金属热处理

杨姗洁, 郝志博, 袁晓飞

2024, 49(6): 1-7. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.001

摘要 ( 85 )

PDF (5742KB) ( 75 )

研究了3种热处理工艺对DD494合金叶片返回料组织、持久性能及断裂模式的影响。通过金相观察法确定合金的初熔温度,采用扫描电镜(SEM)分析了不同固溶处理温度对合金γ/γ′共晶溶解程度及γ′相形貌的影响,以及不同一级时效处理温度对γ′相尺寸及分布的影响。结果表明,合金的初熔温度在1310~1315 ℃之间。经1300 ℃×4 h固溶处理并空冷后,合金中γ/γ′共晶数量较1290 ℃×4 h固溶处理后有所降低,且γ′相更为细小。较单步固溶处理而言,分段固溶处理工艺能降低合金中的共晶含量。一级时效处理温度由1080 ℃升高到1140 ℃,析出的γ′相有所长大,同时在γ基体中观察到大量细小二次γ′相。合金的最佳热处理工艺为分段固溶+高温一级时效+二级时效,即1280 ℃×1 h+1290 ℃×2 h+1300 ℃×6 h,AC+1140 ℃×3 h,AC+870 ℃×20 h,AC,该工艺下的合金平均持久寿命达到175.05 h,较经单步固溶+低温一级时效+二级时效处理的试样平均持久寿命提高一倍以上。

退火温度对转向架用低密度钢组织性能的影响

吴斯, 李非凡, 王学敏, 尚学良, 徐翔宇

2024, 49(6): 8-16. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.002

摘要 ( 72 )

PDF (8960KB) ( 61 )

通过Thermo-Calc热力学计算、扫描电镜(SEM)、电子背散射衍射(EBSD)、拉伸试验和机器学习,从相转变、几何必需位错密度、晶界类型以及晶界密度的角度,设计并研究了退火温度对转向架用中Mn低密度中厚板组织性能的影响。结果表明,室温下低密度钢的热轧组织为δ铁素体、奥氏体和马氏体;退火时,基体会发生逆转变以及原奥氏体的长大,且在退火过程中产生的奥氏体的稳定性会随着退火温度的升高而降低;随退火温度的增加,试验钢的几何必需位错密度不断减小;退火过程中晶粒的长大和马氏体板条合并会导致组织中的原奥氏体界面(PAG boundaries)和马氏体板条界面(Lath boundaries)密度下降;退火后,试验钢的断后伸长率相比热轧态有显著提升,其屈服强度随退火温度的增加而降低;热轧态及退火后的试验钢在拉伸测试中均表现为均匀变形,并发生了解理断裂;在820和880 ℃退火后,试验钢的屈服强度分别达到了491和413 MPa。

脱碳退火工艺对薄规格取向硅钢织构及磁性能的影响

王艺橦, 刘旭明, 郭函, 耿志宇, 薛峰

2024, 49(6): 17-22. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.003

摘要 ( 99 )

PDF (8248KB) ( 30 )

采用EBSD及XRD等对薄规格取向硅钢试样不同退火温度(820、840、860 ℃)及退火时间(120、150 s)处理后的组织、织构和磁性能进行对比。结果表明,升高脱碳退火温度及减小退火时间可降低取向硅钢的晶粒尺寸,提高有利织构的比例及再结晶比例,为二次再结晶过程中Goss晶粒的异常长大提供基础,从而提高取向硅钢的磁性能。当脱碳退火温度为860 ℃,退火时间为120 s时,取向硅钢试样的磁性能最优,磁感J₈₀₀为1.807 T,铁损P_1.7为1.07 W·kg^-1。

退火工艺对SLM AlSi10Mg合金拉伸变形行为的影响

刘怡然, 李磊

2024, 49(6): 23-28. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.004

摘要 ( 50 )

PDF (5732KB) ( 39 )

借助扫描电镜、光学显微镜、拉伸试验机等手段,研究了退火温度和退火时间对选区激光熔化(SLM)AlSi10Mg合金拉伸变形行为的影响,分析了不同退火工艺下各区域应变的演化过程。结果表明,随着退火温度的升高和退火时间的延长,SLM AlSi10Mg合金共晶Si尺寸增大,试样的搭接纹路逐渐消失,共晶组织逐渐均匀并球化;合金的塑性变形明显,大变形区域范围扩大,局部大变形区域发生颈缩;合金的抗拉强度降低,伸长率增大,显微硬度降低。经500 ℃×1 h退火后,合金伸长率由6.7%增大到15.1%,同时抗拉强度由252 MPa降低至150 MPa,具有较好的强塑性。

退火温度对拉深成形用Al-3.5Mg合金板材组织与性能的影响

吴镇宇, 秦颐鸣, 李永弟, 周培林, 周佳菊, 黎渠

2024, 49(6): 29-35. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.005

摘要 ( 39 )

PDF (3497KB) ( 40 )

采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、拉伸试验等方法,研究了退火温度对拉深成形用Al-3.5Mg合金板材显微组织、常规拉伸性能和成形性能的影响。结果表明,随着退火温度的升高,Al-3.5Mg合金的强度和屈强比呈阶梯式降低,伸长率逐渐增大;n-值、r-值和LDR值等成形性能指标显著提高,且各向异性程度呈先增大后减小趋势;退火温度在340~360 ℃时,显微组织发生完全再结晶演变。建立了Al-3.5Mg合金屈服强度与晶粒尺寸之间的Hall-Petch量化公式。工程实践证实,工业大生产采用360 ℃退火8 h,可以确保最终拉深成形的效果。

逆相变退火对中锰钢组织演变和力学性能的影响

安庆生, 万德成, 马少康, 李杰, 张千禧

2024, 49(6): 36-42. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.006

摘要 ( 44 )

PDF (3287KB) ( 46 )

对0.22C-3.97Mn-1.57Si-0.1Al-0.043Nb中锰钢进行预淬火处理获得板条状马氏体的初始组织,再进行不同温度的逆相变退火处理。采用扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)等组织表征手段以及拉伸试验机研究试验钢微观组织演变及力学性能。结果表明,经逆相变退火后室温组织为板条状铁素体、马氏体和残留奥氏体。随退火温度升高,试验钢的抗拉强度逐渐升高,屈服强度逐渐降低,伸长率和强塑积先升高后降低。退火温度为670~690 ℃时,多相组织协调变形,残留奥氏体TRIP效应明显,试验钢表现出优异的力学性能。退火温度为690 ℃时,试验钢获得最佳力学性能,抗拉强度为1062 MPa,断后伸长率为27.0 %,强塑积达到28.7 GPa·%。退火温度高于690 ℃时,马氏体占比高,残留奥氏体机械稳定性差,试验钢抗拉强度提高但塑性下降;铁素体加工硬化能力增加,残留奥氏体机械稳定性下降,抑制吕德斯带和锯齿流变出现。

Fe-0.13C-2.0Mn-0.6Al复相钢在不同退火温度下的组织与性能

张淼, 万德成, 张波, 冯运莉

2024, 49(6): 43-48. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.007

摘要 ( 37 )

PDF (5208KB) ( 28 )

利用扫描电镜、电子背散射衍射仪和拉伸试验机等方法研究了退火温度对冷轧态Fe-0.13C-2.0Mn-0.6Al高强复相钢的组织与力学性能的影响。结果表明,复相钢冷轧板组织为铁素体、马氏体、贝氏体和部分碳化物,退火板室温组织主要是等轴铁素体、粒状贝氏体及块状马氏体。随着退火温度的升高,组织中马氏体与贝氏体含量先增大后减小,大角度晶界占比逐渐增大,铁素体晶粒再结晶程度增加,退火板平均晶粒尺寸先增大后减小再增大,屈服强度先增高再降低,抗拉强度逐渐降低。当退火温度为750 ℃时,退火板平均晶粒尺寸为2.11 μm,马氏体与贝氏体占比为40.4%,强塑积达到19.80 GPa·%,综合力学性能最佳。

氧化工艺对GH2132合金抗氧化性能的影响

徐超凡, 陈佳俊, 王守乾, 赵守忠, 沈佳宝, 闵亮

2024, 49(6): 49-54. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.008

摘要 ( 44 )

PDF (4008KB) ( 30 )

对GH2132合金进行900 ℃和650 ℃的氧化试验,利用XRD分析了氧化膜的主要产物,利用扫描电镜观察氧化膜的表面及截面形貌,结合EDS能谱数据,研究了GH2132合金的氧化机理。结果表明,在900 ℃下,GH2132合金氧化膜主要由Cr₂O₃+Fe₂O₃组成,抗氧化性能在100~200 h由抗氧化性转变为完全抗氧化性,随着氧化保温时间的延长,发生内氧化,生成的氧化膜会产生剥落,到500 h,内氧化深度达到110.34 μm;在650 ℃下,GH2132合金表层氧化膜主要由Fe₂O₃、少量的Fe+2Cr₂O₄及Fe_0.64Ni_0.36组成,始终为完全抗氧化性,氧化膜紧实,没有内氧化现象,到1600 h,氧化膜厚度为15.17 μm,合金在650 ℃下可长期使用。

等温淬火与回火工艺对Cr-Ni-Mo-V合金钢组织性能的影响

于贵宁, 田泽, 王暄儒, 闫素嘉, 周琮, 曹铁山, 戚琳

2024, 49(6): 55-61. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.009

摘要 ( 68 )

PDF (3070KB) ( 43 )

研究了等温淬火形成的贝氏体/马氏体双相组织Cr-Ni-Mo-V合金钢在回火过程中组织和力学性能的变化。以等温淬火温度、等温淬火时间、回火温度为因素设计了正交试验方案,利用冲击试验机结合维氏硬度计探究了等温淬火与回火工艺对Cr-Ni-Mo-V超高强韧钢力学性能的影响,并通过扫描电镜、金相显微镜对材料显微组织变化进行分析。结果表明,等温淬火温度与回火温度均对材料力学性能有显著影响,其中回火温度的影响更大。回火过程中贝氏体向回火托氏体转变,M/A岛逐渐分解,320 ℃等温淬火12 h+560 ℃回火试样表现为冲击性能最优,280 ℃等温淬火50 min+不回火试样表现为硬度最高,并得出最佳热处理工艺参数为880 ℃奥氏体化1 h+280 ℃等温淬火12 h+560 ℃回火,冲击吸收能量为60.0 J,硬度为518.7 HV2。

单级固溶温度对喷射沉积2195铝锂合金组织演变的影响

孙数理, 侯小虎, 郭文霞, 张静, 王超, 赵学平, 曹宇

2024, 49(6): 62-68. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.010

摘要 ( 76 )

PDF (6355KB) ( 47 )

利用扫描电镜(SEM)及配套的电子背散射衍射仪(EBSD)定量分析了单级固溶温度对喷射沉积2195铝锂合金第二相颗粒、晶粒尺寸、小角度晶界、再结晶分数、残余应力的影响,并采用电子万能试验机对合金的力学性能进行测试。结果表明,经510 ℃×40 min固溶处理后,合金平均晶粒尺寸由4.57 μm(挤压态)增至13.96 μm,小角度晶界占比由73.1%(挤压态)降至52.1%,第二相颗粒占比由9.4%(挤压态)降至0.73%,残余应力显著降低,再结晶晶粒、亚晶晶粒占比分别由31.4%、22.2%(挤压态)增至41.8%、53.6%,变形晶晶粒占比由46.4%降至4.6%,硬度值达到101.5 HV,抗拉强度达到441.6 MPa。随着固溶温度的升高,合金显微组织发生显著改变,力学性能呈现先增大后降低的趋势。

喷丸强化与固溶强化复合处理对2024铝合金耐蚀性能的影响

乔景振, 张笑闻, 张环月, 付雪松, 周文龙, 陈国清

2024, 49(6): 69-76. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.011

摘要 ( 83 )

PDF (5127KB) ( 32 )

研究了喷丸强化、固溶强化、喷丸强化+固溶强化3种工艺对初始时效态2024铝合金耐盐雾腐蚀性能的影响。结果表明,原始试样组织内存在大量第二相颗粒,颗粒尺寸最长约为83 μm。经固溶处理后,部分第二颗粒溶解于基体,剩余颗粒尺寸减小至17 μm。采用喷丸强化和固溶强化复合处理后,材料近表面组织的第二相颗粒几乎全部溶解。当盐雾腐蚀时间为3 h时,原始试样的腐蚀坑直径约为ø90 μm,喷丸+固溶强化试样的腐蚀坑直径约为ø50 μm;喷丸试样的腐蚀深度约为38.75 μm,而喷丸+固溶强化试样的腐蚀深度降低至12.5 μm。这表明喷丸强化和固溶强化复合处理有助于第二相颗粒的溶解,改善材料组织和成分的均匀性,进而提升铝合金的耐蚀性能。

载气流量及搭接率对激光熔覆涂层形貌和应力场的影响

王嘉圣, 李云峰, 石岩, 唐术锋, 姜广君, 武建新

2024, 49(6): 77-84. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.012

摘要 ( 28 )

PDF (6308KB) ( 21 )

采用5 kW CO₂激光器在42CrMoA钢表面制备Ni45合金涂层,研究载气流量和接搭率对Ni45合金激光熔覆涂层的影响。采用有限元方法研究搭接率对涂层温度场和应力场的影响。采用气固两相流理论、FLUNT软件对送粉过程中的粉末流态进行有限元分析,研究载气流量对涂层形貌的影响。结果表明,随着搭接率的增大,熔覆层应力逐渐升高,导致涂层裂纹增多。通过300 ℃保温缓冷处理消除涂层裂纹。当搭接率＜40%时,涂层平整度较差。当搭接率≥40%时,涂层平整度较好且相差不大。当载气流量≤450 L/h 时,涂层表面较平整。当载气流量＞450 L/h后,涂层表面平整度开始下降。最佳熔覆工艺参数为载气流量450 L/h、搭接率40%。

真空退火对冷拔34CrMo4钢薄壁管残余应力、组织和性能的影响

候平, 王京成, 王泽, 钱金京

2024, 49(6): 85-90. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.013

摘要 ( 35 )

PDF (4037KB) ( 31 )

通过冷拔工艺制备出0.9 mm壁厚的34CrMo4无缝钢管,利用X射线应力测定仪、扫描电镜(SEM)、电子背散射衍射(EBSD)技术、万能拉伸试验机等,研究在真空退火过程中冷拔34CrMo4薄壁无缝钢管残余应力和组织性能的变化。结果表明,真空退火能有效降低试验钢在冷拔后存留的残余应力,试验钢强度下降,塑性升高,冷拔区域的组织得到回复,但仍保持冷拔变形时的流线型组织形貌。冷拔导致组织内小角度晶界密度升高,经过真空退火,小角度晶界逐渐被大角度晶界所代替。650 ℃真空退火时,试验钢有效铁素体晶粒尺寸为3.62 μm,残余应力为-13.1 MPa,抗拉强度为693 MPa,伸长率为26.1%,在降低残余应力的同时获得了良好的强塑性匹配。

基于水溶性淬火液的铁路扣件II型弹条热处理工艺

于毫勇, 吕明奎, 凡艳丽, 刘瑞德

2024, 49(6): 91-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.014

摘要 ( 35 )

PDF (1901KB) ( 25 )

介绍了一种水溶性无机淬火液的使用特性,采用浓度为11%的淬火液对60Si2Cr钢制II型弹条进行淬火,并通过不同温度淬火、回火处理,按照相关标准要求对弹条的淬火硬度、淬火后的显微组织、回火后残余变形、扣压力及硬度和疲劳性能进行测试与分析。结果表明,采用水溶性无机淬火液作为淬火介质,弹条热处理后的各项性能均满足技术要求,能够代替传统淬火油作为弹条的淬火冷却介质。适合弹条的热处理工艺为860 ℃×30 min淬火(水溶性无机淬火液)+530 ℃×100 min回火(水冷)。

去应力工艺对6063铝合金钎焊件性能的影响

周宜伟, 郭文睿, 郑剑锋

2024, 49(6): 96-99. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.015

摘要 ( 36 )

PDF (1034KB) ( 34 )

针对6063铝合金钎焊件在切削加工中的畸变问题,分析了6063铝合金钎焊件残余应力产生机理,对其进行不同温度的去应力处理,并对其硬度等性能进行检测。首先确定使用盲孔法测试6063铝合金钎焊件残余应力。在保证钎焊件材料状态T6态不变的前提下,通过验证去应力工艺参数,确定了6063铝合金的最佳去应力工艺参数为温度230 ℃,保温时间2 h,此时其硬度为69.8 HR15T。运用该去应力工艺参数,6063铝合金钎焊件残余应力消除率48.7%,有效解决了6063铝合金钎焊件在切削加工中的畸变问题。

高镁Al-Mg系铝合金均匀化处理工艺

马良, 孙宁, 马军星, 陈同帅, 郭丰佳, 王经涛

2024, 49(6): 100-105. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.016

摘要 ( 42 )

PDF (3491KB) ( 38 )

采用DSC、SEM、OM等技术手段对自行熔炼的高镁Al-6.5Mg-0.9Zn合金进行均匀化工艺研究,对合金过烧温度、晶粒形态及第二相组成等进行表征与分析。结果表明,Al-6.5Mg-0.9Zn合金铸态组织为类等轴晶组织,但晶界元素偏析严重,存在小区域的疏松缺陷。铸锭经435、442、449和456 ℃保温8 h的均匀化热处理之后,枝晶臂间距增大,晶粒尺寸由137.31 μm增大至173.83 μm,组织中残留相由连续分布转变为不连续分布,且组织中第二相含量由0.561%降至0.138%。经449 ℃保温8 h均匀化处理后的铸锭组织中未发现低熔点非平衡共晶相溶解峰,表明对于试验合金来说,以30 ℃/h 升至449 ℃保温8 h的均匀化工艺最优。

退火温度对TZM高温合金组织和性能的影响

张慧霞, 魏凯, 赵万方

2024, 49(6): 106-109. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.017

摘要 ( 37 )

PDF (3496KB) ( 32 )

研究了不同退火温度下锻造TZM高温合金组织、硬度、力学性能以及拉伸断口形貌,并分析了产生不同断口形貌的原因。结果表明,变形量为82%的TZM合金 ,采用不同温度对其进行退火,组织性能以及断口形貌发生了明显的变化。随退火温度的升高,合金的组织也由锻态组织变为再结晶组织,并逐渐长大,合金的强度、硬度也随着退火温度的升高呈下降趋势。TZM合金退火温度不同,断口形貌也不尽相同,退火温度较低的为解理河流花样,退火温度较高的为解理河流花伴随部分沿晶断裂;当TZM合金经过1300 ℃×90 min退火后,组织和力学性能较好,断裂方式为韧性断裂。

不同热处理状态下的MA带状组织对管线钢抗HIC性能的影响

曲之国, 张友建, 王世明, 于浩, 王东明

2024, 49(6): 110-114. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.018

摘要 ( 31 )

PDF (2856KB) ( 23 )

研究了不同轧制及热处理工艺对含碳0.13%管线钢中MA(马奥岛)组织形成及消除规律的影响,并分析了MA带状组织对试验钢抗氢致裂纹(HIC)性能的影响。结果表明,MA带状组织能显著降低试验钢板的抗HIC性能;通过高温回火,MA带状组织会大部分分解,抗HIC性能得到改善,特别是裂纹厚度率大幅降低;通过正火并完全奥氏体化,钢中不均匀的溶质元素扩散均匀,相变后转变为细的铁素体+珠光体组织,虽然仍存在细的珠光体带,但仍可以获得较好的抗HIC性能;通过正火+回火处理,可以消除由于正火奥氏体化不充分导致的MA带,且细珠光体带状呈现断续分布的特征,组织均匀性及抗HIC性能得到进一步提升。

热处理对体育器械用SLM制备7175铝合金组织性能的影响

王雷, 伽亮亮

2024, 49(6): 115-119. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.019

摘要 ( 34 )

PDF (1986KB) ( 28 )

通过光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)及显微硬度计对选择性激光熔融(SLM)制备的7175铝合金经过固溶与双级时效处理后的显微组织、硬度及相变进行了探究。试验结果表明,未经处理的7175合金显微组织展现出显著的通道间非均匀性,而经过固溶与双级时效处理后,该合金表现出均匀且细小的显微组织,通道结构消失。热处理后合金的硬度相较于热处理前(83 HV0.3)有所提高,平均达到约162 HV0.3。晶界处的沉淀S相(Al₂CuMg)及θ相(Al₂Cu)为合金硬度的强化相,提供了弥散强化和沉淀强化的效应。

消除应力热处理对06Cr13马氏体不锈钢组织和残余应力的影响

米大为, 吉翠翠

2024, 49(6): 120-122. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.020

摘要 ( 34 )

PDF (1493KB) ( 25 )

针对已完成调质处理和粗加工的06Cr13马氏体不锈钢零件在不同工艺条件下进行消除应力处理,采用蔡司显微镜、显微硬度计、X射线应力测定仪分析试样在不同消除应力热处理工艺下的显微组织、布氏硬度和加工残余应力。结果表明,低于材料调质回火温度的消除应力热处理工艺对06Cr13马氏体不锈钢的微观组织和硬度几乎不产生影响,随着消除应力热处理温度的增加,残余应力逐渐降低,且在560 ℃消除应力热处理下,基本无残余应力。

退火温度对轧制Mo-Re合金管材显微组织及力学性能的影响

陈成, 朱琦, 席莎, 曾学良, 张学苏

2024, 49(6): 123-128. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.021

摘要 ( 33 )

PDF (5380KB) ( 30 )

针对薄壁钼管加工中由于大塑性变形而固有的严重各向异性问题,采用不同退火温度(900、1050、1200 ℃)来调控Mo-Re合金薄壁管的微观组织和力学性能。结果表明,Mo-Re合金棒料中存在大量<101>//TD的织构,呈现出明显的各向异性。锻造后经过1050 ℃×1 h退火的Mo-Re合金坯料,可以有效实现薄壁钼管在各向异性和强韧性方面的同步改善,其室温拉伸强度达到838 MPa,1300 ℃高温拉伸强度达到198 MPa,且平均硬度为230.5 HV0.3。经过1050 ℃×1 h退火制备的Mo-Re合金薄壁管具有优良的强韧性,这主要与退火处理后Mo-Re合金棒料的晶粒尺寸分布有关。1050 ℃退火后Mo-Re合金棒料的平均晶粒尺寸为23.1 μm,较1200 ℃退火后Mo-Re合金棒料的更小,具有更高的强塑性;其晶粒尺寸集中度较900 ℃退火后Mo-Re合金棒料的更高,塑性变形过程中的变形协调性更好。

炉压对齿轮离子渗氮的影响

李双喜, 沈亚秋, 白小波, 高洁, 陈琳

2024, 49(6): 129-134. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.022

摘要 ( 32 )

PDF (2700KB) ( 20 )

向离子渗氮炉内通入氨气和氩气,保持氨气流量为0.5 L/min,通过改变氩气流量来控制炉压(氩气流量分别为0、0.45、0.60、0.85 L/min),研究炉压对小模数齿轮渗氮层均匀性和渗氮层组织的影响。结果表明,离子渗氮层均匀性随着氩气通入量的增加而增加;在540 ℃×8 h离子渗氮工艺下,当炉压低于180 Pa时,轮齿齿根处无法渗氮;当炉压高于330 Pa时,炉内由于辉光厚度太薄,打弧几率增加,炉温均匀性变差。随着氩气通入量的增加,化合物层厚度减少,并在一定程度上提高渗氮速率,而对渗层疏松和脉状氮化物级别无明显影响。

典型热成形零件的显微组织及力学性能

史宝良, 姜发同, 刘旭亮, 宋文斌, 金玉明, 乔蒙, 郭秋彦

2024, 49(6): 135-141. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.023

摘要 ( 45 )

PDF (5953KB) ( 31 )

基于某白车身典型热成形零件,系统研究了不同热成形零件本体的显微组织和力学性能。结果表明,典型热成形零件显微组织主要为板条状马氏体,个别零件局部区域存在少量残留奥氏体组织,模内软区显微组织主要由铁素体、马氏体以及少量的贝氏体构成,马氏体无明显的板条状特征,且马氏体的比例相对较低。左前/后车门防撞梁脱碳层厚度分布在38.55~45.57 μm,左前门防撞梁三点弯曲平均力值达6962 N,最大力值达9709 N;左后车门防撞梁平均力值达8740 N,最大力值达11 392 N,三点弯曲后零件表面状态良好,且无裂纹产生,防撞梁性能满足整车安全碰撞测试要求。热成形零件本体平均维氏硬度分布在456~507 HV10;拉伸性能方面,屈服强度＞1000 MPa,抗拉强度＞1400 MPa,伸长率≥5.5%;软区测点维氏硬度分布在225~243 HV10,拉伸性能方面,屈服强度＞470 MPa,抗拉强度＞650 MPa,伸长率≥17%,零件性能均满足标准要求。

2100 MPa级超高强弹簧钢的组织和强韧化机理

卢伟, 涂天权, 邓小云, 罗素晖, 邢献强, 骆智超

2024, 49(6): 142-149. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.024

摘要 ( 44 )

PDF (6711KB) ( 36 )

通过合金成分与淬、回火工艺优化获得1900、2000和2100 MPa级别的超高强弹簧钢,并对比研究了这3种超高强钢的组织、性能与强化机制。结果表明,随着C和V含量的提高,钢材原奥氏体晶粒尺寸由28.8 μm减小到16.0 μm。2100 MPa级别钢的抗拉强度达2130 MPa,断面收缩率为42%。进一步研究表明2100 MPa级别弹簧钢含有高达16.2%的残留奥氏体,在拉伸变形时,残留奥氏体发生相变诱发塑性(TRIP)效应使钢材加工硬化能力和均匀伸长率显著提高。2100 MPa级别弹簧钢强度主要来源于固溶强化、位错强化与沉淀强化,其强化贡献值分别为391、808和469 MPa。细化的原奥氏体晶粒以及残留奥氏体的TRIP效应是2100 MPa级别超高强弹簧钢具有优异强塑性的关键。

高导高强钢的组织性能及微合金相的析出行为

唐兴昌, 周维莲, 祁大洋, 贾志晖, 张志坚, 程刚虎, 侯园园

2024, 49(6): 150-158. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.025

摘要 ( 41 )

PDF (5937KB) ( 23 )

为研究高导高强钢中第二相粒子形变诱导析出行为与性能变化,利用Gleeble-3500热模拟试验机,进行应力松弛试验,之后使用金相显微镜、电感耦合等离子光谱发生仪(ICP)、维氏硬度仪、四探针电阻率仪等对钢进行组织性能观察与分析。试验结果表明,弛豫过程可以根据应力松弛曲线的斜率分为3个阶段,第一阶段发生再结晶,第二阶段发生形变诱导析出,第三阶段再结晶被抑制,析出长大。根据应力松弛曲线得到的PTT曲线为“S”型,鼻尖温度为950 ℃。在较高变形温度下,析出相快速析出,对位错产生钉轧,晶粒尺寸在减小。试验钢整体硬度较低,且波动较大,整体变化趋势无规律,在850 ℃变形时硬度最高。电阻率呈现出随变形温度上升先降低后上升的趋势,在800 ℃变形时电阻率最低。

锁紧销表面激光熔覆铁基和镍基合金的组织与性能

乔青峰, 姚小春, 张志坚, 魏家麒

2024, 49(6): 159-163. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.026

摘要 ( 26 )

PDF (2798KB) ( 20 )

针对锁紧销A面易腐蚀、B面易磨损问题,通过在35CrMo钢锁紧销A面和B面分别激光熔覆镍基合金和铁基合金制备熔覆层,研究其微观组织、显微硬度、强度、耐腐蚀性和耐磨性。结果表明,熔覆层与基体之间形成良好的冶金结合,铁基合金熔覆层与基体的剪切强度达到573 MPa以上,两种熔覆层显微组织以树枝晶、柱状晶及等轴晶组成。铁基合金熔覆层的显微硬度为480 HV0.5左右,基体的硬度为280 HV0.5,激光熔覆铁基合金显著提高锁紧销B面的硬度,其耐磨性较基体大幅提高,可减小硬度太高划伤钢轨的风险;镍基合金熔覆层显微硬度与基体相近。铁基和镍基合金熔覆层经240 h中性盐雾试验均未发现腐蚀现象。

高强双相钢DP980成形极限性能及微观组织分析

薛峰, 耿志宇, 刘旭明, 毕廉, 周天鹏

2024, 49(6): 164-168. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.027

摘要 ( 40 )

PDF (2790KB) ( 28 )

对不同宽度的1.4 mm厚高强DP980双相钢板试样进行了成形极限测试,研究了成形极限破裂与颈缩发生时的材料应变程度,分析了双相钢DP980微观组织结构对颈缩与破裂的影响因素。利用扫描电镜、电子背散射衍射、透射电镜、拉伸试验机等设备进行组织、性能分析。结果表明,高强双相钢DP980在成形极限测试中会出现多个应力极限点,颈缩处成形极限FLD₀为0.14,破裂FLD₀为0.20。试样成形极限断口结果显示,高强双相钢DP980中存在的Nb、Ti的析出相使其在颈缩发生后由混合断裂特征转变为韧性断裂特征。TEM结果显示,高强双相钢DP980中板条马氏体的存在阻碍了位错的移动,板条马氏体的存在大大增加了钢的强度。KAM结果显示,出现颈缩后,在铁素体晶粒内部,位错的大量塞积以至于形成位错墙,致使材料产生较大加工硬化能力。

晶粒尺寸对高氮高锰奥氏体钢耐磨性的影响

杨阳, 陈晨, 董旭, 廖普九, 张福成

2024, 49(6): 169-176. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.028

摘要 ( 29 )

PDF (4124KB) ( 19 )

对高氮高锰奥氏体钢60Mn18Cr7N进行干滑动摩擦磨损试验,通过场发射扫描电镜、透射电镜、电子背散射衍射技术等分析手段,对比了不同晶粒尺寸下高氮高锰奥氏体钢的微观组织、耐磨性以及磨损机制。结果表明,随着晶粒尺寸的减小,试样的屈服强度升高,冲击性能降低,耐磨性却先增加后减小。晶粒尺寸约为98 μm的试样屈服强度为486 MPa,冲击吸收能量为236 J,在1000 N摩擦载荷下作用120 min 后质量损失最小,约为43 mg,磨损表面硬度高达693 HV0.2。而在68~400 μm晶粒尺寸范围内,细晶有利于提高屈服强度、加工硬化与抵抗表面塑变切削能力,而粗晶提升韧性有利于抑制材料磨损中裂纹的萌生与扩展,两者的综合作用是晶粒尺寸约为98 μm试样获得最优耐磨性的主要原因。此外,较高的磨损载荷也导致高氮高锰奥氏体钢的磨损机理以磨粒磨损和黏着磨损混合磨损机制为主。

TC18钛合金电子束熔丝成形塑性调控

黄志涛

2024, 49(6): 177-182. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.029

摘要 ( 26 )

PDF (4768KB) ( 29 )

针对电子束熔丝成形TC18钛合金成形件,结合光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和能谱分析(EDS)等材料表征手段,对TC18钛合金的显微组织特征、断裂行为及断裂原因进行了研究。结果表明,TC18钛合金拉伸断裂模式为正断与切断两者相混合的断裂,断裂机制为沿晶韧性断裂和穿晶韧窝断裂,断裂起源于晶界;在热等静压后产生了大量魏氏组织,是导致塑性下降的重要因素之一;利用高温热处理可改善晶界组织,在强度变化不大的条件下,沿成形方向拉伸塑性可提高至7%以上。电子束熔丝成形后由于晶粒异常粗大,且尺寸不均匀,薄壁结构性能受单个晶粒的影响较大。

热挤压和热处理对铀-2.1%钼合金组织结构特性的影响

杜继军, 郭洪, 徐勇, 贺进明, 李波, 杨若楠

2024, 49(6): 183-189. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.030

摘要 ( 31 )

PDF (3017KB) ( 37 )

采用显微组织结构分析技术,对含钼量2.1%的铀钼合金在热挤压、扩散性退火、淬火、回火等工艺条件下的物相结构、组成和显微组织特征等进行了研究。结果表明,铀钼合金经不同的热加工工艺处理,其组织结构会有较大的变化。热挤压工艺对铀钼合金的物相组成影响不大,但对物相结构和组织特征会带来明显改变,可增加合金的硬度和强度。淬火工艺对铀钼合金的物相组成、结构和显微组织均有明显的影响,其组织结构转变为接近α相结构的α′_b单相马氏体,可造成合金的硬度和强度明显增加,但塑性和韧性将会降低。扩散性退火和回火工艺,会消除应力应变或快速相变带来的物相结构、组成和显微组织特征的影响,恢复到均匀化退火状态下的相关组织结构特性,可改善合金的塑性和韧性。

SiC含量对SiC_p/2009Al复合材料微观组织及力学性能的影响

肖治同, 王方明, 颜泽华, 张勇, 曹振, 呼怀刚, 李炯利, 王旭东

2024, 49(6): 190-197. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.031

摘要 ( 35 )

PDF (5642KB) ( 23 )

通过在2009Al合金中引入不同质量分数(0、1%、3%、5%)的SiC颗粒,采用热等静压工艺制备了SiC_p/2009Al复合材料,随后进行了热挤压和固溶时效处理,研究了工艺过程对该复合材料组织与性能的影响。结果表明,采用热等静压工艺能够制备出晶粒均匀且SiC分散均匀的复合材料,SiC颗粒与Al基体界面结合良好;经挤压工艺后,复合材料的微观组织明显改变,增强体SiC颗粒破碎并细化,当SiC含量较低(≤3%)时SiC颗粒沿挤压流均匀分布在基体中,SiC较高(＞3%)时,SiC颗粒存在轻微的团聚现象。经固溶时效处理后,基体晶粒尺寸的均匀性提高,析出的第二相细小均匀弥散分布在基体中。通过对SiC_p/2009Al复合材料进行热挤压及固溶时效处理可以得到较优的综合力学性能。当引入质量分数为3%的SiC时,复合材料的力学性能更佳,其抗拉强度为492.7 MPa,屈服强度为400.9 MPa,断后伸长率为12.7%,硬度为131 HBW,在室温下兼具较好的耐磨性能。

SiC添加量对CoCrFeNi高熵合金涂层组织与性能的影响

蒋廷普, 孙荣禄, 牛伟, 杨佳伟

2024, 49(6): 198-205. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.032

摘要 ( 33 )

PDF (8473KB) ( 31 )

通过RFL-C1000光纤激光器在45钢表面制备不同SiC添加量(0%、5%、10%、15%)的CoCrFeNi高熵合金涂层,采用OM、XRD、SEM和EDS分析涂层的宏观形貌、微观组织以及摩擦磨损形貌,并利用显微硬度计和摩擦磨损测试仪测量涂层的显微硬度和摩擦磨损性能。结果表明,SiC添加量为0%、5%、10%和15%涂层在第一道均略有突出,之后涂层的厚度较为平整。0%SiC涂层组织为单一FCC相,5%SiC涂层组织包含FCC树枝晶和富含C和Cr的枝晶间组织,10%SiC涂层包含FCC基体和(Cr,Fe)₇C₃,15%SiC涂层中包含BCC基体和条状或颗粒状的(Cr,Fe)₇C₃。随着SiC添加量的增大,高熵合金涂层的显微硬度和摩擦磨损性能逐步升高。当SiC添加量为15%时,高熵合金涂层的性能最优,平均显微硬度为1329.56 HV0.3,磨损量仅为0.8 mg。

C微合金化对Fe-Mn-Cr-Ni中熵合金微观结构和力学性能的影响

李娜, 孙书刚, 杨建春, 汪淇

2024, 49(6): 206-210. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.033

摘要 ( 31 )

PDF (2303KB) ( 29 )

采用真空电弧熔炼和铜模吸铸法制备了Fe₅₀Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀和(Fe₅₀Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀)₉₉C₁中熵合金,随后将合金进行室温轧制80%,并在900 ℃进行退火,通过XRD、SEM及EBSD等检测设备研究了C微合金化对合金微观组织和力学性能的影响。结果表明,Fe₅₀Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀和(Fe₅₀Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀)₉₉C₁中熵合金为FCC单相结构,添加C元素后,合金的晶粒细化。900 ℃×10 min退火的合金,在室温下(25 ℃)的屈服强度和抗拉强度由381、586 MPa提高至535、756 MPa,低温下(-196 ℃)的屈服强度和抗拉强度由687、1114 MPa提高至980、1352 MPa。随着温度由25 ℃降至-196 ℃,(Fe₅₀Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀)₉₉C₁中熵合金的强度和塑性同时得到提高,具有较佳的强塑积,主要归因于C元素的添加所引起的细晶强化、固溶强化和位错增殖。

Ta在铁基合金熔炼中的溶解行为

史显波, 商宁波, 白学飞, 卢伦, 严伟, 单以银

2024, 49(6): 211-216. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.034

摘要 ( 33 )

PDF (2506KB) ( 20 )

利用真空感应冶炼、SEM和EPMA等方法,对Ta在铁基合金熔炼中的溶解行为进行了试验研究。结果表明,高熔点纯金属Ta可以在铁基合金熔炼中溶解,适量Ta可以完全溶解于铁基金属中。真空感应冶炼含Ta铁基合金时,降低氧含量和增加精炼时间可以减少Ta的氧化烧损,促进Ta在铁基合金熔炼中的溶解。第3组元C、Cr可减少Ta的氧化烧损,但Cr的加入并不促进Ta的溶解。

含硼冷镦钢10B21热变形过程中的静态再结晶行为

薛雲泽, 徐东, 郑冰, 史胡生, 杨风国, 郑磊

2024, 49(6): 217-223. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.035

摘要 ( 31 )

PDF (4550KB) ( 30 )

在Gleeble-1500热模拟机上对10B21冷镦钢进行单道次压缩试验,研究了变形温度(950、1000 ℃)、变形速率(0.1、1、10 s^-1)、预应变(0.10、0.15、0.20)、初始晶粒尺寸和间隙时间对10B21冷镦钢静态再结晶行为的影响。对不同变形条件下的奥氏体晶粒进行观察,并构建了10B21冷镦钢静态再结晶动力学模型及晶粒尺寸模型。结果表明,静态再结晶体积分数与变形温度、变形速率、预应变、间隙时间呈正相关;静态再结晶晶粒尺寸与变形温度、初始晶粒尺寸呈正相关,与变形速率、预应变呈负相关。通过计算获得10B21冷镦钢静态再结晶激活能为221 036 J/mol,晶粒尺寸模型试验值与计算值的相关系数R²=0.99,该模型预测值准确率较高。

航空用1Cr12Ni3MoVN耐热钢的动态再结晶行为

白青青, 刘庭耀, 金磊

2024, 49(6): 224-231. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.036

摘要 ( 31 )

PDF (6347KB) ( 40 )

利用Gleeble-3500热模拟试验机研究了1Cr12Ni3MoVN钢在800~1100 ℃、0.01~10 s^-1变形条件下的动态再结晶行为。结果表明,各变形条件下的流变应力曲线均出现动态再结晶特征;动态再结晶组织受变形温度影响明显;应变速率为1 s^-1时,再结晶体积分数及晶粒尺寸最小;在低应变速率下变形时,易出现混晶组织;通过再结晶热力学分析,得到热变形表观激活能为468.224 kJ/mol;通过θ-σ曲线确定了临界参数之间的数学关系,建立了临界参数与Z参数的关系以及动态再结晶体积分数模型:$X_{\mathrm{DRX}}=1-\exp \left[-0.12\left(\frac{\varepsilon-\varepsilon_{\mathrm{c}}}{\varepsilon_{0.5}}\right)^{3.87}\right]$。

60Si2Mn钢的动态再结晶动力学模型

曹成龙, 陈庆安, 黄素霞, 申文飞, 李河宗, 曹晶晶, 李子豪

2024, 49(6): 232-238. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.037

摘要 ( 32 )

PDF (4018KB) ( 21 )

研究了60Si2Mn弹簧钢在变形温度730~1000 ℃、应变速率0.01~5 s^-1下的动态再结晶(DRX)行为。通过对试验钢单道次热压缩试验的数据处理,得到了流变应力曲线;借助加工硬化率拟合出各热变形条件下的动态回复曲线,建立动态再结晶动力学模型,根据模型预测出不同热变形参数下的动态再结晶体积分数。结果表明,弹簧钢的动态再结晶行为对变形温度和应变速率敏感。随着应变速率的降低或变形温度的升高,动态再结晶软化的临界应变降低,DRX的体积分数增加。预测值与试验值吻合良好,验证了动态再结晶动力学模型对弹簧钢的适用性。

液氮辅助激光熔覆温度场仿真及熔覆层摩擦磨损性能分析

王凯明, 姜芙林, 卜善飞, 王超, 姜志勇, 刘庆玉

2024, 49(6): 239-247. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.038

摘要 ( 27 )

PDF (5957KB) ( 33 )

针对液氮辅助激光熔覆制备高熵合金涂层过程,综合使用有限元分析与试验验证等方法,分析不同液氮施加方式下的熔覆层温度梯度与冷却速率,揭示施加液氮对熔覆层温度梯度和冷却速率影响的理论依据。有限元仿真结果表明,在激光功率相同时,液氮辅助技术的添加会使熔覆层冷却速率加快,温度梯度增大,残余应力减小,最高冷却速率为8900 ℃/s,是空冷状态下的1.505倍;在液氮施加方式相同时,激光功率的增加会使熔覆层温度梯度增大,冷却速率加快。试验结果表明,液氮辅助激光熔覆过程中液氮的加入会提高熔覆层的硬度,在激光功率为1500 W时硬度提升最明显,是空冷状态下的1.3倍;降低熔覆层的摩擦因数,在1100~1900 W时熔覆层平均摩擦因数为0.146、0.256、0.375、0.351、0.382,均低于空冷状态下的平均摩擦因数;减少熔覆层的磨损体积,在1700 W时磨损体积较空冷状态下的磨损体积减少量最多,可达55.4%,提高了熔覆层的摩擦磨损性能。

纳米裂纹对8YSZ热障涂层热传导和离子扩散的影响

陈宇慧, 孙家祥, 姜鹏洋, 柴纵华, 张百强

2024, 49(6): 248-253. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.039

摘要 ( 28 )

PDF (2179KB) ( 19 )

通过非平衡分子动力学方法研究了纳米裂纹对立方相8YSZ(8mol%Y₂O₃,稳定ZrO₂)热障涂层在1473 K温度条件下的热输运特性、离子扩散情况的影响,阐述了裂纹位置、裂纹长度、裂纹数量对8YSZ热障涂层热导率及离子扩散的影响。结果表明,纳米裂纹在模型两侧交叉排列比裂纹在模型同侧沿热流方向均匀分布时的材料热导率更低,但裂纹位置分布对O^2-扩散影响很小;随着裂纹长度或数量的增加,热导率降低,O^2-迁移变慢,发现数量多而分布均匀的较小裂纹比数量少而长度较长的裂纹对8YSZ热障涂层热输运的抑制要更加强烈。

不同形状不锈钢棒材热处理装炉系数数值模拟

刘刚, 任津毅, 杨立新, 马蓼奕, 李长生

2024, 49(6): 254-260. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.040

摘要 ( 34 )

PDF (5916KB) ( 33 )

针对在真空炉热辐射条件下3种不同形状的不锈钢棒材(四方棒、圆棒和六方棒),采用有限元模拟技术并结合传热学原理,利用“等效圆棒直径对比法”构建了标准样库,开展了装炉系数确定方法研究,建立了不同场景下热处理加热间距与装炉系数的数学模型。结果表明,随着装炉间距的增大,3种不同形状棒材的相邻直径、条件厚度和装炉系数均呈逐渐减小的趋势,通过对比装炉系数可以发现,紧密排列的圆棒和六方棒的装炉系数明显小于四方棒的装炉系数。在实际生产不锈钢棒材时,在严格按照装炉系数规定并计算出正确的条件厚度的条件下,装炉可以不留间隙紧密排列。

电磁场对铝合金组织及性能影响的研究进展

钟振东, 樊金桃, 王付胜, 陈亚军

2024, 49(6): 261-269. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.041

摘要 ( 33 )

PDF (2239KB) ( 38 )

归纳了铝合金的电磁场处理工艺,并从微观组织、宏观性能及作用机理三个层面分析了电磁场处理工艺对铝合金组织性能的影响,总结出电磁场处理工艺参数选择的影响因素,揭示出电磁场对铝合金组织及性能优化的作用机理,并在最后探讨了未来电磁场处理工艺研究的重点和方向。

百米U75V钢轨在线热处理技术研究进展

张惠泽英, 高明昕, 宋华, 汪洋, 杨建

2024, 49(6): 270-276. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.042

摘要 ( 39 )

PDF (1439KB) ( 29 )

综述了百米U75V钢轨在线热处理工艺的方法、特点及研究进展。介绍了热处理冷却工艺参数以及喷风工艺参数对百米热处理U75V钢轨的生产效率、组织成分和力学性能等方面的影响特性。提出了百米珠光体型钢轨热处理工艺未来重点研究方向的建议:以缩短钢轨所需热处理冷却时间为目标,综合研究冷却工艺参数对其组织形貌和力学性能的影响规律,并对其进行优化;进一步缩小合金成分含量的允许波动范围,将有利于结合热处理工艺的优化而进一步提升U75V钢轨的性能;研制兼具换热能力和换热均匀性的喷嘴或喷风工艺方法,将有利于促进钢轨热处理工艺的优化和钢轨性能的提高。

外科植入物用α+β钛合金金相检验国内外标准对比分析

李帆, 高娜, 张露文, 郭琳琳, 娄贵, 张博

2024, 49(6): 277-281. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.043

摘要 ( 34 )

PDF (1594KB) ( 22 )

对比分析了国内外外科植入物标准中对钛合金显微组织的要求,GB/T 13810—2017中板材的显微组织要求原始β晶粒应充分破碎,不准许存在连续的晶界α相,棒材和丝材的显微组织应符合该标准中图A.1(a~i)。ISO 5832-3、ASTM F136和ASTM F1472的最新版中都规定显微组织应为在转变β基体上分布着等轴和/或拉长的初生α相,在原始β晶界上无连续的网状α相,其中ISO 5832-3中棒材的横向显微组织还要求符合ISO 20160中的A1~A9。结合钛合金的热机械加工工艺,热加工和再结晶的温度足够低于β转变温度,或者缓慢冷却时,将得到高体积分数的初生α相和晶间β相,在接近β转变温度下进行再结晶处理,将得到转变β基体上均匀分布着的等轴初生α相,表现为标准图谱中的A1~A9。在β相转变温度以上进行再结晶处理,将得到粗大的β晶粒间存在连续的晶界α、网状α、片状α相,表现为标准图谱中的A10~A24。

基于改进型CAM-YOLOx-DeepSORT算法钢材网状碳化物缺陷检测识别

霍进良, 蔡瑛, 佟海生

2024, 49(6): 282-286. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.044

摘要 ( 26 )

PDF (2584KB) ( 24 )

在模具钢中针对网状碳化物缺陷的检测识别,常用基于图像处理和机器学习的算法,在一定程度上可以实现自动化,但对于网状碳化物数量庞大、形态复杂的情况,识别准确率仍存在局限性。为解决上述识别率不高的局限性,提出了一种改进的CAM-YOLOx-DeepSORT算法,该算法利用CAM注意力机制结合YOLOx目标检测算法和DeepSORT目标跟踪算法,实现了对模具钢中网状碳化物缺陷的自动检测识别。结果表明,该算法能够较准确地检测出网状碳化物,检测准确率达到99.1%,为模具钢的质量控制提供指导。

组织性能不均匀性导致65Mn钢冷轧断带机理分析

田亚强, 么志强, 年保国, 张晓磊, 宋进英, 张明山, 陈连生

2024, 49(6): 287-294. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.045

摘要 ( 30 )

PDF (5065KB) ( 31 )

针对65Mn钢热轧板在第一道次冷轧时出现断带问题,采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、拉伸以及硬度测试等手段,对缺陷板的组织及性能进行分析。结果表明,65Mn钢断带板晶粒尺寸粗大,沿横向分布不均,边部至1/2处晶粒度由6.0级降到4.5级,原始奥氏体晶粒度由5.5级降为4.0级;珠光体片层间距由759.0 nm增加到1128.0 nm,珠光体球团尺寸由26.1 μm增加到31.3 μm;力学性能横向分布也不均匀,边部至1/2处的屈服强度由541 MPa降为529 MPa,抗拉强度由669 MPa降为 651 MPa,伸长率由9.6%提高到11.7%,硬度由65.0 HRB降到62.2 HRB。65Mn钢断带板由于组织及晶粒不均匀,在受到外应力时,变形不协调,最终导致断带缺陷的发生。经优化热轧工艺处理后,65Mn钢冷轧开裂、断带等塑韧性缺陷发生率降至0.15%以下。

高碳钢弹片疲劳断裂失效分析及热处理工艺改进

王亚蒙, 徐志文, 郜晋锋, 许金玲

2024, 49(6): 295-300. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.046

摘要 ( 38 )

PDF (3910KB) ( 27 )

应用于某无线耳机充电器的高碳钢弹片在疲劳试验中出现开裂,通过对弹片进行断口、显微组织观察和硬度检测,结合其热处理工艺和疲劳试验工况进行综合分析,确定了弹片的断裂模式及产生原因。结果表明,断裂模式为低应力疲劳断裂,产生原因是弹片经等温淬火和回火后组织内有大量的未溶碳化物,在耐久测试中,弹性臂的圆弧过渡区产生应力集中引发裂纹萌生和扩展,进而导致断裂。结合实际生产条件,对热处理工艺进行了改进设计,取得了良好的效果。最佳热处理工艺为:碳势0.75%下830 ℃×20 min淬火+305 ℃×35 min盐浴等温淬火+305 ℃×90 min回火。经改进工艺处理后的弹片,维氏硬度为584 HV0.2,耐久试验测试寿命均超过9×10⁴次。

液压工装螺栓断裂失效分析

宋全, 曹辉辉, 张甜琪, 淡婷, 马芳, 张影

2024, 49(6): 301-304. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.047

摘要 ( 41 )

PDF (3314KB) ( 38 )

三件液压工装螺栓在进行液压试验时发生断裂。采用扫描电镜断口形貌观察、能谱和化学成分分析、金相观察和显微硬度测试等对螺栓断裂的原因进行了分析。结果表明,螺栓存在材质不同的问题,两件螺栓材料为30CrMnSiNi2A钢不符合设计用料要求,由于热处理不匹配导致两件螺栓出现回火脆性。1件螺栓材料为30CrMnSiA钢,热处理后显微硬度与组织异常,因此螺栓在液压试验过程中无法承受目标压力发生断裂。

钢脚裂纹原因分析

毕廉, 刘冬杰, 薛峰

2024, 49(6): 305-307. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.048

摘要 ( 32 )

PDF (2649KB) ( 34 )

通过金相显微镜、布氏硬度计和电感耦合等离子体发射光谱仪对钢脚裂纹进行分析。结果表明,钢脚非金属夹杂物较少,显微组织为调质态索氏体,与热处理工艺相符,化学成分满足GB/T 3077—2015要求。断口形貌呈细瓷状,未见疲劳开裂特点。整个裂纹两侧均未见脱碳、氧化、折叠形貌,为典型淬火裂纹形貌。开裂原因为大小工件同炉处理,造成小工件冷速过快,应力过大,进而形成开裂。

感应淬火过程中异形感应器的设计

周胜利, 沈辉, 雷德浪

2024, 49(6): 308-313. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.06.049

摘要 ( 34 )

PDF (2950KB) ( 23 )

为满足一些几何形状复杂、技术要求较高零件的热处理技术要求,如万向节传动轴R处、King Pin零件和传动轴(短轴)耳部等,对其采用高性能数字化感应加热电源、微机编程自动控制中频异形感应器进行感应淬火。针对不同类型的零件,异形感应器区别于圆形感应器,有不同的结构设计,且结构简单、制作成本低,淬火后零件的有效硬化层深度满足技术要求,显微组织均匀,力学性能偏差范围小,质量稳定,使用异形感应器感应淬火后,解决了传动轴叉部R处的硬化层及薄壁处晶粒粗大的难题,使零件的使用寿命大幅提高。

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