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ISSN 0412-1961
CN 21-1139/TG
创刊于 1956 年 (月刊)
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  2006年, 第42卷, 第6期 刊出日期:2006-06-11 上一期    下一期
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论文
Ti-Zr-Ni-Cu非晶系的等电子浓度特征
羌建兵; 黄火根; 王清; 夏俊海; 董闯
金属学报. 2006, 42 (6): 561-564 .  
摘要   PDF (152KB)
以准晶成分Ti40Zr40Ni20为基准, 在Ti-Zr-Ni-Cu系中设计出 电子浓度为1.200和原子尺寸为0.1474 nm的系列合金, 并用铜模吸铸法制备直径为 3 mm的合金棒试样. 结果表明, Ti12Zr55Ni13Cu20成分附近 可形成块体非晶合金, 而Ti3Zr60Ni12Cu25和 Zr60Ni10Cu30成分点上形成了单一的四方Zr2Cu型非晶相 关相. 准晶、块体非晶合金和Zr2Cu相是具有相同电子浓度的电子化合物, 它们在成分图上表现出鲜明的等电子浓度特征, 表明块体非晶合金的等电子浓度判据 适用于Ti-Zr-Ni-Cu非晶系. 二十面体与截角八面体间的结构关联可作为准晶或 非晶合金多型性转变成Zr2Cu相的结构模型.
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fcc,压稳hcp和bcc-Cu的原子状态及物理性质随温度的变化关系
陶辉锦; 谢佑卿; 彭红建; 余方新; 刘锐锋; 李晓波
金属学报. 2006, 42 (6): 565-571 .  
摘要   PDF (231KB)
结合纯金属单原子(OA)理论和Debye-Gruneisen模型, 采用CALPHAD方法确定的 晶格稳定参数, 研究了SGTE纯单质数据库中fcc-, hcp--和bcc- Cu的原子状态 及物理性质(原子势能、原子动能、原子体积、体弹性模量和热膨胀系数等)随 温度的变化关系. 结果表明: 电子结构计算结果与第一原理方法非常接近. 3种 晶体结构的电子结构差别不大, 单键半径非常接近. 原子体积顺序为: Va(bcc)>Va(hcp)>Va(fcc); 共价电子浓度 顺序为: nc(fcc)>nc(hcp)>nc(bcc); 原子 势能大小顺序为: εp(fcc)<εp(hcp)<εp(bcc); 晶格稳定性顺序为: δG(fcc)>δG(hcp)>δG(bcc). 原子 动能随温度的增加幅度约为势能的3-4倍.
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低碳微合金钢中晶内和晶界铁素体长大动力学
吴开明
金属学报. 2006, 42 (6): 572-576 .  
摘要   PDF (289KB)
利用光学显微镜和晶体长大动力学理论对低碳微合金钢中晶内和晶界 铁素体的长大动力学进行了实验测定和理论计算与分析. 在实验温度范围 (650-750 ℃)内, 铁素体首先在晶界上形成, 在晶内夹杂物上形成较晚. 晶 界与晶内铁素体形成的过冷度相差40 ℃以上, 铁素体在晶内夹杂物上形成比在 晶界上形成需要更大的过冷度. 晶内铁素体长大速率常数的实测值小于计算值, 晶界铁素体长大速率常数的实测值则大于计算值.
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搅拌条件下二元合金凝固组织的形态演化
李涛; 陈光; 林鑫; 黄卫东
金属学报. 2006, 42 (6): 577-583 .  
摘要   PDF (578KB)
采用SCN-5%Water(原子分数)透明模型合金和Sn-15%Pb(质量分数)合金对 机械搅拌条件下凝固组织形态演化过程分别进行了实时动态观察和淬火金相组织 分析. 实验结果表明, 在强烈机械搅拌作用下, 两类实验合金在凝固过程中最早 观察到的初生组织均为球晶组织. 从实验上证实了通过适当的搅拌可直接获得球 状晶组织; 同时, 在实验条件范围内, 搅拌的进行还可促进球晶组织在相对较高 温度下产生. 根据凝固界面形态稳定性理论对球晶组织形成机制的分析表明: 熔体中初生固相的旋转运动有利于提高液--固界面的稳定性, 促进凝固组织保持球状稳定生长.
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等轴球晶凝固多相体系内热溶质对流、补缩流及晶粒运动的数值建模 I.三相流模型
王同敏; 姚山; 张兴国; 金俊泽; M.Wu; A.Ludwig; B.Pustal; A.Buhrig-Polaczek
金属学报. 2006, 42 (6): 584-590 .  
摘要   PDF (299KB)
基于Eulerian-Eulerian方法和体积元平均技术, 建立了模拟等轴球晶凝固过程 的液、固、气三相流模型. 液、固两相处理成相互分离、相互扩散的介质, 气相 与液、固两相只存在热量及动量的相互作用, 三相(凝固前)作为自由流体共享一 个统一的压力场. 分别求解三相的质量、动量、溶质、热焓守恒方程; 相间的热 量交换和摩擦拖拽以及液/固界面上的溶质再分配和凝固潜热释放, 通过定义对应 守恒方程的源项和交换项而加以考虑; 另外, 单独求解一个晶粒密度守恒方程. 晶粒的形核生长(相变)也加以模型化并体现在对应的源项中, 模型中所用的密度 定义为溶质与温度的函数, 因此可综合考虑热溶质对流、晶粒运动及凝固收缩所 引起的补缩流动. 凝固过程的体积收缩及补缩流动将体现在气/液自由表面的波动上.
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等轴球晶凝固多相体系内热溶质对流、补缩流及晶粒运动的数值建模 II.模型的应用
王同敏; 李廷举; 曹志强; 金俊泽; T.Grimmig; A.Buhrig-Polaczek; M.Wu; A.Ludwig
金属学报. 2006, 42 (6): 591-598 .  
摘要   PDF (425KB)
利用等轴球晶三相凝固模型模拟了A356铝合金半固态浆料冷却斜槽法制备过程, 研究了晶粒密度、尺寸及固相分数的分布与工艺参数的关系. 结果表明, 在 斜槽浇注处晶粒形核密度最大, 在斜槽末端晶粒尺寸、固相分数最大, 在铸型 中这三者的最终分布大致均匀. 适当降低浇注温度有助于提高斜槽上形核密度 和固相分数及降低晶粒尺寸. 此外, 还模拟了热溶质对流及补缩流在Al-4%Cu (质量分数)合金等轴球晶凝固过程所起的作用, 以及晶粒运动及补缩流对合金 自由表面和宏观偏析形成的影响. 结果表明, 凝固初期热对流及补缩流为主导, 凝固中期热溶质对流为主导, 凝固后期补缩流为主导; 晶粒运动受阻程度直接 影响自由表面形状, 补缩流考虑与否导致完全不同的宏观偏析图. 实验测 得晶粒尺寸与模拟结果分布较相似, 但其绝对值存在较大差异.
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定向凝固包晶相变微观组织演化的相场方法研究 I.三相交节点的延伸
李新中; 苏彦庆; 郭景杰; 吴士平; 傅恒志
金属学报. 2006, 42 (6): 599-605 .  
摘要   PDF (285KB)
通过对当前包晶相变相场模型特征参数的优化, 建立了适合对具体合金包晶相变微观 组织演化进行模拟的相场模型.利用该模型对高G/vp定向凝固Ti-Al合金的 单个包晶相核心依附初生相表面的生长行为进行了模拟.结果表明, 三相交节点延伸特 性的差异将导致形成离散带状和岛屿带状两种典型组织.并且, 计算域宽度、包晶相 形核过冷度和初始成分直接影响到定向凝固包晶合金三相交节点的延伸, 也就影响到其最终的微观组织.
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定向凝固包晶相变微观组织演化的相场方法研究 II.形核控制的微观组织模拟
苏彦庆; 李新中; 郭景杰; 吴士平; 傅恒志
金属学报. 2006, 42 (6): 606-610 .  
摘要   PDF (201KB)
采用包晶相变相场模型分别模拟了高G/vP定向凝固Ti-Al合金在 小直径试样的连续形核和大直径试样的多重形核情况下, 包晶两相微观组织 演化.模拟结果表明, 对于小直径试样, 减小试样尺寸或减小包晶相形核过冷 度倾向于形成岛屿带状组织; 而对于大直径试样, 包晶相所占体积分数以及 形核率的不同将导致形成离散带状、岛屿带状和耦合生长组织.
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Al-4%Cu多晶合金中锯齿形屈服现象的初步时序分析
卢俊勇; 蒋震宇; 张青川
金属学报. 2006, 42 (6): 611-618 .  
摘要   PDF (342KB)
对Al-4%Cu合金试样拉伸实验的锯齿形应力曲线进行了系统的统计分析, 研究了锯齿应力跌幅、跌落时间以及再加载时间等特征物理量随应变、试样厚度 和加载应变率的时序演化规律. 结果表明, 跌落时间对应变不敏感; 1和2 mm厚 试样的平均应力跌幅和平均再加载时间均随应变线性增加, 3 mm厚试样的统计结 果比较复杂. 展示了PLC效应中自组织临界性存在的证据, 并通过与经典沙堆 模型的对比, 结合动态应变时效原理和位错理论, 解释了PLC变形带形成的非线性机制.
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Al-4%Cu合金中锯齿形屈服剪切带的变形测量
项国富; 张青川; 刘灏文; 江慧丰; 伍小平
金属学报. 2006, 42 (6): 619-623 .  
摘要   PDF (323KB)
通过高速CCD(1000 fps)连续记录Al-4%Cu合金材料在拉伸实验中出现的B型锯齿形屈服 (PLC)剪切带发生前后一系列非相干光散斑图, 结合数字散斑相关法图像分析技术, 定量地 给出了PLC剪切带及周围区域的位移和应变的空间分布, 再现了PLC剪切带随时间演化 发展的过程. 实验结果清楚地证实了B型PLC剪切带的一种演化机制, 即先在试样一侧 成核, 然后与拉伸轴成一定角度横向贯穿整个试样, 最终形成非均匀塑性变形带. 实 验结果表明, 在PLC剪切带形成瞬间变形带外存在弹性收缩变形.
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交流磁场对过共晶Al-2.89%Fe合金中含铁相分布的影响
韩逸; 班春燕; 郭世杰; 巴启先; 游学昌; 崔建忠
金属学报. 2006, 42 (6): 624-628 .  
摘要   PDF (492KB)
在交流磁场作用下, 过共晶Al-2.89%Fe(质量分数, %)合金中含铁相向样品的中心处 富集. 这是由于Al3Fe相的磁化率大于熔融铝的磁化率, 使得Al3Fe相与铝 基体相比受到指向试样轴线处更大的电磁力, 从而聚集在试样中心. X射线衍射结果表明, 在无磁场和交流磁场条件下, 含铁相中只含有Al3Fe相. 交流磁场改变了析出相 的分布, 但没有改变析出相的类型.
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Ni76Cr19AlTi合金的热变形行为
滕浩; 尹志民; 朱远志; 周科朝; 李志友
金属学报. 2006, 42 (6): 629-634 .  
摘要   PDF (599KB)
在Gleeble-1500热模拟机上对Ni76Cr19AlTi合金棒材进行 恒温和恒速压缩变形实验, 变形温度范围为800-1150 ℃, 应变速率范围 为10 -3 - 10 0 s -1. 结果表明, 实验合金在800和850 ℃ 热压缩时变形抗力较大, 容易发生开裂; 而在950-1150 ℃温度范围内热 变形由于发生动态再结晶, 合金变形抗力减小, 变形容易进行, 不会发生 开裂. 研究了合金在高温塑性变形过程中流变应力的变化规律, 确定了合 金在950-1150 ℃范围内的变形激活能Q为376.84 kJ/mol, 应力指数n 为4.15. 对合金的热压缩变形真应力-真应变曲线及变形机制的分析表明, 合理的变形条件为1050-1150 ℃及10 -1 - 10 0 s -1.
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两种高强钢在高加载速率下的II型动态断裂韧性
许泽建; 李玉龙; 刘元镛; 罗景润; 陈裕泽
金属学报. 2006, 42 (6): 635-640 .  
摘要   PDF (343KB)
采用实验-数值相结合的方法对40Cr和30CrMnSiNi2A两种高强钢剪切试样在冲击 载荷作用下的II型动态断裂韧性进行了测试. 实验在Hopkinson压杆系统上 完成, 试样的起裂时间采用应变片法测得. 结合有限元三维动态模拟, 得到 了不同加载速率下试样动态应力强度因子的时间历程, 并由实测的起裂时间 确定两种钢的动态断裂韧性. 结果表明, 在现有加载率范围(2 ×10 6 - 7×10 6 MPa m 1/2 /s)内, 两种高强钢试样几乎全部由绝热剪切模式引发断裂, 其动态 断裂韧性均随加载速率的增加而呈现上升趋势, 且在相同加载速率下后者的 动态断裂韧性大于前者的动态断裂韧性. 并对韧带尺寸对试样断裂韧性的影响进行了研究.
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Ti-Cr基合金的储氢性能及晶体结构
汪洋; 张琰; 王新华; 陈长聘
金属学报. 2006, 42 (6): 641-646 .  
摘要   PDF (236KB)
研究了Ti 1+x Cr 1.2 Mn 0.8 (x=0.0, 0.1, 0.2, 0.3)系和 Ti 1+x Cr 1.2 Mn 0.8-y M y ( M =Fe, Ni, Cu, V, VFe; x=0.0, 0.1; y=0.1, 0.3)系AB 2型合金的储氢性能和晶体结构. XRD结果表明, 合金主相为C14(MgZn 2)型Laves相, 可以保证较高的吸、 放氢量. 通过$A$侧过化学计量以及$B$侧用Fe, Ni, Cu, V, VFe分别替代部分 Mn, 增加了点阵常数和晶胞体积, 降低了P-C-T曲线的滞后. 由相应数据 寻找出适合于金属氢化物氢压缩机的高压端储氢合金. 结果表明, 合金 TiCr 1.2 Mn 0.5 Fe 0.3与Ti 1.1 Cr 1.2 Mn 0.5 Cu 0.具有良好的储氢性能和压缩特性, 可以作为性能优良的高压端储氢合金.
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CBGA结构热循环条件下无铅焊点的显微组织和断裂
王薇; 王中光; 冼爱平; 尚建库
金属学报. 2006, 42 (6): 647-652 .  
摘要   PDF (551KB)
用热循环、扫描电镜观察焊点横截面和有限元模拟的方法研究了陶瓷球栅阵列(CBGA)封装结构中无铅焊点的组织和热疲劳行为。BGA结构的制备是通过Sn-3.0Ag-0.5Cu焊膏采用回流焊工艺把Sn-3.8Ag-0.7Cu焊球和镀银多层陶瓷芯片、镀铜印刷线路板(PCB)焊接在一起。回流焊后,在焊料与铜焊盘和银焊盘的界面处分别形成了Cu6Sn5和Ag3Sn金属间化合物(IMC)。在随后的热循环过程中,在铜焊盘处,Cu6Sn5层增厚,并且有新的化合物Cu3Sn出现;在陶瓷芯片一边,Ag3Sn层也增厚。焊球中靠近界面的Ag3Sn颗粒形态发生了从针状向球状过渡的变化。随着热循环周数的增加,焊点中出现疲劳裂纹。疲劳裂纹最先出现在芯片与焊球界面处焊球的边角位置上,从有限元模拟的结果得出此处具有最大的剪切应力。疲劳裂纹随后的生长导致了焊点的最终断裂。在印刷线路板处裂纹容易沿着Cu6Sn5和焊料的界面扩展,在陶瓷芯片处裂纹沿着靠近Ag3Sn界面层的焊球内部扩展。
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不锈钢冶炼用AOD炉内的射流行为和流体流动
朱苗勇; 周海斌; 陈兆平; 黄宗泽
金属学报. 2006, 42 (6): 653-656 .  
摘要   PDF (253KB)
在分析氩-氧脱碳(AOD)炉内侧吹射流行为特征的基础上,建立了描述AOD炉内三维流 动的数学模型,考察了喷吹气体流量和喷枪布置对AOD熔池内湍流场的影响规律. 结 果表明,供气强度对AOD炉内射流流股轨迹和钢液流动产生明显影响; 多枪喷吹,使 熔池中流场和湍动能分布变得更加合理. 计算结果与物理模型的观测结果吻合.
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RH真空精炼装置内夹杂物行为的实验研究
郑淑国; 朱苗勇; 潘时松
金属学报. 2006, 42 (6): 657-661 .  
摘要   PDF (193KB)
选择乳状液滴作为模拟夹杂物, 利用水模型研究了RH装置内夹杂物的物理行为, 考察了处理时间、 提升气量、真空室内液面高度对夹杂物去除行为的影响规律. 结果表明: RH处理12 min能去除绝大部分模拟夹杂物; 处理24 min可将能够去除的 夹杂物几乎全部去除; 较大提升气量的去夹杂效果优于较小提升气量的去夹杂 效果, 但提升气量存在一个最佳值, 本实验为20 L/min; 真空室内的液面高度 也存在一个最佳值, 本实验为46 mm.
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中频对靶磁控溅射合成TiN/Ti多层膜
于翔; 王成彪; 刘阳; 于德洋
金属学报. 2006, 42 (6): 662-666 .  
摘要   PDF (255KB)
利用新型中频对靶磁控溅射技术合成了一系列TiN/Ti多层膜. 考察了不同Ti间隔层 对多层膜硬度和结合力的影响, 分析了膜表面大颗粒和坑的形成机理; 利用正交 实验法和方差分析探讨了靶电流、气体压力和基体偏压对薄膜表面缺陷密度的影响, 对工艺参数进行了优化. 结果表明, 靶电流对缺陷密度的影响最大, 气体压力次之, 基体偏压对缺陷密度影响最小; 当靶电流I=20 A、气体压力p (Ar+N 2)=0.31 Pa、基体偏压V bias=-60 - -300 V和Ti间隔层厚度x=0.12 um时, 制备出硬度HV 0.2 N =2250、膜基间结合力(临界载荷)L c=48 N和表面缺陷密度ρs=58 mm -2的高质量TiN/Ti多层膜.
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恒电流电沉积法制备Cu-In薄膜的研究
李健; 朱洁
金属学报. 2006, 42 (6): 667-672 .  
摘要   PDF (923KB)
以金属Ti为阳极, 不锈钢薄片和镀Mo玻璃为阴极, 采用恒电流电沉积的方法制备了 化学计量比为1∶1、厚度为1 um且致密均匀的Cu-In薄膜. 分析了镀液离子浓 度、电流密度、络合剂含量及添加剂种类对薄膜成分及形貌的影响. 在除电流密度 外其它工艺条件相同的情况下, 采用不同阴极材料为衬底沉积Cu-In薄膜时, 薄膜形 貌、成分无差别, 且电流密度对薄膜的形貌和成分控制起着关键的作用. 此外, 在镀液离子低浓度范围内, 及Cu/In离子浓度比不变的前提下, 镀液中金属离子总浓度的 改变不会影响镀层的成分和形貌; 十二烷基硫酸钠和苯亚磺酸钠可作为理想的辅助 添加剂, 能改善薄膜形貌, 使其表面均匀、规整. 由该方法制备的Cu-In预置膜可以 进一步硒化得到理想的CuInSe 2薄膜.
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