机械工程材料杂志

机械工程材料杂志2025年第6期

• 面向等离子体自钝化钨合金制备与服役性能的研究进展

  朱晓勇, 刘家琴, 谭晓月, 吴玉程

  钨具有高熔点、高热导率、低溅射率和低氘/氚滞留等优点，被认为是未来核聚变装置中最有前景的面向等离子体候选材料之一。但钨的抗氧化性能较差，一旦发生冷却失效事故并伴随真空室破裂，钨会迅速氧化、升华，导致核聚变装置面临放射性物质泄漏的风险。从钨材料改进和增强表面防护两个方面来解决抗高温氧化问题，对于从根本上确保核聚变装置的安全运行具有重要意义，为此提出了自钝化钨合金的概念。介绍了钨的高温氧化特征及抗氧化与防护方法，讨论了自钝化钨合金的制备方法，从成分和微观结构方面分析了自钝化钨合金的抗氧化策略，综述了自钝化钨合金的力学、热学和抗辐照等服役性能，并提出了未来的研究方向。

• 天然气掺氢输送管线钢氢脆敏感性研究进展

  朱世东, 李亚龙, 曹鹏程, 廖永刚, 曹峰, 李光

  天然气掺氢输送可实现低成本、大规模、持续性氢能供给。在高压氢气环境中管道表面吸附的氢原子会因浓度梯度驱动而扩散到管材内部，导致氢脆。管线钢的氢脆过程复杂，其钢级、表面缺陷、组织缺陷及腐蚀环境和运行工况等均会影响氢脆敏感性的变化规律与机制。探究现役天然气长输管道与氢气环境相容性特征，对预防和控制氢脆的发生、保障掺氢管道的安全运行具有重要意义。简述了在天然气掺氢输送过程中氢的来源及其渗透过程，概述了氢脆机理的主要发展历程，重点分析了管道内外缺陷、服役环境（氢浓度、温度、应力状态）以及合金元素（铜、钒、钼、铌）等因素对管线钢氢脆敏感性的影响，最后对天然气掺氢输送管线钢氢脆敏感性的研究方向进行了展望。

• 磁记录硬盘用L10-FePt薄膜的研究进展

  施晨琦, 赵琪, 巢云秀, 李思勰, 沈月, 许彦亭, 王传军, 闻明

  L10-FePt薄膜因具有高磁晶各向异性、高饱和磁化强度等优良的磁学性能及良好的化学稳定性，成为下一代超高密度磁记录存储介质的最佳候选者之一。介绍了磁控溅射法、分子束处延法和化学合成法等L10-FePt薄膜制备方法，阐述了薄膜的理想结构和性能，综述了特殊热退火处理、添加隔离介质、制备多层膜结构等3种薄膜结构调控方法，总结了真空热压法、热等静压法和放电等离子烧结法等FePt合金靶材制备工艺，指出了目前研究存在的问题，展望了高密度磁记录存储介质的发展方向。

• 退火时间对C-Mn-Nb-Ti系深冲双相钢组织与性能的影响

  朱颖, 闫佳鹤, 张淼, 冯运莉

  在860?℃退火温度下对冷轧态C-Mn-Nb-Ti系深冲双相钢进行退火处理，研究了退火时间（180，240，300，360?s）对试验钢显微组织、织构特征、拉伸性能和成形性能的影响。结果表明：不同退火时间下试验钢的组织均为铁素体、马氏体和碳化物；随着退火时间的延长，马氏体含量增加，晶粒尺寸先减小后增大，当退火时间超过240?s后，铁素体晶粒粗化并呈现多边形化。试验钢主要由α织构和γ织构组成，随着退火时间的延长，111γ织构取向密度先升再降，试验钢的屈服强度和抗拉强度均增大，断后伸长率先基本不变后显著降低，塑性应变比和加工硬化指数先增大后减小，当退火时间为240?s时塑性应变比和加工硬化指数均达到最大值。860?℃退火240?s后试验钢的综合力学性能和成形性能最佳，此时抗拉强度为526.1?MPa，屈服强度为351.7?MPa，断后伸长率为30.77%，塑性应变比为0.21，加工硬化指数为1.42。

• 大规格H13钢连铸坯的高温热塑性

  孙晓冉, 赵中昱, 佘亚东, 赵轶哲, 刘需, 张静江

  利用Gleeble-3800型热模拟试验机在600~1?250?℃温度范围对直径大于120?mm的大规格H13钢连铸坯进行高温热塑性试验，研究了其高温热塑性，观察了断口形貌和断口附近的显微组织，分析了断裂机理。结果表明：随着温度升高，H13钢连铸坯的抗拉强度持续下降，断面收缩率先降后升再降；中温脆性区和低温脆性区相连形成的“口袋”脆性区范围较宽，为600~1?150?℃，此时断裂方式为沿晶断裂和准解理断裂，断口附近存在晶界裂纹；高温热塑性区范围较窄，为1?150~1?250?℃，此时断面收缩率大于60%，断裂方式以韧性断裂为主，断口附近组织未出现明显裂纹。H13钢的高温热塑性区范围窄，说明其连铸和热轧环节的可操作温度区间窄，现场生产对温控要求高。

• 纯铜靶材的微观结构调控与成膜特性

  彭海, 陈天天, 闻明, 沈月, 巢云秀, 施晨琦, 王传军

  采用真空感应熔炼、均匀化退火、锻造、温轧和退火工艺制备纯铜靶材，研究了温轧态和不同温度（400，500，600，700?℃）退火态纯铜靶材的微观结构；利用微观结构最优的退火态纯铜靶材和温轧态纯铜靶材，采用磁控溅射工艺制备纯铜薄膜，并对薄膜进行不同温度（300，400，500?℃）的退火处理，研究了沉积态和退火态薄膜的微观结构和电学性能。结果表明：温轧态纯铜靶材的晶粒尺寸分布不均匀，退火后纯铜靶材发生回复与再结晶，随着退火温度的升高，回复与再结晶程度增加，晶粒尺寸分布逐渐均匀；当回火温度为600?℃时，晶粒接近等轴晶，平均晶粒尺寸约为39.30?μm，但当退火温度升高到700?℃时，晶粒明显长大，平均晶粒尺寸增加到53.64?μm；温轧态和退火态纯铜靶材表面均出现较高程度的（111）晶面择优取向，中心则出现较高程度的（220）晶面择优取向；600?℃退火态纯铜靶材的微观结构最优。与采用温轧态纯铜靶材制备的退火态薄膜相比，采用退火态纯铜靶材制备的退火态薄膜的氧化程度、颗粒尺寸、表面粗糙度、电阻率均更小，（111）晶面择优取向程度更大。随着退火温度的升高，薄膜表面粗糙度先减小后增大，电阻率降低；当退火温度高于300?℃时，薄膜出现颗粒团聚氧化现象。600?℃退火态纯铜靶材制备的纯铜薄膜在300?℃退火后具有最优异的微观结构和性能。

• 扫描振幅对CuCrZr合金块/箔带软连接电子束焊接接头组织和性能的影响

  王宇, 曹聪帅, 苗海峰, 刘硕

  采用真空电子束焊接方法对核聚变堆用60 mm厚CuCrZr合金块/CuCrZr箔带软连接进行焊接试验，研究了扫描振幅（1.5，2.0，2.5 mm）对接头形貌、显微组织、硬度和拉伸性能的影响。结果表明：随着扫描振幅的增大，焊接熔深和熔宽均增大，深宽比降低；接头由母材、合金块侧热影响区和焊缝组成，焊缝划分为合金块焊缝和箔带软连接焊缝两部分；焊缝主要以等轴晶和柱状晶为主，箔带软连接焊缝的晶粒尺寸大于合金块焊缝，热影响区由等轴晶组成；焊缝的单质铬颗粒数量少于热影响区；随着扫描振幅的增加，焊缝和热影响区的晶粒尺寸均增大，热影响区中的单质铬颗粒数量降低。接头合金块侧热影响区的硬度最低，焊缝硬度介于合金块母材和箔带软连接母材之间，合金块焊缝的硬度略高于箔带软连接焊缝；随着扫描振幅的增大，焊缝和热影响区的硬度降低。随着扫描振幅的增加，接头的抗拉强度和断后伸长率均降低，不同扫描幅度的接头抗拉强度均低于母材，断裂均发生在合金块焊缝处。

• 深冷处理对DC53钢铣削加工表面质量的影响

  黎敏

  在?196?℃液氮中对常规热处理后的DC53钢进行不同时间（3，6，9?h）的深冷处理，然后采用硬质合金立铣刀对其进行端铣加工和侧铣加工，研究了深冷处理对试验钢显微组织以及铣削加工表面质量的影响。结果表明：深冷处理后DC53钢中的回火马氏体和残余奥氏体组织发生细化，细小颗粒状碳化物增多且弥散分布在基体上；随着深冷处理时间的延长，晶粒细化效果更加明显，细小颗粒状碳化物增多，组织更加均匀；但当深冷时间延长至9?h时，部分颗粒状碳化物尺寸增大。深冷处理后铣削加工表面沟槽或犁沟数量减少，深度变浅，表面粗糙度减小；随着深冷时间的延长，沟槽或犁沟数量先减少后略微增多，深度先变浅后略微变深，表面粗糙度先减小后增大。6?h深冷处理后铣削加工表面粗糙度最低，相较于深冷处理前，端铣和侧铣加工表面粗糙度分别降低了25.8%和21.6%，表面质量最好。

• TIG熔修距离和电流对Q690D钢GMAW十字接头疲劳性能的影响

  白海明, 李子豪, 马一鸣, 安洪亮

  对Q690D低合金高强钢熔化极气体保护电弧焊（GMAW）十字接头角焊缝进行非熔化极惰性气体保护电弧焊（TIG）熔修，研究了熔修距离（热源中心至焊趾的距离，2，1，0，?1?mm）和熔修电流（150，170，190，210?A）对熔修后焊趾形状和接头疲劳性能的影响。结果表明：在熔修电流150?A条件下，当熔修距离为0时，熔修焊缝完全覆盖原始焊趾，焊趾曲率半径较大，母材与焊缝过渡平缓；当熔修距离为2，1?mm时，原始焊趾无法得到熔修；当熔修距离为?1?mm时，熔修焊缝中形成凹陷。在熔修距离为0条件下，不同电流下熔修后焊趾的曲率半径均大于原始焊趾，过渡角均低于原始焊趾，随着熔修电流的增加，曲率半径先减后增再减，过渡角先增后降，150?A熔修电流下的曲率半径最大，过渡角最小；170，190，210?A熔修电流下熔修接头的疲劳裂纹源位置由原始焊趾变为熔修焊缝和熔修熔合区，150?A熔修电流下接头未发生疲劳开裂；熔修后接头的疲劳寿命高于原始接头，且随着熔修电流的增加，接头的疲劳寿命先降后升再降，150?A熔修电流下接头的疲劳寿命最高。

• 打磨转速对重载铁路U75V钢轨材料去除行为的影响

  王海鹏, 成煜, 刘翼, 王世新, 尤锦鸿, 章武林

  采用自主设计的钢轨打磨试验机对重载铁路U75V钢轨开展打磨试验，研究了不同打磨转速（1?000，2?000，3?000?r·min?1）下的材料去除行为与钢轨表面质量演变规律。结果表明：随着打磨转速的增加，钢轨的打磨量、摩擦因数均先降后升，钢轨/磨石界面的打磨温度升高，钢轨表面粗糙度增大，烧伤程度递增，磨痕数量减少，但其深度和宽度显著增大，磨痕均匀性明显下降，材料的塑性流动现象加剧；3?000?r·min?1打磨转速下钢轨表面产生横向裂纹；随着打磨转速的增加，因热-机耦合作用诱导产生的硬脆白层厚度显著增大，钢轨的材料去除机理从单一的磨削模式转变为磨削与剥落的复合模式。

• 超声滚压静压力对20CrNiMo钢表面完整性及疲劳性能的影响

  程俊, 李毅, 李波

  采用超声滚压工艺对渗碳+淬回火态20CrNiMo钢试样进行表面强化处理，研究了不同静压力（700，800，900，1?000?N）下试样的表面粗糙度、硬度、残余压应力分布以及旋转弯曲疲劳性能。结果表明：超声滚压后，试样的表面粗糙度明显降低，且随着静压力的增加呈先降低后增加的趋势，当静压力为900?N时，表面粗糙度Ra最低，为0.17?μm。超声滚压后，试样的硬度提高，且随着静压力的增加呈升高趋势。超声滚压在试样表层引入梯度分布的残余压应力；随着静压力的增加，残余压应力最大值先增后降，在静压力为900?N时达到最大，为1?128?MPa。超声滚压后试样的旋转弯曲疲劳寿命显著提高，且随着静压力的增加先增后降。当静压力为900?N时，疲劳寿命最高，达到697.3×104周次，此时疲劳裂纹源为单裂纹源，位于次表层。试样表层残余压应力最大值的变化趋势与疲劳寿命具有高度相关性，是影响疲劳寿命的关键因素。

• 混流结构石墨转子的研发及其对A356合金成分均匀性的影响

  楼华山, 吴振国, 王大红, 王冰心, 龙旺, 冯艺, 阙燚彬, 莫文锋, 覃祚萍, 王奕淳

  针对传统径流结构石墨转子熔炼的A356合金存在成分均匀性差的弊端，开发了一种新型混流结构石墨转子，通过Fluent仿真方法研究了不同转子转速（350，450?r·min?1）和不同转子底部与熔池底部的距离（轴流式叶轮直径的1/4和1/2，即10,20?mm）下，该石墨转子搅拌铝液的流场特性，确定了最优的熔炼工艺参数。采用该混流结构石墨转子制备A356合金铸件，利用单因子方差统计分析法分析了元素分布均匀性，观察其显微组织，并与传统径流结构石墨转子熔炼得到的合金进行对比。结果表明：当转子底部与熔池底部的距离为20?mm、转子转速为350?r·min?1时，铝液中产生漩涡，可有效地消除铝液在熔池底部的沉积，并在熔池内形成良性循环流动。采用混流结构石墨转子熔炼的铝合金铸件试样间和试样内各元素含量位于显著性水平α=0.05置信区间，无显著差异，铸件成分均匀；铸件组织中共晶硅尺寸细小，球化显著，未见长条状共晶硅，共晶硅变质充分，硅相在α-Al晶界处分布均匀。采用传统径流结构石墨转子熔炼得到的铝合金铸件成分不均匀，组织中存在长条状共晶硅，共晶硅变质不充分，硅相在α-Al晶界处分布不均匀。

• TiN对AZ61镁合金显微组织和拉伸性能的影响

  刘柯迪, 邱玮, 闫瑞, 王育茹, 陈维, 李微, 陈荐

  通过在AZ61镁合金中添加质量分数0.5% TiN，研究了TiN对铸态及挤压态AZ61镁合金显微组织和拉伸性能的影响。结果表明：添加TiN后铸态和挤压态AZ61镁合金晶界处出现TiN颗粒，TiN未与其他元素发生化学反应；添加TiN后铸态合金晶粒尺寸由243.2??m减小到90.2??m，挤压态合金晶粒尺寸由8.1??m减小到5.1?μm；添加TiN后，合金中第二相含量明显增多，挤压过程中晶粒的动态再结晶行为受到抑制，组织中出现不完全动态再结晶晶粒；添加TiN后铸态合金的抗拉强度、断后伸长率、屈服强度分别降低了38.3%，31.3%，30.0%，挤压态合金的抗拉强度、断后伸长率、屈服强度分别降低了3.3%，3.7%，28.3%，拉伸性能的降低与硬度较高TiN相在晶界处的偏聚、孪晶的产生、施密特因子的降低和织构的增强有关。

• 锆添加量对K465高温合金显微组织和性能的影响

  鲜晓, 王博, 李华兵, 靳西奎, 江明辉, 董鸿志

  采用真空感应熔炼工艺制备了不同锆添加量（0，0.005%，0.025%，0.050%，质量分数）的K465镍基高温合金，并进行1?210?℃×4?h热处理，研究了锆添加量对合金显微组织、拉伸性能和高温持久性能的影响。结果表明：不同锆添加量试验合金中存在块状MC型碳化物、条状和颗粒状M6C型碳化物，以及γ/γ?共晶和显微疏松；当锆添加量不大于0.025%时，随锆添加量增加，颗粒状碳化物含量先基本不变后增加，块状和条状碳化物以及γ/γ?共晶和显微疏松含量无明显变化；当锆添加量增至0.050%时，条状和颗粒状碳化物含量急剧降低，块状碳化物、γ/γ?共晶和显微疏松含量均显著增加。随着锆添加量的增加，试验合金的室温抗拉强度无明显变化，断后伸长率先基本不变后降低，在975?℃/225 MPa下的持久断裂时间先延长后缩短。锆的最佳添加量为0.025%，此时合金的持久断裂时间最长，为70?h，室温抗拉强度为1?020?MPa，断后伸长率为9%。

• Q500ME高强钢板埋弧焊接头的组织及力学性能

  陆辉, 张赫, 李子豪

  采用KGF-70FD焊丝搭配KGF-102G焊剂对不同厚度Q500ME钢板进行埋弧焊接，厚度20?mm钢板开V形坡口，正面3道2层焊，背面单道单层焊，厚度40?mm钢板开X形坡口，正面7道4层焊，背面2道2层焊，研究了埋弧焊接头的组织及力学性能。结果表明：不同钢板厚度下焊缝的组织均主要为先共析铁素体+针状铁素体+粒状贝氏体，40?mm钢板厚度条件下焊缝中还存在无碳化物贝氏体。接头全厚度（20，40?mm）拉伸试样的抗拉强度分别为666，692?MPa，均高于母材，180°弯曲后接头均未发生开裂。与20?mm钢板厚度相比，40?mm钢板厚度条件下焊缝中心的－40?℃冲击吸收功更大，热影响区的冲击吸收功更小。接头冲击断口的断裂形式均为韧性断裂和解理断裂共存的混合断裂。

• 高体积分数SiCp/Al复合材料切削加工的材料去除机理

  刘京月, 杨配轻, 郭毅, 董树亮, 张好强, 安立宝

  建立了不规则五边形和六边形SiC颗粒随机分布的体积分数60% SiCp/Al复合材料的二维切削仿真模型，结合铣削试验探讨了复合材料的材料去除机理，模拟分析了切削速度（1，3，5，7，9?m·s?1）和刀具切削刃钝圆半径（10，15，20，25，30?μm）对切削力和复合材料表面质量的影响。结果表明：采用二维切削仿真模型模拟得到切削速度1?m·s?1、切削刃钝圆半径10?μm条件下的切削力平均值为16.40 N，与试验结果的相对误差为14.67%，验证了模拟方法的准确性。在切削加工复合材料过程中，SiC颗粒阻碍位错运动，导致裂纹在颗粒/基体界面处萌生并扩展，最终形成切屑。铝基体的高延展性、颗粒与刀具的相对位置以及颗粒断裂、颗粒/基体界面脱黏、颗粒被拉出和颗粒被压入基体等是复合材料加工表面划痕、凹坑、粗糙颗粒断面、基体撕裂和空腔等损伤出现的主要原因。随着切削速度或切削刃钝圆半径的增加，切削加工复合材料时的切削力增大，加工表面粗糙度增大，加工表面质量变差。

• GH3536高温合金的高温蠕变疲劳寿命预测

  罗凌颖, 杨秦政, 胡晓安

  在600，800，900，1?000?℃对火焰筒材料GH3536高温合金进行了应变控制的蠕变疲劳试验，研究了该合金的高温蠕变疲劳行为；利用考虑温度和保载影响的Coffin-Manson蠕变疲劳寿命预测模型对其蠕变疲劳寿命进行预测，并与试验结果进行对比。结果表明：GH3536合金在600~900?℃表现出不同程度的循环硬化现象，随着温度的升高，硬化程度减弱；1?000?℃下在初始循环阶段出现轻微软化现象，随后峰值应力保持稳定直至合金失效。在800~1?000?℃下的蠕变疲劳半寿命保载阶段，GH3536合金表现出显著的应力松弛现象。随着温度的升高，合金的蠕变疲劳寿命缩短；在600?℃下最大应变保载过程对疲劳寿命基本没有影响，而在800~1?000?℃下会显著缩短蠕变疲劳寿命。考虑温度和保载效应的疲劳寿命预测模型预测得到的不同温度下的蠕变疲劳寿命大部分位于2倍分散带内，该模型可以较准确地预测GH3536合金的蠕变疲劳寿命。

• X80M管线钢的热变形行为及应变补偿型本构模型

  刘干, 艾铖珅, 王杨, 孔祥磊, 黄明浩

  采用Gleeble-3800型热力模拟试验机对X80M管线钢进行单道次热压缩试验，研究了其在变形温度900~1?100?℃和应变速率0.1~7?s?1条件下的热变形行为；根据试验得到的真应力-真应变曲线，考虑真应变对流变应力的影响构建了X80M管线钢的应变补偿型Arrhenius本构模型，并对该模型进行了验证。结果表明：随着变形温度的升高或应变速率的降低，X80M管线钢的流变应力降低，X80M管线钢具有负温度敏感性和正应变速率敏感性；在高变形温度（1?050~1?100?℃）和低应变速率（0.1~1?s?1）下X80M管线钢表现出动态再结晶特征，在低变形温度（900~1?000?℃）和高应变速率（4~7?s?1）下则表现出动态回复特征。用构建的应变补偿型本构模型计算的真应力与试验结果相吻合，线性相关系数为0.997，平均相对误差为1.791%；该模型具有较高的预测精度，能够准确预测X80M管线钢的高温流变行为。

• 超超临界机组12Cr1MoV钢集箱管座与连接管焊接接头开裂原因

  宋宏峰, 杜晋峰, 张雪凌, 李海昭, 乔湛, 赵源源, 杨海松

  某超超临界机组在满负荷试运行168?h期间，发现12Cr1MoV钢低温再热器出口集箱管座与连接管焊接接头处发生开裂，通过宏观形貌观察、化学成分分析、力学性能测试以及显微组织观察等方法分析了开裂原因。结果表明：12Cr1MoV钢连接管和管座焊接接头服役温度处于再热裂纹敏感温度区间，结构应力、焊接强制对口产生的拘束应力以及未热处理消除的焊接应力的叠加导致再热裂纹在过宽热影响区内快速萌生及扩展，最终导致接头开裂。建议12Cr1MoV钢连接管和管座采用同管径同壁厚连接方式，严禁焊接过程强力对口，采用低焊接热输入，实施焊后热处理，以降低再热裂纹产生的敏感性。