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中等Nb含量的(α2+O+B2)三相Ti3Al基合金的研究 总被引:2,自引:0,他引:2
中等Nb含量的、含有O相的Ti3Al基合金以及高Nb含量的O相基合金具有比重小、强度高等特性,是适合于650~700℃使用的高温结构材料.本文介绍了一种中等Nb含量的(α2+O+B2)三相Ti3Al基合金(TD3合金)的热机械处理工艺和微观组织特征,以及典型组织的力学性能,并与一些典型的O相基合金,高温钛合金,高温合金进行了对比.对比结果表明,通过适当的热机械处理进行微观组织控制,TD3合金可以获得与Ti2AlNb基合金相当的比强度和高温蠕变性能,其高温冲击韧性、断裂韧性和低周疲劳性能达到了一些钛合金和高温合金在服役条件下的水平. 相似文献
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研究了一种名义成分为Ti-25V-15Cr-5Mo-0.25Si-0.08C的新型低成本阻燃钛合金TF-X,通过三次真空自耗熔炼制备了φ120mm铸锭,经包套挤压得到φ25mm棒材,观察了铸锭和挤压棒材的微观组织,测试并分析了挤压棒材的室温和高温拉伸性能、热稳定性能、高温蠕变性能。结果表明:TF-X合金具有与TF550合金大致相同的微观组织;TF-X合金室温及高温拉伸强度高于TF550合金,并且具有很好的塑性;试验条件下,TF-X合金的热稳定性能低于TF550合金,熔炼过程中应该严格控制氧含量;TF-X合金在540℃/250MPa/100h条件下蠕变性能与TF550合金相当,显著高于Ti40合金。 相似文献
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建立定量描述阻燃钛合金抗点燃性能的摩擦接触压力P与预混气流氧浓度c0关系,对比研究Ti-V-Cr系阻燃钛合金及常规钛合金的抗点燃性能,并基于摩擦生热原理和着火热爆燃理论对阻燃钛合金的抗点燃机理进行模型计算分析.结果表明,当c0≥70%时,Ti40钛合金在室温下即会点燃.Ti40钛合金的抗点燃性能比Alloy C+钛合金低2.5%,比TC4钛合金高40%.阻燃钛合金的着火源为摩擦过程产生的微凸体,氧的化学吸附是氧与微凸体相互作用的控制步骤,阻燃钛合金的摩擦点燃临界温度Т*随等效压力Peq的增大而减小.对于Ti40钛合金,当Peq在0.1~0.5 MPa变化时,Т*的变化范围为1073~1323 K;摩擦表面由TiO2,V2O5和Cr2O3等氧化物融合物构成,厚度为2~5μm.摩擦过程中该层融合物改善了接触表面的润滑条件,使摩擦区的温度大幅度降低,从而提高了阻燃钛合金的抗点燃性能. 相似文献
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利用SEM和TEM研究了Ti3Al基合金室温和650℃下恒应力低周疲劳的断口形貌和变形行为。研究表明,疲劳裂纹均起源于试样表面缺口处,室温下断口呈解理特征;650℃下断口中可观察到延性疲劳条带,且有沿晶的二次裂纹。合金的变形集中于β转变组织,β转变组织主要通过位错运动及形变孪晶的产生来协调变形,初生α2相晶内亚晶协调变形,650℃时非基面弯曲位错的开动使塑性变形更加有利。 相似文献
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在热模拟试验机上对铸态Ti40合金在950~1100℃、应变速率0.001~1.0 s-1范围内进行了热压缩实验,并基于动态材料模型理论建立了该合金的加工图,通过分析加工图和观察变形组织,研究了该合金的高温变形特性。结果表明,该合金加工图上失稳区范围为950~1040℃、0.1~1.0 s-1,功率耗散效率η值最小,为0.16~0.35,易出现局部流动现象。加工图上有两个η峰值区,范围分别为1070~1100℃、0.1~1.0 s-1和1000~1100℃、0.001~0.02 s-1,η值分别达到局部最大和整个加工图最大,分别为0.42~0.68和0.44~0.76,对应的变形特性均为动态再结晶,二者是优化的加工区。加工图上除失稳区和η峰值区以外,其它区域的η值为0.36~0.44,介于失稳区和峰值区的η值之间,是热变形时可选的区域。 相似文献
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采用热重分析、XRD和SEM等方法研究Ti-Cr合金(0≤w(Cr)≤25%)从室温至1723K的非等温氧化行为及氧化膜的微观结构,探讨Cr元素对Ti-Cr合金抗氧化能力的影响机制。结果表明:当Cr含量小于某一临界值wC时,随着Cr含量的增加合金的抗氧化能力降低;当Cr含量高于wC时,随着Cr含量的增加合金的抗氧化能力提高;当温度高到1000K时,Ti-Cr合金的氧化仍符合抛物线规律,且主要发生钛的氧化;Ti-Cr合金氧化后基体中存在氧扩散层,氧化膜主要为金红石型TiO2,内层氧化膜出现富Cr现象,Cr氧化物的析出提高了Ti-Cr合金的抗氧化能力。金属和合金的着火是一个快速非等温氧化的过程,预测了Ti-Cr合金着火阶段的氧化机制。 相似文献
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应用加工图技术优化阻燃钛合金高温变形工艺 总被引:2,自引:1,他引:1
在热模拟试验机上对铸态和挤压态组织的阻燃钛合金(Ti-35V-15Cr-Si-C)进行了等温恒应变速率热压缩试验,温度范围铸态为900~1200 ℃、挤压态为900~1150 ℃,应变速率范围为10-3~1 s-1,测试了真应力-真应变曲线并对其形成机制进行了分析。基于动态材料模型建立了2种状态合金的热加工图并进行分析。结果表明:铸锭开坯较优的热加工工艺是挤压成形;与铸态合金相比,挤压态合金发生连续动态再结晶的工艺条件范围明显扩大,并且显著抑制了局部塑性流动失稳的发生;由于高温下碳化物溶解而产生的合金基体变脆不能通过工艺方法消除,为了避免表面开裂,热加工应尽量选择变形温度低于1030 ℃进行 相似文献
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为了理解航空发动机钛火发生后叶片的冷却过程,采用有限元方法结合ROTOR37转子模型,分别对550℃阻燃钛合金(TF550钛合金)和600℃高温钛合金(TA29钛合金)燃烧后压气机通道内温度场、流场进行数值模拟研究。结果表明:相对马赫数对于压气机通道内叶片散热有一定的影响,其中叶尖燃烧区域在0.7~1的低马赫数区域散热能力最佳;相对于前缘燃烧区域,叶尖燃烧区域的冷却过程更为复杂,且冷却速率比前缘燃烧区域低一个数量级;在叶尖燃烧区域内,TF550钛合金和TA29钛合金的冷却温度差异比较显著,在1000~2500K温度区间内的差别最大,前者比后者低100K以上,在300~500K温度区间内前者比后者低30K以内;叶尖燃烧区域流场的温度畸变会增加喘振的剧烈程度,设计叶片时应充分考虑燃烧对喘振裕度的影响。 相似文献
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通过550℃,50h热暴露试验研究了Ti-24Al-15Nb-1.5Mo/TC11焊接界面显微硬度和元素分布的变化规律.结果表明,梯度热处理后Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金基体组织的显微硬度高于双重热处理.梯度热处理条件下,变形30%试样在热暴露期间由于焊缝组织中细针状α相数量的减少,造成显微硬度升高;而在Ti-24Al-15Nb—1.5Mo合金侧由于晶格畸变能的释放,造成显微硬度的降低.而变形量40%,50%+梯度热处理试样焊缝组织在热暴露期间继续分解、长大,造成显微硬度的降低.热暴露过程中,焊缝界面处的元素继续扩散;Nb元素在焊缝区域中的含量明显增加,增加了品格畸变,也是引起显微硬度升高的原因之一. 相似文献