AN ANALYSIS OF VALENCE ELECTRON STRUCTURE OF Fe-C MARTENSITE

利用“固体与分子经验电子理论”的BLD方法建立了Fe-C马氏体的价电子结构。碳原子连同其第1、2、3近邻Fe原子构成的小块形成含碳价电子结构单元;相应的不含碳的小块构成不含碳价电子结构单元,两者混乱分布构成马氏体晶体。对1.7wt-％C马氏体得出:含碳结构单元内Fe_Ⅰ,Fe_Ⅱ,Fe_Ⅲ分别在甲种杂化第11,10,8各阶,碳在第6阶;不含碳结构单元内Fe在甲种杂化第8阶。含碳结构单元内n_A=0.9991,n_B=0.8479;不含碳结构单元内n_A,n_B日与α-Fe相同。不同含碳量马氏体中只是两类结构单元相对数量不同。比较两类结构单元的n_A和n_B,立即看出马氏体硬度随含碳量增加而提高,这与实验事实一致。     

VALENCE ELECTRON STRUCTURE ANALYSIS OF ε-Fe_3C IN BAINITE FORMED BY AUSTENITE LOWTEMPERATURE DECOMPOSITION

利用最近发表的固体与分子经验电子理论,根据已有的晶体结构资料,对ε-Fe_3C的价电子结构进行了分析。通过键距差分析和原子磁距等两方面的论证得出 结论:1.在ε-Fe_3C中,碳原子处于第6杂阶,Fe原子处于甲种杂化的第11阶; 2.它具有n_4(Fe-c)键,且有n_A=0.8440;3.n_A键在空间分布极为规则,形成三维的规则的网状结构,预期该结构应有大的机械强度和低温稳定性;4.就机械强度和硬度来说ε-Fe_3C可能比渗碳体Fe_3C小些,但由于前者的n_A键比后者在空间分布更为均衡,故ε-Fe_3C可能不像渗碳体Fe_3C那样脆。     

奥氏体低温分解形成下贝氏体中的ε-Fe_3C相的价电子结构分析

利用最近发表的固体与分子经验电子理论,根据已有的晶体结构资料,对ε-Fe_3C的价电子结构进行了分析。通过键距差分析和原子磁距等两方面的论证得出结论:1.在ε-Fe_3C中,碳原子处于第6杂阶,Fe原子处于甲种杂化的第11阶; 2.它具有n_4(Fe-c)键,且有n_A=0.8440;3.n_A键在空间分布极为规则,形成三维的规则的网状结构,预期该结构应有大的机械强度和低温稳定性;4.就机械强度和硬度来说ε-Fe_3C可能比渗碳体Fe_3C小些,但由于前者的n_A键比后者在空间分布更为均衡,故ε-Fe_3C可能不像渗碳体Fe_3C那样脆。     

合金元素及碳在Fe-Mn-Cr-C合金中的不均匀分布对γ→α′转变的影响

用内转换Mossbauer谱分析了Fe-Mn-Cr-C合金冷变形前后合金元素原子与碳原子的不均匀分布和相组成。发现该合金在固溶处理状态时为两类奥氏体,即无碳奥氏体和含碳奥氏体;经变形诱发出不含碳与合金元素的无碳马氏体(类α-Fe)及含碳与合金元素的合金马氏体。理论计算和试验证实:该合金中奥氏体向马氏体转变是受奥氏体晶胞内共价键中共用电子对的数目(n_A值)大小所控制。合金元素原子与碳原子之间形成结合力较强的C-M_e共价键,这对合金马氏体的形成具有强烈的阻碍作用。     

EFFECT OF HETEROGENEOUS DISTRIBUTION OF C AND ALLOYING ELEMENTS ON γ/α′ TRANSFORMATION IN A Fe-Mn-Cr-C ALLOY

用内转换Mossbauer谱分析了Fe-Mn-Cr-C合金冷变形前后合金元素原子与碳原子的不均匀分布和相组成。发现该合金在固溶处理状态时为两类奥氏体,即无碳奥氏体和含碳奥氏体;经变形诱发出不含碳与合金元素的无碳马氏体(类α-Fe)及含碳与合金元素的合金马氏体。理论计算和试验证实:该合金中奥氏体向马氏体转变是受奥氏体晶胞内共价键中共用电子对的数目(n_A值)大小所控制。合金元素原子与碳原子之间形成结合力较强的C-M_e共价键,这对合金马氏体的形成具有强烈的阻碍作用。     

ANALYSIS OF VALENCE ELECTRON AND MAGNETIC MOMENT STRUCTURES OF α-Fe, γ-Fe AND Fe_4N——ELECTRON THEORY OF CASE HARDENING, α-TO γ-Fe PHASE TRANSFORMATION AND CERTAIN OTHER RELATED PROCESSES

从一系列实验和理论结果的考虑,A型和B型的Fe的状态杂化用18级杂阶的形式组成。每级杂阶有不同的共价电子、原子磁矩和单键距等参数,根据这些参数和由N的双原子分子N_2光谱所及的单键距,α-Fe,γ-Fe和Fe_4N=Fe~cNEe_3~f的价电子和磁矩结构进行了分折。从所得结构,从中子衍射所得的α-Fe晶格空间的磁矩分布和α-Fe的[00],[111],[110]实验曲线得到理解。Fe~cNFe_3~f中Fe~c和Fe~f的差别找到了原因。α-Fe→γ-Fe~f是因为磁结构的来源曾谨慎加以考虑。高温氮化的来源均已追溯到共价电子结构的根源。     

α-Fe,γ-Fe和Fe_4N的价电子和磁矩结构分析——α-Fe→γ-Fe相变、高温渗氮表面硬化、渗碳体石墨化及其它材料的电子理论

从一系列实验和理论结果的考虑,A型和B型的Fe的状态杂化用18级杂阶的形式组成。每级杂阶有不同的共价电子、原子磁矩和单键距等参数,根据这些参数和由N的双原子分子N_2光谱所及的单键距,α-Fe,γ-Fe和Fe_4N=Fe~cNEe_3~f的价电子和磁矩结构进行了分折。从所得结构,从中子衍射所得的α-Fe晶格空间的磁矩分布和α-Fe的[00],[111],[110]实验曲线得到理解。Fe~cNFe_3~f中Fe~c和Fe~f的差别找到了原因。α-Fe→γ-Fe~f是因为磁结构的来源曾谨慎加以考虑。高温氮化的来源均已追溯到共价电子结构的根源。     

经验电子理论中与温度相关的价电子结构计算模型

通过合金平均线膨胀系数,建立起与温度相关的合金价电子结构计算模型,对该模型的理论基础进行了分析,研究了Cu和钢中γ-Fe-C含碳奥氏体晶胞价电子结构与温度的相关性。结果表明,温度可以显著影响合金价电子结构,温度升高时,其晶格常数增加,原子向较低杂阶迁移,各键的共价电子对数na及价电子结构中的相结构因子（nA、∑nc和FC^D）均出现了不同程度的下降。     

Fe－C－Mn合金奥氏体的价电子结构分析

利用“固体与分子经验电子理论”的键距差分析法建立了Ｆｅ—Ｃ—Ｍｎ合金奥氏体的价电子结构．在碳的质量分数为１．６％的Ｆｅ—Ｃ—Ｍｎ合金中，含Ｃ，Ｍｎ结构单元的计算结果表明，Ｆｅ~ｃ，Ｆｅ~ｆ和Ｍｎ原子分别处于Ｂ种杂化的第１６，１８和１０阶，碳原子处于第６阶．同时提高Ｃ，Ｍｎ含量，可使Ｃ—Ｍｎ强键数目增多，进而导致奥氏体稳定性提高，加工硬化能力增强．     

Fe—C—Mn合金奥氏体的价电子结构分析

利用“固体与分子经验电子理论”的键距差分析法建立了Ｆｅ—Ｃ—Ｍｎ合金奥氏体的价电子结构．在碳的质量分数为１．６％的Ｆｅ—Ｃ—Ｍｎ合金中，含Ｃ，Ｍｎ结构单元的计算结果表明，Ｆｅ~ｃ，Ｆｅ~ｆ和Ｍｎ原子分别处于Ｂ种杂化的第１６，１８和１０阶，碳原子处于第６阶．同时提高Ｃ，Ｍｎ含量，可使Ｃ—Ｍｎ强键数目增多，进而导致奥氏体稳定性提高，加工硬化能力增强．     

母相强度对普通碳钢马氏体形态及显微硬度的影响

普通碳钢中的马氏体形态及基体显微硬度易受到碳含量和奥氏体化温度的影响。通过对不同含碳量钢种进行淬火,研究不同含碳量和奥氏体化温度对马氏体形态和显微硬度的影响。结果表明:随着含碳量的增加,奥氏体化温度的降低,母相强度提高,马氏体相变所需最小驱动力增大,Ms点降低,马氏体形态由板条状→板条状+片状→片状转变,组织由粗大变为细小。在含碳量为0.6wt%时基体显微硬度达到最大值(1450 HV)。     

Cr对Fe-Cr合金耐蚀性能影响的电子理论研究

基于固体与分子经验电子理论(EET),对Fe-Cr合金(Cr含量为0~30%,原子分数)的价电子结构进行了半定量分析,利用界面电子密度差Dr的计算方法,计算了Fe-Cr合金与Cr_2O_3、Fe_2O_3钝化膜低指数晶面间的电子密度。结果表明,Fe-Cr合金固溶体的杂化原子轨道数sn、最强键共价电子数nA和最强键键能EA均大于纯Fe,Cr能提高Fe基体的稳定性。当Cr含量达到12.52%和24.3%时,Cr原子从低阶迁移到共价电子数少的高阶状态,不稳定性增加,此时Cr易偏离平衡位置与腐蚀介质作用形成钝化膜,造成Fe-12.52%Cr和Fe-24.3%Cr合金的耐腐蚀性能发生突变。Fe-Cr合金与Cr_2O_3、Fe_2O_3钝化膜的24个低指数界面中,只有Fe-Cr(112)/Cr_2O_3(0001)、Fe-Cr(112)/Cr_2O_3(1010)_(Cr)、Fe-Cr(112)/Fe_2O_3(11 20)界面的Dr10%,对于同等Cr含量的基体,Fe-Cr(112)/Cr_2O_3(1010)_(Cr)界面Dr最小,满足Dr10%的杂化原子轨道数s最大。随着基体中Cr含量升高,Fe-Cr(112)/Cr_2O_3(0001)和Fe-Cr(112)/Fe_2O_3(11 2ˉ0)界面Dr降低,s增加,Cr_2O_3、Fe_2O_3与基体的界面更加稳定牢固,因此Fe-24.3%Cr合金的耐腐蚀性可跃迁至更高水平。价电子结构对Fe-Cr合金耐蚀性能变化的分析结果基本符合Tammann定律的描述。     

亚稳态化合物Ce_2Fe_(23)B_3的结构与磁性

研究了非晶态Ce_2Fe_(23)B_3合金的晶化以及亚稳态化合物Ce_2Fe_(23)B_3的结构与磁性XRD分析证实,Ce_2Fe_(23)B_3为bcc结构,晶格常数α=1.417nm由Ce_2Fe_(23)B_3的室温Mossbauer谱,确定不同Fe位Fe原子磁矩的大小依次为:μFe(48e_1)>μFe(48e_2)>μFe(48e_3)>μFe(16c)>μFe(24d),平均每个Fe原子和Ce原子的磁矩分别为1.94和0.85μB     

GCr15钢显微组织与力学性能的相关性定量分析

在不同加热参数的情况下定量地测定并计算了 GCr15的马氏体含碳量、晶粒大小、碳化物体积分数和粒度 ,并进行了力学性能试验 ,结果表明 :当奥氏体化温度较低、加热时间较短、奥氏体晶粒细小时 ,强度、塑性和韧性均较高 ;在球化良好的情况下 ,未溶碳化物由于能比较好地细化奥氏体晶粒 ,从而提高了钢的强韧性 ,而本身的不良影响则不甚明显。热处理之后钢的硬度值并不仅仅取决于马氏体含碳量 ,它是综合因素的反映     

马氏体相变研究的最新进展(十一)

<正>8马氏体组织形貌的形成马氏体组织形貌形形色色,十分复杂。受钢中的含碳量、合金元素种类及含量、奥氏体化温度、冷却速度和转变温度等多种因素影响。8.1马氏体组织呈现不同形貌的学说以往用切变机制解释马氏体的组织形貌的形成,有"奥氏体-马氏体强度"学说,"滑移、孪生的临界切应力"学说等,均不正确。钢中的碳含量是影响马氏体组织形貌的重要因     

论轴承疲劳寿命最佳的GCr15钢奥氏体化温度

本文结合试验结果阐明了奥氏体化温度对GCr15钢淬火组织(马氏体相的形貌、含碳量及残留奥氏体等),强韧性和轴承接触疲劳寿命的影响;最后得出能获得含碳量小于5％的板条马氏体,残留奥氏体约10％的830℃奥氏体化温度为最佳选择的结论。     

Fe-B-Si-Nb块体非晶合金的成分设计与优化

利用"团簇加连接原子"模型设计和优化具有高形成能力的Fe-B-Si-Nb块体非晶合金.以源于Fe-B二元共晶相的Fe_2B局域结构为基础,结合电子浓度判据,构建Fe-B二元理想非晶团簇式[B-B_2Fe_8]Fe;考虑到原子间混合焓的大小,选择Si和Nb原子分别替代[B-B_2Fe_8]团簇的中心原子B和壳层原子Fe,得到[Si-B_2Fe_(8-x)Nb_x]Fe系列四元非晶成分.结果表明,[Si-B_2Fe_(8-x)Nb_x]Fe团簇式在x=0.2~1.2成分处均可形成块体非晶合金,其中在x=0.4~0.5的成分区间内均可形成临界尺寸为2.5 mm的块体非晶合金.考虑到原子半径的大小,鉴于增加Nb的同时降低Si的含量可维持[Si-B_2Fe7.6Nb0.4]Fe非晶团簇结构的拓扑密堆性,由此得到另一系列[(Si1-yBy)-B_2Fe_(8-x)Nb_x]Fe团簇式成分.结果表明,在(x=0.5,y=0.05)~(x=0.9,y=0.25)成分区间内均可通过Cu模铸造法获得直径为2.5 mm的块体非晶.新设计获得的Fe-B-Si-Nb块体非晶合金具有优良的室温软磁性能和力学性能,其中[Si-B_2Fe_(8-x)Nb_x]Fe(x=0.2~0.6)非晶合金的饱和磁化强度为1.14~1.46 T,矫顽力为1.6~6.7 A/m;[(Si_(0.95)B_(0.05))-B_2Fe_(7.5)Nb_(0.5)]Fe块体非晶合金的室温压缩断裂强度达4220 MPa,塑性形变约为0.5%.     

Nd_2(Fe_(1-x)M_x)_(14)B(M=C,Si)合金的磁性

本文研究了Nd_2(Fe_(1-x)M_x)_(14)B的磁性。少量类金属原子C和Si取代部分Fe,能形成四方结构,且具有单轴各向异性。碳取代Fe,使化合物的Curie温度降低,低温下粘结体样品的内禀矫顽力减少;而Si对Fe的取代可使Curie温度升高,并在x=0.15附近达到极大值。含Si样品在0≤x≤0.10范围内,矫顽力显著增加,室温下从x=0的62.7kA/m增加到x=0.06的138.7 kA/m,并且在x=0.06附近,剩磁有一个极值,饱和磁化强度减少不多。     

Fe替代Ni对Ni-Mn-Sn磁性形状记忆合金结构、马氏体相变以及力学性能的影响（英文）

在Ni_(50-x)Fe_xMn_(38)Sn_(12)x=0,3%,摩尔分数)铁磁形状记忆合金中,通过Fe元素掺杂部分替代Ni元素,对其结构、马氏体相变以及力学性能的影响进行研究。结果表明,在室温附近通过Fe替代Ni,改变了合金的微观组织以及晶体结构,同时马氏体相变温度下降了32.5 K。马氏体相变所跨越的温度区间为288.9～352.2 K。研究发现,通过掺杂Fe元素可以显著提高Ni-Mn-Sn合金的力学性能。Ni_(47)Fe_3Mn_(38)Sn_(12)合金在11%断裂应变时展现出最大的压缩强度855 MPa。另外,揭示了改善力学性能的机制。通过掺杂Fe元素改变了Ni_(50)Mn_(38)Sn_(12)合金晶粒间的断裂方式,使其从沿晶断裂转变为Ni_(47)Fe_3Mn_(38)Sn_(12)合金的穿晶解理断裂。     

COMPUTER SIMULATION FOR TRANSFORMATION FROM CUBIC PHASE TO TETRAGONAL ORTHORHOMBIC AND MONOCLINIC MARTENSITE Ⅰ. The TiNi Martensite Describing by Two Monoclinic Systems

从唯象理论出发,推导了立方相向正方、斜方和以不同单斜结构描述的马氏体转变的一般公式。对一种典型热弹性材料-TiNi,提出若干种可能的马氏体相变模型,进行计算机模拟。结果,对于马氏体结构模型为α=0.2889,b=0.4120,c=0.4622nm,β=96.8°的TiNi[简称TiNi(β)]的相变孪生模型是K_1=(111)_M,(111)_M(第Ⅰ类孪晶)和η_1=[110]_M(第Ⅱ类孪晶);对于马氏体结构模型为α=0.2885,b=0.4622,c=0.4120nm,γ=96.8°的TiNi[简称TiNi(γ)]是K_1=(111)_M,和(111)_M(第Ⅰ类孪晶).它们满足“相界面是一个平均畸变为零的平面”的条件,并且与有关作者提供的实验数据吻合较好。