金属热处理

杨雨轩, 王晔, 刘国怀, 王昭东

2022, 47(11): 1-11. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.001

摘要 ( 96 )

PDF (648KB) ( 57 )

研究了DD6单晶高温合金在热处理过程中的显微组织演化规律以及初熔组织的生成机理。通过研究不同固溶时效处理对γ′相形貌、尺寸分布和体积分数的影响且分析了完全热处理后合金的显微硬度和拉伸性能,从而确定了合金最佳的热处理工艺。结果表明,通过差热分析法和金相观察法确定合金的初熔温度在1300~1310 ℃。在1315 ℃固溶处理4 h,枝晶间/枝晶干γ′相尺寸趋于一致,呈立方状均匀排列。在固溶处理过程中,γ/γ′共晶组织熔化生成了不规则初熔组织。在不同的一次时效工艺下,1120 ℃时效4 h空冷后,γ′相立方度更好,尺寸分布更均匀。合金最佳的热处理工艺为1290 ℃×1 h+1300 ℃×2 h+1315 ℃×4 h, AC+1120 ℃×4 h, AC+870 ℃×32 h, AC。合金在完全热处理后,随拉伸温度从室温升高至850 ℃时,强度达到峰值,温度继续升高,强度下降;在760 ℃拉伸时塑性最差,随着拉伸温度从760 ℃升高到950 ℃,塑性提高。

溅射靶材用Cr20Ni80合金管材的微观组织与再结晶退火

段旭斌, 吴宇宁, 袁志钟, 王梦飞, 卿海标, 钟成铭, 罗锐, 程晓农

2022, 47(11): 12-19. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.002

摘要 ( 99 )

PDF (569KB) ( 30 )

对溅射靶材用Cr20Ni80合金冷轧管材的微观组织和再结晶退火工艺进行了研究。首先观察了冷轧管材轴向与径向的微观组织变化;其次利用JMatPro计算了Cr20Ni80合金的相图,并设计了再结晶退火工艺;最后对冷轧管材进行了再结晶退火试验,表征了退火后管材的微观组织、晶粒尺寸和硬度。结果表明,冷轧管材沿轴向均为拉长晶,且存在大量孪晶;管材沿径向的微观组织中晶粒尺寸因形变量的增大而减小;当再结晶退火温度为690 ℃时,冷轧管材试样已开始发生再结晶;790 ℃×30 min时,形变晶粒已完全再结晶,平均晶粒尺寸为24.1 μm,为最优再结晶退火工艺;当退火温度进一步升高、保温时间进一步延长时,再结晶晶粒逐渐长大;试样的硬度随退火温度的升高而减小。

临界退火冷却方式对含铌中锰钢奥氏体稳定性和力学性能的影响

赵帅, 宋仁伯, 张宇, 霍巍丰, 王永金, 王鑫玮, 陈星翰

2022, 47(11): 20-24. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.003

摘要 ( 52 )

PDF (567KB) ( 26 )

针对含铌中锰钢进行了不同退火温度(700、750和800 ℃)和不同冷却方式(空冷、水冷)下的临界退火试验。结果表明,随着临界退火温度的升高,强塑积和残留奥氏体含量呈现先升高再降低的趋势。在750 ℃临界退火水冷后,试验钢的力学性能最佳,屈服强度达到750 MPa,抗拉强度为1820 MPa,断后伸长率为13.9%。随着临界退火温度升高,试验钢中渗碳体逐渐溶解,基体中C和Mn含量增多,在保温过程中配分进入奥氏体的C和Mn含量增多,导致奥氏体更稳定,残留奥氏体含量增多。当临界退火温度进一步升高,保温时奥氏体含量的增多导致配分进入奥氏体的C和Mn浓度降低,导致奥氏体稳定性降低,在冷却过程中形成大量马氏体。马氏体的增多和大尺寸团簇状(Nb,Mo)C的析出导致800 ℃临界退火后试验钢的高强度和低塑性。在相同临界退火温度下,水冷和空冷后试验钢的相组成相同。在800 ℃临界退火时,两种冷却方式对残留奥氏体含量和力学性能引起的差异最为明显,这与空冷过程中C和Mn向奥氏体配分更充分有关。

退火温度对冷轧8Mn钢低温热成形后组织和性能的影响

张博明, 徐德超, 滕华湘, 赵海峰, 韩赟

2022, 47(11): 25-31. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.004

摘要 ( 64 )

PDF (572KB) ( 28 )

采用冷轧8Mn钢为试验材料,利用光学显微镜、扫描电镜、电子拉力万能试验机等,结合EBSD和XRD分析技术研究了不同退火温度对低温热成形前后试验钢组织和性能的影响。结果表明,热成形前,试验钢中的奥氏体含量随着退火温度的升高而降低。低温热成形后试验钢的显微组织为马氏体、铁素体和残留奥氏体。不同温度退火并热成形后试验钢的抗拉强度均为1400 MPa左右,屈服强度为900 MPa左右,伸长率为10%左右。退火温度对8Mn钢低温热成形后力学性能影响较小。

均匀化处理Al-Mg-Mn合金的组织及热变形行为

马宝霞, 乔洋, 毛明轩, 孙江辉, 吴昌桐, 刘泽瑀

2022, 47(11): 32-38. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.005

摘要 ( 84 )

PDF (568KB) ( 29 )

研究了半连续水冷铸造方法制备的Al-Mg-Mn合金均匀化处理过程中显微组织的演变过程,同时采用 Gleeble-1500热模拟试验机对均匀化退火态合金的高温塑性变形行为进行了研究,分析了合金流变应力与变形温度和变形量之间的关系,并对合金变形过程中显微组织变化进行了探讨。结果表明,均匀化处理后原铸态合金中粗大的非平衡析出相逐渐溶解,变细、断裂,趋于球化,呈珠链状,数量减少。在热模拟变形过程中,475 ℃×15 h 均匀化退火态Al-Mg-Mn合金流变应力随着变形温度升高而降低;随着变形量增加,流变应力的峰值增大。随着变形温度升高,合金热变形组织首先发生缓慢的回复,位错密度降低,进而形成亚晶、出现再结晶晶粒组织特征。

热处理对激光增材制造Ferrium M54钢微观组织及力学性能的影响

赵忠超, 宁静, 苏杰, 姜庆伟

2022, 47(11): 39-44. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.006

摘要 ( 83 )

PDF (567KB) ( 25 )

采用激光增材制造技术制备了Ferrium M54钢,研究了传统热处理对其组织和力学性能的影响。利用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)、拉伸试验机及维氏硬度计分析了沉积态和热处理后试验钢的微观组织和力学性能。结果表明,激光增材制造M54二次硬化钢是由沿沉积方向生长的柱状晶构成，沉积态试样纵向的抗拉强度和屈服强度分别为1832 MPa和997 MPa,断后伸长率和断面收缩率分别为9.5%和28%;经过传统热处理后,定向凝固形成的胞状结构消失,得到马氏体组织。经1075 ℃固溶+1060 ℃油淬+-73 ℃深冷+510 ℃时效处理后激光增材制造 Ferrium M54钢的性能最好,抗拉强度为1863 MPa,屈服强度为1594 MPa,断后伸长率为15%,断面收缩率为59%,硬度为603 HV。

2Cr13钢异形模锻件淬火裂纹分析及热处理工艺优化

王高远, 王凯, 张枝梅

2022, 47(11): 45-53. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.007

摘要 ( 139 )

PDF (567KB) ( 32 )

为解决一种2Cr13钢异形模锻件淬火回火后批次性表面开裂的问题,从复查工艺过程入手,通过计算机模拟工件淬火过程中表面应力状态变化,观察开裂工件显微组织及裂纹形貌,分析工件淬火开裂原因,并通过热处理试验验证了淬火制度对工件表层组织以及力学性能的影响。结果表明,2Cr13钢异形模锻件淬火后出现表面裂纹与锻件形状、淬火加热方式以及淬火温度有关,可通过增加锻件过渡区余量、采用到温入炉以及较低的淬火加热温度的方式降低淬火开裂风险。采用1000 ℃淬火,到温入炉作为产品优化后的热处理制度。

热处理对Mg-8Gd-3Y-1.5Zn-0.6Zr合金组织与力学性能的影响

田凯凯, 李全安, 陈晓亚, 梅婉婉, 陈培军, 李向宇, 谭劲峰

2022, 47(11): 54-58. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.008

摘要 ( 53 )

PDF (569KB) ( 29 )

采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪和万能力学试验机等研究了固溶和时效处理对Mg-8Gd-3Y-1.5Zn-0.6Zr合金显微组织和力学性能的影响。结果表明,Mg-8Gd-3Y-1.5Zn-0.6Zr合金铸态、固溶态和时效态的显微组织均由α-Mg基体、Mg₅(Gd, Y, Zn)相和LPSO结构组成;合金经固溶和时效处理后的最大抗拉强度由铸态的187.96 MPa提高到241.93 MPa,提高了28.71%,伸长率由铸态的8.48%提高到13.91%,提高了64.03%;不同热处理状态下合金的拉伸断口形貌主要以脆性断裂为主。

固溶处理对铸态Mg-4.8Al-2.7Ca-0.4Mn合金组织及力学性能的影响

王金伟, 周吉学, 唐守秋, 吴建华, 张琳琳, 庄海华, 马百常

2022, 47(11): 59-63. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.009

摘要 ( 49 )

PDF (568KB) ( 25 )

采用光学显微镜、扫描电镜、X射线能谱仪、X射线衍射仪、硬度测试及拉伸性能测试等手段分别研究了铸态Mg-4.8Al-2.7Ca-0.4Mn合金固溶处理前后的组织演变及力学性能。结果表明,铸态Mg-4.8Al-2.7Ca-0.4Mn合金的微观组织中,α-Mg相呈现典型的枝晶形态,枝晶间分布着大量在凝固过程中形成的Al₂Ca相;固溶处理对第二相的形貌有显著影响,随着固溶时间的增加,枝晶偏析减弱,Al₂Ca相从网状分布演变为多边形或细块状;经500 ℃固溶4 h,合金具有较好的综合拉伸性能,抗拉强度、屈服强度及伸长率分别达到222.0 MPa、182.5 MPa和4.5%。

U76CrRE重轨钢热处理工艺优化及力学性能分析

王业双, 刘馨宇, 苏航, 段亚楠, 岑耀东, 陈林

2022, 47(11): 64-69. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.010

摘要 ( 80 )

PDF (567KB) ( 24 )

通过在连续冷却的在线热处理工艺基础上进行工艺优化,研究了等温处理工艺对U76CrRE重轨钢微观组织和力学性能的影响。结果表明,相变前的冷却速度、等温温度和等温时间共同影响U76CrRE重轨钢的组织和力学性能。在相变前8 ℃/s的最佳冷却速度下,等温温度越低、等温时间越短,获得的珠光体越细小;U76CrRE重轨钢的抗拉强度随着等温温度的降低、等温时间的缩短而增大;560 ℃×30 s等温处理是U76CrRE重轨钢的最优热处理工艺,其综合力学性能最好,抗拉强度为1370 MPa,硬度为390 HBS,断后伸长率为9.33%,断面收缩率为41.32%,冲击吸收能量为4.4 J。

冷变形及时效对新型β钛合金组织性能的影响

李健, 庄宇盛, 李春慧, 李壮, 蔡文豪, 吕坤琪, 张利

2022, 47(11): 70-75. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.011

摘要 ( 70 )

PDF (570KB) ( 24 )

对两种新型β钛合金采用不同的变形量冷轧,并在650 ℃时效不同时间后,对其组织和性能进行了研究。结果表明,随着冷轧变形量的增加,组织产生大量的位错、孪晶等晶体缺陷和应力诱发马氏体转变,β钛合金的硬度增加。β钛合金经过30%和40%冷轧,650 ℃时效9 h时,其硬度、强度达到最大值,此时析出的次生α相数量最多、最弥散,强化效果最好。Ti-3573和Ti-3873合金经50%冷轧,分别时效6 h和3 h时,因变形量增大,晶体缺陷增多,在时效过程中次生α相在缺陷处优先形核,其硬度、强度达到峰值。Ti-3873合金因富含较多的β稳定元素,其性能优于Ti-3573合金。

烧结压力对热压掺钙铬酸镧陶瓷组织和性能的影响

赖旭平, 严炜文, 王良辉

2022, 47(11): 76-81. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.012

摘要 ( 44 )

PDF (572KB) ( 25 )

采用热压法在不同烧结压力下制备了高密度掺钙铬酸镧基陶瓷(La_0.8Ca_0.2Cr_0.98O₃),研究了烧结压力对La_0.8Ca_0.2Cr_0.98O₃陶瓷微观结构、力学性能和导电性能的影响。结果表明,当烧结压力大于58 MPa时,在烧结陶瓷中检测到第二相CaCr₂O₄的存在。CaCr₂O₄在烧结陶瓷中有两种完全不同的形态。烧结压力的提高不仅可以提高铬酸镧基陶瓷的密度,同时能显著抑制晶粒长大。随着烧结压力的增加,弯曲强度和硬度逐渐增加,但是断裂韧度和电导率发生下降。

退火温度对低成本TC4LCA钛合金板材组织和性能的影响

王俭, 冯秋元, 雷挺, 张永强, 王小翔

2022, 47(11): 82-86. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.013

摘要 ( 79 )

PDF (569KB) ( 24 )

为提高低成本TC4LCA钛合金板材的强度和冲击性能,选取不同退火温度对典型规格板材进行热处理,研究了其显微组织和力学性能的变化规律,分析了显微组织对强度和冲击性能的影响。结果表明,随着退火温度的升高,TC4LCA钛合金中的长条状初生α相转变为等轴状,β转变组织中析出针状或片状次生α相;退火温度越高,长条状初生α相含量减少,等轴化倾向明显,直至发生粗化;针状或片状次生α相长大。合金的强度先增大后减小、断后伸长率略有降低,冲击吸收能量则呈增大趋势。综合考虑,在800～880 ℃范围进行退火可使TC4LCA钛合金板材获得强度、塑韧性的最佳匹配。

固溶时效处理对Ti-6Al-4V ELI钛合金准静态和动态力学性能的影响

高学敏, 王晗, 王可迪, 何宇鹏, 程东松

2022, 47(11): 87-90. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.014

摘要 ( 51 )

PDF (568KB) ( 24 )

采用万能力学试验机及霍普金森压杆试验研究了固溶和时效处理对Ti-6Al-4V ELI钛合金准静态拉伸性能和动态压缩性能的影响。结果表明,Ti-6Al-4V ELI钛合金经固溶时效处理后(固溶温度941 ℃),其屈服强度可达1097 MPa以上,抗拉强度可达1167 MPa以上。相比热处理前的Ti-6Al-4V ELI钛合金,强度显著提升,而且塑性指标也维持在较高水平。同时,不同应变速率下Ti-6Al-4V ELI钛合金的动态压缩性能提升明显,动态压缩强度和应变速率的对数呈线性关系,且随着应变速率的增加而增大。

多次重复固溶时效处理对TB15钛合金组织和力学性能的影响

赵安安, 胡生双, 陈素明, 张颖云, 赵虎, 张颖

2022, 47(11): 91-94. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.015

摘要 ( 55 )

PDF (572KB) ( 24 )

利用光学显微镜、拉伸试验机和扫描电镜等手段研究了多次重复固溶时效处理对TB15钛合金显微组织和力学性能的影响。结果表明,随着固溶时效处理重复次数的增加,TB15钛合金的显微组织发生了较为明显的变化,次生α相合并长大,原始β晶粒晶界增厚;1次固溶时效处理后合金的综合力学性能达到最优,随着固溶时效处理重复次数的增加,合金的强度和断裂韧度均降低,伸长率和断面收缩率也急剧降低,断裂类型从韧性断裂向脆性断裂转变;相同工艺参数的重复固溶时效处理不能实现在不大幅降低强度和断裂韧度的前提下改善该合金的室温塑性。

回火温度对30Cr3Si2NiMoWNb钢组织性能的影响

宁静, 杨鹏, 高齐, 苏杰

2022, 47(11): 95-99. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.016

摘要 ( 90 )

PDF (569KB) ( 28 )

采用扫描电镜、能谱分析和力学试验等研究了回火温度对30Cr3Si2NiMoWNb超高强度钢组织和性能的影响。结果表明,回火温度变化可实现对力学性能的大幅度调控。200~350 ℃回火,微观组织为回火马氏体与细小弥散的ε-碳化物,此阶段强韧性变化幅度较小,抗拉强度等级1700 MPa、屈服强度等级1300 MPa;350~500 ℃回火由于渗碳体的不均匀析出,强度和韧性同时下降,其中500 ℃左右回火脆性最为严重,冲击吸收能量下降至最低点;500~700 ℃回火生成较稳定的球状渗碳体,强度大幅下降,韧性大幅上升。回火温度对强韧性的影响机理为ε-碳化物、渗碳体等析出相演变过程的影响;一定含量的Si元素可以提高渗碳体形成温度和回火脆性温度。

马氏体不锈钢的中高温力学性能

陈蕊, 包翠敏, 杨智鹏, 陈炜, 王圣驰, 林琳

2022, 47(11): 100-105. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.017

摘要 ( 76 )

PDF (571KB) ( 43 )

利用电子万能试验机及热膨胀仪等测试分析手段对不同热处理后的马氏体不锈钢FV520B进行中高温度段的拉伸试验、蠕变试验、线膨胀系数试验,并对试样断口进行扫描电镜观察。结果表明,FV520B钢的中高温拉伸性能较室温出现下降,当测试温度由300 ℃升高至500 ℃时,强度整体呈下降趋势,塑韧性基本保持稳定;FV520B钢经480 ℃时效后,在300 ℃测试温度及屈服强度载荷下具有很好的抗蠕变性能;测试温度在300~500 ℃区间内,FV520B钢的线膨胀速率呈现平缓增长趋势。

压缩量和时效制度对A286高温合金组织和性能的影响

张晓斌, 张崔禹, 魏亮亮, 王丽丽, 于茂松, 丁燕红, 马叙

2022, 47(11): 106-110. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.018

摘要 ( 36 )

PDF (583KB) ( 24 )

对经过980 ℃×2 h固溶处理后的A286合金进行压缩变形和时效处理,利用X射线衍射仪(XRD)观察相的元素成分;利用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)观察其显微组织;利用硬度计测试维氏硬度,对其性能进行比较,以验证析出相对时效后A286合金性能的影响。结果表明,相同压缩条件下,随着时效时间的增加,A286合金析出相数量不断增加,析出相种类以弥散γ′相、碳化钛和碳化铬为主;相同时效条件下,随着变形量的增加,析出相的数量也在不断增加。在680 ℃时效时,随着时效时间的延长,同一压缩量合金的硬度呈增大趋势,但增幅逐渐趋缓;经35%压缩量的合金在720 ℃时效8 h时硬度达到峰值。

降低冷轧取向硅钢残余应力和位错密度的磁-热耦合工艺

罗家豪, 陈重毅, 宿鹏吉, 刘宝志, 麻永林, 邢淑清

2022, 47(11): 111-116. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.019

摘要 ( 30 )

PDF (581KB) ( 26 )

为了得到一种高效去除冷轧取向硅钢残余应力的工艺,制定了低温、低强度脉冲磁场的短时磁-热耦合处理试验方案,分别利用X射线残余应力仪和XRD测定了不同工艺处理前后取向硅钢的残余应力和位错密度。结果表明,采用低温、低强度脉冲磁场的短时磁-热耦合处理可以有效降低冷轧取向硅钢的残余应力和位错密度,当采用处理时间为3 min、处理温度为400 ℃、峰值电流为180 A的磁-热耦合工艺时,可取得最佳处理效果,残余应力降幅为55.5%,比单纯只施加低温热场或低强度脉冲磁场的处理效果优异。宏观残余应力的降低与位错密度具有紧密的联系,两者变化规律基本一致。短时、低温、低脉冲磁场强度磁-热耦合处理去除残余应力的微观机制是脉冲磁场和温度场耦合作用下进一步提高材料内部位错运动,实现了局部回复,达到位错密度和残余应力减小的目的。

退火工艺对平整轧制后50W800无取向硅钢磁性能的影响

谯德高, 赵小龙, 狄彦军, 郭渊强, 蔺晓亮

2022, 47(11): 117-121. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.020

摘要 ( 49 )

PDF (582KB) ( 24 )

为提高50W800无取向硅钢的板形,需要对再结晶退火后的硅钢进行平整轧制,在平整后会出现硅钢片磁性能下降现象。对平整轧制后的50W800无取向硅钢进行400~800 ℃的去应力退火,利用单片测量法测量其铁损和磁感应强度,并用EBSD技术对组织织构进行分析。结果表明,经过平整轧制后,50W800无取向硅钢小角度晶界增加,但晶粒不均匀性会导致磁性能下降;采用700 ℃×2 min去应力退火后,50W800无取向硅钢磁性能得到较好的改善。EBSD技术分析发现,去应力退火能消耗大量小角度晶界,使晶界含量降低,晶粒均匀性增加,不利形变织构{111}<112>强度降低,这是50W800无取向硅钢磁性能改善的主要原因。

退火工艺对980 MPa级热镀锌双相钢组织及性能的影响

刘鹏飞, 杨波, 陈宇, 刘宏亮

2022, 47(11): 122-125. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.021

摘要 ( 38 )

PDF (581KB) ( 22 )

利用奥钢联热模拟试验机模拟980 MPa级双相钢连续退火镀锌过程,利用拉伸试验机、光学显微镜和扫描电镜研究连续镀锌工艺中均热温度和快冷出口温度对双相钢组织及力学性能的影响。结果表明,经热镀锌退火后,980 MPa级双相钢的微观组织为铁素体+马氏体,组织中有Nb,Ti碳氮化物析出。随着均热温度的升高,马氏体体积分数呈逐渐增加的趋势,屈服强度和屈强比不断升高。快冷出口温度从340 ℃升高到430 ℃,马氏体发生回火分解,降低了试验钢的屈服强度,同时改善了伸长率。快冷出口温度为400 ℃时,强塑积达到最大值13.9 GPa·%。当均热温度为840 ℃,快冷出口温度为460~480 ℃时,可以获得抗拉强度在980 MPa级以上的双相钢。

17CrNiMo6齿轮钢的组织均匀化

王杰, 党淑娥, 范子靖, 郭伦, 朱雪彤

2022, 47(11): 126-133. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.022

摘要 ( 32 )

PDF (590KB) ( 31 )

以17CrNiMo6齿轮钢为研究对象,通过对其锻态试样进行不同温度和不同时间的退火处理,采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、能谱仪(EDS)组织分析手段和Origin数据处理软件,对其带状组织形成原因以及均匀化行为进行了研究与定量分析。结果表明,C、Cr、Ni、Mn和Mo元素在珠光体+贝氏体区域的富集是17CrNiMo6齿轮钢带状组织产生的根本原因,当加热温度为1100 ℃、保温时间为11 h和加热温度为1250 ℃、保温时间为2 h以上时,带状组织已消除,但合金元素不均匀程度仍较高。当加热温度为1250 ℃、保温时间为4 h时,C、Cr、Mn、Ni、P、S、Mo的偏析系数K分别为1.02、0.98、1.02、1.02、1.01、0.98、0.98,元素分布也达到均匀。

18CrNiMo7-6钢重载内齿轮渗碳淬火工艺

刘进德, 米佩, 马春亮

2022, 47(11): 134-137. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.023

摘要 ( 59 )

PDF (665KB) ( 34 )

某减速器重载内齿轮要求进行渗碳淬火处理,因内齿轮结构属于大型薄壁零件,采用常规渗碳淬火方法进行处理后齿部畸变较大,磨齿后公法线尺寸不满足技术要求,造成工件报废。通过渗碳前增加去应力退火工序、增加渗碳时预热工艺、降低渗碳温度及降低冷却强度等方式,解决了重载内齿轮渗碳后齿部畸变超差问题,为薄壁重载内齿轮渗碳淬火提供了质量保证。

扩散时间对20MnCrS5齿轮钢真空渗碳的影响

韩颢源, 张子博, 余万华, 翟月雯, 周乐育, 张明皓

2022, 47(11): 138-142. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.024

摘要 ( 27 )

PDF (582KB) ( 27 )

采用真空低压渗碳高压气淬工艺对20MnCrS5齿轮钢进行表面真空渗碳处理,分析扩散时间对硬度梯度、渗层深度、显微组织以及碳含量分布的影响,并优化真空渗碳工艺。结果表明,随着扩散时间的延长,C原子由表层向基体发生扩散,当扩散时间超过100 min后,C原子的扩散速度减缓;当C含量超过1.0%后,淬火后容易形成尺寸较大的残留奥氏体,随着C含量的降低,显微组织由孪晶马氏体向位错马氏体转变,硬度下降;在本试验条件下,20MnCrS5钢合适的真空低压渗碳高压气淬工艺为930 ℃强渗42 min,扩散140 min,0.6 MPa高压气淬至室温,并在160 ℃低温回火2 h。经该工艺处理后,组织中碳化物等级为1级,残留奥氏体等级为2级,马氏体等级为3级,表层无内氧化,渗碳层厚度约为0.91 mm,符合技术要求。

抛丸预处理对45钢气体渗碳效率及渗层特性的影响

曹培, 顾晓文, 严韶云

2022, 47(11): 143-146. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.025

摘要 ( 44 )

PDF (584KB) ( 31 )

采用光学显微镜、显微硬度计等方法研究了抛丸预处理对45钢气体渗碳效率及渗层特性的影响。结果表明,在相同气体渗碳工艺情况下,抛丸预处理对45钢气体渗碳有明显促进作用,抛丸预处理渗碳试样有效硬化层由0.994 mm增加到1.486 mm,渗碳效率提升39%以上,表面硬度提高10%以上。相较于未抛丸渗碳试样,抛丸预处理使渗碳试样截面梯度硬度升高且由表及里下降更为平缓,降低渗碳层脆性。

离子渗氮温度对Fe-C-Cr-Ni-Mn-V沉淀硬化型奥氏体不锈钢渗层组织和性能的影响

周武, 王敏, 赵同新, 卢军, 杨旗

2022, 47(11): 147-151. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.026

摘要 ( 33 )

PDF (583KB) ( 24 )

采用离子渗氮工艺对一种Fe-C-Cr-Ni-Mn-V沉淀硬化型奥氏体不锈钢进行表面改性处理。利用光学显微镜(OM)、X射线衍射(XRD)、电子探针显微分析仪(EPMA)和维氏硬度计对不同离子渗氮温度下渗层的组织和性能进行了研究。结果表明,Fe-C-Cr-Ni-Mn-V沉淀硬化型奥氏体不锈钢经430~520 ℃离子渗氮处理10 h后,试样表面均形成一层厚度均匀的渗氮层,表面硬度显著增大。随着离子渗氮温度的升高,渗层厚度增大,520 ℃渗氮时渗层厚度达到78 μm。当渗氮温度为430 ℃时,渗层表面主要由γ_N+CrN+γ′-Fe₄N相组成;当渗氮温度升高至520 ℃时,渗层表面主要由γ′-Fe₄N+CrN+ε-Fe_2-3N相组成。在3种渗氮温度下,渗层中均有CrN析出,导致渗层耐蚀性低于基体组织。

渗碳工艺对20CrMo钢盲孔渗层深度的影响

苏阳, 史有森, 张志冲, 王琴, 王美乾, 茅君

2022, 47(11): 152-155. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.027

摘要 ( 45 )

PDF (584KB) ( 30 )

为解决盲孔渗碳的难题,分析比较了常规气体渗碳及真空低压渗碳工艺对20CrMo钢盲孔的渗碳能力。结果表明,采用真空低压渗碳工艺对盲孔内部的渗碳能力远高于常规气体渗碳工艺;且盲孔尺寸越小,真空度越高,渗碳能力就越好。常规气体渗碳及真空低压渗碳的气体状态不同,是引起两种工艺对盲孔内部渗碳能力不同的主要原因。

退火工艺对Cu-2Ag-0.075Y合金线坯组织和性能的影响

曾延琦, 余辉辉, 李洁, 邹晋, 姜江, 刘琦, 胡晓娜

2022, 47(11): 156-159. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.028

摘要 ( 33 )

PDF (582KB) ( 24 )

采用真空感应熔炼、热锻和冷拉拔等工艺制备了Cu-2Ag-0.075Y合金线坯,通过拉伸性能测试、导电性能测试和显微组织观察,研究不同退火工艺下Cu-2Ag-0.075Y合金线坯的组织和性能。结果表明,Cu-2Ag-0.075Y合金线坯抗拉强度随着退火时间的延长先显著下降至300~435 MPa,随后下降速率明显放缓,最终趋于平稳,退火温度越高,抗拉强度越低。而伸长率和导电率的变化规律则与抗拉强度相反,先是迅速提升,随后提升速率放缓,最后趋于平稳,550 ℃退火试样可获得较高伸长率和导电率。随着退火温度的提高和退火保温时间的延长,都可以使Cu-2Ag-0.075Y合金线坯组织再结晶程度加大。采用550 ℃×60 min退火工艺,Cu-2Ag-0.075Y合金线坯可以获得细小、均匀的等轴晶组织,良好的伸长率和导电率匹配,有利于其进行后续超微细丝拉拔加工。

激光表面淬火对铬钼铸铁组织和硬度的影响

张永辉, 张双杰, 王伟, 马世博, 闫华军

2022, 47(11): 160-164. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.029

摘要 ( 84 )

PDF (581KB) ( 22 )

采用TH-3DC3000型激光加工系统对铬钼铸铁进行了激光表面淬火处理,研究了不同激光功率和扫描速度对铬钼铸铁显微组织、表面硬度及硬化层深度的影响。结果表明,经激光表面淬火后,铬钼铸铁的组织由硬化区、过渡区和基体3个区域组成,硬化区组织为隐晶马氏体、残留奥氏体和球状石墨,过渡区组织为隐晶马氏体、珠光体和球状石墨,基体组织为铁素体、珠光体和球状石墨。在激光表面淬火未对试件产生过热影响时,激光功率的增大和扫描速度的降低均会提升铬钼铸铁的表面硬度和硬化层深度。在5 mm×20 mm的矩形激光光斑下,确定最优的参数组合为激光功率2300 W、扫描速度0.003 m/s,采用该参数组合对铬钼铸铁进行激光淬火处理时,表面硬度为760 HV0.3,硬化层平均硬度为724 HV0.3,硬化层深度可达1.4 mm以上。

35CrMnSi低合金钢淬火直径与微观组织的关系

张显武, 丁雅莉, 杨卓越, 高齐, 王胜民

2022, 47(11): 165-167. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.030

摘要 ( 44 )

PDF (589KB) ( 22 )

对不同直径的35CrMnSi低合金钢棒进行900 ℃油冷淬火+230 ℃回火处理,通过分析钢棒直径与横截面硬度、横截面中心显微组织的关系,探索了35CrMnSi低合金钢油冷淬火临界直径。结果表明,由于贝氏体的存在使淬火马氏体量与硬度的相关性不再符合SAE J406标准提供的对应关系,其中Ø60 mm钢棒马氏体含量仅约40%,但轴线中心硬度接近于按SAE J406标准90%马氏体对应的硬度,轴线中心强度和韧性考核证明符合超高强度钢强韧性要求,可以判定35CrMnSi低合金高强度钢淬火临界直径不小于Ø60 mm;Ø90 mm钢棒轴线中心粒状贝氏体和上贝氏体对硬度影响有限,450 HV10(46 HRC)的硬度远高于SAE J406标准50%马氏体对应的硬度,同样证明若用SAE J406标准淬火马氏体量预测35CrMnSi钢的淬火临界直径远低于实际值。

新型Al-Mg-Si-RE合金的热变形行为

任钰鹏, 刘平, 陈小红, 周洪雷, 梁晓飞

2022, 47(11): 168-177. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.031

摘要 ( 33 )

PDF (583KB) ( 25 )

设计制备了4种不同Mg/Si比并添加稀土元素Ce、Er、Zr和B的新型Al-Mg-Si合金,并研究了其显微组织与导电率及抗拉强度。然后以一种优化成分的Al-Mg-Si-RE合金为研究对象,通过 Gleeble-3500热模拟机进行热压缩试验,研究了变形温度为300~450 ℃,应变速率为0.001~1 s^-1时该新型合金的热变形行为。通过试验数据构建该合金的本构方程和热加工图,通过光学显微镜研究显微组织的演变。结果表明,当Mg/Si比为1.4时,该合金具有优异的性能,该合金流变应力随着变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大。计算得到该合金的热变形激活能为176.188 kJ/mol,所得本构方程对该合金的流变行为具有指导作用。由热加工图可知,该合金适宜在变形温度为300~320 ℃,应变速率为0.001~0.015 s^-1或变形温度为430~450 ℃,应变速率为0.001 s^-1或1 s^-1附近的条件下进行热加工。

Ni对30CrMnSi2钢组织及力学性能的影响

马金伟, 安胜利, 贾礼, 付学义, 薛瑞, 高占勇

2022, 47(11): 178-183. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.032

摘要 ( 31 )

PDF (581KB) ( 22 )

对不同Ni含量的30CrMnSi2钢低温回火后的组织与性能进行了研究。结果表明,试验钢组织由板条状回火马氏体和M/A岛组成;随着Ni含量的增加,M/A岛明显细化,M/A组织由岛状转变为细长条。冲击断口均为韧性断裂,随Ni含量增加,断口的韧性区域面积增大,等轴韧窝加深,韧窝数量增多,冲击吸收能量增加,Ni含量大于1.0%时,冲击吸收能量的增加趋势减弱。1.0%Ni试验钢的强度最大,韧塑性较好,综合性能最佳。

17CrNiMo6钢的静态再结晶行为

段兴旺, 李凯, 焦永星, 王敏, 贺林峰

2022, 47(11): 184-191. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.033

摘要 ( 68 )

PDF (582KB) ( 22 )

采用Gleeble-1500热模拟试验机,在压缩温度为950~1050 ℃(间隔50 ℃)、预应变为0.1~0.2(间隔0.05)、应变速率为0.01~1 s^-1、不同原始晶粒尺寸和道次间隔时间条件下,对17CrNiMo6钢进行双道次热压缩试验。讨论了道次间隔时间、压缩温度、预应变、应变速率和原始晶粒尺寸对17CrNiMo6钢静态再结晶行为的影响。根据回归分析得到静态再结晶在不同变形条件下的流变应力曲线,结合压缩后试样的显微组织,建立了17CrNiMo6钢静态再结晶动力学模型和晶粒尺寸模型。结果表明,17CrNiMo6钢静态再结晶体积分数随压缩温度、间隔时间、预应变和应变速率增加而增大;静态再结晶晶粒尺寸随压缩温度和原始奥氏体晶粒尺寸增加而增大,随预应变和应变速率的增加而减小。通过对比所建模型的预测值与热压缩所得的试验值,发现二者较为吻合,验证了模型的准确性。

微合金化2000 MPa热成形钢的析出相热力学计算与强韧性

耿志宇, 张宇, 薛晗, 薛峰, 周天鹏

2022, 47(11): 192-198. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.034

摘要 ( 33 )

PDF (584KB) ( 24 )

通过热力学计算软件Thermo-Calc计算了2000 MPa热成形钢的平衡相图、各相的析出温度、相中的元素含量、碳化物在不同温度下的长大规律以及不同Nb、V含量对其碳化物析出温度和析出量的影响规律。选定特定成分,利用50 kg真空炉进行了熔炼,并进行热轧和冷轧,利用平板模具淬火的方式模拟热成形工艺并进行了力学性能检测和三点弯曲性能检测。利用场发射扫描电镜和EBSD对组织进行了表征。结果表明,Nb、V微合金化2000 MPa热成形钢中的碳化物主要有NbC和VC,析出温度分别在1150 ℃以上及880 ℃以上,且其析出温度分别随着Nb和V含量的升高而升高。平板模具淬火后热成形钢板的抗拉强度超过2000 MPa,伸长率超过8%,拉伸断口为韧性断口,且三点弯曲角度超过66°。SEM和EBSD的结果表明,马氏体组织由马氏体束(packet)、马氏体块(block)和马氏体板条(lath)组成,原奥氏体晶粒约为10 μm,且马氏体块的尺寸<5 μm,马氏体块内部由马氏体板条组成,马氏体板条间为不连续的小角度晶界,晶界的取向差大部分小于5°。细小的原奥氏体晶粒和马氏体块组织是微合金化2000 MPa热成形钢具有高强度、高塑韧性的主要原因。

近α型、(α+β)型和近β型钛合金的高温力学性能

李明兵, 王新南, 商国强, 祝力伟, 李星, 朱知寿

2022, 47(11): 199-204. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.035

摘要 ( 38 )

PDF (585KB) ( 23 )

研究了近α型TA15和Ti60、(α＋β)型TC21和近β型TB17钛合金在100、400、500、600、650和700 ℃时的高温力学性能。结果表明,温度在100~500 ℃时,TB17合金的高温强度最高,TA15合金的高温强度最低,TC21合金的高温强度高于Ti60合金;当温度超过600 ℃后,TB17合金的高温性能变化幅度最大,强度最低,Ti60合金的变化幅度最小,强度最高,TC21合金的强度介于TA15与Ti60合金之间,并逐渐与TA15合金接近;当温度在100 ℃时,4种合金应变硬化和应变软化作用相当,应力-应变曲线处于较为平衡的状态;当温度在400 ℃时,TB17合金变形以应变软化为主,应力随着应变增加显著降低;当温度在600 ℃时,TC21和TA15合金变形也开始以应变软化为主,但TA15合金应力的下降幅度低于TC21合金;直到温度在650 ℃时,Ti60合金变形才以应变软化为主。

服役态Super304H过热器钢管显微组织及力学性能

吴跃

2022, 47(11): 205-210. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.036

摘要 ( 35 )

PDF (614KB) ( 25 )

采用光学显微镜、扫描电镜和透射电镜等对某超超临界机组服役40 000 h后Super304H过热器钢管不同区域的显微组织和力学性能进行了分析。结果表明,服役40 000 h后Super304H钢管外壁出现异常长大的奥氏体晶粒,TEM测试表明外壁M₂₃C₆颗粒的粗化明显,且大量M₂₃C₆颗粒沿晶界连续分布,而MX相和富Cu相长大不明显;异常长大的晶粒导致服役态Super304H钢管外壁粗晶区的室温抗拉强度和冲击性能较供货态下降了21.9%和50%,粗晶区冲击试样断口沿晶断裂特征明显,其脆性显著增加,对Super304H钢管的服役安全性构成威胁,应加强监督消除因外壁奥氏体晶粒异常长大而带来的爆管等安全隐患。

GX40CrNiSi25-12奥氏体耐热铸钢的高温氧化性能

李杰, 胡建文, 陆子彤

2022, 47(11): 211-215. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.037

摘要 ( 36 )

PDF (609KB) ( 21 )

采用恒温氧化试验研究了GX40CrNiSi25-12奥氏体耐热铸钢在不同氧化温度和氧化时间下的抗高温氧化性能,通过氧化质量增加法、光学显微镜、扫描电镜和能谱分析等方法表征分析了试验钢的氧化动力学、氧化膜形貌及成分变化。结果表明,试验钢在850、950和1050 ℃下的氧化动力学曲线均遵循抛物线规律;氧化100 h时,根据GB/T 13303—1991,平均氧化速率均属于1级完全抗氧化性级别。850 ℃和950 ℃下的氧化膜平整致密,由细小均匀密集排布的不规则多边形状氧化物组成;1050 ℃时,氧化膜中氧化物晶粒尺寸不均匀现象加剧。GX40CrNiSi25-12奥氏体耐热铸钢良好的高温抗氧化性与氧化膜中高Cr含量有关。

浸渗法制备高铬铸铁/TiC-SiC复合材料及微观组织

朱俊璇, 杨帆, 尹梦涛, 刘海云

2022, 47(11): 216-222. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.038

摘要 ( 28 )

PDF (611KB) ( 23 )

采用小颗粒TiC包覆SiC陶瓷颗粒,在惰性气体保护下选用无压浸渗方法制备了高铬铸铁/TiC-SiC复合材料;利用SEM/EDX观察和分析了液态铸铁在SiC预制体中的浸渗情况、组织特征和成分分布;结合高铬铸铁/Ti-SiC复合材料的组织特点和浸渗行为特点,分析了TiC粉体对浸渗行为和复合材料组织的影响。观察结果表明,当TiC加入量≤10%(质量分数,下同)时,Fe/Cr合金无法润湿SiC颗粒,而当加入量≥20%时,Fe/Cr合金和预制体之间润湿性得到改善,增加TiC含量更有利于Fe/Cr合金浸渗;基体中大尺寸SiC颗粒消失,出现了尺寸接近毫米级的条状单质碳,这与高铬铸铁/Ti-SiC复合材料的组织差异较大。对比两种复合材料组织发现,添加Ti粉末在金属液中可与C结合生成TiC,而添加的TiC颗粒在组织中呈鹅卵石状,边缘圆润,出现金属液与陶瓷颗粒之间的互溶。在浸渗过程中,添加TiC和Ti与浸渗金属发生的反应不同,且高质量分数的TiC对金属液浸渗过程有明显的促进作用。

稀土Ce含量对4Cr5MoSiV1钢中夹杂物的变质作用

史学红, 杨礼林, 夏明, 徐祺昊, 赵莉萍

2022, 47(11): 223-229. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.039

摘要 ( 51 )

PDF (610KB) ( 25 )

为探究Ce元素对热作模具钢中夹杂物的影响及其作用机理,用场发射扫描电镜(SEM/EDS)和附带的夹杂物自动分析系统对不同Ce含量的4Cr5MoSiV1钢中夹杂物的类型、形貌、数量、尺寸及其分布进行观察和统计分析。结果表明,不含Ce的试样中夹杂物不仅数量多、平均尺寸较大且形状不规则,主要类型为Mg-Al-O类、MnS和Mg-Al-O外覆盖MnS的夹杂物;随Ce含量的增加,试样中的夹杂物有数量和平均尺寸减小、并变质为球形稀土硫氧化物的趋势。当钢中Ce含量为0.0070%时,夹杂物的数量最少,平均尺寸最小;继续增加稀土Ce含量到0.0120%时,会形成更多的硫氧化物夹杂,且夹杂物有数量增多、平均尺寸增大的趋势。随着凝固过程的进行,Ce主要以稀土硫氧化物形式存在试验钢中,60%以上的夹杂物会被凝固前沿推动,且最终留在晶界附近。

冷轧超高强钢退火板形优化技术研究进展

张理扬, 万照堂, 张文军

2022, 47(11): 230-237. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.040

摘要 ( 43 )

PDF (610KB) ( 28 )

简要介绍了连续退火机组的设备配置及发展概况,分析了连续退火机组冷轧超高强钢板形改进方向。针对板形问题,在退火过程板形演变机理分析基础上,从连退机组加热区板形优化、冷却区板形优化、平整区板形优化、张力制度优化、炉辊辊型优化等方面综述了目前超高强钢退火板形优化技术的发展情况。指出了来料板形、退火张力、退火工艺、快热快冷技术、沿带钢宽度方向温度均匀性、炉辊辊型、平整工艺等对连退机组板形的影响,为掌握超高强钢连退过程板形控制关键工艺技术、提升企业核心竞争力起到了重要的指引作用。最后还对连续退火的发展趋势进行了展望。

电火花沉积Invar/非晶复合涂层的组织与性能

何艳玲, 王彦芳, 斯佳佳, 石志强

2022, 47(11): 238-244. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.041

摘要 ( 72 )

PDF (615KB) ( 22 )

采用电火花沉积技术在45Mn2钢基材表面沉积了Invar、Invar/非晶及Invar/非晶/Invar涂层,通过X射线衍射仪(XRD)、扫描电镜(SEM)、摩擦磨损试验仪和电化学工作站等分析了沉积层的组织结构、摩擦磨损和电化学腐蚀性能。结果表明,制备的涂层致密、均匀,与基材呈冶金结合。采用Invar合金打底,获得了约60 μm厚度的无显著裂纹Invar/非晶/Invar涂层。Invar涂层为FCC固溶体结构,Invar/非晶和Invar/非晶/Invar涂层为非晶/固溶体复相结构。Invar、Invar/非晶和Invar/非晶/Invar沉积层的平均硬度分别为176.6、 757.7和772.8 HV0.1,摩擦因数分别为0.44、0.21和0.19。提高沉积层非晶含量可提高硬度,降低摩擦因数,提高耐磨性。沉积层在3.5%NaCl溶液中没有明显的钝化现象,Invar、Invar/非晶及Invar/非晶/Invar涂层的自腐蚀电位分别为-0.74、 -0.54、-0.34和-0.31 V,自腐蚀电流密度分别为7.08、5.15、3.78和3.11 μA·cm^-2。电火花沉积的Invar/非晶/Invar涂层致密、均匀、无裂纹,可极大提高45Mn2钢基体表面的耐磨及耐蚀性能。

激光熔覆VC-Cr₇C₃复合熔覆层的组织与力学性能

王皓民, 汪国庆, 熊杨凯, 江昊, 赵远涛, 方志强, 李文戈

2022, 47(11): 245-252. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.042

摘要 ( 29 )

PDF (614KB) ( 23 )

采用激光熔覆技术在Q235钢表面原位合成了VC-Cr₇C₃复合熔覆层,并研究激光扫描速度对熔覆层微观组织与力学性能的影响。利用扫描电镜、X射线能谱仪和X射线衍射仪等对熔覆层组织及性能进行分析。结果表明,激光熔覆技术可使V、Cr、C混合颗粒间发生原位反应形成VC-Cr₇C₃复合熔覆层,其主要由黑灰色VC相、灰色Cr₇C₃相及{FeM}粘结相组成,其中Fe与Cr可共同形成Cr₇C₃相(M₇C₃)。激光熔覆凝固形状控制因子K与C元素的分布状况使得熔覆层顶部出现大量碳化物等轴晶组织,中部碳化物等轴晶的含量有所减小,而底部由于C含量较低,其碳化物含量较少,且碳化物晶粒形貌受到激光扫描速度的影响,在1 mm/s时碳化物呈树枝晶组织,在1.5 mm/s时呈等轴晶组织。同时在1.5 mm/s时熔覆层晶粒尺寸明显小于1 mm/s时的。以上熔覆层组织结构与成分变化使其硬度随层深的增加而降低,同时随着扫描速度的增加,熔覆层的硬度也逐渐增加,熔覆层的硬度高于Q235钢3倍以上。在1.5 mm/s时熔覆层摩擦因数为0.4,低于Q235钢基材的0.6,且熔覆层磨损量显著低于Q235钢基材。由此可知,激光熔覆VC-Cr₇C₃复合熔覆层可用于碳钢的表面高硬、耐磨改性。

超疏水Co-MoS₂复合镀层的制备及其性能

刘灿森, 甄浩文, 黄琪珊, 陈婉琳, 揭晓华

2022, 47(11): 253-260. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.043

摘要 ( 26 )

PDF (611KB) ( 24 )

采用一步电沉积法制备了具有优异耐磨耐蚀的超疏水Co-MoS₂复合镀层。利用扫描电镜、X射线衍射仪、激光共聚焦显微镜、接触角测试仪及电化学工作站等系统研究了电流密度和电沉积时间对复合镀层的微观形貌结构、润湿性、自清洁效果、耐磨和耐蚀性能的影响规律及机理。结果表明,当电流密度为20 A/dm²,电沉积时间为30 min时,Co-MoS₂复合镀层实现超疏水效果,接触角达到最大值约151.4°,具有良好的自清洁防污性能。在2.5 kPa压力下与800 目砂纸摩擦1200 mm后,镀层表面仍具有高于146°接触角的良好疏水性,表现出优异的耐磨性能。该超疏水复合镀层还具有较好的耐腐蚀性能。一步电沉积法简单、经济高效且环保制备了高性能超疏水复合镀层,可望实现超疏水材料的实际应用。

磁控溅射铜靶晶粒度对溅射性能与沉积性能的影响

王帅康, 唐宾, 鲍明东, 展尚松, 王铎, 易晨曦

2022, 47(11): 261-265. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.044

摘要 ( 32 )

PDF (614KB) ( 24 )

将平均晶粒度分别为30、70和150 μm的3块6N高纯纯铜方靶放在同一溅射系统中进行溅射,并检测和观察溅射后I-V特征曲线、质量损失以及所镀薄膜的表面形貌、厚度以及X射线衍射谱。结果表明,晶粒度作为靶材的一个重要参数指标,会影响靶材溅射后表面形貌和I-V特性曲线。当所镀薄膜较厚时,靶晶粒度并不会对靶的质量损失以及薄膜结晶情况产生太大的影响,但会对薄膜沉积率产生较大影响。

汽车空心齿轮轴台架疲劳断裂原因分析

金国忠, 汪开忠, 胡芳忠, 杨少朋, 杨志强, 陈世杰

2022, 47(11): 266-270. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.045

摘要 ( 76 )

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通过光学显微镜、显微硬度计和扫描电镜对一种新型空心齿轮轴台架疲劳断裂行为进行分析。结果表明,空心齿轮轴在过渡弧位置断裂。零件材料的化学成分、奥氏体晶粒度、非金属夹杂物均满足设计要求,但有效渗碳层深度偏设计要求下限。计算结果表明,空心齿轮轴过渡弧半径应大于3.16 mm,较小的过渡弧半径加剧渗碳过程中的“尖角效应”,导致过渡弧处碳化物粗大并引起应力集中,这可能是疲劳寿命较低的原因之一。CAE软件模拟结果表明,过渡弧处存在明显的应力集中现象,表面最大应力超过零件表面的许用应力,这可能是空心齿轮轴失效的另一个原因。零件表面最大应力随空心尺寸的增加而增加,最大空心尺寸应小于Ø17.1 mm。

20Cr2Ni4钢渗碳淬火弧齿锥齿轮磨削烧伤的检测与分析

许鸿翔, 王红伟, 蒲江涌, 赵少甫, 陈生超, 戎泽玉

2022, 47(11): 271-275. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2022.11.046

摘要 ( 57 )

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针对20Cr2Ni4钢弧齿锥齿轮渗碳淬火磨齿后出现的齿面裂纹,采用光学显微镜和显微硬度计分别对切割齿块的未开裂齿面(凹面)和开裂齿面(凸面)进行了检测分析。结果表明,在齿块未开裂齿面和开裂齿面远离裂纹的节圆处,有效硬化层深度和显微组织正常,无磨削烧伤特征;在齿根处均出现了不同程度的磨削烧伤特征,尤其在开裂齿面裂纹处呈现典型的月牙形白加黑磨削烧伤形貌,烧伤最深处约0.9 mm,并据此提出了改进磨齿工艺参数,避免发生磨削烧伤的措施。

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