对比研究了电磁感应及传统箱式炉2种不同回火加热方式对1000 MPa级别高强度低合金钢淬火后组织中碳化物的尺寸、形貌、分布及其对力学性能的影响. 结果表明, 实验钢淬火后组织包括下贝氏体及板条马氏体. 2种加热方式回火后, 对于下贝氏体组织, 随着回火温度由400 ℃升高至550 ℃, 碳化物由针状向短棒状转变. 其中, 经550 ℃传统加热回火后, 贝氏体内部碳化物长轴尺寸约为200 nm, 而经该温度电磁感应加热回火后其长轴尺寸约为60 nm. 对于板条马氏体组织, 经传统加热回火后, 碳化物主要沿着板条边界连串析出; 电磁感应加热回火后, 马氏体板条中析出的碳化物在板条内部及边界均匀弥散分布. 经550 ℃传统方式回火后, 马氏体中的碳化物尺寸约为200 nm, 而电磁感应回火的碳化物尺寸均小于100 nm. 经过不同加热方式回火后, 实验钢的硬度差别不显著, 随着回火温度升高, 2种加热方式回火试样冲击功均升高, 但感应加热回火后冲击功升高更为显著, 实验钢经550 ℃电磁感应加热回火后-20 ℃冲击功达到133 J, 是传统加热回火工艺的4.5倍, 实现了1000 MPa级高强度低合金钢良好的强韧化组合.

采用喷射成形快速凝固技术制备了M3型高速钢和以Nb代V的M3型高速钢. 利用SEM(EDS), XRD, OM, TEM, HRTEM研究了Nb对M3型高速钢组织的影响和其组织演变. 结果表明, 喷射成形消除了宏观偏析, 细化了组织, 以Nb代V, 可在共晶反应前析出MC型碳化物, 使其球形化、均匀分布, 由于消耗大量C, 共晶M₂C碳化物数量减少, 促使更多W和Mo固溶进基体. 均匀分布的高热稳定性含Nb-MC型碳化物能阻碍奥氏体化过程中晶粒长大, 但难以固溶, 使得回火过程中主要析出与基体共格的M₂C型碳化物. 喷射成形含Nb钢硬度和弯曲强度高于ASP23钢, 大量硬质MC碳化物易于产生应力集中, 使其韧性稍低于ASP23.

对9Cr2WVTa钢进行电子束焊接, 并对焊接接头进行不同温度回火处理, 研究了回火对焊接接头组织和力学性能的影响. 结果表明, 焊态下, 焊缝由粗大的板条马氏体和d铁素体组成. 高温回火后, 基体中析出大量M₂₃C₆ 型碳化物. 硬度测试结果表明, 焊态下焊缝硬度远高于母材, 随回火温度升高, 焊缝硬度逐渐下降, 但仍高于母材. 拉伸测试结果表明, 断裂位置均出现在母材, 表明焊缝仍保持了较高强度. 采用带沟槽的V型冲击试样获得了完全的焊缝断口, 室温冲击实验结果表明, 焊态下, 焊缝冲击韧性差, 冲击功远低于母材; 经回火后, 焊缝冲击韧性显著提高. 焊后回火热处理使焊缝获得了较好的综合力学性能.

研究了不同升温速率下低碳电工钢两相区脱碳退火组织与织构的演变规律. 结果表明, 脱碳退火升温速率对最终组织和织构均有显著影响: 升温速率决定了柱状晶的“形核”位置, 慢速升温时, 柱状晶“晶核”在表层向里的一定范围内形成, 最终在样品表面附近形成小尺寸晶粒层, 而快速升温则形成完整的柱状晶组织; 慢速升温时获得强g线织构及相对较弱的a线织构, 而快速升温则使g线织构大幅度减弱, a线组分有所增强, 并产生了一定强度的{001}<120>织构. 实验结果证明, 最终的脱碳退火织构主要取决于“形核”处再结晶晶粒的织构成分.

研究了一种C含量为1.29% (质量分数)的超高碳钢在最大Hertzian应力4400 MPa, 良好润滑条件下的滚动接触疲劳行为, 同时测试了传统GCr15和SKF3高碳铬轴承钢的滚动接触疲劳寿命以作为对比. 结果表明, 相同条件下, 超高碳钢的额定寿命(L₁₀寿命)分别是GCr15钢和SKF3钢的2.14和1.81倍. 超高碳钢的原奥氏体平均晶粒尺寸为6.91 μm, 仅约为GCr15和SKF3钢的一半. 同时, 淬回火态超高碳钢的硬度为64.5 HRC, 高于GCr15和SKF3钢.

利用抗菌性能检测、硬度测试、TEM观察、激光共聚焦显微镜观察和SEM观察等手段, 研究了时效处理对3Cr13MoCu马氏体不锈钢抗菌性能的影响. 研究结果表明, 随着时效温度的升高, 3Cr13MoCu马氏体不锈钢中的富Cu相不断长大, 对金黄色葡萄球菌的杀菌率不断提高, 但其硬度迅速下降. 而在500 ℃进行时效处理时, 延长时效时间至10~14 h后, 钢中富Cu相含量不断增加, 其抗菌性能和硬度均不断提高. 结合抗菌性能和硬度测试结果, 确定3Cr13MoCu不锈钢的优化热处理制度为: 1080 ℃固溶30 min, 水冷 + 500 ℃时效10~14 h, 空冷. 在此热处理工艺下, 3Cr13MoCu不锈钢表现出了非常优异的抗菌性能, 在杀灭游离态细菌的同时, 还可以有效地抑制表面细菌生物膜的形成.

采用电化学实验及SEM和EDS分析技术, 研究了B10合金分别在无菌和接种了远青弧菌、硫酸盐还原菌(SRB)以及二者混合菌种的海水中的腐蚀行为. 结果表明, 不同海洋微生物条件下B10合金的腐蚀行为及机制有所不同. 远青弧菌通过阻滞氧去极化阴极过程在一定程度上抑制B10合金腐蚀; SRB则通过氢去极化使阳极溶解加速, 而生成的粗大颗粒状腐蚀产物Cu₂S对基体的保护性不佳, 促进了B10合金的腐蚀; 而在混合菌种条件下, B10合金腐蚀的阴极过程与仅接种SRB时相似, 但阳极溶解形成的腐蚀产物比后者细小且致密均匀, 使其阳极极化显著增大, 阻滞了试样的进一步腐蚀, 其腐蚀电流密度介于2种单一菌种之间. 因此在工程实践中, 根据实验室单一菌种条件下材料的腐蚀行为来估计和预测在实际微生物环境中材料的腐蚀行为时宜慎重.

采用电磁场近液相线熔体保温工艺对Ni-20Cr-18W (质量分数, %)高温合金进行处理, 获得了平均晶粒尺寸d=127 μm, 凝固组织为球状晶粒的60 kg铸锭. 借助于OM, SEM和EBSD等手段, 针对所获得的电磁场对原子团簇、界面稳定化以及树枝晶向球状晶转变的研究结果, 从形核热力学方面对近液相线处理后高温合金铸锭晶粒细化机制进行了研究. 结果表明: 该工艺能够细化凝固组织; 其细化机制为原子团簇与球晶分别作为后续凝固过程中的形核核心, 促进凝固过程中晶粒形核, 细化组织. 此外, 在改善熔体宏观温度场均匀性的基础上, 电磁场促进了球晶稳定化以及树枝晶向球状晶的转变, 并提高其形核率.

研究了大气中750 ℃, 48~300 h热暴露对定向层片组织铸造TiAl合金室温拉伸塑性的影响, 并采用拉伸中途卸载、染色渗透后再次加载直至断裂的方法, 分析因表面脆性层诱发的微裂纹的形成和扩展行为, 以揭示定向层片组织在热暴露后保持更好室温拉伸塑性的原因. 结果表明, 定向层片组织TiAl合金在750 ℃热暴露150 h后室温塑性仍大于2.0%, 300 h热暴露后尚保持1.0%的水平, 其热暴露致脆程度远小于双态组织和其它层片组织. 在430 MPa应力下, 微裂纹起源于脆性贫Al层, 并在后续加载过程中扩展进入基体. 此裂纹起到尖锐缺口的作用, 约束了材料的塑性变形, 导致TiAl合金室温拉伸塑性降低. 对于定向层片组织, 由于层片界面平行于基体表面, 有利于抑制微裂纹在后续加载过程中向基体扩展, 从而使合金在热暴露后保持较高的室温塑性.

研究了Inconel 625镍基高温合金焊接接头在 25和 760 ℃下的低周疲劳行为, 分析了2种温度下焊接接头的应变疲劳寿命数据和循环应力-应变数据, 进而给出了合金焊接接头的应变疲劳参数. 结果表明, Inconel 625镍基高温合金焊接接头在不同温度下的弹性应变幅和塑性应变幅与载荷反向周次的关系可分别用Basquin和Coffin-Manson公式来描述. 合金焊接接头在25 ℃下疲劳变形时, 主要发生循环软化, 而在760 ℃下疲劳变形时则呈现循环硬化. 焊接接头的低周疲劳裂纹以穿晶方式萌生于疲劳试样的自由表面, 在25 ℃下疲劳裂纹以穿晶方式扩展, 而在760 ℃下疲劳裂纹则以穿晶和沿晶混合方式扩展.

利用三维数字图像相关技术研究了常温下不同厚度5456铝镁合金板状试件在加载过程中的锯齿形屈服现象及其变形分布. 统计分析锯齿跌落幅值和周期发现, 2者均随应变增大而增大, 且锯齿周期随厚度增大而增大, 而锯齿幅值与厚度相关性较弱. 在拉伸方向应变场和离面位移场中观察到了Portevin-Le Chatelier (PLC)带, PLC带宽不随应力跌落幅值变化而变化, 随试件厚度增大而增大; PLC带倾角与应力跌落幅值、试件厚度无关, 约为60°. 将锯齿幅值和变形信息相联系, 获得了锯齿幅值与带内最大应变成正比关系这一规律. 通过变形时域分析发现, PLC带引起局部拉伸方向应变突增的同时, 也引起相同区域离面位移的突变.

在-100~200 ℃范围内不同应变速率(10^-4, 10^-3和10^-2 s^-1)下利用准静态拉伸和压缩实验研究了温度对Zr-45Ti-5Al-3V合金力学性能的影响. 结果表明, 在拉伸条件下, Zr-45Ti-5Al-3V合金具有较高的屈服强度和抗拉强度, 室温时其屈服强度超过1355 MPa, 但延伸率较小. 随着温度的升高, 合金的屈服强度和抗拉强度均下降, 而塑性变形量则上升. 在压缩条件下, 温度对屈服强度的影响与拉伸时一致, 而塑性变形量和断裂强度均在室温时最高, 其他温度下变化规律与拉伸时一致. 应变速率对合金的力学性能影响不大.

建立了YQ450NQR1钢连铸方坯的微观偏析模型, 研究了在不同冷却速率的凝固过程中钢中主要溶质元素C, Si, Mn, P和S的晶间偏析行为及其对固-液两相区特征温度, 即零强度温度(zero strength temperature, ZST), 零塑性温度(zero ductility temperature, ZDT)及黏滞性温度(liquid impenetrable temperature, LIT)的影响. 在此基础上定义了内裂纹敏感性指数(IICS), 并对YQ450NQR1钢连铸方坯内裂纹敏感性进行了表征. 结果表明: IICS值越趋近于1, 铸坯内裂纹敏感性越大. 此外, 还建立了描述IICS与冷却速率(C_R)关系的内裂纹敏感性模型, 并对其进行验证, 结果表明, 该模型能够定量描述非均匀冷却条件下YQ450NQR1钢连铸方坯的内裂纹敏感性.

以不同配比的Ni粉末和TiB₂粉末混合物为预置层, 利用激光原位技术在钛合金表面制备了bcc结构的NiTi合金、TiB短纤维与TiB₂颗粒增强钛基复合涂层. 运用XRD, SEM与EPMA等实验手段, 对合成的钛基复合涂层进行测试分析. 结果表明, 随着激光功率密度与Ni粉末添加量的增加, 涂层表面成型质量得到改善; 然而随着Ni添加量的提高, 涂层中出现了NiTi₂新相, 且TiB短纤维变得粗大; 通过热力学计算可知, 反应驱动力大小顺序为Ni₃Ti>NiTi₂>NiTi>TiB, 并结合涂层中相种类及含量的变化规律, 探讨了不同元素反应间的竞争机制.

以TiB₂粉末和Ni+TiB₂粉末混合物分别作为预置层, 采用激光原位技术在钛合金表面制备出2类复合涂层. 运用XRD, SEM, EPMA与硬度计等实验手段, 对合成的复合涂层进行测试分析. 结果表明, Ni添加之前, 可获得TiB₂颗粒与TiB短纤维增强钛基复合涂层, 但涂层表面成型质量较差. Ni添加之后, 既可改善涂层的表面成型质量, 又可生成bcc结构的NiTi合金填充在TiB₂颗粒与TiB短纤维周围. Ni的添加还可使TiB₂颗粒得以细化, 且涂层中出现了b-Ti基. Ni的添加使涂层的显微硬度值降低, 但涂层的断裂韧性得以提高. 钛基复合涂层主要通过颗粒脱粘与短纤维断裂偏移方式使裂纹发生偏转来提高涂层的断裂韧性.

采用XRD和Raman光谱技术对NZ2锆合金在360 ℃, 18.6 MPa含锂水和400 ℃, 10.3 MPa蒸汽中腐蚀不同时间后氧化膜的内应力及晶体结构进行测试, 通过SEM对氧化膜的显微结构进行表征. 结果表明, 随着腐蚀时间的延长, NZ2合金氧化膜中四方相含量不断降低, 单斜相含量不断升高, 发生四方相向单斜相转变. 当氧化膜厚度达到2 mm时, 出现了立方相. 氧化膜中四方相含量越高, 锆合金的耐腐蚀性能越好. 氧化膜内应力及显微结构的研究结果表明, NZ2合金氧化膜内有高的压应力存在. 氧化开始阶段, 随着腐蚀过程的进行, 氧化膜内部压应力增加. 当氧化膜厚度达到2 mm时, 氧化膜中压应力超过临界值, 氧化膜发生破裂, 应力释放发生. 裂纹降低了氧化膜的保护性, 腐蚀转折发生. 转折后氧化膜内压应力很低, 而且基本保持恒定. 因此, 腐蚀转折与氧化膜内压应力的突然释放密切相关. 氧化膜中压应力越高, 四方相越稳定, 耐腐蚀性能越好. 同时, 探索了氧化膜中四方相和立方相的稳定机理, 建立了新锆合金的腐蚀机理模型.

利用FESEM, XRD和紫外可见分光光度计研究了强磁场作用时间对真空蒸发氧化法制备的Co掺杂ZnO薄膜微观结构和光学性能的影响. 结果表明: 强磁场抑制了ZnO珊瑚枝状形貌的生长, 氧化60 min时, 无磁场下生长成球状颗粒, 而6 T磁场下则生长成片状组织. 强磁场作用时间的增加会使薄膜的择优生长从(101)变成(002); 影响磁性Co原子在ZnO中的分布; 薄膜的禁带宽度降低到2.95~3.13 eV的范围内. 另外, 无磁场时氧化时间的增加会降低薄膜的透光率, 而强磁场下氧化时间的增加会提高透光率. 这些研究结果为ZnO薄膜表面形貌、择优生长、磁性原子分布、透光率和禁带宽度等微观结构和光学性能的调控提供了一种新方法.