金属热处理

邓锦强, 张覃轶, 陈俊, 伍冬, 刘伟, 周鸿锋

2023, 48(11): 1-7. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.001

摘要 ( 108 )

PDF (4216KB) ( 126 )

利用SEM-EDS、TEM和Image-Pro Plus等分析手段研究了M390钢在不同奥氏体化过程中的碳化物演变规律。结果表明,在1075~1150 ℃加热,保温15~120 min奥氏体化条件下,M390钢中碳化物体积分数和平均尺寸随淬火温度升高整体呈现下降趋势。同一淬火温度下,随保温时间延长,碳化物数量整体减少,碳化物平均尺寸先减小后增大,小尺寸碳化物数量先增加后减少,硬度先上升后下降。高温油淬后M390钢中未溶碳化物类型主要是M₇C₃和M₈C₇。在奥氏体化过程中,M390钢中碳化物变化主要是M₇C₃的溶解、长大及再溶解。

20Mn23AlV无磁钢组织及热物理性能预测与验证

唐兴昌, 程刚虎, 张嘉琦, 张志坚, 周维莲

2023, 48(11): 8-15. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.002

摘要 ( 68 )

PDF (3129KB) ( 47 )

利用JMatPro7.0软件模拟预测20Mn23AlV无磁钢的平衡相组成、析出相元素成分、奥氏体化元素含量对无磁钢组织的影响、淬透性、力学性能及热物理性能参数。将模拟参数与部分试验所得数据进行对比分析。计算结果表明,该无磁钢奥氏体占比高达99.89%,其余为第二相强化作用的弥散相,弥散相中占比最多的为金属钒的碳氮化物。该无磁钢在不同冷速下并不会引起组织转变,均为奥氏体相。Mn和Al含量要控制在一定的范围内才能使奥氏体占比最大化。预测和实测力学性能差异不大。随温度的降低,线膨胀系数、比热容、泊松比和导热系数均减小,密度、剪切模量、电导率和杨氏模量均随温度降低而增大。

马氏体耐热钢40Cr10Si2Mo的动态连续冷却转变及相变动力学

王钦仁, 王庆娟, 赵肖飞, 韩书栋, 张伟, 许荣, 胡楠

2023, 48(11): 16-21. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.003

摘要 ( 58 )

PDF (4579KB) ( 71 )

利用Gleeble-3500热模拟试验机研究了40Cr10Si2Mo钢在不同冷却速度下的连续冷却相变行为,建立了试验钢的动态连续冷却转变(CCT)曲线和连续冷却相变动力学模型,通过表征不同冷速下的微观组织,分析和讨论了不同冷速对相转变以及合金元素析出的影响。发现在冷速为0.1~0.3 ℃/s时,组织为铁素体基体上分布着大量碳化物颗粒。碳化物中Cr和Mo的含量随着冷却速度的升高而减少。冷速为0.5~0.8 ℃/s时,组织为铁素体+片层珠光体+少量马氏体+网状碳化物。当冷速大于3 ℃/s时,组织完全转变为马氏体。分别建立了扩散型Johnson-Mehl-Avrami(JMA)模型和非扩散型Koistinen-Marburger(K-M)相变模型,结果表明,试验值与模型拟合曲线吻合度良好。

耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的热变形行为

唐珲, 涂露寒, 黎颖, 吴志伟, 周志明, 张军

2023, 48(11): 22-28. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.004

摘要 ( 48 )

PDF (4609KB) ( 42 )

采用Gleeble-3500热模拟试验机,研究了耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN在变形温度为900~1200 ℃、应变速率为0.01~1 s^-1、变形量为0.5条件下的热压缩变形行为和微观组织演化规律。基于真应力-真应变曲线分析不同变形温度和应变速率对试验钢热变形行为的影响,采用 Arrhenius 双曲正弦方程构建耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的流变应力本构模型,并结合动态材料模型(DMM)绘制了热加工图。结果表明,流变峰值应力随变形温度升高或应变速率下降而降低,在应变速率为0.1 s^-1时,变形温度达到1000 ℃后开始出现再结晶,且随变形温度升高再结晶晶粒越大;在不同温度下组织中均发现有δ铁素体,其含量随温度升高而增加。结合热加工图和微观组织分析,确定了耐热钢2Cr12Ni4Mo3VNbN的最佳热加工区域为1068~1172 ℃, 0.08~0.12 s^-1。

Ti微合金化对25Cr3Mo3NiNbZr钢碳化物析出行为和高温强度的影响

卢茂勇, 徐乐, 李浩, 梁恩溥, 李若浩, 吴润

2023, 48(11): 29-37. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.005

摘要 ( 44 )

PDF (6073KB) ( 25 )

利用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)、Thermo-Calc热力学计算、物理化学相分析和高温(700 ℃)拉伸试验,研究了Ti微合金化对25Cr3Mo3NiNbZr钢碳化物析出行为、微观组织和高温强度的影响。结果表明,由于添加了微合金化元素Ti,试验钢的原奥氏体晶粒由50 μm细化至20 μm,高温(700 ℃)抗拉强度提升176 MPa,高温屈服强度提升54 MPa。钢中MC型碳化物析出量明显增多,数密度由4.36×10¹⁵ m^-3提升至5.34×10¹⁹ m^-3,且5~10 nm的MC型碳化物占比由81.8%提升至90.1%,同时增加了1~5 nm的MC析出相。此外,Ti元素的添加提高了MC型碳化物的热稳定性,粗化速率由0.301 978 nm·s^-1/3降低到0.169 049 nm·s^-1/3。添加Ti元素后,试验钢中的MC型碳化物更细小,分布更密集,热稳定性更好,是试验钢高温强度提高的主要原因。

高温回火P91钢显微组织演变及再结晶机理

周浩, 王云, 曾燕屏

2023, 48(11): 38-44. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.006

摘要 ( 47 )

PDF (6195KB) ( 59 )

通过热膨胀法测定试验所用P91钢的相变点,采用OM、TEM及EBSD等,研究P91钢在710、730、760、770、790、810、830、840 ℃回火过程中显微组织及特殊晶界的演变过程。发现随着回火温度的升高,P91钢中的板条马氏体形貌特征逐渐模糊,位错密度逐渐降低,并且出现等轴状的铁素体组织。经EBSD分析,高角度晶界的含量同样随回火温度的升高而逐渐升高并趋于稳定,而小角度晶界的含量显著减少。分析表明,P91钢在高温回火过程中发生了再结晶,形成了等轴晶铁素体,通过亚晶聚合及晶界迁移机制来形核,从而实现再结晶。

Ni含量对A330M超高强度钢组织性能的影响

肖凯, 韩顺, 许忠智, 耿如明, 夏慧敏, 徐正伟, 厉勇, 王春旭

2023, 48(11): 45-49. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.007

摘要 ( 44 )

PDF (3839KB) ( 40 )

采用扫描电镜、透射电镜和力学性能分析等试验方法,研究了1.85%、3.85%、5.00%Ni含量对A330M超高强度钢微观组织及力学性能的影响规律。结果表明,不同Ni含量的试验钢淬火+低温回火后的微观组织主要由板条马氏体、残留奥氏体及ε碳化物组成,在1.85%~5.00%的Ni含量范围内,随着Ni含量的增加,试验钢的Ms点逐渐降低,组织中的残留奥氏体含量逐渐增加;其抗拉强度和屈服强度随着Ni含量的增加不断降低,冲击吸收能量则升高显著,冲击断口韧窝比例不断增加。对3种Ni含量的A330M钢的强韧性进行比较,3.85%的Ni含量可以获得最佳的强韧性匹配,抗拉强度为2207 MPa,冲击吸收能量为34 J。

核级316NG奥氏体不锈钢在热老化条件下的析出相

隋凯伦, 欧阳瑾霏, 巩明浩, 胡洪兴, 李家丰, 阳姗, 龙朝辉, 李小波

2023, 48(11): 50-54. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.008

摘要 ( 41 )

PDF (2122KB) ( 39 )

通过热老化模拟试验、电解萃取试验和热力学计算方法(CALPHAD)研究了核级316NG奥氏体不锈钢在核环境下的析出相情况。结果表明,316NG奥氏体不锈钢在450 ℃老化100 h无析出相;老化500 h的主要析出相为Cr₂₃C₆;老化1000 h的主要析出相为Z-CrNbN、Cr₂₃C₆和Laves_C14。然后,采用CALPHAD方法建立了316NG奥氏体不锈钢的热力学数据库,并以此数据库为基础,利用Thermo-Calc软件计算了316NG奥氏体不锈钢在450 ℃平衡状态下的析出相组成为Cr₂₃C₆、Z-CrNbN、Laves_C14、Ni₃Si和MX,析出相总原子分数为3.5%,其中Ni₃Si和MX的含量很低(0.46%)。通过CALPHAD方法计算得到的析出相组成与450 ℃等温退火1000 h后的热老化试验结果符合得较好,从而获得关于316NG奥氏体不锈钢在长时间热老化条件下的析出相规律及组织成分的较为完善的信息。

Ni元素对新型热作模具钢热疲劳性能的影响

程曦, 顾鹏程, 曾艳, 吴晓春

2023, 48(11): 55-61. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.009

摘要 ( 214 )

PDF (4151KB) ( 42 )

采用Uddeholm自约束热疲劳试验方法对SDDVA钢以及新型热作模具钢SDYZ1钢进行热疲劳试验,对比分析了材料热疲劳后表面形貌、截面裂纹、微观组织以及硬度变化,探讨了镍元素对材料冷热疲劳性能的影响。结果表明,与SDDVA钢相比,SDYZ1钢裂纹数量明显较少,深度较浅,高温表面软化程度更小,这主要是由于Ni元素聚集在晶界以及碳化物附近,对碳化物长大有钉扎作用,并且SDYZ1钢具有更高的高温强度,从而可以抵抗裂纹扩展。SDYZ1钢在热疲劳过程中析出尺寸较小的碳化物,碳化物聚集在晶界处可以有效阻碍晶粒长大,从而提高材料的抗疲劳性能。通过透射观察分析,SDYZ1钢热疲劳后粗化碳化物颗粒主要形态为不规则球状、细长杆状,主要存在类型为M₂₃C₆以及M₆C,且SDYZ1钢碳化物尺寸整体比SDDVA钢的细小。

稀土元素Ce对H13钢热疲劳性能的影响

陈学敏, 杨礼林, 徐祺昊, 陈朔, 赵莉萍

2023, 48(11): 62-67. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.010

摘要 ( 58 )

PDF (5133KB) ( 81 )

对不同Ce含量的H13钢进行1040 ℃油淬和580 ℃两次回火处理后进行热疲劳循环试验,采用光学显微镜、扫描电镜及硬度计对不同热疲劳循环次数下试验钢的显微组织、裂纹形貌及硬度进行分析。结果表明,试验钢热疲劳循环后显微组织为回火索氏体,热疲劳裂纹优先在预先处理的缺口尖端处萌生,热疲劳循环过程中出现的氧化凹坑和夹杂物会促使裂纹生成,裂纹不断扩展,宽度增加。稀土Ce对试验钢组织和晶粒尺寸有明显的细化作用,提升试验钢的抗软化能力,抑制热疲劳裂纹的生长,其中最佳稀土Ce含量为0.026%。

3种钛合金富氧α层的生长规律

闫文萱, 邵洙浩, 李伟, 刘京, 魏晓艳, 谷国君

2023, 48(11): 68-72. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.011

摘要 ( 63 )

PDF (4658KB) ( 40 )

分析了3种钛合金(TC2、TC4和TC6合金)在不同热处理条件下富氧α层的生长规律,并计算了生成动力学和热力学。结果表明,富氧α层厚度随加热温度和保温时间的增加而增加,温度是影响富氧α层厚度的主要原因。富氧α层的生长受氧扩散过程影响,富氧α层厚度与t^1/2呈线性关系。TC2、TC4和TC6合金富氧α层的热激活能分别为106.1、110.1、47.7 kJ/mol。由于氧的固溶强化作用,富氧α层显微硬度高于基体硬度,通过显微硬度法测量富氧α层厚度值要高于金相法的测量值。

退火对Zr-Sn-Nb-Fe-Si新锆合金薄板带材组织性能的影响

周惦武, 朱子睿, 毛建中, 高博

2023, 48(11): 73-82. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.012

摘要 ( 48 )

PDF (7744KB) ( 44 )

针对锆合金带材冲压成形时易破裂的问题,研究了再结晶退火对Zr-Sn-Nb-Fe-Si新锆合金薄板带材组织性能的影响。结果表明,随着退火温度的升高,新锆合金薄板带材的最大减薄率减小;第二相颗粒弥散分布于新锆合金晶粒内部及晶界,其形貌基本为球状,尺寸较大第二相为Zr(NbFe)₂,较小为β-Nb;新锆合金带材具有<1010>//RD和<1120>//RD两类织构,其中<1120>//RD取向的晶粒与形变基体的取向差为30°/<0001>。随着再结晶退火温度的升高,第二相颗粒产生的钉扎作用不能阻碍锆合金重合点阵∑13晶界的快速迁移,导致<1120>//RD取向的再结晶晶粒择优长大,吞并形变基体,小角度晶界占比降低,大角度晶界占比升高,造成再结晶织构由<1010>//RD转变为<1120>//RD,改善晶粒变形的均匀性,提高带材冲压时塑性变形的均匀程度,因此再结晶退火有利于改善新锆合金薄板带材的冲压成形性能。

退火温度对0.14C-7Mn热轧中锰钢微观组织和力学性能的影响

王涛, 杨达朋, 易红亮

2023, 48(11): 83-89. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.013

摘要 ( 53 )

PDF (5761KB) ( 66 )

针对0.14C-7Mn热轧中锰钢分别在600、620、640 ℃进行了10 h的退火试验。结果表明,退火后组织均为板条状铁素体+奥氏体,随着退火温度的升高,奥氏体体积分数增加,奥氏体中的C、Mn含量逐渐降低,导致其力学稳定性降低。试验钢退火后拉伸曲线均表现为连续屈服。随着退火温度的升高,奥氏体体积分数升高且稳定性降低,变形时产生的马氏体增多,因此抗拉强度随着退火温度升高而升高。适量的、稳定性适中的逆相变奥氏体在变形过程中持续相变产生加工硬化,延迟了颈缩的产生,增加了均匀延伸率。

奥氏体化温度对1.2367热作模具钢显微组织及性能的影响

杜思敏, 陈文雄, 王洪利, 胡峰荣, 任金桥, 周志明

2023, 48(11): 90-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.014

摘要 ( 37 )

PDF (4043KB) ( 60 )

通过热力学计算并采用光镜、扫描电镜、X射线衍射仪、洛氏硬度计及冲击试验机等,研究了奥氏体化温度对1.2367热作模具钢显微组织及性能的影响。结果表明,1.2367钢的室温平衡组织为铁素体基体上分布着M₂₃C₆、M₆C和MC型碳化物,而在1025～1080 ℃之间淬火时,随着奥氏体化温度的升高碳化物逐渐减少、残留奥氏体量逐渐增加,淬火态组织为马氏体+碳化物+残留奥氏体。在615 ℃保温2 h两次回火后的组织为回火马氏体+碳化物,随奥氏体化温度的升高,硬度逐渐增加,最高硬度达49.05 HRC,冲击吸收能量逐渐降低。1050 ℃淬火+615 ℃回火后,1.2367热作模具钢可获得最佳强韧性匹配。

临界区退火时间对冷轧中锰钢组织和力学性能的影响

胡进朋, 万德成, 马少康, 李杰, 冯运莉

2023, 48(11): 96-101. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.015

摘要 ( 62 )

PDF (3271KB) ( 37 )

利用拉伸试验机、扫描电镜和X射线衍射仪研究了临界区退火时间对0.21C-4.1Mn-1.85Si-0.05Nb-Fe冷轧中锰钢组织性能的影响。结果表明,随退火时间增加,铁素体比例降低,残留奥氏体含量先增加后降低,马氏体尺寸不断增加,试验钢的屈服强度先升高后逐渐降低,抗拉强度先降低后升高,伸长率和强塑积先增加后逐渐降低。退火10 min,工程应力-工程应变曲线表现为连续屈服,但加工硬化能力不足导致塑性最差。增加退火时间,工程应力-工程应变曲线出现屈服平台,但较大应变范围内不断出现的TRIP效应使得试验钢保持了持续的加工硬化能力,塑性提升。690 ℃退火60 min,试验钢的综合力学性能最佳,抗拉强度为1036.9 MPa,伸长率25.6%,强塑积可达26.5 GPa·%。

不同预热温度下H13钢表面电弧增材20Cr9Mo3Ni2钢的组织与性能

谢津平, 曾大新, 史秋月, 尹一君

2023, 48(11): 102-111. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.016

摘要 ( 54 )

PDF (12482KB) ( 31 )

在H13钢基材上电弧增材制造20Cr9Mo3Ni2钢,研究不同预热温度下制件的宏观形貌、微观组织和力学性能。结果表明,预热温度升高降低制件裂纹形成倾向,预热温度高于300 ℃时,制件无裂纹出现。预热温度对制件不同部位组织的影响不同,增材区底部和中部组织在无预热和预热温度为150 ℃时主要为回火马氏体,预热温度为300 ℃时为回火马氏体和淬火马氏体;预热温度为450 ℃时,底部为马氏体和少量贝氏体,中部区域主要是马氏体;预热温度对顶部的组织影响较小,顶部组织主要是马氏体和残留奥氏体;不同预热温度和区域的晶间都有少量铁素体存在。H13钢基材热影响区的组织在预热温度低于300 ℃时为回火马氏体,预热温度为450 ℃时为粗大的马氏体。随预热温度的升高增材区的抗拉强度升高,伸长率降低,横向抗拉强度略高于纵向抗拉强度,而横向伸长率低于纵向伸长率;结合区的抗拉强度比增材区低,预热温度低于300 ℃时试样断裂位置位于基材,预热温度为450 ℃时断裂位置位于基材热影响区。增材区的硬度在无预热和预热温度为150 ℃时底部和中部低,顶部高;预热温度为450 ℃时,硬度较高,且从顶部到底部分布比较均匀。可见,预热温度跨越Ms点时组织与性能变化大。

温成形高铁弹条用38Si7弹簧钢热处理后的组织性能

王天娇, 丁小明, 庄欠玉, 蒋波

2023, 48(11): 112-119. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.017

摘要 ( 40 )

PDF (5395KB) ( 45 )

利用光学显微镜、扫描电镜、硬度计和电子万能试验机研究了温成形温度对38Si7弹簧钢变形抗力和显微组织的影响,并探讨了原始组织对淬火+回火处理后38Si7弹簧钢组织性能的影响,同时,研究了淬火+回火处理工艺参数对弹簧钢组织性能的影响。结果表明,温成形温度为720~800 ℃时,38Si7弹簧钢的变形抗力较高,为225.6~242.2 MPa。温成形温度选择800 ℃,该条件下38Si7弹簧钢的组织均匀性较好。淬火温度的控制是调控残留铁素体的含量和形貌的主要因素,淬火温度≥880 ℃,可大大减少38Si7弹簧钢中铁素体的含量。随着淬火温度的升高,38Si7弹簧钢的强度和硬度不断增大,断后伸长率呈先减小后增大的特征。淬火温度为900 ℃时,38Si7弹簧钢的综合力学性能最好,抗拉强度、硬度和断后伸长率分别为1396.8 MPa、40 HRC和12.5%,屈强比为0.9。油淬会导致网状铁素体的形成,对力学性能不利。回火温度为410~430 ℃时,回火温度的变化对试样的组织性能无明显影响,而回火温度为450 ℃时,强度和硬度明显降低,塑性提高。38Si7弹簧钢最佳的热处理工艺为900 ℃×30 min,水淬+430 ℃×60 min,空冷。

固溶处理对多股绞丝焊接S32205双相不锈钢焊接接头组织及性能的影响

陈泽方, 彭康, 陈希章, 王琪晨

2023, 48(11): 120-126. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.018

摘要 ( 27 )

PDF (5115KB) ( 40 )

针对多股绞丝焊接的S32205双相不锈钢焊接接头,进行1080 ℃固溶处理。采用电子背散射衍射、扫描电镜、电子万能试验机以及电化学试验等手段,对比分析了固溶处理对焊接接头显微组织、力学性能以及耐点蚀性能的影响。结果表明,经过1080 ℃固溶处理,焊接接头主要合金元素得到充分扩散,组织更均匀,焊缝奥氏体体积分数增加11.2%,两相比例更均衡;焊接接头的平均抗拉强度提高了32.7 MPa,塑性略有改善,同时焊接接头的耐点蚀性能也有明显的提高。

电磁纯铁表面渗氮工艺分析

王佃刚, 孙晓彤, 许文花, 陈传忠, 吕宇鹏

2023, 48(11): 127-131. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.019

摘要 ( 24 )

PDF (3706KB) ( 41 )

采用光学显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪和显微硬度计等,对规格、尺寸相同的国内、进口电磁工件的表面及截面形貌、相组成、硬度等进行测试分析,根据Fe-N二元相图研究了两种工件的表面处理工艺。结果表明,两种样品的基体均为α纯铁,表面处理后的表面形貌和物相组成基本一致,但国内电磁工件扩散层之外只有一层由γ′-Fe相组成的厚度为8~9 μm的白亮化合物层,其显微硬度为323 HV0.05,而进口电磁工件的白亮化合物层与扩散层之间存在一层厚度为12~13 μm的过渡层,该过渡层为γ-Fe冷却后形成的屈氏体组织,显微硬度为312 HV0.05。可以推断,国内工件采用了常规低温(低于590 ℃)渗氮工艺,而进口工件由于渗层更深且存在由屈氏体组织组成的过渡层,其表面处理方法为高于590 ℃的高温离子渗氮工艺。

热处理对SLM成形15-5PH不锈钢组织和力学性能的影响

王陆阳, 孙东辉, 黄瑞, 黄红武

2023, 48(11): 132-136. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.020

摘要 ( 28 )

PDF (2639KB) ( 40 )

分别对激光选区熔化(SLM)成形的15-5PH不锈钢试样进行620 ℃×4 h时效处理和1030 ℃×1 h固溶+550 ℃×4 h时效处理,比较不同状态SLM成形15-5PH不锈钢试样的微观组织及力学性能。结果表明,相对于SLM成形态试样,当不同热处理试样抗拉强度相当时,时效态试样显微组织主要为细小的树枝状晶粒,为马氏体、片状珠光体和铁素体的混合组织;固溶+时效态试样的显微组织主要由回火马氏体+铁素体+部分逆转变奥氏体组成,晶粒内部的树枝状结构基本消失,晶粒长大。与时效态相比,固溶+时效态试样的屈服强度、屈强比分别提高了33%、32%;冲击吸收能量、断后伸长率及断面收缩率分别降低了72.0%、35.5%、18.7%。

轧制路径对Mg-Al-Ca-Mn-Zn镁合金成形性及组织性能的影响

方德俊, 孙有平, 何江美, 罗国建, 罗章

2023, 48(11): 137-142. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.021

摘要 ( 32 )

PDF (3496KB) ( 39 )

采用金相显微镜、X射线衍射仪、拉伸试验机和扫描电镜等,研究了4种不同轧制路径对Mg-1.2Al-0.4Ca-0.3Mn-0.3Zn镁合金板材成形性、微观组织和力学性能的影响。结果表明,轧制路径对Mg-1.2Al-0.4Ca-0.3Mn-0.3Zn镁合金板材的成形性、显微组织和力学性能都有影响,通过RD+TD多道交叉轧制得到的板材成形性最佳,无边裂产生;相较于单向多道次轧制,板材经多道次交叉轧制后晶粒细化明显,组织趋于均匀,基面织构强度也从9.680降至6.111,并且板材各向异性有显著弱化,塑性得到提升,沿轧制方向伸长率为19%。

深冷处理对渗碳齿轮钢微观组织和硬度的影响

宋少威, 尉文超, 时捷, 王毛球, 何肖飞, 周芸

2023, 48(11): 143-148. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.022

摘要 ( 33 )

PDF (3251KB) ( 50 )

通过金相显微镜、X射线衍射仪、EBSD、维氏硬度计等手段,对20Cr2Ni4A及17Cr2Ni2MoVNb两种渗碳齿轮钢渗碳层组织及硬度进行表征,研究了深冷处理对试验钢微观组织及硬度分布的影响。结果表明,-75 ℃冷处理后两种试验钢的渗碳层最高硬度增加较明显,经-196 ℃深冷处理后试验钢的渗碳层硬度进一步增加不明显。20Cr2Ni4A钢及17Cr2Ni2MoVNb钢渗碳层残留奥氏体含量经-75 ℃冷处理后从34%和25%分别下降至19%和20%,-196 ℃深冷处理后进一步分别下降至11%和13%。20Cr2Ni4A钢中大尺寸残留奥氏体更多,冷处理后残留奥氏体含量下降趋势更明显,大尺寸残留奥氏体对渗碳层硬度有显著影响。

奥氏体化温度对等温淬火球墨铸铁摩擦磨损性能的影响

杜宝帅, 米春旭, 王鑫, 杨超, 杨鑫宇, 闫芝成

2023, 48(11): 149-155. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.023

摘要 ( 26 )

PDF (4729KB) ( 32 )

奥氏体化处理是得到高性能等温淬火球墨铸铁(Austempered ductile iron, ADI)的关键步骤,通过奥氏体化处理,铸铁基体组织向奥氏体转化,为后续的等温淬火处理过程中奥氏体向奥铁体的相变提供前驱体。对奥氏体化温度进行调控,研究了ADI微观组织的相应变化及其对力学性能、摩擦磨损性能的影响。研究发现,奥氏体化温度的提高使石墨向基体的渗碳作用增强,奥氏体碳含量增加、稳定性增强,一方面导致奥氏体在冷却转变过程中铁素体的形核驱动力降低,奥铁体组织中铁素体形态更细长,另一方面导致块状残留奥氏体增多、碳含量提高,使材料强度、硬度及断后伸长率均发生下降。较高的奥氏体化温度使ADI含有大量高碳残留奥氏体,导致其在摩擦磨损过程中难以通过应力诱发相变形成马氏体来提升耐磨性。综合力学及摩擦磨损性能,ADI的奥氏体化温度应不大于950 ℃。

热处理工艺对核电主蒸汽超级管道管嘴力学性能的影响

郭彦辉, 邓冬, 张跃, 慎英才, 王岩

2023, 48(11): 156-160. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.024

摘要 ( 30 )

PDF (2120KB) ( 33 )

研究了性能热处理(Performance heat treatment,PHT)与模拟焊接热处理(Simulated welding heat treatment,SWHT)工艺对顶拔锻造工艺生产的P280GH钢超级管道管嘴力学性能的影响及作用机理。采用光学显微镜、扫描电镜以及能谱分析仪研究了不同热处理工艺对显微组织的影响,并开展了室温与300 ℃高温拉伸、0 ℃冲击、布氏硬度测试等力学试验。结果表明,PHT热处理后和PHT+SWHT热处理后管嘴的微观结构均主要由铁素体和珠光体两相组成,但经PHT后珠光体主要分布在铁素体晶界处,而经PHT+SWHT后珠光体有球化趋势,而且在铁素体内部亦有珠光体形成。经PHT后的管嘴试样拉伸性能与未经热处理的母材性能基本一致,平均冲击吸收能量高于母材约15 J;而PHT+SWHT热处理后管嘴室温拉伸性能比母材性能平均下降约18 MPa,平均冲击吸收能量下降了约20 J。研究表明,顶拔锻造工艺制造的管嘴显微组织中珠光体的分解与球化是不同热处理工艺试样力学性能变化的主要原因。

热处理对SLM成形TiN/AlSi10Mg合金复合材料组织性能及残余应力的影响

黄卫东, 王璐, 黄旭, 成徐珩

2023, 48(11): 161-167. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.025

摘要 ( 30 )

PDF (4060KB) ( 35 )

为了进一步提高样件力学性能和消除成形过程的残余应力,研究了不同热处理工艺(时效、去应力退火、固溶+人工时效(T6))对SLM(selective laser melting)成形TiN/AlSi10Mg合金复合材料的组织性能和残余应力的影响。结果表明,成形态样品的平均硬度为136.2 HV0.2,抗拉强度为397.7 MPa,伸长率12.5%,显微组织由初生α-Al基体和亮白色网状共晶Si组成。对成形态样品进行T6 处理后,连续的Al-Si共晶结构在520 ℃、2 h下解体,离散的Si颗粒发生Ostwald熟化,伸长率(11.0%)与成形态样品相近,抗拉强度降至239.1 MPa。经过250 ℃×2 h去应力退火处理后,少量网状Si边界出现球化现象,抗拉强度和伸长率分别下降至344.9 MPa和8.8%。经160 ℃×6 h时效处理后,SLM成形过程中形成的a-Al/Si共晶组织基本保留,残余应力降低了78.9%,同时又促进了纳米级Si相和Mg₂Si强化相的析出,获得了最佳材料力学性能,其硬度为143.5 HV0.2,抗拉强度为408.7 MPa,伸长率为15.3%。此结果表明,采用适当的时效处理可以获得最佳的综合力学性能,同时还能显著降低残余应力。

脉冲磁场固溶处理对A356铝合金组织和性能的影响

黄宇欣, 潘浩, 邢淑清, 刘永珍, 宫美娜, 麻永林

2023, 48(11): 168-172. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.026

摘要 ( 29 )

PDF (3017KB) ( 31 )

将A356铝合金在540 ℃下的固溶处理过程中施加磁感应强度为33 mT的脉冲磁场,研究脉冲磁场对其显微组织和力学性能的影响。采用电子万能试验机进行拉伸试验,并利用OM、SEM观察A356铝合金的显微组织和断口形貌。结果表明,与传统固溶处理工艺相比,经过脉冲磁场固溶处理后的A356铝合金晶粒细化明显,共晶硅的平均尺寸、平均面积和SDAS值减小,数量增多。A356铝合金在脉冲磁场固溶处理时间为40 min时,与传统固溶工艺下的力学性能并无太大差别,强度略有提升。通过与传统固溶处理工艺对比,脉冲磁场固溶工艺可以在细化晶粒的同时大幅度缩短固溶时间。脉冲磁场固溶时间为40 min时,比传统固溶工艺时间缩短了91.11%,大大提高了生产效率。

热轧卷取温度对6014铝合金组织和翻边性能的影响

李涛, 迟蕊, 徐志远, 杨立民, 麻慧琳

2023, 48(11): 173-179. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.027

摘要 ( 34 )

PDF (5885KB) ( 29 )

通过改变不同的热轧卷取温度探究其对最终状态6014铝合金组织和翻边性能的影响。利用金相、EBSD、XRD、扫描电镜(SEM)及透射电镜(TEM)等测试手段分析6014铝合金弯曲开裂的原因。结果表明,310 ℃与360 ℃热轧卷取温度的最终态6014铝合金试样的晶粒均已再结晶,晶粒长宽比较大,310 ℃卷取的晶粒尺寸分布不均匀,表层晶粒尺寸大于中心层,易造成应力集中和变形不协调,且其晶界上连续析出尺寸20~40 nm的AlSiCu相。310 ℃卷取试样的表面凹凸不平程度和滑移带密度大于360 ℃卷取试样,应变局部化发生的概率较大。360 ℃卷取试样的晶粒尺寸相对均匀,2.5°~5°的小角度晶界占比更高,晶界较为干净,翻边性能相对较好。310 ℃卷取的弯曲试样裂纹处存在较多的尺寸粗大的含铁相,其会被滑移带破碎,导致弯曲开裂;360 ℃卷取试样的裂纹处并未发现粗大的含铁相,但存在少量的韧窝。

气体氮碳共渗白层疏松的控制

王建新, 吴锴

2023, 48(11): 180-184. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.028

摘要 ( 37 )

PDF (2290KB) ( 50 )

氮碳共渗白层的疏松是影响其性能的重要因素之一,氮化物的分解以及氮原子重组为氮气分子为白层疏松形成的最重要机制。疏松的形成与材料种类、氮碳共渗工艺时间、工艺温度以及白层中氮碳浓度有关,白层中氮碳浓度又直接和气氛的氮势K_N值和碳势K_C值有关。一个典型氮碳共渗工艺中白层疏松的控制是对升温阶段、保温阶段和降温阶段整个工艺阶段的控制。

感应炉+井式炉复合加热工艺对40Cr钢调质组织和力学性能的影响

王为民, 刘安奇, 郭春成, 笪仲钟, 亓海全, 韩向楠, 薛启河, 魏敏君

2023, 48(11): 185-190. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.029

摘要 ( 32 )

PDF (2411KB) ( 35 )

采用感应炉+井式炉复合加热方式(感应炉加热至870或900 ℃,到温后在860 ℃的井式炉内保温0.5 h)进行了40Cr钢的调质处理。通过显微组织观察、洛氏硬度和冲击性能测试,并与常规单一炉型淬火加热工艺进行对比分析,研究了感应炉+井式炉复合加热对40Cr钢组织与性能的影响。结果表明,复合加热工艺的硬度值为29~30 HRC,较常规工艺高4±2 HRC,且数据波动极小;复合加热工艺具有优良的冲击性能,采用回火水冷时可以得到最高的冲击吸收能量(118 J);复合加热工艺的试样均能够得到细小均匀的回火索氏体;最佳的复合加热工艺为,感应加热至900 ℃后移入860 ℃井式炉等温加热0.5 h,水淬,回火制度为580 ℃×1.5 h,水冷。对于细长轴类零件的调质处理,感应炉+井式炉复合加热方式具有较好的可行性,在改善材料综合力学性能的同时,可以大幅缩短加热保温时间,对于提高生产效率、降低能源成本、改善炉体寿命等具有重要的实际意义。

保温时间对轴承钢中碳化物溶解和贝氏体相变的影响

吴冰冰, 王庆香, 刘晓明, 邢云翔, 许荣昌, 李辉

2023, 48(11): 191-195. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.030

摘要 ( 35 )

PDF (3482KB) ( 69 )

采用扫描电镜和Nano Measurer 1.2、Image J图像软件,对860 ℃不同两相区保温时间下的GCr15轴承钢中的碳化物尺寸、体积分数等进行了研究,并利用维氏显微硬度计进行了硬度测定;并利用DIL热膨胀仪及扫描电镜对经过不同两相区保温时间及不同贝氏体等温时间处理的轴承钢中的贝氏体相变进行了分析。结果表明,在860 ℃下,两相区保温时间越长,碳化物溶解量越多,硬度增加幅度越大,并且碳化物尺寸、体积分数明显减少。随两相区保温时间的延长,碳化物溶解越多,使得奥氏体中的C/Cr含量越趋于稳定、均匀,贝氏体转变孕育期延长,最佳两相区保温时间为30 min。贝氏体等温处理时间越长,贝氏体相变比例越大。

烘烤硬化对Nb-Ti微合金钢晶界处微量元素偏析的影响

宋青, 王立辉, 潘应君, 张彩东, 黄峰, 董伊康

2023, 48(11): 196-202. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.031

摘要 ( 26 )

PDF (4572KB) ( 25 )

探究了烘烤硬化钢(HC180B)烘烤硬化过程析出行为对力学性能的影响。利用光学显微镜(OM)、透射电镜(TEM)和三维原子探针(3DAP)研究了位错、析出物以及C、N等原子在晶界处的偏析行为。结果表明,2%预拉伸形变及其烘烤后的屈服强度相比冷轧退火板分别提高了2 MPa及73 MPa。3DAP及TEM表明,退火冷轧板中仅有C原子在晶界处轻微偏聚,N、Ti和Nb均匀分布在晶粒中;而2%预拉伸形变后,C、Ti和Nb在晶界处有不同程度的偏聚现象,根据二者吉布斯自由能和晶界处原子浓度差异得出,TiC多呈矩形状在晶界处优先大量析出,NbC微量析出;2%预拉伸形变烘烤后,C、Ti和Nb在晶界处偏聚更明显,NbC呈椭球形在晶界处大量析出,TiC微量析出,不同状态下的N原子分布都较为均匀,而Ti、Nb碳化物则以复合析出的形式出现。

Cr12MoV钢小面积凸点和大面积光面的激光淬火工艺

陈阳升

2023, 48(11): 203-209. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.032

摘要 ( 27 )

PDF (3551KB) ( 35 )

针对Cr12MoV钢不同形状的模具在热处理过程中遇到的一些工艺痛点,采用光纤激光器的激光设备分别对Cr12MoV钢大面积光面和小面积凸点的试验块进行表面淬火,研究不同形状模具的激光淬火工艺的差别。结果表明,两者的工艺有共同点也有不同点,共同点就是硬化层深度和硬度与激光加热温度成正比,与扫描速度成反比,但是温度过高或者速度过慢,都有可能产生表层过热甚至微熔的现象。由于受热面积和形状不同,它们的工艺参数会有较大差别,小面积凸点的最合适工艺参数是激光加热温度960 ℃、扫描速度250 mm/min;大面积光面最合适的工艺参数是激光加热温度1180 ℃、扫描速度250 mm/min,而且不可避免地会出现软带现象。这些结果有助于工艺人员在对不同形状的模具进行激光表面淬火处理时,根据实际需要选择合适的工艺参数。

珠光体形态对SK85钢球化退火组织和硬度的影响

邓素怀, 梁江涛, 刘锟, 李悦, 徐海卫

2023, 48(11): 210-215. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.033

摘要 ( 37 )

利用同步差热分析仪对SK85钢冷轧板进行球化退火工艺模拟。采用光学显微镜、扫描电镜、硬度计等研究变形珠光体和粒状珠光体形态对球化组织与性能的影响。结果表明,随着退火温度的升高,两种形态珠光体试样的球化硬度先降低后升高,在740~750 ℃时为最小值。当退火温度低于740 ℃时,球化组织为粒状珠光体,变形珠光体的球化速度大于粒状珠光体,退火硬度大于粒状珠光体试样。当退火温度高于750 ℃时,球化组织均为片层珠光体和粒状珠光体,两者硬度变化趋于一致。粒状珠光体球化后获得的碳化物颗粒尺寸大于变形珠光体,是粒状珠光体球化硬度小于变形珠光体的原因。通过软化退火工艺设计调节碳化物弥散度可以进一步降低SK85钢冷轧板的硬度,满足冷冲压行业要求。

等温时间对低碳微合金钢组织和性能的影响

孙婷婷, 刘朋成, 吴忠旺, 田方铖, 邢磊

2023, 48(11): 216-220. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.034

摘要 ( 36 )

PDF (2738KB) ( 53 )

采用金相显微镜、场发射扫描电镜、透射电镜、拉伸试验和X射线衍射仪等,研究了725 ℃下不同等温时间对低碳微合金钢(0.058%C)组织和性能的影响。结果表明,725 ℃下等温时间由1800 s增加到86 400 s时,板条贝氏体的体积分数减少,铁素体的体积分数增加,等温时间为86 400 s的试样中残留奥氏体几乎全部分解。随等温时间的延长,试验钢的抗拉强度降低,屈服强度降低,断后伸长率增加;等温时间为1800 s时可获得具有良好强度-韧性配合的下贝氏体组织。

焊后热处理对TA2钛板氩弧焊接头显微组织和性能的影响

陈元园, 冯庆, 张乐, 王超, 李梦媛, 沈楚, 王思琦, 韩坤炎

2023, 48(11): 221-224. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.035

摘要 ( 33 )

PDF (2991KB) ( 34 )

采用氩弧焊焊接TA2钛板,然后对焊态和焊后热处理后的组织与力学性能进行对比分析。结果表明,TA2钛板氩弧焊接头的焊缝宽度约为6 mm,热影响区宽度约为4 mm;焊缝组织主要由β等轴晶+内部针状α马氏体+少量α′马氏体构成,热影响区组织主要由α板条晶粒构成;焊缝硬度最高为195 HV0.5左右,电阻率比母材高且残余应力最大,横向和纵向残余应力分别达到500 MPa和225 MPa;经550 ℃焊后热处理后,焊缝晶粒尺寸与焊态基本一致,热影响区晶粒显著变小,焊接接头硬度显著增加,电阻率和残余应力都有所降低;经600 ℃焊后热处理后,焊接接头晶粒尺寸、显微硬度、电阻率与焊态基本一致,残余应力显著减小;经650 ℃焊后热处理后,焊接接头晶粒尺寸显著长大,显微硬度和电阻率降低,残余应力显著减小。

冷却速率对LY225低屈服点钢组织和性能的影响

武凤娟, 杨浩, 曲锦波

2023, 48(11): 225-229. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.036

摘要 ( 25 )

PDF (3486KB) ( 21 )

利用热轧试验研究了不同冷却速率对LY225低屈服点钢显微组织、拉伸性能、冲击性能和疲劳性能的影响。结果表明,慢冷却速率(1 ℃/s)工艺所得组织粗大,珠光体片层间距较大,晶界游离渗碳体含量较高且沿晶界连续分布,低温韧性和疲劳性能均较差;中等冷却速率(10 ℃/s)和快冷却速率(20 ℃/s)工艺所得组织较慢冷却速率工艺所得组织明显细化,珠光体片层间距减小,晶界游离渗碳体含量减少且分布离散,强度、低温韧性和疲劳性能均得到较大提升;快冷却速率(20 ℃/s)较中等冷却速率(10 ℃/s)所得组织更加细化,但塑性有所降低,疲劳寿命也相应缩短。

退火处理对稀土镁合金组织和性能的影响

徐向美, 王琪晨, 马胜宾

2023, 48(11): 230-234. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.037

摘要 ( 32 )

PDF (3654KB) ( 34 )

研究了退火制度对一种稀土镁合金微观组织演变和力学性能的影响。利用光学显微镜和扫描电镜观察显微组织,用XRD进行物相分析和织构分析,并在万能拉伸试验机上进行了力学性能测试。结果表明,随着退火温度的升高,形变孪晶逐渐消失,变形晶粒发生回复和再结晶,平均晶粒逐渐长大,由200 ℃时的6.35 μm长大到350 ℃时的12.45 μm,增大了96.1%。退火时间对稀土镁合金晶粒尺寸和织构构成的影响较小。稀土镁合金的基体晶内和晶界处分布着Al₂Y相,在液相中结晶,同时在固相中析出,凝固过程抑制α-Mg结晶晶粒的长大,细化凝固态初始晶粒尺寸;Al₂Y相在形变和热处理过程钉扎再结晶晶粒晶界,细化晶粒。随退火温度的升高,屈服强度和抗拉强度先降低后升高,伸长率先升高后降低。稀土镁合金试样经300 ℃保温60 min的退火处理后可获得最低的屈服强度和抗拉强度,分别为158 MPa和215 MPa,最高的伸长率16.0%。

单级固溶对Al-Zn-Mg-Cu合金厚板组织及性能的影响

孙宁, 王芝东, 王经涛, 迟蕊, 郭丰佳

2023, 48(11): 235-240. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.038

摘要 ( 20 )

PDF (2855KB) ( 27 )

通过OM、SEM、DSC、XRD等分析技术及拉伸、导电率检测手段,对不同单级固溶过程中Al-Zn-Mg-Cu合金微观组织及性能进行表征,研究了不同固溶工艺对合金组织及性能的影响。结果表明,合金在475~482 ℃范围内进行固溶处理,7055铝合金板材中的第二相发生回溶,基体中残留的第二相含量逐渐减少,合金的导电率显著下降,强度呈先上升后下降趋势,且当固溶温度为479 ℃,保温时间为1 h时,合金的综合力学性能最优,屈服强度与抗拉强度分别达到377、544 MPa。

不同材料和扩散系数模型的渗碳模拟分析

王鑫, 李振杰, 张艳辉, 李辉

2023, 48(11): 241-244. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.039

摘要 ( 25 )

PDF (1855KB) ( 29 )

以17Cr2Ni2Mo和20CrNi2Mo合金钢为例,在前人扩散系数计算模型D(T,C)的基础上添加合金因子Q,提出了一种新的扩散系数的计算模型D(T,C,Q),同时与另一扩散系数模型D(T,C,M)进行比较,利用DEFORM软件对两种合金钢的渗碳过程进行了模拟分析,再通过剥层试验对模拟结果进行验证。结果表明,考虑合金元素影响的D(T,C,Q)与D(T,C,M)模型要比D(T,C)模型模拟精度高。17Cr2Ni2Mo钢的D(T,C,Q)模型的模拟精度要高于D(T,C,M)模型,20CrNi2Mo钢的D(T,C,M)模型的模拟精度要稍高于D(T,C,Q)模型,说明D(T,C,Q)模型在计算扩散系数时具有较高的准确性。

42CrMo钢齿圈的锻后热处理工艺

陈永祥, 李勇, 王涛, 杨刚, 杨敏, 钟小梅

2023, 48(11): 245-249. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.040

摘要 ( 33 )

PDF (3444KB) ( 43 )

42CrMo钢锻件齿圈在锻造后分别进行直接空冷、重新加热退火、锻造余热退火,并对3种不同锻后热处理状态下的锻件齿圈进行最终调质处理。对热处理态齿圈的组织、硬度进行表征分析,并对调质态齿圈的本体性能、组织进行试验分析。结果表明,3种不同锻后热处理的42CrMo钢锻件齿圈经调质处理后均能满足最终性能要求,但采用锻后余热退火+调质处理的本体显微组织更均匀,冲击性能和强度相匹配的综合性能表现更优,且锻后余热退火也是节能降耗和“降双碳”的绿色制造工艺。

深冷处理对DC53冷作模具钢摩擦磨损性能的影响

赵冬梅, 倪磊, 蒋东旭, 丁洪兴

2023, 48(11): 250-253. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.041

摘要 ( 43 )

PDF (3218KB) ( 38 )

为了了解深冷处理对DC53冷作模具钢摩擦磨损性能的影响,利用洛氏硬度计、摩擦磨损试验机测试了经不同时间深冷处理的DC53冷作模具钢的硬度和摩擦磨损性能。结果表明,经过深冷处理后,DC53冷作模具钢的硬度变化较小,耐磨性有较大提高。经不同时间深冷处理的DC53冷作模具钢的摩擦磨损性能均优于未深冷处理,增加深冷处理时间并不能进一步提高材料的性能,深冷处理时间为2 h和6 h时材料的摩擦磨损性能较好,与未深冷处理相比,其磨损率分别降低了48.3%和47.0%。

烘烤时间对AA7075高强铝合金组织和性能的影响

姜壹夫, 许圣男

2023, 48(11): 254-257. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.042

摘要 ( 29 )

PDF (1786KB) ( 30 )

采用透射电镜、万能试验机和电化学测试等试验手段,研究了烘烤时间对AA7075高强铝合金组织和性能的影响。结果表明,随着烘烤时间的延长,η′相的数量先上升后下降,3 h烘烤样品主要析出相为粗大的η相。同时,η′相是合金的主要强化相,η′相数量的增加和η′相向η相的转变促使合金的强度先上升后下降,2 h烘烤下的合金强度最高,屈服强度和抗拉强度分别达到392 MPa 和458 MPa。3 h烘烤样品的粗大晶界析出相可降低晶界敏感性,阻碍腐蚀沿晶界扩展,显著提高合金耐腐蚀性。

β钛合金热处理工艺研究进展

肖浩, 孙杨, 范娟娟, 魏海涛, 伊军英, 姚柳

2023, 48(11): 258-265. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.043

摘要 ( 72 )

PDF (3348KB) ( 47 )

β钛合金广泛应用于航空航天、海洋、军事和生物医学等高性能和先进工程领域,但现行工艺应用对其性能提出了更高的要求。热处理工艺可以显著提升β钛合金的性能,对近年β钛合金热处理工艺进行综述。首先系统综述了β钛合金的主要相构成及相变,然后分别对固溶时效典型热处理工艺、塑性变形机制以及新发展的预变形时效工艺对组织演变和性能的影响进行了阐述分析,并对β钛合金热处理工艺的发展趋势进行展望。

齿轮钢表面激光熔覆Ni基涂层工艺参数优化

师陆冰, 杜佳俊, 张志宏, 丁昊昊, 王文健, 刘忠明

2023, 48(11): 266-275. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.044

摘要 ( 25 )

PDF (9786KB) ( 33 )

采用激光熔覆技术在18CrNiMo7-6齿轮钢表面制备Ni基涂层,研究激光功率、扫描速度和送粉率对Ni基涂层熔覆质量和微观组织的影响,建立激光熔覆工艺参数与涂层宏观尺寸、微观组织和显微硬度之间的关系。结果表明,随着激光功率的增大,涂层的熔高、熔宽、熔深增大,微观组织细化,显微硬度增大;随着扫描速度的增大,涂层熔高、熔宽、熔深减小,微观组织粗化,显微硬度减小;随着送粉率的增大,涂层的熔高增大,熔宽先增大后减小,熔深减小,涂层微观组织细化,显微硬度增大。以涂层宏观形貌、微观组织结构和显微硬度为涂层质量评估指标,优选得到的最佳工艺参数为:激光功率700 W,扫描速度2 mm/s,送粉率11.1 g/min。

Al添加量对无钴高熵合金涂层组织结构和耐磨性的影响

魏仕勇, 王超敏, 彭文屹, 谌昀, 罗儒凯, 刘文政

2023, 48(11): 276-281. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.045

摘要 ( 30 )

PDF (2265KB) ( 31 )

通过等离子转移弧焊技术在Q235钢基体上制备了无钴Al_xCrFeMnNi高熵合金(HEA)涂层(x=0.2,0.4,0.6,0.8,1)。研究了Al的加入对HEA涂层的相组成、组织和力学性能的影响。结果表明,由于高熵效应,Al_xCrFeMnNi HEA涂层主要由简单的BCC和FCC相以及少量碳化物相组成。此外,Al元素的加入抑制了FCC相的形成。随着Al添加量的增加,枝晶间明显粗化。当Al添加量为0.8时,HEA涂层平均维氏硬度为386.5 HV0.2,平均摩擦因数为0.595,耐磨性能最稳定。

激光扫描速率对NiCr/Cr₃C₂涂层微结构与耐磨性的影响

董会, 甘少明, 杜永祺, 白佳鑫, 程煜辰, 李明, 朱朝璇

2023, 48(11): 282-287. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.046

摘要 ( 24 )

PDF (3359KB) ( 25 )

采用激光熔覆技术在3种扫描速率下制备了NiCr/Cr₃C₂复合涂层,分别采用扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)、显微维氏硬度计、摩擦磨损试验机表征了熔覆层的组织形貌、硬度与摩擦磨损性能。结果表明,激光扫描速率从2 mm/s升至4 mm/s时,熔覆层组织从以树枝晶为主转变为以等轴晶为主,缺陷由气孔转变为大尺寸间隙与裂纹。扫描速率低于3 mm/s时,Cr₃C₂熔化分解导致熔覆层主要含有Cr₇C₃,随着激光扫描速率增加,Cr₃C₂熔化程度降低,熔覆层以Cr₇C₃与Cr₃C₂为主。因此,随着激光扫描速率从2 mm/s升高至4 mm/s,熔覆层硬度从400 HV0.3提升至780 HV0.3。不同激光扫描速率下熔覆层磨损均以磨粒磨损为主,但是由于结构致密和硬度较高,3 mm/s涂层磨损量最小,耐磨性最好。

WC-25Co/NiCrAlY涂层性能及其在钛合金叶片凸肩的应用

张眸睿, 刘礼祥, 于婷, 李长银, 崔永静

2023, 48(11): 288-292. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.047

摘要 ( 27 )

PDF (2728KB) ( 30 )

在TC6钛合金试样上喷涂制备了NiCrAlY底层和WC-25Co面层,研究了涂层的显微组织、显微硬度、弯曲行为、结合强度、热震性能以及摩擦磨损行为。基于试验结果以某型号航空发动机的某级TC6转子叶片为例,对叶片凸肩部位进行了喷涂验证,并进行了长试考核。结果表明,该涂层综合性能良好,用于钛合金转子叶片凸肩部位,可有效发挥耐磨、减振作用,满足航空发动机使用要求。

中压主汽门用20Cr1Mo1VTiB钢紧固螺栓断裂分析

郑建军, 樊子铭, 程旭, 张艳飞, 石全强

2023, 48(11): 293-299. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.048

摘要 ( 31 )

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在对某汽轮机组中压主汽门进行解体检修时,发现两根20Cr1Mo1VTiB钢高温紧固螺栓发生断裂失效现象。采用化学成分分析、宏观及微观形貌观察、冲击断口分析及力学性能测试等方法剖析了螺栓发生提前断裂失效的原因,并阐明了其断裂失效机理。结果表明,两根20Cr1Mo1VTiB钢高温紧固螺栓的脆性断裂现象均发生于螺母端第一扣螺纹牙底处,且与长期高温的运行工况有关。20Cr1Mo1VTiB钢高温紧固螺栓在长时高温和交变循环应力共同作用下,基体中的碳化物颗粒逐渐发生Ostwald熟化,导致其韧性降低,且于应力集中程度较高的螺母端第一扣螺纹牙底处形成蠕变孔洞,致使其发生提前断裂失效。此外,1号螺栓基体中存在的平均尺寸为5 μm且呈线性分布的Ti(N,C)夹杂物,进一步降低了冲击性能,从而导致其先于2号螺栓发生断裂。由于中压主汽门整体的受力状况在1号螺栓发生脆性断裂后发生改变,进而导致冲击性能余量较小的2号螺栓随之发生脆性断裂失效。

1Cr12MoV钢锻件力学性能不合格原因分析及工艺改进

李伟, 刘京, 邵洙浩, 郝红军, 唐林, 姜涛

2023, 48(11): 300-304. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.11.049

摘要 ( 44 )

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为研究1Cr12MoV钢锻件力学性能不合格的原因,采用化学成分分析、光学显微镜及扫描电镜等手段,对锻件的化学成分、显微组织及断口形貌展开分析。结果表明,基体组织中存在大尺寸、聚集分布的网状共晶碳化物,其等级达到了5级,不满足≤3级的要求,这也是导致力学性能不合格的主要原因。通过对模锻坯料进行自由锻拔长,增加模锻工序的变形量,并添加预备热处理工艺,改善了共晶碳化物形态和分布,力学性能满足了交付要求。

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