材料成型基本原理課后答案(一)

第一章習題

1.液體與固體及氣體比較各有哪些異同點？哪些現(xiàn)象說明金屬的

熔化并不是原子間結(jié)合力的全部破壞？

答：(1)液體與固體及氣體比較的異同點可用下表說明

相同點不同點

液具有流動性，不能承受切應力；遠程無序，

具有自由表

近程有序

面；可壓

固

縮性很低不具有流動性，可承受切應力；遠程有序

液完全占據(jù)容器遠程無序，近程有序；有自由表面；可壓

空間并取縮性很低

得容器內(nèi)

氣腔形狀；完全無序；無自由表面；具有很高的壓縮

具有流動性

性

(2)金屬的熔化不是并不是原子間結(jié)合力的全部破壞可從以下二個

方面說明：

①物質(zhì)熔化時體積變化、燃變及焙變一般都不大。金屬熔化時典型

的體積變化AV/V為3%?5%左右，表明液體的原子間距接近于固

體，在熔點附近其系統(tǒng)混亂度只是稍大于固體而遠小于氣體的混

亂度。

②金屬熔化潛熱AH.約為氣化潛熱AR,的1/15~1/30,表明熔化時其

內(nèi)部原子結(jié)合鍵只有部分被破壞。

由此可見，金屬的熔化并不是原子間結(jié)合鍵的全部破壞，液體金屬內(nèi)

原子的局域分布仍具有一定的規(guī)律性。

2.如何理解偶分布函數(shù)g（r）的物理意義？液體的配位數(shù)弗、平

均原子間距n各表示什么？

答：分布函數(shù)g（r）的物理意義：距某一參考粒子r處找到另一個粒

子的兒率，換言之，表示離開參考原子（處于坐標原子r=0）距離

為r的位置的數(shù)密度P（r）對于平均數(shù)密度P。（=N/V）的相對

偏差。

N1表示參考原子周圍最近鄰（即第一殼層）原子數(shù)。

r,表示參考原子與其周圍第一配位層各原子的平均原子間距，也

表示某液體的平均原子間距。

3.如何認識液態(tài)金屬結(jié)構(gòu)的“長程無序”和“近程有序”？試舉幾

個實驗例證說明液態(tài)金屬或合金結(jié)構(gòu)的近程有序（包括拓撲短程

序和化學短程序）。

答：（1）長程無序是指液體的原子分布相對于周期有序的晶態(tài)固體是

不規(guī)則的，液體結(jié)構(gòu)宏觀上不具備平移、對稱性。

近程有序是指相對于完全無序的氣體，液體中存在著許多不?！坝问帯?/p>

著的局域有序的原子集團

(2)說明液態(tài)金屬或合金結(jié)構(gòu)的近程有序的實驗例證

①偶分布函數(shù)的特征

對于氣體，由于其粒子(分子或原子)的統(tǒng)計分布的均勻性，其偶分

布函數(shù)g(r)在任何位置均相等，呈一條直線g(r)=l。晶態(tài)固體

因原子以特定方式周期排列，其g(r)以相應的規(guī)律呈分立的若

干尖銳峰。而液體的g(r)出現(xiàn)若干漸衰的鈍化峰直至兒個原子

間距后趨于直線g(r)=l,表明液體存在短程有序的局域范圍，

其半徑只有兒個原子間距大小。

②從金屬熔化過程看

物質(zhì)熔化時體積變化、煽變及焰變一般都不大。金屬熔化時典型的體

積變化AV/V為3%?5%左右，表明液體的原子間距接近于固體，

在熔點附近其系統(tǒng)混亂度只是稍大于固體而遠小于氣體的混亂

度。另一方面,金屬熔化潛熱八乩約為氣化潛熱AL的1/15^1/30,

表明熔化時其內(nèi)部原子結(jié)合鍵只有部分被破壞。由此可見，金屬

的熔化并不是原子間結(jié)合鍵的全部破壞，液體金屬內(nèi)原子的局域

分布仍具有一定的規(guī)律性?？梢哉f，在熔點(或液相線)附近，

液態(tài)金屬(或合金)的原子集團內(nèi)短程結(jié)構(gòu)類似于固體。

③Richter等人利用X衍射、中子及電子衍射手段，對堿金屬、Au、

Ag、Pb和T1等熔體進行了十多年的系統(tǒng)研究，認為液體中存在

著拓撲球狀密排結(jié)構(gòu)以及層狀結(jié)構(gòu)，它們的尺寸范圍約為

7

10-10cm0

④Reichert觀察到液態(tài)Pb局域結(jié)構(gòu)的五重對稱性及二十面體的存

在，并推測二十面體存在于所有的單組元簡單液體。

⑤在Li-Pb、Cs-Au、Mg-Bi、Mg-Zn、Mg-Sn.CuTi、Cu-Sn、A-Mg、

Al-Fe等固態(tài)具有金屬間化合物的二元熔體中均被發(fā)現(xiàn)有化學短

程序的存在。

4.如何理解實際液態(tài)金屬結(jié)構(gòu)及其三種“起伏”特征？

答：理想純金屬是不存在的，即使非常純的實際金屬中總存在著大量

雜質(zhì)原子。實際金屬和合金的液體由大量時聚時散、此起彼伏游

動著的原子團簇、空穴所組成，同時也含有各種固態(tài)、液態(tài)或氣

態(tài)雜質(zhì)或化合物，而且還表現(xiàn)出能量、結(jié)構(gòu)及濃度三種起伏特征,

其結(jié)構(gòu)相當復雜。

能量起伏是指液態(tài)金屬中處于熱運動的原子能量有高有低，同一原子

的能量也在隨時間不停地變化，時高時低的現(xiàn)象。

結(jié)構(gòu)起伏是指液態(tài)金屬中大量不停“游動”著的原子團簇不斷地分化

組合，由于“能量起伏”，一部分金屬原子（離子）從某個團簇

中分化出去，同時又會有另一些原子組合到該團簇中，此起彼伏,

不斷發(fā)生著這樣的漲落過程，似乎原子團簇本身在“游動”一樣,

團簇的尺寸及其內(nèi)部原子數(shù)量都隨時間和空間發(fā)生著改變的現(xiàn)

象。

濃度起伏是指在多組元液態(tài)金屬中，由于同種元素及不同元素之間的

原子間結(jié)合力存在差別，結(jié)合力較強的原子容易聚集在一起，把

別的原于排擠到別處，表現(xiàn)為游動原子團簇之間存在著成分差

異，而且這種局域成分的不均勻性隨原子熱運動在不時發(fā)生著變

化的現(xiàn)象。

5.根據(jù)圖1T0及式（1-7）說明為動力學粘度n的物理意義，并

討論液體粘度n（內(nèi)摩擦阻力）與液體的原子間結(jié)合力之間的

關系。

答：物理意義：作用于液體表面的應力T大小與垂直于該平面方向

上的速度梯度dVx/dy的比例系數(shù)。

通常液體的粘度表達式為〃=cexp（u/k“）。這里卻為Bolzmann常

數(shù)，U為無外力作用時原子之間的結(jié)合能（或原子擴散勢壘），C

為常數(shù)，T為熱力學溫度。根據(jù)此式，液體的粘度n隨結(jié)合能U

按指數(shù)關系增加，這可以理解為，液體的原子之間結(jié)合力越大，

則內(nèi)摩擦阻力越大，粘度也就越高。

6.總結(jié)溫度、原子間距（或體積）、合金元素或微量元素對液體粘

度n高低的影響。

答：n與溫度T的關系受兩方面（正比的線性及負的指數(shù)關系）所

共同制約，但總的趨勢隨溫度T而下降。

粘度隨原子間距6增大而降低，與蘇成反比。

合金組元或微量元素對合金液粘度的影響比較復雜。許多研究者曾嘗

試描述二元合金液的粘度規(guī)律，其中M-H（Moelwyn-Hughes）模

型為：

〃=(X]〃]+X2%)1-2^7

\A//

(1-9)

式中5、L、Xi、X2分別為純?nèi)軇┖腿苜|(zhì)的粘度及各自在溶液中的

mole分數(shù)，R為氣體常數(shù)，中為兩組元的混合熱。按M-H模型,

如果混合熱中為負值，合金元素的增加會使合金液的粘度上升。

根據(jù)熱力學原理，為負值表明異類原子間結(jié)合力大于同類原

子，因此摩擦阻力及粘度隨之提高。M-H模型得到了一些實驗結(jié)

果的驗證。

當溶質(zhì)與溶劑在固態(tài)形成金屬間化合物，由于合金液中存在異類原子

間較強的化學結(jié)合鍵，合金液的粘度將會明顯高于純?nèi)軇┙饘僖?/p>

的粘度。

當合金液中存在表面及界面活性微量元素(如Al-Si合金變質(zhì)元素

Na)時，由于冷卻過程中微量元素抑制原子集團的聚集長大，將

阻礙金屬液粘度的上升。通常，表面活性元素使液體粘度降低，

非表面活性雜質(zhì)的存在使粘度提高。

7.過共析鋼液H=0.0049Pa.S,鋼液的密度為7000kg/m3,表面張

力為1500mN/m,加鋁脫氧，生成密度為5400kg/n?的AU)3,如

能使Ah。，顆粒上浮到鋼液表面就能獲得質(zhì)量較好的鋼。假如脫

氧產(chǎn)物在1524mm深處生成，試確定鋼液脫氧后2min上浮到鋼液

表面的Ah。：最小顆粒的尺寸。

2

,,_2g{pm-pB}r

答：根據(jù)流體力學的斯托克斯公式：97,式中：。為

夾雜物和氣泡的上浮速度，r為氣泡或夾雜的半徑，Pm為液體合

金密度，PB為夾雜或氣泡密度，g為重力加速度。

r=l--VT1-=1.34x1O-4

2

Vg（P"「PB）m

分析物質(zhì)表面張力產(chǎn)生的原因以及與物質(zhì)原子間結(jié)合力的關系。

答：表面張力是由于物體在表面上的質(zhì)點受力不均所造成。由于液體

或固體的表面原子受內(nèi)部的作用力較大，而朝著氣體的方向受力

較小，這種受力不均引起表面原子的勢能比內(nèi)部原子的勢能高。

因此，物體傾向于減小其表面積而產(chǎn)生表面張力。

原子間結(jié)合力越大，表面內(nèi)能越大，表面張力也就越大。但表面張力

的影響因素不僅僅只是原子間結(jié)合力，與上述論點相反的例子大

量存在。研究發(fā)現(xiàn)有些熔點高的物質(zhì)，其表面張力卻比熔點低的

物質(zhì)低，如蛇與Zn同樣都是二價金屬，Mg的熔點為650C,Zn

的熔點為420C,但Mg的表面張力為559mN/m；Zn的表面張力

卻為782mN/m。此外，還發(fā)現(xiàn)金屬的表面張力往往比非金屬大幾

十倍，而比鹽類大幾倍。這說明單靠原子間的結(jié)合力是不能解釋

一切問題的。對于金屬來說，還應當從它具有自由電子這一特性

去考慮。

9.表面張力與界面張力有何異同點？界面張力與界面兩側(cè)（兩相）

質(zhì)點間結(jié)合力的大小有何關系?

答：界面張力與界面自由能的關系相當于表面張力與表面自由能的關

系，即界面張力與界面自由能的大小和單位也都相同。表面與界

面的差別在于后者泛指兩相之間的交界面，而前者特指液體或固

體與氣體之間的交界面，但更嚴格說，應該是指液體或固體與其

蒸汽的界面。廣義上說，物體（液體或固體）與氣相之間的界面

能和界面張力為物體的表面能和表面張力。

當兩個相共同組成一個界面時，其界面張力的大小與界面兩側(cè)（兩相）

質(zhì)點間結(jié)合力的大小成反比，兩相質(zhì)點間結(jié)合力越大，界面能越

小，界面張力就越小；兩相間結(jié)合力小，界面張力就大。相反，

同一金屬（或合金）液固之間，由于兩者容易結(jié)合，界面張力就

小。

10.液態(tài)金屬的表面張力有哪些影響因素？試總結(jié)它們的規(guī)律。

答：液態(tài)金屬的表面張力的影響因素有：

（1）原子間結(jié)合力

原子間結(jié)合力越大，表面內(nèi)能越大，表面張力也就越大。但表面張力

的影響因素不僅僅只是原子間結(jié)合力，研究發(fā)現(xiàn)有些熔點高的物

質(zhì)，其表面張力卻比熔點低的物質(zhì)低。此外，還發(fā)現(xiàn)金屬的表面

張力往往比非金屬大幾十倍，而比鹽類大幾倍。這說明單靠原子

間的結(jié)合力是不能解釋一切問題的。對于金屬來說，還應當從它

具有自由電子這一特性去考慮。

(2)溫度

液態(tài)金屬表面張力通常隨溫度升高而下降，因為原子間距隨溫度升高

而增大。

(3)合金元素或微量雜質(zhì)元素

合金元素或微量雜質(zhì)元素對表面張力的影響，主要取決于原子間結(jié)合

力的改變。向系統(tǒng)中加入削弱原子間結(jié)合力的組元，會使表面張

力減小，使表面內(nèi)能降低，這樣，將會使表面張力降低。

合金元素對表面張力的影響還體現(xiàn)在溶質(zhì)與溶劑原子體積之差。當溶

質(zhì)的原子體積大于溶劑原子體積，由于造成原子排布的畸變而使

勢能增加，所以傾向于被排擠到表面，以降低整個系統(tǒng)的能量。

這些富集在表面層的元素，由于其本身的原子體積大，表面張力

低，從而使整個系統(tǒng)的表面張力降低。原子體積很小的元素，如

0、S、N等，在金屬中容易進入到熔劑的間隙使勢能增加，從而

被排擠到金屬表面，成為富集在表面的表面活性物質(zhì)。由于這些

元素的金屬性很弱，自由電子很少，因此表面張力小，同樣使金

屬的表面張力降低。

(4)溶質(zhì)元素的自由電子數(shù)目

大凡自由電子數(shù)目多的溶質(zhì)元素，由于其表面雙電層的電荷密度大，

從而造成對金屬表面壓力大，而使整個系統(tǒng)的表面張力增加?；?/p>

合物表面張力之所以較低，就是由于其自由電子較少的緣故。

11.設凝固后期枝晶間液體相互隔絕，液膜兩側(cè)晶粒的拉應力為1.5

x103Mpa,液膜厚度為1.IX103m,根據(jù)液膜理論計算產(chǎn)生熱裂

的液態(tài)金屬臨界表面張力。

答：fT/2=0.825N/m

12.試述液態(tài)金屬充型能力與流動性間的聯(lián)系和區(qū)別，并分析合金

成分及結(jié)晶潛熱對充型能力的影響規(guī)律。

答：（1）液態(tài)金屬充滿鑄型型腔，獲得形狀完整、輪廓清晰的鑄件的

能力，即液態(tài)金屬充填鑄型的能力，簡稱為液態(tài)金屬充型能力。

液態(tài)金屬本身的流動能力稱為“流動性”，是液態(tài)金屬的工藝性

能之一。液態(tài)金屬的充型能力首先取決于金屬本身的流動能力，

同時又受外界條件，如鑄型性質(zhì)、澆注條件、鑄件結(jié)構(gòu)等因素的

影響，是各種因素的綜合反映。

在工程應用及研究中，通常，在相同的條件下（如相同的鑄型性質(zhì)、

澆注系統(tǒng)，以及澆注時控制合金液相同過熱度，等等）澆注各種

合金的流動性試樣，以試樣的長度表示該合金的流動性，并以所

測得的合金流動性表示合金的充型能力。因此可以認為：合金的

流動性是在確定條件下的充型能力。對于同一種合金，也可以用

流動性試樣研究各鑄造工藝因素對其充型能力的影響。

（2）合金的化學成分決定了結(jié)晶溫度范圍，與流動性之間存在一定的

規(guī)律。一般而言，在流動性曲線上，對應著純金屬、共晶成分和

金屬間化合物之處流動性最好?，流動性隨著結(jié)晶溫度范圍的增大

而下降，在結(jié)晶溫度范圍最大處流動性最差，也就是說充型能力

隨著結(jié)晶溫度范圍的增大而越來越差。因為對于純金屬、共晶和

金屬間化合物成分的合金，在固定的凝固溫度下，已凝固的固相

層由表面逐步向內(nèi)部推進，固相層內(nèi)表面比較光滑，對液體的流

動阻力小，合金液流動時間長，所以流動性好，充型能力強。而

具有寬結(jié)晶溫度范圍的合金在型腔中流動時'，斷面上存在著發(fā)達

的樹枝晶與未凝固的液體相混雜的兩相區(qū)，金屬液流動性不好，

充型能力差。

⑶對于純金屬、共晶和金屬間化合物成分的合金，在一般的澆注條

件下，放出的潛熱越多，凝固過程進行的越慢，流動性越好，充

型能力越強；而對于寬結(jié)晶溫度范圍的合金，由于潛熱放出

15?20%以后，晶粒就連成網(wǎng)絡而停止流動，潛熱對充型能力影響

不大。但也有例外的情況，由于Si晶體結(jié)晶潛熱為a-Al的4

倍以上，Al-Si合金由于潛熱的影響，最好流動性并不在共晶成

分處。

13.某飛機制造廠的一牌號Al-Mg合金（成分確定）機翼因鑄造常

出現(xiàn)“澆不足”缺陷而報廢，如果你是該廠工程師，請問可采取

哪些工藝措施來提高成品率？

答：機翼鑄造常出現(xiàn)“澆不足”缺陷可能是由金屬液的充型能力不足

造成的，可采取以下工藝提高成品率：

（1）使用小蓄熱系數(shù)的鑄型來提高金屬液的充型能力；采用預熱鑄

型，減小金屬與鑄型的溫差，提高金屬液充型能力。

(2)提高澆注溫度，加大充型壓頭，可以提高金屬液的充型能力。

(3)改善澆注系統(tǒng)，提高金屬液的充型能力。

第二章習題解答

1.已知某半無限大板狀鑄鋼件的熱物性參數(shù)為：導熱系數(shù)入=46.5

W/(m-K),比熱容C=460.5J/(kg?K),密度P=7850kg/m3,

取澆鑄溫度為1570C,鑄型的初始溫度為20℃。用描點作圖法

繪出該鑄件在砂型和金屬型鑄模(鑄型壁均足夠厚)中澆鑄后

0.02h、0.2h時刻的溫度分布狀況并作分析比較。鑄型的有關熱

物性參數(shù)見表2-2o

解：(1)砂型：4=口2965%="2Q02=639

T_瓦丁io+b2T20

界面溫度：‘一比+”=1497℃

鑄件的熱擴散率：/=1.3xl05m7s

erf

T\=4+(乙0_Ti)I,r——-

根據(jù)公式I?而J分別計算出兩種時刻鑄

件中的溫度分布狀況見表1。

表1鑄件在砂型中凝固時的溫度分布

與鑄型表面距離00.020.040.060.080.10

(m)

溫度t=0.02h149715231545155915661569

(℃時

)t=0.20h149715051513152115281535

時

根據(jù)表1結(jié)果做出相應溫度分布曲線見圖lo

(2)金屬型：4=而6=12965%=山2P2=15434

T_47|()+bJX)

界面溫度：‘一4+%=727.6℃

同理可分別計算出兩種時刻鑄件中的溫度分布狀況見表2與

圖20

表2鑄件在金屬型中凝固時的溫度分布

與鑄型表面距離00.020.040.060.080.10

(m)

溫度t=0.02h727.610301277143815201555

(℃時

t=0.20h727.6823915100510801159

時

T/*Ct=0.02hT/,C

16001加二■*■t1600t=0.02h

t=O.Oh

14001400

12001200/t=0.2h

10001000

800800(

600600

400400

---------1----------1----------1----------1---------*—?200

00.020.040.060.080.100.020.040.060.080.1

距離/m距離/m

圖1鑄件在砂型中凝固時的溫度分布曲線圖2鑄件在金屬型中凝固時的溫度分布曲線

(3)分析：采用砂型時，鑄件金屬的冷卻速度慢，溫度梯度分布

平坦，與鑄型界面處的溫度高，而采用金屬鑄型時相反。原因在

于砂型的蓄熱系數(shù)b比金屬鑄型小得多。

2.采用(277)、(2-18)兩式計算凝固過程中的溫度分布與實際溫

度分布狀況是否存在誤差？分析誤差產(chǎn)生的原因，說明什么情況

下誤差相對較??？

解：是有誤差的。因為在推導公式時做了多處假設與近似處理，如:

①沒有考慮結(jié)晶潛熱。若結(jié)晶潛熱小，則誤差就??；

②假設鑄件的熱物理參數(shù)4、G、8與鑄型的熱物理參數(shù)4、,2、A

不隨溫度變化。若它們受溫度影響小，則誤差就小；

③沒有考慮界面熱阻。若界面熱阻不大，則誤差就??；

④假設鑄件單向散熱，因此只能用于半無限大平板鑄件溫度場得估

算，對于形狀差異大的鑄件不適用。

3.凝固速度對鑄件凝固組織、性能與凝固缺陷的產(chǎn)生有重要影響。

試分析可以通過哪些工藝措施來改變或控制凝固速度？

解：①改變鑄件的澆注溫度、澆鑄方式與澆鑄速度；

②選用適當?shù)蔫T型材料和起始(預熱)溫度；

③在鑄型中適當布置冷鐵、冒口與澆口；

④在鑄型型腔內(nèi)表面涂敷適當厚度與性能的涂料。

4.比較同樣體積大小的球狀、塊狀、板狀及桿狀鑄件凝固時間的長

短。

解：一般在體積相同的情況下上述物體的表面積大小依次為：A球〈A塊

〈A板〈A桿

根據(jù)4=7與一了

所以凝固時間依次為：t球乂塊＞t板乂桿。

5.在砂型中澆鑄尺寸為300x300x20mm的純鋁板。設鑄型的初始溫

度為20℃,澆注后瞬間鑄件-鑄型界面溫度立即升至純鋁熔點

660℃,且在鑄件凝固期間保持不變。澆鑄溫度為670℃,金屬

與鑄型材料的熱物性參數(shù)見下表：

導熱系數(shù)比熱容C密度P熱擴散率結(jié)晶潛

3a

性入J/(kg?Kkg/m執(zhí)/、、、

m2/s

材料W/(m?K))J/kg

純鋁212120027006.5x10-53.9x105

砂型0.739184016002.5x10-7

試求：（1）根據(jù)平方根定律計算不同時刻鑄件凝固層厚度s,并作出

6T曲線;

（2）分別用“平方根定律”及“折算厚度法則”計算鑄件的完全凝

固時間，并分析差別。

解：（1）代入相關已知數(shù)解得：%=用應，=1475,

2名(1-720)

屈。+,Gio-T$)]=o.9433(i11mz4")

6=宜￡

根據(jù)公式K計算出不同時刻鑄件凝固層厚度S見下表，4一,曲線

見圖3o

T(S)020406080100120

§

4.26.07.38.49.410.

(m

0

(c

N(CLIJ

m)

圖3J—7關系曲線

(2)利用“平方根定律”計算出鑄件的完全凝固時間:

?。?10mm,代入公式解得：T=112.4(s)；

利用“折算厚度法則”計算鑄件的完全凝固時間：

R匕"丫

A'=8.824(mm)IP=87.5(s)

采用“平方根定律”計算出的鑄件凝固時間比“折算厚度法則”的計

算結(jié)果要長，這是因為“平方根定律”的推導過程沒有考慮鑄件

沿四周板厚方向的散熱。

6.右圖為一灰鑄鐵底座鑄件的斷面形狀，其厚度為30mm,利用“模

數(shù)法”分析砂型鑄造時底座的最后凝固部位，并估計凝固終了時

間.

解：將底座分割成A、B、C、D四類規(guī)則兒何體（見右下圖）J?,

：八

!120

查表2-3得：K=0.72(cm/V^r)—IH~n

??60

對A有：R=V/A=1.23cm

AAA->160<——?16（）

22

TA=RA/KA=2.9min

對B有：RB=VB/AB=1.33cm

22

TB=RB/KB=3.4min

對C有：Rc=Vc/Ac=l.2cm

22

TC=RC/Kc=2.57min

對D有:RD=VD/AD=1.26cm

22

TD=RD/KD=3.06min

因此最后凝固部位為底座中肋B處,凝固終了時間為3.4分鐘。

7.對于低碳鋼薄板，采用鴇極氨弧焊較容易實現(xiàn)單面焊雙面成形（背

面均勻焊透）。采用同樣焊接規(guī)范去焊同樣厚度的不銹鋼板或鋁

板會出現(xiàn)什么后果？為什么？

解：采用同樣焊接規(guī)范去焊同樣厚度的不銹鋼板可能會出現(xiàn)燒穿，這

是因為不銹鋼材料的導熱性能比低碳鋼差，電弧熱無法及時散開

的緣故；

相反，采用同樣焊接規(guī)范去焊同樣厚度的鋁板可能會出現(xiàn)焊不透，這

是因為鋁材的導熱能力優(yōu)于低碳鋼的緣故。

8.對于板狀對接單面焊焊縫，當焊接規(guī)范一定時，經(jīng)常在起弧部位

附近存在一定長度的未焊透，分析其產(chǎn)生原因并提出相應工藝解

決方案。

解：（1）產(chǎn)生原因：在焊接起始端，準穩(wěn)態(tài)的溫度場尚未形成，周圍

焊件的溫度較低，電弧熱不足以將焊件熔透，因此會出現(xiàn)一定長

度的未焊透。

（2）解決辦法：焊接起始段時焊接速度慢一些，對焊件進行充分預

熱，或焊接電流加大一些，待焊件熔透后再恢復到正常焊接規(guī)范。

生產(chǎn)中還常在焊件起始端固定一個引弧板，在引弧板上引燃電弧

并進行過渡段焊接，之后再轉(zhuǎn)移到焊件上正常焊接。

第三章金屬凝固熱力學與動力學

試述等壓時物質(zhì)自由能G隨溫度上升而下降以及液相自由能。隨溫

度上升而下降的斜率大于固相Gs的斜率的理由。并結(jié)合圖3-1

及式（3-6）說明過冷度AT是影響凝固相變驅(qū)動力AG的決定因

素。

答：（1）等壓時物質(zhì)自由能G隨溫度上升而下降的理由如下：

由麥克斯韋爾關系式：dG=-SdT+VdP

(1)

dF(x,y)=dx+

并根據(jù)數(shù)學上的全微分關系:

比較（1）式和（2）式得：〔方^「一相〔歹，

dG

~dT

等壓時dP=0此時

（3）

由于煽恒為正值，故物質(zhì)自由能G隨溫度上升而下降。

⑵液相自由能G,隨溫度上升而下降的斜率大于固相Gs的斜率的理由

如下：

因為液態(tài)煽大于固態(tài)煽，即：SL>Ss

>

即液相自由能GL隨溫度上升而下降的斜率大于固相Gs的

斜率。

⑶過冷度八丁是影響凝固相變驅(qū)動

力AG的決定因素的理由如下：

右圖即為圖3-1

其中："Gy表示液一固體積自由能之差

L表示液-固平衡凝固點

從圖中可以看出：

T>T?時，AG=Gs-GL>0,此時固相f液相

T=Tra時，AG=GS-GL=0,此時液固平衡

TV'時，AG=GS-GL<0,此時液相f固相

所以AG即為相變驅(qū)動力。

AGV

再結(jié)合（3-6）式來看，Tm

（其中：△乩一熔化潛熱，AT（=北一7）一過冷度）

由于對某一特定金屬或合金而言，Tm及AH”均為定值，

所以過冷度AT是影響凝固相變驅(qū)動力AG的決定因素。

怎樣理解溶質(zhì)平衡分配系數(shù)K。的物理意義及熱力學意義?

答：（1）K。的物理意義如下:

溶質(zhì)平衡分配系數(shù)K。定義為：特定

溫度T*下固相合金成分濃度C5

與液相合金成分濃度C：達到

平衡時的比值：

￡J

Ko=c￡

KO<1時，固相線、液相線構(gòu)成的張

角朝下，K。越小，固相線、液相線張開程度越大，開始結(jié)晶時與

終了結(jié)晶時的固相成分差別越大，最終凝固組織的成分偏析越嚴

重。

KO>1時，固相線、液相線構(gòu)成的張角朝上，K。越大，固相線、液相

線張開程度越大，開始結(jié)晶時與終了結(jié)晶時的固相成分差別越

大，最終凝固組織的成分偏析越嚴重。

(2)K。的熱力學意義如下：

根據(jù)相平衡熱力學條件，平衡時溶質(zhì)在固相及液相中化學位相等

3(7)="(7)

經(jīng)推導

LsK。與expl迎2

稀溶液時，力"于是有：孰rt

由(1)及(2)式可知溶質(zhì)平衡分配系數(shù)主

,《表面自由能

要取決于溶質(zhì)在液、固兩相中的標準化

學位，對于實際合金，還受溶質(zhì)在液、

固兩相中的活度系數(shù)/影響。平衡時溶\\o

質(zhì)在固相和液相中化學位相等，即'、、、一\

、

L/T\S/T、體積自由能/"*■'

Mei，")o當平衡被打破時，'、

\

欲達到新平衡，只有通,

過溶質(zhì)擴散改變液固兩相溶質(zhì)組元活度，從而建立新的平衡，使

O

3.結(jié)合圖3-3及圖3—4解釋臨界晶核半徑r*和形核功AG*的意義,

以及為什么形核要有一定過冷度。

答：(1)臨界晶核半徑r*的意義如下：

圖3-3液相中形成球形晶胚時自由能變化

r<r*時，產(chǎn)生的晶核極不穩(wěn)定，隨即消散;

r=r*時，產(chǎn)生的晶核處于介穩(wěn)狀態(tài)，既可消散也可生長；

r>r*時，不穩(wěn)定的晶胚轉(zhuǎn)化為穩(wěn)定晶核，開始大量形核。

故r*表示原先不穩(wěn)定的晶胚轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定晶核的臨界尺寸。

臨界形核功AG*的意義如下：

表示形核過程系統(tǒng)需克服的能量障礙，即形核“能壘”。只有當

AG2AG*時，液相才開始形核。

圖3-4液態(tài)金屬r。、r*與T的關系及臨界過冷度AT*

（2）形核必須要有一定過冷度的原因如下:

由形核功的公式:

AG*

3（均質(zhì)形

核）

(Tm-Vs)2—3cosB+cos^0

AGZ=3“"J4"

（非均質(zhì)形核）

對某種晶體而網(wǎng)上、T,”

言，Vs、

均為定值，AG*8AT-2,過冷度AT越小，形核功AG*越大，ATfO

時，AG*-8,這表明過冷度很小時難以形核，所以物質(zhì)凝固形

核必須要有一定過冷度。

4.比較式(3-14)與式(3-18)、式(3-15)與式(3-19),說明為

什么異質(zhì)形核比均質(zhì)形核容易，以及影響異質(zhì)形核的基本因素和

其它條件。

*=_2/M=2”匕?〃

答：AGy-AH

(3-14)

2%,%=2GsiyKm

rhe*=AGy-NH,E(3-18)

AG,J=等端(

3"N)(3-15)

3

_Tm-VsY2-3cos^+cos0

△Gj=31A3AHJT

(3-19)

(1)異質(zhì)形核比均質(zhì)形核容易的原因如F：

首先，從(3-14)式和(3-18)式可以看出:

非均質(zhì)形核時的球缺的臨界曲率半徑與均質(zhì)形核時的相同，但新生固

相的球缺實際體積卻比均質(zhì)形核時的晶核體積小得多，所以，

從本質(zhì)上說，液體中晶胚附在適當?shù)幕捉缑嫔闲魏耍w積比均

質(zhì)臨界晶核體積小得多時便可達到臨界晶核半徑。

再從(3-15)式和(3-19)式可以看出:

?,=—(2-3cos0+cos3。)■AG,*

AG4

2-3cos。+cos30

令4,其數(shù)值在o-l之間變化

則AG；”=/⑻皿

顯然接觸角。大小(晶體與雜質(zhì)基底相互潤濕程度)影響非均質(zhì)形核

的難易程度。

由于通常情況下，接觸角。遠小于180°,所以，非均質(zhì)形核功AG；，。遠

小于均質(zhì)形核功AG；”，，非均質(zhì)形核過冷度AT*比均質(zhì)形核的

要小得多。

綜合上述幾方面原因，所以異質(zhì)形核比均質(zhì)形核容易得多。

⑵影響異質(zhì)形核的基本因素如下：

首先，非均質(zhì)形核必須滿足在液相中分布有一些雜質(zhì)顆?；蜩T型表面

來提供形核基底。其次，接觸角。*180。，因為當。=180。時,

△G「=AGh。*,此時非均質(zhì)形核不起作用。

影響異質(zhì)形核的其它條件：

a.基底晶體與結(jié)晶相的晶格錯配度的影響。

6=絲二也x100%

ON(由一結(jié)晶相點陣間隔，a,：一雜質(zhì)點陣間隔)

錯配度6越小，共格情況越好，界面張力。院越小，越容易進行非

均質(zhì)形核。

b.過冷度的影響。

過冷度越大，能促使非均勻形核的外來質(zhì)點的種類和數(shù)量越多，非

均勻形核能力越強。

討論兩類固-液界面結(jié)構(gòu)(粗糙面和光滑面)形成的本質(zhì)及其判據(jù)。

答：(1)a.固-液界面結(jié)構(gòu)主要取決于晶體生長時的熱力學條件及晶

面取向。

設晶體內(nèi)部原子配位數(shù)為v,界面上(某一晶面)的配位數(shù)為n,

晶體表面上有N個原子位置只有N,,個固相原子(N),則在

熔點TJ寸，單個原子由液相向固-液界面的固相上沉積的相對自

1-x)+XInX+(1-x)ln(l-X)

由能變化為：NW,kTmIJ

=-x)+xlnx+(l-x)ln(l-x)

(1)

kTmW(2)

k為玻爾滋曼常數(shù)，由，，，/乙，=尺\為單個原子的熔融嫡，a被稱為

Jackson因子。

通過分析比較不同。值時相對自由能與界面原子占據(jù)率可以看出：

a<2時，AFs在x=0.5(晶體表面有一半空缺位置)時有一個極小值,

即自由能最低；

2<a<5時，AFS在偏離x中心位置的兩旁(但仍離x=0或x=l處

有一定距離)有兩個極小值。此時，晶體表面尚有一小部分位置

空缺或大部分位置空缺;

a>5時，AFs在接近X=0或X=1處有兩個極小值。此時，晶體表面

位置兒乎全被占滿或僅有極少數(shù)位置被占據(jù)。a非常大時，AFs

的兩個最小值出現(xiàn)在Xf。，Xf1的地方（晶體表面位置已被占

滿）。

若將a=2,丫=0.5同時代入（2）式，單個原子的熔融熠為：

A/?,?71

~----—=akl—=2kx—=4k

%=*v0-5,對于一摩爾，熔融嫡ASf=4kNA=4R

（其中：N,,為阿伏加德羅常數(shù)，R為氣體常數(shù)）。由（2）式可知，

熔融燧AS,上升，貝"增大，所以△S’WdR時，界面以粗糙面為

最穩(wěn)定，此時晶體表面容易接納液相中的原子而生長。熔融嫡越

小，越容易成為粗糙界面。因此，液-固微觀界面結(jié)構(gòu)究竟是粗

糙面還是光滑面主要取決于物質(zhì)的熱力學性質(zhì)。

另一方面，對于熱力學性質(zhì)一定的同種物質(zhì)，n/v值取決于界面是

哪個晶面族。對于密排晶面，n/v值是高的，對于非密排晶面，

n/v值是低的，根據(jù)式（2）,n/v值越低，a值越小。這說

明非密排晶面作為晶體表面（固-液界面）時，微觀界面結(jié)構(gòu)容

易成為粗糙界面。

b.晶體生長界面結(jié)構(gòu)還會受到動力學因素的影響，如凝固過冷度及結(jié)

晶物質(zhì)在液體中的濃度等。過冷度大時，生長速度快，界面的原

子層數(shù)較多，容易形成粗糙面結(jié)構(gòu)，而過冷度小時界面的原子層

數(shù)較少，粗糙度減小，容易形成光滑界面。濃度小的物質(zhì)結(jié)晶時,

界面生長易按臺階的側(cè)面擴展方式進行（固-液界面原子層厚度

小），從而即使時，其固-液界面也可能有光滑界面結(jié)構(gòu)特

征。

（2）可用Jackson因子。作為兩類固-液界面結(jié)構(gòu)的判據(jù)：

aW2時，晶體表面有一半空缺位置時自由能最低，此時的固-液界

面（晶體表面）為粗糙界面；

a>5時，此時的固-液界面（晶體表面）為光滑界面；

a=2?5時?，此時的固-液界面（晶體表面）常為多種方式的混合，Bi、

Si、Sb等屬于此類。

固-液界面結(jié)構(gòu)如何影響晶體生長方式和生長速度？同為光滑固-液

界面，螺旋位錯生長機制與二維晶核生長機制的生長速度對過冷

度的關系有何不同？

答：（1）固-液界面結(jié)構(gòu)通過以下機理影響晶體生長方式：

粗糙面的界面結(jié)構(gòu),有許多位置可供原子著落，液相擴散來的原子很

容易被接納并與晶體連接起來。由熱力學因素可知生長過程中仍

可維持粗糙面的界面結(jié)構(gòu)。只要原子沉積供應不成問題，可以不

斷地進行“連續(xù)生長”，其生長方向為界面的法線方向。

對于光滑面，由于光滑界面在原子尺度界面是光滑的，單個原子與晶

面的結(jié)合較弱，容易跑走，因此，只有依靠在界面上出現(xiàn)臺階，

然后從液相擴散來的原子沉積在臺階邊緣，依靠臺階向側(cè)面生長

（“側(cè)面生長”）。臺階形成的方式有三種機制：二維晶核機制，

螺旋位錯機制，李晶面機制。

固-液界面結(jié)構(gòu)通過以下機理晶體影響生長速度：

對粗糙界面而言，其生長方式為連續(xù)生長，生長速度R與實際過冷度

△T成線性關系。

勺-5

RT；=U,AT（D為原子的擴散系數(shù)，R為氣體常數(shù)，小

為常數(shù)）

對光滑界面而言：

用exp---

二維晶核臺階生長的速度為R2=一（口2、b為常

數(shù)）

2

螺旋位錯臺階生長速度為Re*（-為常

數(shù)）

（2）螺旋位錯生長機制與二維晶核生長機制的生長速度對過冷度的

關系不同點如下：

對二維晶核生長機制而言，在AT不大時生長速度凡幾乎為零，當達

到一定△T時R突然增加很快，其生長曲線R~△T與連續(xù)生長曲

線相遇，繼續(xù)增大完全按連續(xù)方式進行。

對螺旋位錯生長機制而言，在過冷度不太大時，速度與AT的平方

成正比。在過冷度相當大時，其生長速度與連續(xù)生長方式相重合。

由于其臺階在生長過程中不會消失，生長速度比二維臺階生長要

快。止匕外，與二維晶核臺階生長相比較，二維晶核在AT小時生

長速度兒乎為零，而螺旋位錯生長方式在小AT時卻已具有一定

的生長速度。

第四章單相及多相合金的結(jié)晶

何謂結(jié)晶過程中的溶質(zhì)再分配?它是否僅由平衡分配系數(shù)K。所決定?

當相圖上的液相線和固相線皆為直線時，試證明K。為一常數(shù)。

答：結(jié)晶過程中的溶質(zhì)再分配：是指在結(jié)晶過程中溶質(zhì)在液、固兩相

重新分布的現(xiàn)象。

溶質(zhì)再分配不僅由平衡分配系數(shù)K。決定，還受自身擴散性質(zhì)的

制約，液相中的對流強弱等因素也將影響溶質(zhì)再分配。

當相圖上的液相線和固相線皆為直線時K。為一常數(shù)，證明如下：如右

圖所示：

液相線及固相線為直線，假設

其斜率分別為叫及ms,雖然

d、C；隨溫度變化有不同值，但

K<=(〃-7*)/qmL

0cl-)/叫=%=常數(shù)，

此時，K。與溫度及濃度無關，

所以，當液相線和固相線為直

線時，不同溫度和濃度下K。為

定值。

某二元合金相圖如右所示。合金液成分為CB=40%,置于長瓷舟中并從

左端開始凝固。溫度梯度大到足以使固-液界面保持平面生長。

假設固相無擴散，液相均勻混合。試求：①a相與液相之間的

平衡分配系數(shù)Ko；②凝固后共晶體的數(shù)量占試棒長度的百分之兒?

③凝固后的試棒中溶質(zhì)B的濃度沿試棒長度的分布曲線。

解：(1)平衡分配系數(shù)K。的求解:

由于液相線及固相線均為直線不同

溫度和濃度下K。為

定值，所以：如右圖，

當T=500℃時,

230%

Ko=G=60%=0.5

K。即為所求a相與液相之間的

平衡分配系數(shù).

(2)凝固后共晶體的數(shù)量占試棒長度的百分數(shù)的計算：

由固相無擴散液相均勻混合下溶質(zhì)再分配的正常偏析方程

G=C。曖。t

代入已知的C；=60%,Ko=0.5,Co=CB=40%

可求出此時的?九=44.4%

由于T=500C為共晶轉(zhuǎn)變溫度,所以此時殘留的液相最終都將轉(zhuǎn)變?yōu)?/p>

共晶組織，所以凝固后共晶體的數(shù)量占試棒長度的百分數(shù)也即為

44.4%.

(3)凝固后的試棒中溶質(zhì)B的濃度沿試棒長度的分布曲線(并注明

各特征成分及其位置)如下:

r

設上題合金成分為Co=CB=10%o仁=K°C°(—s產(chǎn)T

子［1—(1一鏟］

證明已凝固部分(,)的平均成分CS為

當試棒凝固時，液體成分增高，而這又會降低液相線溫度。證明液相

線溫度I,與工之間關系(T，”為純組元A的熔點，"L為液相線斜

率的值)：

K1

TL=Tm-rnLC0(l-fs)0-

Cs=JkoC<,(]-f,>)[k"''df/fs

解：(a)

Cs=[-Cb(l-方)Mf]/fi

Cs=刃_(一外廣］

Js

(b)G=c『

G=口⑺-T,Q

％C°(17s)2

在固相無擴散而液相僅有擴散凝固條件下，分析凝固速變大(R|fR2,

且R2>RI)時，固相成分的變化情況，以及溶質(zhì)富集層的變化情

況。

答：在固相無擴散而液相僅有擴散條件下凝固速度變大時

(1)固相成分將發(fā)生下列變化：

當凝固速度增大時，固液界面前沿的液相色〉品

和固相都將經(jīng)歷：穩(wěn)定態(tài)一不穩(wěn)定態(tài)-*R一%.

穩(wěn)定態(tài)的過程。如右圖所示，當R2>R1時

在新、舊穩(wěn)定狀態(tài)之間，Cs>Coo重新

恢復到穩(wěn)定時，Cs又回到品。R2上升

越多，&2/%越大，不穩(wěn)定區(qū)內(nèi)Cs越高。

(2)溶質(zhì)富集層的變化情況如下:

在其它條件不變的情況下，R越大，在

固-液界面前沿溶質(zhì)富集越嚴重，曲線

越陡峭。如右圖所示。

兄越大，富集層高度AC越大，過渡

區(qū)時間(At)越長，過渡區(qū)間也就越

寬。在新的穩(wěn)定狀態(tài)下，富集區(qū)的面

積將減小。

A-B二元合金原始成分為C0=CB=2.5%,Ko=O.2,m^=5,自左向右單向

S

凝固，固相無擴散而液相僅有擴散(DL=3X10-cm7s)o達到穩(wěn)

定態(tài)凝固時，求

(1)固-液界面的或和

⑵固-液界面保持平整界面的條件。

解：⑴求固-液界面的或和《：

由于固相中無擴散而液相中僅有限擴散的情況下達到穩(wěn)定狀態(tài)時，滿

C*L=且

足：K。，C*s=Co

代入CO=CB=2.5%,Ko=O.2

即可得出：

c

c\=o2.5%

Ko=_ET=i2.5%

C*s=Co=2.5%

（2）固-液界面保持平整界面的條件：

當存在“成分過冷”時，隨著的“成分過冷”的增大，固溶體生

長方式將經(jīng)歷：胞狀晶一柱狀樹枝晶一內(nèi)部等軸晶（自由樹枝

晶）的轉(zhuǎn)變過程，所以只有當不發(fā)生成分過冷時，固-液界面才

可保持平整界面，即需滿足

7n

GLLe0（l-K。）

R》AK。

代入％=5,C0=CB=2.5%,D^SXlO-W/s,Ko=O.2

可得出：

GL

R21.67X104℃/cm2s即為所求.

在同一幅圖中表示第一節(jié)描述的四種方式的凝固過程中溶質(zhì)再分配

條件下

固相成分的分布曲線。

答：四種方式凝固過程中溶質(zhì)再分配條件下固相成分的分布曲線：

平衡凝固液相只有有限擴散

液相中部分暹盒

CoKo.液相充分混合均勻

（單向凝固時鑄棒內(nèi)溶質(zhì)的分布）

根據(jù)式（4-6）,分析有效分配系數(shù)KE的三種情況。

C*LC。

_K_S

K+(\-K)e%'

解：00

（4一6a）

C二%

Co

K0+(l-K0)e%

(4-6b)

有效分配系數(shù)L的三種情況如下：

①KE=K°（KE最?。喊l(fā)生在DL<<1時，發(fā)生在慢生長速度和最大

的攪動或?qū)α髑闆r下，這時門很小，相當“液相充分混合均勻”

的情況。

②KE=1（KE最大）：發(fā)生在DL>>1時，即快生長速度凝固、或沒有

任何對流，6.很大的情況下，相當于“液相只有有限擴散”的

情況。

@KO<KE<1:相當于液相部分混合（對流）的情況，工程實際中常在

這一范圍。

論述成分過冷與熱過冷的涵義以及它們之間的區(qū)別和聯(lián)系。

成分過冷的涵義:合金在不平衡凝固時，使液固界面前沿的液相中形

成溶質(zhì)富集層，因富集層中各處的合金成分不同，具有不同的熔

點，造成液固前沿的液相處于不同的過冷狀態(tài)，這種由于液固界

面前沿合金成分不同造成的過冷。

熱過冷的涵義：界面液相側(cè)形成的負溫度剃度，使得界面前方獲得大

于AA的過冷度。

成分過冷與熱過冷的區(qū)別：

熱過冷是由于液體具有較大的過冷度時，在界面向前推移的情況下，

結(jié)晶潛熱的釋放而產(chǎn)生的負溫度梯度所形成的?？沙霈F(xiàn)在純金屬

或合金的凝固過程中，一般都生成樹枝晶。

成分過冷是由溶質(zhì)富集所產(chǎn)生，只能出現(xiàn)在合金的凝固過程中，其產(chǎn)

生的晶體形貌隨成分過冷程度的不同而不同，當過冷程度增大

時，固溶體生長方式由無成分過冷時的“平面晶”依次發(fā)展為：

胞狀晶一柱狀樹枝晶一內(nèi)部等軸晶(自由樹枝晶)。

成分過冷與熱過冷的聯(lián)系：

對于合金凝固，當出現(xiàn)“熱過冷”的影響時,，必然受“成分過冷”的

影響，而且后者往往更為重要。即使液相一側(cè)不出現(xiàn)負的溫度梯

度，由于溶質(zhì)再分配引起界面前沿的溶質(zhì)富集，從而導致平衡結(jié)

晶溫度的變化。在負溫梯下，合金的情況與純金屬相似，合金固

溶體結(jié)晶易于出現(xiàn)樹枝晶形貌。

何為成分過冷判據(jù)?成分過冷的大小受哪些因素的影響？

答：“成分過冷”判據(jù)為：

IHLCL_______1_______

"Dl上?！?；自編

R<1-

當“液相只有有限擴散”時，6近8,⑦=品，代入上式后得

GL(1-K0)

~R—不

(其中：GL一液相中溫度梯度

R—晶體生長速度

mL—液相線斜率

Co—原始成分濃度

D,.—液相中溶質(zhì)擴散系數(shù)

Ko一平衡分配系數(shù)K）

成分過冷的大小主要受下列因素的影響：

1）液相中溫度梯度&,GL越小，越有利于成分過冷

2）晶體生長速度R,R越大，越有利于成分過冷

3）液相線斜率m,皿,越大，越有利于成分過冷

4）原始成分濃度C。，C。越高，越有利于成分過冷

5）液相中溶質(zhì)擴散系數(shù)DL,DL越底，越有利于成分過冷

6）平衡分配系數(shù)K°,K°V1時，K。越小,越有利于成分過冷；KO>1時,

K。越大,越有利于成分過冷。

（注:其中的和為工藝因素,相對較易加以控制；

G,RmL,Co,DL,KO,

為材料因素,較難控制）

10.分別討論“成分過冷”對單相固溶體及共晶凝固組織形貌的影響？

答：“成分過冷”對單相固溶體組織形貌的影響：

隨著“成分過冷”程度的增大，固溶體生長方式由無“成分過冷”時

的“平面晶”依次發(fā)展為：胞狀晶一柱狀樹枝晶一內(nèi)部等軸晶（自

由樹枝晶）。

“成分過冷”對共晶凝固組織形