2023年, 第47卷, 第9期　
刊出日期：2023-09-20

  

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试验研究
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  无间隙原子钢在退火过程中的再结晶行为及其对耐腐蚀性能的影响

  孟祥兆, 袁晓云, 杨鹏凯

  机械工程材料. 2023, 47(9): 1-5,13. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309001

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  对一种无间隙原子（IF）钢进行了不同温度（630~780℃）和时间（0~140 min）的退火处理，对退火后该钢的显微组织进行观察，研究了其再结晶行为并建立再结晶动力学模型，获得了不同退火温度下的再结晶激活能，研究了再结晶程度对耐腐蚀性能的影响。结果表明：退火温度越高，再结晶过程所需时间越短，再结晶动力学参数n值越大，630~670℃退火时的再结晶激活能为221.7 kJ·mol^-1，而750~780℃退火时的再结晶激活能为109.2 kJ·mol^-1；当再结晶体积分数由18%增加至82%时，试验钢在质量分数3.5% NaCl溶液中的自腐蚀电位负移，自腐蚀电流密度增大，而当再结晶体积分数增大至97%时，自腐蚀电位正移，自腐蚀电流密度减小，随着再结晶程度的提高，试验钢的耐腐蚀性能先减弱后增强。
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  脉冲电流强度对TIG增材制造2219铝合金显微组织与拉伸性能的影响

  邓威, 武永, 吴汝波, 肖剑烨

  机械工程材料. 2023, 47(9): 6-13. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309002

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  利用钨极氩弧焊（TIG）增材制造技术在无脉冲、弱脉冲和强脉冲交流电下制备2219铝合金，研究了脉冲电流强度对铝合金显微组织和拉伸性能的影响。结果表明：无脉冲、弱脉冲及强脉冲TIG增材制造铝合金试样的显微组织一致，主要由基体相α（Al）与第二相θ（Al₂Cu）构成，堆积体中部区域均为等轴晶；相比无脉冲电流工艺，弱脉冲和强脉冲电流下制备的试样晶粒尺寸更小更均匀；无脉冲、弱脉冲及强脉冲TIG增材制造铝合金试样均表现为弱织构，最大密度仅为3.42，脉冲电流强度对晶粒取向无明显作用；经T6热处理后，相比于无脉冲电流工艺，强脉冲电流下制备的试样在扫描方向的抗拉强度降低，增材方向的抗拉强度提高，整体各向异性减轻。
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  0.13BZT-xBS-(0.87-x) PT压电陶瓷的电学性能及其温度稳定性

  张明志, 王一平, 钱派, 胡悫睿, 王加康, 杨颖

  机械工程材料. 2023, 47(9): 14-18,51. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309003

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  采用固相反应法制备了0.13Bi （Zn_1/2Ti_1/2） O₃-xBiScO₃-（0.87-x） PbTiO₃[0.13BZT-xBS-（0.87-x） PT] （0.28≤x≤0.36）压电陶瓷，研究了陶瓷的微观结构、电学性能及其温度稳定性。结果表明：随着x的增大，陶瓷由四方相转变为三方相结构，当x不低于0.34时，出现了Bi₃₈ZnO₆₀析出相；随着x的增大，陶瓷的剩余极化强度P_r、压电常数d₃₃、机电耦合系数k_p和相对介电常数ε_r均先增大后减小，居里温度T_c降低，当x为0.32时，陶瓷的综合电学性能最优，P_r，d₃₃，k_p，ε_r最大，分别为31.5 μC·cm^-2，283 pC·N^-1，0.37，1 840，T_c较高，为380℃。在室温至300℃的温度范围，当x为0.32时，d₃₃随温度的变化率几乎为0，此时陶瓷的压电性能对温度不敏感，具有良好的温度稳定性。
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  熔体急冷和铸型温度对ZZnAl4Y锌合金组织均匀性和力学性能的影响

  周康, 张凯, 王建华

  机械工程材料. 2023, 47(9): 19-25,32. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309004

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  分别采用熔体急冷和常规熔铸工艺在不同金属铸型温度（25，200，250，300，350℃）下制备ZZnAl4Y压铸锌合金，研究了熔体急冷和铸型温度对合金显微组织均匀性和力学性能的影响。结果表明：随着铸型温度的升高，不同熔铸工艺下ZZnAl4Y锌合金中初生η相的圆整度均先增大后减小，组织均匀性先变好后变差，且熔体急冷熔铸工艺下的圆整度更大，组织均匀性更好。当铸型温度为300℃时，熔体急冷熔铸锌合金的初生η相的圆整度最好，组织均匀性最佳。与常规熔铸工艺下室温金属铸型凝固锌合金相比，熔体急冷熔铸工艺下300℃金属铸型凝固锌合金的抗拉强度、断后伸长率和冲击吸收功分别提高了33.9%，320%，21.7%，断裂类型为韧性断裂。
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  4Cr13模具钢的等温相变规律与预处理工艺优化

  施渊吉, 张振, 杨海波, 吕穿江

  机械工程材料. 2023, 47(9): 26-32. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309005

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  测试了4Cr13塑料模具钢的过冷奥氏体等温转变曲线，研究了该钢的等温相变规律，分析了经过不同工艺固溶（1 010~1 090℃保温2，3 h）和球化退火（905℃×2 h奥氏体化和700~770℃保温5，8 h等温球化）预处理后的显微组织和硬度，并获得最优工艺。结果表明：在725℃下试验钢的珠光体形核孕育期最短；经1 010℃固溶处理后，组织中存在大量球状碳化物，当固溶温度为1 070~1 090℃时，碳化物基本溶解，马氏体板条束明显粗化，最优固溶工艺为1 050℃×3 h，此时碳化物占比较低且弥散分布；随着等温球化温度升高，链状碳化物数量先减少后增多，并且保温8 h后球状碳化物的分布更均匀；1 050℃固溶3 h+905℃×2 h+750℃×8 h球化退火后试验钢的球化效果最好，直径小于0.5 μm的碳化物占比约为78.92%，硬度最低，约为192 HBW。
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  主轴转向对再生Al-Si-Fe-Mg合金多道次搅拌摩擦加工区组织和性能的影响

  龚航, 刘厚根, 陈立, 宋斌

  机械工程材料. 2023, 47(9): 33-40. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309006

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  对4.5 mm厚的再生Al-7.0Si-0.85Fe-0.30Mg合金板进行相同主轴转向1~3道次和改变第2道次主轴转向2，3道次的搅拌摩擦加工，研究了主轴转向对搅拌摩擦加工区组织和力学性能的影响。结果表明：随着加工道次的增加，加工区的面积以及前进侧热机影响区的宽度增大，加工核心区的富铁相、共晶硅等第二相颗粒长度减小，圆整度提高，强度和硬度无显著改变，断后伸长率显著提高。改变第2道次主轴转向后加工区面积较相同主轴转向时减小，但组织对称性提高，前进侧热机影响区宽度减小；改变主轴转向后，第二相颗粒尺寸变化不明显，但圆整度显著降低，强度和硬度的变化也不明显，断后伸长率略有提高。
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  X100管线钢焊接热影响区不同区域的显微组织与冲击韧性

  李光, 徐学利, 张骁勇, 王洪铎

  机械工程材料. 2023, 47(9): 41-45,56. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309007

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  采用Gleeble-3500型热模拟试验机在不同峰值温度下对X100管线钢进行单道焊热模拟试验，研究了X100管线钢热影响区粗晶区（峰值温度1 300℃）、细晶区（峰值温度950℃）、临界区（峰值温度850℃）和亚临界区（峰值温度650℃）的组织和冲击韧性。结果表明：粗晶区的奥氏体晶粒严重长大，晶界处存在块状马氏体-奥氏体（M-A）组元，与母材相比，其冲击吸收功下降了42.6%；细晶区的晶粒发生完全再结晶，晶粒尺寸均匀，晶粒中弥散分布着点状M-A组元，冲击吸收功损失不大；临界区的晶粒发生部分再结晶，晶粒大小不一，冲击吸收功下降了16.4%；亚临界区经历了一次短时高温回火，冲击韧性与母材相比变化不大。
材料性能及应用
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  水基干压成型高导热氮化硅陶瓷的结构和性能

  田云龙, 祁海, 张培志, 郭方全, 韩伟月

  机械工程材料. 2023, 47(9): 46-51. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309008

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  以α-Si₃N₄、β-Si₃N₄、MgO、Y₂O₃为原材料，利用以水为分散介质的水基干压成型工艺在不同温度（1 750，1 850℃）下烧结制备高导热氮化硅陶瓷，研究了不同烧结温度下陶瓷的结构、力学性能和热导率，并与以无水乙醇作为分散介质的非水基干压成型氮化硅陶瓷进行对比。结果表明：陶瓷的晶粒均呈长柱状，并且零散的粗大晶粒周围分布着较多的细长晶粒，呈双模式组织结构；1 750，1 850℃烧结温度下水基干压成型陶瓷的抗弯强度分别为555.7，747.5 MPa，断裂韧度分别为8.14，8.25 MPa·m^1/2，均略低于非水基干压成型陶瓷，相对密度分别为99.00%，99.58%，平均晶粒尺寸分别为1.06，1.27 μm，热导率分别为65.70，75.54 W·m^-1·K^-1，均略高于非水基干压成型陶瓷。
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  连接温度对CaO-Al₂O₃-MgO-SiO₂-TiO₂玻璃钎料连接SiC陶瓷接头微观结构和性能的影响

  吴利翔, 龙军, 薛佳祥, 任啟森, 廖业宏, 翟剑晗, 刘洋, 詹创添, 郭伟明, 林华泰

  机械工程材料. 2023, 47(9): 52-56. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309009

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  采用新型玻璃钎料CaO-Al₂O₃-MgO-SiO₂-TiO₂（CAMST）连接无压烧结SiC陶瓷，研究了连接温度（1 300~1 450℃）对SiC陶瓷接头微观结构和力学性能的影响。结果表明：CAMST玻璃钎料在1 350~1 450℃下可实现SiC陶瓷的有效连接。当连接温度为1 350℃时，焊缝厚度约为36 μm，母材与焊缝界面存在较多孔洞，接头剪切强度为（21.4±2.7） MPa；当连接温度为1 400℃时，焊缝厚度为3 μm，母材与焊缝结合良好，接头剪切强度为（47.6±6.2） MPa；当连接温度升高至1 450℃时，焊缝厚度约为50 μm，母材与焊缝结合良好，但焊缝中存在裂纹缺陷，接头剪切强度为（20.9±3.9） MPa。连接温度对焊缝硬度无明显影响。
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  激光选区熔化成形Inconel718合金的显微组织以及电化学和摩擦学性能

  鲁志杰, 郭火明, 李德香, 付斌, 刘新龙, 何成刚, 刘吉华, 徐志彪

  机械工程材料. 2023, 47(9): 57-64. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309010

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  以气雾化法制备的Inconel718合金粉末为原料，采用激光选区熔化（SLM）技术制备了Inconel718合金，研究了合金的显微组织及性能，并与锻造态合金进行对比。结果表明：SLM成形合金垂直于成形方向的组织呈现明显的带状熔化道，平行于成形方向的组织呈现鱼鳞状熔池的界面结构，晶粒为穿过熔池边界的柱状晶；SLM成形合金平行于成形方向的显微硬度（346 HV）略大于垂直于成形方向（324 HV）；与锻造态合金相比，SLM成形合金在质量分数3.5% NaCl溶液中的阻抗曲线半径更大，自腐蚀电位与钝化电位更高，自腐蚀电流密度低2个数量级，耐腐蚀性能更优；当载荷为3~10 N时，成形合金的摩擦因数在0.5~0.8，磨损率在5.4×10^-5~14.3×10^-5 mm^-3·N^-1·m^-1，均低于锻造态合金。
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  X80钢铜衬垫自动焊外根焊接头的组织与性能

  杨天冰, 李丹

  机械工程材料. 2023, 47(9): 65-69. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309011

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  采用铜衬垫自动焊外根焊工艺对X80钢进行焊接，研究了焊缝成形质量以及粘铜区域和未粘铜区域的铜含量、显微组织及力学性能。结果表明：焊缝成形良好，未发现裂纹、未熔合等缺陷。未粘铜区域的铜含量与母材一致，粘铜区域的铜质量分数约为0.46%，渗铜深度约为0.18 mm；未粘铜区域焊缝组织主要由针状铁素体和少量的先共析铁素体组成，粘铜区域则主要是块状铁素体、粒状贝氏体以及游离铜组成。未粘铜区域和粘铜区域硬度变化趋势基本一致，焊缝根部粘铜区域的硬度略高于未粘铜区域；粘铜区域和未粘铜区域的抗拉强度分别为730，732 MPa，冲击性能基本一致，弯曲试验后均未见裂纹。焊缝根部渗铜未对接头的力学性能产生明显影响。
物理模拟与数值模拟
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  A6061铝合金脉冲MIG焊T型接头应力场有限元模拟

  何奇, 李时春, 谷金良, 肖罡, 黄浩

  机械工程材料. 2023, 47(9): 70-75,81. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309012

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  基于B样条拟合非线性曲面的优势建立B样条焊缝模型，根据脉冲熔化极惰性气体保护（MIG）焊接基-峰值电流热输入特点建立高斯面+锥形体组合热源模型，采用该模型模拟A6061铝合金脉冲MIG焊T型接头的温度场及应力场，并进行了试验验证。结果表明：模拟所得T型接头熔池的熔深和熔宽以及特征点峰值温度与试验结果间的相对误差不大于1.4%，验证了模型的准确性。在距焊缝中心约10 mm和30 mm处的纵向残余应力模拟结果与试验结果间的相对误差分别为28.0%和20.6%，其计算精度比采用简化焊缝及双椭球热源模型至少提高了15.7%。
专题报道（金属材料表面处理）
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  氩弧熔覆Al_1.5CrFeCoCu_xNi高熵合金涂层的组织与性能

  陈至涵, 孟君晟, 丁皓, 陈明宣

  机械工程材料. 2023, 47(9): 76-81. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309013

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  采用氩弧熔覆技术在45钢表面制备Al_1.5CrFeCoCu_xNi （x=0，0.2，0.4，0.6，物质的量比）高熵合金涂层，研究了涂层的组织和性能。结果表明：添加铜元素的Al_1.5CrFeCoCu_xNi高熵合金涂层的物相均主要由体心立方相和面心立方相构成；随着铜含量增加，涂层中面心立方相含量增加，并从晶界分布转变为晶内颗粒状分布；随着铜含量增加，涂层的显微硬度降低，磨损量先减小后增大，磨损机制由磨粒磨损转变为磨粒磨损+轻微黏着磨损；Al_1.5CrFeCoCu_0.2Ni高熵合金涂层的显微硬度较高，摩擦因数较低，磨损量最小，耐磨性能最好。
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  CeO₂添加量对激光熔覆TiB₂-TiC/Ni复合涂层组织和性能的影响

  田鹿岩, 李新梅, 刘伟斌

  机械工程材料. 2023, 47(9): 82-86,93. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309014

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  利用激光熔覆技术在TC4钛合金表面制备了添加质量分数1.0%，1.5%，2.0% CeO₂的TiB₂-TiC/Ni复合涂层，研究了复合涂层的物相组成、显微组织和硬度，讨论了搭接率（30%，40%，50%）对最佳CeO₂含量条件下复合涂层试样摩擦磨损性能的影响。结果表明：复合涂层均由TiB₂、TiB、α-Ti、TiC、Ni₃Ti、Cr₂₃C₆、Ti₂Ni、Cr₃C₂、γ-Ni等相组成；添加质量分数1.5% CeO₂复合涂层的组织最为均匀致密，细化效果明显；随着CeO₂添加量的增加，复合涂层的硬度先增后降，添加质量分数1.5% CeO₂复合涂层的硬度最高，约为1 015 HV。CeO₂的最佳添加质量分数为1.5%，在此条件下随着搭接率的增加，试样的磨损质量损失先减小后增大，当搭接率为40%时，磨损质量损失最小，磨损机理为磨粒磨损。
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  添加CeO₂对超音速火焰喷涂微纳米结构WC-10Co4Cr涂层组织和性能的影响

  田英豪, 丁翔, 杨长春, 朱汉华, 邓义斌

  机械工程材料. 2023, 47(9): 87-93. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309015

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  采用超音速火焰（HVOF）喷涂技术制备了微纳米结构WC-10Co4Cr涂层和质量分数1% CeO₂改性微纳米结构WC-10Co4Cr涂层，研究了CeO₂的添加对涂层显微组织、力学性能和耐磨粒磨损性能的影响。结果表明：CeO₂的添加对粉末烧结过程中Co₃W₃C相的形成有抑制作用，同时能够减少喷涂过程中W₂C相的生成；CeO₂改性涂层的孔隙率为未改性涂层的72%；CeO₂的添加会加剧涂层的铬元素聚集程度，不利于CoCr黏结相的生成；CeO₂改性涂层的力学性能和耐磨粒磨损性能均低于未改性涂层，显微硬度和断裂韧度分别降低了11%和7%，经过15 600 r磨损后，其磨损质量损失率比未改性涂层高36%。
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  等离子喷涂8YSZ热障涂层隔热效果及内应力演变有限元模拟

  吴硕, 赵远涛, 王亮, 李文戈, 刘未来, 张士陶, 吴艳鹏, 马融

  机械工程材料. 2023, 47(9): 94-100,105. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309016

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  采用等离子喷涂法制备质量分数8%氧化钇稳定氧化锆（8YSZ）热障涂层，并进行隔热和热震循环试验；构建简易有限元模型对热障涂层的隔热性能和热震循环中的内应力演变进行模拟，并对破坏机理进行分析。结果表明：模拟得到热障涂层的隔热温度在167.60～262.22℃，隔热效果良好，与试验结果的相对误差在10%以内；热障涂层的隔热效果随厚度增加而增强；热震循环产生的应力在涂层的界面边缘处集中，与试验得到的在涂层边缘处出现裂纹和脱落并逐渐延伸至中心的失效方式相吻合；随涂层厚度增加，热震循环升温和降温后的应力增大。
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  Sb-SnO₂掺杂量对Al₂O₃-13% TiO₂复合陶瓷涂层抗结垢性能的影响

  左凯, 鞠少栋, 张斌, 洪秀玫

  机械工程材料. 2023, 47(9): 101-105. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309017

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  以Al₂O₃-13% TiO₂（AT13）和纳米掺锑SnO₂（Sb-SnO₂）粉体为原料，采用等离子喷涂工艺在4145H合金钢基体表面制备了掺杂不同质量分数（0~16%） Sb-SnO₂的AT13复合陶瓷涂层，研究了复合陶瓷涂层的表面性能、微观形貌、显微硬度、结合强度以及在地层采出水中的抗结垢性能，并与电镀铬层和未处理4145H合金钢进行对比。结果表明：与电镀铬层和未处理4145H合金钢相比，复合陶瓷涂层的水接触角较大，表面能较低，随着Sb-SnO₂掺杂量的增加，水接触角基本呈先增大后减小的趋势，表面能先减小后增大；复合陶瓷涂层具有大量的孔隙；随着Sb-SnO₂掺杂量的增加，硬度整体呈降低趋势，但均高于4145H合金钢和电镀铬层，单位面积结垢质量先减小后增大；掺杂质量分数10% Sb-SnO₂的复合陶瓷涂层具有最大的水接触角、最小的表面能、最小的单位面积结垢质量，平均结合强度为25.7 MPa。
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  20MnCr5钢齿轮表面渗碳层的显微组织

  王强, 赵四新, 高加强

  机械工程材料. 2023, 47(9): 106-110. https://doi.org/10.11973/jxgccl202309018

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  在930℃下对20MnCr5钢齿轮进行常规真空渗碳热处理，利用光学显微镜、扫描电镜、透射电镜、电子探针和显微硬度计等研究了渗碳层的显微组织、元素分布和显微硬度。结果表明：渗碳层表层组织由高碳针状马氏体与残余奥氏体组成，随距表面距离增大，针状马氏体向板条马氏体转变；渗碳层中还析出了条状富铬碳化物和球状富锰碳化物，碳化物呈弥散分布；渗碳层表面硬度为860 HV，远高于基体，随距表面距离增大，渗碳层硬度下降。