- 费岩晗;艾桃桃;袁新强;冯小明;
以TC4钛合金箔(Ti-6Al-4V)作为强韧层,TiC-Ti-Al混合粉末作为复合层,采用放电等离子烧结技术(SPS)制备TC4/Ti_(n+1)AlC_n-TiAl叠层结构复合材料(n=1或2)。研究了TC4/TiAl基叠层复合材料组成、结构和力学性能。结果表明:叠层之间结合良好,随着强韧层数量和Ti_(n+1)AlC_n含量的增加,界面层厚度减小,裂纹在扩展过程中Y型分叉角增大,应力集中因子减小,材料的力学性能显著提升。当强韧层数为9层时,材料的抗弯强度和断裂韧性在Arrester受力方向上达到最大值,分别为(1419.28±70.96)MPa和(62.17±3.11)MPa·m~(1/2)。
2017年11期 v.38;No.209 1-7页 [查看摘要][在线阅读][下载 666K] [下载次数：209 ] |[引用频次：6 ] |[阅读次数：639 ] - 尚拴军;邓鹏辉;蔡刚毅;田野;
采用热挤压法破碎铸态SiCp/AZ91镁基复合材料中的Mg_(17)Al_(12),对Mg_(17)Al_(12)破碎及弥散分布行为进行研究,并对复合材料的力学性能进行表征。结果表明:铸态SiCp/AZ91复合材料经热挤压后,不规则片状及线形Mg_(17)Al_(12)在基体合金和SiC颗粒的剪切应力场作用下,破碎成大量亚微米级的颗粒,并随基体合金的塑性变形发生重新分布,弥散分布在动态再结晶晶粒的晶界附近,通过钉扎晶界作用能够细化复合材料晶粒尺寸到2.3μm。此外,破碎化的Mg_(17)Al_(12)还起到弥散强化基体的作用,与晶粒细化协同作用,显著提高了复合材料的强度。
2017年11期 v.38;No.209 8-13页 [查看摘要][在线阅读][下载 496K] [下载次数：156 ] |[引用频次：10 ] |[阅读次数：644 ] - 钱圣男;董闯;谷立东;吴玉娟;邹建新;
采用了团簇加连接原子模型描述了Mg-Al-Ce固溶体中的近程有序结构,构建了该类合金的理想成分式[(Al,Ce)_1-Mg_(12)]Mg_1,并据此设计了成分为[(Al_(0.925)Ce_(0.075))-Mg_(12)]Mg_1(Mg_(92.86)Al_(6.61)Ce_(0.54),at%;Mg-7.1Al-3.0Ce,mass%)的ACe73合金,通过永久模重力铸造(PM)工艺获得铸态合金。结果表明:合金显微组织为α-Mg基体中均匀分布着大量不连续的β-Mg17Al11相和针状Al_(11)Ce_3相,拉伸实验测得该合金抗拉强度为210 MPa,屈服强度为99.3 MPa,伸长率为9.0%,相比于其他PM工艺制备的Mg-Al-Ce铸态合金,强度最高。
2017年11期 v.38;No.209 14-20页 [查看摘要][在线阅读][下载 758K] [下载次数：164 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：662 ]
- 陈晓亚;李全安;陈君;孟波波;
采用光学显微镜对Mg-xGd-2Y-0.5Zr(x=9,11,13,15 mass%)合金铸态、固溶时效态以及拉伸断口附近纵切面组织进行观察分析,并用扫描电镜和电子拉伸试验机分别对合金断口形貌和不同温度下的力学性能进行测试和分析。研究结果表明:铸态Mg-xGd-2Y-0.5Zr合金经525℃固溶6 h和225℃时效10 h后粗大的枝晶消失,晶界清晰可见;当Gd的添加为13 mass%时,合金的晶粒最细小,组织分布最均匀,Mg-13Gd-2Y-0.5Zr合金具有优异的室温和高温力学性能,其在室温和高温下的抗拉强度达到最大值。当Gd的含量一定时,合金的抗拉强度随拉伸温度的升高先升高后降低,在250℃时达到最大值;Mg-13Gd-2Y-0.5Zr合金断裂形式为脆性断裂,并以沿晶断裂为主。
2017年11期 v.38;No.209 21-27页 [查看摘要][在线阅读][下载 982K] [下载次数：433 ] |[引用频次：27 ] |[阅读次数：478 ] - 吕世敬;谢敬佩;王爱琴;毛志平;刘帅洋;田捍卫;
采用铸轧法制备了铜铝复合板,利用SEM,EDS和XRD等分析手段研究了其在300~500℃热处理0.5~8 h下界面层的微观结构和物相成分,从扩散动力学和相变热力学角度探讨了界面相的形成和长大机制。结果表明:铸轧法生产的铜铝复合板界面为3层结构,从铜侧到铝侧依次为Al_4Cu_9层、AlCu层和Al_2Cu层;各界面层扩散系数与温度满足Arrhenius关系,Al_4Cu_9层、AlCu层、Al_2Cu层及整个界面层的生长激活能分别为119.789,94.986,89.259和102.084 k J/mol;在扩散动力学和相变热力学共同作用下,界面处Al_2Cu相最先生成,其次为Al_4Cu_9相,随后在两者之间生成AlCu相。
2017年11期 v.38;No.209 28-33页 [查看摘要][在线阅读][下载 2225K] [下载次数：431 ] |[引用频次：13 ] |[阅读次数：516 ] - 陶文静;张伟强;付华萌;
研究了CuCoCrFeNi高熵合金在镀镍和镀铜并经不同温度退火不同时间后扩散层的显微组织、成分以及扩散层厚度。结果表明,Cu原子在CuCoCrFeNi高熵合金中不易发生晶格扩散,但经高温或长时间热处理后,Cu原子可在晶界处发生扩散。Ni原子与高熵合金中的组元发生了明显的互扩散;Cu和Ni原子在高熵合金中的扩散是空位机制,只有"适配空位"才能为原子在高熵合金中提供迁移的位置。显微硬度测试结果表明,Cu/高熵合金界面处显微硬度较低,而Ni/高熵合金界面处显微硬度逐渐提高。
2017年11期 v.38;No.209 34-39页 [查看摘要][在线阅读][下载 2695K] [下载次数：640 ] |[引用频次：9 ] |[阅读次数：619 ] - 王荣;王优;崔月;高浩;
采用扫描电镜(SEM)、X射线衍射(XRD)等对B/M复相钢的微观组织和力学性能进行测试与分析,研究配分工艺对B/M力学性能的影响,并讨论了残留奥氏体量与试验钢韧性的关系。结果表明:试验钢室温下的组织主要由贝氏体/马氏体和残留奥氏体组成;残留奥氏体的含量对多相钢硬度的影响较小,其硬度值介于45~50 HRC之间,但对多相钢的韧性影响显著,在360℃配分120 s时残留奥氏体量最大达到8.1%,冲击韧性达到31.5 J/cm2;在不同的配分工艺下,冲击韧性与残留奥氏体量的变化趋势基本一致,说明试验钢的冲击韧性主要由残留奥氏体量决定。
2017年11期 v.38;No.209 40-45页 [查看摘要][在线阅读][下载 413K] [下载次数：160 ] |[引用频次：1 ] |[阅读次数：489 ] - 刘华强;唐荻;赵爱民;周开春;
采用光学显微镜、扫描电镜、拉伸测试、杯突实验和耐蚀实验等分析了不同Cu含量对Cr21铁素体不锈钢的组织、力学性能、成形性能和耐蚀性能的影响。结果表明,含0.36%Cu的Cr21铁素体不锈钢晶粒大小均匀,屈强比最小,伸长率达到35.7%,塑性应变比达到最大值为1.82,杯突IE值达到8.51,γ纤维织构{111}<112>的强度最高达23.1,具有最佳的力学性能和成形性能。当Cu含量超过0.36%时,{111}<112>织构强度出现明显下降的趋势,而{112}<110>和{001}<110>织构强度增加。当Cu含量超过1.08%时,Cr21铁素体不锈钢的点蚀电位增加明显,耐蚀性能随实验钢中固溶的Cu含量的增加而增大。
2017年11期 v.38;No.209 46-52页 [查看摘要][在线阅读][下载 3226K] [下载次数：216 ] |[引用频次：11 ] |[阅读次数：552 ] - 苑振涛;蒋业华;冯晶;
采用Thermo-Calc热力学软件计算不同Cr含量Fe-xCr-yB含硼高速钢的Fe-B伪二元垂直截面图。采用OM、SEM、EDS和XRD等研究观察了Fe-xCr-yB(x=1.0%、3.0%、5.0%、7%;y=0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%)合金钢的铸态微观组织和物相组成,并通过硬度测试和冲击韧性试验研究了Cr和B含量对含硼高速钢的相图、凝固组织及力学性能的影响。结果表明:随着Cr含量的增加,共晶反应温度升高,共晶点的B含量降低,但共晶反应产物未发生变化,铸态含硼高速钢的硬度和冲击韧性增加;B含量的增加,促进了M3(B,C)和M23C6硬质相的生成,有利于高速钢硬度的提高,但冲击韧性值有所降低。
2017年11期 v.38;No.209 53-58页 [查看摘要][在线阅读][下载 593K] [下载次数：148 ] |[引用频次：3 ] |[阅读次数：680 ] - 黄玉山;谭超林;马文有;代明江;邱万奇;
用选区激光熔化(Selective laser melting,SLM)技术成型马氏体时效钢,通过正交试验优化热处理工艺,对SLM成型试样以及不同热处理后的试样进行组织和力学性能分析。结果表明:粉末以及SLM成型试样主要由马氏体以及少量的奥氏体组成,试样经过热处理后主要由针状马氏体组成。维氏硬度和拉伸试验结果表明:SLM成型试样的硬度约357 HV0.2,抗拉强度为1165 MPa,伸长率达12.4%,断口形貌表现为细小蜂窝状的韧窝,断裂形式为穿晶韧性断裂;试样经过880℃/100 min固溶处理和480℃/2 h时效处理后,硬度提高到557 HV0.2,提高了56%,抗拉强度增加到2060 MPa,增加了77%,而伸长率达到5%,断口形貌表现出明显的韧窝和第二相粒子,断裂形式为韧性断裂。热处理过程中4个因素对拉伸性能影响的顺序依次为:时效温度>固溶时间>时效时间>固溶温度。
2017年11期 v.38;No.209 59-64页 [查看摘要][在线阅读][下载 4097K] [下载次数：604 ] |[引用频次：36 ] |[阅读次数：559 ] - 刘利刚;张超凡;刘娣;杨昱东;李强;
通过Gleeble-3800型热模拟机研究一种新型冷轧辊用高合金锻钢在不同加热速率(5~50℃/s),加热温度(1050~1150℃)及保温时间(10~800 s)下的奥氏体晶粒长大规律。结果表明:试验钢的平均奥氏体晶粒尺寸随加热速率的升高而减小,同时随加热温度的升高和保温时间的延长而增大。基于金相试验数据利用回归分析建立了描述新型冷轧辊用高合金锻钢不同加热速率下加热与保温过程的奥氏体晶粒长大规律的数学模型。
2017年11期 v.38;No.209 65-70页 [查看摘要][在线阅读][下载 2068K] [下载次数：145 ] |[引用频次：5 ] |[阅读次数：496 ] - 刘彪;宋新莉;朱瑞琪;贾涓;
采用电子背散射衍射仪(EBSD)分析了Nb对取向硅钢热轧板、中间退火板、脱碳退火板及高温退火板的厚度方向晶粒尺寸、织构类型及体积分数的影响。结果表明,取向硅钢中添加Nb元素,得到纳米级NbCN与MnS与Cu_2S复合析出相,热轧板、中间退火与脱碳退火板晶粒细化。含Nb取向硅钢热轧板表层与次表层含有较高体积分数的{110}<001>Goss织构,热轧板中心层与脱碳退火板含有较高含量的γ纤维织构{111}<112>和{111}<110>。含Nb取向硅钢高温退火后Goss织构体积分数达到74.6%,而不含Nb取向硅钢Goss织构体积分数只有39.7%。
2017年11期 v.38;No.209 71-79页 [查看摘要][在线阅读][下载 4696K] [下载次数：318 ] |[引用频次：13 ] |[阅读次数：554 ] - 杜忠泽;路超;王庆娟;王敬忠;朱晓雅;周民;
采用Gleeble 3500热模拟实验机研究了G20Cr Ni2Mo A轴承钢在连续冷却过程中的相变规律,结合膨胀曲线绘制出G20Cr Ni2Mo A钢连续冷却转变曲线,并对不同冷速下显微组织和维氏硬度进行分析。结果表明:在低速冷却时,在两相区先发生铁素体相变,随着冷速的增加,铁素体逐渐减少,基体内残留奥氏体增多,珠光体相变温度区间为600~700℃,贝氏体相变区间主要集中在400~600℃,马氏体转变温度为412℃,当冷速在0.5~5℃/s时,室温下获得贝氏体组织,当冷速大于10℃/s时室温下将获得马氏体组织。
2017年11期 v.38;No.209 80-84页 [查看摘要][在线阅读][下载 2336K] [下载次数：197 ] |[引用频次：4 ] |[阅读次数：478 ] - 肖瑶;刘亚坤;毕晓蕾;戴明秋;傅正财;
基于模拟雷电流试验方法研究了回击后长持续时间雷电流分量作用下Q235合金钢的损伤特征。用光学显微镜、场发射扫描电镜(XR-SEM)、X射线能谱仪(EDS)和自动硬度计分析了试样的损伤形貌、不同区域的元素含量和材料损伤后的硬度分布。结果表明:在回击后长持续时间雷电流分量作用下,Q235钢试样剖面的微观组织形貌出现了明显的分层,分别为氧化层,马氏体(损伤区),马氏体与铁素体(过渡区),铁素体与珠光体(基体)。试样的显微硬度值随马氏体含量下降而下降,由损伤区的450 HV0.5降至基体的180 HV0.5。在电热应力作用下,裂纹的萌发发生在试样表面凹坑边缘、损伤区的气孔周围和元素分布不均匀区域。
2017年11期 v.38;No.209 85-91页 [查看摘要][在线阅读][下载 3368K] [下载次数：94 ] |[引用频次：1 ] |[阅读次数：528 ] - 毛仙鹤;袁晓宁;Clive T Brigden;陶钧;Neil C Hyatt;Michal Miekina;Russell JHand;
研究了Inconel 601合金在普通硼硅酸盐核废物玻璃(MW)和添加ZnO、Mn_2O_3改性的硼硅酸盐玻璃(MZMF)的1060℃高温熔体中浸泡168 h和336 h的腐蚀行为,利用扫描电子显微镜和能谱仪、X射线衍射分析仪,研究了合金与玻璃的腐蚀界面的表面形貌、元素组成以及相结构变化。结果表明:合金表面生成了Cr_2O_3层,其中合金在MW中的腐蚀深度比在MZMF中大10μm;在MW熔体中,MgO、Fe_2O_3和Cr_2O_3反应生成MgCr_2O_4和FeCr_2O_4,破坏了合金和玻璃之间的Cr_2O_3层,使该层呈碎片状。在MZMF高温熔体中长期浸泡后,合金表面形成的Cr_2O_3层呈连续均匀的状态,并且Cr_2O_3层外附着一层含B、O、Fe、Mn、Zn的锯齿状化合物,阻碍了Cr_2O_3层与MgO或其他化学物质反应,减缓了合金的腐蚀速率。
2017年11期 v.38;No.209 92-100页 [查看摘要][在线阅读][下载 2629K] [下载次数：108 ] |[引用频次：2 ] |[阅读次数：654 ]
- 陈学文;肖晓;皇涛;陈拂晓;
用Gleeble-1500热模拟试验机研究了Cr8钢在温度为900~1200℃、应变速率为0.005~1 s~(-1)的热变形行为。得到了该材料的真应力应变曲线,基于双曲正弦关系建立了Cr8钢的本构方程,并对本构方程进行验证。结果表明:在变形温度为900~1200℃,应变速率为0.005~0.1 s~(-1)时,Cr8钢发生了明显的动态再结晶现象;所建模型预测的峰值应力与试验所得峰值应力的绝对值误差不超过7%,验证了所建本构方程的准确性;计算得出Cr8钢变形激活能为254.215 k J/mol。
2017年11期 v.38;No.209 120-124页 [查看摘要][在线阅读][下载 2776K] [下载次数：150 ] |[引用频次：7 ] |[阅读次数：596 ] - 王葛;刘胜强;胡鑫;陈博伟;李磊;李强;
利用数值模拟技术对Cr5钢支承辊的水-空交替淬火过程进行了研究。通过实验测得了Cr5钢支承辊的材料性能参数,利用DEFORM软件分析了空冷时间、水冷时间等影响因子对Cr5钢支承辊在水-空交替淬火过程中温度场、组织场以及应力场的影响,获得了满足支承辊使用需求的水-空交替淬火工艺,并与连续喷雾淬火工艺进行了物理模拟实验对比。结果表明:与连续喷雾淬火+回火工艺处理相比,Cr5钢试样经水-空交替淬火+回火工艺处理后的硬度降低了约2.54%,但伸长率以及冲击韧性分别提高了约6.34%和16.67%。水-空交替淬火工艺既保证了Cr5支承辊的硬度和强度等性能指标,又提高了其淬火后组织中的残留奥氏体含量,从而可使其塑性和韧性得到一定程度的提升。
2017年11期 v.38;No.209 125-132页 [查看摘要][在线阅读][下载 521K] [下载次数：215 ] |[引用频次：7 ] |[阅读次数：504 ] - 陈贵清;傅高升;程超增;王火生;王军德;
采用Gleeble-1500热模拟试验机对3003铝合金进行变形温度为300~500℃,应变速率为0.01~10.0 s-1高温等温压缩实验,利用Zener-Hollomon参数模型建立了合金热变形峰值流变应力本构模型。结合显微组织观察分析,3003铝合金热变形软化机制主要是动态再结晶,随着ln Z值的减小,动态再结晶进行得越充分;ln Z值较大时,3003铝合金热变形过程中的软化机制主要以动态回复为主,据此获得合金发生动态再结晶的临界条件为T≥400℃,ln Z≤31.98。由应变硬化速率计算合金发生动态再结晶的临界应变为ε>εc=0.00532ln Z-0.12452,其大小与Z参数成正比关系。
2017年11期 v.38;No.209 133-139页 [查看摘要][在线阅读][下载 3052K] [下载次数：284 ] |[引用频次：4 ] |[阅读次数：591 ] - 任尚坤;任仙芝;赵珍燕;
研究了45钢圆棒状试样在不同回火条件下的力学性能、磁记忆信号空间分布及其斜率随应力的变化关系,建立了基于磁记忆信号分布梯度|k|和特征磁记忆参量的回火工艺质量和材料性能的检测模型。结果表明,在弹性应力范围内,拉伸磁记忆参量(D)、磁记忆信号梯度都与回火温度具有近似线性关系。利用拉伸磁记忆参量和磁信号分布梯度的平均值,采用多参量综合判定方法,可实现对材料回火温度的准确测定,进而实现对材料力学性能的精确评价。
2017年11期 v.38;No.209 140-145页 [查看摘要][在线阅读][下载 2245K] [下载次数：136 ] |[引用频次：2 ] |[阅读次数：516 ] - 范世超;郭玉飞;刘晓滕;王晗;郝海;
利用涡流无损检测技术对G20Cr Ni2Mo A轴承套圈渗碳层深度进行检测,确定了检测信号(阻抗值)与渗碳层深度之间的函数关系;利用DEFORM软件对轴承套圈进行热处理工艺的数值模拟,并将渗碳层深度的模拟结果与实验结果对比分析。结果表明:仿真值与实际测量的渗碳层深度误差小于0.9%,验证了模型的有效性和可靠性;测量套圈模型上与无损检测实验中相同位置点的渗碳层深度,并与涡流无损检测测量出的渗碳层深度比较,发现两者误差不超过1.8%。
2017年11期 v.38;No.209 146-153页 [查看摘要][在线阅读][下载 2140K] [下载次数：409 ] |[引用频次：11 ] |[阅读次数：546 ] - 张勇;徐建宁;章娅菲;宋梅梅;管争荣;夏盛勇;
考虑了化学反应及压力梯度力,对等离子喷涂流场分布及颗粒运动特性进行研究。利用Spray Watch-2i对飞行颗粒进行在线监测。结果表明:气流的最高温度为12000 K,最高速度为150 m/s。当载气流量在4 L/min时,颗粒能够很好的加热加速。当送粉流道与射流方向垂直时,颗粒分布在流场外围,而当送粉流道与流场垂直方向倾斜8°夹角后,颗粒的运动轨迹偏向流场中心。当颗粒直径为10μm时,颗粒能够被载气送入到射流中心位置。而当颗粒直径逐渐增大时,颗粒穿过射流中心分布在流场外围。颗粒的最大速度达到270.9 m/s,最大温度达到3939 K。最佳喷涂距离为80 mm。
2017年11期 v.38;No.209 154-160页 [查看摘要][在线阅读][下载 442K] [下载次数：116 ] |[引用频次：0 ] |[阅读次数：566 ] 下载本期数据