采用电子背散射衍射技术(EBSD)和TEM研究了节约型双相不锈钢2101在温度为1000℃和应变速率为5 s^-1的高温变形过程中的微观组织演化. 结果表明, 铁素体和奥氏体都发生以小角度晶界不断向大角度晶界转变为特征的连续动态再结晶(CDRX).固溶退火后双相不锈钢奥氏体内出现大量退火孪晶. 随变形量增加, 奥氏体中具有Σ3位向关系的晶界逐渐消失. 高温变形过程中双相微观组织演化机制的耦合作用共同决定了流变曲线特征.

本文推导了表征两套晶格间的位向关系的标识矢量方法到Euler角方法的转换关系, 基于这个关系可以根据背散射电子衍射(EBSD)数据对少变体的系统进行拟合, 获得各变体相互自洽的位向关系精确定量描述. 本方法比高指数极图拟合的方法适用性更广, 因为后者受最低变体数量的局限. 以不锈钢的实验结果为例介绍了该方法的应用, 检测出变体之间接近但不等于孪晶的取向差关系.

本文利用EBSD技术研究了高锰钢压缩形变过程中γ→ε→α'马氏体相变的晶体学特点, 分析了奥氏体孪生与奥氏体晶粒取向对相变的影响. 结果表明, 由于α'马氏体在2个ε变体的交叉处形成, 而ε相变区域普遍存在奥氏体形变孪晶并且ε可在孪晶界上形成, 因此孪生对相变起着重要的作用; 而孪生的难易受奥氏体取向的影响. 分析认为, 低指数的{100}, {111}和{110}奥氏体内因多变体同时孪生而比高指数取向容易促进ε变体间的交叉从而促进α'的形成; 形变使ε变体数目或新取向增多, 但小尺寸的ε难以促进$\alpha'$的形成.

本文利用EBSD技术研究了高锰钢压缩变形过程中两类马氏体(六方结构ε-M和bcc结构α'-M)内的形变特征以及奥氏体取向对马氏体取向变化的影响. 结果表明, 马氏体形变过程中, ε-M内除继承相变取向关系外, 主要是滑移造成的小角度取向差和特殊取向差93°<7253>. α'-M内除变体间产生的特殊取向差及奥氏体孪晶遗传下来的特殊取向差外, 只有滑移产生的小角度取向差; ε-M内因滑移产生的取向差小于α'-M.压缩时{110}_γ取向晶粒发生γ→ε→α'相变较容易, {100}_γ取向晶粒内转变较慢, 分别对应压缩时的稳定和不稳定取向;由于{110}_α'是不稳定的取向, 又只能进行滑移, 因此该取向的α'-M晶粒内取向转动较大. 对六方结构马氏体内新出现的特殊取向差的成因及奥氏体取向的影响进行了讨论.

采用熔体超温处理方法考察了DZ125定向凝固镍基高温合金熔体超温处理中的弛豫现象. 结果表明: DZ125合金熔体超温处理中存在的弛豫现象对凝固组织有明显影响. 当恒温静置时间小于30 min时, 枝晶间距、偏析比、γ'相和γ+γ'共晶相的形貌及大小随恒温静置时间的增加均无明显变化. 然而, 进一步延长熔体恒温静置时间至60 min, 枝晶间距增大、偏析加重、γ+γ'共晶相明显增大、枝晶间γ'相明显粗化. 碳化物形貌以块状和非连续棒状为主, 且随恒温静置时间的延长无明显变化. 造成这种现象的主要原因是合金熔体结构的平衡需要一定的弛豫时间, 恒温静置时间小于30 min时, 熔体结构随静置时间的延长变化不大, 进 一步延长恒温静置时间至60 min熔体结构变化明显. 熔体结构的变化将影响凝固过程及最终的凝固组织. 因此, 随熔体恒温静置时间延长凝固组织发生明显变化.

本文采用电弧熔炼/Cu模吸铸法制备尺寸为70 mm×12 mm×1.5 mm的片状无Ni型Zr₆₀Cu₁₉Fe₅Al₁₀Ti₆块体非晶合金. 利用SRV摩擦磨损试验机考察了锆基块体非晶合金在干摩擦、蒸馏水和PBS人工模拟体液润滑下的摩擦磨损性能.利用形貌仪测量了块体非晶合金的磨损体积. 利用SEM和EDS分析了块体非晶合金表面磨痕形貌及磨损产物成分. 结果表明, 在PBS溶液润滑条件下, 块体非晶合金的磨损机制以腐蚀磨损及氧化物膜剥落导致的疲劳磨损为主.

设计了一种新型1500 MPa级Si-Mn-Cr-Ni-Mo多组元系低合金超高强度结构钢, 对比研究了控轧+控冷(TMCP)、控轧+空冷、控轧+直接淬火、控轧+直接淬火+250 ℃回火4种不同工艺对其微观组织和力学性能的影响. 结果表明: 直接淬火态钢板抗拉强度最高, 可达1890 MPa, 屈服强度为1280 MPa,  延伸率为13\%; 250 ℃回火30 min后抗拉强度降低为1820 MPa, 而屈服强度升高为1350 MPa, 分析认为这归因于位错亚结构的回复软化过程与残余奥氏体分解为马氏体、析出ε-碳化物强化机制的综合作用; 空冷与TMCP工艺获得板条贝氏体+马氏体+少量残余奥氏体的复相组织, 贝氏体分割马氏体板条束, 使实验钢具有良好的强塑性. 低碳马氏体相变过程存在C扩散现象. 研究发现, 回火过程不仅包含残余奥氏体分解, 也包含C从马氏体或贝氏体向奥氏体的分配过程. 证明了立方结构的析出粒子在奥氏体中形核, 在整个冷却过程长大、粗化, 而相变后的马氏体或贝氏体未出现大量第二相析出核心.

建立了偏晶合金连续凝固过程的群体动力学模型, 并将其与传热、传质和流场控制方程相耦合, 对Al--Pb偏晶合金连续凝固过程进行了模拟, 分析了凝固速率、合金成分和熔炼温度等对合金连续凝固组织形成过程的影响. 结果表明: 凝固速率越大, 凝固界面前沿弥散相液滴的形核位置越靠近凝固界面, 弥散相液滴的形核率和数量密度越大, 平均半径越小, 越有利于获得弥散凝固组织; 合金Pb含量越高, 凝固界面前沿弥散相液滴的形核位置越远离凝固界面, 弥散相液滴的形核率越低, 平均半径越大, 越不利于获得弥散凝固组织. 熔炼温度越高, 弥散相液滴的数量密度越大, 平均半径越小, 有利于获得弥散组织; 但随熔炼温
度提高, 液滴的综合运动速度逐渐降低, 该速度降为负值时, 合金不能实现稳态凝固, 导致偏析组织的形成.

通过液态金属冷却技术制备了名义成分为Ni-30.4Al-34Cr-4.3Mo-0.1Hf-0.05Ho(原子分数, \%)的定向合金. 定向凝固工艺消除了普通铸造合金中的初生Cr(Mo)相, 获得了共晶组织. 随抽拉速率从8 mm/min提高到15 mm/min, 合金中的共晶胞尺寸从115 μm减小到85 μm, 共晶胞间距变窄, 胞间混乱区减少. 与普通铸造相比,定向凝固工艺能提高该共晶合金的室温、高温拉伸强度, 高温拉伸塑性以及室温断裂韧度,并且定向合金的上述力学性能随抽拉速率增大而增大.

本文研究了新型镍基高温合金DZ468的高周疲劳性能. 结果表明: 当应力比R=-1时, 在900和760 ℃条件下, DZ468合金的疲劳强度分别为290和300 MPa. DZ468合金的高周疲劳试样断口由疲劳源、疲劳区和瞬断区组成. 裂纹在表面、次表面和内部缺陷部位萌生, 裂纹扩展具有第I和第II阶段, 随应力幅增加裂纹扩展速率增大. 光滑试样的疲劳裂纹扩展方式与变形机制间存在一定的关系, 位错的平面滑移、交滑移和攀移的共同作用导致 了合金在900和760℃时裂纹扩展具有两个 阶段.

采用熔铸和大变形轧制制备了Mg-6Li-3Zn合金板材, 研究了合金的高温变形行为、显微组织、空洞与位错蠕变机制. 在623 K和1.67×10^-3 s^-1条件下获得了300%的最大延伸率. OM, TEM和SEM观察显示, 合金带状晶粒组织在573 K和1.67×10^-3 s^-1条件下发生显著的动态再结晶, 亚晶轮廓不清晰,位错分布比较均匀. 合金在573-623 K和1.67×10^-3 s^-1条件下断裂形式为韧性断裂. 获得了新型的位错黏性滑移与位错攀移转变蠕变机制图,表明Mg-6Li-3Zn合金带状晶粒组织在573 K和1.67×10^-3 s^-1条件下高温变形机制为晶格扩散控制的位错黏性滑移, 其应力指数为3(应变速率敏感性指数0.33), 变形激活能为134.8 kJ/mol, 与Mg的晶格扩散激活能相同.获得了新型的考虑聚合的空洞长大图, 合金在573 K和1.67×10^-3 s^-1条件下的空洞长大机制为塑性控制的空洞长大.

通过在1260℃进行的保温实验, 研究了Mn-Cu耐候钢的龟裂现象. 结果表明, 在氧化气氛中经过不同时间高温保温处理, Mn-Cu耐候钢表层均出现了不同程度的龟裂. EPMA结果表明, Cu在基体/氧化皮界面区出现富集, Cu在珠光体中的含量高于铁素体. Mn-Cu耐候钢在高温保温过程中表层发生的脱碳现象导致脱碳层中珠光体析出数量减少, 致使过多的Cu在晶界析出偏聚、形成富Cu相, 进而加剧钢的表面龟裂. 在还原气氛中高温保温处理后, 没有发现Mn-Cu耐候钢出现上述现象.

基于中间自由胀形区为椭圆形轮廓线的假设, 对管材自由胀形过程进行了理论分析, 研究了影响椭圆形状的主要因素及其对测试结果的影响. 结果表明, 影响椭圆形状的主要因素是管材胀形区长度和约束模具圆角半径. 在其它条件一定时, 椭圆的长短半轴比值随管材胀形区长度的减小或约束模具圆角半径的增大而减小, 即管材胀形后的轮廓线形状从椭圆形逐渐变化为圆形然后又变为扁椭圆形. 由胀形实验所得的应力--应变曲线随胀形区长度和约束模具圆角半径的不同而不同,但基本低于单向拉伸所得结果; 而且在胀形区长度减小或约束模具圆角半径增大时,这种差别更大.

本文研究了利用长、短双水口结合电磁制动技术在同一结晶器内连铸复合钢坯的新工艺.为掌握结晶器内钢液流场和合金元素浓度场分布规律, 结合实验和数学模拟分析了该工艺过程. 实验中采用浸泡黑芝麻显示流场状态. 数学模型中采用低Reynolds数湍流模型计算湍流参数, 并比较了隔板与静磁场制动对结晶器内流场的影响.实验与数值模拟结果互相检验, 两者吻合良好, 据此得到了长、短双水口浇铸复合钢坯工艺结晶器流场和合金元素浓度的分布特征. 同时还研究了水口出流结构和静磁场强度参数对流场和浓度场的影响.

利用电弧离子镀技术在不锈钢基体上沉积了Ti-Al-N涂层, 研究了沉积工艺参数对沉积态涂层的成分及相组成的影响, 以及在不同退火处理条件下各涂层组织的变化. XRD结果表明, 通过改变沉积工艺参数可以控制沉积态涂层的成分, 使涂层经退火后生成Ti₂AlN相. 适当成分的沉积态涂层退火生成Ti₂AlN相所需的最低退火温度为650℃, 其它沉积态涂层在700℃或更高温度下退火才能生成Ti₂AlN相; 退火过程中可能发生的化学反应为: AlTi₃N+5Al→TiN+2Al₃Ti和AlTi₃N+3Al→Ti₂AlN+Al₃Ti. 此外, 延长退火时间可使相同工艺下的沉积涂层生成的Ti₂AlN相含量略有增加. 利用SEM对涂层进行了分析, 测量了涂层的摩擦系数.

选择Ni-Cu-P和Cr-Cu-P两类典型的耐海水腐蚀钢, 在pH=10的3%(质量分数)NaCl溶液中进行极化实验, 比较了钢的点蚀诱发敏感性; 在3%海盐水中进行间浸挂片实验, 评价了钢的点蚀扩展速度; 利用OM, 电子探针(EPMA), SEM和XRD分析钢中夹杂物、腐蚀形貌和锈层的特征. 结果表明, Cr-Cu-P钢中的点蚀诱发敏感性要低于Ni-Cu-P, 且脱氧程度的差异不会影响到两类钢的耐点蚀性能. 挂片实验结果表明, 两类耐海水腐蚀钢的平均腐蚀速率接近, 但Cr-Cu-P钢的点蚀扩展速率明显大于Ni-Cu-P钢. 在酸化的蚀坑内, Ni提高基体的电位, 而Cr则降低基体的电位.锈层分析结果表明, 两类钢的内锈层组成均主要为Fe₃O₄, α-FeOOH和少量的非晶化合物, 但Cr-Cu-P钢表面的锈层比Ni-Cu-P钢更致密.

通过对比25钢在自然海水和无菌海水中的腐蚀行为, 研究了微生物单因素对25钢腐蚀行为的影响. 结果表明, 微生物对25钢的腐蚀有显著影响, 微生物对25钢平均腐蚀速率的影响与微生物种类和含量密切相关. 锈层中的微生物主要由假单胞菌、弧菌、铁细菌、硫杆菌和硫酸盐还原菌组成, 浸泡365 d时还出现大量的黄杆菌. 其中好氧菌、兼性厌氧菌和厌氧菌的含量均随浸泡时间规律性变化, 这也导致在不同浸泡时间下微生物的作用及其作用机理的不同.

利用高能球磨制备了Si₃N₄-Ti(摩尔比1∶9)纳米复合粉末, Si₃N₄和Ti平均晶粒尺寸均小于20 nm, 之后进行选区激光熔化成型,通过9Ti+Si₃N₄=4TiN+Ti₅Si₃反应生成TiN增强Ti₅Si₃基原位复合材料. 延长球磨时间, Si₃N₄-Ti复合粉末颗粒细化且比表面积增加,激光成型的TiN-Ti₅Si₃复合材料致密度可增至97.2%, 成型组织中TiN增强相形貌经历多棱角状→近圆形→枝晶状的转变.