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ISSN 0412-1961
CN 21-1139/TG
创刊于 1956 年 (月刊)
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  1998年, 第34卷, 第1期 刊出日期:1998-01-18 上一期    下一期
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论文
Al-CuAl_2共晶层片间距的数值模拟
张伟强;杨院生;胡壮麒
金属学报. 1998, 34 (1): 1-6.  
摘要   PDF (431KB)

本文根据层片状共晶生长理论,利用时间相关模型对存在对流作用的Al-CuAl2共晶层片间距进行数值求解最小和最大层片间距(λo和λmax)的计算结果与实验结果符合较好,熔体的流动使Al-CuAl2共晶稳态生长的层片间距增加;当层片间距超过λmax时,层片组织处于非稳态:共晶生长速率越低,液相流动的影响越大

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雾化喷射沉积成型凝固过程模拟研究Ⅰ.理论分析
张济山;崔华;段先进;孙祖庆;陈国良
金属学报. 1998, 34 (1): 7-12.  
摘要   PDF (363KB)
雾化喷射沉积成型沉积坯件内的凝固过程是整个沉积成形过程中重要的环节,对沉积坯件最终显微组织的形成有重要影响为了优化喷射沉积成型工艺,获得合理的沉积坯件显微组织,本文采用“虚拟”凝固层的概念,通过对沉积坯件内凝固过程的理论分析.建立了相应的理论模型为进一步分析沉积坯件中的凝固行为提供了理论依据.
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雾化喷射沉积成型凝固过程模拟Ⅱ.Al-Cu合金的计算结果
张济山;崔华;段先进;孙祖庆;陈国良
金属学报. 1998, 34 (1): 13-18.  
摘要   PDF (438KB)
根据本文作者提出的喷射沉积成型沉积体内的凝固模型,对典型的Al-Cu合金进行了计算分析结果表明,工艺参数(如沉积速率和沉积时雾化锥的温度)和材料的热物性(如界面换热系数)对沉积体内的凝固过程有明显影响在沉积热力学条件(沉积前雾化锥的热力学状态)相同的情况下,沉积表面的温度随工艺参数和材料热物性发生显著变化所以,必须以沉积表面温度的变化作为工艺控制的参考、以往提出的以沉积前雾化锥热力学状态作为工艺控制标准的原则需要重新加以考虑
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Al_(65)Cu_(20)Cr_(15)准晶颗粒/铝基复合材料中二十面体准晶的扩散相变
齐育红;张占平;黑祖昆;全明秀;董闯
金属学报. 1998, 34 (1): 19-23.  
摘要   PDF (1621KB)
用JCXA—733型电子探针、H—800型透射电镜、D/max-IIIA型X射线衍射仪等研究了Al65Cu20Cr15准晶颗粒/铝基复合材料中的准晶颗粒在热压过程中的扩散相变结果表明,在热压温度为600,650和700℃的工艺条件下,准晶颗粒的转变产物分别为FIQC,(DQC+DA)+θ和θ相.SIQC相在与纯铝的扩散相变过程中经过过渡相FIQC,DQC,DA最终转变为θ相而达到平衡态
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准下贝氏体的孪晶及形成机制
栾道成;魏成富;杨哿
金属学报. 1998, 34 (1): 24-30.  
摘要   PDF (3125KB)
透射电镜实验证实在含硅钢准下贝氏体组织中存在挛晶亚结构,贝氏体中脊亦存在孪晶.中脊与残余奥氏体(Ar)李晶是贝氏体铁素体切变共格长大时协调均匀切变形成的形变孪晶贝氏体铁素体(BF)板条内孪晶主要是其横向侧面切变增厚时残余奥氏体的遗传李晶,且孪晶面与界面台阶有对应关系.表明台阶面不会沿界面宽面侧向移动根据实验结果提出了准下贝氏体组织中孪晶形成模型
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高碳低合金钢中共析渗碳体微观结构的TEM研究
朱晓东;李承基;章守华;邹明;苏世怀
金属学报. 1998, 34 (1): 31-38.  
摘要   PDF (3529KB)
用透射电镜对几种高碳低合金钢中的共析渗碳体进行了观察发现渗碳体片不是均一的.在共析渗碳体内存在一些取向一致、宽度不等的铁素体亚片层、这些铁素体亚片层可把片状共析渗碳体隔断铁素体亚冲层所在平面的指数以{211}F为多.本文还分析比较了常见的条纹衬度与铁素体亚片层的区别,讨论了共析渗碳体中铁素体亚片层的形成机理
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γ-TiAl单晶在不同温度的形变特性
吴东海;胡赓祥;乾晴行;山口正治
金属学报. 1998, 34 (1): 39-44.  
摘要   PDF (438KB)
在-196-1100℃温度范围内,利用压缩试验研究了γ-TiAl单晶(Al的原子分数为56%)在[001],[152],[021],[233],[191],[251],[110]七个晶体取向上的塑性变形行为、它们的屈服强度-温度关系曲线都可分成三个部分:-196-600℃屈服强度随温度的升高先是快速下降,达到室温附近以后基本保持不变;600℃以上,屈服强度随温度的升高而反常升高,随晶体取向的不同在700-1000℃之间达到峰值;峰温以上,屈服强度随温度的升高又呈现快速下降的趋势峰温以下仅[021]取向的形变方式为{111}<110]普通位错滑移,其余皆为{111}<101]超点阵位错滑移。峰温以上.形变方式为:{111}<112]孪生变形、{111}<112]超点阵位错滑移、或普通位错滑移,普通位错的滑移面随晶体取向的不同可以是{111},{110}或(001)面
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ZrM_2(M=Mn,V,Ni)相贮氢合金的相组成
雷永泉;张文魁;杨晓光;王启东;吕光烈
金属学报. 1998, 34 (1): 45-50.  
摘要   PDF (490KB)
本文采用X射线衍射Rietveld全谱拟合分析研究了AB2型Laves相贮氢合金Zr(Mn0.45-xVxNi0.55)2(x=0.10-0.40)的相组成和相含量Rietveld拟合分析结果表明,Zr(Mn0.45-xVxNi0.55)2合金由C15,C14型Laves相和Zr9M11,ZrM等非Laves相组成,Laves相和ZX9M11相在整个成分范围内存在,而ZrM相仅在x=0.20—0.40范围内出现,当x=0.05—0.15时,合金由C15,C14和Zr9M11相组成,其中C15型Laves相为主相;当x=0.20—0.40时.合金则由C15;C14型Laves相及Zr9M11,ZrM相组成,主相则为C15和C14混合相,非Laves相中,Zr9M11相含量在整个成分范围内变化不大,而ZrM相含量则波动较大实验结果表明,各相的晶格参数均随合金中V含量的增加而增大,V取代Mn导致各相晶格体积膨胀计算表明,Laves相的出现类型与合金外层电子浓度有关.
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铜双晶体中晶界及组元晶体的疲劳寿命
张哲峰;李广义;王中光;李守新
金属学报. 1998, 34 (1): 51-56.  
摘要   PDF (2367KB)
本文对具有单、双滑移取向组元晶体的近垂直晶界钢双晶体进行拉-拉循环变形、得出铜双晶体中晶界及组元晶体的S-N曲线,比较了铜双晶体晶界及组元晶体疲劳寿命的差别,发现在相同的应力幅下晶界的疲劳寿命明显低于组元晶体的疲劳寿命,但两不同取向的组元晶体的疲劳寿命相差不大,通过对表面疲劳裂纹萌生的观察,发现垂直晶界铜双晶体在相同的循环载荷下萌生致命疲劳裂纹并导致疲劳断裂的难易顺序为:双滑移取向晶体→单滑移取向晶体→晶界
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一种单晶镍基合金的高温蠕变损伤
田素贵;周惠华;张静华;杨洪才;徐永波;胡壮麒
金属学报. 1998, 34 (1): 57-62.  
摘要   PDF (3064KB)
测定了[001]取向单晶镍基合金的蠕变曲线,并利用SEM和TEM对蠕变后期的微观组织结构进行了观察结果表明:蠕变第三阶段结构特征是大量位错切入筏状γ'相.降低了台金的蠕变抗力两个滑移系统交割产生滑移台阶,连续的交替滑移使筏状γ'相发生扭曲、并产生微裂纹是蠕变断裂的直接原因
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系列示波冲击断口三维形貌几何特征和断裂性能
朱平;陈丙森
金属学报. 1998, 34 (1): 63-69.  
摘要   PDF (1128KB)
应用示波冲击试验技术测量了P460NLl钢不同温度系列下的动态断裂性能.利用扫描电镜立体对技术、图像处理与分析和计算机视觉方法对示波冲击断口形貌进行了三维重建和定量分析结果表明,断口三维粗糙度指数Rs,Rq和Rmax与示波冲击裂纹扩展功有很好的对应关系,显示了它们良好的应用前景断面虽然表现出分形行为,但分形维数是一个对断裂模式和性能不敏感参量对分形断口的几何特征描述应将分维和绝对尺度结合起来
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离心喷射沉积Ti-48Al-2Mn-2Nb的疲劳裂纹扩展速率和门槛值
陈文哲;张飒;钱匡武;顾海澄;王中光
金属学报. 1998, 34 (1): 70-74.  
摘要   PDF (1316KB)
本文着重研究了采用特殊的离心喷射沉积成型方法制备的Ti-48Al-2Mn-2Nb金属间化台物的室温疲劳裂纹扩展速率和疲劳门槛值.试验采用三点弯曲单边切口试样进行恒载和逐级降载控制的压-压疲劳试验,结果表明.具有层片状组织的离心喷射成型(CSD)样品比经热等静压(HIP)后具有双态组织样品表现出更高的疲劳裂纹扩展阻力和疲劳门槛值,其Paris经验式分别为da/dN=3.8×10-12(△K)6和da/dN=1.9×10-17(△K)12;而CSD和HIP试样的疲劳门槛值分别为10.5MPa.m1/2和7.5MPam1/2
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二元金属熔体热力学性质按相图的分类
张鉴
金属学报. 1998, 34 (1): 75-85.  
摘要   PDF (888KB)
经过对二元金属熔体的热力学性质结合相图进行研究后,发现将其热力学性质按相图分为含化合物、含包晶体、含饱和相、含固溶体、含共晶体和含连续固溶体六类制定计算模型时,前五类所得作用浓度符合质量作用定理,第六类符合Raoult定律.
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机械合金化过程中α-Fe与Fe_3N混合粉末的结构和磁性
徐晖;何开元;程力智
金属学报. 1998, 34 (1): 86-90.  
摘要   PDF (358KB)
利用X射线衍射研究了α-Fe与Fe3混合粉末机械合金化过程中结构的变化.并测量了球磨不同时间后其饱和磁化强度的变化结果表明,随着球磨时间的延长,Fe3N相迅速分解直至消失,N原子部分固溶于α-Fe中,24h后可形成稳定的α-Fe(N)过饱和固溶体,其中N的质量分数约为0.290%-0.346%.随着球磨时间的延长,α-Fe的晶粒尺寸逐渐减小,24h后趋于定值,约为8nm.球磨引起样品中Fe原子周围N原子位置的变化,使得球磨过程中混合粉末的饱和磁化强度开始时降低,5h后又有所增加,24h后达到一定值
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非晶态药芯焊丝药芯材料
余圣甫;刘顺洪;谢明立;李志远;王杰
金属学报. 1998, 34 (1): 91-94.  
摘要   PDF (326KB)
本文详细介绍了溶胶-凝胶法制备非晶态药芯焊丝药芯的原理和工艺用Ti(OC4H9)4和Si(OC2H5)4为原料制备出了非晶态药芯,对非晶态药芯进行了X射线衍射分析、差热和热重分析结果表明:溶胶-凝胶法制备的非晶态药芯化学成分均匀、含氢量低、吸潮性小,能够满足焊接自动化生产对药芯焊丝药芯的要求,具有广阔的开发与应用前景
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高压水雾化法制备的高硅铝合金粉末特性
李元元;张大童;夏伟;张文;温利平
金属学报. 1998, 34 (1): 95-99.  
摘要   PDF (1858KB)
用高压水雾化法制备高硅铝合金粉末.并对粉末的特性进行了分析检测.实验结果表明、用该方法可制得含氧量低、粒度分布均匀、压制性好的合金粉末与同种合金的铸造试样相比,粉末的显微组织得到了显著细化,Si相的形态、尺寸及分布得到了明显改善,其α-Al基体因合金元素固溶度的提高得到了显著强化
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铝熔体中原位反应生成TiB_2颗粒的机制
杨滨;王玉庆;周本濂
金属学报. 1998, 34 (1): 100-106.  
摘要   PDF (1907KB)
借助X射线衍射(XRD)和扫描电镜(SEM)分析了铝熔体中原位反应生成TIB2颗粒的机制结果表明:(1)形成Al3Ti放出的热量是引发后续TiB2反应的原因之一;(2)在铝熔体中原位反应生成TiB2颗粒时存在扩散机制和溶解-析出机制;(3)理论计算和实验结果都表明预制块中的Al含量显著影响TiB2颗粒的生成机制,当Al的摩尔分数大于43.5%时,反应过程中TiB2颗粒按扩散机制生成,颗粒近似呈球形当Al的摩尔分数小于43.5%时,部分TiB2颗粒按溶解-析出机制生成,颗粒呈方形或多边形在方形和多边形TiB2颗粒上观察到了明显的生长台阶
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弥散质点和SiC颗粒复合强化铝基复合材料蠕变形变与断裂
周清;马宗义;赵杰;毕敬;朱世杰;王富岗
金属学报. 1998, 34 (1): 107-112.  
摘要   PDF (2021KB)
对弥散质点和SiC颗粒复合强化铝基复合材料的拉伸蠕变研究表明,复合强化铝基复合材料比单纯弥散强化的基体合金的蠕变速率低2—4个数量级:复合材料和基体合金的蠕变应力指数和蠕变激活能比纯Al的大.用门槛应力的概念对蠕变数据进行分析表明、这种复合材料蠕变是由基体晶格扩散控制的
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