金属热处理

蒋博智，王凤英，曹烁，要亚坤，乔颂杰，周惠华，朱跃峰

2014, 39(3): 1-6. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.001

摘要 ( 367 )

PDF (268KB) ( 398 )

利用碳在马氏体与奥氏体之间的扩散分配实现钢的组织结构与力学性能调控，是近年来钢铁材料领域的重要研究方向。基于碳的完全均匀分配，Speer提出了淬火-分配（Q-P）热处理工艺，本文总结了近年Q-P工艺碳分配机理研究和工艺实践。同时，根据碳在奥氏体和马氏体中的扩散分配过程分析，提出了碳的梯度扩散分配与控制理念，并开发出了分级-淬火-分配（S-Q-P）工艺，希望能获得低碳马氏体、残留奥氏体、高碳马氏体相间分布的组织。对35SiMn钢分别进行淬火-回火（Q-T）、Q-P及S-Q-P工艺试验，并测量力学性能及观察显微组织。结果表明，S-Q-P工艺处理后钢的强塑性积达到31.2 GPa%（1240 MPa×25%），比传统Q-T和现行Q-P工艺分别提高67%和32%，其显微组织也接近于工艺设计的理想组织，证明了利用碳的梯度扩散分配可以实现对钢的组织与性能的调控。

60Si2Mn弹簧钢全脱碳的影响因素

王丽萍，柳洋波，张玮，佟倩，王立峰

2014, 39(3): 7-12. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.002

摘要 ( 317 )

PDF (164KB) ( 269 )

利用Gleeble-1500热模拟试验机研究了高温加热、冷速以及α+γ两相区加热对60Si2Mn弹簧钢全脱碳的影响。结果表明，高温加热对全脱碳深度和总脱碳层深度的影响最大，是决定性因素；当冷速大于0.5 ℃/s，冷速对全脱碳深度影响不大，但决定全脱碳的形貌；在高温段保温一段时间的情况下，α+γ两相区加热对全脱碳层深度的影响很小；在高温段不保温的情况下，α+γ两相区加热产生的全脱碳层会遗留到试样的最终表面。

富氧燃烧加热炉内钢坯氧化烧损影响因素分析

王乃帅，温治，楼国锋，刘利军，冯霄红，张道明

2014, 39(3): 13-17. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.003

摘要 ( 321 )

PDF (158KB) ( 485 )

针对富氧燃烧加热炉内钢坯的氧化烧损问题，基于氧化反应动力学，建立钢坯氧化烧损速率模型，通过模拟计算，逐个分析各操作参数对钢坯氧化的影响规律。结果表明，提高钢坯入炉温度，降低加热终了温度，提高表面升温速率，减少均热时间等均可缩短钢坯在炉时间，降低氧化烧损，提高生产率；随着空气消耗系数及富氧率的增大，钢坯氧化烧损量增加。在保证燃料完全燃烧情况下，可采用较小空气消耗系数，以降低烟气含氧浓度，减少钢坯氧化烧损。

热处理工艺对低屈强比高强度结构钢组织与性能的影响

杨浩, 屈锦波

2014, 39(3): 18-22. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.004

摘要 ( 380 )

PDF (162KB) ( 188 )

采用两相区淬火+回火（L+T）、淬火+两相区淬火+回火（Q+L+T）和正火+回火（N+T）工艺，对实验室试制的低屈强比高强度结构钢进行系列热处理试验，并研究了3种热处理工艺对试验钢组织和性能的影响。结果表明，两相区淬火前，试验钢的初始组织及正火、淬火时冷却速率的差异决定了最终的组织性能，采用L+T工艺，试验钢的强度和屈强比最高；采用Q+L+T工艺，试验钢的屈强比略有下降，但强度却大幅下降；采用N+T工艺，试验钢的屈强比最低，强度与采用Q+L+T工艺相近。

冷却工艺对热轧铁素体贝氏体双相钢组织与性能的影响

张良，赵征志，冯金玉

2014, 39(3): 23-26. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.005

摘要 ( 370 )

PDF (161KB) ( 268 )

设计了一种低碳铁素体贝氏体双相钢，用Gleeble-3500热模拟机测定了该试验钢变形后的连续冷却转变(CCT)曲线，并对试验钢进行了控轧控冷试验，研究不同冷却工艺对试验钢组织和性能的影响。结果表明，变形后的CCT曲线分为铁素体转变区和贝氏体转变区。试验钢热轧后经不同冷却方式都能获得铁素体贝氏体双相组织。三段式冷却方式比两段式冷却得到的铁素体体积分数减少，晶粒尺寸更小。840 ℃终轧后水冷到690 ℃，空冷8 s左右，试验钢抗拉强度达到765 MPa，伸长率为20%，综合性能良好。

水热处理对电化学沉积HA涂层物相的影响

杜见第，刘新宽，何代华，刘平，马凤仓，李芹，于仲睿，冯宁宁

2014, 39(3): 27-31. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.006

摘要 ( 353 )

PDF (166KB) ( 201 )

采用电化学沉积在碱处理Ti6Al4V钛合金基体上生成羟基磷灰石（HA）涂层，研究了水热处理对该涂层物相的影响。结果表明，电化学沉积HA涂层结晶度低、晶粒尺寸较小，经120 ℃和160 ℃水热处理后，HA结晶度和晶粒尺寸显著增大，且随水热处理温度的增加，结晶度和晶粒尺寸增加。

热压退火处理对AZ31/L2热轧复合板结合强度的影响

付雪松，刘成放，李壮，陈国清，孙中刚，周文龙

2014, 39(3): 31-35. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.007

摘要 ( 334 )

PDF (162KB) ( 333 )

采用热轧工艺一道次制备出AZ31镁合金/L2纯铝复合板材，并研究了退火工艺对复合板结合强度的影响。结果表明，在50 %压下率和425 ℃轧制条件下，AZ31和L2板材经单道次热轧变形后完全复合，复合板外观完整、无宏观裂纹，结合面剪切强度为29 MPa。退火温度≥300 ℃时，AZ31/L2复合板界面处生成硬脆的中间相，导致结合强度严重下降。经250 ℃×15 MPa的热压退火处理后，复合板结合强度达到37 MPa，剥离面内密布大量条带状撕裂棱，热压退火工艺可以提高复合板的结合强度。

微弧氧化6061铝合金复合板轧制工艺及复合机理

郑艺，吴国瑞，张胜超，张学术，杨猛

2014, 39(3): 36-40. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.008

摘要 ( 352 )

PDF (167KB) ( 189 )

通过轧制制备了内含微弧氧化陶瓷颗粒的6061铝合金复合板，证实了微弧氧化铝合金板轧制复合可行性。用撕裂法测试了复合板的结合强度，对复合板剥离面进行了SEM和EDS分析。结果表明，在热轧温度不能低于400 ℃，同时压下率不能低于40%的轧制条件下，铝合金板/微弧氧化铝合金板通过轧制可以实现复合。在轧制时铝合金表面硬化层、微弧氧化铝合金表面陶瓷层破裂，陶瓷颗粒卷入界面结合处，复合板两侧铝合金新鲜金属挤出实现冶金结合。

CL60车轮钢热处理后的接触疲劳寿命

易艳良，梁益龙，王攀智，杨明

2014, 39(3): 41-45. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.009

摘要 ( 378 )

PDF (190KB) ( 245 )

研究了CL60钢在830 ℃保温30 min后马上放入水中冷却3~5 s，然后在500 ℃回火40 min，最后空冷至室温后的显微组织、力学性能及接触疲劳寿命，分析了夹杂物和残余应力对其接触疲劳寿命的影响。结果表明，热处理后，CL60车轮钢组织为细小均匀的索氏体，强塑性得到提高。径向载荷F＞1500 N时，随着径向载荷的增大，接触疲劳寿命呈几何倍数下降。组织中氧化铝夹杂降低车轮钢的接触疲劳强度，而硫化物对接触疲劳寿命影响较小。热处理后残余压应力增加，从而延长CL60钢接触疲劳寿命。

回火工艺对热轧低碳马氏体高强钢板残余应力的影响

孙林，赵志毅，林玮，王跃

2014, 39(3): 45-48. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.010

摘要 ( 330 )

PDF (170KB) ( 232 )

用盲孔法对不同回火工艺下热轧低碳马氏体高强钢板进行了残余应力的测试。结果表明，450 ℃回火后，钢板的残余应力没有明显的降低，热应力的改变是影响此温度回火后残余应力分布的主要因素。500 ℃和550 ℃回火时，随着回火时间的延长，钢板的残余应力变得更加均匀。这是因为此温度下发生了组织转变，组织应力在回火过程中逐渐减小、均匀化。该钢种最佳回火工艺为回火温度500~550 ℃，保温时间3 h。

回火温度对22SiMnCrNi2Mo钢组织与力学性能的影响

刘群，欧梅桂，王攀智，熊家泽，龙潜

2014, 39(3): 49-52. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.011

摘要 ( 361 )

PDF (168KB) ( 272 )

通过显微组织观察、拉伸和冲击试验、硬度测试、残留奥氏体测定和冲击断口形貌分析等，研究了回火温度对22SiMnCrNi2Mo钢组织与性能的影响。结果表明，300 ℃以下回火时，组织为回火马氏体＋贝氏体＋残留奥氏体；400~500 ℃回火时，组织为回火屈氏体；600 ℃时，组织为回火索氏体。随回火温度升高，强度、硬度呈下降趋势，残留奥氏体含量逐渐减少；冲击性能先下降后升高，在400~500 ℃出现回火脆性，600 ℃时冲击吸收能量达到最大。综合比较，200 ℃时强度、硬度和塑韧性配合较好。

激光淬火预处理对40Cr钢离子碳氮氧硫共渗层组织与性能影响

钟厉，王立文，杨再强

2014, 39(3): 53-56. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.012

摘要 ( 399 )

PDF (169KB) ( 271 )

通过观察金相组织、测量表面硬度和渗层深度、检测耐蚀性等方法，研究了激光淬火预处理对40Cr钢离子碳氮氧硫共渗层组织和性能的影响。结果表明，激光淬火预处理缩短了离子碳氮氧硫共渗的时间，降低了共渗的温度。激光淬火预处理可提高共渗工件表面硬度及渗层深度，经激光淬火/离子多元共渗处理后，40Cr钢表面的e-Fe_2-3N相和FeS含量增多，Fe₃C含量减少，可明显地改善其耐蚀性。

温度对AZ80镁合金高温拉伸变形行为的影响

刘运腾，詹成伟，周吉学，唐守秋，姜利坤

2014, 39(3): 57-60. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.013

摘要 ( 425 )

PDF (173KB) ( 350 )

通过高温拉伸试验，研究了AZ80镁合金在300~450 ℃、变形速率1 mm/min条件下的高温变形行为。结果表明，在不同温度条件下，AZ80镁合金的高温拉伸应力-应变曲线均出现峰值，峰值应力随变形温度的升高而减小，而塑性随着变形温度的升高，先升高后降低。结合微观组织和断口形貌可以得出，AZ80镁合金在425 ℃下具有最好的变形能力。

控冷工艺对不同Mo含量无碳化物贝氏体/马氏体钢组织与性能的影响

韩振宇

2014, 39(3): 60-64. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.014

摘要 ( 376 )

PDF (174KB) ( 293 )

采用力学试验机、光学显微镜及透射电镜研究了轧后不同冷却工艺对不同Mo含量的无碳化物贝氏体马氏体复相钢组织与性能的影响。结果表明，空冷条件下，不同Mo含量钢均获得了包含贝氏体铁素体、少量先共析铁素体和微量马氏体的组织，随Mo含量提高，强硬度及冲击性能显著提高，Mo在钢中抑制先共析铁素体析出、细化晶粒作用显著。对轧后试验钢施加2.5 ℃/s加速冷却，组织为极细贝氏体铁素体片条和交替分布的不连续残留奥氏体薄膜、细小M-A岛以及少量孪晶马氏体，且无论钢中Mo含量高低，均获得了更高的强硬度及适中的韧塑性，综合性能良好。

常规热处理对TC4合金富氧α层及力学性能的影响

侯丽华，吴睿，于浩，朱景川，张晓清，宋体杰，周易

2014, 39(3): 65-68. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.015

摘要 ( 348 )

PDF (449KB) ( 543 )

研究了空气气氛条件下，常规热处理对TC4合金富氧α层及其性能的影响。结果表明，随保温温度升高及保温时间的增加，TC4钛合金富氧α层厚度增厚，且TC4钛合金强度、伸长率及断面收缩率随富氧α层厚度的增加而降低。TC4钛合金富氧α层的生长动力学曲线呈抛物线形，受氧扩散控制，可用y=at^1/2描述。富氧α层的生成属于热激活行为，并计算建立了生成预报模型。

冷变形对0Cr18Ni10Ti不锈钢管拉伸性能的影响

李红宇，张录强，刘杨，董璞，宜楠，刘鸣，赵鸿磊

2014, 39(3): 69-71. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.016

摘要 ( 324 )

PDF (163KB) ( 283 )

研究了经冷拉拔预变形后0Cr18Ni10Ti不锈钢管的室温和320 ℃拉伸性能及其断口形貌特征。结果表明，随着冷变形加工率的增大，0Cr18Ni10Ti不锈钢管室温和320 ℃抗拉强度和屈服强度增大，断后伸长率减小；钢管320 ℃拉伸性能较室温有所下降，其中断后伸长率下降明显。拉伸断口观察表明不锈钢管室温和高温拉伸断口均呈韧性断口特点，320 ℃拉伸断口较室温断口韧窝密度降低，尺寸增大。

H08A焊接用盘条控冷工艺优化

李荣华，李义长，樊毅，赵如龙，王洪利

2014, 39(3): 72-75. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.017

摘要 ( 330 )

PDF (167KB) ( 233 )

对H08A焊接用盘条批量试制中出现的强度偏高、性能不稳定及组织异常进行了分析，优化了轧后控冷工艺。结果表明，采用吐丝温度（920±10）℃，风冷辊道速度0.30 m/s的控冷工艺，H08A盘条性能稳定、组织良好。

焊接电流对Ti₃Al/T C11合金焊缝区组织及合金元素扩散的影响

康彦

2014, 39(3): 75-77. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.018

摘要 ( 326 )

PDF (154KB) ( 168 )

采用真空电子束焊对Ti₃Al合金与TC11合金进行焊接，研究焊接电流对Ti₃Al /TC11焊缝区组织及合金元素扩散的影响。结果表明，随焊接电流增大，焊缝区组织明显粗化，且晶粒尺寸差异逐渐减小；当焊接电流增大至25 mA时，焊缝区组织为粗大β柱状晶。焊接电流对焊缝区各合金元素含量影响较小，但对其均匀性影响较显著，这与焊缝区显微组织形貌有关。随焊接电流的增大，焊缝区合金元素含量均匀性变差。

9Cr18钢锻件锻前加热规范

叶玉娟，高全德，孟祥顺，王登科，陈伟，王立新

2014, 39(3): 78-80. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.019

摘要 ( 355 )

PDF (181KB) ( 267 )

对9Cr18钢锻件锻前加热规范进行了研究。结果表明，入炉温度450~500 ℃，低温阶段升温速度控制在50 ℃/h以内，加热炉温设定为（1180±10）℃，锻造变形过程中当温度低于950 ℃时，及时返炉，可使9Cr18钢锻件组织满足技术要求。

键槽尾部结构对轴类零件感应淬火质量的影响

孔春花，毛长恩，薛青，马戈，刘进营

2014, 39(3): 80-82. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.020

摘要 ( 565 )

PDF (283KB) ( 177 )

对具有不同结构的键槽尾部的轴类零件感应淬火后的质量进行了研究。结果表明，轴类零件键槽尾部结构形式，对零件性能影响很大，立铣结构键槽尾部底面感应淬火后无淬硬层，服役期间易产生裂纹。在设计传递较大扭矩的轴类零件时，应采取键槽尾部槽底与轴表面平滑过渡的卧铣结构。

连续冷却过程中X70管线钢的铁素体相变动力学

谢保盛，蔡庆伍，余伟，曹嘉明，杨云峰

2014, 39(3): 83-88. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.021

摘要 ( 334 )

PDF (184KB) ( 300 )

在DIL805膨胀仪上测量了X70管线钢在连续冷却过程中的热膨胀曲线。根据试验结果，分析比较了两种奥氏体-铁素体相变开始温度模型，并通过对JMAK方程采用逆向回归法确定了铁素体相变分数的关键性参数，从而确定了连续冷却过程中的相变动力学。结果表明，不同冷却速率下的最佳n值和k值可通过JKMA公式逆向回归得出，模型分别采用时间指数n为0.5、1、1.5、1－0.5X²的4种取值方法计算铁素体相变动力学曲线，通过与试验数据的对比发现，用相变体积分数X的函数表征n值的方法计算精度更高，与试验结果吻合更好。模型Ⅰ由于对铁素体体积形核功ΔG_V的取值有局限性，使得模型在大冷却速率下的预测结果会出现一定偏差，而模型Ⅱ仅涉及两个参数，适用性强，对于X70管线钢铁素体相变开始温度与冷却速率变化趋势为：T_s=Ae₃-39.1440φ^0.4020

低碳贝氏体钢AH80DB过冷奥氏体连续冷却转变与等温转变

张健苹, 王福明, 曾强国, 刘斌

2014, 39(3): 89-93. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.022

摘要 ( 348 )

PDF (160KB) ( 304 )

利用DIL805A淬火相变膨胀仪测定了低碳贝氏体钢AH80DB的连续冷却转变曲线（CCT曲线）与等温转变曲线（TTT曲线），并结合金相-显微硬度法确定了过冷奥氏体在不同冷速冷却及不同温度等温时的组织转变。结果表明，连续冷却转变时，在0.2~30 ℃/s冷速范围内，可得到贝氏体组织；AH80DB钢的等温转变曲线为珠光体区在右，贝氏体区在左的双鼻型，在Ms~600 ℃等温可获得贝氏体组织。

高速钢深冷处理作用机理研究现状

艾峥嵘，吴红艳，高海涛，刘相华

2014, 39(3): 94-98. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.023

摘要 ( 323 )

PDF (178KB) ( 288 )

重点介绍了国内外高速钢深冷处理作用机理的研究现状，指出目前在深冷处理技术研究方面取得的进展及存在的问题，并提出一些观点及展望。

GCr15钢连续冷却过程中的相变和组织演变

张小垒，李辉，徐士新，李志超，米振莉

2014, 39(3): 99-102. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.024

摘要 ( 289 )

PDF (167KB) ( 280 )

采用膨胀法结合组织观察和硬度测试，绘制了GCr15钢的连续冷却转变（CCT）曲线，分析了不同加热温度、不同连续冷却速率下的相变及显微组织。结果表明，随着冷却速率增加，GCr15钢的硬度增大；加热温度由临界区升高到完全奥氏体区时，CCT曲线中珠光体转变区域向右下方移动、珠光体转变推迟且珠光体转变的温度区域扩大；随着奥氏体化温度升高，晶粒粗化，珠光体和马氏体开始转变点温度降低。

不同截面尺寸Cr8Mo2SiV和Cr12Mo1V1钢的组织与性能

曾芬，迟宏宵，马党参，马幼平，徐辉霞，朱旺龙

2014, 39(3): 102-107. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.000

摘要 ( 516 )

PDF (173KB) ( 409 )

对不同截面尺寸Cr8Mo2SiV和Cr12Mo1V1冷作模具钢的组织，共晶碳化物尺寸及不均匀度，冲击性能进行了研究。结果表明，Cr8Mo2SiV钢和Cr12Mo1V1钢退火组织均为球状珠光体上分布着碳化物；随热轧截面尺寸的增大，碳化物尺寸变大，分布均匀性变差。适当减小试验钢的截面尺寸，能够显著减小共晶碳化物的尺寸并改善其分布不均度，提高材料的冲击性能。

水热电化学沉积HA/TiO₂复合涂层物相及性能

李芹，刘平，何代华，刘新宽，马凤仓，杜见第，冯宁宁

2014, 39(3): 108-112. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.000

摘要 ( 248 )

PDF (164KB) ( 309 )

采用水热电化学沉积法制备HA/TiO₂复合涂层，研究电解液中TiO₂加入量和沉积温度对HA/TiO₂复合涂层物相组成及表面形貌的影响，同时对复合涂层的结合强度、生物活性进行了研究。结果表明，HA/TiO₂复合涂层由HA和TiO₂组成，其中HA晶体含量随电解液中TiO₂加入量的增加而减小；HA晶体尺寸随电沉积温度升高呈增大趋势；在120 ℃，15 g/L TiO₂条件下，电沉积HA/TiO₂复合涂层的结合强度达到18 MPa。TiO₂的加入没有影响涂层的生物活性。

铸钢基体堆焊模具锻后基体组织与性能

李梦瑶，周杰，余盈燕，卢顺，毕欢

2014, 39(3): 113-116. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.027

摘要 ( 240 )

PDF (172KB) ( 293 )

利用Olympus光学显微镜、电子万能试验机和HDX-100数字式显微硬度计分析了试验铸钢基体失效前后的组织和性能。结果表明，锻造前后铸钢基体显微组织均为珠光体、铁素体和碳化物；锻造后偏析减弱，表面未见显微裂纹。锻造后铸钢基体抗拉强度、屈服强度、伸长率及断面收缩率及硬度均有所降低，下降比例分别为34%，17%，17%，32%及10%。锻造后的试验铸钢基体仍满足堆焊锻模的使用要求，可进行后续再制造。

TiB₂含量对弥散强化TiB₂/Cu复合材料抗电蚀性能的影响

李红霞, 王国强, 宋克兴, 张彦敏, 国秀花

2014, 39(3): 116-119. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.028

摘要 ( 229 )

PDF (184KB) ( 256 )

采用粉末冶金法制备了TiB₂/Cu复合材料，研究了TiB₂含量对TiB₂/Cu复合材料硬度、导电性能及抗电蚀性能的影响。结果表明，在试验范围内，随TiB₂含量的增加，硬度先升高后降低，电导率逐渐降低，燃弧能量逐渐降低，熔焊力先降低后升高。TiB₂体积分数为5%时，电弧侵蚀面积最小，材料抗电蚀性最好。

添加WC的铁基Fe55粉末重熔层的组织与性能

时海芳，白榆，张博，付丽萍

2014, 39(3): 120-122. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.029

摘要 ( 296 )

PDF (169KB) ( 233 )

研究了氩弧重熔条件下，铁基Fe55粉末中加入WC所形成重熔层的组织与性能。结果表明，重熔层组织由带状平面晶、胞状树枝晶和细小等轴晶组成，物相主要为马氏体、Cr_9.1Si_0.9、Cr₇C₃和Fe₇W₆。重熔层硬度及耐磨性较基体有显著提高，且重熔层表层硬度较次表层略低。

Cr12MoV钢轴瓦高淬高回处理后的组织及畸变

王红伟，张旭东，顾敏，赵少甫，李双喜

2014, 39(3): 123-126. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.030

摘要 ( 337 )

PDF (173KB) ( 301 )

研究了Cr12MoV钢轴瓦高淬高回处理后的组织与畸变。结果表明，Cr12MoV钢轴瓦经高淬高回处理后，组织为针状回火马氏体+少量残留奥氏体+一次和二次碳化物；大块及长杆状共晶碳化物经高淬高回处理后形态细化，且棱角圆整化；轴瓦内孔大部分呈缩小趋势，外圆却呈整体胀大趋势，内孔畸变程度大于外圆，内孔缩小率≤－0.16%，外圆胀大率≤+0.11%。

14MnMoV钢沉淀硬化效应研究

左传付，孟亚峰，王志宏，汤峰

2014, 39(3): 126-129. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.031

摘要 ( 342 )

PDF (163KB) ( 232 )

对14MnMoV钢中粒状贝氏体的形态和回火过程中的沉淀硬化效应进行了研究。结果表明，加热温度升高，粒状贝氏体小岛变细，数量增多，方向性明显，且小岛在室温下为富碳的奥氏体；粒状贝氏体的回火稳定性高于板条马氏体，粒状贝氏体的沉淀硬化效应也高于板条状马氏体，且620 ℃回火时，产生的硬化效应最高，可达10 HRC。

新型Al-Zn-Mg-Cu系高强铝合金厚板淬火过程数值模拟

王金亮，刘嘉辰，陈慧琴

2014, 39(3): 130-133. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.032

摘要 ( 368 )

PDF (174KB) ( 304 )

采用Simufact有限元分析软件，对4000 mm×720 mm×285 mm尺寸的Al-Zn-Mg-Cu新型高强铝合金厚板淬火过程进行了模拟分析。结果表明，淬火过程中厚板表面和内部存在很大的温度梯度，同时各部分温降速率不断变化，表面平均温降速率在26 s时由淬火初期的 10.43 ℃/s急降至小于 0.01 ℃/s，而内部温降速率则是逐渐缓慢减小。厚板残余应力，淬火初期表现为外拉内压，淬火后期则为外压内拉。淬火后，厚板表面最大残余压应力分量约为－175 MPa，心部最大残余拉应力分量约为199 MPa。

循环炉气网带式回火炉的流场均匀性

郑吉，张海亮，骆欢

2014, 39(3): 134-137. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.033

摘要 ( 307 )

PDF (174KB) ( 310 )

应用Fluent软件对炉气循环网带式回火炉炉膛内部流场进行数值模拟，对流场均匀性进行了研究。结果表明，在原始炉型结构下，炉膛内部流场的不均性主要表现为炉膛尾部的上方加热区存在大范围涡旋；工作区的流场速度分布不均匀。通过改进导向叶片结构及增设导流板，可显著提高流场均匀性。

防撞梁热冲压成形温度场研究

叶永盛，单忠德，王宝雨，姜超，庄百亮

2014, 39(3): 138-141. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.034

摘要 ( 332 )

PDF (168KB) ( 229 )

通过热冲压成形试验，研究防撞梁热冲压过程中的温度变化情况。结果表明，防撞梁坯料从炉子转移至模具过程中，出炉时降温速率为25 ℃/s，成形前降温速率为10 ℃/s。初始成形淬火1 s内，温度下降剧烈，冷却速度可达到200 ℃/s以上，成形淬火后5 s内，基本完成马氏体相变，平均淬火速度达到108.5 ℃/s以上，远远超过马氏体临界淬火速度。

35CrMo钢全滑移区微动磨损行为

王攀智，梁益龙，宋洪超，易艳良

2014, 39(3): 141-144. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.035

摘要 ( 315 )

PDF (184KB) ( 387 )

采用自制微动磨损试验装置，研究了法向载荷 F、位移幅值 δ_d和循环次数 N对35CrMo钢全滑移区室温微动磨损性能的影响，并对其磨损形式和损伤机理进行了探讨。结果表明，F、δ_d、N三参数共同影响35CrMo钢全滑移区微动磨损，磨损随一个参数的增加而加重；摩擦系数变化反应出试验初期磨损比较严重，随后磨损趋于平缓；磨痕形貌分析可见黏着磨损、磨粒磨损；磨损机制为剥层和第三体磨损机制。

基于支持向量机的端面磨削淬硬效果预测

姬会福，刘送永，郑加强

2014, 39(3): 145-147. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.036

摘要 ( 319 )

PDF (183KB) ( 271 )

提出了一种基于支持向量机的磨削淬硬效果预测方法，利用试验测得的淬硬硬度和淬硬层深度数据建立SVM预测模型，并将预测结果和模糊神经网络法结果进行对比分析。结果表明，采用SVM方法进行磨削淬硬效果预测是可行的，与试验值相比，其预测误差均在5%以内，精度较高，且预测效果优于BP神经网络的预测效果。

合金化热镀锌带钢漏镀缺陷分析

傅影，腾华湘，李声慈，王川，康永林

2014, 39(3): 148-151. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.037

摘要 ( 319 )

PDF (189KB) ( 266 )

利用扫描电镜（SEM）、能谱（EDS）和X射线光电子能谱（XPS）对合金化热镀锌（GA）板漏镀缺陷进行了分析。结果表明，导致漏镀的主要原因是带钢表面碳沉积，氧化锌粘附以及表面轧制油残留。

钻杆外螺纹接头断裂失效分析

李方坡，陈长青，刘永刚，王青林，李齐富

2014, 39(3): 152-156. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.038

摘要 ( 554 )

PDF (180KB) ( 318 )

结合服役工况条件，通过理化性能检测，对某钻井过程中发生的钻杆外螺纹接头断裂失效事故原因进行了分析。结果表明，钻杆外螺纹接头的断裂失效主要是由于钻井过程中钻杆外螺纹接头锥面斜坡附近位置堆积了大量岩屑，堵塞了泥浆循环通道，导致泥浆循环不畅，在钻柱旋转过程中，钻杆外螺纹接头与堆积岩屑之间发生剧烈摩擦作用而导致其局部温度迅速升高，钻杆接头承载能力大幅度下降，在拉伸和扭转载荷作用下发生塑性断裂失效。

SS_7E电力机车连杆销断裂失效分析

李爱姣

2014, 39(3): 156-157. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.03.039

摘要 ( 360 )

PDF (269KB) ( 276 )

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