一、Fabrication of bulk glassy Zr_(41)Ti_(14)Ni_8Cu_(12.5)Be_(22.5)Fe_2 alloy by water quenching（论文文献综述）
朱前勇[1]（2021）在《树枝晶增韧的钛基非晶复合材料的变形行为及加工硬化机理》文中研究说明非晶合金独特的原子排列结构（长程无序、短程有序）,使其具有许多传统晶体合金无法比拟的机械性能,譬如,高强度、高硬度和大的弹性极限。正是由于这种独特的原子排列结构,非晶合金室温以非均匀塑性变形的模式发生塑性变形,塑性变形局限于十几纳米宽的剪切带中,非晶合金室温具有极低的塑性,通常以脆性断裂的方式失效。为有效抑制剪切带的扩展,同时促进多重剪切带的相互作用,近年来,人们成功开发了原位内生树枝晶增韧的非晶复合材料,显着提升了非晶合金的室温塑性。其中,内生树枝晶增韧的Ti基非晶复合材料由于其优异的机械性能、低密度、易于加工和高玻璃形成能力而备受关注。基于此,本文以探究内生树枝晶增韧Ti基非晶复合材料的增韧和加工硬化机理为研究目标,利用XRD、DSC、DIC、SEM、TEM、纳米压痕、室温拉伸等手段开展研究。首先,以屈服为核心,通过室温冷轧为变形手段,系统研究了Ti48Zr20Nb12Cu5Be15非晶复合材料的变形行为及其加工硬化机理。然后,以加工硬化为核心,通过β相稳定元素Nb、Ta、Mo的添加,系统研究Ti41Zr32Ni6Ta5Be14X2（X=Ta、Nb、Mo）内生树枝晶增韧非晶复合材料的加工硬化及软化变形行为,阐明其硬化机理。为非晶复合材料的工程应用提供实践和理论依据。主要结论如下:（1）系统研究了不同冷轧量下Ti48Zr20Nb12Cu5Be15非晶复合材料的变形行为及其加工硬化机理。利用DIC测试系统对非晶复合材料拉伸变形过程中的应变演化进行实时追踪分析,同时将其作为非接触式光学引伸计进行屈服强度的测定。研究发现恰当的冷轧不仅可提高非晶复合材料的屈服强度,而且还有效抑制了非晶复合材料的颈缩率,其塑性失稳得到显着缓解。借助原位拉伸平台,探究发现塑性变形后的枝晶相降低了抑制剪切带快速扩展的能力,非晶基体相将更早局部软化。（2）基于冷轧非晶复合材料中两相屈服强度与塑性变形所建立的相关性,提出了一种预测冷轧非晶复合材料屈服强度模型。首先,对于非晶相,基于协同剪切模型,同时考虑非加工硬化材料屈服强度和硬度的关系(=3),获得冷轧非晶相的屈服强度。然后,对于枝晶相,根据经典的晶体强化机制,同时考虑冷加工处理枝晶应变硬化对枝晶相屈服强度的贡献,获得冷轧枝晶相的屈服强度。最后通过混合定则获得冷轧非晶复合材料的屈服强度。利用该模型进行计算,发现铸态、20%、40%和60%的冷轧非晶复合材料屈服强度的理论计算值非常接近实验值,误差范围小于5%。（3）以Ti43Zr32Ni6Ta5Be14内生非晶复合材料（简称为Ta0）为研究对象,通过β相稳定元素Nb、Ta、Mo的添加,系统探究了Ti41Zr32Ni6Ta5Be14X2（X=Ta、Nb、Mo）内生树枝晶增韧非晶复合材料的变形行为。研究发现,四种非晶复合材料均具有出色的拉伸性能（超过1 GPa的屈服强度和超过4%的伸长率）,但表现出不同的拉伸变形行为,Mo2非晶复合材料屈服后立即发生应变软化而没有应变硬化。相反,Ta0非晶复合材料在屈服后显示出应变硬化行为,并且在断裂之前未出现颈缩。Ta2和Nb2非晶复合材料屈服后虽显示出一定程度的应变硬化,但整体的塑性应变仍表现为应变软化。非晶复合材料优异加工硬化的能力取决于枝晶相的加工硬化能否补偿非晶基体中的剪切软化,有效抑制应变局部化的发生是提高非晶复合材料均匀拉伸可塑性的有效方式。通过TEM观察发现,本文非晶复合材料优异加工硬化的能力来源于枝晶相的位错强化贡献。不同β相稳定剂元素的添加可改变同一合金体系中β枝晶相的硬化能力。同时,非晶基体内较大的剪切转变区（STZ）含量有助于非晶相的塑性变形。两相界面的应力传递能力的提升,可促进多重剪切带的相互作用进而提升非晶复合材料整体的强塑性。
许雪[2]（2020）在《基于非晶合金铸造的界面换热系数与流动性研究》文中研究指明近年来,非晶态合金微观上表现为短程有序,结构独特,使其具备优良的机械性能和良好的力学性能。另外,许多非晶合金材料并不具备完整的晶粒结构,使其具备优良的磁性能和较好的抗腐蚀性能,有望在生物、医疗、航空航天、电子科技等诸多领域成为具有广阔应用前景的材料。然而,如果选择采用铸造工艺成形非晶合金,为了获得轮廓较为清晰、外形完好的非晶合金铸件,通常要求合金液体缓慢冷却,但是要获得完全非晶态结构,又要求合金熔体必须达到较大的冷却速度,这是采用铸造工艺成形非晶合金过程中的一个长期存在的矛盾。基于此,本文采用理论分析与数值模拟相结合的方式,研究粘度参数对润湿过程的影响,尝试增加模具表面纹路来改善流动性,以及铸造工艺参数的变化来提高较高粘度的非晶合金的铸造充型能力,初步给出了Zr基非晶反射镜成型过程适合的工艺条件。通过对ZL104与Al87Ni10Pr3合金以及Zr41Ti14Cu12.5Ni10Be22.5三种不同合金相关热物性参数的分析,建立了粘度与表面张力以及金属液对铸型润湿特性之间的关系,通过分子动力学理论和状态方程途径结合可以推导得到润湿角和表面张力之间的关系（?）,铸型基底材料相同时,熔体与铸型之间的润湿角的大小主要取决于熔体各自的表面张力,相同温度,金属液的表面张力和润湿角都与粘度关联,粘度越大,表面张力和润湿角也就越大。使用Fluent模拟软件对金属液流经铸型表面微凹槽结构的润湿过程进行模拟分析,由于金属液粘度的限制,金属液流过带有凹槽的表面上时,当凹槽足够深时,微凹槽并不能完全的被润湿。随着熔融金属液黏度的增加和温度的降低,金属液流入凹槽的长度逐渐变短,并且金属液粘度与表面张力越大,对金属液润湿凹槽结果受到凹槽宽度变化影响越小。研究不同微凹槽结构参数对于金属液流动状态的影响,发现温度、粘度、充型速度、凹槽宽度、凹槽形状等参数均会影响金属液的润湿过程。由于金属液自身的粘度特性以及工艺参数的不同导致凹槽底部气体间隙层的细微差别,会对金属液和铸型之间的界面换热产生很大的影响,金属液对凹槽的填充率越低,气体间隙层宽度越大,导致界面换热系数越小,金属液在铸型中的充型流动能力越好。在铸型表面添加微凹槽会通过影响换热从而提高流动性,凹槽面密度的增大也会提升金属液的流动性,并且金属液的粘度越大,凹槽面密度对金属液流动性的影响相对越小。另外,充型速度的增大、浇注温度的增加以及铸型预热温度提高等工艺因素的改善均会对金属液的流动性产生正向影响,并且在不同工艺条件下,小粘度合金的流动性均要明显优于高粘度的非晶态合金。对非晶反射镜的反重力铸造过程进行了数值模拟,分析了不同浇注方案以及铸型冷却方式对铸造过程的影响规律,优化了原有工艺参数。优化后的工艺参数为:凹槽密度1/2,铸型预热温度600℃,充型速度在300mm/s,凝固过程采取强制水冷。在此工艺条件下,金属液平稳充型,铸件内部温度场以及流场分布更加合理,非晶转变温度处瞬时冷却速率为15℃/s,较好的实现了非晶反射镜的成形过程。
张一昆[3]（2020）在《晶化温度及时间对钐铁合金微观组织的影响》文中指出由于粉体组织不均匀性的限制,目前并没有一套高效制备性能优异的SmFeN粉体的方法。非晶合金晶化能有效的控制晶粒尺寸及组织均匀性。利用熔体快淬与高能球磨相结合的方法制备非晶含量高的钐铁合金,研究不同的晶化温度和时间对非晶态的钐铁合金晶化后微观组织的影响,寻求最佳的晶化机制,制备出晶粒细小且均匀的合金组织,以达到调控组织的目的,并且探究合金组织均匀程度对渗氮量的影响。同时也研究了非晶态渗氮对合金中氮含量的影响。通过开展钐铁合金热态实验,采用高真空电弧熔炼及单辊旋淬一体炉制备钐铁合金非晶薄带。当铜辊转速为35 m/s时,溶液冷却速度达到1.03×106 K/s,结合高能球磨的方法提高合金中的非晶含量,使非晶含量达到80%以上;后期实验在母合金熔炼时添加Zr和Nb元素,在相同冷却速度下快淬得到的薄带中非晶含量提高30%左右,对其球磨2 h后非晶率在85%以上。根据差热分析结果对球磨后的非晶合金进行晶化动力学计算,得知非晶态钐铁合金晶化过程中晶粒的形核比长大更加困难。对三种样品进行不同温度和时间的晶化处理,得到最佳的晶化工艺参数为:24%的Sm2Fe17快淬薄片在660℃下晶化15 min、Sm2Fe17快淬薄片球磨2.5 h的粉末在700℃下晶化20 min和Sm2Fe17ZrNb0.4薄带球磨2 h的粉末在700℃下晶化25 min。分别对最佳晶化处理工艺下晶化的三个样品在460℃的温度下渗氮9h,最终Sm2Fe17ZrNb0.4球磨2 h的样品氮含量为2.57%;比Sm2Fe17合金球磨2.5 h的样品氮含量要高出0.16%,比快淬后薄带的氮含量高出0.59%,说明合金中晶粒细小、组织均匀相对有利于渗氮。非晶态合金直接渗氮时,非晶含量越高,渗入的氮含量越多,再经过低温长时间晶化后的合金氮含量比晶化前下降0.86%。图51幅;表13个;参82篇
朱家华[4]（2019）在《Zr（Co,Cu）Al基非晶合金的玻璃形成能力和力学性能研究》文中进行了进一步梳理非晶合金因具有传统合金无法比拟的高强度、高硬度、良好的耐腐蚀及抗氧化等优异性能,在基础科学研究和实际应用领域受到了广泛的关注。然而,非晶合金的玻璃形成能力和室温脆性严重限制了其应用。因此,研究者将提高非晶合金的玻璃形成能力和改善其室温塑性作为研究目标。在众多改善非晶合金玻璃形成能力和室温塑性的方法中,微合金化法仍然是最为简单有效的方法之一,其中稀土元素微合金化最受关注。本研究以Zr（Co,Cu）Al基非晶合金为研究对象,系统地研究了稀土元素Y/Sc合金化对Zr（Co,Cu）Al基非晶合金的玻璃形成能力和力学性能的影响。分析了 ZrCoAlY双相非晶合金的微观组织和形成机理,并初步解明了 Sc元素微合金化对部分ZrCuAl基非晶合金室温塑性改善的普适性规律。本研究的主要工作和获得的结果包括以下三个方面:（1）本研究利用水淬法在高Y（7-10 at.%）合金化的Zr49Co28Al16Y7和Zr46Co28Al16Y10合金中获得了直径为14mm的厘米级非晶合金,并从热力学的角度对其高玻璃形成能力进行了解析。研究结果表明:Zr49Co28Al16Y7和Zr46Co28Al16Y10非晶合金具有较低的过冷液态和晶态的吉布斯自由能差是其高玻璃形成能力的主要原因。同时,本研究在更高Y（15-36 at.%）含量的合金中得到了具有双相（富Zr和富Y非晶）的非晶合金,并结合Zr-Y二元系相图的溶解度间隙曲线和液相两相分离的性质解明了 ZrCoAlY双相非晶合金的形成过程。此外,本研究制备的所有ZrCoAlY非晶合金的断裂模式为脆性断裂,其断裂强度均高于1400MPa并且随着Y含量的增加而降低。（2）本研究利用铜模喷铸法制备了一系列ZrCoAlSc块体非晶合金,研究了Sc含量对ZrCoAlSc非晶合金的玻璃形成能力、热稳定性和力学性能的影响。实验结果表明:微量Sc（＜3at.%）元素的添加对ZrCoAl非晶合金的玻璃形成能力和断裂强度影响不大,但可以显着提高其室温塑性。其中,Zr49Co28Al16Sc2非晶合金具有较高的断裂强度（1812±20MPa）和室温压缩塑性（～10%）。通过对合金断口形貌、自由体积和弛豫特性的分析发现,Zr49Co28A116Sc2非晶合金高塑性变形的原因是其较多的自由体积诱发形成的大量剪切带所致。此外,第一性原理分子动力学的理论计算结果表明,Zr49Co28Al16Sc2非晶合金中的Sc原子呈团簇状不均匀地分布在基体中,这类Sc团簇导致整个合金中的结构不均匀性增多,从而为剪切带的形成提供了更多的形核位点,最终提高了合金的室温塑性。（3）本研究选取ZrCuFeAl和ZrCuNiAlTi两种非晶合金作为研究对象,系统研究了 Sc微合金化对其玻璃形成能力和力学性能的影响。实验结果表明:微量Sc元素的添加可以明显改善ZrCuFeAl非晶合金的玻璃形成能力,但对ZrCuNiAlTi非晶合金的玻璃形成能力影响不大。同时,ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc系非晶合金均表现出较高的断裂强度,分别高于1790MPa和1750MPa。此外,微量Sc元素的添加可以提高ZrCuFeAl和ZrCuNiAlTi非晶合金的室温塑性,其中Zr58Cu25Al10Fe5Sc2和Zr61Cu12.5Ni10Al7.5Ti6Sc3室温塑性分别为6.1%和8.9%。通过对断口侧面剪切带的形态、断口形貌和合金剩余自由体积的分析表明,其室温压缩塑性提高的主要原因是合金剩余自由体积的增加。这些剩余自由体积促进了压缩过程中剪切带数量的增加、交叉及其增殖,最终提高了合金的室温塑性。
张娈[5]（2019）在《基于团簇模型设计的（Fe,Co,Ni）-B基非晶合金及其在45钢表面激光熔覆的研究》文中研究表明非晶合金具有高的强度、硬度、良好的耐磨性和耐蚀性等,但非晶态的获取通常需要严格的控制合金成分区间以及达到极高的冷却速率（105 K/s）。通常情况下,大部分的二元或三元体系的非晶合金往往只能形成厚度以微米计量的薄带状成品,其三维尺寸远达不到块体材料的标准,因而制约了非晶合金在结构材料中的应用。激光熔覆是表面快速加工的重要技术手段之一,其本质是远离平衡态的快速加热以及快速冷却的综合物理冶金过程。以往大量使用硬质材料作为熔覆母材,其成分和组织的不均匀性是激光熔覆需要克服的主要缺点。而利用非晶合金作为熔覆材料母材至少带来两方面优势:首先,非晶合金可以提供成分和组织均匀的熔覆材料,无论是粉末还是条带状态均有利于后续熔覆工艺的控制,具有优良的熔覆性能;其次,采用价格低廉的（Fe,Co,Ni）-B基非晶合金可以在绝大部分金属基体表面大面积制备出合金涂层,特别是含有非晶和晶化相的复相涂层具有很好的减磨性和耐磨性能,因此非晶态熔覆合金的研发和制备得到表面工程技术领域的广泛重视。本文试图研究3d过渡族金属TM（Fe,Co,Ni）加类金属M（B,Si）体系的非晶合金及其熔覆行为。采用团簇加连接原子模型对（Fe,Co,Ni）-B二元合金体系进行成分解析,给出具有最优非晶形成能力的理想团簇成分式,并利用C02激光光源在45钢基体上对已给出的合金体系的成分进行了熔覆实验。在Fe-B-Si体系中选用不同成分的非晶合金进行了熔覆实验,同时还对比了熔覆材料在晶态和非晶态两种情况下的熔覆效果,验证了非晶粉末具有更加优异的熔覆性能。选取高非晶形成能力的多元Co基非晶合金成分在45钢表面进行激光熔覆,在不同的工艺下获得了不同非晶含量的涂层。用Ni元素替换Co基非晶合金中部分Co元素,同样可以获得高非晶形成能力的合金成分,进行激光熔覆后,熔覆层内没有非晶相生成,且硬度和耐磨性均下降。具体研究成果如下:（1）以团簇加连接原子模型理论为基础,对Fe-B、Co-B和Ni-B二元合金体系中与非晶形成相关相结构进行解析。根据密堆团簇的筛选判据可得出Fe-B二元合金体系密堆团簇为:[Fe-Fe12]、[B-Fe9]和[B-B2Fe8];Co-B二元合金体系密堆团簇为:[Co-Co12]、[B-Co9]和[B-B2Co8];Ni-B二元合金体系密堆团簇为:[Ni-Ni12]、[B-Ni9]和[B-B2Ni8]。结合理想非晶合金24电子理论,构建了Fe-B、Co-B和Ni-B二元合金体系理想非晶团簇式,分别为:[B-B2Fe8]Fe、[B-Co9]B和[B-Ni9]B。在Fe-B二元合金基础上,保持最稳定的[B-B2Fe8]Fe团簇式结构不变,将第三组元Si原子分批次替代壳层B原子的位置,形成了两种新的团簇式[B-BSiFe8]Fe和[B-Si2Fe8]Fe,这两种团簇式在非晶最佳形成能力成分点 Fe75B15Si10的理想比例为 4:1,采用 Fe75B115Si10=4[B-BSiFe8]Fe+1[B-Si2Fe8]Fe 的中程序模型解析Fe-B-Si三元非晶最佳成分。（2）选取不同成分的Fe-B-Si三元非晶合金在45钢表面上进行了激光熔覆试验。将成分为Fe79.73B8.86Si11.41母合金分别采用球磨破碎和甩带研磨两种方式制备成晶态和非晶态复合粉末。Fe79.73B8.86Si11.41非晶粉末具有较高的热稳定性,其Tm和T1的值分别为1417 K和 1448 K,Tg、Trg（Trg=Tg/T1）值分别约在729.43 K和0.503 附近。Fe75B15Si10对应的Tx、Tm和T1的值分别为838 K,1402 K和1474 K。对比晶态和非晶态两种粉末的物相结构以及对应的熔覆层宏观质量、结构、组织及性能分析可知:在相同的熔覆能量条件下,非晶复合粉末的熔覆性能优于晶态粉末。采用非晶复合粉末所获得的熔覆层表面及内部没有气孔和裂纹,与基体形成了良好的冶金结合,其组织为细小均匀的树枝晶,各元素在熔覆层内分布较为均匀,受固溶强化、位错强化和细晶强化的影响,其硬度及耐磨性与基体相比都有较为明显的提高。对比Fe79.73B8.86Si11.41与Fe75B15Si10两种非晶合金粉末的熔覆效果可知,Fe79.73B8.86Si11.41具有更加接近共晶点的成分,因此具有更窄的熔化区间,其形成的熔覆层宏观质量较好。通过对熔覆层的硬度以及耐磨性的对比可知,Fe75B15Si10涂层中B含量较高,硬度和耐磨性好于Fe79.73B8.86Si11.41涂层。（3）采用激光熔覆技术在45钢表面制备了 Co61.2B26.2Si7.8Ta4.8高非晶含量的复合涂层。该合金成分为前期实验发现的具有最佳形成能力的非晶合金,可以形成直径4mm的块体金属玻璃。所获得的熔覆层具有明显的分层结构,可划分为三个不同的区域:表面区域为非晶基体上弥散分布的Co2B等轴树枝晶结构;过渡区由树枝状晶或柱状晶的Co2B相叠加晶间析出的Co3B相构成;界面结合区则是由αα-（Co,Fe）基体上析出的α’-（Co,Fe）相所组成。随着激光功率的增加,合金涂层表面区非晶的体积分数明显增加,平均硬度值降低,耐磨性和减磨性逐渐提升,当激光功率达到4.0 kW时,熔覆层非晶含量最高,磨损体积最小。与三元Fe基非晶合金形成的熔覆涂层相比,Co基熔覆层的硬度和耐磨性均有较大提升。（4）在Co61.2B26.2Si7.8Ta4.8合金成分基础上,用Ni元素替代部分Co元素后,均获得了同样具有高非晶形成能力的合金成分:Co55.1Ni6.1B26.2Si7.8Ta4.8,Co49.0Ni12.2B26.2Si7.8Ta4.8,Co42.8Ni18.4B26.2Si7.8Ta4.8和Co36.8Ni24.4B26.2Si7.8Ta4.8。对以上四种成分的非晶合金粉末在45钢基体上进行激光熔覆试验,没有得到含有非晶的熔覆层,而是形成了中间区是由α-（Co,Fe,Ni）固溶体上分布着CoB,Co3B和Co3Ta金属间相的复合涂层。随着Ni含量的增加,熔覆层的平均硬度降低,在6.1 at.%Ni样品中显微硬度最高约为17 Gpa,在硬度较低的12.2 at.%Ni样品中,达到最小摩擦系数（～0.38）和磨损体积（～6×10-4mm3）。与没有添加Ni的Co基非晶复合涂层相比,硬度及耐磨性均下降。
徐小巾[6]（2019）在《非晶合金玻璃形成能力及其塑性变形特性的研究》文中研究说明非晶合金因其独特的结构特征和低弹性模量、超塑性、高耐腐蚀性、高硬度、高强度等优点备受科研学者的关注。其在航空航天、国防、电力等领域有着巨大的应用前景,不过较差的玻璃形成能力及其在变形过程的室温脆性制约着其在实际过程中的应用。研究非晶合金的玻璃形成能力和塑性变形能力对于深入理解玻璃形成机制、揭示剪切应变的微观起源、提高玻璃形成能力和塑性变形能力等问题均具有显着意义。本论文以脆值为切入点,着重探讨了脆值与临界冷却速率、泊松比的数值关系,揭示了脆值、玻璃形成能力及塑性变形能力的关联性。主要研究内容及结论如下:（1）通过研究玻璃形成的热力学和动力学影响因素,发现玻璃形成能力与约化玻璃转变温度成正相关关系,与脆值成负相关关系。基于此,提出了一个新的表征玻璃形成能力的判据α=2/3（1 00Trg）-0.1 6m,并通过线性拟合进行了对比分析,证实了新判据的合理性和优越性。然后通过探讨组元数与约化玻璃转变温度及脆值的关系发现,原子尺寸差异大的多组元合金体系的玻璃形成能力要优于低组元合金体系,这为研制新颖非晶合金提供了理论依据。（2）利用理论推导及数值分析相结合的方法,系统地研究了脆值与泊松比的关系,提出了两者之间的函数关系模型系v=0.7-22/（0.4m+42）,其可简化为v=0.2751g（m）-0.121。该关系表明脆值与塑性变形能力之间存在正相关性。脆值反映了非晶态形成过程中“遗传”下来的自由体积量,而塑性变形量在很大程度上取决于原始自由体积量。基于自由体积模型及剪切转变区模型对非晶合金形变过程的研究发现,当自由体积宽范围分布时,原始自由体积量与塑性变形能力正相关,而在集中分布的条件下呈现出负相关性。据此提出向非晶合金体内注入均匀分布的自由体积或第二相粒子、枝晶固溶体等异质是改善非晶合金的塑性变形能力的有效措施。（3）通过数据统计分析的方法分别研究了脆值和组元数与临界冷却速率及泊松比的关系。研究发现,在满足原子尺寸差异较大的前提下,非晶合金满足组元数越大,玻璃形成能力越优异而塑性变形能力越差的规律。另一方面随着脆值的提高,非晶合金的玻璃形成能力降低,而塑性变形能力表现出增长的趋势。基于此提出,非晶合金的玻璃形成能力和塑性变形能力之间存在相互制约的关系。
陈梦华[7]（2019）在《纯铜增韧钛基非晶基复合材料的制备及相关力学性能研究》文中认为钛基非晶合金具有高强度、低弹性模量以及良好的抗腐蚀性能,作为生物移植材料,应用前景广阔。然而,较低的非晶形成能力和室温脆性限制了该非晶合金的实际应用。因此,本论文采用球磨法制备了无毒的Ti60Zr10Ta15Si15非晶粉,采用化学镀的方法对该非晶粉进行了纯铜包覆,并采用等离子烧结的方法制备出了纯铜增韧的块体钛基非晶复合材料,对该非晶合金复合材料的显微组织、力学性能及变形机理进行了研究。其主要研究内容和结论如下:1.以高纯Ti、Zr、Ta和Si混合粉为原料,采用球磨法成功制备出了成分为Ti60Zr10Ta15Si15非晶粉,并研究了球磨工艺对混合粉的非晶化过程的影响,结果表明,在球料比为20:1,转速为230 rpm条件下,经过35 h球磨后,可得到完全非晶态的Ti60Zr10Ta15Si15合金。2.采用化学镀铜的方法成功在Ti60Zr10Ta15Si15非晶粉末表层包覆一层铜膜,并对化学镀铜工艺进行了优化。结果表明,当镀液的主盐（CuSO4）浓度为27 g/L,镀液温度为70°C时,可在非晶粉末表面得到质量较好的铜镀层,该镀层厚度均匀且与基体结合紧密。3.采用放电等离子体烧结技术（SPS）制备了Cu增韧钛基非晶复合材料,并研究了工艺参数对Cu/钛基非晶复合材料显微组织和力学性能的影响。结果表明,在烧结温度为770 K、烧结压力为400 MPa时,得到了复合材料的样品,其致密度可达99%,其显微组织为铜形成了三维网格结构,而非晶相处在网格中心。该复合材料的抗压强度约为1750 MPa,且表现出一定的塑性。4.对Cu/钛基非晶复合材料的变形机理进行了研究。结果表明,塑性变形首先发生在纯铜中,同时三维网格结构的铜能有效阻止非晶中剪切带的扩展,并诱发新的剪切带在非晶相中产生,从而提高了复合材料的塑性。随着Cu含量的增加,该复合材料的强度降低,塑性增加。
徐骏[8]（2016）在《无Ni型Ti基非晶合金的制备及性能研究》文中研究指明目前,Ti基非晶合金因其优异的力学性能及良好的抗腐蚀能力,逐渐成为生物材料中较为热门的一类。但是在已开发出的性能良好的Ti基非晶合金中,大多存在生物安全性较差的金属元素Ni、Be等,或存在一些贵金属元素,如Pd、Ag等。作为生物材料长期植入人体后,Ni、Be元素会对人体组织器官等产生危害,含量过高可致命。因此有必要通过成分优化改善Ti基非晶合金的生物安全性,希望能够在不降低非晶合金玻璃形成能力的情况下,制备出安全可靠且成本较低的无Ni型Ti基非晶合金。使得Ti基非晶合金能够真正运用到生物医用领域,为人类的健康做出应有的贡献。众所周知,微合金化即能提高非晶合金的玻璃形成能力,同时也能改善非晶合金的耐腐蚀性能。本文基于Ti基非晶合金研究现状,结合微合金化在钛合金材料中的应用,以制备性能良好的无Ni型Ti基非晶合金为最终目标,选择综合性能较好的Ti40Cu39Zr10Ni11非晶合金作为母合金,结合Inoue经验准则,挑选成本较低且性能较好的Sn元素和Fe元素添加并取代Ni元素,采用单辊甩带法制备出一系列Ti40Cu39Zr10Ni11-xMx（M=Sn,Fe;x=0,3,7,11 at%）非晶合金薄带。使用X射线衍射仪（XRD）和差示扫描量热仪（DSC）分析了低Ni及无Ni型非晶合金的组织以及热稳定性,结合电化学实验和扫描电镜（SEM）对成分优化后的非晶合金在模拟体液中的生物耐蚀性能进行初步评价,选取无Ni型Ti40Cu39Zr10Sn11、Ti40Cu39Zr10Fe11及母合金进行X射线光电子能谱（XPS）分析,探究表面钝化膜成分对Ti基非晶合金的生物耐蚀性能影响,最终通过动态凝血及溶血试验初步判断无Ni型Ti基非晶合金的血液相容性。根据实验结果判断无Ni型非晶合金试样是否具有作为生物材料应用的可行性。研究结果表明:（1）在Ti40Cu39Zr10Ni11非晶体系中添加Sn元素后,合金试样均表现为完全的非晶态结构,Sn元素的添加使得非晶合金体系的热稳定性基本不变,而生物耐蚀性能有所提高。对于无Ni型Ti40Cu39Zr10Sn11非晶合金,其过冷液相区ΔTx为37K,玻璃形成能力也稍有提高。生物耐蚀性能的提高表现为极化过程中自腐蚀电位的右移以及自腐蚀电流密度的降低,Ti40Cu39Zr10Sn11非晶合金具有最宽的钝化区间以及较高的自腐蚀电位,表明其具有较好的生物耐蚀性能。（2）同样Fe元素的添加,非晶体系均表现为非晶结构。Fe元素的添加使得非晶合金的热稳定性基本不变,当Fe元素完全取代Ni元素后,无Ni型Ti40Cu39Zr10Fe11非晶合金的过冷液相区ΔTx为35 K。其在PBS溶液中的耐蚀性能相对于母合金以及Ti40Cu39Zr10Sn11非晶合金,自腐蚀电位更大,钝化区间更宽。SEM图像中,Ti40Cu39Zr10Fe11非晶合金表面点蚀坑较少且腐蚀程度较浅。说明两种无Ni型非晶合金在模拟体液中均具有优异的耐蚀性能。（3）XPS分析表明,相比Ti40Cu39Zr10Ni11母合金,这两种非晶合金表面钝化膜中均含有较高的TiO2和Zr O2,并且Cu2O含量较低,这是其耐蚀性能得到提高的主要原因,同时较高价态的Sn、Fe元素,能够较好地保护非晶合金表面的钝化膜,使其免受腐蚀。而Ti40Cu39Zr10Fe11非晶合金中PO43-含量的降低,使其具有比Ti40Cu39Zr10Sn11非晶合金更强的耐蚀性能。动态凝血及溶血率测试表明,这两种无Ni型非晶试样均具有良好的血液相容性,有应用在生物医用领域的潜力。
张黎科[9]（2013）在《冷热处理对CuZrAgAl大块非晶组织及其性能影响》文中研究表明金属玻璃由于其独特的无序结构,具有很多优良的力学、物理和化学性能,因而有广阔的应用前景,引起了大量的科学工作者和工程技术人员的极大关注。就目前发现,Cu基非晶具有高强度和良好的耐腐蚀性能,是很有前景的结构材料,因而人们对Cu基非晶投入了大量的工作。但是由于在宏观变形过程中,常常表现为脆性断裂,这在很大程度上限制了块体非晶合金的应用。因此,采用冷热处理方法在非晶基体中引起第二相,形成非晶合金复合材料,以此来提高合金变形能力的研究受到了很大重视。至今,所报道的处理工艺主要为退火处理,对于深冷处理,一般主要应用于晶态合金中,在非晶领域报道较少。本文对Cu45Zr45Ag7A13大块非晶合金进行退火和深冷处理,并研究了其处理后的力学性能,特别是对深冷后的疲劳性能进行了深入的研究。（1）利用铜模铸造法制备出了 Cu45Zr45Ag7Al3非晶合金。利用DSC分析了Cu45Zr45Ag7A13 非晶合金和非等温情况下下的晶化动力学。利用Kissiger 方程计算了 Cu45Zr45Ag7A13非晶合金样品在非等温条件下的晶化激活能Eg、Ex和Ep分别为 376.8 kJ/mol（±12 kJ/mol）,307.2 kJ/mol（±9 kJ/mol）,339.5 kJ/mol（±10 kJ/mol）。然而在等温条件下晶化的平均激活能为413.7kJ/mol,比非等温条件下要大很多。等温条件下的局部Avrami指数为1.82-3.51,等温晶化过程为扩散控制的三维长大过程。741K、746K、751K等温退火30min后试样显示了同铸态非晶相似的半月形脉状纹络和熔滴密度。756K等温退火后试样断裂分三个类型,少量半月形脉状纹路的同时也有鱼鳞形的脉状纹路出现,剪切区表面有低密度脉状纹络同时存在裂纹,类似晶态材料准解理断裂形貌;锯齿形貌,体现典型脆性断裂特征。741K温度下等温退火后,仅仅得到少量的晶态相,大部分还是非晶形态;746K下,有少量的晶化相析出,经检测为Cu10Zr7相;751K温度下产生了 AlCu2Zr和Cu10Zr7相;756K等温退火后主要晶化相AlCu2Zr、Cu10Zr7和Cu8Zr3相。（2）Cu45Zr45Ag7A13非晶合金随着深冷时间的延长热稳定性不断降低,塑性逐渐增加当深冷192小时后,获得最大的塑性变形达到0.50%,当深冷240小时后,合金的塑性下降,几乎没有塑性变形,材料的抗压强度和硬度呈持续增加的变化趋势,在深冷192小时后达到最大值,而抗拉强度却随着深冷时间的延长持续降低。这是由于在深冷过程中,压力降低了临界晶核的半径而使得一些富集部分变成了稳定可以长大的晶粒,同时其压力导致原子的“运输”,致使非晶合金基体中发生了晶化转变,由完全非晶转变为部分晶化结构,析出了 AlCu2Zr和Cu5Zr两种晶化相,其中Cu5Zr为增强相,AlCu2Zr为脆性相。（3）四点弯曲疲劳试验条件下,铸态和经过不同深冷时间处理后的Cu45Zr45Ag7A13非晶合金的四点弯曲疲劳疲劳极限为386MPa、487、355、313和224MPa,疲劳极限和断裂强度的比值分别为0.26、0.31、0.20、0.16和0.12。疲劳断口主要分成四个区域:裂纹萌生区、裂纹扩展区、快速断裂区和熔融区。但深冷24小时后其较铸态合金,其裂纹扩展区面积明显增大,没有出现如同铸态非晶合金类似的疲劳条带,这主要是因为深冷后析出的纳米晶体相的原因。同时,随着深冷时间的延长,有利于提高非晶合金的门槛值,特别是长时间深冷对合金门槛值的增强效果最好。深冷24小时后裂纹扩展速率低于铸态非晶和其他深冷时间后的速率。深冷192小时后Cu45Zr45Ag7A13非晶合金疲劳过程中,在裂纹扩展时,裂纹将沿着主剪切带进行传播随着应力导致的自由体积的增加。自由体积的密度将增加,而且剪切板阻碍剪切变形将减小。随着变形的进一步进行,主剪切板扩展到AlCu2Zr和Cu5Zr和非晶基体之间,剪切板尖端可能会导致应力致使Cu5Zr相转变成B2结构的CuZr相。（4）单轴压-压加载下Cu45Zr45Ag7A13非晶合金的疲劳极限要比三点弯曲和四点弯曲加载下的疲劳极限要高;在高于疲劳极限应力相同载荷下,两者的疲劳寿命也有所不同。三点弯曲疲劳断裂表面形貌和四点弯曲疲劳类似,主要包括四个主要区域:疲劳裂纹萌生、裂纹扩展、快速断裂和熔融区域,且存在着疲劳条带,其疲劳机制为形成了剪切带和自由体积的累积,导致产生了一些空隙,从而促使在该区域疲劳裂纹的萌生,同时由于钝化和重新锐化现象将致使裂纹扩展。单轴压-压疲劳断口表面和单轴压缩试验的断口形貌类似,样品呈一定倾斜角度断裂,样品表面不平整,表面存在着一些可见的裂纹,且无疲劳条带,这是由于疲劳过程中在试样上形成表面损伤层,随着载荷循环周期增加,表面损伤层不断向试样内部扩展,使得试样有效加载面积逐渐减小,导致临界剪切断裂应力不断降低,使得试样最终将发生剪切断裂。
陈延[10]（2011）在《锆基块体非晶复合材料的制备及力学性能研究》文中提出目前,大块非晶制备技术、非晶形成能力、热稳定性、力学性能以及控制这些性能的因素的研究,己越来越受到人们的重视,这不仅是理论研究的需要,而且也是应用研究的需要,特别是大块非晶复合材料的应用研究,将使非晶成为工程应用上一种不可多得的材料。本文围绕大块非晶及大块非晶复合材料的制备技术、形成能力和力学性能,开展了如下研究:1.采用磁悬浮熔炼-铜模吸铸法制备出直径Ф=3mm块体合金(Zr0.60Ni0.22Al0.18)94Ti6、(Zr0.60Ni0.22Al0.18)96Fe4,并对合金试样进行半固态处理。2.利用X射线衍射分析研究了半固态处理对非晶形成能力的影响,通过SEM、EDS等检测手段研究了半固态处理对合金微观组织的影响。利用DSC分析了半固态处理对非晶热稳定性的影响。经过半固态处理非晶合金中析出晶体相,提高了非晶形成时的临界冷却速率,同时通过减小非晶合金的过冷液相区的大小,降低了非晶合金的热稳定性。3.压缩力学性能及断口形貌分析表明,半固态处理对非晶合金的力学性能起着至关重要的作用。相对于完全非晶合金而言,大块非晶基复合材料(Zr0.60Ni0.22Al0.18)94Ti6和(Zr0.60Ni0.22Al0.18)96Fe4中晶体相的存在阻止了单一剪切带的扩展,诱发了更多剪切带的形成,从而使得材料的塑性变形能力有了较大的提高。而复合材料(Zr0.60Ni0.22Al0.18)96Fe4的枝晶相体积分数较高且晶粒尺寸较大从而导致其脆性断裂。块体非晶基复合材料的力学性能的改变与其独特的组织结构有关。4.采用铜模吸铸法制备出了(Zr0.71Fe0.15Cu0.14)100-x（Si）x和(Zr0.71Fe0.15Cu0.14)100-x（AlNi）x块体非晶复合材料。利用X-射线衍射仪（XRD）,扫描电子显微镜（SEM）等手段,研究了NiAl和Si含量对合金的组织以及力学性能的影响。通过合理地控制合金的成分和加工条件,可在非晶基体上生成具有优异性能的晶体相和更加完善的组织结构。
二、Fabrication of bulk glassy Zr_(41)Ti_(14)Ni_8Cu_(12.5)Be_(22.5)Fe_2 alloy by water quenching（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、Fabrication of bulk glassy Zr_(41)Ti_(14)Ni_8Cu_(12.5)Be_(22.5)Fe_2 alloy by water quenching（论文提纲范文）
（1）树枝晶增韧的钛基非晶复合材料的变形行为及加工硬化机理（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 非晶合金的定义及发展 |
| 1.1.1 非晶合金的定义 |
| 1.1.2 非晶合金的发展 |
| 1.2 非晶合金的相形成机制和玻璃形成能力判据 |
| 1.2.1 非晶合金的形成机制 |
| 1.2.2 非晶合金的玻璃形成能力判据 |
| 1.3 非晶合金的室温变形机制 |
| 1.4 非晶合金的性能和应用 |
| 1.4.1 非晶合金的化学性能 |
| 1.4.2 非晶合金的磁学性能 |
| 1.4.3 非晶合金的室温力学性能 |
| 1.5 非晶合金的研究现状 |
| 1.6 非晶复合材料的概念及分类 |
| 1.6.1 外添加非晶复合材料 |
| 1.6.2 内生非晶复合材料 |
| 1.7 内生树枝晶增韧非晶复合材料的制备 |
| 1.8 内生树枝晶增韧非晶复合材料变形行为及研究现状 |
| 1.8.1 铸态树枝晶增韧非晶复合材料的变形行为及研究现状 |
| 1.8.2 变形态树枝晶增韧非晶复合材料的变形行为及研究现状 |
| 1.9 本文的选题背景及研究内容 |
| 1.9.1 应用及本领域存在问题 |
| 1.9.2 研究内容 |
| 第二章 材料制备与实验表征 |
| 2.1 材料制备 |
| 2.1.1 实验原材料的准备 |
| 2.1.2 非晶复合材料的制备 |
| 2.2 力学性能研究方法及设备 |
| 2.2.1 轧制实验 |
| 2.2.2 室温准静态拉伸实验 |
| 2.2.3 原位拉伸实验 |
| 2.2.4 纳米压痕实验 |
| 2.3 微观结构表征及设备 |
| 2.3.1 X射线衍射分析(XRD) |
| 2.3.2 差示扫描量热仪(DSC) |
| 2.3.3 扫描电子显微镜(SEM) |
| 2.3.4 透射电子显微镜(TEM) |
| 2.3.5 数字图像相关(DIC) |
| 第三章 冷轧内生钛基非晶复合材料的加工硬化机理 |
| 引言 |
| 3.1 冷轧非晶复合材料的微观结构 |
| 3.2 冷轧非晶复合材料的力学行为 |
| 3.3 冷轧非晶复合材料的变形行为 |
| 3.4 冷轧非晶复合材料室温拉伸屈服强度的本构模型 |
| 3.4.1 非晶基体相的室温拉伸屈服模型 |
| 3.4.2 枝晶相的室温拉伸屈服模型 |
| 3.4.3 冷轧非晶复合材料的室温拉伸屈服模型 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 内生钛基非晶复合材料的变形行为研究 |
| 引言 |
| 4.1 非晶复合材料的微观结构 |
| 4.2 非晶复合材料的力学性能及变形微观结构 |
| 4.2.1 非晶复合材料的力学性能 |
| 4.2.2 非晶复合材料的变形微观结构 |
| 4.3 非晶复合材料的两相本征力学特征 |
| 4.3.1 非晶复合材料枝晶相的稳定性 |
| 4.3.2 非晶复合材料非晶相的剪切转变区 |
| 4.3.3 非晶复合材料两相界面的应力传递 |
| 4.4 非晶复合材料的塑性失稳 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得的科研成果 |
| 致谢 |
（2）基于非晶合金铸造的界面换热系数与流动性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题研究的背景 |
| 1.2 非晶合金的发展概况 |
| 1.2.1 非晶合金的发展历程 |
| 1.2.2 非晶合金的制备技术 |
| 1.2.3 非晶合金的性能及其应用 |
| 1.3 合金的流动性研究 |
| 1.3.1 液态金属的粘度 |
| 1.3.2 液态金属的表面张力 |
| 1.3.3 非晶合金铸造成形特点 |
| 1.4 铸造数值模拟的发展及其应用 |
| 1.4.1 数值模拟的基本方法 |
| 1.4.2 铸造数值模拟的发展现状 |
| 1.5 课题主要研究内容与研究意义 |
| 第2章 模拟方法 |
| 2.1 数值模拟软件的简介 |
| 2.1.1 Procast软件简介 |
| 2.1.2 ANSYS Fluent软件介绍 |
| 2.2 铸件充型的基本理论和数学模型 |
| 2.2.1 基本理论 |
| 2.2.2 数学模型 |
| 第3章 熔体流动的润湿特性分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 界面润湿行为 |
| 3.2.1 影响金属熔体粘度的因素 |
| 3.2.2 粘度与表面张力之间的关系 |
| 3.2.3 润湿角的求解 |
| 3.3 金属熔体对微凹槽润湿的数值模拟 |
| 3.3.1 熔体流动模型建立及网格划分 |
| 3.3.2 相关参数设置 |
| 3.4 充型流场模拟结果 |
| 3.4.1 凹槽宽度对流入深度的影响 |
| 3.4.2 温度对流入深度的影响 |
| 3.4.3 压力对流入深度的影响 |
| 3.4.4 流动速度对流入深度的影响 |
| 3.4.5 凹槽形状对流体流动的影响 |
| 3.4.6 重力方向对流体流动的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 界面换热系数和流动性分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 凹槽对界面换热的影响 |
| 4.2.1 间隙气体的换热 |
| 4.2.2 凹槽中的气体间隙 |
| 4.3 合金熔体的流动性的数值模拟过程 |
| 4.3.1 模型绘制及网格剖分 |
| 4.3.2 模型前处理 |
| 4.4 数值模拟结果及分析 |
| 4.4.1 凹槽面密度对流动性的影响 |
| 4.4.2 充型速度对流动性的影响 |
| 4.4.3 浇注温度对流动性的影响 |
| 4.4.4 铸型预热温度对流动性的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 非晶反射镜的数值模拟 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 反射镜的初始结构设计 |
| 5.2.1 反射镜的材料 |
| 5.2.2 反射镜的基本尺寸 |
| 5.2.3 反射镜的轻量化 |
| 5.3 铸造过程数值模拟 |
| 5.3.1 铸型尺寸的确定 |
| 5.3.2 实体模型的建立 |
| 5.3.3 网格划分 |
| 5.4 不同浇注系统方案的模拟结果 |
| 5.4.1 不同浇注系统方案对反射镜铸造充型过程的影响 |
| 5.4.2 两种浇注方案的对比分析 |
| 5.5 优化结构下的反射镜铸造模拟结果 |
| 5.5.1 不同铸型冷却方式对模拟结果的影响 |
| 5.5.2 不同铸型预热温度对模拟结果的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（3）晶化温度及时间对钐铁合金微观组织的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 引言 |
| 第1章 文献综述 |
| 1.1 SmFeN系永磁材料 |
| 1.1.1 SmFeN系稀土永磁材料的发展和现状 |
| 1.1.2 Sm_2Fe_(17)N_3间隙化合物内禀磁特性原理 |
| 1.1.3 Sm_2Fe_(17)N_3永磁材料的制备方法 |
| 1.1.4 添加元素对永磁材料的影响 |
| 1.1.5 SmFeN永磁材料研发过程存在的问题 |
| 1.2 非晶态合金的形成原理与制备 |
| 1.2.1 非晶态合金形成原理 |
| 1.2.2 非晶合金的制备 |
| 1.3 非晶态合金晶化处理 |
| 1.3.1 晶化处理的原理及作用 |
| 1.3.2 晶化处理的方法 |
| 1.3.3 晶化激活能 |
| 1.4 研究意义和研究内容 |
| 1.4.1 研究意义 |
| 1.4.2 研究内容及路线 |
| 第2章 研究方案与实验方法 |
| 2.1 实验方案 |
| 2.2 实验设备与检测仪器 |
| 2.2.1 实验设备 |
| 2.2.2 检测仪器 |
| 2.3 实验原料和工艺流程 |
| 2.3.1 实验原料 |
| 2.3.2 熔体快淬制备非晶合金实验 |
| 2.3.3 非晶合金检测分析 |
| 2.3.4 晶化退火实验 |
| 2.3.5 晶化后合金的检测 |
| 第3章 Sm含量为24%的Sm_2Fe_(17)合金晶化实验 |
| 3.1 钐铁合金均匀化处理 |
| 3.2 非晶合金的制备 |
| 3.2.1 熔体快淬法制备非晶合金冷却速率的计算 |
| 3.2.2 快淬后钐铁合金微观形貌 |
| 3.2.3 对薄片进行不同时间球磨 |
| 3.3 非晶合金晶化处理研究 |
| 3.3.1 非晶态Sm_2Fe_(17)合金的晶化动力学分析 |
| 3.3.2 晶化温度的研究 |
| 3.3.3 晶化时间的研究 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 Sm_2Fe_(17)合金添加合金元素的晶化实验研究 |
| 4.1 添加元素的母合金熔炼 |
| 4.2 Sm_2Fe_(17)ZrNb_(0.4)合金非晶制备 |
| 4.3 Sm_2Fe_(17)ZrNb_(0.4)合金的晶化实验 |
| 4.3.1 非晶态Sm_2Fe_(17)ZrNb_(0.4)合金的差热分析 |
| 4.3.2 Sm_2Fe_(17)ZrNb_(0.4)合金晶化温度的探究 |
| 4.3.3 Sm_2Fe_(17)ZrNb_(0.4)合金晶化时间的探究 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 微观组织对钐铁合金渗氮量的影响 |
| 5.1 钐铁合金晶化后的渗氮研究 |
| 5.2 非晶态钐铁合金渗氮的研究 |
| 5.3 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 导师简介 |
| 作者简介 |
| 学位论文数据集 |
（4）Zr（Co,Cu）Al基非晶合金的玻璃形成能力和力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 非晶合金的发展概述 |
| 1.3 非晶合金的性能与应用 |
| 1.4 微合金化对非晶合金玻璃形成能力及力学性能的影响 |
| 1.4.1 微合金化对非晶合金玻璃形成能力的影响 |
| 1.4.2 微合金化对非晶合金力学性能的影响 |
| 1.5 Zr基非晶合金的研究现状 |
| 1.6 本论文的选题依据和主要内容 |
| 参考文献 |
| 第二章 实验方法 |
| 2.1 主要实验原料及设备 |
| 2.2 块体非晶合金的制备 |
| 2.2.1 母合金的制备 |
| 2.2.2 铜模喷铸法制备非晶合金 |
| 2.2.3 水淬法制备非晶合金 |
| 2.3 非晶合金样品的结构分析与性能表征 |
| 2.3.1 结构分析 |
| 2.3.2 透射电子显微分析 |
| 2.3.3 相变温度和比热的测定 |
| 2.3.4 热机械分析 |
| 2.3.5 硬度测试 |
| 2.3.6 室温压缩测试 |
| 2.3.7 断口形貌分析 |
| 2.3.8 相图计算软件Pandat |
| 参考文献 |
| 第三章 ZrCoAlY非晶合金的玻璃形成能力及力学性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 厘米级ZrCoAlY非晶合金的玻璃形成能力、力学性能及形成机理研究 |
| 3.2.1 ZrCoAlY非晶合金的玻璃形成能力 |
| 3.2.2 ZrCoAlY非晶合金的热稳定性 |
| 3.2.3 ZrCoAlY非晶合金的力学性能 |
| 3.2.4 厘米级ZrCoAlY非晶合金的形成机理 |
| 3.3 ZrCoAlY双相非晶合金的微观组织、力学性能及形成机理研究 |
| 3.3.1 ZrCoAlY双相非品合金的结构表征 |
| 3.3.2 ZrCoAlY双相非晶合金的热稳定性 |
| 3.3.3 ZrCoAlY双相非晶合金的微观组织 |
| 3.3.4 ZrCoAlY双相非晶合金的力学性能 |
| 3.3.5 ZrCoAlY双相非晶合金在过冷液相区的粘度 |
| 3.3.6 ZrCoAlY双相非晶合金的形成机理 |
| 3.4 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第四章 ZrCoAlSc非晶合金的玻璃形成能力与力学性能研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 ZrCoAlSc非晶合金的制备与结构表征 |
| 4.3 ZrCoAlSc非晶合金的热稳定性 |
| 4.4 ZrCoAlSc非晶合金的玻璃形成能力 |
| 4.5 ZrCoAlSc非晶合金的力学性能 |
| 4.6 ZrCoAlSc非晶合金塑性变形的机理 |
| 4.6.1 ZrCoAlSc非晶合金的泊松比 |
| 4.6.2 ZrCoAlSc非晶合金断口的结构分析 |
| 4.6.3 ZrCoAlSc非晶合金的剩余自由体积 |
| 4.6.4 ZrCoAlSc非晶合金的弛豫性能 |
| 4.6.5 ZrCoAlSc非晶合金的第一性原理分子动力学模拟结果 |
| 4.7 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第五章 ZrCuAl基非晶合金的玻璃形成能力与力学性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金的制备与结构表征 |
| 5.3 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金的热稳定性 |
| 5.4 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金的玻璃形成能力 |
| 5.5 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金的力学性能 |
| 5.6 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金塑性变形的机理 |
| 5.6.1 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金的泊松比 |
| 5.6.2 ZrCuFeAlSc和ZrCuNiAlTiSc非晶合金的剩余自由体积 |
| 5.7 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第六章 结论 |
| 本研究的特色及创新之处 |
| 附录 液相分离型Cu基晶体/NiNb基非晶复合材料的设计、制备与烧结体性能的研究 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间科研成果 |
| 致谢 |
（5）基于团簇模型设计的（Fe,Co,Ni）-B基非晶合金及其在45钢表面激光熔覆的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 1 绪论 |
| 1.1 非晶合金 |
| 1.1.1 非晶合金的发展历史 |
| 1.1.2 非晶合金的分类 |
| 1.1.3 非晶合金的形成能力 |
| 1.1.4 非晶合金的原子结构 |
| 1.1.5 非晶合金的成分设计 |
| 1.1.6 非晶合金的性能及应用 |
| 1.2 激光熔覆 |
| 1.2.1 激光熔覆材料 |
| 1.2.2 激光熔覆工艺 |
| 1.2.3 激光熔覆非晶合金的研究现状 |
| 1.3 论文立题依据与主要内容 |
| 2 实验材料与方法 |
| 2.1 原材料 |
| 2.1.1 基体材料 |
| 2.1.2 母合金原料 |
| 2.2 样品制备 |
| 2.2.1 熔覆母合金 |
| 2.2.2 条带样品 |
| 2.2.3 熔覆粉末 |
| 2.3 激光熔覆 |
| 2.4 材料表征与性能测试 |
| 2.4.1 X射线衍射 |
| 2.4.2 光学显微镜 |
| 2.4.3 扫描电子显微镜 |
| 2.4.4 电子探针 |
| 2.4.5 热学测试 |
| 2.4.6 显微硬度实验 |
| 2.4.7 摩擦磨损测试 |
| 3 (Fe,Co,Ni)-B基非晶合金的团簇加连接原子模型 |
| 3.1 团簇 |
| 3.1.1 Fe-B二元合金体系的团簇 |
| 3.1.2 Co-B二元合金体系的团簇 |
| 3.1.3 Ni-B二元合金体系的团簇 |
| 3.2 团簇加连接原子模型 |
| 3.3 非晶合金团簇式 |
| 3.3.1 (Fe,Co,Ni)-B二元非晶团簇式 |
| 3.3.2 Fe_(75)B_(15)Si_(10)非晶团簇式 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 铁基Fe-B-Si非晶复合材料的激光熔覆 |
| 4.1 非晶粉末形貌 |
| 4.2 非晶条带热稳定性分析 |
| 4.3 熔覆材料XRD分析 |
| 4.4 熔覆层组织形貌 |
| 4.5 熔覆层元素分布 |
| 4.6 硬度及摩擦磨损 |
| 4.8 本章小结 |
| 5 激光熔覆Co_(61.2)B_(26.2)Si_(7.8)Ta_(4.8)合金涂层组织与性能分析 |
| 5.1 Co基非晶熔覆合金 |
| 5.2 激光熔覆Co基非晶合金涂层的显微组织 |
| 5.3 激光功率对微观组织的影响 |
| 5.4 激光功率对显微硬度的影响 |
| 5.5 激光功率对摩擦学性能的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 Ni对激光熔覆Co基合金涂层组织与性能影响 |
| 6.1 Ni含量对合金涂层显微组织的影响 |
| 6.2 Ni含量对合金涂层力学性能的影响 |
| 6.2.1 Ni含量对合金涂层显微硬度的影响 |
| 6.2.2 Ni含量对合金涂层摩擦磨损性能的影响 |
| 6.3 本章小结 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 附录A:原子和离子半径 |
| 附录B:混合焓表 |
| 攻读博士学位期间科研项目及科研成果 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（6）非晶合金玻璃形成能力及其塑性变形特性的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 非晶合金的研究历程 |
| 1.2 非晶合金的结构特征及应用 |
| 1.3 非晶合金的形成机理 |
| 1.3.1 非晶合金形成的结构因素 |
| 1.3.2 非晶合金形成的热力学因素 |
| 1.3.3 非晶合金形成的动力学因素 |
| 1.3.4 经典的晶体形核和生长理论 |
| 1.4 非晶合金的室温变形机制 |
| 1.4.1 自由体积模型 |
| 1.4.2 剪切转变区模型 |
| 1.4.3 逾渗模型 |
| 1.5 本文研究目的及主要内容 |
| 1.5.1 研究目的 |
| 1.5.2 主要内容 |
| 第2章 基于脆值的玻璃形成能力研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 基于脆值的表征玻璃形成能力新判据 |
| 2.2.1 约化玻璃转变温度与玻璃形成能力的关系 |
| 2.2.2 脆值与玻璃形成能力的关系 |
| 2.2.3 约化玻璃转变温度与脆值的关系 |
| 2.2.4 判据m/T_(rg) |
| 2.2.5 新判据α |
| 2.3 数据统计分析及讨论 |
| 2.4 非晶合金组元数与其玻璃形成能力的关系 |
| 2.4.1 组元数与约化玻璃转变温度的关系 |
| 2.4.2 非晶合金组元数与其脆值的关系 |
| 2.4.3 组元数与其玻璃形成能力的关系 |
| 2.5 提高玻璃形成能力的有效措施 |
| 2.6 小结 |
| 第3章 基于脆值的非晶合金塑性变形能力研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 脆值与泊松比的函数关系 |
| 3.3 数据统计分析与讨论 |
| 3.4 脆值与塑性变形能力关系的结构起源分析 |
| 3.4.1 自由体积量与脆值的关系 |
| 3.4.2 自由体积对剪切带萌生或形核的影响 |
| 3.4.3 自由体积对剪切带扩展的影响 |
| 3.4.4 自由体积特征分布的影响 |
| 3.5 提高非晶合金室温塑性形变能力的措施 |
| 3.6 结论 |
| 第4章 非晶合金玻璃形成能力与其塑性变形能力的关联 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 临界冷却速率与泊松比间的数值分析 |
| 4.2.1 脆值与临界冷却速率和泊松比间关系的分析 |
| 4.2.2 组元数与其临界冷却速率和泊松比关系的分析 |
| 4.3 玻璃形成能力与塑性变形能力制约关系的微观分析 |
| 4.4 结论 |
| 第5章 总结与展望 |
| 5.1 总结 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录A: 非晶合金的T_G、T_L、T_(RG)、M、R_C数据表 |
| 附录B: 非晶合金的M、K/G和v数据表 |
| 附录C: 攻读硕士学位期间发表的论文 |
（7）纯铜增韧钛基非晶基复合材料的制备及相关力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 非晶合金简介 |
| 1.2.1 非晶合金应用的潜在价值 |
| 1.2.2 非晶合金的室温脆性 |
| 1.2.3 非晶合金的制备 |
| 1.3 生物医用非晶合金的研究现状 |
| 1.3.1 非晶合金尺寸 |
| 1.3.2 钛基非晶合金的生物相容性 |
| 1.3.3 非晶合金的力学性能 |
| 1.3.4 目前生物医用钛基非晶存在的问题 |
| 1.4 非晶复合材料 |
| 1.5 研究内容和意义 |
| 1.5.1 研究内容 |
| 1.5.2 研究意义 |
| 第2章钛基非晶粉的制备及工艺优化 |
| 2.1 钛基非晶粉末的制备技术 |
| 2.2 钛基非晶基粉体成分的确定 |
| 2.3 Ti_(60)Zr_(10)Ta_(15)Si_(15) 非晶合金粉末的制备 |
| 2.3.1 实验设备及原料 |
| 2.3.2 钛基非晶粉的制备工艺 |
| 2.4 TZTS非晶粉末制备工艺优化 |
| 2.5 TZTS非晶粉末性能分析 |
| 2.5.1 TZTS非晶粉末热力学分析 |
| 2.5.2 TZTS非晶粉末微观组织分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 钛基非晶粉末表面铜包覆层的制备及工艺优化 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 化学镀膜机理 |
| 3.3 钛非晶表面镀铜工艺 |
| 3.3.1 实验化学试剂及仪器 |
| 3.3.2 实验步骤 |
| 3.3.3 化学镀铜工艺探究 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 TZTS的晶化动力学及Cu包覆非晶粉的SPS烧结工艺参数的确定 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 SPS技术简介 |
| 4.3 TZTS非晶连续升温过程中的晶化动力力学 |
| 4.3.1 烧结温度的确定 |
| 4.3.2 连续升温非晶晶化动力学 |
| 4.3.3 晶化体积分数 |
| 4.4 烧结工艺的确定 |
| 第5章 SPS烧结工艺参数对复合材料性能的探究 |
| 5.1 实验方法 |
| 5.2 烧结温度对钛基非晶复合材料的性能影响 |
| 5.3 烧结压力对TZTS基非晶基复合材料的性能影响 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 纯铜增韧生物医用钛基非晶合金变形机理研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 铜含量对钛基非晶复合材料力学性能影响 |
| 6.3 纯铜增韧的机理 |
| 6.4 本章小结 |
| 第7章 总结与展望 |
| 7.1 总结 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读硕士学位期间发表的学术论文 |
（8）无Ni型Ti基非晶合金的制备及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 非晶态材料的发展历史 |
| 1.2 非晶态材料的形成机理、制备方法及表征 |
| 1.2.1 非晶态材料的形成机理 |
| 1.2.2 非晶态材料的制备方法 |
| 1.2.3 非晶态材料的表征 |
| 1.3 生物非晶合金的研究现状 |
| 1.3.1 钛基生物非晶合金 |
| 1.3.2 锆基生物非晶合金 |
| 1.3.3 铁、镁基生物非晶合金 |
| 1.4 非晶合金表面钝化膜成分研究现状 |
| 1.5 生物非晶合金遇到的瓶颈及发展趋势 |
| 1.6 本课题的研究目的、意义及内容 |
| 1.6.1 研究目的及意义 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第二章 试验材料、设备及方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 合金原材料成分及配比 |
| 2.1.2 合金表面清洁试剂 |
| 2.1.3 试验溶液成分及配比 |
| 2.2 非晶合金样品的制备 |
| 2.2.1 母合金的熔炼 |
| 2.2.2 非晶合金的制备 |
| 2.3 试验测试与分析方法 |
| 2.3.1 X射线衍射分析（XRD） |
| 2.3.2 差示扫描量热分析（DSC） |
| 2.3.3 电化学行为测试 |
| 2.3.4 扫描电子显微分析（SEM） |
| 2.3.5 X射线光电子能谱分析（XPS） |
| 2.3.6 体外动态凝血测试 |
| 2.3.7 溶血测试 |
| 2.4 试验流程图 |
| 第三章 Sn元素添加对TiCuZrNi非晶热稳定性和耐蚀性能的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验结果与讨论 |
| 3.2.1 Sn元素添加对TiCuZrNi非晶合金结构和热稳定性的影响 |
| 3.2.2 Sn元素添加对TiCuZrNi非晶合金生物耐蚀性能的影响 |
| 3.3 本章小结 |
| 第四章 Fe元素添加对TiCuZrNi非晶热稳定性和耐蚀性能的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验结果与讨论 |
| 4.2.1 Fe元素添加对TiCuZrNi非晶合金结构和热稳定性的影响 |
| 4.2.2 Fe元素添加对TiCuZrNi非晶合金生物耐蚀性能的影响 |
| 4.3 本章小结 |
| 第五章 TiCuZrSn(Fe)非晶合金表面钝化膜成分和血液相容性研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 试验结果与讨论 |
| 5.2.1 表面钝化膜成分对非晶合金耐蚀性能的影响研究 |
| 5.2.2 TiCuZrSn(Fe)非晶合金血液相容性研究 |
| 5.3 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附表A 攻读学位期间发表的论文 |
（9）冷热处理对CuZrAgAl大块非晶组织及其性能影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 金属玻璃的发展历史 |
| 1.2 BMG的形成 |
| 1.2.1 BMG形成的热力学条件 |
| 1.2.2 BMG形成的冷却速度条件 |
| 1.2.3 影响BMG形成的因素 |
| 1.3 BMG的制备方法 |
| 1.3.1 溶剂法 |
| 1.3.2 电弧熔炼法 |
| 1.3.3 铜模铸造法 |
| 1.3.4 吸入式铸造法 |
| 1.3.5 电磁悬浮熔炼法 |
| 1.3.6 落管技术 |
| 1.4 BMG的结构 |
| 1.5 BMG的晶化反应及其影响因素 |
| 1.5.1 BMG的晶化反应类型 |
| 1.5.2 BMG的晶化反应多阶段性 |
| 1.6 BMG性能 |
| 1.6.1 室温硬度与断裂强度 |
| 1.6.2 抗弯强度 |
| 1.6.3 疲劳强度 |
| 1.7 不同处理方式对BMG的影响 |
| 1.7.1 退火对BMG的影响 |
| 1.7.2 深冷处理对BMG的影响 |
| 1.8 Cu基BMG研究进展 |
| 1.9 本论文研究目的、意义和主要内容 |
| 第2章 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG晶化行为及等温热处理对力学性能的影响 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验材料及检测方案 |
| 2.2.1 实验材料制备 |
| 2.2.2 热处理方案 |
| 2.2.3 检测方法 |
| 2.3 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG非等温晶化动力学研究 |
| 2.4 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG等温晶化动力学研究 |
| 2.5 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG晶化过程分析 |
| 2.6 等温退火对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG力学性能的影响 |
| 2.6.1 等温退火对非晶合金力学行为的影响 |
| 2.6.2 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG等温退火后的室温压缩断裂断口形貌 |
| 2.7 本章小结 |
| 第3章 深冷处理对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG组织及性能的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验材料及检测方案 |
| 3.2.1 实验材料制备 |
| 3.2.2 深冷处理方案 |
| 3.2.3 检测方法 |
| 3.3 Ag对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG析出相的影响 |
| 3.4 深冷处理对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG组织结构的影响 |
| 3.5 深冷处理对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG晶化行为的影响 |
| 3.6 深冷处理对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG力学性能的影响 |
| 3.6.1 压缩性能及其显微硬度测试 |
| 3.6.2 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG压缩断裂形貌 |
| 3.6.3 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG拉伸性能 |
| 3.6.4 深冷处理对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG力学性能的影响 |
| 3.7 本章小结 |
| 第4章 深冷处理对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3四点弯曲疲劳性能的影响 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 实验材料及检测方案 |
| 4.2.1 实验材料制备 |
| 4.2.2 深冷处理方案 |
| 4.2.3 室温疲劳性能分析 |
| 4.2.4 组织与形貌观察 |
| 4.3 铸态和深冷后的Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3四点弯曲疲劳性能 |
| 4.3.1 铸态和深冷后的Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3四点弯曲疲劳S-N曲线 |
| 4.3.2 深冷前后Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3四点弯曲疲劳断口形貌 |
| 4.4 深冷前后Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG疲劳裂纹扩展 |
| 4.5 Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3NMG疲劳裂纹萌生与扩展机制 |
| 4.6 深冷192小时后Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG疲劳导致相变 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 不同加载方式对Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3的疲劳性能的影响 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 实验材料及检测方案 |
| 5.2.1 实验材料制备 |
| 5.2.2 室温疲劳性能分析 |
| 5.2.3 组织与形貌观察 |
| 5.3 不同加载下Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3BMG的疲劳性能 |
| 5.3.1 不同加载下Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3的疲劳寿命曲线 |
| 5.3.2 不同加载模式下Cu_(45)Zr_(45)Ag_7Al_3非晶的疲劳断口形貌 |
| 5.4 分析与讨论 |
| 5.4.1 S-N曲线 |
| 5.4.2 断口形貌分析 |
| 5.4.3 三点弯曲疲劳破坏机制 |
| 5.4.4 压-压疲劳破坏机制 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 本论文的创新点 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录A 攻读博士学位期间所发表的论文目录 |
（10）锆基块体非晶复合材料的制备及力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 插图索引 |
| 附表索引 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 非晶合金的发展概况 |
| 1.1.1 块体非晶合金的研究及发展 |
| 1.1.2 非晶的形成原理 |
| 1.1.3 非晶合金材料的制备工艺 |
| 1.1.4 块体非晶合金的性能及应用 |
| 1.2 块体非晶基复合材料的研究及发展 |
| 1.2.1 块体非晶基复合材料的最新研究进展 |
| 1.2.2 非晶合金基复合材料的制备工艺 |
| 1.2.3 块体非晶基复合材料存在的问题研究 |
| 1.3 本工作研究的主要内容及意义 |
| 第2章 实验样品的制备和实验方法 |
| 2.1 试验样品的制备 |
| 2.1.1 合金成分的确定 |
| 2.1.2 母合金的熔炼及试样的制备 |
| 2.2 分析与检测方法 |
| 2.2.1 微观组织结构分析 |
| 2.2.2 成分分析 |
| 2.2.3 热稳定性测试 |
| 2.2.4 力学性能测试 |
| 第3章 半固态处理对(Zr_(0.60_Ni_(0.22)Al_(0.18))_(94)Ti_6块体非晶合金组织和力学性能的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验方法 |
| 3.3 半固态处理对合金非晶形成能力及组织的影响 |
| 3.3.1 半固态处理对合金非晶形成能力的影响 |
| 3.3.2 半固态处理对合金微观组织及成分的影响 |
| 3.4 半固态处理对合金热稳定性的影响 |
| 3.5 半固态处理对合金力学性能的影响 |
| 3.5.1 半固态处理对合金力学性能的影响 |
| 3.5.2 半固态处理对合金压缩断裂行为的影响 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 半固态处理对(Zr_(0.60_Ni_(0.22)Al_(0.18))_(96)Fe_4 块体非晶合金组织和力学性能的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验方法 |
| 4.3 半固态处理对合金的非晶形成能力及组织的影响 |
| 4.3.1 半固态处理对合金的非晶形成能力的影响 |
| 4.3.2 半固态处理对合金微观组织的影响 |
| 4.4 半固态处理对合金热稳定性的影响 |
| 4.5 半固态处理对合金力学性能的影响 |
| 4.5.1 半固态处理对合金力学性能的影响 |
| 4.5.2 半固态处理对合金断裂行为的影响 |
| 4.5.3 半固态处理对合金显微硬度的影响 |
| 4.6 本章小结 |
| 第5章 AlNi 和Si 对锆基块体非晶复合材料力学性能的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验材料及方法 |
| 5.2.1 合金成分的设计 |
| 5.2.2 实验方法 |
| 5.3 Al-Ni 元素对锆基块体非晶复合材料力学性能的影响 |
| 5.3.1 AlNi 的含量对Zr-Fe-Cu 合金系统组织的影响 |
| 5.3.2 AlNi 的含量对Zr-Fe-Cu 合金系统力学性能的影响 |
| 5.3.3 AlNi 的含量对Zr-Fe-Cu 合金系统断口形貌的影响 |
| 5.4 Si 元素对锆基块体非晶复合材料力学性能的影响 |
| 5.4.1 Si 的含量对 Zr-Fe-Cu 合金系统组织的影响 |
| 5.4.2 Si 的含量对 Zr-Fe-Cu 合金系统力学性能的影响 |
| 5.4.3 Si 的含量对 Zr-Fe-Cu 合金系统断口形貌的影响 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录A 攻读学位期间所发表的学术论文目录 |
四、Fabrication of bulk glassy Zr_(41)Ti_(14)Ni_8Cu_(12.5)Be_(22.5)Fe_2 alloy by water quenching（论文参考文献）
- [1]树枝晶增韧的钛基非晶复合材料的变形行为及加工硬化机理[D]. 朱前勇. 太原理工大学, 2021(01)
- [2]基于非晶合金铸造的界面换热系数与流动性研究[D]. 许雪. 哈尔滨工业大学, 2020(01)
- [3]晶化温度及时间对钐铁合金微观组织的影响[D]. 张一昆. 华北理工大学, 2020(02)
- [4]Zr（Co,Cu）Al基非晶合金的玻璃形成能力和力学性能研究[D]. 朱家华. 厦门大学, 2019
- [5]基于团簇模型设计的（Fe,Co,Ni）-B基非晶合金及其在45钢表面激光熔覆的研究[D]. 张娈. 大连理工大学, 2019(01)
- [6]非晶合金玻璃形成能力及其塑性变形特性的研究[D]. 徐小巾. 湘潭大学, 2019(01)
- [7]纯铜增韧钛基非晶基复合材料的制备及相关力学性能研究[D]. 陈梦华. 湘潭大学, 2019(02)
- [8]无Ni型Ti基非晶合金的制备及性能研究[D]. 徐骏. 兰州理工大学, 2016(12)
- [9]冷热处理对CuZrAgAl大块非晶组织及其性能影响[D]. 张黎科. 湖南大学, 2013(04)
- [10]锆基块体非晶复合材料的制备及力学性能研究[D]. 陈延. 兰州理工大学, 2011(09)