对TC4钛合金富氧α层的影响

研究了TC4钛合金在不同热处理下富氧α层的生成机制。通过显微硬度法和金相法确定了富氧α层的厚度。探讨了富氧α层的生成动力学。结果表明,温度和保温时间都会影响TC4钛合金富氧α层的生成。在700、800℃热处理时,TC4钛合金基本不生成富氧α层,930℃热处理时TC4富氧α层的厚度和保温时间的关系满足菲克理论。TC4钛合金基体的显微硬度为370 HV,且富氧α层的显微硬度最大值随着氧化层厚度的增加而增大。     

基于BP神经网络的TC6钛合金富氧α层厚度与热暴露温度、时间关系预报

将TC6钛合金经过不同热暴露工艺处理后,测得其富氧α层的厚度。利用BP人工神经网络建立富氧α层的厚度与热暴露工艺(热暴露温度、保温时间)之间的关系网络模型。结果表明:所建的模型可以很好的预报不同热暴露工艺下富氧α层厚度,而且还可以通过富氧α层厚度得到最优的热暴露工艺。建立了富氧α层厚度为50μm热暴露工艺临界图以便指导生产实践。     

Nb对TiNiAl合金高温氧化行为的影响

对Ti50Ni44Al6和Ti50Ni41Al6Nb3合金在1073K循环氧化行为的测试表明,Nb的加入显著改善合金的高温抗氧化性能．Ti50Ni44Al6合金在1073K经过100h循环氧化后形成外层以TiO2为主并含有少量Al2NiO4、内层为TiNiO3的氧化层,合金的氧化动力学服从线性规律;Ti50Ni41Al6Nb3合金生成以TiO2为主的氧化膜,在外氧化层下面形成了一层富Nb和Al的复合氧化物,显著阻碍氧以及合金元素的扩散,降低了合金的氧化速率,合金高温氧化动力学遵从抛物线规律．     

α钛富氧层增厚动力学模型

为了实现在工业化生产中对α钛富氧层厚度预测和控制,通过实验研究α钛富氧层在高温空气环境中的形成及增厚过程,讨论热处理温度和时间的影响作用,建立高温(750~850℃)空气环境下关于温度、时间的富氧层增厚动力学模型。结果表明:当恒温热处理温度为750~850℃时,α钛富氧层厚度x与保温时间t0.5呈正比例关系,且升高热处理温度可显著提高富氧层增厚速度。在此温度范围内,氧原子的扩散激活能约为203473 J/mol,计算曲线与实验数据吻合性较好。结合文献中已有的扩散系数方程和实验测得的富氧层厚度数据,推导得到5个富氧层增厚动力学方程,其中3个方程的计算曲线与实验数据吻合性较好,可为实际生产中预估富氧层厚度提供理论支持。     

热轧TC4钛合金板富氧层中氧原子的固溶硬化行为

通过波谱分析距表面不同深度的氧含量,研究了热轧TC4钛合金板富氧层氧元素浓度分布规律;同时研究了富氧层氧元素浓度对硬度的影响规律。结果表明: 热轧TC4钛合金板富氧层厚度约为60 μm,随着距离表面深度增大,富氧层中氧元素浓度逐渐减少;硬化层厚度与富氧层厚度一致,随着距离表面深度增大,硬度逐渐减小;富氧层中O原子的间隙固溶硬化效应导致钛合金形成硬化层;建立了氧浓度、距表面深度和显微硬度两两间的关系式。     

载荷对经氧-氮共渗的TC4钛合金摩擦学性能的影响

为了改善TC4钛合金的耐磨性,采用双辉等离子表面合金化技术对其先渗氮后氧-氮共渗。在以GCr15钢球作摩擦副和施加130g、230g和330g载荷的条件下,研究了经过和未经过氧-氮共渗的TC4合金的摩擦行为和磨损机制。采用扫描电镜(SEM)、X射线衍射(XRD)和能谱分析(EDS)检测了渗层的形貌、结构和成分。结果表明:氧-氮共渗层由富氧层、富氮层和扩散层组成,其厚度为10.2μm,最外层为TiO_2相,其纳米硬度和弹性模量分别为8.7 GPa和181.5 GPa,约为未经氧-氮共渗合金的2.36倍和1.5倍。与未经氧-氮共渗的TC4合金相比,经氧-氮共渗的TC4合金的摩擦因数和磨损面积均显著下降。氧-氮共渗层的磨损机制主要为黏着磨损、磨粒磨损和剥离磨损。氧-氮共渗能显著改善TC4钛合金的耐摩擦磨损性能。     

钛合金富氧α层的形成与测定方法研究

采用显微硬度测试法，结合微观组织观察分析，对TC2和TA15钛合金板材热处理富氧α层深度随热处理温度和时间的变化规律进行了实验研究，得出了TC2和TA15钛合金在600—1000℃范围内不同温度热处理的富氧α层深度的显微硬度测试方法。为钛合金热成形过程的工艺控制和表面质量检验提供参考依据。     

钛建材及表面处理技术

采用直流电弧激发燃烧法（DCSB法）测试Ti40,AlloyC和TC4合金在3种气氛条件下的相对质量燃烧速度。结果表明：与TC4合金相比，Ti40和AlloyC均具有较好的阻燃性能，用氮气来稀释空气能够降低钛合金的燃烧速率。用扫描电镜（SEM）与X射线能谱（EDAX）观察分析了合金的燃烧产物、界面与基体，发现：当Ti40和AlloyC燃烧时，V优先迁移至表层，因而燃烧区表层氧化层为富V贫Cr，而燃烧产物与基体界面附近氧化层则为富Cr贫V。Ti40与AlloyC界面的富Cr贫V混合氧化层非常致密，既可抑制氧扩散入基体，又可阻碍基体中的V扩散进入燃烧区。TC4燃烧时，虽然Al优先迁移至表面与氧反应生成Al2O3，但该氧化层不连续不能有效降低燃烧速度，Cr,V元素均对合金燃烧时界面氧化层的致密化有重要作用。     

热处理对TC6钛合金内表层组织及硬度的影响

对TC6钛合金进行990℃保温热处理,研究保温过程中氧原子、合金元素分布变化对内表层组织及硬度的影响。结果表明,在990℃热处理后试样内表层富氧α层从边部到基体内部显微硬度呈现低-高-低的变化规律,在距边部约55μm处达到最大值449 HV1。内表层显微硬度的变化是由于氧化作用而导致内表层合金元素分布变化和氧原子的富集引起的。     

钛合金中α相对富氧层演化的影响（英文）

为了探索钛合金中富氧层的演化过程,在850°C空气气氛下热暴露近α型TA15和α+β型TC4钛合金,研究α相的含量对富氧层的形成和演化的影响,并通过第一性原理计算近似揭示氧在钛合金α和β相的迁移行为。结果表明,含有更多α相的TA15钛合金相对于TC4有着更大的富氧层扩散系数。第一性原理计算表明,间隙氧原子最稳定的位置是α钛的八面体间隙位置,并且氧原子在α钛中沿着平行于c轴[0001]方向上的最近邻八面体间隙之间的扩散需要最小的激活能,是氧原子在α和β钛中最有利的扩散机制。     

Ti-679钛合金热稳定性的研究

用测定断面收缩率和断裂韧性在不同温度不同时间热暴露前后的变化,研究了钛合金Ti-679的热稳定性。用这两种方法统一制定了Ti-679合金的安全使用寿命。从研究表面富氧层对合金热稳定性的影响,得知表面富氧层是合金变脆的外因,而热暴露后由于内部组织结构变化引起合金断裂韧性下降,则是内因,外因通过内因而起作用。薄膜透射技术表明合金经热暴露后β转变区发生了明显变化。并用相变动力学方程处理断裂韧性数据,获得Ti-679合金的热脆性激活能为57.9千卡/克分子。     

Ti50Al和Ti45Al8Nb合金高温初期氧化行为

利用SEM、XPS和AES研究了Ti50Al和Ti45Al8Nb(原子分数,%)合金在900 ℃空气中的初期氧化行为.结果表明:Nb的加入显著提高了合金的抗氧化性.氧化90 min后,Ti50Al合金表面为粗大的富TiO2颗粒,冷却过程中部分表层氧化膜脱落,脱落后内层为多孔、疏松的Ti和Al的混合氧化物(可能有氮化物);Ti45Al8Nb合金表面生成很薄的氧化膜,其外层为细小富Al2O3颗粒,Nb只存在于内层(富TiO2层)和混合层,在外层Al2O3内没有发现,Nb5 取代TiO2中的Ti4 ,降低氧空位浓度从而减慢氧的向内扩散,抑制TiO2的生成,同时促进了外层纯Al2O3层的形成,该层阻碍氧以及合金元素的进一步扩散.     

热暴露对Ti60合金性能及断裂行为的影响

采用光学显微镜和扫描电镜观察分析了Ti60合金热暴露前后拉伸试样的显微组织、断裂方式及其断口形貌.结果表明:Ti60合金塑性对试样表面富氧层较为敏感,带有富氧层的试样塑性较低;热暴露前后试样断裂方式发生变化,未经热暴露的试样,断裂起源于试样中心部位,断面凹凸不平,为典型的韧窝型断裂;毛坯热暴露断口上呈现出大量的解理小平面,也可以观察到韧窝形貌,为混合型断口;试样热暴露后,裂纹起源于试样表面,在微观断口上除了断裂小平面外,还有大量的撕裂棱,表现为断裂沿着α片层界面扩展的特征;在高温长时间暴露过程中,氧除了污染试样表面,还会溶解在基体中形成脆性富氧层,这是影响Ti60合金热稳定性能的重要原因.     

TC4钛合金表面搅拌摩擦加工制备Ti-Cu阻燃改性层

在TC4钛合金基板表层开槽并预植入塑性的金属Cu粉体,采用搅拌摩擦加工工艺,利用Cu粉体与搅拌区钛基热塑性组织的反应扩散行为、β-Ti相稳定元素Cu对搅拌区α+β双相钛组织α/β相变行为的影响,在优化的加工工艺参数下制备TC4钛合金表面Ti-Cu合金化改性层,获得搅拌区内富β-Ti相区结构,基于Ti、Cu的二元反应扩散和固溶-析出等行为,生成了Ti_2Cu等Ti-Cu中间相,通过改变TC4基板表层的成分组成和物相结构,实现在普通TC4钛合金表层具有一定的阻燃性能。采用激光点烧蚀法对Ti-Cu改性层耐烧蚀性能进行评价,进而揭示改性层的阻燃机理:通过调控钛基体表层的α/β两相比例以提高搅拌摩擦加工冷却过程后的搅拌区β-Ti相占比,通过添加阻燃合金元素Cu在改性层内生成Ti-Cu中间相及Ti-Cu合金化层区。     

TA1纯钛和TC4钛合金板热轧过程中表面氧化和渗氧行为

对比分析了TA1纯钛和TC4钛合金板的氧化皮的形貌、氧化皮厚度、富氧层和硬化层的厚度差异,并讨论了产生差异的原因.发现:TC4疏松多孔的氧化皮结构促进氧传质和加速氧化,导致TC4比TA1氧化皮明显厚;TA1和TC4的富氧层厚度分别为5μm和60μm,且TC4钛合金板氧化皮的多孔结构有利于氧的传质,使TC4具有比TA1更...     

铸态和喷射成形ZA35-3.5 Mn合金盐雾腐蚀行为

采用喷射沉积技术制备Mn含量为3.5%的ZA35合金,在质量分数为3.5%的NaCl盐雾条件下研究ZA35合金的腐蚀行为.结果表明,喷射成形态合金腐蚀动力学曲线满足抛物线型,腐蚀速率远远低于符合直线动力学规律的铸态合金.产生腐蚀的原因是富Zn-η相的优先溶解.铸态合金中大量片状富Mn相MnAl6的存在,提供了η相溶解的快速通道,加速腐蚀;喷射成形态合金中Mn全部固溶,降低了η相和α相电位差,减缓腐蚀.     

热氧化TC4合金在CO2饱和模拟油田采出液中的电化学腐蚀行为

借助热氧化技术对TC4合金进行表面处理,以提高其表面性能。借助扫描电镜,辉光放电光谱分析仪,X射线衍射仪和X射线光电子能谱分析热氧化TC4合金的特征,采用电化学测试技术研究了热氧层和TC4合金基材在CO2饱和模拟油田采出液中的电化学腐蚀行为。结果表明:热氧化处理后,TC4合金表面生成连续、均匀的热氧化层,主要由金红石相组成。热氧化处理显著提高了TC4合金在模拟油田采出液中的耐腐蚀性能。     

Ti-6Al-4V合金高温氧化行为及显微组织研究

分析了Ti-6Al-4V合金在900 _oC,930 _oC,960 _oC温度下的氧化行为及表层显微组织变化。在0.5-24 h时间内,氧化层不断增厚,越靠近表面氧化层越疏松。氧含量在氧化层/富氧层界面的5 μm内发生急剧下降,进入富氧层后缓慢下降直到稳定。氧化层中以TiO₂为主,同时也出现了Al₂O₃。富氧层中的a相含量远远高于基体内部,其晶粒尺寸也发生长大。富氧层深度与热暴露时间的关系可用对数函数描述,通过线性回归分析计算出了O在富氧层中的扩散激活能为206 kJ/mol。