金属热处理

刘国辉1,2，赵四祥3，彭凌剑1，李强3，王万景3，魏然3，史英利1，罗广南3

2015, 40(4): 1-6. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.001

摘要 ( 142 )

PDF (908KB) ( 139 )

通过SEM和力学性能试验，研究了不同热处理工艺下CuCrZr合金沉淀相尺寸和分布对合金力学性能的影响。结果表明，经固溶退火+淬火+时效处理后，热锻态CuCrZr合金中的沉淀相尺寸和分布存在“遗传”特性，高冷却速率有益于阻碍沉淀相的聚集和粗化；时效处理前增加冷加工工艺有利于获得均匀且细小的沉淀相，从而获得优异且稳定的力学性能。

碳化钒析出对X80管线钢焊接热影响区韧性的影响

王小江1,2，孙新军2，雍岐龙1,2，李昭东2，赵东宇1,2，张正延2

2015, 40(4): 7-12. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.002

摘要 ( 159 )

PDF (840KB) ( 106 )

通过Gleeble3500热模拟机对钒（V）含量分别为0.06%和0.02%的X80管线钢进行了峰值温度为1350 ℃和750 ℃的焊接热模拟试验，利用硬度计和光学显微镜（OM）分别分析了焊接热模拟试样硬度和试样中马氏体-奥氏体岛状组织（M-A）的数量、尺寸和形貌。利用透射电镜（TEM）对母材、粗晶区和部分相变区中第二相粒子析出进行了表征。结果表明，与0.02%含V量X80管线钢相比，0.06%含V量的X80管线钢由于V含量较高，在受到多道次焊接热循环影响时，部分相变区有较大量碳化钒（VC）粒子析出，明显阻碍位错运动，使其强度明显提高的同时脆性增大、塑性变形难以进行，导致其焊接热影响区韧性下降。

N5单晶TLP接头中非平衡组织对断裂机理的影响

柴禄1,2，王立1，黄继华1，侯金保2，郎波2

2015, 40(4): 13-18. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.003

摘要 ( 119 )

PDF (829KB) ( 105 )

通过断口观察研究了几种非平衡组织对N5单晶TLP扩散焊接头断裂机理的影响。结果表明,大尺寸化合物是接头在应力状态下的敏感区，增加了接头有效连接面积的平均应力，宏观上则表现为接头力学性能的降低；共晶组织各相弹性模量存在差异，高温持久应力状态下沿相界面易产生脆性断裂；接头中存在第二相粒子时，高温持久断裂和高温拉伸断裂的原始裂纹优先于第二相粒子处萌生。

细晶高强IF钢织构与晶界特征分布关系

孙成钱1，刘仁东1，徐荣杰1，王旭1，邢津铭2，王洪海3

2015, 40(4): 18-21. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.004

摘要 ( 433 )

PDF (844KB) ( 160 )

采用电子背散射衍射(EBSD)技术对细晶高强IF钢的织构及晶界特征分布之间的关系进行了探究。结果表明，随着退火时间的延长，γ织构通过不断吞噬其他织构而增强，对应的织构则相应减弱。试验钢板中含有大量的Σ3、Σ9、Σ11和Σ13低能晶界，其组成类别和比例随退火时间延长逐渐产生差异，导致再结晶织构组分发生相应改变。再结晶织构的形成与低ΣCSL晶界的分布有密切关系。

Ti6242钛合金的热变形行为及加工图

李军帅，赵飞，李妮，叶萃

2015, 40(4): 22-25. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.005

摘要 ( 140 )

PDF (844KB) ( 382 )

利用Gleeble-3800对Ti6242钛合金进行热模拟压缩试验。研究了压缩量为60%、应变速率分别为0.01、0.1、1、10 s^-1，变形温度分别是900、950、1000、1050、1100 ℃条件下试样的热变形行为。根据试验参数得出Ti6242钛合金本构方程，绘制Ti6242钛合金真应力-应变曲线，基于动态材料模型建立热加工图。结果表明：流变应力受变形温度和应变速率的影响显著，随着变形温度的升高而下降，随着应变速率的增加而升高，变形激活能Q= 453.742761 kJ/mol，最佳热加工工艺为变形温度1000~1050 ℃应变速率0.1 s^-1左右。

Ti-Mo-V微合金化钢的热变形行为

周家林1，余茹1，余锰1，周坤2，张鹏武2

2015, 40(4): 26-30. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.006

摘要 ( 169 )

PDF (830KB) ( 383 )

在Gleeble-1500热模拟试验机上对Ti-Mo-V微合金化钢进行单道次热模拟压缩试验，分析了变形温度、应变速率、变形程度等对试验钢热变形行为的影响。结果表明,在一定条件下，流变应力随变形温度的升高而降低，随应变速率的增加而增大。当应变速率大于10 s^-1和变形温度小于1000 ℃时，发生动态回复；当应变速率小于1 s^-1和变形温度大于850 ℃时，发生动态再结晶。在Sellars -Tegart方程的基础上，建立了试验钢加工硬化-动态回复和动态再结晶精度较高流变应力模型，并采用回归的流变应力模型预报了Ti-Mo-V微合金化钢的实际轧制压力，预报值与实测值吻合良好。

超超临界锅炉用S31042钢的热变形加工图

王岩1,2，方旭东1,2,3，范光伟2，夏焱1,2，王志斌1,2

2015, 40(4): 31-34. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.007

摘要 ( 118 )

PDF (830KB) ( 84 )

在Gleeble-3800热模拟试验机上，研究了S31042合金的热塑性及热变形行为，并建立了合金的热加工图。结果表明，在900~1250℃热变形范围内，合金均具有较好的热塑性；计算得出合金的热变形激活能为467.412 kJ/mol；通过热加工图分析得出，合金适宜初始加工温度范围在1200~1250 ℃，采用此参数锻造获得的锻坯组织细小均匀。

700℃超超临界转子用镍基617合金动态再结晶行为

朱怀沈，聂义宏，赵帅，白亚冠，吴赟

2015, 40(4): 35-39. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.008

摘要 ( 135 )

PDF (840KB) ( 329 )

用Gleeble-3500热模拟机对镍基617合金进行等温热压缩试验，获得了不同变形条件下该合金的真应力-真应变曲线，并对压缩试样的微观组织进行分析。通过对试验数据的计算，得到了镍基617合金的动态再结晶激活能和本构关系方程；建立了动态再结晶图，获得了镍基617合金发生动态再结晶所需的临界变形量与Z参数的关系。结果表明，变形参数对镍基617合金热变形后的显微组织具有重要影响，较高的变形温度和较低的应变速率有利于动态再结晶的发生。

显微组织对贝氏体高强度钢冲击韧性的影响

杜民献1,2，王孟君2

2015, 40(4): 40-44. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.009

摘要 ( 102 )

PDF (831KB) ( 94 )

对比两组冲击吸收能量差别较大的贝氏体高强钢试样，采用光学显微镜、扫描电子显微镜SEM结合电子背散射衍射(EBSD)分析了显微结构对冲击韧性的影响。结果表明，钢基体中存在尺寸在3~6 μm的(Ti,Nb)(N,C)析出物导致脆断断裂。冲击吸收能量偏低试样在厚度的1/4和1/2处平均有效晶粒尺寸都明显大于冲击吸收能量较高试样，会导致材料的冲击韧性降低。同时冲击吸收能量偏低试样的小角度晶界所占比例明显偏高，而在断裂过程中不能有效阻止裂纹扩展，因此也会导致钢的冲击韧性降低。

Nb含量对高碳钢相转变的影响

廖舒纶，沈奎，于学森，麻晗

2015, 40(4): 45-49. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.010

摘要 ( 105 )

PDF (830KB) ( 140 )

借助热力模拟机Gleeble-3800得到了3个成分高碳钢的CCT曲线。采用金相显微镜、扫描电子显微镜、硬度计等研究了Nb含量对3种钢的CCT曲线、显微组织、马氏体分数、珠光体片层间距、珠光体硬度的影响规律。结果表明，Nb含量增加时，CCT曲线珠光体转变区向右下方移动，同样冷速下马氏体转变分数增加，出现贝氏体的冷速变小，但钢中含0.072%Nb的钢更有利于减少珠光体片层间距、提高珠光体硬度。同时，回归得到了珠光体片层间距模型，计算值与实测值吻合较好。

特厚临氢设备用SA387Gr.22Cl.2钢的组织控制

唐郑磊1,2，陆岳璋2，许少普1,2，李忠波1,2，杨阳2，刘庆波1,2

2015, 40(4): 50-52. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.011

摘要 ( 94 )

PDF (836KB) ( 96 )

对特厚临氢设备用SA387Gr.22Cl.2钢板的CCT曲线进行测定，模拟计算不同厚度下SA387Gr.22Cl.2钢板厚度1/2处的冷却速度，确定形成贝氏体组织最小冷却速率（临界冷却速度）。结果表明，形成贝氏体组织最小冷却速率为1 ℃/s及正火空冷临界厚度为50 mm，板厚超过200 mm时临界冷却强度急剧增加，心部会出现铁素体且含量2%内多边形铁素体对力学性能没有显著的影响。

稀土对新型高强韧钻具钢等温相变动力学的影响

谭起兵1，张秀芳1，梁益龙2，宫娜1，王磊1

2015, 40(4): 53-56. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.012

摘要 ( 97 )

PDF (828KB) ( 90 )

系统地研究了在等温相变过程中稀土对新型高强韧钻具钢相变动力学的影响，建立了试验钢等温条件下贝氏体相变的TTT图。结果表明：稀土增加了试验钢中的相变激活能，使TTT曲线右移和下移，并使试验钢的鼻温由385 ℃降至350 ℃。

强化固溶对7050铝合金组织与性能的影响

徐戊矫1，龚利华1，王玉松1，张鹏2，沈文涛2

2015, 40(4): 57-61. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.013

摘要 ( 365 )

PDF (834KB) ( 114 )

采用室温拉伸、电导率测试、金相及扫描电镜观察、晶间腐蚀分析手段，研究强化固溶对7050铝合金强度、电导率、微观组织和晶间腐蚀性能的影响。结果表明，经强化固溶处理后合金强度、电导率和腐蚀性能均超过单级固溶；提高强化固溶温度可促使粗大第二相大量回溶，且合金未出现过烧及晶粒明显长大现象，合金抗拉强度由546 MPa提高到572 MPa，拉伸断裂主要为韧窝断口，断口中粗大第二相粒子数量下降，使穿晶韧窝型断裂部分转向沿晶断裂。合金电导率稍许降低，抗晶间腐蚀性能显著提高。

深冷处理对6082铝合金焊接接头力学性能的影响

葛鹏1,2，王孟君1，王剑2，程轩1,2，梁岩1,2

2015, 40(4): 61-64. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.014

摘要 ( 111 )

PDF (830KB) ( 190 )

研究了深冷处理前后康复器械用6082铝合金TIG焊接接头的显微硬度、拉伸性能以及拉伸断口形貌。结果表明，6082铝合金焊接接头经540 ℃´50 min固溶水淬和-196 ℃´20 h深冷处理后，强度和塑性都得到明显改善，强度提高了61.3%，断后伸长率提高到未经深冷处理接头的4.5倍，焊接接头的硬度得到提高，显微气孔和疏松等缺陷基本消除。

Q-P-T工艺对ZG26SiMnMoV钢组织和性能的影响

钟志民, 张伟强，文宇龙，王超

2015, 40(4): 65-68. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.015

摘要 ( 132 )

PDF (826KB) ( 355 )

利用Q-P-T和Q-P工艺对ZG26SiMnMoV钢进行热处理，考察了ZG26SiMnMoV钢处理后的显微组织和力学性能。结果表明，ZG26SiMnMoV钢Q-P-T处理后的强度、硬度和显微组织都明显优于Q-P工艺，但塑性和韧性没有明显提高。在淬火介质温度40 ℃，碳分配温度为400 ℃，分配时间40 s的情况下，强度达到1100 MPa以上，硬度＞450 HB，伸长率接近10%，冲击吸收能量达到25 J。碳分配时间的延长在一定范围内将有利于塑性和韧性的提高。

时效温度对18Ni(250)马氏体时效钢低周疲劳性能的影响

厉鑫洋，厉勇，刘宪民，黄顺喆，王春旭，罗文英

2015, 40(4): 69-73. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.016

摘要 ( 141 )

PDF (843KB) ( 182 )

采用光学金相(OM)、扫描电镜(SEM)和疲劳寿命测试等方法研究了1700 MPa级18Ni(250)马氏体时效钢在不同时效温度下的疲劳性能。结果表明，18Ni(250)马氏体时效钢在480 ℃时效处理具有最佳力学性能和低周疲劳性能；循环应力响应行为呈现出软化特性，滞后回线几乎为直线，塑性应变量很小；不同时效温度下，疲劳条带与裂纹扩展方向相垂直，疲劳条带和瞬断区形貌均不同。

热处理工艺对30CrMnSi钢冲击韧性的影响

刘志强1，李晓红2，马彪3，郑喜平4

2015, 40(4): 74-76. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.017

摘要 ( 182 )

PDF (831KB) ( 263 )

研究了常规淬火工艺和亚温淬火工艺对30CrMnSi钢硬度和冲击韧性的影响，并对显微组织进行了分析。结果表明，常规淬火后，30CrMnSi钢显微组织是板条马氏体+残留奥氏体；亚温淬火后，显微组织是细小的板条马氏体+铁素体+残留奥氏体。随着回火温度的升高，两种工艺淬火后的硬度均逐渐降低；常规淬火后的冲击韧性曲线呈现“W”状，而亚温淬火后的冲击韧性则随着回火温度的升高而增加。亚温淬火工艺能得到最佳的硬度和韧性配合。

热处理对LS8铸钢大截面试样组织和性能的影响

蒋春宏1，余崎宇1，马勤2

2015, 40(4): 77-81. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.018

摘要 ( 133 )

PDF (838KB) ( 103 )

根据API Spec 8C标准要求，采油提升设备用铸件必须采用等效当量圆大截面试样进行评定。对自主研发的LS8铸钢大截面试样采用完全淬火+高温回火（QT）、亚温淬火+高温回火（LT）和完全淬火+亚温淬火+高温回火（QLT）3种不同工艺进行热处理，分析了热处理工艺对大截面试样组织和力学性能的影响。结果表明，经QLT工艺处理后大截面试样心部的低温冲击性能最好，满足API Spec 8C要求。显微组织观察及冲击断口形貌分析结果表明，低温冲击性能的提高与亚温淬火后组织中弥散分布的细小铁素体有关。

激光熔凝对高速火焰喷涂硬质合金层耐磨性的影响

龚仁政，樊湘芳，胡巍，王媛妮，刘怀民

2015, 40(4): 81-84. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.019

摘要 ( 125 )

PDF (830KB) ( 120 )

利用高速火焰喷涂在45钢表面制备了Ni60AA和DZ-WC-12Co硬质合金层，再采用5 kW连续CO_{2激光器进行激光熔凝。通过GX51金相显微镜观察显微组织，HXS-1000TAY维氏硬度计测量硬度分布，MM-W1B立式万能磨损试验机进行磨损试验。结果表明，激光熔凝显著地消除了硬质合金层中未熔硬质合金颗粒、孔洞及裂纹等缺陷，组织更加细小、均匀；激光熔凝后，硬质合金层的硬度提高，平均显微硬度高达647 HV0.3。在试验条件下，激光熔凝后的硬质合金层的摩擦因数从原来的0.1373降至0.0948，激光熔凝可明显改善涂层的耐磨性能。}

热处理对Fe₈₄Ga₁₆合金薄膜中内应力的影响

晏建武1,2，彭阿芳1,2，罗亮3，曹清华1,2，张丽玲1,2

2015, 40(4): 85-88. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.020

摘要 ( 137 )

PDF (826KB) ( 352 )

采用磁控溅射技术制备了Fe₈₄Ga₁₆薄膜并进行了退火处理，用SEM 和XRD研究了薄膜的显微结构和内应力，计算了溅射态和退火态薄膜的内应力。结果发现，溅射态和退火态薄膜都以A₂相存在，并随着退火温度的升高，择优取向变得愈加不明显。与退火后的薄膜相比，溅射态薄膜内应力更大，且为压应力。低温退火后，薄膜内应力有一定程度的减小，随着退火温度的升高，薄膜内应力又逐渐回升，但回升的幅度不大。

退火温度对440 MPa级高强度IF钢组织与性能的影响

杨娜1,2,3，王瑞珍2

2015, 40(4): 88-93. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.021

摘要 ( 114 )

PDF (830KB) ( 177 )

通过对传统IF钢成分的优化设计，研制了440 MPa级高C-高Nb型高强度IF钢。采用细晶强化、析出强化与固溶强化相结合的方法，研究了高强度IF钢退火过程中的再结晶行为，同时研究了退火温度对该钢力学性能、显微组织以及对织构发展的影响。结果表明，采用高C-高Nb成分设计的高强度IF钢在热模拟退火条件下，再结晶完成温度比传统高强IF钢高约20 ℃；由于沉淀强化和细晶强化，高C-高Nb的IF钢抗拉强度比同条件下传统IF钢高约40 MPa。

热处理工艺对挖掘机铲斗用钢组织和力学性能的影响

魏心宽1，龚志华2，徐文龙1，定巍2

2015, 40(4): 94-97. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.022

摘要 ( 101 )

PDF (829KB) ( 101 )

利用热膨胀仪、拉伸试验机、金相显微镜以及扫描电镜对挖掘机铲斗用钢的相变点、力学性能和微观组织进行了研究，分析了热处理工艺对力学性能的影响。结果表明,挖掘机铲斗用钢在10 ℃/s的加热速度下，其Ac₁和Ac₃分别为776 ℃和832 ℃；屈服强度在700 MPa以上，抗拉强度在900 MPa以上，伸长率在13%以上；微观组织为回火索氏体，细小弥散的碳化物分布其上。热处理第一次正火温度在820~860 ℃之间，第二次正火温度在850 ℃附近为宜，在450~550 ℃区间回火都有比较好的力学性能，回火时间不宜小于6 h。

电弧喷涂工艺参数对3Cr13涂层性能的影响

刘峰，范宏训

2015, 40(4): 98-101. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.023

摘要 ( 117 )

PDF (841KB) ( 70 )

采用电弧喷涂技术在Q235钢表面制备3Cr13涂层，利用正交试验法研究了喷涂工艺参数对涂层硬度、孔隙率和磨损质量损失的影响。结果表明，在研究范围内，影响涂层硬度和磨损质量损失最主要的参数为喷涂电流，影响涂层孔隙率的最主要因素为喷涂距离。优化的工艺参数为喷涂电流120 A，喷涂电压32 V，喷涂距离230 mm、喷涂气压0.5 MPa，涂层硬度达608 HV0.1，孔隙率13.65%，磨损质量损失为3.10 mg，综合性能较好。

挤压铸造压力对Mg-Al-Ca镁合金组织及力学性能的影响

王华，岳学庆，李韦璇

2015, 40(4): 102-104. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.024

摘要 ( 131 )

PDF (834KB) ( 79 )

利用金相显微镜、显微硬度计及拉伸试验机对不同压力挤压铸造Mg-Al-Ca合金的组织和性能进行了研究。结果表明，提高压力降低了挤压铸造合金中第二相的比例及其孔隙率。在30 MPa以下，随着压力的提高，合金伸长率、抗拉强度、显微硬度和屈服强度均逐渐提高，在高压下挤压铸造合金的韧性较佳。

连续退火工艺对TRIP590钢组织和性能的影响

邹仲平

2015, 40(4): 105-108. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.025

摘要 ( 182 )

PDF (827KB) ( 103 )

采用连续退火模拟试验机对TRIP590钢进行不同工艺条件的快速热处理模拟试验，用金相显微镜、透射电镜和拉伸试验机对试验钢的组织和性能进行研究。结果表明：时效温度对强塑积的影响最大，其次是两相区退火温度，再次是时效时间。850 ℃退火，430 ℃时效，时效时间420 s时可以达到最大强塑积，为最优组合工艺。

热处理工艺对TC16合金棒材组织和性能的影响

刘全明1，张朝晖1，刘世锋1,2，杨海瑛2

2015, 40(4): 109-112. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.026

摘要 ( 112 )

PDF (847KB) ( 121 )

TC16钛合金在780、800、850、900 ℃下固溶热处理30 min，分别以水淬、空冷、炉冷方式进行冷却，再分别在520、560和600 ℃保温2、4、8、16 h空冷进行时效处理，利用OM和室温拉伸性能测试等方法，研究了不同热处理工艺对TC16钛合金棒材组织和性能的影响。结果表明：固溶温度对TC16钛合金塑性影响不大，相同的固溶时效处理制度下，随时效时间增加和温度的提高，合金强度和塑性都增加。TC16钛合金较合理的固溶时效处理工艺为：(780±20)℃固溶处理，保温2 h，炉冷至550 ℃以下后空冷，后在560 ℃下时效8 h，空冷，如此能获得要求的室温拉伸性能及良好的综合性能。

退火温度对Cr17铁素体不锈钢成形性能的影响

张聪，赵爱民，丁然，孟祥，李双娇，王彧薇

2015, 40(4): 113-116. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.27

摘要 ( 122 )

PDF (843KB) ( 109 )

对Cr17铁素体不锈钢冷轧钢板进行了不同温度的退火试验，利用显微组织观察、电子背散射衍射(EBSD)技术及力学性能试验探讨了退火温度对冷轧钢板的显微组织、微观织构与成形性能的关系。结果表明，随着退火温度的提高，α纤维织构变弱，取向密度逐渐降低，而γ纤维的织构强点为{111}<112>不变，取向密度逐渐增强，r值增加。当冷轧钢板在1040 ℃退火时，r值最大。

不同淬火工艺对D2钢组织与性能的影响

林希峰，袁泽喜，李念

2015, 40(4): 117-120. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.028

摘要 ( 148 )

PDF (832KB) ( 138 )

研究了不同淬火温度、不同冷却方式对新型D2钢硬度及组织的影响。讨论了不同淬火温度下新型D2钢组织和性能变化的原因。结果表明：随着淬火温度的升高，在水冷、油冷、雾冷、风冷等冷却方式下，试样的硬度值都大致呈现先升高后降低的趋势，同时试样的硬度峰值出现在不同的淬火温度，水冷的硬度峰值在980 ℃。油冷的硬度峰值出现在980 ℃和1020 ℃。而雾冷和风冷，获得硬度峰值的淬火温度出现在980 ℃和1040 ℃左右，在1040 ℃淬火其峰值硬度达到61 HRC。

LD钢六角冷镦模的真空热处理

王红伟，顾敏，赵少甫，曹智文

2015, 40(4): 121-124. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.029

摘要 ( 106 )

PDF (907KB) ( 68 )

分析了LD钢六角冷镦模真空淬火和多次回火后的显微组织和硬度，结果表明，LD钢经真空热处理后，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，显微组织较均匀，其硬度为59.5~60.0 HRC，满足技术要求。

退火加热速率对CSP稀土冷轧钢板再结晶的影响

罗婵1,2，任慧平2，金自力2，瞿伟1,2，师彩娟1,2

2015, 40(4): 125-128. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.030

摘要 ( 121 )

PDF (832KB) ( 158 )

以国内某厂CSP流程生产的稀土低碳钢板为试验材料，进行了不同升温速率下罩式退火模拟试验，并结合蔡司显微镜和Ｘ射线衍射仪，分析了升温速率对退火试样织构和再结晶进程的影响。结果表明,升温速度从29 ℃/h提高到42 ℃/h再结晶开始温度提高了40 ℃，当升温速度提高到80 ℃/h，再结晶开始温度670 ℃；退火后形成了以{223}＜110＞和｛111｝＜110＞为主的再结晶织构，提高升温速度，α取向线上的{001}<110>和{111}<110>织构密度增强，{112}﹤110﹥、{223}﹤110﹥和{111}﹤110﹥均降低；γ取向线{111}<112>和{111}<110>织构密度以及密度差均降低。

27SiMn钢的贝氏体化热处理工艺

文成，田玉琬，王贵

2015, 40(4): 129-134. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.031

摘要 ( 136 )

PDF (830KB) ( 79 )

以27SiMn钢贝氏体转变的冷速条件和温度范围为依据，采用正交方法进行了分段淬火的热处理试验。研究了淬火温度、淬火保温时间、回火温度、回火保温时间对于热处理后钢材力学性能的影响规律。结果表明，27SiMn钢获得贝氏体组织的最优热处理工艺为：910 ℃，30 min淬火（油冷至450 ℃后空冷至室温）+250 ℃，40 min回火，经该工艺热处理后27SiMn钢的屈服强度从423 MPa 提高到693 MPa，抗拉强度由689 MPa提高到890 MPa，伸长率和断面收缩率分别为28%和67%，冲击吸收能量由原来的的13 J提高到64 J，冲击韧性显著改善，满足了工程机械用钢的需求。

大螺距异型螺纹牙根的微滚压强化技术

张素颖1，周智敏1，吴晓苏1，管奇峰2

2015, 40(4): 135-138. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.032

摘要 ( 105 )

PDF (831KB) ( 86 )

结合钻杆接头螺纹的服役工况，针对大螺距异型螺纹，利用普通数控车床和专门制作的滚压装置微量滚压螺纹根部。结果表明，合适的滚压工艺参数能够提高牙根表面硬度(57 HV0.5)，表面粗糙度数值降低1个等级，显微组织出现了纤维致密层，金属表层得到强化，钻杆接头螺纹的疲劳寿命有待提高。

固溶温度对TC11合金组织和性能的影响

赵民权，董健

2015, 40(4): 139-141. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.033

摘要 ( 141 )

PDF (839KB) ( 106 )

主要研究TC11合金轧棒热处理时，固溶温度对合金的组织形态、各相含量和力学性能的影响。结果表明，固溶温度低于再结晶温度（900 ℃）或高于相变温度（1010 ℃）都不能得到良好的综合性能。采用(950±10) ℃×1 h、空冷+530 ℃×6 h、空冷，可获得良好综合性能，得到的组织为均匀细小的等轴α+β，是该合金轧棒最佳的热处理工艺。

23MnCrNiMo54钢的快速淬火特性

毕西光1，王铁宝2

2015, 40(4): 141-145. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.034

摘要 ( 153 )

PDF (834KB) ( 92 )

研究了23MnCrNiMo54矿用圆环链专用钢的快速淬火热处理工艺，对其组织及硬度进行分析。结果表明，快速淬火获得细小的板条马氏体，具有高于常规淬火的硬度，马氏体的抗回火稳定性高，回火后具有高的强度和良好的韧性。

控轧工艺对无微合金低锰高强度钢筋晶粒细化的影响

马正洪，张玺成，钱萍

2015, 40(4): 146-148. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.035

摘要 ( 111 )

PDF (845KB) ( 96 )

利用高线控轧控冷技术轧制无微合金低锰细晶高强度钢筋，轧制温度区间为部分奥氏体未结晶区，阐述了在控轧过程中加热温度与水冷控制对晶粒尺寸的影响，通过抽样检测，表明控制加热温度在995 ℃左右，进精轧机温度800 ℃左右，得到的无微合金低锰钢筋的晶粒尺寸已相当接近超细晶微合金化高强度钢筋的极值范围（5~10 μm）。

盾构机主轴承滚子的热处理工艺试验

董汉杰，沈伟毅，王明礼，袁新

2015, 40(4): 149-152. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.036

摘要 ( 118 )

PDF (835KB) ( 83 )

对进口盾构机主轴承滚子的化学成分、显微组织等主要技术指标进行了分析，并进行了不同等温温度、不同等温时间盾构机主轴承滚子的热处理工艺试验及分析。结果表明，最佳工艺为加热温度885 ℃，时间3 h，等温温度220 ℃，等温时间5 h。滚子的化学成分、显微组织等相当于国外盾构机主轴承滚子的技术水平，达到国产化替代生产滚子的目的。

65Mn钢板激光扫描温度场及应变场的数值模拟

李刚1，许新颖1，葛少成2，金红梅1

2015, 40(4): 153-157. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.037

摘要 ( 107 )

PDF (828KB) ( 79 )

利用ANSYS软件，建立了三维瞬态激光扫描过程的温度场有限元模型，利用APDL语言实现热源的移动，对65Mn板激光扫描过程进行数值模拟，研究不同工艺参数对钢板扫描后温度场的变化规律，并对比了不同功率和不同扫描速度对温度场和变形量的影响。结果表明：随着热源的移动，温度场呈现狭长椭圆形分布，且激光光斑前缘温度梯度大，后部温度梯度小；在相同激光功率700 W下，扫描越慢，65Mn钢板表面温度最大值越大，扫描速度为6 mm/s时，表面温度最高值为495.434 K；在相同扫描速度6 mm/s下，扫描功率越大，65Mn钢板表面温度最大值越大，当扫描功率为1100 W时，该最大值为611.024 K。为验证模拟计算结果，对65Mn钢板进行实际激光扫描试验，试验值与模拟值吻合良好。

6063铝合金铸轧板冷却过程的数值模拟

陈泓业1,2，李胜利1，唐广波2，李斌1

2015, 40(4): 158-161. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.038

摘要 ( 76 )

PDF (841KB) ( 136 )

利用ANSYS Workbench软件中的Transient Thermal和Transient Structural模块，对初始温度为548 ℃的6063铝合金铸轧板的冷却过程进行数值模拟，通过分析温度场和应力场，确定空冷至室温所需的时间及空冷时铸轧板易产生裂纹的可能位置。模拟结果表明：对于铸轧出来的6063铝合金板材，在滚道上自然冷却1800 s后接近室温状态；铸轧板实际冷却时，边部与表面中央部位易产生裂纹。

纳米颗粒电场辅助冷喷涂数值研究

郑建新，郝婉君

2015, 40(4): 161-164. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.039

摘要 ( 112 )

PDF (834KB) ( 125 )

在喷管出口和基板之间外加电场来加速带电颗粒，并对带电纳米铜颗粒进行电场辅助冷喷涂气固两相流数值研究，分析在气流和电场力的综合作用下颗粒粒径、电荷量、基板电压等参数对颗粒速度的影响。结果表明，电场辅助冷喷涂不适合微米级颗粒，但非常适合纳米颗粒喷涂，且粒径越小，颗粒撞击速度越大，电场力加速效果越显著；颗粒电荷量、基板电压越大，颗粒撞击速度越高。

钢轨中频感应正火三维温度场数值模拟

马再敏，曹志国，倪嘉楠

2015, 40(4): 165-168. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.040

摘要 ( 129 )

PDF (836KB) ( 129 )

基于COMSOL Multi-Physics软件采用三维电磁-热耦合数值模型对钢轨中频感应正火加热过程进行了数值模拟，并研究了电流，频率和感应加热器与钢轨之间间隙对钢轨最终温度场的影响规律。模拟结果显示,钢轨轨脚温度上升最快，轨腰温度上升最慢，轨头温度会在某一时刻超过轨脚达到最高。随着感应器电流密度增加和电流频率的增大，钢轨加热速率不断升高；随感应器与钢轨间的间隙的加大，钢轨加热速率降低。

基于ANSYS的多点式中频感应淬火温度场有限元模拟

胡延平1，徐强1，唐华峰2，宋东奇3，骆汉丰1

2015, 40(4): 169-173. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.041

摘要 ( 169 )

PDF (825KB) ( 118 )

研究了用多个淬火感应器对半径较大的回转体表面进行中频感应淬火的作用机理，针对较大半径的回转体表面的多点式感应淬火工艺进行参数设计，建立了多点式感应淬火过程的电磁场和温度场的非线性偏微分方程组。利用有限元分析ANSYS软件来模拟多点式中频感应加热过程，其中对激励电流用表格法加载来近似地替代实际旋转工件周期性的感应淬火，从而得到了工件温度场随时间的变化规律以及最终工件的温度场分布。结果表明，多点式中频感应淬火改善了较大半径的回转体的凹槽表面淬火过程，可以达到对感应淬火工件淬硬层的要求,解决了由于不同时感应淬火所导致的软带问题。

超音速等离子喷涂层的接触疲劳失效研究进展

李楠楠1，李国禄1，王海斗2，康嘉杰3

2015, 40(4): 174-180. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.042

摘要 ( 128 )

PDF (828KB) ( 109 )

介绍了超音速等离子喷涂层在服役过程中常见的4种疲劳失效形式(表面磨损、点蚀、分层和剥落)及其发生的机理。综述了涂层结构完整性对疲劳失效的影响，即粗糙度、孔隙率和微裂纹对疲劳失效的作用机制。总结了不同的服役条件(接触应力、润滑状态)对疲劳磨损失效的影响规律,展望了接触疲劳失效机制的研究方向，指出应从涂层内部结构和服役条件来揭示疲劳损伤机理。

露点切换对高强双相钢表面选择性氧化行为的影响

滕华湘1,2，李远鹏3，江社明3，张启富3

2015, 40(4): 181-184. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.043

摘要 ( 138 )

PDF (825KB) ( 122 )

通过退火气氛的露点切换的方式，采用SEM、AES、XPS等手段研究了高强双相钢的表面选择性氧化行为。结果表明，在退火升温段炉气露点0 ℃，等温段-70 ℃露点条件下，双相钢表面的氧化物数量远远少于升温段-15 ℃，等温段-70 ℃露点条件下的氧化物数量。钢板表面在升温段0 ℃，等温段-70 ℃露点条件下氧很少，表面的氧化物类型发生改变。

高速钢丝锥磨损影响因素的探究

张海珍，闫献国，李俊吉，智红英

2015, 40(4): 185-190. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.044

摘要 ( 122 )

PDF (834KB) ( 91 )

采用响应曲面法建立试验方案和丝锥磨损的二阶模型，完成了深冷温度、保温时间、主轴转速3个因素对W6Mo5Cr4V2(W6)高速钢成品丝锥磨损影响的研究。通过测量切削试验后的丝锥后刀面最大磨损量VB，分析各因素和各因素之间的交互作用对丝锥后刀面磨损的影响，确定了各个因素的最佳水平范围。优化后的深冷处理工艺和切削参数有3组，分别为主轴转速为200 r/min时，保温时间和深冷温度取4.68 h、-196 ℃；保温时间为3 h时，深冷温度和主轴转速取-196 ℃、180 r/min；深冷温度为-150 ℃时，保温时间和主轴转速取4.68 h、180 r/min。

12Cr1MoV钢末级再热器管失效分析

江范清，胡文龙，奚杰峰

2015, 40(4): 190-194. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.045

摘要 ( 330 )

PDF (830KB) ( 159 )

某电厂600 MW亚临界机组12Cr1MoV钢末级再热器管运行51020 h后发生爆裂。采用光学显微镜、扫描电镜等设备，从宏观检查、氧化层检测、组织分析和能谱分析方面对失效管样进行研究。结果显示，爆口呈长期过热开裂宏观特征。管样向火侧氧化层过厚，组织球化严重。爆口处向火侧管壁存在明显的蠕变孔洞和沿晶裂纹，裂纹沿着晶界发展并充满氧化物。能谱分析结果显示，末级再热器管向火侧管壁在长期服役过程中，基体出现固溶合金元素贫化，导致组织劣化。综上，12Cr1MoV钢末级再热器管失效是由长期过热引起管件向火侧组织劣化、蠕变开裂造成的。

9Ni钢热处理过程中的尺寸变化

安丰辉，王道远，刘春，吴俊平

2015, 40(4): 194-197. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.046

摘要 ( 132 )

PDF (830KB) ( 183 )

为研究9Ni钢在热处理过程中的尺寸变化机理，在同一位置对热处理前后的9Ni钢进行了尺寸测量。结果显示，钢板在一次和二次淬火前后其宽度和长度尺寸均发生增加，并且其膨胀率相近。分析认为，9Ni钢尺寸发生变化的原因是淬火过程中钢板相变层的膨胀量过未相变层的屈服应变，导致未相变层奥氏体发生塑性延伸。

ADC12铸造铝合金齿轮室开裂失效分析

涂建国，周素珍，司亚春，胡海丽

2015, 40(4): 198-2000. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.047

摘要 ( 190 )

PDF (834KB) ( 162 )

采用微观扫描、化学成分、硬度及金相检验等方法对ADC12铸造铝合金齿轮室开裂的原因进行了分析。结果表明，齿轮室是由于内部存在较多的针状β(Al₉Fe₂Si₂)脆性相和较集中分布的显微疏松孔隙，增加了压铸铝合金的脆性，降低了材料的承载强度，致使齿轮室零件在承受外力载荷和装配定位销应力共同作用下，过早产生疲劳断裂失效。

法兰泄漏失效原因分析

张良，罗金恒，李金凤，董保胜

2015, 40(4): 201-204. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.048

摘要 ( 132 )

PDF (1022KB) ( 108 )

通过磁粉检测、化学成分分析、硬度测试、金相分析和扫描电镜分析等方法对法兰泄漏原因进行了分析。结果表明：法兰上存在原始裂纹是法兰泄漏的主要原因。原始裂纹在组织脱碳之前已经形成，建议用磁粉法检测此类原始缺陷。

7A04铝合金T6处理开裂失效分析

杨有才，柯美武，孙志刚

2015, 40(4): 204-206. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.049

摘要 ( 112 )

PDF (833KB) ( 92 )

预抽真空可控气氛罩式渗氮炉的设计及应用

李海东1，朱晓红1，宗国良2

2015, 40(4): 207-209. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.04.050

摘要 ( 117 )

PDF (836KB) ( 92 )

通过优化可控气氛罩式渗氮炉设计、增加预抽真空系统、选用可编程序控制器及节能材料、减少炉内结构件的热变形等措施，减少了工艺气体消耗量,实现了对炉温及氮势的精确控制、工艺过程的在线动态控制要求,提高了设备运行效率，降低了设备运行成本。

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