鈦合金具有密度低、比強(qiáng)度高、耐腐蝕等優(yōu)異的性能，在航空、航天、汽車、船舶等工業(yè)領(lǐng)域中占據(jù)極其重要的地位[1-3]。TC4鈦合金是一種應(yīng)用極其廣泛的中等強(qiáng)度的α+β型兩相鈦合金，占鈦合金總產(chǎn)量的 50%，其中 TC4鈦合金加工件占到全部鈦合金加工件的95%以上[4-7]。
焊接是復(fù)雜結(jié)構(gòu)鈦合金構(gòu)件制造過程中的一個(gè)重要工藝環(huán)節(jié)，通常用的焊接方式主要有氬弧焊、埋弧焊、真空電子束焊等，上述技術(shù)均為高溫下熔焊。焊接過程鈦合金易氧化及產(chǎn)生裂紋、氣孔等缺陷，同時(shí)熔焊存在的較大溫度梯度也會(huì)導(dǎo)致焊縫區(qū)與母材區(qū)的組織差異較大，這都會(huì)顯著降低焊接零部件的性能可靠性。隨著材料科學(xué)及工程技術(shù)不斷發(fā)展， 為解決同種或異種材料間高可靠性連接問題，擴(kuò)散連接技術(shù)成為了材料連接領(lǐng)域研究熱點(diǎn)之一[8-11]。
國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者在鈦合金擴(kuò)散連接方面開展了相關(guān)研究工作。CALVO 等[12]研究了850 ℃溫度下TC4鈦合金的擴(kuò)散連接工藝，發(fā)現(xiàn)該溫度下可以獲得質(zhì)量良好的連接接頭。LEE 等[13]對TC4鈦合金在連接溫度范圍 850~950 ℃時(shí)的擴(kuò)散連接工藝及其高溫氧化行為進(jìn)行了研究。SANDERS 等[14]通過試驗(yàn)驗(yàn)證得出 TC4鈦合金薄板的最佳擴(kuò)散連接溫度為 900~950 ℃。施曉琦[15]對 TC4鈦合金單層板加強(qiáng)結(jié)構(gòu) SPF/DB 工藝進(jìn)行了研究，得到最優(yōu)擴(kuò)散連接溫度為 920 ℃。盡管擴(kuò)散連接為非高溫下熔焊，但擴(kuò)散連接后TC4鈦合金的力學(xué)性能仍有一定程度的降低[16]。
擴(kuò)散連接工藝可以實(shí)現(xiàn)合金完全冶金結(jié)合，但是針對擴(kuò)散區(qū)性能降低的原因及調(diào)控技術(shù)的報(bào)道較少。本文研究發(fā)現(xiàn)采用鍛造處理可以提高擴(kuò)散連接TC4鈦合金的性能，因此通過開展鍛造工藝實(shí)驗(yàn)，探索連接界面的顯微組織及力學(xué)性能的變化規(guī)律，為航空航天領(lǐng)域高性能鈦合金擴(kuò)散連接構(gòu)件的研發(fā)提供新的思路以及數(shù)據(jù)支持和理論支撐。
1、 實(shí)驗(yàn)部分
1.1 實(shí)驗(yàn)材料
本實(shí)驗(yàn)的材料是 TC4鈦合金鍛造棒材，規(guī)格為直徑100mm，其化學(xué)成分見表1。合金原始棒材的顯微組織如圖 1 所示，為等軸α相和少量β相組成。采用金相法測得其相變點(diǎn)溫度為（997±5）℃。
1.2 實(shí)驗(yàn)方法
材料表面狀態(tài)（粗糙度、清潔度等）影響著擴(kuò)散連接的質(zhì)量。首先采用機(jī)械球磨的方式對TC4鈦合金棒材的連接端面進(jìn)行打磨至表面粗糙度 R=0.08；隨后依次采用石油醚和酒精進(jìn)行清洗去除油污等雜質(zhì)，處理后的連接端面表面形貌如圖 2 所示，存在磨拋處理產(chǎn)生的微觀溝壑條紋；最后在擴(kuò)散連接爐（型號(hào) RD500HI）中進(jìn)行保溫保壓實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。相關(guān)研究表明 TC4鈦合金在溫度 850~950 ℃、壓力120~160 MPa、保溫時(shí)間 4~6 h 的熱等靜壓工藝參數(shù)下擴(kuò)散連接質(zhì)量良好[13-18]，所以本文采用的擴(kuò)散連接工藝參數(shù)為：溫度 950 ℃、壓力 140 MPa、保溫時(shí)間 4 h，隨爐冷卻。
采用表 2 的鍛造工藝對擴(kuò)散連接棒材進(jìn)行鍛造加工。按照圖3所示，在原始棒材、擴(kuò)散連接棒材及不同變形量的鍛件內(nèi)部分別切取力學(xué)性能測試試樣，其中擴(kuò)散連接界面處于試樣的中心部位且與拉伸載荷方向垂直，參照GB/T 228.1—2010金屬材料拉伸試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)要求，在TSE504D萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸性能測試，拉伸強(qiáng)度和延伸率取3支試樣的算數(shù)平均值。金相樣品通過線切割從擴(kuò)散連接件上獲取，切割時(shí)以擴(kuò)散連接界面為基準(zhǔn)向垂直于界面方向的兩側(cè)母材各延伸 10 mm，同時(shí)平行于界面方向截取長度 20 mm，獲得面積為 20 mm× 20 mm 的金相試樣，然后進(jìn)行機(jī)械磨拋，采用 V(HNO3)∶V(HF)∶V(H2O）=1∶2∶7 的腐蝕液對樣品進(jìn)行腐蝕 。采用型號(hào)為ZEISS AXIOVERT 200 MAT 的金相顯微鏡（OM）觀察試樣連接界面區(qū)的金相組織 。采用型號(hào)為TESCAN MIRA 的掃描電子顯微鏡（SEM）進(jìn)行試樣連接界面區(qū)的顯微組織觀察和斷口分析。采用型號(hào)為DISCOVERXRD 的 X 射線衍射儀（XRD）對試樣連接界面區(qū)進(jìn)行物相分析。
2、 結(jié)果與討論
2.1 擴(kuò)散連接界面處顯微組織
TC4鈦合金棒材擴(kuò)散連接界面處的顯微組織如圖 4所示。由樣品擴(kuò)散連接的位置，確定擴(kuò)散連接界面如圖 4（a）中所示，擴(kuò)散連接界面處的組織與原始棒材（圖 1）的組織保持一致，由等軸α相和少量 β相組成（圖 4（b））。在界面處未發(fā)現(xiàn)明顯的孔洞等缺陷，這說明采用溫度 950 ℃、壓力140MPa、保溫時(shí)間4 h，隨爐冷卻的擴(kuò)散連接工藝得到的 TC4鈦合金連接棒材界面結(jié)合良好，實(shí)現(xiàn)了完全的冶金結(jié)合。擴(kuò)散連接是互相接觸的材料表面在高溫、高壓和真空或保護(hù)氣體的作用下，相互靠近從而發(fā)生局部塑性變形，經(jīng)過一定時(shí)間后結(jié)合層的原子相互擴(kuò)散，實(shí)現(xiàn)各種材料、特殊結(jié)構(gòu)的連接，最終形成整體可靠連接的過程。連接過程中金屬材料不發(fā)生熔化和宏觀塑性變形，直接通過固相原子相互擴(kuò)散達(dá)到連接目的，避免了普通焊接中因金屬熔化而產(chǎn)生的缺陷[19-22]。
該研究中 TC4鈦合金棒材在壓力作用下，互相接觸的擴(kuò)散連接面會(huì)發(fā)生微小的塑性變形，同時(shí)，高溫下 Ti、Al 和 V 原子相互擴(kuò)散實(shí)現(xiàn)連接。與傳統(tǒng) TC4鈦合金熔焊相比，擴(kuò)散連接 TC4鈦合金連接區(qū)域沒有出現(xiàn)明顯的焊縫區(qū)、熱影響區(qū)等焊接組織。這是因?yàn)閿U(kuò)散連接溫度一般低于母材熔點(diǎn)，為 0.5~0.8 Tm（Tm 為熔點(diǎn)溫度），本實(shí)驗(yàn)擴(kuò)散連接溫度 950 ℃為0.57 Tm，因此在擴(kuò)散連接過程中不會(huì)發(fā)生合金熔化現(xiàn)象。同時(shí)由于擴(kuò)散連接溫度低于合金相變點(diǎn)（（997±5） ℃），因此擴(kuò)散連接區(qū)的顯微組織不會(huì)發(fā)生顯著變化，母材區(qū)的組織接近，與原始棒材組織保持一致（圖 1）。
TC4鈦合金棒材擴(kuò)散連接過程具體可分為 3 個(gè)階段[23]，該過程示意圖如圖 5 所示。其中第 1 階段為物理接觸階段，高溫下對相互接觸的 TC4鈦合金棒材施加壓力后，圖 5（a）中的溝壑凸起部分優(yōu)先接觸后發(fā)生塑性變形，在持續(xù)壓力作用下，連接面的接觸面積逐漸增大，形成如圖 5（b）中所示的局部物理接觸；第2階段為TC4鈦合金棒材表面擴(kuò)散及界面推移階段：在壓力作用下接觸面積增加后，界面處原子在高溫下會(huì)發(fā)生擴(kuò)散遷移，經(jīng)過一定時(shí)間保溫后，如圖5（b）中界面推移所示的界面間的間隙逐漸減小，擴(kuò)散的結(jié) 合面逐步增加；第 3階段為 TC4鈦合金棒材界面和孔洞愈合階段：在原子互相擴(kuò)散作用下，界面處的孔洞逐漸消失，經(jīng)過如圖 5（b）中的界面愈合過程，合金棒材實(shí)現(xiàn)完全冶金擴(kuò)散結(jié)合（圖4）。
2.2 擴(kuò)散連接界面處元素分布
擴(kuò)散連接在圖5（b）所示第3階段剛開始形成緊密接觸時(shí)，材料間所產(chǎn)生的結(jié)合力還不足以產(chǎn)生原子量級的牢固連接。隨著擴(kuò)散連接時(shí)間的延長，在高溫的作用下表面的原子發(fā)生接觸活化，表面原子的激活會(huì)導(dǎo)致原子的運(yùn)動(dòng)脫離原來位置而進(jìn)入新平衡位置，產(chǎn)生新的原子與電子間相互作用，之后獲得原子量級的牢固連接[24]。在TC4鈦合金擴(kuò)散連接過程中，Ti原子優(yōu)先發(fā)生擴(kuò)散且擴(kuò)散速率最快，V屬于近Ti原子，擴(kuò)散能力次之，而 Al原子擴(kuò)散速度較慢[25, 4]。對圖 4（a）中擴(kuò)散界面及其相鄰區(qū)域的元素分布進(jìn)行檢測，EDS測 試結(jié)果如圖6所示，從圖6中可以看出，在選擇的實(shí)驗(yàn)制度之下，TC4鈦合金棒材擴(kuò)散連接界面所在區(qū)域的合金元素分布均勻，擴(kuò)散速度較慢的Al原子也發(fā)生了充分的擴(kuò)散，未發(fā)現(xiàn)合金元素偏析現(xiàn)象。鈦合金在高溫下與氧具有較大的活性，因此擴(kuò)散連接過程中會(huì)在棒材擴(kuò)散端表面形成一層氧化膜，由于氧化膜的厚度小于3 μm，并且O元素的特征X射線能量較低容易被吸收，所以EDS的測試結(jié)果中O元素在擴(kuò)散界面處的衍射峰沒有明顯高于基體處。
2.3 變形量對擴(kuò)散連接處顯微組織影響
采用20%、40%和60%的變形量對擴(kuò)散連接后的TC4鈦合金棒材進(jìn)行鍛造處理。圖7所示為經(jīng)過不同變形量鍛造后界面區(qū)域的顯微組織，可以發(fā)現(xiàn)，鍛造后的棒材與原始棒材（圖1）以及擴(kuò)散連接后的棒材（圖4）顯微組織不同，發(fā)生了明顯的變化。鍛造后的擴(kuò)散連接界面完全消失，顯微組織中出現(xiàn)了次生α相，整個(gè)棒材由等軸α相、次生α相及少量β相組成。圖8所示為不同狀態(tài)下TC4鈦合金的XRD圖譜，可以看出原始棒材、擴(kuò)散連接后以及經(jīng)過鍛造后擴(kuò)散連接區(qū)域均出現(xiàn)了多角度的α相衍射峰和短小而尖銳的β相衍射峰。衍射峰的形狀獨(dú)立，角度的寬幅較小，沒有明顯的寬化現(xiàn)象，表明合金的結(jié)晶情況良好，晶粒度適中。鍛造處理后，衍射峰的位置未發(fā)生偏移，僅隨著變形量的增加，（002）α衍射峰的強(qiáng)度增強(qiáng)。次生α相生長具有擇優(yōu)取向的特點(diǎn)，反映在XRD圖譜中，表現(xiàn)出較強(qiáng)的（002）α衍射峰[26]。結(jié)合圖 7 與圖 8 分析相組成與組織演變之間規(guī)律，鍛造過程不僅可以增大元素的固溶度，提升原子擴(kuò)散速率，促進(jìn)沿晶界富集的等軸α相穩(wěn)定元素Al在β相內(nèi)均勻分布，便于均勻形核，加快β相向α相轉(zhuǎn)變。還可以增大β相和等軸α相的自由能差，提升相變驅(qū)動(dòng)力，從而促進(jìn)了次生α相的析出[27]，因此，鍛造后的界面區(qū)域的組織如圖 7和圖 8所示，由等軸α相、次生α相及少量β相組成。
變形量對鍛造加工后擴(kuò)散連接界面處合金組織種類影響不大，但是對等軸α相的尺寸和次生α相的含量卻存在一定的影響。圖 9所示為原始棒材、擴(kuò)散連接棒材及鍛造后棒材內(nèi)部等軸α相的尺寸變化規(guī)律，擴(kuò)散連接后等軸α相的尺寸由 15μm增大到26 μm。等軸α相尺寸的長大是由于擴(kuò)散連接過程中，較高的溫度為等軸α相的長大提供了驅(qū)動(dòng)力，導(dǎo) 致其尺寸顯著增大。隨著鍛造變形量的增加，等軸α相平均尺寸從鍛造前的 26μm分別降低到 20%、40%、60% 變形量的 21、18、16 μm。在鍛造過程中大尺寸等軸α相被破碎，逐漸實(shí)現(xiàn)球化、細(xì)化，最終表現(xiàn)出隨變形量的增加，等軸α相的尺寸逐漸減小。從圖 7（b）、圖 7（d）、圖 7（f）可以看出，隨變形量的增加，等軸α相尺寸呈現(xiàn)降低趨勢的同時(shí)次生α相（β轉(zhuǎn)變組織）含量逐漸增加。變形量較小時(shí)，位錯(cuò)密度、空位密度和空位團(tuán)密度也相對較小，次生α相優(yōu)先在相界和晶界處形核，并向β相內(nèi)長大形成層片狀 次生α。隨變形量增加，β相內(nèi)產(chǎn)生大量位錯(cuò)和空位團(tuán)等缺陷，次生α相在晶界、相界和 β相內(nèi)同時(shí)形核與長大，導(dǎo)致次生α相的含量逐漸增加[28]；另一方面，隨著變形程度的增加，TC4鈦合金棒材的比表面積增大，冷卻速度加快，產(chǎn)生的次生α相來不及長大[29]，導(dǎo)致析出的次生α相尺寸較小，含量增加。
2.4 變形量對擴(kuò)散連接界面力學(xué)性能的影響
圖 10 所示為原始棒材、擴(kuò)散連接棒材及鍛造后TC4鈦合金棒材的室溫拉伸性能，原始態(tài)的 TC4鈦合金棒材抗拉強(qiáng)度為 960 MPa，延伸率為 20.6%。包含擴(kuò)散連接區(qū)域的擴(kuò)散連接棒材的抗拉強(qiáng)度為938 MPa，強(qiáng)度為原始態(tài)棒材的 97.7%，達(dá)到 95% 以上，其延伸率僅為 7%。擴(kuò)散連接后 TC4鈦合金棒材的強(qiáng)度和塑性均下降，特別是塑性降低明顯。這是 由于擴(kuò)散連接過程中在棒材擴(kuò)散端表面形成的氧化膜對界面的冶金結(jié)合有一定的阻礙作用[30]，同時(shí)由于高溫下等軸α相尺寸會(huì)顯著增大（如圖 9所示），這些因素均導(dǎo)致擴(kuò)散連接后合金的強(qiáng)度和塑性均呈現(xiàn)下降趨勢[31]。
TC4鈦合金棒材經(jīng)過鍛造后，抗拉強(qiáng)度由938 MPa提高到 950 MPa 以上，延伸率由 7% 提高到 14% 以上（圖 10），接近并達(dá)到原始棒材的性能。鍛造后強(qiáng)度和塑性的升高，一方面是由于等軸α相顯著細(xì)化、次生α相數(shù)量增多，增加的相界在拉伸過程中可以有效地抑制位錯(cuò)源的開動(dòng)，在細(xì)晶強(qiáng)化和兩相界面強(qiáng)化的作用下，合金的強(qiáng)度會(huì)有一定的提升；另一方面，在鍛造變形過程中，高溫下擴(kuò)散連接界面處形成的氧化膜會(huì)發(fā)生破裂，進(jìn)而促進(jìn)元素?cái)U(kuò)散，使界面完全消失（圖 7），進(jìn)一步提高了界面的冶金結(jié)合質(zhì)量，提升合金的強(qiáng)度和延伸率。因此，隨著鍛造變形量的增加，在等軸α相細(xì)化與次生α相增殖協(xié)同作用下，擴(kuò)散連接合金的抗拉強(qiáng)度升高，特別是當(dāng)變形量達(dá)到 60%時(shí)，其抗拉強(qiáng)度達(dá) 956 MPa，與原始棒材的強(qiáng)度相當(dāng)。但由于鍛造變形后生成的次生α相導(dǎo)致的相界增多，對滑移的阻力增大，能夠迅速在相界和晶界處產(chǎn)生位錯(cuò)塞積，促進(jìn)拉伸過程中孔洞和裂紋的過早形成，因此當(dāng)變形量達(dá)到60%時(shí)合金的塑性又有所降低[32]，延伸率呈現(xiàn)降低趨勢。當(dāng)變形量為40%時(shí)，等軸α相和次生α相含量達(dá)到較優(yōu)匹配度，其抗拉強(qiáng)度為 950 MPa， 延伸率為17.5%，為較優(yōu)鍛造工藝。
圖11所示為不同狀態(tài)TC4鈦合金棒材拉伸斷口形貌，原始棒材斷口表面可見大量的韌窩（圖11（a）），為典型的韌性斷裂。圖 11（b）為擴(kuò)散連接棒材的斷口形貌，斷口宏觀形貌表面較為平整，未見韌窩，試樣在擴(kuò)散連接界面處發(fā)生斷裂，屬于典型的脆性斷裂[31]；在該斷口表面存在黑色塊狀物，經(jīng)能譜分析，Ti 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 79.39%，O 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 4.50%，C 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 7.84%，因此可以判定為氧化物，這些氧化物的存在也是導(dǎo)致如圖 10 中所示擴(kuò)散連接后 TC4鈦合金棒材強(qiáng)塑性降低的原因。圖 11（c）— 圖 11（e）為不同變形量鍛造態(tài)試樣的斷口形貌，斷口中心區(qū)域?yàn)槔w維區(qū)，外部一圈為剪切唇，周圍還伴有撕裂棱，表面可以看到大小不一、分布不均的韌窩以及孔洞，裂紋源的位置處于纖維區(qū)，斷裂發(fā)生過程中會(huì)經(jīng)歷孔洞成核、生長、直到孔洞融合，與原始狀態(tài)試樣的斷裂形式相同，為典型的韌性斷裂。變形量為 40% 時(shí)，斷口上纖維區(qū)所占比例較大，試樣的塑性較好。變形量為 60% 時(shí)，纖維區(qū)的孔洞數(shù)量較多，有利于孔洞的聯(lián)生和裂紋的擴(kuò)展，導(dǎo)致試樣的塑性降低[33-35, 10]。斷口形貌表現(xiàn)出的試樣斷裂方式，與圖 10 中的力學(xué)測試結(jié)果保持一致。
3、 結(jié)論
1）鍛造后擴(kuò)散連接界面完全消失，促進(jìn)了次生α相的析出，擴(kuò)散連接界面所在區(qū)域的顯微組織由等軸α相、次生α相和少量的β相組成。
2）鍛造過程中等軸α相被破碎，實(shí)現(xiàn)球化、細(xì)化，隨著變形量的增加，等軸α相尺寸降低，次生α相的體積分?jǐn)?shù)增大。
3）隨著鍛造變形量的增加，抗拉強(qiáng)度呈現(xiàn)升高趨勢，當(dāng)變形量為40%時(shí)，其抗拉強(qiáng)度達(dá)到950 MPa，延伸率達(dá)到 17.5%。鍛造后合金的斷裂方式轉(zhuǎn)變?yōu)轫g性斷裂。
參考文獻(xiàn)：
[1] 王欣, 羅學(xué)昆, 宇波, 等 . 航空航天用鈦合金表面工程技術(shù)研究進(jìn)展[J]. 航空制造技術(shù), 2022, 65(4):14-24.
[2] 吝媛, 楊奇, 黃拓, 等. Ti9148鈦合金β-相晶粒長大行為[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2022, 13(2):93-97.
[3] 任德春, 蘇虎虎, 張慧博, 等 . 冷旋鍛變形對 TB9 鈦合金顯微 組 織 和 拉 伸 性 能 的 影 響 [J]. 金 屬 學(xué) 報(bào) , 2019, 55(4):480-488.
[4] 劉小剛, 張順, 李百洋, 等 . TC4 時(shí)效相變及擴(kuò)散連接的分子動(dòng)力學(xué)模擬[J]. 稀有金屬材料與工程, 2018, 47(10):3045-3051.
[5] REN D C, LI S J, WANG H, et al. Fatigue behavior of Ti-6Al-4V cellular structures fabricated by additive manufacturing technique[J]. Journal of Materials Science and Technology, 2019, 35(2):285-294.
[6] 謝洪昊, 陳澤中 . 鈦基非晶合金電子束焊接熱力耦合模擬及非晶化[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2017, 8(1):112-117.
[7] 程晨, 雷旻, 萬明攀, 等 . BT25 鈦合金高溫變形行為[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2017, 8(6):51-56.
[8] 吳國華, 張國慶, 童鑫, 等 . 鎂稀土合金焊接工藝及組織性能研究現(xiàn)狀與展望[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2021, 12(1):116-125.
[9] 鄧同生, 李尚, 盧嬌, 等 . 稀土元素對鈦合金蠕變性能影響規(guī)律綜述[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2018, 9(6):94-98.
[10] 唐婷婷, 林鵬, 池成忠, 等 . TC4合金相變超塑性擴(kuò)散連接接頭組織與性能研究[J]. 熱加工工藝, 2018, 47(1):41-44, 48.
[11] 李細(xì)鋒, 李天樂, 安大勇, 等. 鈦合金及其擴(kuò)散焊疲勞特性研究進(jìn)展[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2022, 58(4):473-485.
[12] CALVO F A, SALAZAR J M, URENA A, et al. Diffusion bonding of Ti-6Al-4V alloy at low temperature: metallurgical aspects[J]. Journal of Materials Science, 1992, 27(2):391-398．
[13] LEE H S, YOON J H, YI Y M, et al. Oxidation behavior of titanium alloyunder diffusion bonding[J]. Thermochimica Acta, 2007, 455(1/2):105-108．
[14] SANDERS D G, RAMULU M. Examination of superplastic forming combined with diffusion bonding for titanium: Perspective from experience[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2003, 13(6):744-752．
[15] 施曉琦 . 鈦合金超塑成形/擴(kuò)散連接組合工藝研究[D]. 南京: 南京航空航天大學(xué), 2007.
[16] 毛衛(wèi)民, 楊平. 金屬多晶體晶粒長大時(shí)晶界的遷移行為[J].中國科學(xué):技術(shù)科學(xué), 2014, 44(9):911-916.
[17] 鄒煜申 . 含硬α夾雜鈦合金輪盤疲勞裂紋擴(kuò)展特性研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2018.
[18] 程亮, 李強(qiáng), 李啟壽, 等 . TC4 與 93W 合金熱等靜壓擴(kuò)散連接技術(shù)研究[J]. 焊接, 2015(5):18-20.
[19] 吳會(huì)平, 鈦合金擴(kuò)散連接的界面力學(xué)性能及機(jī)理研究[D].上海:上海交通大學(xué), 2020.
[20] 黃祥云, 何磊, 曾亮亮, 等 . 晶界擴(kuò)散 Dy60Co35Ga5合金對燒結(jié)釹鐵硼磁體磁性能及熱穩(wěn)定性的影響[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2019, 10(2):104-109.
[21] LI H, LIU H B， YU W X， et al. Fabrication of high strength bond of Ti-17 alloy using pressbonding under a high bonding pressure[J]. Materials Letters, 2013, 108(1):212-214.
[22] ESLAMI P, TAHERI A K. An investigation on diffusion bonding of aluminum to copper using equal channel angular extrusion process[J]. Materials Letters, 2011, 65(12):1862-1864.
[23] 高文靜, 雷君相 . 擴(kuò)散連接技術(shù)在鈦合金加工中的應(yīng)用及 研 究 進(jìn) 展 [J]. 有 色 金 屬 材 料 與 工 程 , 2017, 38(4):239-246.
[24] 王敏, 郭鴻鎮(zhèn). 鈦合金與不銹鋼超塑性擴(kuò)散連接工藝及機(jī)理研究[J]. 稀有金屬材料與工程, 2010, 39(11):1964-1969.
[25] 屈鵬鵬, 曾亮亮, 黃祥云, 等 . 晶界擴(kuò)散 Dy-Al-Ga 對釹鐵硼磁體的磁性能和微觀組織的影響[J]. 有色金屬科學(xué)與工程, 2019, 10(3):64-68.
[26] 毛江虹, 楊曉康, 羅斌莉, 等 . 熱處理溫度對 TC4ELI 合金組織與性能的影響[J]. 金屬熱處理, 2020,45(2):166-174.
[27] 張雪敏, 陳秉剛, 李巍,等 . 固溶溫度對 Ti150 合金棒材組織及力學(xué)性能的影響[J]. 鈦工業(yè)進(jìn)展, 2019, 36(3):31-34.
[28] 王博涵, 程禮, 崔文斌, 等 . 鍛造工藝對 TC4鈦合金組織和力學(xué)性能的影響[J]. 熱加工工藝, 2021, 50(23):17-21.
[29] 吳晨, 馬保飛, 肖松濤, 等 . 航天緊固件用 TC4鈦合金棒材固溶時(shí)效后的組織與性能[J]. 金屬熱處理, 2021, 46(11):166-169.
[30] 孫明月, 徐斌, 謝碧君, 等 . 大鍛件均質(zhì)化構(gòu)筑成形研究進(jìn)展[J]. 科學(xué)通報(bào), 2020, 65(27):3044-3058, 3043.
[31] 鄧武警, 邵杰, 曾元松, 等 . 熱處理對 SPF/DB 后鈦合金組織及性能的影響[J]. 航空制造技術(shù), 2013(16):55-57, 64.
[32] 王濤, 郭鴻鎮(zhèn), 張永強(qiáng), 等 . 熱鍛溫度對 TG6 高溫鈦合金顯微組織和力學(xué)性能的影響[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2010, 46(8):913-920.
[33] 張棟 . 金屬失效斷口形貌判斷[J]. 航天工藝, 1986(2):27-34.
[34] 陳劍虹, 曹睿 . 焊縫金屬解理斷裂微觀機(jī)理[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2017, 53(11):1427-1444.
[35] 馮祥利, 王磊, 劉楊 . Q460鋼焊接接頭組織及動(dòng)態(tài)斷裂行為的研究[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2016, 52(7):787-796.
相關(guān)鏈接
