形变对Ti_(44)Ni_(47)Nb_9宽滞后形状记忆合金应力诱发马氏体相变行为的影响

采用差示扫描量热仪(DSC)系统研究了在(Ms+30℃)温度下拉伸形变对Ti44Ni47Nb9形状记忆合金应力诱发马氏体(SIM)相变行为的影响. DSC测量表明, SIM相变为一微观不均匀过程,当形变量达到约14％时, SIM相变过程结束.在形变试样的第一次加热过程中, SIM的逆转变开始温度As和相变潜热均随着形变量的增加先增加后略有降低;而逆转变温度间隔随着形变量的增加略有增加,但和热诱发马氏体相比, SIM的逆转变温度间隔明显变窄.此宽滞后现象为一次性效应.在随后加热循环中的相变潜热、第一次冷却过程中马氏体相变开始温度以及第二次加热过程中逆转变开始温度均随着形变的增加而缓慢降低.

304不锈钢棘轮变形过程中应变诱发马氏体相变行为研究

利用OM,SEM和XRD对单轴非对称应力循环下304不锈钢棘轮变形过程中的微观组织变化进行了实验观察.结果表明:304不锈钢棘轮变形过程中,当棘轮应变达到一定值后会产生应变诱发马氏体相变,形成板条状马氏体,并且随循环周次的增加,形成的应变诱发马氏体相对量逐渐增加.因马氏体相变而诱发的塑性变形对总的棘轮变形量产生一定的影响,材料的棘轮应变应由两部分组成,即应力引起的塑性应变和相变诱发的塑性应变.

应力诱发马氏体相变对TiNi形状记忆合金疲劳过程影响的原位实验观察

利用长距离显微镜(ＱＲＭＳ)对经过精细抛光的试样表面进行观察．原位研究了ＴｉＮｉ形状记忆合金中应力诱发马氏体相变(ＳＩＭＴ)和逆相变对疲劳行为的影响．包括对应力－应变响应和疲劳裂纹萌生和裂纹扩展规律的影响、并与普通金属的疲劳行为进行了对比．结果表明:ＴｉＮｉ形状记忆合金中可逆的应力诱发马氏体相变有利于改善疲劳性能、然而也正是反复发生的ＳＩＭＴ引起的滑移导致了疲劳裂纹的萌生．此外．在实验中还观察到若干反常的疲劳行为．如恒△Ｋ加载时裂纹扩展速率对裂纹长度的依赖性、裂纹扩展时的分叉以及疲劳试样表面出现的大量二次裂纹等现象．

应变速率对β固溶Ti-10V-2Fe-3Al合金应力诱发马氏体相变的影响

研究应变速率对β固溶处理的Ti-10V-2Fe-3Al合金应力诱发马氏体相变的影响。结果表明,随着应变速率由5×10-4 s-1增加到1 500 s-1,合金都发生应力诱发马氏体转变,且诱发应力随着应变速率的增加而增加。金相形貌及XRD分析显示,在所有的应变率下,合金拉伸后的微观组织均由针片状α″相和β基体相组成。应用热激活界面运动模型及拉伸过程的温度升高解释了随着应变速率的增加,诱发应力增加的现象。

Fe-Mn-Si形状记忆合金应力诱发马氏体相变的X射线分析

采用X射线衍射法对Fe 17Mn 5Si 10Cr 5Ni和Fe 17Mn 5Si 2Cr 2Ni 1V合金的应力诱发马氏体相变进行了定量的分析。研究结果表明 ,Fe 17Mn 5Si 10Cr 4Ni合金试样在室温下拉伸 ,当变形量约为6 %时 ,应力诱发ε马氏体的体积分数达最大值约 6 4 % ;在预变形量超过 5 %时 ,α′马氏体即开始出现且增加迅速 ;揭示在大变形下 ,Fe Mn Si合金中发生了应力诱发γ→ε→α′马氏体相变。Fe 17Mn 5Si 2Cr 2Ni 1V合金试样在室温拉伸时应力诱发ε马氏体量较Fe 17Mn 5Si 10Cr 4Ni合金更多 ,即使在预变形量超过 10 %时 ,也不出现α′马氏体。预变形温度降低 ,可促进应力诱发马氏体相变。

304奥氏体不锈钢应变诱发马氏体的研究

用X射线衍射(XRD)、磁针法、力学性能和显微分析研究了商用热轧态和冷轧态304奥氏体不锈钢在不同变形方式下应变诱发马氏体的行为。结果表明:304钢热轧态由于存在多量碳化物和组织不均匀性,其奥氏体稳定性低,拉伸应变诱发马氏体量达40%,冷轧(固溶)态组织均匀、奥氏体稳定性高,拉伸应变诱发马氏体量仅9%;304冷轧板材扩孔、杯突成形时其切向和径向的二向拉应力有助于γ→α'转变,诱发马氏体量(30%～35%)多于单向拉应力的拉伸诱发马氏体量(8%～10%)。对于冷轧304不锈钢,在20%以上拉伸工程应变的驱动下才能较明显地诱发马氏体。304明显的强化效果(△σ达320～400 MPa)来自应变硬化和马氏体相变强化两方面:冷轧304钢的强化主要来自应变硬化本身;热轧304钢的强化不光有应变硬化的贡献,还有应变诱发的多量马氏体的重要贡献,而且后者是主要的。

Cu-Al-Mn-Zn-Zr记忆合金的应力诱发马氏体相变及其逆转变

利用拉伸实验、电阻-温度曲线测量、X射线衍射、金相与透射电镜观察等方法研究了Cu-18.4Al-8.7Mn-3.4Zn-0.1Zr(原子分数,％)合金应力诱发马氏体的稳定性与可逆性.结果表明:在Ms以上变形,实验合金发生应力诱发β1→M18R转变,但应力诱发马氏体转变很难进行完全,当变形量高达7.5％时,仍存在未发生应力诱发转变的母相.应力诱发马氏体的稳定性和可逆性与变形量大小有关,合金经大变形量变形后,即使在250℃油浴中回复,仍存在未发生逆变的应力诱发马氏体.在一定的变形条件下,经适量变形的应力诱发马氏体具有很高的可逆性和稳定性,实验合金在Ms以上10—50℃温度范围内变形6.5％-9.0％时,相变滞后宽度可达90℃以上,记忆应变>3.5％.

Fe-Mn-Si-Cr-N形状记忆合金中应力诱发马氏体量的测定

通过 X射线衍射峰位置和强度的计算 ,可以测定 Fe- Mn- Si- Cr- N形状记忆合金中应力诱发马氏体 (ε相 )体积分数 .选择既不重叠又有足够强度的奥氏体的 {1 1 1 }γ、{2 0 0 }γ 和马氏体的{1 0 1 }ε衍射峰用于定量测定 γ相和 ε相的含量 ,并以定量金相结果进行了验证 .结果表明 ,该合金的应力诱发马氏体的体积分数 fhcp和应变量之间符合 Olsen和 Cohen用于 Fe- Cr- Ni合金的指数关系 :fhcp=1 - exp{- β[1 - exp(- αη) ]n},拟合的参数 α、β和 n分别为 1 2 .5、2 .2和 0 .5,其中 n值与Fe- Cr- Ni合金的 n值 (4.5)不同 ,表明 Fe- Mn- Si基合金在较小的应变量下就可获得比 Fe- Cr- Ni合金大得多的应力诱发马氏体量 ,原因可归结于两种合金的相变机制不同 .实验和拟合结果也证实了 Olsen和 Cohen认为的在 Ms点以上不能通过应力诱发得到 1 0 0 %的马氏体 .

淬火温度对Ti-3Al-4.5V-5Mo钛合金形变诱发马氏体的影响

通过测试不同淬火温度下的拉伸应力应变曲线、750-790℃淬火拉伸断裂后均匀变形区域的X射线衍射谱研究了淬火温度对Ti-3Al-4.5V-5Mo钛合金形变诱发马氏体的影响。结果表明：该合金在750-790℃淬火后拉伸变形机制为亚稳定β相变形诱发马氏体转变,790℃淬火合金在6.5%的变形量下亚稳定β相基本完全转变为α″马氏体。790℃淬火后拉伸形成应力诱发马氏体,β立方→α″σ;750℃淬火后拉伸形成应变诱发马氏体,β立方→β正方→α″ε。形变诱发α″相在拉伸变形时发生晶格重新取向：[010]α″方向平行于拉伸轴线,[100]α″方向垂直于拉伸轴线。

304不锈钢在ECAP过程中形变诱发马氏体的定量计算

利用X射线衍射对经ECAP挤压及退火处理后的304奥氏体不锈钢进行了物相标定及各物相含量的定量计算。结果表明,经ECAP挤压后,不锈钢内明显形成α′和ε两种形变诱发马氏体,且α′马氏体含量高于ε马氏体含量。挤压后的不锈钢经退火处理后,α′马氏体含量显著下降,ε马氏体含量相对增加。奥氏体含量在第一道次挤压后明显下降,以后道次的挤压和退火处理对其影响较小。

Ti-10V-2Fe-3Al合金的应力诱发马氏体转变

研究了经不同固溶处理的Ti－1023合金在拉伸变形过程中的应力诱发马氏体转变特性，同时也测定了转变产物的晶体结构及激发应力。业已发现相变性质与固溶处理温度及冷却速率有密切关系。最后，讨论了应力诱发马氏体转变对合金拉伸性能的影响。

边界润滑条件下18Cr2Ni4WA钢的摩擦诱发马氏体相变及其耐磨特性的研究

用18Cr2Ni4WA钢,经渗碳、淬火和冷处理,以获得不同残留奥氏体含量的试样,进行了与T10钢金属盘对磨的边界润滑磨损试验研究。结果表明,磨损过程中确实存在摩擦诱发马氏体相变,且碳含量低的残留奥氏体较碳含量高的残留奥氏体更易发生诱发相变;摩擦诱发马氏体对提高材料的耐磨性是有利的,而残留奥氏体对耐磨性的影响却存在一个临界应力σc;当外加应力>σc时,残留奥氏体对提高材料的耐磨性有利;当外加应力<σc时,残留奥氏体对提高材料的耐磨性不利,并且当残留奥氏体和外加应力搭配适当时,耐磨性可达最高值。

积累冲击能量对ZGMn8CrMo表层应变诱发马氏体相变的影响

在低、中等冲击能量条件下实现应变诱发马氏体相变是ZGMn8CrMo钢的重要服役特征。应用MLD–10型冲击磨料磨损试验机,研究了积累冲击能量与ZGMn8CrMo材料应变诱发马氏体相变量的关系。结果表明,随着积累冲击能量的增加,其应变诱发马氏体量增加,并得到了二者之间关系的经验公式:y=12.1lnx+16.4,为探讨该材料的应用范围提供了依据。

利用拉伸曲线测定应变诱发马氏体相变能

依据应变诱发马氏体相变材料拉伸曲线的特点，提出了一种应变诱发马氏体相变能 Ｅｐｔ的测定方法，并测定了 ３种材料在弹塑性失稳与应力平台阶段的相变能. 结果表明，应变诱发马氏体相变能只与材料成分有关，且随应变量增加分别保持恒定值．随相变能Ｅｐｔ增加，Ｍｓ地点降低，诱发马氏体的最小应变εｐｈ增大.

TiNbTaZr合金形变诱发马氏体的相变机制

用透射电子显微镜对不同轧制变形量的Ti-28Nb-15Ta-4Zr合金进行观察分析。结果表明,该合金在轧制前为单相体心立方β相合金,在轧制变形过程中有形变诱发马氏体α″相形成,α″相为正交晶系,单胞参数a=0.3152 nm,b=0.4854 nm,c=0.4642 nm。β相与α″相的位向关系为[100]α″//[100]β,[010]α″//[01 1]β,[001]α″//[0 1-1-]β,(100)α″//(100)β,(010)α″//(01 1)β,(001)α″//(0 1-1-)β。据此提出形变诱发马氏体α″相变是以(0 1-1-)β为不变平面转变为(001)α″,在(100)β和(01 1)β面上原子经过微小迁移转变成(010)α″和(100)α″的马氏体相变机制。

Ti-Ni-Nb宽滞后形状记忆合金的应力诱发马氏体相变行为(英文)

用在(Ms+30℃)温度下的拉伸实验和差示扫描量热仪(DSC)较系统地研究了 Ti44Ni47Nb9 宽滞后形状记忆合金应力诱发马氏体的相变行为。研究结果表明:当形变量达到 14%左右时,应力诱发马氏体相变过程基本完成。应力诱发马氏体的逆相变温度间隔要比热诱发马氏体约小一个数量级。形变对该合金应力诱发马氏体的逆转变开始温度、逆转变温度间隔以及相变潜热均有明显影响,随着拉伸变形量的增加而增加。而在随后的冷却循环中,相变潜热和马氏体相变开始温度均随着形变的增加缓慢降低。

NiAl应力诱发马氏体的分子动力学模拟

利用嵌入原子势函数，对标准化学计量比NiAl合金的应力诱发马氏体相变进行了分子动力学模拟．在拉应力作用下，3R结构的应力诱发马氏体从系统中下部开始形核.其长大过程为：先形成蝶状马氏体，并产生转变孪晶→不同取向的马氏体逐渐转化和合并→得到李晶马氏体依次排列的微观结构．分析了应变的变化过程，探讨了马氏体形核的微观机理.

ZGMn13钢形变诱发马氏体相变及在捶击件上的应用

对 ZGMn1 3钢的化学成分、显微组织、热处理方法及在工作过程中形变诱发马氏体相变机理进行了分析 ,对比了在矿石破碎中高锰钢捶击件与其它常用材料捶击件的耐磨性和使用效果。

铸态和锻态Ni_(47)Ti_(44)Nb_9合金的热诱发马氏体相变

采用差示扫描量热仪(DSC)、X射线衍射仪(XRD)、光学显微镜(OM)和扫描电子显微镜(SEM)等设备,对比研究了铸态和锻态Ni_(47)Ti_(44)Nb_9合金热诱发马氏体相变及其逆转变的特征,分析了显微组织对相变过程的影响机理。结果表明:铸态合金由尺寸较大的初生NiTi相、共晶相(细小NiTi相+β-Nb相)以及分布在共晶区的(Ti,Nb)_2Ni相组成,锻造后合金中的β-Nb相和(Ti,Nb)_2Ni相弥散分布在NiTi基体相中;铸态合金中初生NiTi相和共晶NiTi相间的铌含量不同及化学成分偏析造成了相变峰和逆转变峰呈宽而扁的特征;经锻造后,NiTi相得到细化,合金的成分更加均匀,其相变峰和逆转变峰呈窄而尖的特征。