金属热处理

一致性热处理技术

徐跃明1，李　俏1，罗新民2

2019, 44(1): 1-6. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.001

摘要 ( 256 )

PDF (711KB) ( 313 )

介绍了一致性热处理技术的新概念。分析了在实现我国产业升级和热处理行业由大转强的过程中，影响一致性热处理技术的控制要素。针对智能制造背景下材料热处理技术和质量发展的方向和要求，提出了实现一致性热处理的关键技术途径，以完善热处理质量控制体系。

大型锻件晶粒细化热处理研究进展

顾剑锋，韩利战，李传维

2019, 44(1): 7-12. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.002

摘要 ( 238 )

PDF (632KB) ( 245 )

主要介绍了大型锻件中的组织遗传现象，分析了其形成机制，并总结了切断组织遗传达到晶粒细化的若干热处理工艺和途径，主要包括临界区快速加热、高温正火、高温回火、过冷奥氏体平衡转变等；最后介绍了典型的汽轮机低压转子锻件和超超临界高中压转子锻件的锻后热处理工艺。

航空发动机用高温合金真空热处理技术

薛文利1，高　莎2，王　银1，侯慧鹏1，黄佳华1

2019, 44(1): 13-17. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.003

摘要 ( 189 )

PDF (633KB) ( 171 )

依据航空发动机高温合金零件高性能和高可靠性的要求，以及零件表面完整性和热处理温度高的特点，对真空热处理制度的确定、设备和工装的选择等方面进行了探讨和分析。并从真空热处理作为特种工艺的角度，介绍了在国际航空工业中依据AS9100航空质量管理体系要求和NADCAP特种工艺过程认证要求采用的工艺过程质量控制方法，以及高温测量、工艺测试和监控的具体要求。

AA8079双零铝箔的中间退火工艺

付　理1，尹登峰1,2，胡　婷1，卢少康1

2019, 44(1): 18-21. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.004

摘要 ( 133 )

PDF (639KB) ( 118 )

用扫描电镜、透射电镜研究了不同退火工艺条件下0.04 mm厚AA8079冷轧态铝箔第二相的演变规律，并测试了其显微硬度值的变化情况。结果表明，当退火工艺为200 ℃×6 h时，析出短棒状的β_b(AlFeSi)相和细小粒状α_c(AlFeSi)相；当退火工艺为350 ℃×6 h时，发生了β_P(AlFeSi)相到α_c(AlFeSi) 相转变，且析出型α_c(AlFeSi) 相有些在晶内析出，有些沿位错线附近析出；AA8079铝箔的最佳中间退火工艺为400 ℃×6 h

退火温度对冷拔钢丝织构与性能的影响

张正贵1，朱万波1，姚旭升2，陈昊男1，肖　铁1

2019, 44(1): 22-25. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.005

摘要 ( 153 )

PDF (641KB) ( 115 )

采用精确的线材织构测定方法分析了冷拔钢丝在450、550和650 ℃退火过程中织构变化，并采用光学显微镜和显微硬度计研究了此过程中钢丝的显微组织和显微硬度。结果表明：冷拔钢丝在不同温度下退火过程中，随着退火温度的升高，显微组织由纤维状转变为等轴晶，硬度显著下降；不同温度退火后的织构与拉拔态的织构类型相同，以<110>丝织构为主，且沿着线材径向呈现一定梯度分布。但是随着退火温度的升高，<110>丝织构强度下降。另外，退火过程中，冷拔钢丝的硬度与<110>丝织构强度具有相似的变化趋势。

双级时效对液态模锻6061铝合金性能的影响

孙跃军，崔泽文，高艳静，杨泽宇

2019, 44(1): 26-29. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.006

摘要 ( 114 )

PDF (639KB) ( 75 )

利用加热炉、硬度计、拉伸试验机等设备研究了液态模锻6061铝合金在单级时效、双级时效等不同时效制度下的力学性能。结果表明：同单级时效相比，双级时效处理对合金的硬度影响不大。双级时效条件下，预时效和终时效温度顺序对液态模锻6061铝合金合金的抗拉强度影响不大，主要影响合金的屈服强度和伸长率；终时效温度越高合金屈服强度越高，强化速率越快，伸长率下降也越大。液态模锻6061 铝合金在560 ℃固溶5 h后经200 ℃预时效1 h，185 ℃终时效3.5 h 时具有较好的力学性能，抗拉强度达到362.2 MPa，屈服强度达到311.5 MPa，伸长率为12.1%。

临界退火温度对冷轧0.11C-7.05Mn钢组织性能的影响

潘红波1,2，王文芳3，潘　烁1,2，刘永刚4，詹　华4，肖洋洋4，冷德平4

2019, 44(1): 30-34. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.007

摘要 ( 111 )

PDF (639KB) ( 91 )

利用SEM、TEM、XRD和拉伸试验机研究了0.11C-7.05Mn-0.27Si中锰钢的组织和力学性能。结果表明，退火温度影响试验钢的再结晶过程与逆转奥氏体稳定性。 570 ℃退火的组织中含有部分变形组织，再结晶不完全，630 ℃退火冷却的组织中逆转奥氏体部分相变为马氏体。残留奥氏体体积分数随退火温度的增加而增加，在630 ℃达到最大值22.67%。600 ℃退火时试验钢的综合力学性能最优，抗拉强度(R_m)为901.71 MPa,!断后伸长率(A₈₀)为23.34%，强塑积(R_m×A)为21.05 GPa·%。

C-Si-Mn系焊丝钢的连续冷却相变及轧制工艺

周　云，张　宇，陈　刚

2019, 44(1): 35-39. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.008

摘要 ( 83 )

PDF (641KB) ( 56 )

利用Gleeble-3800热模拟仪研究了含1. 65%Mn的C-Si-Mn系焊丝钢的连续冷却相变行为,并在高速线材轧机上进行了盘条的工业试制。结果表明:热模拟试验中,在变形温度950～1000℃,冷速在0. 3～0. 8℃/s时,试样硬度为149～155 HV5,马氏体形成的临界冷速为1. 5℃/s,铁素体相变开始温度为818～793℃;工业试制时,精轧温度950℃,吐丝温度870～890℃,热轧盘条为铁素体和珠光体两相组织,盘条抗拉强度523 MPa,面缩率81. 2%,伸长率27. 7%。

深冷处理对Cr7V钢高温耐磨性与位错密度的影响

马治军1，刘　亿2，吴斌斌2，林建平2

2019, 44(1): 40-44. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.009

摘要 ( 107 )

PDF (633KB) ( 90 )

对Cr7V模具钢进行了（1030 ℃×0. 5 h）淬火+（-196 ℃×3,6,12 h）深冷处理+（560 ℃×2 h）三次回火处理,通过销盘摩擦磨损试验研究了深冷处理工艺参数对其高温耐磨性的影响。通过XRD获得不同热处理工艺下的衍射图谱,并通过X射线线形分析法研究深冷处理不同工艺参数对Cr7V模具钢位错密度的影响。结果表明:深冷处理对Cr7V模具钢高温耐磨性和位错密度的影响规律一致,随保温时间的延长,高温耐磨性和位错密度的提升程度均呈现先升后降的趋势,其中深冷保温6 h后试样磨损量为87. 6 mg,位错密度为1. 4295×10¹⁶m^-2,表现出最好的性能,其高温耐磨性较未深冷处理试样提高了53%,位错密度提高约28%。

节镍型高氮奥氏体不锈钢固溶处理加热过程中的组织演变

赵英利，嵇　爽，张雲飞，张　坤，白丽娟

2019, 44(1): 45-48. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.010

摘要 ( 106 )

PDF (646KB) ( 60 )

对节镍型高氮奥氏体不锈钢进行固溶处理,通过控制加热温度和保温时间,研究高氮奥氏体不锈钢组织的变化规律。结果表明,800℃保温1 h后微观组织中出现混晶,在变形组织的晶界处产生细小的动态再结晶晶粒。在900～1050℃,随温度的升高,再结晶晶粒数量增多,尺寸增大。保温时间的增长会导致晶粒逐渐长大。在1200℃保温,晶粒尺寸从保温0. 5 h时的70μm增长到保温1 h时的117μm,此时晶粒最为均匀。平均晶粒尺寸随时间的变化呈抛物线增长,符合Beck方程:D=105.1t^0.45。并根据试验得到试验钢的最佳热处理方式为1050～1200℃保温1 h。

热处理对新能源汽车用稀土储氢合金电化学性能的影响

张　俊1，徐增勇1，张太超2，贾广辉1，罗　斌3

2019, 44(1): 49-53. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.011

摘要 ( 111 )

PDF (634KB) ( 69 )

研究了热处理温度和保温时间对La_{0. 88}Mg_{0. 12}Ni_{3. 42}Co_{0. 67}储氢合金物相组成、显微形貌和电化学性能的影响。结果表明:相较于铸态储氢合金,950℃×4 h热处理态储氢合金的比容量略有降低,但是200次循环容量衰减率明显低于铸态和其它热处理态储氢合金;不同温度热处理后,储氢合金中LaNi₅相的含量都有所降低,而900℃×4 h热处理后储氢合金中La₂Ni₇相的比例达到最大值; 950℃×4 h热处理态储氢合金具有较高的循环性能,而950℃×8 h热处理态储氢合金具有较高的比容量;随着热处理时间的延长,储氢合金中的LaNi₅相有朝La₂Ni₇相转变的特征。

热处理对G50超高强度钢力学性能的影响

张永皞，李敬民，李昌安

2019, 44(1): 54-56. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.012

摘要 ( 178 )

PDF (694KB) ( 105 )

通过调整热处理过程的主要工艺参数,研究了840～900℃淬火以及200～500℃回火温度范围内G50钢硬度、强度、塑性以及冲击性能的演变规律。结果表明:在相同回火温度下,随着淬火温度的升高,G50钢的硬度和强度总体呈降低趋势,而塑性和冲击性能则得到提高;在相同淬火温度下,随着回火温度的升高,G50钢的硬度、强度和冲击性能在总体上呈降低趋势,而塑性则先降低后增加。"高温淬火+低温回火"将有助于G50钢获取较优的力学性能。

应变速率对高氮奥氏体钢拉伸变形的影响

彭梦都，时　捷，崔　冰，孙　挺，李晓源，王毛球

2019, 44(1): 57-60. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.013

摘要 ( 85 )

PDF (636KB) ( 68 )

采用金相及透射电子显微镜对高氮奥氏体Fe-20Mn-19Cr-0. 6N钢在应变速率范围为3×10^-6～1 s^-1条件下的拉伸变形行为进行了研究。研究结果表明:N元素的固溶强化作用和促使位错平面滑移阻碍位错运动机制是高氮奥氏体钢的重要应变硬化机制,同时,随着应变速率的提升,这种强化机制不断提升,而应变诱导孪生机制不断削弱。随着应变速率的提升,高氮奥氏体钢的抗拉强度和屈服强度均呈逐步上升的趋势,断后伸长率则逐步下降。屈服强度提升超过60%,而抗拉强度提升仅10%。随着应变速率的提升,基体变形程度逐步下降,材料的位错密度和滑移带密度逐步下降。

预氧化对不同离子渗氮工艺的影响

李双喜，顾　敏，孙启峰

2019, 44(1): 61-64. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.014

摘要 ( 123 )

PDF (637KB) ( 55 )

利用光学显微镜、显微硬度计、XRD、SEM等分析了预氧化对40CrNiMo钢离子渗氮过程的影响。结果发现:在300℃氧化1 h的40CrNiMo试样,表面生成了厚0. 4～0. 7μm、以Fe₃O₄和Fe₂O₃为主的氧化层。在随后的540℃离子渗氮过程中,当渗氮时间较短（4 h）时,试样出现渗层浅、分布不均和硬度低等缺陷;但随着渗氮时间的延长（8 h）,预氧化表现出了一定的催渗效果,同时渗层中脉状氮化物减少;当渗氮时间延长至16 h时,预氧化的催渗效果更加显著,但渗层的疏松有所增加。

退火和平整工艺对冷轧HSLA钢组织性能的影响

刘丽萍，李桂兰，宋海武

2019, 44(1): 64-66. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.015

摘要 ( 86 )

PDF (641KB) ( 147 )

本文以Nb微合金化冷轧HSLA钢为研究对象,探讨了退火和平整工艺对钢板组织性能的影响,结果表明:退火温度从700℃升至840℃,钢板的强度逐渐降低,伸长率逐渐升高,纤维状组织逐渐减少,铁素体再结晶更加充分;预拉伸量对带钢抗拉强度和断后伸长率无明显影响,随着预拉伸量提高至2. 0%,屈服强度略有升高,屈服点伸长率Ae逐渐减小,但预拉伸量达到2. 0%时,屈服平台仍无法消除;平整压下率对带钢抗拉强度和断后伸长率无明显影响,当压下率达到1. 0%时,屈服平台可完全消除,屈服平台消除后,随着压下率提高,规定塑性延伸强度R_{p0. 2}缓慢升高。

两相区控制冷却及正火对非调质钢C38+N组织和性能的影响

米丰亮，张兆伟，康鸿胜，菅宝柱，吕宇鹏，李建祖

2019, 44(1): 67-71. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.016

摘要 ( 81 )

PDF (636KB) ( 53 )

采用箱式炉加热及光学显微分析法研究了模拟锻造加热后两相区不同冷却速度和正火对非调质钢C38 + N组织和性能的影响。结果表明:在700～500℃的两相区以15℃/min冷速控制冷却,可使C38 + N钢获得较其他控冷工艺更均匀的网状铁素体和珠光体组织,铁素体比例约9%,表现为良好的综合力学性能;通过对C38 + N钢950℃正火,可以显著细化晶粒,并彻底改变铁素体形态,在保留高强度的同时大幅提高塑韧性。

时效及冷热循环对Al₂O₃增强2A12铝合金尺寸稳定性的影响

马　李，何录菊

2019, 44(1): 72-77. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.017

摘要 ( 81 )

PDF (634KB) ( 94 )

采用压铸方法制备了体积分数为30%的Al₂O₃/2A12复合材料,对其残余应力松弛及尺寸变化进行了研究,分析了时效和冷热循环处理对复合材料尺寸稳定性的影响规律。结果表明,复合材料的残余应力松弛量随时效时间的延长而增加;冷热循环处理不仅能导致高密度位错的形成,还能够促进时效析出,并能够降低复合材料中的残余应力,从而提高了复合材料在交变温度场下的尺寸稳定性。伴随着冷热循环处理循环下限温度的降低,即上下限温差越大,复合材料中的残余应力持续减小,微变形抗力提高,对基体析出的加速作用增大,复合材料的尺寸稳定性获得明显改善。本文提出的3种工艺中,160℃×10 h时效+（-196～160℃）冷热循环4次是提高Al₂O₃/2A12复合材料尺寸稳定性的最佳工艺。

深冷处理对T10A钢力学性能和耐磨性能的影响

赵安安，胡生双

2019, 44(1): 78-80. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.018

摘要 ( 86 )

PDF (635KB) ( 68 )

通过改变深冷处理温度和时间,研究了不同深冷处理工艺对T10A钢力学性能和耐磨性能的影响。研究表明:深冷处理对T8A钢的强度和冲击韧性影响较小,但能提高T8A的硬度和耐磨性;不同工艺处理后硬度均能提高1 HRC左右,提高耐磨性的最佳处理工艺为-150℃保温6 h,其处理后耐磨性比未深冷提高了86%。

固溶处理对ZK系镁合金力学及阻尼性能的影响

高希朋，严红革，陈吉华，夏伟军，苏　斌，周雄鹏

2019, 44(1): 81-85. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.019

摘要 ( 101 )

PDF (638KB) ( 89 )

采用光学显微镜、X射线衍射仪、显微硬度计、拉伸试验以及动态热机械分析仪等研究了固溶处理对ZK系（ZK21,ZK40,ZK60）镁合金组织、力学及阻尼性能的影响。结果表明:经固溶处理后,ZK系合金的晶粒尺寸略有长大,第二相溶解、晶格畸变增加。晶界处脆性相的溶解产生的固溶强化效应导致固溶态合金的抗拉强度和显微硬度明显高于铸态。固溶处理后合金的与应变振幅无关阻尼下降、与应变振幅相关阻尼上升,且临界应变振幅明显增大。同一应变振幅下固溶态合金阻尼性能低于铸态;第二临界应变振幅(ε_cr2)增大使固溶态ZK系合金可以在更大应变振幅范围下使用。ZK系镁合金上述阻尼性能的变化可以用Granato-Lücke理论和塑性阻尼理论来解释。

固溶-时效对新型高强高淬透性热挤压Al-Zn-Mg-Cu-Zr合金组织与性能的影响

江福清，黄继武，刘　赟，尹志民

2019, 44(1): 86-90. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.020

摘要 ( 76 )

PDF (639KB) ( 85 )

采用力学性能测试、金相观察（OM）、X射线衍射（XRD）、透射电子显微分析（TEM）研究了固溶-时效工艺对Al-6. 6Zn-1. 8Mg-0. 24Cu-0. 23Mn-0. 21Zr（wt%,7046A）合金挤压板带显微组织与力学性能的影响。结果表明:合金适宜的固溶-时效工艺为470℃×1 h固溶随后120℃×24 h人工时效。在此条件下,合金的抗拉强度、屈服强度和伸长率分别为570 MPa、532 MPa和10. 9%。T6态合金的物相组成为Al基固溶体、含Mn和Zr的初晶相以及3～5 nm的η’（MgZn₂）析出相,与此同时,晶界上析出η（MgZn₂）平衡相。合金的强化机制为固溶强化、亚结构强化和时效强化。

热轧高强度V-Mo复合合金化TWIP钢的拉伸应变硬化行为

吴焕坤1,2，孙　挺2，时　捷2，吴　润1

2019, 44(1): 91-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.021

摘要 ( 81 )

PDF (634KB) ( 45 )

利用单轴拉伸试验、扫描电镜和透射电镜等研究了热轧高强度V-Mo复合合金化TWIP钢时效前后的应变硬化行为。结果表明,试验钢的TWIP效应受到抑制,在650℃时效后发生了二次硬化,抗拉强度达到1201 MPa,屈服强度达到1070 MPa,远高于一般奥氏体钢。通过Ludwigson的修正Hollomon公式计算分析发现塑性变形阶段分为两个阶段:塑性变形初期位错的滑移起主导地位,变形后期主要是形变诱导孪晶以及位错与孪生的交互作用。基于对析出相分析、计算结果和透射观察的分析,时效后纳米级(V,Mo) C析出导致了二次硬化的发生。而试验钢TWIP效应不明显,这主要与热轧后析出的大量细小弥散的碳化物抑制孪晶生长有关。

应变路线对Ti-6242合金组织与力学性能的影响

肖　禹1，刘会群1，易丹青1，王　俭2，陈战乾2，高　颀2

2019, 44(1): 96-101. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.022

摘要 ( 72 )

PDF (637KB) ( 40 )

对两道次轧制的Ti-6242锻坯板材样品进行双级退火处理,研究了3种轧制应变路线对合金板材力学性能的影响。结果表明,不同应变路线的Ti-6242合金具有相近的晶粒尺寸和维氏硬度,采用单向轧制板材样品的力学性能高于两步交叉轧制和交叉换向轧制样品,抗拉强度和断后伸长率分别可以达到1264 MPa和21%;换向轧制会弱化Ti-6242合金板材的晶粒择优取向,而单向轧制则会强化其()显微织构强度。

重载车曲轴用球磨铸铁的合金化与热处理

陈光辉，王　振，郝长利

2019, 44(1): 102-107. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.023

摘要 ( 98 )

PDF (612KB) ( 52 )

采用光学显微镜、冲击试验机、磨损试验机和电化学工作站等,研究了Mo含量和等温淬火温度对曲轴用球磨铸铁显微组织、力学性能和耐腐蚀性能的影响。结果表明:随着Mo含量增加,球墨铸铁中石墨数量减少,珠光体数量和碳化物数量增多,碳化物形貌逐渐从弥散分布的细小块状转变为粗大的块状或者长条状;在Mo含量达到0. 794%时,碳化物形成了网状分布的特征;随着Mo含量的增加,球墨铸铁的室温冲击吸收能量先增加而后减小,在Mo含量为0. 410%时取得最大值,平均磨损量和磨损率逐渐减小,腐蚀电位先正向移动而后负向移动,腐蚀电流密度先减小而后增大;随着等温淬火温度的升高,冲击吸收能量逐渐升高,平均磨损量和磨损率增大,腐蚀电位逐渐正移、腐蚀电流密度逐渐降低。重载车曲轴用球磨铸铁的适宜Mo元素添加量为0. 410%,等温淬火温度为275℃。

超声振动下Q235钢奥氏体再结晶模型的适用性试验研究

贺庆强，柴万里，朱　寒，耿春丽，刘建国，李　静

2019, 44(1): 108-111. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.024

摘要 ( 78 )

PDF (621KB) ( 54 )

超声振动改变碳素钢热变形条件,从而影响形变后微观组织。通过仿真和试验分析了超声振动条件下两组常用碳素钢奥氏体再结晶模型的适用性。结果表明:Q235圆柱试样1150℃加热5 min完成奥氏体化后,超声振动形变处理试样内奥氏体再结晶平均晶粒尺寸更接近C. M. Sellars模型的计算结果。试样950℃加热完成奥氏体化,800～700℃温度区间超声振动形变处理,因试样表层不具备发生铁素体动态再结晶温度条件,距表层50μm深度范围内,超声振动剧烈形变导致组织纳米化;而试样内部超声振动造成了高Z值条件,铁素体动态再结晶晶粒明显细化。

DZ1、25CrNiMo和30CrNi3MoV车轴钢的组织与力学性能

黄　文1，张　艳2，李祥志1，斯庭智1

2019, 44(1): 112-117. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.025

摘要 ( 97 )

PDF (624KB) ( 62 )

采用SEM和HRTEM研究了DZ1、25CrNiMo和30CrNi3MoV车轴钢的组织结构,对比分析了3种车轴钢力学性能和组织结构之间的相互关系。结果表明,25CrNiMo和30CrNi3MoV钢的冲击吸收能量（KU₂）分别由DZ1钢的80 J提高到103 J和110 J。30CrNi3MoV钢回火索氏体组织为细小的碳化物均匀分布在保留了原马氏体板条形态的α-Fe基体上。该组织具有较大的固溶和位错强化,更高的亚界面强化,良好的碳化物第二相强化以及纳米V和Mo合金碳化物（约10 nm）的弥散强化,因此30CrNi3MoV钢抗拉强度（Rm）由DZ1和25CrNiMo钢的600 MPa级显著提高到了1000 MPa级。

固溶时效对Al-4.6Cu-0.9Li合金组织与拉伸性能的影响

李铸铁1,2，赵志国2，史丹丹2，余鑫祥1,2

2019, 44(1): 118-123. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.026

摘要 ( 75 )

PDF (617KB) ( 62 )

通过组织分析和常温拉伸性能测试,研究了固溶时效对Al-4. 6Cu-0. 9Li合金组织与拉伸性能的影响。结果表明,经520℃固溶处理0. 5 h后,试验合金冷轧板材中Al₇Cu₄Li和Al₂CuLi相均固溶充分,仅剩下少量难溶的Al7Cu2Fe相;时效前引入预变形后可明显缩短试验合金到达峰值态的时间,且大幅提高时效态合金的强度值;主要归因于时效前的预变形处理引入的大量位错为大量细小弥散分布的T₁相快速析出提供了非均匀形核区域。此外,由于预变形量为6%时,合金中的主要强化相为T₁和θ’相共同析出,不同类型析出相对多系滑移的有效阻碍使合金达到了强塑性的综合性能提高。

低碳铝镇静钢板的再结晶组织演变和CSL特征晶界分布

庄栋栋1,2，张为达2，王寅杰1，吕　逸1

2019, 44(1): 124-129. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.027

摘要 ( 69 )

PDF (619KB) ( 49 )

对64%压下率的低碳铝镇静钢板进行不同温度保温4 h试验,利用金相显微镜、维氏硬度计和电子背散射衍射技术(EBSD)等手段,研究了其在再结晶过程中的显微组织、织构和晶界特征分布的演化规律。结果表明,490、580、610和730℃保温4 h后,试验钢分别处于回复、初始再结晶、完全再结晶和晶粒长大阶段;随再结晶过程的进行,有效晶粒尺寸逐渐增加,在730℃保温后达到峰值13. 6μm,晶粒均匀程度则在610℃保温后达到最高;有利的{111}[112]和{111}[110]取向织构密度值都先增加后降低,在610℃保温后都达到峰值10,形成强度很高的γ纤维织构;低ΣCSL晶界出现频率先增加后降低,在610℃保温后达到峰值11. 23%。低碳铝镇静钢再结晶过程中,取向织构和低ΣCSL晶界分布相互作用和影响,能够保证其在完全再结晶时具有高强度的γ纤维织构和高频率的低ΣCSL晶界,保证钢板具有优异的深冲性能和抗二次加工脆性性能。

退火温度对Fe-Cr-Mo合金减振性能及力学性能的影响

杨延丽1,2，高　鹏1，孙永庆2，梁剑雄2

2019, 44(1): 130-134. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.028

摘要 ( 76 )

PDF (613KB) ( 92 )

采用弯曲共振法测量Fe-Cr-Mo合金的减振性能,通过光学显微镜和扫描电镜对合金组织进行观察,研究了退火温度（900～1100℃）对Fe-Cr-Mo合金减振性能和力学性能的影响。结果表明,Fe-Cr-Mo合金在900～1100℃退火温度范围内,随着退火温度的升高,合金的内耗先升高后降低,在1000℃达到峰值4. 7×10^-3。同时,退火温度对合金的力学性能有明显的影响。900℃退火后,合金的抗拉强度和塑韧性最好,抗拉强度为513 MPa,伸长率为37. 25%,断面收缩率为83%,冲击吸收能量为414 J。1100℃退火后,规定塑性延伸强度最大,为395. 5 MPa。

往复挤压Mg-xSn-Al-Zn-Si合金的组织性能及变形机制

高爱华1，张建新2

2019, 44(1): 134-137. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.029

摘要 ( 81 )

PDF (622KB) ( 51 )

以往复挤压Mg-xSn-1. 5Al-1Zn-1Si(x=3、5、8,质量分数,%)合金为研究对象,分析了合金的组织分布、力学性能和变形机制。结果表明:往复挤压合金的晶粒细小、组织均匀,随着Sn的增加,其均匀度呈现先升高后降低的趋势;往复挤压合金的强度和塑性较高,随着Sn含量的增加,合金强度和塑性呈现先增加后下降的趋势,Sn含量较高时,塑性明显下降;往复挤压过程中,Mg-xSn-1.5Al-1Zn-1Si合金更容易发生动态再结晶,位错攀移(滑移)成为变形的主要机制,位错密度呈现由增加到动态平衡再到下降的变化趋势。

控轧控冷对高强建筑用钢组织与性能的影响

陈华辉1，梁　锐2

2019, 44(1): 138-142. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.030

摘要 ( 333 )

PDF (612KB) ( 59 )

对一种试验性的高强建筑用钢进行了控制轧制和控制冷却处理,研究了终冷温度对试验钢力学性能和显微组织的影响,并对拉伸断口形貌进行了观察。结果表明,试验钢在终冷温度为450℃时具有较高的强塑性和低屈强比,能够满足780 MPa级高层低屈强比建筑用钢的要求;在终冷温度为650℃时,试验钢中的M-A岛状组织更加粗大、含量相对较高,形状主要以多边形和和条带状形态为主,而终冷温度为450℃时,试验钢中M-A岛状组织的数量相对较多,尺寸相对细小,且主要以颗粒状形态存在;贝氏体铁素体基体上弥散分布着颗粒状M-A岛的复相组织有利于提高试验钢的强塑性并降低屈强比;终冷温度为450℃时试验钢的抗拉强度、规定塑性延伸强度、断后伸长率和屈强比分别为1070 MPa、825 MPa、16. 6%和0. 771。

630 ℃长期时效对FB2转子钢组织和力学性能的影响

张　煜1,2，赵吉庆2，李　莉1，杨　钢2

2019, 44(1): 142-147. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.031

摘要 ( 72 )

PDF (616KB) ( 49 )

通过冲击性能试验、硬度测试、扫描电镜和透射电镜观察等方法对630℃不同时效时间后的FB2转子钢样品进行组织观察和力学性能分析。结果表明,FB2转子钢在630℃时效过程中能够保持较好的高温稳定性; FB2转子钢的冲击断口表现为准解理脆性断裂;在时效前期,位错回复,冲击韧性提高;在时效中后期,由于析出相M₂₃C₆和Laves相在晶界位置聚集粗化,引起应力集中,冲击性能下降,时效5000 h后转子钢的冲击吸收能量为17 J;在长时时效过程中,FB2转子钢的强度下降趋势与析出相M₂₃C₆的尺寸变化趋势相一致,当析出相M₂₃C₆进入尺寸稳定期后FB2转子钢的硬度也基本稳定为253. 4 HBW（5/750）,析出相M₂₃C₆是维持FB2转子钢服役性能的重要影响因素。

焊后热处理对P92钢焊接接头显微组织和力学性能的影响

徐忠峰，王淦刚，鲁　立，朱　平，杨　佳

2019, 44(1): 148-151. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.032

摘要 ( 90 )

PDF (614KB) ( 86 )

采用光学金相显微镜和力学性能测试等方法,研究了电阻履带式和中频感应两种不同的焊后热处理方法对P92钢焊接接头显微组织和力学性能的影响。结果表明:中频感应处理下的焊缝组织较为细小,马氏体板条界面变得更加模糊;焊接接头各层母材、热影响区及焊缝硬度值分布均匀,内、中和外层的硬度差值较小;焊缝及热影响区冲击吸收能量沿壁厚方向分布较为均匀,且均高于P92母材标准要求值。因而,中频感应加热法不仅可以很好地改善焊缝组织,而且在壁厚方向上,可以使焊缝韧性等力学性能更加均匀。

表面纳米化过程中18CrNiMo7-6钢的软化与硬化

朱　敏，朱万全，帅林飞，马国强，吴桂林

2019, 44(1): 152-156. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.033

摘要 ( 88 )

PDF (616KB) ( 60 )

对淬火后低温回火的18CrNiMo7-6钢采用旋转加速喷丸技术进行表面纳米化处理,研究了18CrNiMo7-6钢纳米化过程中的软化和硬化现象。结果表明:经旋转加速喷丸处理后,钢的拉伸性能轻微提升。样品厚度方向上不同深度位置同时出现了硬化与软化现象,其中,心部和最表层硬度都有所增加,而样品次表层硬度却较喷丸前轻微降低,从而使得样品的显微硬度在厚度方向上呈现"W"型分布。在对样品喷丸前后不同深度位置的微观组织表征后发现,材料次表面的软化现象与该位置发生的动态回复有关;而心部和最表层虽然都发生硬化,其强化机制也不尽相同。

热障涂层双层黏结层的高温氧化行为

李　霄1，彭芯钰1，张世虎2，刘　晃2，董　会1，王　涛1

2019, 44(1): 157-161. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.034

摘要 ( 92 )

PDF (617KB) ( 69 )

采用箱式电阻炉研究了具有梯度热膨胀系数的（孔隙层+氧化层）双层黏结层结构热障涂层的高温氧化行为。采用气罩等离子喷涂在Inconel 738合金基材上制备60μm厚的孔隙层,通过超音速火焰喷涂（HVOF）在孔隙层上制备120μm厚的氧化层。在1000℃下对黏结层进行不同时间的高温氧化试验。结果表明,黏结层由孔隙层和氧化层组成;喷涂态孔隙层具有典型的层状结构,未出现明显氧化;喷涂态氧化层较为致密,内部弥散分布着细小的α-Al₂O₃颗粒;具有梯度热膨胀系数黏结层表面的热生长氧化物（TGO）生长速率显著低于传统黏结层,且不再遵循抛物线生长规律,而是以对数规律生长;由于生长速率缓慢,尽管在制备过程中消耗了部分Al元素,但在500 h范围内TGO仍然以α-Al₂O₃为主。

工作压强对PECVD法制备DLC薄膜微观结构与力学性能的影响

李瑞武1，周艳文1，李建伟1，范　巍2，郭媛媛1，吴法宇1

2019, 44(1): 162-167. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.035

摘要 ( 92 )

PDF (621KB) ( 65 )

采用脉冲等离子体增强化学气相沉积方法(Pulse-PECVD)于316L不锈钢基体上制备类金刚石(DLC)薄膜,研究不同工作气压对DLC薄膜的沉积速率、表面形貌、微观结构、纳米硬度、弹性模量以及结合强度的影响规律。结果表明:随沉积气压增大,薄膜的沉积速率随之增大,压强在3 Pa时沉积速率可高达1. 4μm/h;不同气压下沉积的DLC薄膜均体现出平整光滑的表面形貌和高于不锈钢基体3倍以上的纳米硬度;沉积气压为2 Pa时,DLC薄膜在拉曼光谱中具有最小的ID/IG值,对应最高的纳米硬度16. 1 GPa和弹性模量152. 7 GPa,以及最低的粗糙度和摩擦因数0. 206。

Ti811表面TC4激光熔覆层的β相变行为

王　浩1，张天刚1，王　涛2

2019, 44(1): 167-171. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.036

摘要 ( 63 )

PDF (621KB) ( 47 )

参考航空发动机压气机转子叶片的维修手册,以Ti811 （Ti-8A1-1Mo-lV）钛合金为基板、TC4钛合金粉末为原料,采用同步送粉激光熔覆方法制备了激光熔覆层,并利用X射线衍射仪、扫描电镜和能谱分析仪等手段分析了熔覆层的显微组织和相变规律。结果表明:熔覆层微观组织呈典型的魏氏体组织或片层组织形貌特点;在激光熔覆的作用下,合金中的β相发生相变,分别生成了晶界α相、针状马氏体α’相、纳米有序相α₂（Ti₃Al）和残留的β相。在实际激光加工试验中应尽量避免魏氏体结构的出现。

超声振动辅助Ni60WC25粉末激光熔覆技术

高国富，郭子龙，李　康，王　毅，苏婷婷

2019, 44(1): 172-175. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.037

摘要 ( 82 )

PDF (623KB) ( 47 )

采用超声振动辅助的方法,运用激光熔覆技术在TC4钛合金表面制备Ni60WC25的镍基合金粉末熔覆层。研究超声振动辅助作用下Ni60WC25熔覆层的微观组织情况,并与常规的激光熔覆技术进行对比,分析熔覆层微观组织不同的原因。结果表明:在超声振动辅助作用下,熔覆层组织的晶粒变得细小,合金元素分布相对均匀,表面硬度提高。

316L不锈钢表面激光熔覆Stellite-F合金层的电化学腐蚀行为

钟晓康1,2，王幸福1，韩福生1

2019, 44(1): 176-179. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.038

摘要 ( 97 )

PDF (616KB) ( 62 )

采用CO₂激光器在316L不锈钢表面熔覆Stellite-F合金,通过电化学方法研究了Stellite-F熔覆合金层在5wt%NaCl溶液中的腐蚀行为。结果表明:与316L不锈钢相比,与基材呈冶金结合的Stellite-F合金层自腐蚀电位较正、自腐蚀电流密度较小,无点腐蚀现象出现,耐海水腐蚀性能较好;研究发现,熔覆合金层物相主要由γ-Co固溶体与Ni₃C、Cr₂₃C₆碳化物构成,在盐溶液中其腐蚀失效机制为选择性腐蚀,即固溶体合金相作为阳极被腐蚀浸出,碳化物相得到阴极保护暴露析出,同时固溶体相中的Co、Ni组分优先被腐蚀浸出,其余组分形成海绵状结构。

扩散处理对23MnCrNiMo54热浸镀铝钢耐蚀性的影响

文偲嘉1,2，王同会3，李　光1,2，陈玉玺3，王巍智1，夏　原1,2

2019, 44(1): 180-184. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.039

摘要 ( 75 )

PDF (612KB) ( 46 )

对23MnCrNiMo54热浸镀铝热扩散前后的涂层结构、电化学性能和中性盐雾腐蚀进行分析。结果表明,扩散前表面涂层呈致密的铝-铁铝层结构,扩散后表面涂层转化为带裂纹和孔洞的铁铝层。扩散前后的表层自腐蚀电流低于23MnCrNiMo54钢自腐蚀电流两个量级,扩散后自腐蚀电位最高,表层材料耐腐蚀性增加。盐雾试验发现,23MnCrNiMo54钢抗腐蚀性较差,1 h出现锈点,热浸镀铝后显著提升抗腐蚀性,24 h尚未出现明显锈点,热浸镀铝涂层对23MnCrNiMo54钢的耐腐蚀性有明显改善。热浸镀铝再经扩散处理后,4 h出现锈点,扩散前后23MnCrNiMo54钢在中性盐雾中的耐腐蚀性差异较大。造成这种差异的原因主要是扩散后涂层上的缺陷和涂层较基体更低的电位。

船舶海水管系TC4钛合金的表面涂层与耐蚀性能

张　琪，罗丽蓉，刘　涛，秦子兰

2019, 44(1): 185-189. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.040

摘要 ( 93 )

PDF (616KB) ( 67 )

采用磁控溅射和微弧氧化的方法在海水管系TC4钛合金表面制备了TiO₂、ZrO₂/TiO₂和Zn-ZrO₂/TiO₂涂层,观察了表面涂层的显微形貌和物相组成,对比分析了TC4合金基材和涂层的电化学腐蚀性能。结果表明,TiO₂、ZrO₂/TiO₂和Zn-ZrO₂/TiO₂涂层表面都可见火山喷涂状熔融堆积物,表面可见尺寸不等、形状不规则的显微孔洞,TiO₂涂层表面微孔平均直径约为4. 6μm,而ZrO₂/TiO₂和Zn-ZrO₂/TiO₂涂层表面的微孔平均直径都约为2. 2μm; TiO₂涂层中含有金红石型TiO₂相,而ZrO₂/TiO₂和Zn-ZrO₂/TiO₂涂层中还存在t-ZrO₂相和少量c-ZrO₂相;基材和微弧氧化涂层的腐蚀电位从高至低的顺序为ZrO₂/TiO₂> Zn-ZrO₂/TiO₂> TiO₂>TC4,ZrO₂/TiO₂涂层具有最佳的耐腐蚀性能,而掺杂Zn的Zn-ZrO₂/TiO₂涂层中的ZnO在电化学腐蚀过程中容易溶解而释放较多的Zn²⁺而使得腐蚀倾向较ZrO₂/TiO₂涂层更大。

7055铝合金的非等温时效工艺

向剑波1，陈　伟2，熊落保3，吴子凯1，周海铭1，罗丰华1

2019, 44(1): 190-194. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.041

摘要 ( 107 )

PDF (619KB) ( 59 )

结合光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)以及透射电镜(TEM)等,对非等温时效处理后7055铝合金的组织、硬度、拉伸和抗腐蚀性能进行了研究。结果表明:合金的硬度和强度在60～120℃快速增加,随后缓慢上升并于160℃达到峰值,在时效后期则呈直线下降,伸长率的变化趋势与之相反。非等温时效过程中,起始温度、终止温度及升温速率会对合金的性能有一定影响。升温时效至160℃,合金不仅能够满足T6态的力学性能要求,同时能获得较好的抗腐蚀性能。

Y₂O₃对CoCrFeMnNi高熵合金退火稳定性的影响

张太超1，李俊魁2，杨春辉3，吴起鹏4

2019, 44(1): 195-204. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.042

摘要 ( 98 )

PDF (617KB) ( 52 )

利用放电等离子烧结技术和真空熔炼技术,制备了CoCrFeMnNi高熵合金,并分析了稀土氧化物Y₂O₃对CoCrFeMnNi高熵合金退火稳定性的影响。结果显示,未退火CoCrFeMnNi高熵合金均由面心立方结构组成;在800℃退火72 h后,没有添加Y₂O₃和添加2. 0%（质量分数） Y₂O₃的CoCrFeMnNi高熵合金中分别析出了层片状的富Cr相和大颗粒状的Cr-Mn相,添加1. 0%Y₂O₃的合金中退火后则没有第二相生成。退火试验结果与XRD结果一致,表明添加1. 0%Y₂O₃可提高CoCrFeMnNi高熵合金的退火稳定性。

Ti-Mo微合金钢连续冷却过程中纳米碳化物的析出行为

卜凡征1，王玉斌1，吴庆美1，王学敏2，郑连辉1，郭　强1

2019, 44(1): 205-208. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.043

摘要 ( 75 )

PDF (513KB) ( 57 )

利用透射电镜对Ti-Mo微合金钢热轧后冷却过程中的析出相分布、形貌和尺寸进行了分析。结果表明:热轧试验钢的基体组织主要由铁素体和少量贝氏体组成,较高的屈服强度主要得益于铁素体基体上形成的高体积分数的相间沉淀颗粒;这些粒子形成于热轧后的连续冷却过程中,主要是(Ti,Mo) C,尺寸约5～10 nm,对铁素体基体产生明显的沉淀强化作用。铁素体在相变初期由于较快的生长速度导致晶粒内很少形成相间沉淀,这类析出主要形成于相变中后期的铁素体基体内。

高速列车制动盘用Cr-Mo-V钢的导热特性

胡芳忠，汪开忠，陈世杰，胡艺耀，郝震宇，孙　维

2019, 44(1): 209-213. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.044

摘要 ( 87 )

PDF (513KB) ( 53 )

采用激光脉冲试验法研究不同淬火和回火工艺对高速列车制动盘用Cr-Mo-V钢在50～800℃时的比热容、热扩散系数和导热系数。结果表明,当试验温度低于700℃时,随着试验温度的提高,试验料热扩散系数和导热系数逐渐降低,比热容逐渐提高;当试验温度超过700℃时,试验料热扩散系数和导热系数又随之提高,比热容随之下降。当试验温度低于700℃时,随着回火温度或淬火温度的提高,试验料在不同试验温度条件下热扩散系数和导热系数均稍有提高,比热容稍有降低;当试验温度为800℃时,几组试验料的比热容、热扩散系数和导热系数基本相当。

4Cr5Mo2V钢曲轴热锻模具失效分析

白植雄，郑铭达，王宇斌，左鹏鹏，吴晓春

2019, 44(1): 214-218. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.045

摘要 ( 123 )

PDF (604KB) ( 82 )

采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和能谱仪(EDS)对失效曲轴热锻模具的心部、裂纹处及基体的夹杂物、强韧性和显微组织进行表征与分析,从而阐明模具开裂的原因。结果表明:该模具由4Cr5Mo2V钢制成,模具开裂主要是由组织不均匀和热疲劳引起的,心部组织在淬火时未完全淬透,导致心部存在贝氏体组织,从而产生较大的内应力,而热疲劳进一步加速裂纹拓展,最终导致模具过早失效。

中高碳钢晶粒度测定方法研究

陈　杰1，李文军2，刘新宽1，王军艺3，盛荣生4

2019, 44(1): 219-222. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.046

摘要 ( 110 )

PDF (519KB) ( 65 )

国标中氧化法与直接淬硬法是测定碳含量在0. 25%～1. 00%钢中晶粒度的主要方法,然而运用这两种方法得出的晶粒尺寸往往出现偏小的情况。本文通过对55SiCr弹簧钢分别运用直接腐蚀法、EBSD法、氧化法与直接淬硬法测定晶粒度,经过比较与分析得出:氧化法与直接淬硬法测得的晶粒尺寸相比较直接腐蚀法与EBSD法要小,其原因在于热处理后的试样中含有残留奥氏体小晶粒,在用软件评级时,误将一个大的晶粒因为残留奥氏体晶界的拐入而分割成两个小晶粒来统计,从而造成晶粒尺寸的偏小。人工去掉小晶粒或假设未考虑残留奥氏体时截点数为n,考虑残留奥氏体的影响,其截点数约为n+Dn,测量线段长度为L,校正前后的晶粒度分别为Z₁和Z₂,则有Z₁=L/n,Z₂=L/（n+Dn）,进一步可以得出Z₂=Z₁/（1+D）。经这两种方法校正后得到的结果与直接腐蚀法和EBSD法获得的结果较为接近。

钢中珠光体球团尺寸的EBSD表征技术

崔桂彬，鞠新华，孟　杨，尹立新，严春莲

2019, 44(1): 223-228. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.047

摘要 ( 104 )

PDF (511KB) ( 55 )

借助光学显微镜和扫描电镜等研究了珠光体球团的表征方法,从阻止裂纹扩展的有效性出发,选择内部取向接近、外部取向差较大的球团簇作为评价珠光体球团尺寸的指标。结果表明,珠光体中铁素体的取向分布与球团吻合,即铁素体的大角度晶界就是球团(簇)界,所以可以通过表征铁素体的晶粒尺寸来评价珠光体球团尺寸。该方法的关键点在于晶界如何定义和样品如何制备。从对EBSD法的可行性分析可知,以15°作为晶内最大取向差来划分珠光体球团。对于珠光体钢,电解抛光法更适用于珠光体中渗碳体片层较宽的样品,而对于珠光体中渗碳体片层过窄的情况更适合选用离子抛光法。

横向磁通连续感应加热过程中带材涡流场和温度场的仿真分析

汪友华，吴建成，刘成成，陈　龙

2019, 44(1): 229-234. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.048

摘要 ( 90 )

PDF (512KB) ( 77 )

基于新型磁-热耦合仿真计算方法,在考虑带材材料物性参数随温度变化的前提下,以45钢带材为例对横向磁通连续感应加热过程中带材表面涡流和温度的分布情况进行了模拟和计算,并与不考虑材料物性参数随温度变化及15MnV钢带材在相同条件下连续感应加热这两种情况进行了对比。结果表明:带材材料物性参数随温度产生的变化对感应加热结果影响较大,且45钢和15MnV钢计算得到的感应加热工艺参数存在较大差异。

微粒子喷丸影响因素的数值仿真

吕文博，张　海，张小敏，韩俊豪，宋晓庆，赵　武

2019, 44(1): 235-240. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.049

摘要 ( 84 )

PDF (520KB) ( 94 )

微粒子喷丸得到的残余压应力场和表面粗糙度除了受微粒子直径和冲击速度的影响,还受到冲击次数,冲击角度和搭接率的影响,为了研究这些工艺参数对微粒子喷丸强化效果的影响规律,采用ANSYS/LS-DYNA对微粒子喷丸的有限元模型进行了数值仿真分析。结果表明,随着冲击次数的增加和冲击角度的增大,残余压应力场的大小和深度逐渐增大,表面粗糙度也逐渐增大。残余压应力场的大小和深度以及表面粗糙度都与搭接率呈下凹的二次曲线关系。

热扩散对高碳线材碳偏析和网状渗碳体的影响

鲁修宇1,2，刘　静1，夏艳花2，王　贞1，张　帆2，任安超2，蒋跃东2

2019, 44(1): 241-245. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2019.01.050

摘要 ( 246 )

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改编了碳偏析指数随温度及时间的变化模型,研究了一种线材碳偏析指数在热扩散试验中的变化规律,通过试验验证了碳偏析模型的有效性,并根据模型公式预测了铸坯碳偏析指数需要的热扩散时间。试验结果表明:线材在1200℃经2 min和4 min热扩散后,其碳偏析可以降低至1. 10和1. 05以下,空冷组织网状渗碳体级别显著降低。线材热扩散试验数据与模拟数值趋势一致,存在着线材升温至稳定所需的约0. 5 min差值。经过数值模拟,铸坯经过1200℃-590 min热扩散后偏析指数可降低至要求范围,但在实际操作中需考虑铸坯在加热过程中的热扩散。

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