搅拌摩擦加工道次及主轴转向对再生铝合金组织和性能的影响

通过改变加工道次及主轴转向,研究了搅拌摩擦加工工艺对Al-7Si-0.9Fe-0.3Mg铝合金组织和力学性能的影响。结果表明:随着加工道次的增加,搅拌摩擦加工区的宽度和面积均逐渐增大,改变主轴转向后,加工区的宽度较主轴转向改变前低,但提高了加工区组织的均匀性和对称性。热机械影响区的宽度也随着加工道次的增加而增大,而改变主轴转向后,前进侧热机械影响区的宽度较主轴转向改变前低,返回侧与中心区的界限清晰,第二相分布的取向明显降低,改善了颗粒尺寸和分布均匀性。加工核心区的第二相颗粒尺寸随加工道次的增加而逐渐减小,圆整度逐渐提高,3道次时富铁相和共晶硅的平均长度分别为3.65和2.91μm,较单道次分别降低14.1%和38.6%。改变主轴转向后,第二相的细化和圆整化效果稍有降低。加工道次的增加对加工核心区的抗拉强度影响不显著,但伸长率显著提高,而改变主轴转向对合金抗拉强度和伸长率的影响均不明显。

水下多道次搅拌摩擦加工对纯铜微观组织和力学性能的影响

目的分别在空气中和水中对铜板进行单道次和多道次搅拌摩擦加工(FSP),以此探究冷却介质和加工道次对纯铜微观组织和力学性能的影响。方法选择厚度为3mm的T2纯铜板分别在空气中进行1~2道次加工,在水下进行1~4道次加工。使用光学显微镜、显微硬度检测、扫描电子显微镜和拉伸试验机对加工后的试样进行微观组织和力学性能检测。结果与空气中的搅拌摩擦加工相比,水下搅拌摩擦加工试样的表面质量更好;空气中搅拌摩擦加工试样的晶粒尺寸比母材的晶粒尺寸大,水下搅拌摩擦加工(SFSP)可以有效细化晶粒,并且随着加工道次的增加,晶粒尺寸逐渐增大,其中,1道次水下搅拌摩擦加工纯铜的晶粒尺寸最小(3.93μm)。显微硬度检测和拉伸试验结果表明,与空气中搅拌摩擦加工试样相比,水下搅拌摩擦加工试样的屈服强度和硬度更高,但随着加工道次的增加,样品的屈服强度和硬度都会有所降低。结论水下多道次搅拌摩擦加工可以减小纯铜的晶粒尺寸,提升纯铜的力学性能。

多道次高转速搅拌摩擦加工对AZ31合金加工区显微组织演变、腐蚀行为和力学性能的影响

采用EBSD、TEM、SEM、电化学工作站和电子万能实验机研究多道次高转速搅拌摩擦加工对AZ31合金加工区显微组织演变、腐蚀行为和力学性能的影响。结果表明,加工区平均晶粒尺寸显著细化。增加加工道次,加工区晶粒粗化,而β-Al12Mg17析出相增多并变得更加连续和均匀。与AZ31合金相比,加工区拉伸性能变化轻微,但是耐腐蚀性能得到显著提升。4道次高转速搅拌摩擦加工制备的合金其加工区自腐蚀电位由−1.56 V增加至−1.19 V,而自腐蚀电流从1.55×10^−4 A减小至5.47×10^−5 A。

不同冷却介质下多道次搅拌摩擦加工对AZ91镁合金组织和性能影响

对铸态AZ91镁合金板进行了三种不同冷却条件下的多道次搅拌摩擦加工,即两次空气、一次空气和一次水下、两次水下的搅拌摩擦加工,并对其组织和力学性能进行了研究。研究结果表明：在多道次搅拌摩擦加工过程中,剧烈的塑性变形使搅拌区内呈网状的第二相β-Mg17Al12显著破碎变成细小颗粒状,搅拌区的微观组织均得到了显著细化,三种不同冷却条件下样品的平均晶粒尺寸分别为5.8μm,1.4μm和0.8~1μm;两次水下加工的组织更为细小,其显微硬度、抗拉强度和延伸率较其他两种冷却条件下多道次搅拌摩擦加工样品的高,分别为94.7 HV,355.5 MPa和31.5%。

冷轧对搅拌摩擦加工Al/Cu复合材料微观组织和力学性能的影响

对重叠率为0.5的多道次搅拌摩擦加工(MFSP)制备的Al/Cu复合材料进行了不同变形量的冷轧实验,弥补了MFSP造成的缺陷,对晶粒进行细化和均匀化并进一步提高了其界面结合强度。利用电子背散射衍射技术和剪切实验研究了不同变形量对复合材料界面结构、组织演变和剪切性能的影响。结果表明,在轧制压力作用下,加工区界面由连续变为不连续,过渡区未结合界面逐渐闭合直到结合良好,界面结合机制由单一扩散结合变为扩散结合和机械啮合二者的共同作用。当轧制变形量从30%增加到70%时,加工区和过渡区中Al、Cu各自平均晶粒尺寸的细化效果近乎一致,原始晶粒尺寸差也逐渐消失,由PZ界面原始的20和35μm以及TZ界面原始的25和38μm细化至8~9μm。剪切强度从102.3 MPa增加至374.2 MPa,提高了265.8%,相较原始MFSP试样的剪切强度(75.2 MPa)提高了398%,剪切断口表明断裂方式由韧性断裂转变为脆性断裂,加工硬化和波状界面形貌使界面结合强度有所改善。

搅拌摩擦加工制备Al2O3增强铝基复合材料的均匀性研究

采用搅拌摩擦加工技术(FSP)制备Al2O3颗粒增强铝基复合材料,主要研究加工道次和开孔位置对复合材料组织和Al2O3颗粒均匀性的影响。结果表明,剧烈的塑性变形使ZL101粗大的α-Al枝晶和共晶Si被打碎,Si呈颗粒状均匀的分布在铝基体上。增加加工道次使铝合金基体组织显著细化,同时改善了Al2O3颗粒在复合材料中的均匀性。开孔位置(前进侧、中间、后退侧)影响铝合金随搅拌头的迁移流动方式,会导致Al2O3颗粒分散均匀性存在差异。经3道搅拌摩擦加工后,Al2O3增强颗粒在铝合金基体中分散较均匀,且与基体结合紧密。

轧制及退火工艺对C5071青铜带材组织与性能的影响

C5071青铜带材制备过程中,轧制工序不同道次加工率及中间去应力退火工艺对带材的组织与力学性能具有重要影响。结果表明,选取较小的加工率86.21%开坯粗轧至2.0 mm时,带材表面平整,无边裂缺陷及明显组织缺陷;中轧工序加工率为66.0%时,带材抗拉强度、延伸率及硬度合适,板型较平直。最优轧制工艺制备的0.5 mm成品分别在210、230和290℃温度下保温3.5 h进行低温退火处理,随着退火温度升高,成品抗拉强度由526 MPa降至500 MPa,延伸率由13.4%提高至17.2%。退火温度低,带材抗拉强度偏高;退火温度高,带材力学性能偏低,230℃×3.5 h退火后产品综合性能均位于技术要求中间范围。

多道次搅拌摩擦加工制备Cu/7075铝合金表面复合材料流体行为研究

采用多道次搅拌摩擦加工的方法制备了高体积分数Cu颗粒增强7075铝合金的表面复合材料,利用电子背散射衍射(EBSD)、X射线衍射(XRD)、背散射电子成像和硬度测试等技术,结合蒙特卡洛模拟的方法,研究了复合材料制备过程中的流动行为及增强体分布规律。研究结果表明,道次数的增加能够细化Cu颗粒尺寸以及改善颗粒分布,同时有效促进原位反应的进行,形成Cu基固溶体和Al2Cu颗粒的双重增强体系。但是由于有效界面反应面积的减少,原位反应的速率在不断减缓并逐渐平稳,说明在采用多道次搅拌摩擦加工制备高体积分数原位复合材料时,很难实现增强体的完全溶解。通过分析多道次加工过程中Cu颗粒的位置演变和材料的块状流动规律,建立了流动模型。此外,为了定量研究Cu颗粒在Al基复合材料中的分布情况,采用一种改进的最近邻指数从试验和蒙特卡洛模拟两个角度对Cu颗粒分布的均匀性进行了分析,结果显示至少需要5个道次才能确保增强体的均匀性。

5383铝合金热轧工艺的确定

试验研究了5383铝合金板材的热轧制工艺以及热轧过程中组织和性能的变化规律,确定比较合适的热轧工艺参数,生产出了合格的5383铝合金热轧板材。

2A12-T4铝合金变截面板材的生产工艺优化

通过对轧辊凸度、道次加工率分配、压光辊凸度、压光方法等的调整试验,解决了变截面板材生产中出现的大波浪、楔形度不稳等问题,生产出了优质的2A12-T4铝合金变截面板材。

爆炸复合钛/铜复合棒的孔型轧制

试验了爆炸复合 Ti/ Cu复合棒坯孔型轧制制备矩形阳极导电棒的工艺过程。试验通过不同的箱形孔型系统及道次加工率设计 ,试制同形状精度、尺寸精度与工艺性能均满足技术要求的电极材料。

Ti-0.3Mo-0.8Ni合金管材冷轧开裂原因研究

研究了润滑剂、冷轧道次加工率和冷轧送进量对Ti-0.3Mo-0.8Ni合金管材开裂比率的影响。结果表明,冷轧时不同的润滑剂对应着不同的金属变形温度,使用使金属变形温度保持在150～200℃之间的B润滑剂,可使Ti-0.3Mo-0.8Ni合金管材开裂比率比较低,为5%左右;而两辊冷轧道次加工率为40%,多辊冷轧道次加工率为30%和25%,冷轧送进量选为中等大小,可有效地控制Ti-0.3Mo-0.8Ni合金管材的开裂比率在较低的范围内波动,从而提高了Ti-0.3Mo-0.8Ni合金管材冷轧成品率。

Ti—6Al—4V六角棒材工艺研究

Ti—6A—4V是α+β型两相合金,常温下具有高强度、低塑性、强烈的冷加工硬化及成形时弹性回跳大等特点,并且作为一种活性金属,在加工过程中又有易与工具焊合的趋向。为克服钛合金的高塑性变形抗力和常温下的低塑性,通常是将圆棒热拉伸或温拉伸后得到六角棒材。采用热拉伸或温拉伸,都要在工具材质。

搅拌摩擦加工制备镁合金表面复合层的显微组织和力学性能

选用轧态AZ31镁合金为基体、C60颗粒为增强相,采用搅拌摩擦加工技术(FSP)制备镁合金表面复合材料,搅拌针头旋转速度为600 r·min^(-1),加工速度为118 mm·min^(-1),分别进行1～3道次FSP加工后,通过金相、透射、硬度和拉伸等测试,对搅拌加工区复合显微组织和力学性能进行表征分析。研究表明:FSP可使镁合金晶粒显著细化; C60加入后,在1～3道次FSP内,随着加工道次升高,C60分散程度上升,复合材料平均晶粒尺寸降低,材料硬度上升,抗拉强度上升,但弥散于晶间的团聚颗粒使其拉伸性能低于母材;添加C60后的试样中,2道次硬度有明显上升,最高硬度可达母材的1. 73倍,3道次试样硬度平均值最高。结果表明,可通过FSP制备镁基表面复合层强化材料。

钛-钢复合板热轧工艺研究

通过分析热轧加热温度、终轧温度、轧制道次加工率的分配、轧制时双金属的变形等,确定了钛-钢复合板合理的轧制工艺,并进行了试验研究。结果表明,终轧温度不低于750℃时,可以获得良好的综合性能。