超高强Ti-15Mo-2.7Nb-3Al-0.2Si钛合金的强化行为及模型

基于XRD、OM、SEM和TEM分析,研究超高强Ti-15Mo-2.7Nb-3Al-0.2Si钛合金的组织演变及强化行为。结果表明,位错强化和析出强化效应对该合金的屈服强度影响较大。冷轧+再结晶+冷轧+双时效组合工艺可获得1518 MPa的最高屈服强度,这主要归因于显微组织中的高密度残存位错及密集而细小的次生α相。建立复合强化模型,其预测误差在16.6%以内。此外,研究发现次生α相体积分数的增加可以不断强化晶内区域,这使得沿晶断裂开始出现并逐渐占据整个断裂面。

激光选区熔化制备Ti-15Mo合金微观结构和力学性能的各向异性

采用激光选区熔化(SLM)技术在不同构建方向(与水平方向成0°,30°,45°,60°,90°)下制备Ti-15Mo合金,分析了其微观结构和力学性能的各向异性。结果表明:当构建方向由0°变为90°时,合金的织构取向变化为(001)→(101)→(111);0°和90°构建方向的合金中2°~10°小角度晶界的体积分数较低;0°,30°,45°,60°和90°构建方向的合金的平均晶粒尺寸分别为59.95,33.47,99.98,42.63,72.41μm,平均显微硬度分别为313.92,327.29,294.11,327.48,311.67 HV;0°,45°,60°,90°构建方向制备的合金的抗拉强度分别为866.35,898.78,1055.97,913.7 MPa,屈服强度分别为716.40,767.98,1027.45,808.83 MPa,断后伸长率分别为14.00%,18.97%,12.51%和14.29%。不同构建方向的SLM成形合金存在力学性能各向异性。

冷轧Ti-15Mo合金的再结晶行为及动力学分析

对冷轧Ti-15Mo合金进行了不同温度和时间的热处理,采用OM观察不同样品的金相组织,对比分析固溶温度和保温时间对显微组织的影响。通过分析不同固溶温度、时间与晶粒尺寸关系,系统地建立了3种再结晶晶粒长大的数学模型。对比Beck模型、Hillert模型、Sellars模型的计算值与实验值误差,得出最为精确模型,用于实际生产的数据支撑。结果表明,冷轧Ti-15Mo合金的再结晶晶粒尺寸随温度升高和保温时间延长而增大,且温度升高相比于保温时间在晶粒尺寸长大上影响更为显著。经计算值与实验数据对比,Sellars模型的计算值与实验值更为吻合,冷轧Ti-15Mo合金在750~900℃加热以及3~30 min保温的双重影响下,β再结晶晶粒的生长因子为2.69309,激活能为278.635 kJ/mol。

梯度多孔Ti-15Mo合金材料的制备与压缩变形行为

使用激光选区熔化技术分别制备具有支杆晶胞(BCC、Kelvin晶胞)和三重周期最小曲面(TPMS)晶胞(Primitive、Gyroid、Diamond晶胞)的多孔Ti-15Mo合金试样,孔隙率分别为均匀分布(均匀试样),沿成形方向递增(垂直梯度试样)和垂直于成形方向递增(横向梯度试样),研究了其压缩变形行为。结果表明:多孔试样的倾斜支杆或曲面会黏结更多粉末,成形质量相对较差;垂直梯度试样的变形机制为由顶部到底部的逐层变形,横向梯度试样的变形机制为先整体均匀变形,随后局部发生显著变形,并且变形向均匀变形区扩展;TPMS晶胞试样的压缩性能和能量吸收能力整体上高于支杆晶胞试样;Diamond晶胞试样的综合性能最优,其横向梯度试样的弹性模量、屈服强度、平台应力、累积能量吸收值分别为4.088 GPa、134.5 MPa、175.4 MPa、117.92 MJ·m^(-3),垂直梯度试样的分别为3.761 GPa、104.8 MPa、165.2 MPa、92.19 MJ·m^(-3)。

固溶处理对医用Ti-15Mo合金显微组织及性能的影响

对医用Ti-15Mo合金在不同工艺固溶处理后的显微组织及力学性能进行了分析研究。结果表明,Ti-15Mo合金经800℃×10 min固溶水冷、550℃×8 h时效空冷处理后,可以得到较低的压缩弹性模量、较高的硬度和抗压强度,有利于该合金作为人工关节材料时满足生物力学适应性和耐磨承重的要求。断口分析表明该工艺条件下Ti-15Mo合金发生了韧性断裂,表现出良好的韧性。

Ti-15Mo-2.7Nb-3Al-0.2Si高强钛合金的相变

利用透射、扫描电镜及Ｘ－射线衍射分析较系统地研究了Ｔｉ－１５Ｍｏ－２．７Ｎｂ－３Ａｌ－０．２Ｓｉ钛合金中亚稳β相在时效过程中的分解特性，并建立了相应的时效动力学转变图。研究结果表明，在５００℃以上时效，β相直接析出次生α相，该温度以下，先析出ω过渡相，再逐步过渡到平衡α相。最后，对该合金的时效硬化效应及硅化物沉淀特性也进行了讨论。

选区激光熔化成形不同孔隙结构Ti-15Mo多孔合金的压缩特性

采用选区激光熔化(SLM)技术分别成形了均匀孔隙体心立方(UBCC)、面心立方(UFCC)及其相应梯度孔隙体心立方(GBCC)、面心立方(GFCC)结构Ti-15Mo多孔合金试样,研究了合金的微观形貌、压缩特性及吸能特性,并分析其压缩失效行为。结果表明:SLM成形4种孔隙结构多孔合金的弹性模量为0.3~1GPa,压缩平台应力为28~48MPa,与人体小梁骨(弹性模量0.2~5GPa和抗压强度4~70MPa)相近;UFCC及GFCC结构合金的弹性模量和抗压强度均高于UBCC及GBCC结构合金的,其中GFCC结构合金最高;梯度孔隙结构合金的吸能特性均优于均匀孔隙结构的,其中GFCC结构合金具有最高的吸能特性,其吸收能量总量为6.60J·cm;均匀孔隙和梯度孔隙结构合金均在结点处发生应力集中而导致开裂。

烧结温度对生物医用纳米Ti-15Mo合金组织和摩擦学性能的影响（英文）

研究烧结温度(1073~1373 K)对具有纳米结构的球磨β型Ti-15Mo合金结构和摩擦学性能的影响。通过多种技术对试样进行表征,如X射线衍射分析(XRD)、电子扫描电镜(SEM)和球盘式往复摩擦试验机等;采用不同载荷(2、8和16 N)进行磨损试验。结果表明,随着烧结温度的升高,合金的平均孔径和晶粒尺寸不断减小,在1373 K时分别达到最低值:4 nm和29 nm,1373 K烧结样品的相对密度高达97.0%。此外,烧结温度越高,试样的相对密度越大、硬度越高、弹性模量越高;1373 K烧结试样由于其较低的闭孔率导致摩擦因数和磨损率也较低。

Allvac Ti-15Mo

Allac Ti-15Mo是一种亚稳态的B合金，化学成分（wt％）：N≤0．05，C≤0．10，H≤0．015（试样取自半成品轧材），Fe≤0．10，0≤0．20．Mo14．00—16．00，Ti余量。为了确保彻底熔炼和使Mo偏析降至最低，合金应在等离子电弧炉中熔炼，然后在VAR炉中重熔。合金的热处理制度为：在788—982℃（1400—1800°F）下退火1h，快速淬火至552℃（1025°F）以下。816℃（1500°F）下消除应力10min，快速淬火至552℃（1025°F）以下。合金具有良好的热、冷加工性能，机械性能也很好。合金通常在固溶退火和淬火条件下供货。

高氧含量Ti-15Mo合金的组织性能研究

针对氧含量较高的Ti-15Mo合金,研究了该合金的铸态组织以及通过不同温度固溶处理得到的组织和对应的性能。成分分析表明,该合金溶入了0.8%(质量分数)的O,以下称为Ti-15Mo-0.8O合金。利用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)和X射线衍射仪(XRD)观察分析了Ti-15Mo-0.8O合金的组织转变。结果表明:合金的铸态组织由α和β两相组成;经过900、1000、1100℃保温2 h固溶处理后,合金的相组成转变过程为α+β+Ti6O→β+Ti6O→β;随着固溶温度的上升,合金β相的晶格常数逐渐增加。利用维氏硬度计和万能试验机进行硬度和室温压缩测试。结果表明:1100℃/2 h固溶处理后的试样获得最高硬度,其值HV20为4550 MPa;1100℃/2 h固溶处理后的试样具有最好的压缩性能,压缩屈服强度为和抗压强度分别为1617和2308 MPa,压缩率为22%。

Ti-15Mo合金的再结晶行为及动力学

研究了Ti-15Mo合金在不同退火处理条件下的再结晶行为,构建合金的再结晶动力学模型,计算其再结晶激活能。结果表明:随着退火温度的增加,合金的再结晶形核孕育期时间缩短,再结晶速度提高;随着退火时间的延长,再结晶晶粒长大速度在开始阶段较快,随后随着动力学条件的减弱,长大速度有所下降。采用阿弗拉密(Avrami)方程描述了不同温度下Ti-15Mo的再结晶动力学模型,应用Arrhenius方程,推算出Ti-15Mo的再结晶激活能为145.68 kJ/mol。

动态冲击条件下Ti-15Mo时效钛合金的变形机制

通过固溶时效处理Ti-15Mo合金获得片层组织,采用分离式霍普金森压杆(SHPB)研究应变速率对变形机制产生的影响,结合绝热温升、显微组织和硬度分析表明:由于位错与第二相的相互作用,导致流变应力曲线发生波动。提高应变速率,一方面造成应变速率强化;另一方面促进绝热升温软化。合金温度达到379 K时,热软化效应超过应变硬化效应,变形方式由均匀塑性变形变为绝热剪切变形。绝热剪切带的宽度随切应变的增加而增大,通过亚晶旋转再结晶机制产生等轴晶粒。再结晶的界面强化导致组织硬度由高到低为:混合组织>条状组织>基体组织。时效处理抑制应力诱发孪生(TWIP)效应,造成合金较低的应变硬化能力,劣化材料的动态力学性能。

Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金的超塑性能及超塑变形时的组织演化

研究了Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金在900～1020℃,3.3×10-4～3.3×10-2s-1条件下进行的超塑性拉伸性能结果表明:除温度900℃,应变速率3.3×10-2s-1外,合金都显示出超塑性,延伸率范围为105%～1570%,最佳变形温度为980℃,最佳应变速率为3.3×10-4s-1,在此条件下拉伸时,延伸率达到最大值1570%。应变速率对Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金的组织演化有显著影响。在较高应变速率下变形,α2相尺寸先随温度升高至940℃有所减小,之后则随温度的升高有所粗化;而在较低的应变速率下变形,α2相呈粗化且不均匀的趋势,高的延伸率与大晶粒周围镶嵌许多小颗粒能有效协调变形。

改造Ti-24Al-15Nb-1.5Mo/TC11双合金焊缝组织与增强连接界面性能的工艺

研究近等温锻造+梯度热处理工艺对Ti-24Al-15Nb-1.5Mo/TC11双合金焊接接头的显微硬度变化、合金元素扩散趋势、显微组织特征和拉伸性能的影响。结果表明:近等温锻造+梯度热处理能使焊接接头得到强化。经近等温锻造和梯度热处理后焊缝熔合区形成的马氏体α′和α″相分解为α(α2)+β的平衡组织;TC11合金热影响区的魏氏组织转变为网篮组织;试样具有良好的500℃高温综合性能(σb:840MPa,δ:18.5%,ψ:65%)。

Ti-25Al-15Nb-1Mo合金的高温变形行为研究

利用Gleeble-3800型热模拟试验机对经过真空熔炼的Ti-25Al-15Nb-1Mo合金进行了等温压缩实验,研究了在1100~1200℃及0.1~0.5 s^-1应变速率下的高温流变曲线、微观组织演变以及不同区域的硬度变化趋势。结果表明:合金在高温变形过程中,真应力-应变曲线呈现出单峰特征,应变速率的降低或温度的升高都会使合金的流动应力降低;热变形使组织由粗大O板条和原始的B2相混合组织演变为单一B2再结晶组织。造成该合金流变软化和组织演变的主要原因是B2组织发生了动态再结晶。再结晶区的硬度值最小可至350 HV,与动态再结晶有关。

Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金的β晶粒长大行为研究

研究了不同等温退火温度下Ti-24Al-15Nb-1.5Mo合金的β晶粒长大行为。结果表明,合金的β晶粒尺寸是时间和温度的函数,并呈现Hillert分布的统计分布规律。随着等温退火时间的延长,晶粒的生长速度呈现降低的趋势,生长指数n的范围为0.42~0.44。随着等温退火时间的延长,合金的生长激活能呈现增大的趋势,范围在86.8~126.7 kJ·mol^-1。

长时间热暴露对Ti-24Al-15Nb-1Mo合金组织和性能的影响

采用熔模精密铸造及热等静压技术制备Ti-24Al-15Nb-1Mo合金模拟件,然后在600、650、700℃大气氛围下,经过100、300、500 h热暴露,取样研究其微观组织和室温拉伸性能的变化。结果表明,在热暴露过程中,Ti-24Al-15Nb-1Mo合金的非平衡组织逐渐向平衡态转变,导致自身组织分解、析出、粗化等一系列的转变,从而对合金的力学性能产生较大影响。经热暴露后,其抗拉强度从863 MPa下降到最低742.7 MPa,塑性也有所下降,延伸率相对热等静压态的最大下降量为56%。

生物医用多孔Ti-15Mo合金的微波烧结制备及表面活性处理（英文）

本文采用微波烧结制备了生物医用多孔Ti-15Mo合金,并以碳酸氢铵为造孔剂调节合金孔隙率及力学性能.多孔Ti-15Mo合金是由主晶相β-Ti和少量α-Ti组成,其中α/β的比例随碳酸氢铵含量的增加无明显变化.随着碳酸氢铵含量的增加,多孔Ti-15Mo合金的孔隙率和孔径均随之增加,而抗压强度、弹性模量和抗弯强度随之下降.然而,合金的抗压强度、抗弯强度和弹性模量均高于或接近于自然骨.采用水热法对多孔Ti-15Mo合金进行表面活化处理后,多孔Ti-15Mo合金外表面和内表面均形成了针片状的Na_2Ti_6O_(13)涂层.水热处理试样经SBF溶液浸泡14天后,内外表面均完全被缺钙的磷灰石层所覆盖,说明水热处理的多孔Ti-15Mo合金具有优异的磷灰石形成能力和生物活性.由此可见,水热处理的微波烧结多孔Ti-15Mo合金是一种非常有前途的骨植入材料.