金属热处理

袁志钟, 王梦飞, 段旭斌, 杨海峰, 李表敏, 罗锐, 赵小强, 程晓农

2023, 48(6): 1-8. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.001

摘要 ( 178 )

PDF (7080KB) ( 187 )

以国外同类产品为参考, 采用复相处理以及局部感应淬火等多种热处理工艺, 研究了42CrMo钢截齿的硬度、冲击吸收能量, 并表征了微观组织、断口形貌等, 分析了热处理工艺对微观组织和力学性能的影响。结果表明, 复相热处理工艺的组织均为下贝氏体/马氏体(LB/M)以及少量残留奥氏体(RA), 晶粒更细小且LB具有更好的综合力学性能, 比淬火和低温回火(Q-T)工艺的冲击吸收能量更高;局部感应淬火工艺不但冲击吸收能量和齿头硬度最高, 而且实现了齿头硬、齿柄软的轴向硬度分布, 利于延长服役寿命;Q-T工艺处理后的试样冲击断口呈解理脆断形貌, 复相处理的试样呈准解理断裂形貌, 局部感应淬火处理的冲击试样呈韧性断裂形貌, 得益于调质态(Q&T)组织的优良力学性能。试验数据表明, 调质和局部感应淬火的热处理工艺更适合用于硬基材作业的截齿产品。

脉冲频率及占空比对Ti6Al4V合金微弧氧化膜层微观结构及性能的影响

陈宇科, 原梅妮, 周鹏飞, 杭瑞月, 李茂华

2023, 48(6): 9-15. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.002

摘要 ( 53 )

PDF (3907KB) ( 40 )

研究了脉冲频率及占空比对Ti6Al4V合金在Na₂SiO₃-Na(PO₄)₆电解液体系中制备的微弧氧化膜层微观结构及其性能的影响, 采用扫描电镜、能谱仪、X射线衍射仪、涂层厚度仪、激光共聚焦显微镜及显微硬度计对膜层形貌、元素分布、相组成、厚度、粗糙度及硬度进行测试表征。结果表明, Ti6Al4V合金微弧氧化膜层主要元素组成为Ti、O、Si等, 物相组成主要为Rutile-TiO₂、Anatase-TiO₂及非晶相SiO₂, 随脉冲频率增加, 膜层中Anatase衍射峰强度先降低后增加, Rutile呈相反趋势;随脉冲占空比增大, Anatase衍射峰强度逐渐减小, 而Rutile衍射峰强度逐渐增加。膜层表面均匀分布微米级孔洞, 脉冲频率对膜层微观形貌及粗糙度影响较小, 膜层厚度先增大后减小;随占空比增加, 膜层快速增厚, 但表面逐渐出现微裂纹及局部烧蚀等缺陷, 膜层粗糙度大幅增加, 600 Hz、20%占空比时膜层厚度达45.46 μm, 粗糙度R_a为4.75 μm。随脉冲频率及占空比增加, 膜层显微硬度均呈现先增大后减小的变化规律, 频率600 Hz、占空比20%时达最大值863.2 HV0.5, 相比Ti6Al4V合金提高了149.5%。

FH32-HD和FH36-HD高延性船板钢的开发及控冷工艺

张晓雪, 王恩茂, 武会宾, 赵晋斌, 刘金旭

2023, 48(6): 16-22. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.003

摘要 ( 39 )

PDF (5214KB) ( 37 )

采用低C和Nb+Ti复合添加的成分设计, 通过优化“弛豫-层流冷却-空冷”的控冷工艺开发出了FH32和FH36两种强度级别的高延性船板钢, 对其拉伸性能及显微硬度进行测试, 拉伸采用全厚度A₅比例试样, 利用扫描电镜和能谱仪对试验钢显微组织和夹杂物进行了观察和分析。结果表明, 随着开冷温度的降低, 即弛豫时间的延长, 会使铁素体更早地产生屈服, 平均晶粒尺寸和软硬相之比增大;此外, 片状珠光体增多, 粒状贝氏体含量显著降低, 整体伸长率有所升高, 但强度富余量大幅减小。终冷温度的降低会使珠光体片层间距先减小后增大, 组织中存在的贝氏体含量逐渐增多, 形貌由粒状贝氏体转变为板条状贝氏体, 强度呈上升趋势, 但伸长率在600 ℃达到峰值后显著降低。

Al-6.3Zn-2.0Mg-0.32Cu合金熔铸工艺与质量控制

徐凡凡, 李亨, 许延琛, 王东明, 李玉坤, 钱跃荣, 吴玉程

2023, 48(6): 23-28. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.004

摘要 ( 37 )

PDF (2785KB) ( 32 )

通过光学显微镜(OM)、场发射扫描电镜(SEM)和X射线衍射分析仪(XRD)等设备从炉料、熔炼、炉内精炼、熔体在线净化处理以及铸造工艺参数等方面研究Al-6.3Zn-2.0Mg-0.32Cu铝合金铸锭的熔铸工艺。结果表明, 回炉料控制在10%以内, 同时将Zn/Mg比例设定为3.2, 采用双转子精炼系统进行熔炼, 再分别将铸造速度、铸造温度和冷却水流量设定为64~69 mm/min、700~715 ℃和138~144 m³/h/根, 能使熔体含氢量控制在0.14 mL/100 g之内, 降低含渣量和铸锭偏析, 为后续该规格铝合金铸锭的生产提供数据支持。

逆相变退火时间对5%Mn冷轧中锰钢显微组织和力学性能的影响

樊立峰, 郭芷毓, 张志朋, 岳尔斌, 肖丽俊, 高军, 何建中

2023, 48(6): 29-35. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.005

摘要 ( 45 )

PDF (3671KB) ( 38 )

采用光学显微镜、扫描电镜、透射电镜、X射线衍射仪研究5%Mn冷轧中锰钢逆相变退火时间对显微组织和力学性能的影响。结果表明, 冷轧中锰钢经930 ℃淬火20 min、675 ℃逆相变退火5~40 min后的组织为马氏体、超细晶铁素体和不同体积分数奥氏体。保温5 min时, 组织延续淬火态的板条马氏体, 奥氏体体积分数只有8.5%;随着保温时间延长至10、20、30 min, 奥氏体体积分数分别增加至10.56%、19.7%、22.34%, 但保温时间继续延长至40 min时, 奥氏体体积分数降低至20.53%。随着保温时间的增加, 抗拉强度持续增加, 断后伸长率、强塑积均先升高后降低, 强塑积在30 min时达到最大值, 此时综合力学性能最好。

淬、回火温度对含铈H13钢组织及硬度的影响

陈朔, 陈学敏, 徐祺昊, 杨礼林, 唐祖川, 赵莉萍

2023, 48(6): 36-40. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.006

摘要 ( 67 )

PDF (2316KB) ( 40 )

不同含量稀土Ce的H13钢在不同温度淬火30 min后空冷, 不同温度二次回火2 h后空冷, 进行组织观察和硬度测试。研究表明, 淬火温度达到1040 ℃, 基体组织和晶界处的碳化物减少, 板条马氏体更清晰, 回火温度在580 ℃时, 显微组织为回火马氏体+回火托氏体, 回火温度超过600 ℃, 碳化物聚集长大, 故最佳热处理工艺为1040 ℃淬火+580 ℃二次回火;稀土Ce含量为0.026%时, 试验钢的晶粒最为细小, 组织最为均匀, 硬度最高, 淬火硬度为650.6 HV30, 回火硬度为391.4 HV30。

脉冲磁场对TC4钛合金表面硬度及微观组织的影响

陈梦浩, 王哲峰, 韩劲, 贺瑞军, 张旺峰, 郭嘉琪, 孔令利, 倪志铭

2023, 48(6): 41-46. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.007

摘要 ( 72 )

PDF (2134KB) ( 31 )

为强化TC4钛合金的表面硬度, 采用脉冲磁场及铜片驱动的方法, 对TC4钛合金板材进行了不同电压和冲击次数的试验, 并利用显微硬度计、光学显微镜、有限元模拟对试验结果进行分析。结果表明, 脉冲磁场冲击能明显提升TC4钛合金板的表面硬度, 处理后硬度最高值为376.9 HV0.1, 提升率达10.9%, 并促进了β相细小均匀分布;另外在一定范围内, 高能、多次冲击均是提升TC4钛合金板材表面硬度的有效途径。

回火温度对A330M超高强度钢组织性能的影响

许忠智, 韩顺, 耿如明, 雷斯敏, 厉勇, 王春旭

2023, 48(6): 46-51. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.008

摘要 ( 41 )

PDF (4069KB) ( 40 )

采用扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)和力学性能试验方法, 研究了在180~380 ℃范围内不同回火温度对A330M超高强度钢微观组织及力学性能的影响规律。结果表明, A330M钢的力学性能受回火温度影响比较明显, 随着回火温度的升高, 冲击性能不断降低。在180~380 ℃回火时, 试验钢冲击断口形貌随回火温度的升高依次为韧窝、准解理和沿晶断裂, 试验钢由韧性断裂变为脆性断裂。经不同温度回火处理后, 微观组织主要由板条马氏体和残留奥氏体组成, 马氏体板条内析出大量彼此平行的针状ε-碳化物, 随着回火温度的升高, ε-碳化物的尺寸增大, 回火温度较高时会进一步析出渗碳体, 产生回火脆性, 降低试验钢冲击性能。在220 ℃进行回火时, 可以获得优异的强韧化匹配, 基本消除残余应力, 具有良好的回火稳定性, 抗拉强度达到2207 MPa, 冲击吸收能量达到34 J。

感应熔涂温度对FeCoCrNiMoBSi高熵合金涂层抗高温氧化性能的影响

张孝贤, 解芳, 翟长生, 刘刚, 彭银利, 李本, 武冰冰, 蔡广宇

2023, 48(6): 52-57. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.009

摘要 ( 35 )

PDF (3515KB) ( 30 )

为了解决超超临界锅炉管等高温部件在极限高温工况下的氧化问题, 探索抗高温氧化FeCoCrNiMoBSi高熵合金涂层制备工艺的可行性。利用火焰热喷涂与感应熔涂相结合的方法, 在15CrMo钢基体上采用不同的感应熔涂温度制备了3种FeCoCrNiMoBSi高熵合金涂层, 并对3种涂层和基体分别进行高温氧化试验, 通过金相观察、XRD、SEM和EDS分析对比涂层氧化前后的物相组成、微观结构和元素组成, 分析其高温氧化性能。结果表明, 990、1020和1050 ℃熔涂涂层的氧化动力学曲线均遵循抛物线规律, 在900 ℃氧化120 h后, 上述3种涂层的氧化质量增加分别为0.58、0.50和0.54 mg/cm², 而基体的氧化质量增加为73.28 mg/cm², 约为涂层氧化质量增加的146倍。由此可见涂层的抗高温氧化性远优于基体, 其中熔涂温度为1020 ℃的涂层具备最好的抗氧化性。

轧制温度对AZ31镁合金组织与耐磨性的影响

李庆芬, 邓彬, 吴远志, 屈伟明, 刘先兰, 向思诚, 王柯, 尹浩屹

2023, 48(6): 58-62. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.010

摘要 ( 36 )

PDF (3755KB) ( 32 )

对固溶后的AZ31镁合金, 在不同轧制温度(200、300和400 ℃)下进行轧制, 研究轧制温度对AZ31合金组织与耐磨性的影响。结果表明, AZ31合金经轧制后组织均发生了完全再结晶, 晶粒明显细化, 组织中第二相分布更加均匀、细小。随轧制温度的升高, 轧制态合金的晶粒与第二相尺寸增大, 细晶强化与弥散强化作用减弱, 硬度降低, 热稳定性、耐磨性能下降, 磨损机制由磨粒磨损向粘着磨损转变。

热处理对WC-Co硬质合金顶锤组织与力学性能的影响

郝世明, 毛志平, 谢敬佩

2023, 48(6): 63-67. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.011

摘要 ( 31 )

PDF (3691KB) ( 34 )

为了消除顶锤加工中引入的加工缺陷, 通过对WC-Co硬质合金顶锤进行温度600 ℃、时长5 h的退火处理, 使用扫描电镜(SEM)、XRD和显微硬度计等对其组织结构、WC晶粒邻接度、WC粒径分布以及硬度进行了研究。结果表明, 热处理促使WC-Co硬质合金顶锤中钴元素分布和WC粒径变得更均匀, 碳化钨的晶粒邻接度下降, 合金硬度升高。

延长20Cr13钢制肥料挤压轧辊使用寿命的真空热处理技术

李博, 房颖, 李双喜

2023, 48(6): 68-73. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.012

摘要 ( 28 )

PDF (2563KB) ( 31 )

为延长20Cr13钢肥料挤压轧辊使用寿命, 利用金相显微镜、扫描电镜和洛氏硬度计等研究了20Cr13不锈钢在不同温度真空淬火和180 ℃回火后的硬度、显微组织和耐酸腐蚀情况。结果表明, 试样在超过Ac₁以上比较宽的温度范围淬火, 均可以获得一定含量的马氏体组织, 提高硬度。随着淬火温度的提高, 奥氏体化更充分, 基体的合金化程度更高, 在晶粒逐渐长大的同时, 残留奥氏体有所增加, 所以淬火回火后硬度先升后降, 但耐蚀性能却随淬火温度的提高而提高。同时, 将轧辊淬火后内孔线切割键槽的直角改为R0.5~R1, 有效减少了使用过程中沿键槽底部直角开裂的纵向裂纹发生概率。经1050 ℃淬火、180 ℃回火后的轧辊现场使用验证, 淬火后获得合理的显微组织, 比单纯追求轧辊的高硬度更利于提高轧辊耐磨损腐蚀性能, 大大提高使用寿命。改进后每对轧辊平均挤压肥料颗粒寿命达800~1000 t, 相比于1000 ℃淬火、180 ℃回火轧辊, 寿命提高了2倍多。

退火对TC25G钛合金组织和性能的影响

王晓巍, 董宇, 王德勇, 杨立新, 李东宽, 张安, 车安达, 马思琴

2023, 48(6): 74-79. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.013

摘要 ( 28 )

PDF (3126KB) ( 38 )

研究了不同退火处理对TC25G钛合金棒材组织和性能的影响。结果表明, 初生α相的含量对一次退火温度非常敏感, 且随着一次退火温度的升高, 其强度呈缓慢上升趋势, 塑性先升高后降低。随着一次退火保温时间的延长, 初生α相的尺寸有增加的趋势, 同时β转变组织逐渐粗化, 保温时间对其塑性影响较为明显。随着冷却速度的提高, 塑性明显下降, 强度明显升高。二次退火温度对棒材的强度和塑性均有影响, 当二次退火温度超过600 ℃后, 其强度轻微升高而伸长率和断面收缩率明显下降。二次退火温度对TC25G钛合金棒材的冲击性能影响显著, 二次退火温度超过600 ℃时, 与技术条件规定的≥24 J相比, 不能满足要求, 二次退火温度不超过560 ℃时, 试样的冲击性能明显提高, 达到技术要求。

焊后时效处理对7020铝合金应力腐蚀倾向影响

周永东, 龚兰芳, 刘梓屹

2023, 48(6): 80-84. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.014

摘要 ( 27 )

PDF (3211KB) ( 27 )

7020铝合金焊接接头常常因应力腐蚀而开裂。针对上述问题, 本文将采用自然时效、单级时效、双级过时效、回归再时效等焊后热处理工艺处理相同焊接工艺试样。通过对经不同后处理的试样进行表面微观形貌和微观结构分析、慢应变速率拉伸应力腐蚀试验及断口分析, 研究不同焊后时效处理对7020焊接接头抗应力腐蚀开裂性能的影响。结果表明, 回归再时效后的试样气孔数量减少, 无沉淀析出带宽化, 晶界析出物消失, 晶内析出物细化从而展现出最低的应力腐蚀倾向。

热处理工艺对17-4PH不锈钢组织和力学性能的影响

王旭明, 何文武, 魏海东, 常鑫

2023, 48(6): 85-88. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.015

摘要 ( 57 )

PDF (2062KB) ( 95 )

为研究17-4PH不锈钢的组织与性能, 设计并实施热处理工艺方案, 采用膨胀试验、金相观察、力学性能、硬度和冲击检测等方法, 研究中间调整处理、固溶和时效温度对17-4PH钢组织、力学性能的影响。结果表明, 中间调整处理可细化马氏体组织, 碳化物颗粒在马氏体和奥氏体内析出, 有较稳定的逆转变奥氏体形成。固溶温度提高, 强度提升不明显;进行中间调整处理后, 随时效温度提高, 逆转变奥氏体组织含量增加, 冲击性能提高, 但强度明显降低。

奥氏体化温度对铬钒合金化高锰钢组织和性能的影响

闫洪涛, 王永金, 刘丹丹, 齐海龙, 杨光, 母镕

2023, 48(6): 89-94. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.016

摘要 ( 38 )

PDF (3438KB) ( 28 )

利用光学显微镜、扫描电镜、MLD-10型动载磨料磨损试验机等探究了奥氏体化温度对铬钒合金化高锰钢微观组织、力学性能、耐磨性能的影响。试验结果表明, 在奥氏体化温度为1070 ℃时, 由于组织中含有较多点线状碳化物, 试验钢的抗拉强度、屈服强度、硬度达到最大值, 分别为831 MPa、460 MPa、256.6 HBW, 冲击吸收能量较高, 为70.9 J, 其断裂形式为准解理断裂。在冲击磨料磨损试验过程中, 随冲击功的增大, 试验钢的耐磨性能先升高后降低, 且在较高冲击功下, 试验钢在1070 ℃奥氏体化时相较1100 ℃奥氏体化时表现出更加优异的耐磨性能。

不同热处理工艺下6111铝合金的组织及抗晶间腐蚀

迟蕊, 徐志远, 李涛, 李延成, 王芝东, 张华

2023, 48(6): 95-100. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.017

摘要 ( 31 )

PDF (7505KB) ( 32 )

采用金相显微镜、透射电镜、X射线衍射仪等研究6111铝合金经不同温度固溶、预时效后的组织和晶间腐蚀情况。结果表明, 在不同温度固溶和预时效后, 晶粒均发生了再结晶, 部分晶粒沿着轧制方向拉长, 520 ℃和540 ℃固溶后的平均晶粒尺寸为60~70 μm, 560 ℃固溶后的平均晶粒尺寸略大于520 ℃和540 ℃, 为80 μm左右。520 ℃固溶、80 ℃预时效后的抗晶间腐蚀最差, 腐蚀深度为191.59 μm, Q相在晶界处连续分布, 表面晶粒尺寸较小;540 ℃固溶、80 ℃预时效后的抗晶间腐蚀最好, 腐蚀深度为59.63 μm, Q相在晶界处断续分布, 并未发现尺寸较小的表面晶粒。

高强度R400HT钢轨热处理工艺优化

李钧正, 韩志杰, 赵海涛

2023, 48(6): 101-106. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.018

摘要 ( 22 )

PDF (1809KB) ( 25 )

以高强度过共析R400HT钢轨为研究对象, 对R400HT钢轨冷却过程中组织转变和硬度进行测试分析, 建立了R400HT钢轨的CCT曲线。在此基础上制定了R400HT钢轨的主要热处理工艺参数范围, 并进行热模拟正交试验。结果表明, R400HT钢轨最优热处理工艺为入口温度780～800 ℃、出口温度480～510 ℃、冷却速率3.0～3.5 ℃/s。按照上述工艺进行了工业试制, 试制R400HT钢轨踏面硬度425.5～428.3 HBW, 抗拉强度1425～1440 MPa, 显微组织为珠光体, 达到了预期目标。

表面强化对随钻测井设备用C17200铍青铜基体组织和性能的影响

徐志刚, 杨阳, 杨中娜, 药小江, 秦才会, 王海朋, 刘亮

2023, 48(6): 107-113. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.019

摘要 ( 32 )

PDF (4400KB) ( 36 )

针对C17200铍青铜随钻测井设备早期疲劳失效案例, 研究两种表面强化工艺对铍青铜基体组织和性能的影响, 探究失效机理, 确定适合的强化工艺。采用激光熔覆和超音速火焰喷涂(HVOF)陶瓷涂层的适配头, 对比分析有涂层和无涂层部位的组织和性能。采用光学显微镜(OM)+扫描电镜(SEM)表征基材显微组织, 用高分辨场发射电镜(FESEM)+能谱仪(EDS)表征铍青铜过时效组织晶界和晶内的相组成;用硬度计和材料试验机测试力学性能。结果表明, 激光熔覆的热输入对铍青铜基材的组织和力学性能产生不利影响, 基材局部温度达到350 ℃, 组织发生过时效, 晶界反应量增多出现大量γCu88Be12节瘤组织, 基材软化, 硬度最低值仅为12 HRC, 强度下降。HVOF对基材的组织和性能没有造成影响, 未出现过时效组织, 采用HVOF喷涂陶瓷涂层可提高适配头的使用可靠性和安全性, 适合C17200铍青铜随钻测井设备的表面强化。

热处理温度对金属隔膜用工业纯钛力学性能的影响

欧阳瑞洁, 苗春昊, 张海, 杨文博, 董翔宇

2023, 48(6): 114-117. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.020

摘要 ( 28 )

PDF (1344KB) ( 30 )

以金属隔膜用TA1ELI纯钛板为研究对象, 研究热处理温度对其力学性能的影响, 通过改善原材料性能得到塑性更强、翻转性能更好的金属隔膜。结果表明, 与原始态相比, 经610、660、710 ℃ 3种温度的真空热处理后, TA1ELI板材的抗拉强度、规定非比例延伸强度和断面收缩率均有所下降, 断后伸长率有所提升。采用710 ℃进行真空热处理时, 断后伸长率均可达到60%以上。依据试验得出的不同热处理温度对材料力学性能的影响, 可根据金属隔膜实际的设计特性, 制定合理的热处理工艺参数。

25Cr3MoA钢齿轮的三段法渗氮工艺

张海巍, 马晓锋, 马宁, 沈琳, 蒋东

2023, 48(6): 118-120. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.021

摘要 ( 38 )

PDF (1749KB) ( 54 )

对25Cr3MoA钢齿轮进行了不同工艺的渗氮试验, 结果表明, 当渗氮层深度要求0.35~0.41 mm时, 可通过三阶段渗氮工艺, 解决齿轮、内花键长时间渗氮显微组织出现脉状、网状氮化物等问题。

固溶处理对Al-Zn-Cu-Mg-Zr-Ce合金组织性能的影响

郭丰佳, 麻芳, 肖富来, 迟蕊, 王经涛, 孙宁

2023, 48(6): 121-125. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.022

摘要 ( 33 )

PDF (2040KB) ( 37 )

利用金相显微镜、扫描电镜及拉伸试验机等, 研究了固溶处理对Al-7.5Zn-1.5Cu-1.5Mg-0.12Zr-0.1Ce铝合金组织和性能的影响。结果表明, 在460~480 ℃温度范围, 保温30~120 min固溶处理工艺下, 经470 ℃×2 h单级固溶处理后, 试验合金出现了再结晶, 且第二相大部分溶解到基体中, 相比其它单级固溶处理工艺, 固溶效果最好, 时效处理后综合力学性能良好。经450 ℃×1 h+475 ℃×1 h双级固溶处理时, 因在低温时释放了形变能, 再结晶程度低, 固溶效果比单级固溶处理效果好, 时效处理后合金的综合力学性能更佳。

固溶、时效温度对TC4钛合金螺栓显微组织与剪切强度的影响

孙虹烨, 齐跃, 余传魁, 刘彤, 任诗章, 马轲, 马叙

2023, 48(6): 126-129. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.023

摘要 ( 62 )

PDF (2780KB) ( 29 )

采用扫描电镜与材料试验机研究固溶温度、时效温度对TC4钛合金微观组织与剪切强度的影响。结果表明, 对于以TC4钛合金为材料的航空螺栓, 比较其头部中心、边缘, 及其R处、心部等不同位置的显微组织, 发现由于头部边缘比中心冷却速度更快, β相转变的次生α相含量更高, 晶粒聚集长大更明显。在β单相区的固溶温度下, 螺栓心部等内部区域则分布着纵横交错的马氏体, 弥散强化效果较好。在800~1020 ℃的固溶温度范围内, 剪切强度基本随固溶温度的升高而增加;而固溶温度为1020 ℃时, 剪切强度随时效温度的升高先升高后降低, 1020 ℃固溶+538 ℃时效后TC4钛合金的剪切强度最高。

冷却工艺对Q500qE桥梁钢组织与性能的影响

武凤娟, 杨浩, 曲锦波

2023, 48(6): 130-135. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.024

摘要 ( 36 )

PDF (3945KB) ( 30 )

以高强度桥梁钢Q500qE为对象, 研究不同冷却工艺对其组织和性能的影响规律。研究表明, 低速冷却(5 ℃/s)工艺所得组织以粒状贝氏体为主, M/A岛尺寸粗大, 虽然屈强比较低, 但强度偏低, 韧性较差;高速冷却(25 ℃/s)工艺所得组织以板条贝氏体为主, M/A岛呈球状或棒状, 强度和韧性均得到较大提升, 但屈强比偏高;分段冷却(20 ℃/s+空冷+20 ℃/s)工艺所得组织为多边形铁素体+板条贝氏体+粒状贝氏体的复合组织, M/A岛细小弥散, 屈强比最低, 韧性最高, 综合性能最佳。

0.27 mm厚高强无取向电工钢的退火组织与性能

陈天宇, 宋新莉, 彭宇凡, 贾涓, 程朝阳

2023, 48(6): 136-141. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.025

摘要 ( 27 )

PDF (3922KB) ( 33 )

为了研究退火温度对0.27 mm厚高强无取向电工钢组织演变与性能的影响, 冷轧试验钢板在800~960 ℃退火3 min, 借助光学显微镜(OM)分析组织, EBSD分析晶粒取向与微观织构, 磁性能设备测试铁损与磁感应强度, 万能拉伸试验机测试力学性能。结果发现, 冷轧试验钢在不同温度退火3 min, 均发生了完全再结晶, 得到等轴状铁素体;随着退火温度升高, 平均晶粒尺寸从9.56 μm升高至72.89 μm, 对磁性能不利的{111}面织构体积分数先增加后减少。高频铁损P_1.0/400从28.09 W/kg降低到16.02 W/kg。磁感应强度B₅₀₀₀的平均值在1.63~1.64 T之间。随退火温度从800 ℃升高到960 ℃, 由于晶粒尺寸增大, 细晶强化作用减弱, 屈服强度从510 MPa降低到437 MPa, 抗拉强度从609 MPa减小到531 MPa。

TiAlNb9合金表面B-Y改性硅化物渗层的组织及热冲击性能

王存喜, 梁国栋, 田兴达, 李涌泉

2023, 48(6): 142-146. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.026

摘要 ( 27 )

PDF (1672KB) ( 24 )

采用15Si-4B-8NaF-2Y₂O₃-71Al₂O₃(质量分数, %)渗剂包埋渗法在TiAlNb9合金表面制备了B-Y改性的硅化物渗层, 并通过扫描电镜、X射线衍射仪及电子探针分析了渗层的结构及相组成, 对比研究了Si-B-Y共渗层制备前后TiAlNb9合金热冲击性能的变化。结果表明, 经1050 ℃保温6 h所制备的Si-B-Y共渗层具有组织均匀致密的复合结构, 厚约14 μm, 其外层主要为TiB₂相和(Ti, Nb)Si₂相, 中间层为(Ti, Nb)₅Si₃相, 内层为TiAl₂相和少量TiB相。在1000 ℃热冲击下, TiAlNb9基体裂纹一旦产生, 将会持续扩展, 中间会有树枝状裂纹产生, 在热冲击47次后出现贯穿性裂纹;而Si-B-Y共渗层裂纹萌生时间较长, 裂纹的萌生具有多发和弥散性, 随着热冲击次数的增加, 最终多处细小裂纹汇合一处, 在热冲击59次后贯穿基体, 但裂纹未在膜基界面处发生横向扩展, 且整体渗层未出现脱落的现象, 表明Si-B-Y共渗层可以在一定程度上提高TiAlNb9合金的抗热冲击性能。

7075铝合金热变形行为和组织演变

李琛, 王和斌, 欧平, 王航, 王俊峰, 张济山

2023, 48(6): 147-156. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.027

摘要 ( 60 )

PDF (4768KB) ( 33 )

利用MMS-100热/力模拟试验机对固溶态7075铝合金进行了热压缩试验, 构建了能描述合金在温度为350~450 ℃、应变速率为0.01~10 s^-1条件下流变应力规律的本构方程, 基于动态材料模型和显微组织确定了该合金热加工的最佳工艺窗口。结果表明, 475 ℃固溶温度下, MgZn₂相可全部回溶于基体, 随固溶时间延长, Al₂CuMg和Al₇Cu₂Fe回溶量增多;合金的流变应力随着温度的降低和应变速率的增加而增大, 热变形激活能Q=153.724 kJ/mol;功率耗散系数随温度的升高和应变速率的减小逐渐增大, 流变失稳区随应变的增大向高应变速率方向移动, 合金的热加工最佳工艺窗口为变形温度420~450 ℃, 应变速率0.01~0.02 s^-1。

高钼无磁钢等温变形过程中的析出及温度场模拟

姜一鸣, 屈华鹏, 郎宇平, 冯翰秋, 陈海涛, 李向明

2023, 48(6): 156-161. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.028

摘要 ( 33 )

PDF (3597KB) ( 34 )

通过DEFORM有限元模拟软件对高钼无磁钢进行等温变形水冷过程中的温度场模拟, 并对试验钢进行不同保温试验, 得出析出相析出的敏感温度区间, 并对等温变形工艺中析出相的种类进行了研究。结果表明, 析出相的敏感温度区间为700~900 ℃;等温变形工艺的锻棒在水冷过程中表面迅速降温, 心部降温较慢, 心部与表层温度有较大差距, 根据模拟结果最大温差为300 ℃, 认为在水冷过程中心部存在靠近析出相敏感温度区间的高温区, 析出风险极大提高。等温变形过程对析出相的形核与长大有促进作用, 根据XRD标定确定等温变形态与时效态试样中的析出相均为Cr₂₃C₆。

12Cr-F/M钢的固溶工艺及热变形行为

唐奇, 潘钱付, 吴裕, 蒋文龙, 刘三正, 黄兰兰

2023, 48(6): 162-166. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.029

摘要 ( 40 )

PDF (3727KB) ( 22 )

研究了12Cr-F/M钢在不同固溶处理工艺(加热温度1100~1200 ℃、保温时间1~2 h)下的微观组织演变规律, 并采用热模拟压缩试验研究了其在变形温度为800~1000 ℃、应变速率为0.01~10 s^-1工艺条件下的热变形行为。结果表明:随固溶温度升高, 12Cr-F/M钢中铁素体晶粒尺寸先减小后增大, 随保温时间延长, 铁素体晶粒均长大粗化;经固溶处理后基体中部分低熔点的Laves析出相发生分解, 并固溶在合金基体中, 总数量逐渐减少。1150 ℃×1 h固溶处理后, 12Cr-F/M钢基体中铁素体晶粒尺寸较小的同时, Laves析出相数量较少。12Cr-F/M钢高温变形流变应力随温度的升高而降低, 随应变速率的升高而增大。

GH2150合金的热变形行为及动态再结晶规律

娄号南, 刘家奥, 梅飞强, 曹一超, 宋玺玉, 张伟红

2023, 48(6): 167-172. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.030

摘要 ( 50 )

PDF (4108KB) ( 30 )

采用Gleeble-3800热模拟试验机热模拟压缩试验研究了GH2150合金在不同试验参数下的热变形行为和再结晶演变规律。结果表明, 在1000~1200 ℃范围内, 应变速率为0.1~5 s^-1, 变形量分别为30%、50%、70%条件下, 合金峰值应力随变形温度升高而降低, 随应变速率降低而降低。结合真应力-真应变曲线及阿伦尼乌斯公式得到了GH2150合金的热变形本构方程, 采用该方程得到的计算结果与实际结果的平均相对误差为4.36%, 相关系数R=0.992, 具有较好的吻合性。绘制GH2150合金动态再结晶图发现大变形量有利于提高再结晶分数, 合金再结晶行为在50%变形量下主要受变形温度影响, 在70%变形量下采用低应变速率更有利于再结晶发生。

6Al3Mg镀层抑制层形貌及其对镀层附着力的影响

李研, 李铁军, 刘广会, 徐呈亮, 秦汉成

2023, 48(6): 173-177. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.031

摘要 ( 37 )

PDF (3777KB) ( 25 )

通过电化学剥离的方法去除钢表面6Al3Mg镀层并保留抑制层, 采用扫描电镜、电子探针等手段对比了镀层附着力良好试样与镀层附着力不良试样的抑制层形貌。结果发现, 6Al3Mg镀层产品抑制层形貌为颗粒状组织, 在镀层与基体界面位置, Si与Al元素呈现完全重合的状态, 由于镀层内部Al元素较多, 可采用Si元素的分布状态表征其抑制层形成情况。镀层附着力良好的试样, 其Si元素分布呈现连续状态, 抑制层形成良好, 通过扫描电镜可观察到密集的颗粒状抑制层;而镀层附着力不良的试样, Si元素分布不连续, 抑制层形成不良。

微合金化渗碳齿轮钢18CrNiMo7-6的热塑性及本构方程

杨少朋, 周大元, 王雅倩, 景宏亮, 吴胜付, 胡芳忠, 汪开忠, 王毛球

2023, 48(6): 178-185. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.032

摘要 ( 27 )

PDF (3524KB) ( 32 )

通过Gleeble-2000D热/力模拟试验机对Nb微合金化齿轮钢18CrNiMo7-6进行了热压缩试验, 研究了试验钢在变形温度为900~1100 ℃、应变速率为0.01、0.1、1和10 s^-1下的热塑性, 计算了热变形激活能, 并构建了峰值应力的本构方程。结果表明, 试验钢的应力-应变曲线具有典型的动态再结晶特征, 动态再结晶为主要的软化机制;在相同应变速率下, 变形温度越高, 热塑性越好, 动态再结晶是一个热激活过程;通过Thermo-calc热力学软件计算得到, 试验钢中主要存在的碳化物为M₂₃C₆和NbC, 其中NbC的全固溶温度达到1180 ℃, Nb主要以NbC析出相为主, NbC在不同变形温度下的析出含量分别为0.0343%、0.0322%、0.0289%、0.0236%及0.0156%;采用Arrhenius双曲正弦函数建立了试验钢的峰值应力本构方程, 确定了热变形激活能为Q=344.55 kJ/mol, 模型预测出的峰值应力与实测峰值应力平均误差1.5%。

高氮含量非调质钢的组织与性能

穆相林, 晁月林, 马跃, 孙齐松, 程四华, 刘锟

2023, 48(6): 186-190. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.033

摘要 ( 29 )

PDF (3234KB) ( 35 )

利用EBSD、TEM及性能测试等在45MnVS基础上研究了3种不同钒、氮含量非调质试验钢的组织和性能。结果表明, 通过提高N含量, 可以促进V(C, N)以及VN的析出, 大量细小弥散的析出物作为形核位置促进了珠光体转变, 同时起到了钉扎晶界的作用, 从而获得了显著的晶粒细化效果。高氮非调质钢具有良好的强韧性匹配, 在1150 ℃、保温时间60 min、开轧温度1000 ℃、终轧温度900 ℃的生产工艺条件下, 屈服强度达到580 MPa, 冲击吸收能量达到57 J。

新型槽帮钢的连续冷却转变曲线及微观组织

徐海峰, 李海, 李凤敏, 付胜敏, 明科宇, 郁言

2023, 48(6): 191-196. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.034

摘要 ( 27 )

PDF (4338KB) ( 30 )

采用膨胀仪、光学显微镜和维氏硬度计研究新型槽帮钢的连续冷却转变行为, 获得连续冷却转变(CCT)曲线。结果表明, CCT曲线存在高温铁素体-珠光体转变区、中温贝氏体转变区和低温马氏体转变区。随着冷却速度的增大, 室温硬度不断提高, 微观组织由铁素体-珠光体向贝氏体和马氏体过渡, 最终形成单一马氏体组织。在实测冷却曲线中, 当冷却速度小于0.14 ℃/s时, 组织主要为高温铁素体-珠光体转变区;当冷却速度为0.14~0.81 ℃/s时主要为高温、中温复合转变区, 室温组织主要为铁素体、珠光体和贝氏体;当冷却速度为0.81~1.62 ℃/s时为高温、中温和低温复合转变区, 室温组织为铁素体、珠光体、贝氏体和马氏体;当冷却速度为4.05 ℃/s时为中温、低温两相转变区, 高温转变区消失, 室温组织为贝氏体和马氏体;当冷却速度高于8.10 ℃/s时, 为马氏体单相转变区。随着冷却速度由0.06 ℃/s提高到40.5 ℃/s, 微观组织由铁素体-珠光体过渡为贝氏体-马氏体, 直至单相马氏体组织, 其室温显微硬度由195 HV5(冷速为0.06 ℃/s)增大到515 HV5(冷速为40.5 ℃/s)。

压缩机电机用无取向硅钢二次退火组织和磁性能

陆佳栋, 黄杰, 张建雷, 岳重祥

2023, 48(6): 197-201. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.035

摘要 ( 39 )

PDF (3550KB) ( 27 )

对不同成分体系的无取向硅钢进行相同工艺的二次退火试验, 研究了不同成分体系的无取向硅钢二次退火后组织和磁性能的演变规律。结果表明, 二次退火能进一步增大无取向硅钢的铁素体晶粒尺寸, 提升磁性能。二次退火后无取向硅钢磁性能的提升潜力与无取向硅钢的成分体系有关, 与成品退火温度无关。其中, 高Al成分体系的无取向硅钢二次退火后铁素体晶粒更易长大, 平均晶粒尺寸达到159 μm, 铁损降幅最大, 达到了1.14 W/kg, 磁性能最优;除此之外, 二次退火还能显著提升无取向硅钢在低磁场强度下的磁感应强度, 进而提高无取向硅钢在低磁场强度下的磁导率;在电机工作磁感0.5~1.5 T区间内, 二次退火后无取向硅钢的磁导率明显高于二次退火前。针对需要二次退火的压缩机电机铁芯, 采用高Al成分体系的无取向硅钢有助于提升电机性能。

油压减振器活塞杆表面激光熔覆不锈钢的组织与性能

史耀君, 周华杉, 孙华, 夏少华

2023, 48(6): 202-205. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.036

摘要 ( 25 )

PDF (2872KB) ( 35 )

采用HP-115型五轴激光增材制造系统和两种不锈钢合金粉末对油压减振器活塞杆表面进行了激光熔覆修复。利用着色渗透探伤、金相显微镜和显微硬度计等表征方法分析了不锈钢熔覆层的熔覆质量、微观组织和显微硬度, 并利用盐雾试验箱对熔覆层的耐蚀性能进行了研究。结果表明, 两种不锈钢合金粉末激光熔覆层质量良好, 熔覆层和热影响区厚度分别约为0.65 mm和0.5 mm, 其显微组织主要包括细小的等轴晶和树枝晶、粗大的胞状晶以及平面晶;不锈钢粉末12.43%Cr和16.26%Cr激光熔覆层平均显微硬度分别为729 HV0.3和617 HV0.3, 与基材(250 HV0.3)相比有较大幅度提高, 且不锈钢粉末12.43%Cr激光熔覆层的显微硬度达到了油压减振器活塞杆表面涂层对硬度的要求。与基材相比, 两种不锈钢合金粉末激光熔覆层均具有较好的耐蚀性。

钒对热轧因瓦合金组织及性能的影响

奉亮, 樊轩宇, 陈继武, 于彦冲, 张金玲

2023, 48(6): 206-210. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.037

摘要 ( 27 )

PDF (2566KB) ( 31 )

采用光学显微镜、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)、维氏硬度计、电子万能拉伸试验机以及热膨胀仪, 研究了微量V对热轧态因瓦合金显微组织、力学性能和热膨胀性能的影响。结果表明, 添加0.14%C+0.63%V后, 因瓦合金热轧板晶粒尺寸明显减小, 显微组织显著细化;屈服强度和抗拉强度分别达到了348 MPa与569 MPa, 较常规因瓦合金有显著提升;伸长率仍维持在40.0%较高水平, 热膨胀系数α_{20-200 ℃}=3.16×10^-6℃^-1, 仍然处于较低的水平。固溶强化、晶粒细化和析出强化是因瓦合金力学性能提升的主要原因。

基于第一性原理的热浸镀Zn-Al-Mg镀层力学及耐蚀性能

石建强, 张思远, 江海涛, 李守华, 曹晓恩, 田世伟

2023, 48(6): 211-218. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.038

摘要 ( 33 )

PDF (5069KB) ( 33 )

使用第一性原理计算方法, 系统地评价了热浸镀Zn-Al-Mg镀层产品中Zn、MgZn₂、Mg₂Zn₁₁这3种主要成分在镀层表面的作用。计算发现, Mg₂Zn₁₁具有力学各向异性及结构不稳定性, 这解释了Mg元素的添加使得材料塑性下降的现象。从微观层面上, 揭示了MgZn₂提升热浸镀Zn-Al-Mg镀层耐蚀性能的原因。发现MgZn₂中Mg原子可以有效地保护Zn原子, 阻碍Cl^-对MgZn₂中Zn原子的腐蚀。该结果从理论方面深入分析了浸镀Zn-Al-Mg镀层的力学性能和耐蚀性能, 有助于指导镀层成分设计与组织调控, 进而提高生产效率。

Mn含量及退火工艺对Cu-xMn-0.2Ce-0.2Zr合金组织性能的影响

徐亮亮, 谭敦强

2023, 48(6): 219-228. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.039

摘要 ( 25 )

PDF (6919KB) ( 36 )

采用显微组织观察和X射线衍射分析, 通过电阻率和电阻温度系数、显微维氏硬度及Tafel极化曲线测量, 研究了Mn含量及退火工艺对冷轧Cu-xMn-0.2Ce-0.2Zr(x=5、6、7、8)合金组织性能的影响。结果表明, 随着Mn含量的增加, 电阻率逐渐增加, 电阻温度系数逐渐降低, 且合金的择优取向均为(220)_Cu晶面。在250、350、450和550 ℃退火后, 合金发生回复和再结晶, 使得内应力降低, 显微维氏硬度随着退火温度的升高和保温时间的延长而下降。当Mn含量为7%时, Cu-7Mn-0.2Ce-0.2Zr合金得到良好的综合性能。经350 ℃退火1 h、水冷后, 电阻率为22.3 μΩ·cm, 电阻温度系数(TCR_{25-125 ℃})为116×10^-6℃^-1。自腐蚀电位和自腐蚀电流密度分别为-0.172 V和1.86 μA/cm²。说明Cu-7Mn-0.2Ce-0.2Zr合金在工作温度范围内具有优良的电学性能, 同时也兼具较好的耐蚀性能。

Mg含量对Al-Zn-Mg合金铸态及轧制态组织和性能的影响

秦翔智, 赵佳蕾, 王凯歌, 李兵, 赵巍

2023, 48(6): 229-236. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.040

摘要 ( 24 )

PDF (6599KB) ( 26 )

为探究Mg含量对Al-Zn-Mg合金组织和性能的影响, 以及冷轧后的时效处理对加工硬化效果的影响, 通过直读光谱、扫描电镜、金相显微镜及拉伸试验机等对不同变形+热处理工艺下的Al-6.0Zn-xMg(x=2、3和4)合金铸态及轧制态组织及性能进行分析。结果表明, Mg含量对铸态合金组织形貌、晶粒大小及第二相类型影响不大, 非平衡共晶T-AlZnMg相占比随Mg含量的增加而增加, 当Mg含量为4%时, 共晶相占比减小主要与晶界附近MgZn₂弥散相数量增多有关。均质化后经热轧+固溶+冷轧变形热处理后, 高熔点Al₃Fe相破碎并沿轧制方向分布, 显微组织演变过程为, 铸态组织→纤维组织→完全再结晶→纤维组织。随着Mg含量的增加, Al-6.0Zn-xMg合金轧板强度逐渐增加, 但增幅逐渐减小。冷轧后的时效处理使加工硬化效果降低80~100 MPa, 而伸长率提高6%~8%。3种合金中, Al-6.0Zn-4Mg合金的综合性能最佳。

激光熔覆涂层增韧改性方法的研究进展

魏新龙, 付二广, 戴凡昌, 班傲林, 吴多利, 张超

2023, 48(6): 237-248. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.041

摘要 ( 33 )

PDF (4666KB) ( 92 )

激光熔覆涂层能够改善金属表面性能, 实现表面强化, 然而常发现由于涂层韧性降低, 涂层表面出现裂纹缺陷问题。概述了激光熔覆涂层由于韧性降低造成裂纹的原因, 包括温度梯度差引起的内应力、激光熔覆层中的应力集中以及熔覆层中的微小气孔等。同时归纳了影响激光熔覆层韧性的因素, 包括熔覆材料的选择、激光熔覆工艺参数的设定以及熔覆材料的热处理方式等。在此基础上, 重点阐述了近年来改善激光熔覆涂层裂纹缺陷问题的进展, 并从中寻找增强激光熔覆涂层韧性的方法, 包括在熔覆粉体中加入复合陶瓷增强相和稀土元素粉末等改变熔覆粉体组成、在基体与熔覆层之间增加过渡层、改变激光熔覆功率和扫描速率以及光斑直径等工艺参数、对熔覆前基体的预热和熔覆后涂层的热处理、外加超声振动和电磁场以及超声振动与电磁场的耦合等能场辅助等。针对各种增强激光熔覆涂层韧性方法的不足, 探讨今后激光熔覆涂层增韧改性方法的研究前景。

基于辐射管内外耦合传热模拟带钢连退过程的温度均匀性

胡野, 姜泽毅, 张欣茹, 赵延涛

2023, 48(6): 249-257. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.042

摘要 ( 28 )

PDF (3260KB) ( 24 )

针对立式带钢连续退火炉内辐射管加热过程带钢温度均匀性问题, 建立了W型辐射管管内流动、燃烧和管内外换热的耦合模型以及带钢内部非稳态导热模型, 模拟研究了辐射管表面温度分布对带钢温度均匀性变化的影响。结果表明, 在带钢升温过程中, 其宽度方向温度呈凹状分布, 这与辐射管两端温度偏高和炉墙的辐射绝热作用有关, 该温差先增大后逐渐减小, 宽度1200 mm的带钢在加热中段时最大温差可达13.6 ℃;带宽方向温差随着带宽的增大先缓慢增大后快速降低;带宽较小时, 带宽方向温差随着功率的增加而增大, 带宽较大时则相反。带宽接近辐射管长度时, 带宽方向温差最小, 可降至5 ℃以内;加热前期, 辐射管表面温度最不均匀, 加热中期, 带宽方向温差最大。

基于Ansys模拟的钛合金筒形工件离子渗氮温度场分析

韩啸, 贺瑞军, 朱硕, 王赟, 冯润华, 孔令利

2023, 48(6): 258-264. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.043

摘要 ( 28 )

PDF (2798KB) ( 26 )

针对钛合金离子渗氮过程中无法实时获取筒形工件温度分布的问题, 通过基于Ansys的稳态温度场数值模拟, 对多种渗氮工况、不同尺寸的钛合金筒形工件温度场进行模拟, 获得一系列筒体工件温度场分布特性。结果表明, 钛合金筒形工件在理想离子渗氮过程中, 工件表面最大温差达到7.8 ℃, 温度场为对称分布, 在轴向呈现出中心高两端低的特点;增加两端辅助加热后, 相同筒形工件表面最大温差缩小至5.6 ℃, 工件两端温度显著提高, 温度场均匀性得到改善, 但温度场均匀性会随着筒体壁厚的增加而变差;通过调整辅助功率, 可以改善筒体轴向温度均匀性。在径向, 筒体内壁温度要高于外壁, 且内外壁温度差会随着壁厚的增加而增加。该数值模拟结果, 可为钛合金筒形工件的离子渗氮工艺优化提供参考。

汽车齿轮高压气淬试验及气淬室的结构优化

吕虎跃, 陈旭阳, 丛培武, 陆文林, 杜春辉

2023, 48(6): 264-269. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.044

摘要 ( 27 )

PDF (6227KB) ( 28 )

由于齿轮等工件在进行高压气淬时, 受多层工件储热影响较大并且风速逐层递减, 导致位于气淬室内中心及底层区域工件冷却较慢, 难以满足齿轮心部的硬度要求。使用流体仿真软件对汽车齿轮高压气淬过程进行模拟仿真, 对气淬室及工件垛进行三维建模并进行结构化网格划分和仿真模拟, 并对气淬室进行了结构优化。结果显示, 经优化后进口的高压气流向中心区域聚拢, 使中心区域的来流速度提高24%左右, 并提高此区域的冷却速度。随后对高压气淬室进行改造, 采用试验验证, 结果表明此方法有效可行。

U71Mn钢轨闪光焊接头马氏体组织成因及处理措施

俞喆, 蒋明, 张倩, 杜涵秋

2023, 48(6): 270-276. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.045

摘要 ( 29 )

PDF (4933KB) ( 30 )

马氏体组织作为U71Mn钢轨闪光焊接头中的异常组织, 会影响接头的安全性能, 故需对其产生原因和处理措施进行研究。以未经正火处理的U71Mn钢轨闪光焊接头为研究对象, 利用Gleeble-1500D热模拟试验机对其进行一次正火处理和二次正火处理, 利用光学显微镜和扫描电镜对其热处理前后的显微组织和元素成分进行分析, 探讨了马氏体组织在U71Mn钢轨闪光焊接头的分布规律和产生原因, 提出了相应的处理措施, 并进行了现场验证。结果表明, U71Mn钢轨闪光焊接头中马氏体的分布规律与C和Mn元素偏析具有一致性, 马氏体主要出现在富锰富碳区, 其中Mn含量可达母材的两倍以上;闪光焊会加剧U71Mn钢轨中的Mn元素偏析, 正火处理对U71Mn钢轨闪光焊接头中Mn元素偏析的改善效果并不明显, 但可加速C元素的扩散, 从而在一定程度上减轻马氏体的出现程度;降低U71Mn钢轨中的Mn含量, 并配以合适的正火处理, 能够极大消除甚至避免闪光焊接头中马氏体的出现。

DT4C电工纯铁套筒零件矫顽力不合格工艺改进

赵金龙, 任卫斌, 李剑玉

2023, 48(6): 277-280. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.046

摘要 ( 76 )

PDF (2079KB) ( 33 )

某批次DT4C电工纯铁套筒零件采用真空氢气退火炉经900 ℃中温退火后矫顽力不合格, 对其退火工艺进行了研究。结果表明, 采用1120 ℃×4 h+900 ℃×4 h两次退火后, DT4C电工纯铁试棒矫顽力及晶粒度等级较900 ℃×4 h退火明显降低, 且1120 ℃→900 ℃过程中试棒不同冷速下的矫顽力均合格且差别不大, 冷速可达到240 ℃/h, 提高了零件的加工效率。不合格批套筒零件经两次退火后的矫顽力均达到HB/Z 5015—1994要求。

工具钢S2表面脱碳行为

孙晓明, 相楠, 李宁

2023, 48(6): 281-286. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.047

摘要 ( 26 )

PDF (3393KB) ( 22 )

研究了空气气氛下, 不同保温时间、不同加热温度对S2工具钢脱碳层深度的影响, 采用菲克第一定律对表面脱碳层深度进行预测, 其理论值计算模型与S2工具钢脱碳层实际深度进行拟合。结果表明, S2工具钢在770 ℃加热时, 表面易形成全脱碳层, 最大深度达到0.40 mm, 随着加热时间的延长, 脱碳层深度加深, 当加热时间达到7 h时, 由于S2工具钢表面氧化, 脱碳层深度减轻。S2工具钢在1000 ℃时, 表面易形成铁素体+贝氏体半脱碳层, S2工具钢脱碳层在950~1000 ℃加热1.5 h时脱碳层深度最小, 为0.06 mm。

激光氮势测控系统在氮碳共渗中的应用

王建新, 李景余, 吴锴

2023, 48(6): 286-290. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.048

摘要 ( 29 )

PDF (1481KB) ( 26 )

以氮碳共渗气氛为研究对象, 分别介绍了氢探头搭配氧探头和激光氮势传感器这两种不同的K_N和K_C测量方法, 并阐述K_N和K_C在氮碳共渗工艺中对白亮层成分和组织结构的影响。结果表明, 激光氮势测控系统可同时对氮碳共渗气氛的K_N和K_C进行测量和计算, 即使在工艺过程中气体比例发生变化也不影响K_N的测量。

金属表面薄橡胶铺层对喷丸质量的影响

范俊锴, 刘帅, 贾增辉, 赵武, 刘伟

2023, 48(6): 291-296. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.06.049

摘要 ( 26 )

PDF (2950KB) ( 22 )

建立了多丸粒喷丸有限元分析模型, 对比分析了薄橡胶铺层对Q235钢表面喷丸质量的改善作用, 并通过试验加以验证。结果表明, 与传统喷丸相比较, 薄橡胶铺层在降低试样表面粗糙度的同时, 还能够提升表面残余压应力, 但残余压应力层的深度范围有所减小。薄橡胶铺层的厚度是影响残余压应力层深度的关键因素。薄橡胶层提高了试样表面的丸粒冲击作用面积, 延长了冲击作用时间, 高速丸粒的单点冲击能量得以有效分散, 在保证工件表层残余压应力场强度与传统喷丸基本一致的前提下, 使试样表面喷丸质量得以提升。

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