热喷涂技术是再制造工程的支撑技术, 热喷涂涂层是再制造领域中常见的表面涂覆层, 其初始质量和服役寿命为人关注. 本文以等离子喷涂为例, 研究了与工艺相关的涂层完整性和与服役条件相关的涂层寿命和失效机理. 以不同H₂流量、功率和送粉量为条件, 研究了工艺参数对涂层孔隙率和微观力学性能的影响. 以接触疲劳过程为手段, 研究了涂层寿命预测方法和寿命衰退机理. 结果表明, 工艺参数可以不同程度地影响涂层的结构完整性, 通过优化设计可以大幅提高涂层质量; 基于大样本空间建立的S--N曲线可以直观预测涂层接触疲劳寿命, 机理分析表明, 点蚀、剥落和分层失效诱因不尽相同, 分别由粗糙接触、近表面缺陷和剪切应力导致.

反钙钛矿结构锰氮化合物是近年发展起来的一类具有各向同性、负热膨胀系数及负热膨胀温度区间可调、金属性能及力学性能优良的新型负热膨胀材料, 展现出重要的应用潜力. 本文从负热膨胀材料的发展历史、化合物体系、制备方法、负热膨胀性能影响因素及微观机理等方面, 阐述了反钙钛矿结构锰氮化合物负热膨胀材料的研究现状及最新发展动态, 并对其发展前景进行了分析和展望.

通过对超临界火电机组用T/P91耐热钢的蠕变数据分析, 探讨了T/P91钢在600℃下不同应力范围内的蠕变机制以及服役过程中的蠕变损伤, 并使用基于材料物理本质建立的CDM(continuum damage mechanics)模型来模拟高应力范围内T/P91钢的蠕变曲线, 将模拟结果与文献中的实验数据进行对比, 表明模拟结果是可信的.

采用单辊快速凝固法制备了厚度为50-70 μm的Cu₂₅Al₁₀Ni₂₅Fe₂₀Co₂₀高熵合金箔材, 并研究了其微观结构、抗拉强度、伸长率及电容储能焊特性. 结果表明, Cu₂₅Al₁₀Ni₂₅Fe₂₀Co₂₀高熵合金为fcc结构的单一相, 快速凝固使合金组织显著细化. 在电容储能焊条件下, 快速凝固高熵合金箔材点焊接头形成了形态规则的椭球状熔核, 熔核形核率较低, 晶体依附于母材局部半熔化的晶粒向熔核心部生长, 最终形成发达的树枝晶组织; 熔合线清晰; 与熔核毗邻的母材组织未观察到粗化迹象. 电容储能焊条件下, 贯穿性裂纹是高熵合金焊接接头中的主要焊接缺陷, 其与高熵效应导致的熔核区晶粒粗化、晶体生长方向及电极压力密切相关.

通过热模拟、拉伸和低温冲击实验, 采用SEM, TEM, EDS和EBSD等手段研究了FH550海洋平台用钢的低温断裂行为. 结果表明, 轧态实验钢为下贝氏体和粒状贝氏体的混合组织, 回火后为回火贝氏体组织; 冲击断口多为韧窝断口, 部分等轴韧窝底部有含Ca和Al的氧化物夹杂, 个别试样呈现准解理断裂, 存在尺寸大于10 μm的含Fe, Mn的碳化物夹杂, 恶化韧性, 导致冲击吸收功波动; 断裂过程中裂纹扩展的主要方式为微孔聚合长大并与裂纹颈缩连结生长, 同时存在的剪切扩展裂纹易受到由于塑性变形而聚集成团的富C硬相的阻碍, 从而增加了裂纹扩展功. 79.3%的大角度晶界比例以及7.61 μm的细小晶粒尺寸是获得优良低温冲击韧性的关键因素.

结合Thermo-Calc和Dictra软件考虑了多组元条件下的凝固和溶质扩散过程, 建立了元胞自动机(CA)模型, 对ASTM A216 WCA铸钢凝固及后续冷却过程的相变进行了模拟. 设计了阶梯形试件进行浇注与测温实验, 并用 OM和SEM观察了铸态试件不同部位的微观组织, 测定了先共析α铁素体的含量及其晶粒尺寸、珠光体的层片间距, 并将数值模拟结果和实验结果进行了对比,分析了冷却条件对铸态微观组织的影响. 结果表明, 模拟结果与实验结果符合良好, 随冷却速率的增大, 先共析α铁素体的含量增加, 同时, 先共析α铁素体的平均晶粒尺寸和珠光体的平均层片间距减小.

建立了预测微合金钢热变形奥氏体动态再结晶组织与性能演变的元胞自动机模型. 采用基于位错密度的动态再结晶理论, 主要考虑动态再结晶的形核、晶粒长大, 实现对动态再结晶过程晶粒形态、体积分数及晶粒尺寸的定量化表征及其演变过程的可视化描述, 得了位错密度及流变应力等参数. 模拟得到的动态再结晶组织形貌及基于位错密度变化计算出的流变应力与实验结果吻合较好.

应用以温度为控制变量且体现焊接温度场瞬时移动特性的高效计算方法-移动温度函数法(moving temperature function method, MTFM), 综合采用材料性能依赖于温度及温度历史的材料新模型, 建立了4种几何尺寸铝合金筒体结构的焊接过程三维有限元模型, 预测了焊后母线下凹变形. 同时, 应用传统顺序耦合计算方法建立了有限元模型以对比计算效率与精度, 并进行了实验验证. 与传统顺序耦合计算方法相比, MTFM 耗时均缩短60%以上, 大幅提高了计算效率; 所预测的铝合金筒体结构焊后下凹变形量与传统顺序耦合计算方法模拟结果以及实际测量结果均吻合较好, 计算误差小于10%. 本文所应用的高效焊接数值模拟计算方法适用于不同几何尺寸铝合金筒体结构, 一定程度上说明了MTFM对不同结构和尺寸的焊接结构焊后变形预测的适用性.

熔模吸铸是一种经济的γ-TiAl基合金汽车排气阀成型方法, 但早期的吸铸气阀存在严重的气孔缺陷, 这种缺陷的产生与吸铸充型过程的合金液流动密切相关. 为了直接观察和测量γ-TiAl基合金汽车排气阀吸铸充型过程中合金液的形态和卷气现象, 采用水模拟实验模拟了3种充型压力控制方式, 两种壳型组合形式下气阀吸铸充型过程. 模拟结果表明, 利用壳型顶部通气孔粗略控制充型压力的普通吸铸过程存在严重的卷气现象; 精确控制充型压力的“下进气法”和“上排气法”, 充型流动平稳, 充气流量<1.7 m³/h或排气流量<1.5 m³/h时, 充型流动无卷气现象. 进行了γ-TiAl基合金汽车排气阀吸铸实验, 实验结果与水模拟结果吻合. 应用吸铸充型运动学原理对上述现象进行了讨论.

利用四轴X射线衍射仪(XRD)测定片状DD10镍基单晶高温合金减薄至不同厚度时基体相(γ)和沉淀强化相(γ')的晶格常数. 根据减薄过程中两相间约束变化得到晶格常数和错配度变化规律, 计算出合金从三维块体错配应力状态向二维平面应力状态转化达到失稳状态的临界厚度以及与不同应力状态对应的晶格错配度. 依照一定的假设条件, 推算出与应力松弛条件对应的无错配应力状态下两相的晶格常数. 分析结果表明: 合金减薄达到临界厚度后, γ'相晶格常数随厚度减小而线性变小, γ相晶格常数无明显变化, 与此对应的晶格错配度绝对值变大; 减薄过程伴随γ/γ'两相间约束的减弱和相间微观应力松弛, 晶格取向差和晶体嵌镶度增大, 表层应力状态向平面应力状态转化. 测量得到的临界厚度与无错配应力状态下的晶格常数可为高温合金单晶材料的应用设计和残余应力测试提供参考.

对18Mn-3Al-3Si和21Mn-3Al-3Si高锰TRIP/TWIP效应共生钢动态变形过程中的变形行为, 应变硬化速率、真应力和应变硬化指数随真应变的变化, 以及应变硬化和基体软化间的相互作用等进行了研究, 采用OM, SEM, TEM和XRD等方法对变形前后的组织进行了分析. 结果表明, 高应变速率下, TRIP/TWIP效应共生钢应变诱发相变途径为γ→ε→α; 高速变形对滑移的抑制、奥氏体向马氏体的相变和形变孪晶对奥氏体晶粒的细化是应变硬化的主要因素; 造成基体软化的原因是绝热温升效应、ε→γ的逆相变和孪晶的动态再结晶.

采用电化学动电位极化技术、慢应变速率拉伸(SSRT)实验和SEM对X80管线钢在鹰潭土壤模拟溶液中的应力腐蚀行为进行了研究. 结果表明: X80管线钢在酸性土壤环境中具有较高的SCC敏感性, 其断口模式为穿晶SCC; SCC机制随外加电位的不同而改变, 在外加电位高于-930 mV时, 其SCC机制由阳极溶解和氢致腐蚀两种电极过程控制, 呈现阳极溶解和氢脆复合机制; 当电位低于该电位时, 其SCC为氢脆机制. 随着外加阴极电位的降低, X80管线钢的SCC敏感性不断增大; 与X70钢相比, 氢脆作用在X80管线钢SCC过程中发挥了更重要的作用.

利用重力计, 比重仪, SEM, XRD, 碳素分析仪, XFS和氧氮分析仪检测了不同加热条件下碳热还原氮化法合成镁阿隆(MgAlON)的密度、微观结构、相组成以及Mg, Al, O, N和C含量, 讨论了碳热还原氮化法合成MgAlON的机理. 结果表明, 加热温度为1100℃时, 原料中所有的MgO反应生成镁铝尖晶石(MgAl₂O_4ss); 当加热温度高于1300℃时, 发生碳热还原氮化反应,  N固溶于MgAl₂O_4ss生成MgAlON; 由于碳热还原氮化反应不断消耗Al₂O₃, 加热温度为1600℃时试样中Al₂O₃大颗粒的尺寸较加热温度为1500℃时的小; 随着石墨和Al₂O₃在反应过程被完全消耗, 在1650℃下加热获得了单相MgAlON. 另外, 碳热还原氮化反应中N原子向尖晶石结构MgAl₂O_4ss中固溶时导致晶格畸变而使原子间隙扩大, 从而Al在MgAlON的固溶量高于其在MgAl₂O_4ss中的固溶量. 由于碳热还原氮化反应过程产生气体及高温下Mg蒸汽分压较高, 即使加热温度提高至1800℃, 试样中仍然存在大量密闭气孔.

采用恒电位临界点蚀温度(CPT)法, 利用OM, SEM, EDX和恒电位极化技术等研究了等离子弧焊接对双相不锈钢UNS S32304焊接接头微观组织及其耐点蚀性能的影响. 结果表明, 焊接接头热影响区和熔合区微观组织较母材相比发生了显著变化, 两相比例严重失衡, 铁素体所占比例均大于70%; 两区域微观组织形态发生明显变化, 且在铁素体晶粒内及两相相界处析出大量氮化物; 焊接接头的耐点蚀性能明显下降, 点蚀优先发生在高温热影响区所在的铁素体晶粒内.

为合理描述激光能量在小孔内的分布特征, 采用光线追踪法处理光线在小孔内的多次反射和孔壁的Fresnel吸收, 对线热源小孔模型做出了改进. 根据小孔形状尺寸的计算结果, 确定激光焊体积热源的分布参数. 将标定后的激光焊体积热源分布参数应用于激光+熔化极脉冲电弧(激光+GMAW-P)复合焊的组合式体积热源模型, 对TCS不锈钢复合焊准稳态温度场进行了数值分析. 开展了TCS不锈钢复合焊工艺实验, 将复合焊焊缝形状尺寸的模拟结果与实测结果进行了对比, 验证了所建立的复合焊热场模型. 基于小孔形状的复合焊热场模型能较好地模拟TCS不锈钢复合焊温度分布与焊缝成形. 利用该模型计算了不同工艺条件下TCS不锈钢焊接HAZ形状尺寸以及HAZ内不同位置处的热循环曲线, 分析了TCS不锈钢复合焊的热循环特征, 为接头组织与性能的预测分析奠定了基础.

采用表面机械滚压处理(SMRT)方法, 分别在室温空气中和液氮中对304L不锈钢进行处理, 制备出了纳米晶表层. 用OM, SEM, XRD和TEM对试样组织结构的演变进行了分析; 通过测定试样表层到内部的硬度研究了SMRT对试样硬度的影响. 结果表明, 试样表层形成了晶粒取向各异的纳米晶组织, 晶粒尺寸与处理环境和处理次数有关. SMRT还使试样内部产生了大量的机械孪晶和内晶界, 使试样发生了显著的马氏体相变, 硬度显著提高并随距试样表面的距离的增加减小. SMRT与传统的表面纳米化方法相比, 可以在不同的温度和介质环境下对试样进行表面纳米化, 并能形成较厚的硬化层, 而且工业化前景较好.

采用液淬方法对Al-11.80Cu-24.22Mg(质量分数, %)三元包共晶合金在不同温度下淬火, 而后, 对其相组成和凝固组织进行了研究, 对凝固组织的演化规律以及凝固机制进行了分析. 实验结果表明, 该合金凝固过程中确实发生了三元包共晶反应, 初生相为S相 (Al₂CuMg), 包共晶组织为α-Al相和T相(Al₆CuMg₄)组成, 最终凝固组织由残余初生S相、包共晶组织 (α-Al+T)、两相共晶(α-Al+T)及三相共晶(α-Al+T+β)组成; 虽然包共晶组织中和两相共晶中含有相同的相, 即α-(Al)相和T相, 但二者的组织形态不同, 包共晶组织呈“条带状”, 而两相共晶呈规则的 “蛛网状”和“球状”. 此外, 三元包共晶反应时, 包共晶组织依附于初生S相的周围生长, 随着冷却速率的增加, 三元包共晶反应变慢甚至被抑制, 致使初生S相剩余而滞留在基体中.

应用液态金属冷却(LMC)和高速凝固(HRS)定向凝固技术, 对DZ125高温合金叶片状铸件在不同抽拉速率下的组织演变规律进行了研究,并对比研究了LMC和HRS法所得铸件的微观组织. 结果表明, 同一定向凝固方法下, 随抽拉速率的提高, 铸件枝晶组织及γ'析出相得到细化; 应用LMC技术所制备铸件的枝晶组织和γ'析出相较相同抽拉速率HRS方法时更为细小; 相同工艺参数下LMC和HRS方法所制备铸件一次枝晶间距的差异随铸件壁厚及抽拉速率的增大而更显著. 通过对固/液界面前沿温度梯度进行估算发现, LMC方法可获得更高的温度梯度, 且其温度梯度受抽拉速率变化影响较HRS更小. 除70 μm/s抽拉速率外, LMC法所得γ+γ'共晶组织的含量均显著少于HRS方法; 70 μm/s抽拉速率时, LMC法产生的偏析较严重, 而其余凝固条件下偏析程度较相同工艺参数下HRS轻. 110 μm/s抽拉速率时, HRS方法较LMC方法制备铸件中MC型碳化物尺寸更大.

通过失重法、析氢实验、pH值测定和动电位电化学测试等方法, 研究了挤压态Mg-0.54Ca和Mg-1.33Li-0.6Ca合金在模拟体液中的腐蚀降解行为, 并利用OM和SEM对合金显微组织及腐蚀形貌进行了观察, 采用XRD对基体及腐蚀产物的相结构进行分析. 结果表明, Mg-1.33Li-0.6Ca合金的组织由α-Mg基体和Mg₂Ca及CaLi₂第二相组成, 而Mg-0.54Ca合金的组织由α-Mg基体和第二相Mg₂Ca组成; Mg-1.33Li-0.6Ca合金在Hank's溶液中浸泡初期的耐蚀性能略低于Mg-0.54Ca合金, 随着浸泡时间的延长, 其耐蚀性能明显优于Mg-0.54Ca合金, 主要原因是Li提高了Mg-1.33Li-0.6Ca合金腐蚀产物的致密性; Mg-1.33Li-0.6Ca合金的腐蚀产物为LiH, Mg(OH)₂, MgCO₃, CaCO₃, CaMgCO₃和CaMgPO₄, 而Mg-0.54Ca合金腐蚀产物为MgCO₃, CaCO₃和CaMgPO₄. Mg-0.54Ca和Mg-1.33Li-0.6Ca合金在模拟体液中的腐蚀类型都为点蚀和丝状腐蚀.