金属热处理

李冬升, 刘仁才, 涂宇航, 兰轲钰

2024, 49(8): 1-8. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.001

摘要 ( 60 )

PDF (4805KB) ( 58 )

利用慢应变速率拉伸(SSRT)应力腐蚀试验,对高盐腐蚀环境下TP347H不锈钢与BT700-l合金的应力腐蚀开裂(SCC)行为进行了研究。结果表明:在不同pH值高盐溶液中TP347H不锈钢与BT700-l合金均未发生SCC行为;仅在酸性腐蚀环境中由于Cl^-致敏和H⁺催化促进下致使TP347H不锈钢与BT700-l合金表现出一定的SCC倾向,断口呈现韧-脆混合开裂特征;在酸性腐蚀环境中,BT700-l合金的抗应力腐蚀性能明显高于TP347H不锈钢。

碳含量与热处理对高铌钛铝合金微观组织及力学性能的影响

高玉魁, 方文奕

2024, 49(8): 9-14. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.002

摘要 ( 71 )

PDF (2905KB) ( 68 )

以Ti-44Al-8Nb-xC(x=0, 0.3, 0.6) 合金为研究对象,研究了3种不同碳含量和两种不同温度的时效处理对合金的微观组织、显微硬度及高温拉伸性能的影响。结果表明:碳含量升高到0.6%时,合金中析出了Ti₂AlC;时效温度从800 ℃升高到900 ℃时,含碳合金中析出了Ti₃AlC。碳含量的增加和时效温度的升高都有利于提升合金的显微硬度和850 ℃抗拉强度,显微硬度最高为(477.6±9.1) HV0.3,850 ℃抗拉强度最高为(605.07±5.01) MPa,较最低抗拉强度提高了32.7%。断后伸长率与合金中碳化物数量及尺寸有关,拉伸断口都表现为脆性断裂;碳含量为0.3%,经900 ℃时效后合金拥有最好的塑性,断后伸长率最高,为5.41%±0.42%,较最低伸长率提升了67.5%。

HRB400E钢等温热处理过程中的奥氏体晶粒长大和钒析出物的影响

陈石, 汪家晗, 张云祥, 骆艳萍, 孙钊洋, 叶传龙

2024, 49(8): 15-21. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.003

摘要 ( 46 )

PDF (5981KB) ( 56 )

利用高温激光扫描共聚焦显微镜和透射电镜(TEM)等研究了含钒钢HRB400E在不同等温温度(950~1200 ℃)下保温30 min的加热过程中的奥氏体晶粒长大行为以及钒析出物对奥氏体晶粒长大的影响。结果表明,加热温度对试验钢奥氏体晶粒长大的影响明显大于保温时间,加热温度超过1100 ℃时,奥氏体晶粒等温长大速率明显加大。TEM观察表明钢中奥氏体晶粒长大行为受基体中V(C, N)粒子的影响,当加热温度为950 ℃时,钢中存在大量未溶的V(C, N)粒子,能有效钉扎奥氏体晶界,晶粒长大缓慢;当加热温度升高至1100 ℃时,随保温时间延长,细小的V(C, N)粒子溶解和粗化,钉扎效果下降,此时奥氏体晶粒快速长大。根据实测奥氏体晶粒尺寸结合Sellars模型和Anelli模型建立了试验钢奥氏体晶粒等温长大动力学模型,模型计算值与实测值吻合较好。

C-Si-Mn系配分钢的研究进展

张宏亮, 周春波, 侯燕, 蒋志强

2024, 49(8): 22-30. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.004

摘要 ( 48 )

PDF (3116KB) ( 41 )

淬火配分(Q&P)钢具有成本低、性能好、工艺相对简单等特点,成为第三代先进高强度钢(AHSS)的重点研究对象。C、Si、Mn是Q&P钢的基本合金成分,对Q&P钢的组织和性能产生重要影响,现有大多数研究都是以C-Si-Mn系配分钢为基础进行。介绍了Q&P钢的生产工艺,阐述了合金元素对Q&P钢组织和性能的影响以及Q&P钢组织与力学性能的关系,重点论述了工艺参数对Q&P钢组织和性能的影响,并对Q&P钢的发展前景做出了展望。

冷却速率和Nb微合金化对25MnV非调质钢组织和硬度的影响

刘运娜, 孙笠灿, 戴观文, 刘献达, 宋仁伯, 张朝磊

2024, 49(8): 31-35. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.005

摘要 ( 59 )

PDF (4097KB) ( 51 )

设计了含V和含V-Nb两种成分体系的非调质锻钢,在Gleeble-3800热模拟机上进行了单次压缩试验,研究了冷却速率对V和V-Nb微合金非调质钢组织和硬度的影响。结果表明,冷却速率对钢的显微组织和硬度有显著影响。V钢和V-Nb钢在连续冷却条件下,在0.1~0.5 ℃/s冷却速率范围内,随着冷却速率的增加,铁素体含量减少,珠光体含量增多,组织得到细化;在1~3 ℃/s冷却速率范围内,随着冷却速率的增加,组织进一步细化,同时开始发生贝氏体相变,促进了硬度的提高。Nb元素的加入生成了大尺寸的(V,Nb)(C,N)沉淀颗粒,通过钉扎晶界和诱导晶内铁素体生成进一步细化了晶粒,同时Nb元素对C原子的溶质拖拽效应降低了V-Nb钢中的珠光体含量。在0.1~0.5 ℃/s冷却速率范围内,V钢较高的硬度(218~242 HV)是因为其更高的珠光体含量;在1~3 ℃/s冷却速率范围内,V-Nb钢较高的硬度(256~291 HV)是因为组织细化作用和更高的贝氏体含量。

轻-重稀土混合添加对Al-Si-Mg合金显微组织和力学性能的影响

曾祥军, 史志铭, 赵鸽, 廉浩, 刘佳成

2024, 49(8): 36-41. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.006

摘要 ( 36 )

PDF (3420KB) ( 19 )

采用光学显微镜、扫描电镜/能谱仪和力学性能测试仪研究了轻-重稀土(La、Ce、Gd、Ho、Er)混合添加对Al-6.9Si-0.36Mg合金显微组织和力学性能的影响。结果表明,当稀土总添加量为0.1%时,铸态合金中α-Al晶粒细化效果明显,当稀土总添加量为0.4%时,对共晶Si相的改善效果明显,共晶Si相由粗大针状转变为颗粒状。经T6热处理后,共晶Si相进一步转变为细小颗粒状并均匀分布于基体中,降低了对基体的割裂作用。稀土总添加量为0.4%时,T6热处理态合金的力学性能最佳,抗拉强度、断后伸长率和硬度分别达到285.4 MPa、7.0%和89.2 HBW。

稀土La对含Cu马氏体不锈钢显微组织与力学性能的影响

曹悦, 高雪云, 王海燕, 邢磊, 林鸿亮

2024, 49(8): 42-47. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.007

摘要 ( 38 )

PDF (3729KB) ( 26 )

以不含La和含0.012%La的含Cu Cr13马氏体不锈钢为研究对象,对其进行980 ℃固溶油冷和500 ℃不同保温时间的时效处理,借助光学显微镜、扫描电镜、EBSD表征,结合力学性能测试,研究了稀土添加对试验钢显微组织和力学性能的影响。结果表明,稀土La可显著降低不锈钢中δ铁素体体积分数,使淬火马氏体增多,进而增加基体中的位错密度,从而提高油冷后试验钢的硬度和强度。在时效过程中,富Cu颗粒不断析出,在达到时效强化峰阶段可为不锈钢的屈服强度提供贡献约200 MPa,未发现稀土La对富Cu相析出动力学明显的作用行为。同时,由于时效过程中小角度晶界不断减少,大角度晶界增多,使试验钢的塑性显著改善。

Al含量对高锰高铝轻质钢组织和力学性能的影响

白瑞, 杜云飞, 贺秀丽, 梁红玉

2024, 49(8): 48-52. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.008

摘要 ( 50 )

PDF (2696KB) ( 26 )

利用物相分析、显微组织表征和室温拉伸、硬度测试等手段,以3种不同Al含量(10%, 12%, 14%,质量分数) 的高锰高铝轻质钢为研究对象,探究了其铸态及固溶态的力学性能以及第二相的析出规律。结果表明,在铸态下,随着Al含量的增加,试验钢中铁素体含量增加,在奥氏体晶间呈不连续析出;κ碳化物的尺寸不断变大,主要由奥氏体晶内析出。经1100 ℃固溶处理后,试验钢可获得强度与塑性的协同提高,Al含量为12%的试验钢具有良好的综合性能,密度为6.41 g·cm^-3,比强度为157 MPa·cm³·g^-1,断后伸长率为26.2%。

热处理工艺对高速列车用51CrV4钢轴箱弹簧力学性能及服役性能的影响

徐超, 曹欣旺, 王晨阳, 王玉婷, 张倩, 杨其全, 胡杰

2024, 49(8): 53-59. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.009

摘要 ( 52 )

PDF (2668KB) ( 58 )

研究了热处理工艺对高速列车用51CrV4钢轴箱弹簧服役性能的影响,确定最佳的热处理工艺,分析了51CrV4弹簧钢在840~900 ℃淬火及380~520 ℃回火后的拉伸、冲击性能及疲劳强度演变规律,并建立了基于材质疲劳极限的51CrV4钢轴箱弹簧服役性能评估方法,研究了热处理工艺对弹簧临界服役载荷的影响。结果表明,随着淬火温度的升高,51CrV4弹簧钢的拉伸强度和疲劳强度增加;随着回火温度升高,拉伸强度下降而塑韧性增加。较低淬火温度+较高回火温度下的强度低于TB/T 2211—2018要求,较低回火温度下的冲击性能也接近于标准下限。综合考虑51CrV4钢弹簧的强度和塑韧性,在880 ℃淬火+460 ℃回火及900 ℃淬火+460~480 ℃回火的工艺范围内其具有较优的服役性能。

时效处理对电弧熔丝增材制造2319铝合金性能及断裂行为的影响

华文娟, 张建勋

2024, 49(8): 60-66. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.010

摘要 ( 33 )

PDF (4869KB) ( 18 )

研究了时效时间对电弧熔丝增材制造2319铝合金微观组织与力学性能的影响,并对拉伸试样的断裂机理进行分析。结果表明,随着时效时间的延长,合金内部析出相数量逐渐增加,尺寸增大。析出相主要为Al₂Cu,同时还有富Fe、Mn杂质相。时效后合金水平方向的抗拉强提升至450 MPa,垂直方向抗拉强度达到350 MPa,但是伸长率下降。微小气孔的聚集,θ(Al₂Cu)相以及富Fe、Mn杂质相沿晶界的偏聚,造成水平方向和垂直方向各向异性,同时大量微气孔沿层间分布,微小气孔聚集连接长大,形成裂纹导致样件断裂失效。

Q&P工艺对1000 MPa级高强钢组织与性能的影响

郭呈宇, 张哲, 张弛, 代春朵, 侯华兴, 李江文

2024, 49(8): 67-73. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.011

摘要 ( 35 )

PDF (4373KB) ( 25 )

通过扫描电镜组织观察并结合Gleeble热模拟试验,对两种化学成分不同的1000 MPa级高强钢在盐浴Q&P处理过程中的组织转变进行分析,进一步结合力学性能与XRD位错密度计算,分析组织转变对力学性能的影响。结果表明,试验高强度钢在盐浴Q&P处理过程中发生两阶段相变,盐浴配分过程对第一阶段相变形成的板条马氏体起到回火效果,形成了存在强度差异的复相回火板条马氏体组织,使得两种试验钢屈强比均不高于0.87。随盐浴淬火温度升高,屈服强度与屈强比降低,随配分温度升高,强度和屈强比变化不大。在450 ℃盐浴配分时,板条马氏体组织部分分解,位错密度降低,导致强度明显降低。

IQ&P工艺处理高强钢的组织性能及低温C配分

王堤鹤, 庞启航, 赵星宇, 李维娟, 赵立冬, 史津铭

2024, 49(8): 74-81. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.012

摘要 ( 35 )

PDF (5748KB) ( 22 )

高强钢临界淬火-配分(IQ&P)处理时,低温配分阶段C元素向残留奥氏体偏聚,能够稳定残留奥氏体使其强塑性提升。对铁素体+珠光体(F+P)高强钢进行IQ&P处理,利用扫描电镜、拉伸试验机及多功能内耗仪对高强钢的组织、性能及低温配分阶段C元素配分进行了研究。结果表明,在高温配分阶段(两相区临界淬火,820 ℃保温240 s),组织逐步奥氏体化,随后淬火过程中生成了一次马氏体、M/A组织和碳化物等组织,其强塑积和残留奥氏体体积分数分别为14.4 GPa·%和5.65%。低温配分阶段(350 ℃保温300 s),高强钢生成回火马氏体,保留了M/A组织、残留奥氏体以及渗碳体,其强塑积和残留奥氏体体积分数分别为18.6 GPa·%和9.26%。低温配分阶段C原子分别与缺陷型、可动刃型位错相互作用,形成Snoke峰和SKK峰,使残留奥氏体体积分数增加,是高强钢强塑积提高的原因。

时效轧制对低温取向硅钢组织、织构及磁性能的影响

刘慧丹, 尹利成, 朱继乔, 刘静, 程朝阳, 戴方钦, 戴惠磊

2024, 49(8): 82-87. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.013

摘要 ( 77 )

PDF (4458KB) ( 24 )

通过一次冷轧法对低温取向硅钢进行了250 ℃、不同时间的时效轧制试验,研究了时效轧制对低温取向硅钢组织、织构及磁性能的影响。结果表明,时效轧制对低温取向硅钢的冷轧及初次再结晶组织没有明显的影响,但可以显著改善初次再结晶织构;随着时效时间延长,初次再结晶组织中有利的Goss织构和{111}<112>织构含量先增加后降低,5 min时含量达到最高。有利织构含量增加可以改善二次再结晶组织,提高成品板的磁性能。成品板的磁感应强度随着时效时间的延长先增加后减小,铁损呈现相反的趋势,在时效轧制时间为3~7 min时,成品板具有优异的磁性能。

QLT热处理对5.5Ni钢显微组织和拉伸性能的影响

臧岩, 朱莹光, 张弛, 安涛, 刘文月

2024, 49(8): 88-93. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.014

摘要 ( 39 )

PDF (5463KB) ( 34 )

利用扫描电镜(SEM)、电子背散射衍射(EBSD)、透射电镜(TEM)、X射线衍射(XRD)试验方法,研究了5.5Ni钢经过淬火+两相区淬火+回火(QLT)热处理后的组织形貌、逆转变奥氏体含量及拉伸性能,分析两相区淬火温度对5.5Ni钢组织和拉伸性能的影响。结果表明,QLT热处理后,试验钢显微组织为回火马氏体+临界铁素体+逆转变奥氏体。两相区淬火温度对逆转变奥氏体含量、屈服强度和屈强比有较大影响,淬火和回火温度的影响不明显。随着两相区淬火温度升高,逆转变奥氏体含量增多,抗拉强度基本不变,屈服强度和屈强比同时下降。三叉晶界处块状逆转变奥氏体在拉伸过程中发生应力诱导马氏体相变,是造成不同温度两相区淬火后5.5Ni钢屈强比存在差异的主要原因。

退火对Co_xFe₃₅Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀Ti₅高熵合金微观组织及硬度的影响

刘静, 赵科, 王丽阁

2024, 49(8): 94-101. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.015

摘要 ( 19 )

PDF (5594KB) ( 15 )

选用Co_xFe₃₅Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀Ti₅(x=7,11,15)高熵合金作为研究对象(分别记为Co₇HEA、Co₁₁HEA和Co₁₅HEA),采用金相显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪和维氏硬度计等手段,研究了退火工艺对合金组织和硬度的影响。结果表明,随着Co元素的增加,Co_xFe₃₅Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀Ti₅合金组织中的黑色网状相和灰色相的相容性提高,进而在退火过程中产生析出强化和再结晶。Co_xFe₃₅Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀Ti₅合金退火后,Cr、Fe、Ni和Ti元素的分布较铸态分布的界限更为明显。退火态Co_xFe₃₅Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀Ti₅合金的最高硬度所对应的退火温度都集中在800 ℃,Co₇HEA合金在800 ℃×12 h退火时硬度为422.4 HV0.3;Co₁₁HEA合金在800 ℃×12 h退火时硬度为778.3 HV0.3;Co₁₅HEA合金在800 ℃×8 h退火时硬度为325.8 HV0.3。当退火温度达到1000 ℃,Co_xFe₃₅Mn₂₅Cr₁₅Ni₁₀Ti₅合金会发生不同程度的再结晶。

退火处理对CoCrFeNiMn高熵合金组织和性能的影响

王春兴, 李明

2024, 49(8): 102-107. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.016

摘要 ( 33 )

PDF (3014KB) ( 20 )

对铸态CoCrFeNiMn高熵合金进行不同温度(600、850和1000 ℃)的退火处理,研究了退火温度对其组织性能的影响。结果表明,铸态及退火态CoCrFeNiMn高熵合金均为单相FCC结构,组织为典型的树枝晶结构,枝晶间有米粒状物质析出。与铸态相比,600 ℃退火后,合金中析出物不连续,发生回溶现象,其抗拉强度增加到468.21 MPa,断后伸长率提升到42.38%,硬度下降到143 HV0.2;850 ℃退火后,合金中析出物增多且均匀弥散分布,其抗拉强度下降到446.61 MPa,断后伸长率增加到50.56%,硬度上升到161 HV0.2;1000 ℃退火后,合金中析出物发生第二次回溶现象,其抗拉强度下降到436.54 MPa,断后伸长率降为44.54%,硬度略微下降。综合比较,850 ℃退火合金的综合力学性能最为优异。

T6热处理对高压压铸ADC12铝合金微观结构和性能的影响

任云飞, 潘新元, 万天剑, 李景辉, 张明亚

2024, 49(8): 108-112. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.017

摘要 ( 21 )

PDF (2770KB) ( 29 )

研究了T6热处理对高压压铸的ADC12铝合金组织和力学性能的影响。结果表明,经过510 ℃×1 h固溶处理和200 ℃×6 h人工时效后,ADC12铝合金压铸件的微观组织由细小的共晶组织和α固溶体组成,细小的共晶组织是高压压铸过程中形成的。热处理后,铝合金中共晶Si相和Al₂Cu相主要以近似球状的颗粒物存在;铝合金压铸件经过T6热处理后,过渡相从基体相上完全脱溶,形成稳定的θ相和平衡的α固溶体。经过510 ℃×1 h固溶处理和200 ℃×6 h人工时效后,ADC12铝合金压铸件达到最大硬度128 HBW。这是析出强化相Al₂Cu使得过饱和固溶体具有特殊晶体结构导致的。

中间退火温度对6016铝合金组织及性能的影响

迟蕊, 徐志远, 孟双, 李延成, 徐扬帆, 李涛

2024, 49(8): 113-118. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.018

摘要 ( 36 )

PDF (3873KB) ( 17 )

采用金相显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪和力学性能试验机对6016铝合金不同中间退火温度下的组织及性能演变规律进行分析。结果表明,在不同退火温度下,6016铝合金的力学性能变化不大,但包边因子f和Δr值有显著变化,360 ℃中间退火温度下f(0.60)和Δr值(0.24)小于410 ℃中间退火温度f(0.75)和Δr值(0.28),说明360 ℃中间退火温度的包边性能优于410 ℃中间退火温度。随着退火温度的升高,表层晶粒尺寸和晶界析出物Mg₂Si相尺寸增大,最大Mg₂Si相尺寸从1.41 μm增加到2.09 μm,大部分Mg₂Si相形态由圆润状变为长条状。360 ℃中间退火温度下Cube和R织构占比分别为12.04%、5.37%,410 ℃中间退火温度下Cube和R织构占比分别为14.25%、3.43%,其中,360 ℃中间退火温度下R织构占比较高,使Δr值降低,有利于提高包边性能。410 ℃中间退火温度下,6016铝合金的裂纹扩展较360 ℃的快,其与晶界上粗大的Mg₂Si相有关。

10CrNi8MoV钢的包申格效应及恢复热处理

郭昊东, 杨超飞, 孙磊, 张玉祥, 黄冬, 仝智远

2024, 49(8): 119-123. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.019

摘要 ( 21 )

PDF (3606KB) ( 12 )

研究了在0.5%~5%单向拉伸变形量下调质态10CrNi8MoV钢的包申格效应。结果表明:当变形量<1%时,反向压缩时试验钢的屈服强度快速下降,当变形量>1%时下降速率变缓。包申格效应的产生主要归因于拉伸变形时产生的背应力,背应力的大小主要与材料的初始位错密度和容纳新位错的能力有关。经过400~600 ℃回火1.5 h后,背应力得到释放,可显著改善试验钢的包申格效应。

固溶温度对超低碳15-5PH沉淀硬化不锈钢组织和性能的影响

徐锋, 孙强, 孟吉炜

2024, 49(8): 124-129. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.020

摘要 ( 35 )

PDF (6674KB) ( 25 )

研究了975、1000、1025和1050 ℃四种固溶处理温度对超低碳(w(C)≤0.01%)15-5PH沉淀硬化不锈钢组织和性能的影响。利用金相显微镜观察了不同温度固溶处理后超低碳15-5PH不锈钢的显微组织,并检测了不同温度固溶处理后超低碳15-5PH不锈钢的室温拉伸性能和冲击吸收能量,使用扫描电镜观察了拉伸试样和冲击试样的断口形貌。研究结果表明,固溶温度从975 ℃提高到1050 ℃,超低碳15-5PH不锈钢的晶粒平均尺寸从27 μm长大到150 μm,伸长率从14.5%降低到8.5%,断面收缩率从55%降低到32%,冲击吸收能量从35.6 J降低到6.6 J,其强度变化不明显。

430不锈钢的连续退火工艺

杨永超, 李玉贵, 赵子钧

2024, 49(8): 130-135. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.021

摘要 ( 25 )

PDF (3468KB) ( 21 )

430不锈钢热轧板退火一般在罩式炉中进行,生产周期长,严重制约生产能力的提升。通过化学成分及退火工艺的优化,对430不锈钢热轧板的连续退火工艺进行了试验研究。结果表明,在实验室条件下,430不锈钢的最佳连续退火工艺为退火温度880 ℃、保温时间240 s;在910 ℃退火时,存在奥氏体转变。结合实际大生产工况情况,退火酸洗产线的热处理温度设定范围为(880±5) ℃。热轧态430不锈钢经连续退火后条带组织无法完全消除;经冷轧变形及成品退火酸洗后,试验钢伸长率达到了26%以上,可满足浅冲压行业的使用需求。

热处理对09MnNiDR低温钢焊接接头组织及力学性能的影响

张勇, 李如杨, 马青山, 胡效东

2024, 49(8): 136-142. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.022

摘要 ( 24 )

PDF (5205KB) ( 21 )

利用光学显微镜、拉伸试验机、冲击试验机和显微维氏硬度计对12 mm厚的09MnNiDR钢埋弧焊对接焊板经退火、正火和正火+回火处理后的组织、拉伸性能和低温冲击性能进行了分析。结果表明,正火处理可提高09MnNiDR钢焊接接头的强度,但与消应力退火相比会降低其韧性,而正火+回火处理后焊接接头兼具良好的塑性和韧性,这与焊缝处的M/A组元被不同程度分解以及热影响区的粒状贝氏体的演变有关。3种热处理方式(退火、正火、正火+回火)下,焊缝处的M/A组元被不同程度分解,使得冲击吸收能量提高。正火+回火的冲击吸收能量最高,相较焊态提升84%。与焊态相比,正火略微提高了焊缝和热影响区的硬度,而退火和正火+回火后硬度均降低。正火后热影响区中的粒状贝氏体有利于硬度提高,而回火后更均匀的组织使得焊接接头具有更好的韧性。

回火时间对低焊接裂纹敏感性压力容器用钢组织性能的影响

刘晨希, 胡昕明, 欧阳鑫, 邢梦楠, 白云峰

2024, 49(8): 143-146. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.023

摘要 ( 24 )

PDF (2643KB) ( 24 )

采用金相显微镜、扫描电镜、透射电镜镜、拉伸试验机、冲击试验机、硬度计等研究回火时间对低焊接裂纹敏感性压力容器用钢组织性能的影响。所设计化学成分的试验钢轧后进行950 ℃淬火,610 ℃回火12、23、45和180 min的调质热处理。结果表明,调质后显微组织主要由回火索氏体组成;随着回火时间的延长,晶内位错密度降低,生成不同取向的板条状晶粒,并且沿着晶界有碳化物析出,保证了钢板具有良好的低焊接裂纹敏感性。随着回火温度的升高,强度受晶内位错密度和Nb、V元素的碳化物影响呈先降低后升高趋势,冲击性能和硬度受碳化物M₂₃C₆析出的影响基本呈下降趋势。

模拟焊后热处理对厚规格16MnDR钢板组织性能的影响

曲之国, 张万新, 白学飞, 王东明, 张友建

2024, 49(8): 147-151. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.024

摘要 ( 17 )

PDF (2126KB) ( 19 )

对55 mm厚16MnDR正火态钢板进行590 ℃保温不同时间(135、405 min)的模拟焊后热处理,研究模拟焊后热处理对厚规格16MnDR钢板显微组织和力学性能的影响。结果表明,随模拟焊后热处理保温时间的增加,正火态钢板强度先增加后降低,但整体变化幅度不超过10 MPa;钢板厚1/4、1/2处的冲击吸收能量变化呈现不同的趋势,厚1/4处为单调降低,厚1/2处则先增加后降低。经模拟焊后热处理,16MnDR钢板的显微组织较正火态未发生显著变化,仍为铁素体+珠光体,但片层状渗碳体逐步向球状或点状渗碳体转变;此外,钢中析出碳化物数量随保温时间增加而增加,但长大趋势不明显,沿晶界的渗碳体析出是导致钢板冲击性能降低的主要原因。

轴承套圈碳氮共渗工艺的改进

周瑞虎, 樊启刚, 曾志鹏

2024, 49(8): 152-155. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.025

摘要 ( 45 )

PDF (1696KB) ( 37 )

针对常规碳氮共渗处理后高碳铬轴承表面组织粗大和废品率高的问题,对现有工艺进行改进。在原有碳氮共渗+淬火回火工艺基础上,在碳氮共渗后增加了空冷环节。结果表明,改进后工艺有效解决了渗层深度和组织级别的矛盾,改善了马氏体组织级别。对比常规碳氮共渗工艺,经改进后工艺处理得到的轴承内圈尺寸畸变量小,表面组织和硬度能够满足要求,疲劳寿命达到5.5L₁₀。

轴承套圈的矫形模压感应淬火

赵秀华, 张春宝, 王佩璋, 沈国立, 刘荣格

2024, 49(8): 156-159. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.026

摘要 ( 23 )

PDF (1818KB) ( 20 )

针对渗碳淬火轴承套圈,特别是圆锥滚子轴承外圈常规淬火畸变大、椭圆度不易控制、废品率高的现状,提出了一种矫形模压感应淬火工艺设备,不仅可对渗碳后严重失圆的轴承套圈进行矫形,还可同时进行模压淬火。对外径为72.25 mm的圆锥滚子轴承外圈进行批量生产试验。结果表明,椭圆畸变限制在0.09 mm以内,端面翘曲限制在0.03 mm以内,显微组织、硬度、硬化层深均能满足JB/T 8881—2020相关要求,可给用户带来显著的经济效益。

淬火工艺对28MnCrMoRE油井管钢显微组织及硬度的影响

孙昭琦, 李涛, 韩强, 张行刚, 白岩松, 高志敏

2024, 49(8): 160-164. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.027

摘要 ( 26 )

PDF (3840KB) ( 18 )

以28MnCrMoRE钢油井管钢为研究对象,探究淬火工艺对深井油井管显微组织及硬度的影响。采用金相显微镜对淬火后原奥氏体晶粒进行观察,通过Image-ProPlus软件对原始奥氏体晶粒度进行统计;利用扫描电镜对淬火后的微观组织进行了观察及分析;利用洛氏硬度计进行硬度测试。结果表明,28MnCrMoRE钢分别经870、900、930 ℃保温30 min水淬后,原始奥氏体晶粒平均尺寸随淬火温度上升由8.21 μm增大到12.67 μm。当淬火温度为900 ℃,试验钢在保温90 min时原始奥氏体晶粒发生明显的异常长大;保温30 min时,原始奥氏体晶粒相对细小均匀且尺寸符合正态分布。28MnCrMoRE钢淬火组织为马氏体+贝氏体+残留奥氏体。随着淬火温度的升高或保温时间的延长,马氏体含量逐渐减少,组织有一定的粗化,试验钢的硬度先上升后下降,最大值为53.02 HRC。

低碳耐蚀模具钢0Cr13NiN的组织性能

陈建礼, 楚宝帅, 赵志刚

2024, 49(8): 165-169. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.028

摘要 ( 22 )

PDF (3072KB) ( 19 )

研究了低碳耐蚀模具钢0Cr13NiN不同热处理状态下的显微组织与性能,并与预硬态耐蚀模具钢4Cr13的力学性能和耐点蚀性能进行了对比。结果表明,0Cr13NiN钢的退火组织主要为铁素体+碳化物。相比预硬态4Cr13钢,预硬态0Cr13NiN钢具有更好的耐点蚀性能与韧性。0Cr13NiN钢的预硬化热处理工艺推荐为:淬火温度980～1030 ℃,回火温度520～540 ℃,回火两次;其淬火组织为马氏体+未溶碳氮化物+少量残留奥氏体,回火组织为回火马氏体+一次碳氮化物+碳氮化物。

淬火温度对4Cr4Mo3W2V1模具钢组织与硬度的影响

刘梓峰, 赵旭亮, 罗皓

2024, 49(8): 170-173. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.029

摘要 ( 20 )

PDF (2528KB) ( 18 )

采用OM、SEM、洛氏硬度计等方法,研究了温度淬火(990~1070 ℃)对4Cr4Mo3W2V1模具钢微观组织与硬度的影响。结果表明,淬火态4Cr4Mo3W2V1钢的组织主要为马氏体、贝氏体以及未溶碳化物。随着淬火温度的升高,4Cr4Mo3W2V1钢的晶粒尺寸不断增加,组织中碳化物数量不断减少,硬度先升高后降低。1050 ℃淬火时,4Cr4Mo3W2V1钢组织中碳化物基本溶入基体,碳化物体积分数为0.41%,晶粒未明显长大,硬度达到最大值61.4 HRC。1050 ℃为4Cr4Mo3W2V1钢的理想淬火温度。

退火温度对汽车后背门板用Fe-0.12C-4.85Mn-0.24Si钢组织与力学性能的影响

梁科, 武猛, 张习烨, 行志刚

2024, 49(8): 174-177. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.030

摘要 ( 17 )

PDF (1694KB) ( 21 )

利用扫描电镜、万能试验机、X射线衍射仪等研究了两相区不同温度退火对Fe-0.12C-4.85Mn-0.24Si钢组织与力学性能的影响。结果表明,随着退火温度的升高,Fe-0.12C-4.85Mn-0.24Si钢晶粒尺寸逐渐增大,碳化物逐渐溶解,组织中奥氏体体积分数先增加后减少。640 ℃退火的Fe-0.12C-4.85Mn-0.24Si钢的奥氏体体积分数最高,为22.1%。随着退火温度的升高,Fe-0.12C-4.85Mn-0.24Si钢的抗拉强度逐渐升高,伸长率和强塑积先升高后降低,640 ℃退火的Fe-0.12C-4.85Mn-0.24Si钢的伸长率和强塑积最高,分别为30.4%和28.47 GPa·%。

护环用高氮奥氏体不锈钢的第二相析出

张荣华, 宋文志, 赵富强, 张世哲, 刘倩

2024, 49(8): 178-182. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.031

摘要 ( 18 )

PDF (3413KB) ( 12 )

利用XRD、OM、SEM和TEM试验研究高氮奥氏体不锈钢的第二相析出过程,分析析出相形貌,确定析出相的种类。结果表明,固溶态试样的显微组织由单相奥氏体晶粒和部分孪晶组成。在800~1040 ℃时效2 h,钢中均有Cr₂N相析出,Cr₂N相数量呈先增加后减少的趋势,并且在860 ℃时Cr₂N数量达到峰值。试验钢的析出相主要为碳、氮化物和金属间化合物σ相。800 ℃时效有金属间化合物σ相析出,860 ℃时效有碳化物M₂₃C₆析出,920 ℃时效仅析出Cr₂N,1040 ℃时效有MX相析出。

钛改性离子渗氮处理对沉淀硬化钢性能的影响

李峰

2024, 49(8): 183-188. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.032

摘要 ( 22 )

PDF (3624KB) ( 15 )

以沉淀硬化钢20CrNi3Mn2Al为对象,对其进行有无Ti离子参与的离子渗氮处理(渗氮温度为540 ℃,渗氮时间为48 h,渗剂为热分解NH₃),并对离子渗氮后的渗层硬度、有效渗氮层深度、摩擦磨损性能和腐蚀性能进行对比分析,研究了钛改性离子渗氮处理对沉淀硬化钢性能的影响。结果表明,较常规离子渗氮,Ti改性离子渗氮试样有效渗氮层深度提高约15%,硬度梯度较平缓;摩擦磨损后的划痕最大深度为8.894 μm,腐蚀后的坑洞深度约9 μm,较常规离子渗氮试样分别减小约45%和36%,耐磨性和耐蚀性显著提升。

20Cr2Ni4A钢转向齿轮渗碳淬火工艺改进

赵厚锐, 刘克, 樊朋煜, 欧阳雪枚, 杨兵, 翟鹏远

2024, 49(8): 189-194. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.033

摘要 ( 40 )

PDF (4069KB) ( 27 )

针对20Cr2Ni4A钢齿轮渗碳淬火后椭圆度、平面翘曲度过大的问题,基于有限元模拟方法,对渗碳淬火装炉方式,机加余量和淬火压力进行优化,并进行了试验验证。结果表明,装炉方式、机加余量和淬火压力对转向齿轮渗碳淬火过程应力场和畸变场影响很大,采用吊放装炉比平放装炉畸变更小,腹板厚度增加可以减小畸变,当腹板增厚至18 mm,渗碳后椭圆度能控制到0.19 mm。压淬外环压力为3 MPa时,淬火后椭圆度能控制到0.16 mm。

变电场辅助低温渗硼制备单相Fe₂B渗层

丁红珍, 李航, 邱万奇

2024, 49(8): 195-199. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.034

摘要 ( 17 )

PDF (2539KB) ( 13 )

以α-Al₂O₃为填充剂,2%活性炭为添加剂,对40CrNiMo钢进行恒压交流电场辅助渗硼,研究了渗硼电流的变化规律。通过调节交流电场电压得到稳定的低温渗硼温度,在40CrNiMo钢表面制备渗硼层,利用X射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)和显微硬度计对渗硼层进行了表征。结果表明,因活性炭吸附在α-Al₂O₃粉末表面形成稳定的导电结构,使电场辅助渗硼不同阶段的渗硼电流相对稳定,从而可得到相对稳定的渗硼温度。调节电场电压将实际渗硼温度控制在较低温度(650、680、700 ℃),可在40CrNiMo钢表面制备致密单相Fe₂B渗硼层。经SEM观察渗硼层厚度≥13 μm,且渗层表层硬度均较高,即使在650 ℃渗硼,硬度也可达约1200 HV0.05。

3105铝合金铸锭的均匀化

王岗, 杨舜明, 匡光辉

2024, 49(8): 200-203. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.035

摘要 ( 22 )

PDF (1942KB) ( 14 )

对3105铝合金铸锭进行不同均匀化工艺处理,并对其组织、电导率和硬度进行了测试。结果表明,均匀化过程中,3105铝合金同时发生溶质原子的析出和化合物的回溶。最佳的均匀化工艺为630 ℃×9 h,在此工艺下合金的电导率最低(22 MS/m),此时合金拥有较高的固溶度,有利于后续产品性能的提升;硬度也最低(36.94 HV5),可以较好地满足挤压热加工用低变形抗力的需求。

大型薄壁圆筒件多件高压气淬均匀性调控技术

李闯, 李琼, 詹雨衡, 丛培武, 陆文林, 姚佳伟, 韩永珍

2024, 49(8): 204-210. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.036

摘要 ( 21 )

PDF (3653KB) ( 18 )

通过建立合适的三维物理模型和控制方程,研究了大型薄壁圆筒件多件装炉条件下的高压气淬冷却过程。根据不同装炉条件下炉内的流场和温度场的数值模拟结果,发现通过合理增加导流板结构,可以有效改善气淬过程中炉内的流场,在满足淬火冷却条件的前提下,使得工件的温度场分布更加均匀,解决了多件同时气淬存在的阴阳面问题。最后通过试验验证了模拟结果的正确性,为风冷系统优化提供了可行路径,也为以后提高大型立式真空气淬装备气淬效果提供了理论依据。

激光熔覆420不锈钢的热流耦合数值模拟与试验验证

杜茂华, 张振新, 毕贵军, 曹立超

2024, 49(8): 211-219. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.037

摘要 ( 17 )

PDF (4590KB) ( 18 )

研究主要工艺参数(激光功率、扫描速度、送粉速率)对激光熔覆420不锈钢过程中熔池温度和单道熔覆层几何尺寸的影响,以及熔覆层不同位置处温度、温度梯度、流速的变化规律。建立了在Q235碳钢基板上激光熔覆420不锈钢粉末的热流耦合三维瞬态数值模型,模拟激光熔覆的成形过程;考虑了熔池内的浮力、Darcy阻力以及表面张力驱动的Marangoni效应,采用表观热容法考虑材料的相变潜热,任意拉格朗日欧拉法(ALE)用于追踪熔池的自由表面和模拟熔池的生长。结果表明,熔池温度随着激光功率和送粉速率的增加而增加,随着扫描速度的增加而减小。对熔覆层宽度影响最大的工艺参数是激光功率,激光功率从800 W增加到1000 W,熔覆层宽度增加了175.4051 μm;对熔覆层高度和深度影响最大的均是送粉速率,送粉速率从1.49 g/min增加到3.17 g/min,熔覆层高度增加了309.8188 μm,熔覆层深度减小了152.0495 μm。不同的激光熔覆工艺参数下,从熔覆层顶部到底部硬度均不断减小。经试验验证,该模型能够准确预测不同工艺参数的激光熔覆过程。

20CrMnTi钢真空低压渗碳过程数值模拟

邓小虎, 宋汶娟, 凡园园, 郭晶玉, 王会珍, 周乐育, 徐跃明, 巨东英

2024, 49(8): 220-224. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.038

摘要 ( 29 )

PDF (2021KB) ( 16 )

依据温度、扩散、相变与应力等多重因素相互作用的原理,利用有限元仿真技术,对20CrMnTi钢在真空低压环境下的渗碳过程进行了模拟与分析。模拟过程充分考虑真空低压渗碳过程强渗和扩散交替进行的边界条件特点,分别对强渗和强渗+扩散进行了模拟计算,得到了碳浓度、马氏体体积分数和硬度分布。结果表明,随着扩散时间的延长,试样表面碳浓度降低,渗碳层深度增大。真空低压渗碳后的碳浓度分布模拟结果与试验结果吻合程度较高,说明模拟准确度较高。模拟得到了强渗+扩散工艺下真空低压渗碳后渗层马氏体体积分数和硬度,二者的分布一致。对比强渗+扩散工艺下真空低压渗碳后试样硬度的模拟结果和试验结果,测量值略高于模拟值,这是因为模拟结果为较大区域的计算平均值。

基于电磁热耦合的Cr12MoV模具钢感应淬火数值模拟

刘守河, 易建业, 谢晖

2024, 49(8): 225-231. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.039

摘要 ( 23 )

PDF (3237KB) ( 18 )

采用有限元数值模拟方法,以Cr12MoV模具钢为研究对象,研究感应加热过程中电源频率、电流密度以及感应线圈移动速度等工艺参数对工件表面温度场的影响。根据麦克斯韦方程组和非稳态导热微分方程,建立电磁场与温度场耦合的移动式双回路线圈感应加热模型,计算得到不同工艺参数下工件表面温度场,并通过感应淬火试验对模拟计算结果进行验证。结果表明,工件表面中心处的温升曲线为双峰曲线。温升速率和幅值随着电源频率和电流密度的增大而增大,随着感应线圈移动速度的增大而减小。对淬火后工件厚度方向进行硬度分析,对比发现模拟计算获取的高温区深度大致与淬硬层深度保持一致。试验测量的温升曲线与模拟计算结果基本吻合,最大误差约为7%,表明可以通过数值模拟计算方法对实际应用中的工艺参数进行优化,进而实现对工件淬火后淬硬层深度和硬度的精确控制。

45钢激光淬火表面非稳态传热计算方法

张文, 郭雨潼, 张灵聪, 沈锐, 石绘, 包汉伟, 李刚炎

2024, 49(8): 232-241. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.040

摘要 ( 20 )

PDF (5824KB) ( 18 )

通过显式的二维有限差分方程求解得出45钢激光淬火过程中非稳态传热的温度分布,分析激光功率对单道激光淬火表面温度的影响。利用JMatPro计算得出材料升温和冷却过程的相转变曲线、热物性参数随温度的变化曲线,以及相变临界温度。综合考虑激光热源与相变潜热,建立45钢激光淬火表面非稳态传热模型,对固定热源和移动热源条件的激光淬火进行传热分析。结果表明,固定热源条件下最高温度计算结果误差在7%以内;当激光照射时间为0.5 s、功率介于1300~2600 W时,试件表面温度可被有效控制在720 ℃到液相线1495 ℃之间,确保激光淬火过程中固态相变的发生;模型应用于高功率下的单道移动热源激光淬火,可以较好地反映实际的温度变化趋势。

TC4钛合金焊后热处理的数值模拟及组织分析

谢本昌, 刘馨宇, 张乐, 陈彦孜, 岑耀东, 陈林

2024, 49(8): 242-247. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.041

摘要 ( 33 )

PDF (3808KB) ( 24 )

使用Ansys软件模拟TC4钛合金焊接及焊后热处理(PWHT)过程,并对焊态及热处理态组织及残余应力变化进行分析。结果表明,焊接过程中各层焊缝由于热输入不同,其温度也不同,其中第1层焊的峰值温度最低(2183.6 ℃),第5层最高(2337.8 ℃),由于各层经历了不同特征的热循环,焊缝区各层马氏体尺寸由19.5 μm向96.2 μm变化。焊后焊缝区主要由α_m相+少量β相+部分α_t相+析出α_g相组成。经PWHT后,接头部分α_m相转变为次生(α+β)相,并由XRD图谱观察到(0002)_α衍射峰发生“峰分裂”,在2θ=39.6°处观察到新峰(110)_β,同时峰半高宽降低5.56%～43.75%,表明TC4钛合金的结晶度随着残余应力的消除而得到改善。焊后残余应力主要集中在焊缝附近,此为易断裂位置。垂直焊接方向的残余应力呈对称分布,与温度场分布规律基本相同,经PWHT后各项残余应力均降低。

不同退火温度下20钢的晶粒组织三维重构

李子豪, 黄素霞, 张博函, 李河宗, 曹成龙, 赵劲松

2024, 49(8): 248-253. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.042

摘要 ( 28 )

PDF (3734KB) ( 30 )

为探究20钢在不同退火温度下的晶粒形貌特征,采用系列截面法对20钢晶粒进行了三维重构和几何表征研究。基于132张范围为880 μm×390 μm的二维金相截面图,分别重构了1100 ℃和1000 ℃退火温度下的298个和446个晶粒。确立了一套详细的图像处理及三维重构流程,构建出了三维可视化晶粒模型,该晶粒模型可在三维空间内以任意角度观察其形貌特征,可以获得单个晶粒的体积及表面积。根据等效球体体积法计算晶粒尺寸,并与截线法测得的晶粒尺寸进行了对比。可知,截线法所测得的晶粒尺寸较三维模型等效体积法获得的晶粒尺寸偏大。退火时间相同时,退火温度越高,试样的最大和平均晶粒尺寸越大。

热处理车间智能制造系统开发及应用

楚西征, 邓小虎, 郭嘉毅, 王学锐, 肖枫, 许王立

2024, 49(8): 254-260. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.043

摘要 ( 33 )

PDF (4241KB) ( 30 )

为提升热处理车间智能化水平,解决车间管理方式落后与“数据孤岛”等问题,根据热处理车间离散型的生产特点,设计并开发了热处理车间智能制造系统。首先,系统采用信息化技术管理车间生产全过程,实现了车间生产信息流通共享,执行过程透明可控以及生产历史追溯可查等功能;其次,系统通过建立数字化模型,绑定并存储实时数据,同时在设计中引进了安全环保的理念,达到了对车间的设备管理、安全生产以及异常预警的目标;最后,基于完整的车间数据,利用数据分析技术将车间各设备的能耗成本与工作效率进行全方位自动统计与分析,实现了车间各项指标精细化管理。本系统在车间成功应用后,改进了车间生产和设备的管理方式,提升了车间智能化水平,并为热处理车间的绿色制造和节能减排提供了支持。

激光熔覆FeCoCrNiMoBSi高熵合金涂层的电化学腐蚀行为

杜新宇, 翟长生, 荣海松, 解芳, 郑红星, 张玺, 张欣, 刘刚

2024, 49(8): 261-267. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.044

摘要 ( 30 )

PDF (3448KB) ( 24 )

研究了316L不锈钢基体表面制备的FeCoCrNiMoBSi高熵合金激光熔覆层的微观结构以及其在H₂SO₄溶液中的电化学腐蚀和浸泡腐蚀性能。激光熔覆制备的高熵合金涂层呈现双层结构,包括底部的柱状晶和顶部的等轴晶。在0.3 mol/L的H₂SO₄溶液中,高熵合金涂层的自腐蚀电位为0.091 V,自腐蚀电流密度为11.499 μA/cm²,极化阻抗为9839.90 Ω,分别为316L不锈钢的2.12倍、6.17%和12.2倍,高熵合金涂层表现出更大的容抗弧半径和阻抗模值。此外,在浓度为50%的H₂SO₄溶液中,高熵合金涂层的腐蚀速率较低,约为0.098 mg/(dm²·d);316L不锈钢基体表现出明显的非均匀腐蚀,而高熵合金涂层腐蚀表面整体平坦,具有均匀的腐蚀速率。综合结果显示,FeCoCrNiMoBSi高熵合金激光熔覆层的耐腐蚀性能明显优于316L不锈钢基体。

基板表面锈蚀对热镀锌及锌铁合金化镀层的影响

李珊珊, 金鑫焱

2024, 49(8): 268-274. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.045

摘要 ( 30 )

PDF (3450KB) ( 30 )

利用表面局部锈蚀的无间隙原子钢(IF钢)冷轧板,在IWATANI热镀锌模拟器上进行了退火及热镀锌模拟,研究了基板表面锈蚀对退火、热镀锌(GI)与锌铁合金化(GA)镀层的影响。结果表明,在800 ℃、N₂+5%H₂的气氛中连续退火之后,锈蚀被还原成晶粒细小、结构疏松、彼此之间存在大量微孔的还原铁。在热镀锌时,还原铁与锌液发生快速扩散,使镀层内出现锌铁合金相,降低了锌液流动性,从而当试样经过气刀时,影响了镀层厚度的控制,使得锈蚀位置的GI镀层局部偏厚。镀层合金化之后,锈蚀位置的GA镀层形貌与正常镀层完全不同,镀层平且厚,最终在GA镀层表面表现为白色斑点缺陷。

热处理工艺对热镀锌热成形22MnB5钢锌层组织结构与表面氧化物的影响

赵景轩, 梁健, 张玲玲, 范龙龙, 熊自柳, 沈春光, 苗斌, 郑士建

2024, 49(8): 275-280. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.046

摘要 ( 15 )

PDF (4705KB) ( 17 )

用扫描电镜(SEM)及能谱仪(EDS)等方法系统表征了22MnB5热成形钢在不同奥氏体化温度和保温时间下镀锌层的微观形貌与表层氧化物分布。结果表明,奥氏体化温度超过850 ℃后,镀锌层的厚度增加,发生由纯Zn相向α-Fe(Zn)的组织转变,且与基体之间界面模糊。奥氏体化温度由850 ℃升高至900 ℃时,锌层厚度随奥氏体化温度的升高而增加,氧化锌颗粒更加密集,彼此连接团聚;当奥氏体化温度提高到900 ℃以上,镀锌层中出现大尺寸的富Mn氧化物。奥氏体化时间由4 min延长至8 min时(奥氏体化温度920 ℃),表面氧化程度增加,氧化物尺寸增大且彼此连接成层,裸露出α-Fe(Zn)层,对锌层保护作用降低,致使氧元素扩散至锌层内部,形成富Mn氧化物。

热轧60Si2Mn带钢的脆断特征及断裂行为

田亚强, 么志强, 年保国, 张晓磊, 薛启河, 宋进英, 张明山, 陈连生

2024, 49(8): 281-288. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.047

摘要 ( 26 )

PDF (4535KB) ( 34 )

利用光学显微镜、扫描电镜和电子拉伸试验机等分析了某厂热轧60Si2Mn带钢脆断缺陷试样的脱碳、夹杂物、偏析和脆断断口等,表征了脆断处与远离断口处的显微组织和力学性能,并对热轧60Si2Mn带钢脆断特征及断裂行为进行了探究。结果表明,脆断处无明显的脱碳、夹杂物和偏析存在,断口呈现脆性断裂。脆断处与远离断口处试样的组织中先共析铁素体含量分别为12.45%和0.66%,珠光体片层间距分别为578和236 nm。60Si2Mn带钢热轧板脆断的主要诱因是脆断处相对远离断口处的先共析铁素体含量较多,珠光体片层间距较大,抵抗变形的能力差,容易在轧制过程中产生不均匀变形,并且粗大的铁素体与渗碳体片层间易产生应力差导致发生脆断,其裂纹沿两相界面进行扩展。然而细小的珠光体塑性变形较均匀,裂纹以穿过珠光体片层的方式进行扩展。

液压支架立柱中缸裂纹原因分析及改进

崔蕾蕾, 马珂, 兰志宇, 王飘扬, 邓想涛

2024, 49(8): 289-294. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.048

摘要 ( 26 )

PDF (5062KB) ( 37 )

利用力学性能检测、微观组织分析及裂纹微观形貌表征等手段对某大型液压支架在服役过程中立柱中缸出现裂纹的原因进行了分析。结果表明,该液压支架立柱中缸开裂的原因与基体材料的组织性能无直接联系,而是由激光熔覆产生的熔覆缺陷导致,该缺陷促使不锈钢熔覆层与基体的结合界面处产生微裂纹,微裂纹在长期载荷作用下向基体侧及熔覆层扩展,最终导致开裂失效。通过改进激光熔覆参数,有效避免了激光熔覆缺陷的产生。

34CrNi3MoV钢传动主轴调质开裂分析

李子岩, 许鸿翔, 何潇, 刘志强, 郭敬强, 陈生超, 卢金生

2024, 49(8): 295-300. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.049

摘要 ( 21 )

PDF (2883KB) ( 26 )

34CrNi3MoV钢传动主轴经调质处理后在半精车工序检测出外圆面存在纵向淬火裂纹。对裂纹源附近的化学成分、硬度梯度、显微组织以及淬火介质进行检测,并分析裂纹面宏观形貌特征,针对裂纹面的横截面进行金相显微镜、SEM和EDS表征。结果表明,传动主轴中C和Ni元素含量超出标准范围上限,致使调质工艺参数不当,但传动主轴调质处理前存在微裂纹是导致开裂失效的主要因素。

20CrMnTi钢旋挖钻机方头的失效分析

张俊花, 周大鹏, 郁永昊, 康学勤

2024, 49(8): 301-304. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.08.050

摘要 ( 31 )

PDF (2037KB) ( 28 )

旋挖钻机用20CrMnTi钢方头在使用30 d后发生断裂。通过断口形貌观察、化学成分分析、力学性能测试和显微组织观察,对20CrMnTi钢方头断裂原因进行了分析。结果表明:设计判据和材料热处理工艺选择不当,使方头材料强度、硬度低,使用过程中在扭转应力作用下在方头应力集中部位出现过载断裂。材料成分中P元素超标,材料有冷脆倾向,使断口呈现脆性断裂特征。加强原材料质量检验,使其成分满足标准要求。采用淬火+低温回火处理工艺,使方头材料强度和硬度满足技术要求。

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