金属热处理

焦春晖, 潘艳君, 李生志, 白笃, 李备, 邓阁, 贾晓帅

2025, 50(2): 1-7. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.001

摘要 ( 44 )

PDF (3505KB) ( 40 )

以超超临界火力发电机组用新型铁镍基高温合金为研究对象,在700 ℃开展不同应力(250、200 MPa)下的恒载蠕变试验,对其服役极限及服役寿命进行预判,并对蠕变过程组织演变进行分析。结果表明,在700 ℃/250 MPa与700 ℃/200 MPa两种蠕变条件下,试验合金的蠕变寿命分别为2378 h和12 716 h,结合Larson-Miller方程外推出该合金在700 ℃分别蠕变100 000 h和260 000 h时,可承受的载荷约为152 MPa和134 MPa,完全满足服役要求(应力35 MPa、蠕变寿命100 000 h)。组织表征发现,700 ℃/250 MPa试样组织中分布有高密度位错,而700 ℃/200 MPa试样中的位错分布较少;晶粒内部尺寸较大的MC碳化物主要为块状或棒状,在更高的应力状态下,MC碳化物的长大速度更快;晶界处尺寸较小的M₂₃C₆碳化物主要以链状形式析出,随蠕变时间的增加,M₂₃C₆碳化物的宽度增加;晶粒内部的γ′相始终呈球状,蠕变过程中发生粗化,部分晶界处的γ′相异常长大,形成不利于合金高温蠕变性能的PFZs/DCZs。

Inconel617合金的热变形行为

丁佐军, 任文浩, 张果, 郑越, 何西扣

2025, 50(2): 8-14. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.002

摘要 ( 20 )

PDF (3246KB) ( 22 )

采用Gleeble-3800热模拟试验机,在变形温度为950~1200 ℃、应变速率为0.001~1 s^-1的范围内,对Inconel617合金开展了热压缩模拟试验,分析了其在不同变形条件下的热变形行为。结果表明,在变形初期,Inconel617合金表现出明显的加工硬化特征,随应变量继续增加,流变应力增加至峰值后逐渐降低,表现出动态再结晶为主的软化机制。基于双曲正弦函数修正的Arrhenius模型构建了Inconel617合金的热变形本构方程,其热变形激活能Q=418.4 kJ/mol。构建了Inconel617合金的热加工图,并确定了合适的加工区间为:变形温度1080~1170 ℃、应变速率0.012~1 s^-1。

第四代反应堆用316H不锈钢锻件550 ℃持久性能及组织演变

张智峰, 赵吉庆, 王晓芳, 王云海, 杨钢

2025, 50(2): 15-22. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.003

摘要 ( 17 )

PDF (5069KB) ( 12 )

采用持久试验机测试了316H不锈钢锻件550 ℃下的持久强度,并采用光学电镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)和能谱仪(EDS)等,分析了持久断裂试样的断口形貌与微观组织。结果表明,316H不锈钢锻件在550 ℃下具有较高的持久强度,经等温线外推方程计算,10 000 h的断裂应力为314 MPa,远高于ASME设计规范。316H不锈钢锻件持久断口为韧窝断裂与沿晶断裂混合形貌,随着断裂时间延长,沿晶断裂比例逐渐增加,持久裂纹源逐渐由非金属夹杂物转变为晶界第二相。316H钢锻件在550 ℃持久试验过程中表现出较好的组织稳定性,随着应力的降低,断裂时间延长,晶粒尺寸逐渐增大,晶界面积减小,晶界处仅析出少量M₂₃C₆以及σ相。

Mn对低镍双相不锈钢高温力学性能的影响

杨宇恒, 何建国, 宋志刚, 丰涵, 吕杰晟, 吴晓涵, 顾洋, 朱玉亮

2025, 50(2): 23-28. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.004

摘要 ( 11 )

PDF (5047KB) ( 12 )

在900~1300 ℃、1 s^-1条件下进行17Cr-2Ni-2Mo-0.2N-xMn(x=2,3,4)双相不锈钢的高温拉伸试验,且在900~1300 ℃、1 s^-1条件下对其进行50%、60%、70%变形量的热压缩试验,研究Mn含量对其高温力学性能的影响。结果表明,在900 ℃变形温度下,铁素体发生动态再结晶,奥氏体则只发生部分动态再结晶;在变形温度为1200 ℃时,铁素体以动态回复为主,奥氏体发生动态再结晶。所有试样在高温变形过程中产生了不同程度的动态回复或动态再结晶,在热压缩试验后期均产生了二次硬化现象;在热压缩试验中,Mn含量从2%提高至4%时,17Cr型双相不锈钢在900~1100 ℃温度范围内动态再结晶行为先加剧后放缓,而在1200 ℃及更高的变形温度下,Mn含量对动态再结晶行为影响较小;在1150~1200 ℃下,热拉伸变形抗力随Mn含量增加呈现出先降低后增加的趋势,Mn含量为3%时,不锈钢具有最佳的热加工性能。

核燃料U-50%Zr合金的组织及热变形行为

李岩峰, 郭洪, 李明阳, 胡秉坤, 刘建成

2025, 50(2): 29-35. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.005

摘要 ( 14 )

PDF (4120KB) ( 11 )

通过高频感应熔炼制备了核燃料U-50%Zr合金,利用金相显微镜和X射线衍射仪对其组织和物相进行了分析,利用Gleeble-3800热模拟试验机进行不同变形温度(500、550和600 ℃)和应变速率(0.01、0.1和1 s^-1)下的热压缩试验,研究其热变形行为。结果表明,除变形温度600 ℃、应变速率为0.01 s^-1外,其他变形条件下,U-50%Zr合金表现出明显的加工硬化特征。相同应变速率下,峰值应力随变形温度的升高而降低,特别是在600 ℃时,峰值应力相比于500 ℃和550 ℃降低明显;相同变形温度下,峰值应力随应变速率的增大而升高。U-50%Zr合金经热变形后,组织并未发生相变,均为δ-UZr₂相;随热变形温度的升高,晶粒尺寸先基本不变随后增大,500、550 ℃时晶粒尺寸均在250 μm左右,600 ℃时,晶粒尺寸明显长大,达到493 μm。基于峰值应力,通过Arrhenius模型与温度补偿因子Z参数,建立了U-50%Zr合金的本构方程,其热变形激活能Q=694.9 kJ/mol。通过DMM动态材料模型构建了热加工图,并确定了合适的加工区间为:变形温度540 ℃以上,应变速率0.01~1 s^-1。

30Cr1Mo1V转子钢在540 ℃下的高温疲劳性能

纳日苏, 张曰涛, 张硕, 孟蔚然, 王啸

2025, 50(2): 36-42. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.006

摘要 ( 17 )

PDF (6285KB) ( 6 )

以30Cr1Mo1V钢为研究对象,进行了540 ℃不同应力(450、400、350$\rightleftharpoons$0,350$\rightleftharpoons$233,350$\rightleftharpoons$175 MPa)下的高温疲劳试验。结果表明,当峰值应力超过350 MPa后,30Cr1Mo1V钢的疲劳寿命快速下降。350 MPa应力下,30Cr1Mo1V钢疲劳失效后组织中铁素体未发生明显的变形,保持其原有的多边形状,最终失效特征为疲劳裂纹;当应力上升至400 MPa时,疲劳失效后铁素体组织显著变形,呈弯曲河流状,此时孔洞出现在铁素体条带的交汇处。此外,长期处于高应力水平(350$\rightleftharpoons$233、350$\rightleftharpoons$175 MPa)不利于30Cr1Mo1V钢的疲劳寿命,这是由于应力持续作用易引起材料内部疲劳孔洞数量显著增加。综上,30Cr1Mo1V钢在540 ℃/350 MPa服役条件下,相对安全,疲劳寿命为12 887次,每次损耗率约为0.007 76％,低于标准要求的0.01%。

20CrMnTi钢马氏体多层次结构及TiN夹杂对断裂韧度的影响

龙绍檑, 朱单单, 罗相兰, 易艳良, 杨明, 卢叶茂, 梁益龙

2025, 50(2): 43-51. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.007

摘要 ( 9 )

PDF (8318KB) ( 9 )

采用三点弯曲试样测试了20CrMnTi钢的断裂韧度(K_IC),发现K_IC值随晶粒粗化而降低,这与其他低碳板条马氏体钢K_IC和晶粒尺寸的关系相矛盾。基于此,通过OM、EBSD、SEM等方式及热力学模型、断裂力学模型对20CrMnTi钢的断裂行为进行了分析。结果表明,基于Hall-Petch方程建立的20CrMnTi钢多层次组织与K_IC的关系发现,马氏体板条块(Block)是其断裂韧度的有效晶粒,但断裂形貌分析显示,20CrMnTi钢粗晶和细晶状态的有效晶粒不同。进一步分析发现,断口上存在一定数量的不规则TiN夹杂,热力学计算显示TiN夹杂形成于液相区,尺寸较粗大,很容易导致裂纹萌生。借助SEM和断裂力学计算对裂纹扩展进行分析,发现20CrMnTi钢细晶状态下裂纹扩展曲折进行,且横切板条马氏体束,导致其获得较好断裂韧度,而粗晶状态下裂纹路径平直,展现出较差的韧性。因此,TiN夹杂的形成是导致20CrMnTi钢的断裂韧度发生突变的关键因素,该研究结果对高性能20CrMnTi钢的制备具有重要指导意义。

铸态Ti-6Al-4V钛合金的组织细化及性能

孙皓, 蒙迅

2025, 50(2): 52-60. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.008

摘要 ( 15 )

PDF (5830KB) ( 8 )

通过形变结合热处理细化铸态Ti-6Al-4V钛合金的组织。首先将铸态Ti-6Al-4V钛合金在1100 ℃下进行固溶处理并水冷使组织转变为马氏体,然后采用750 ℃反复轧制的方式,将组织细化。研究分析表明,相关微观组织细化原理为:形变孪晶、位错重排、晶体旋转以及非连续动态再结晶。通过拉伸性能测试,发现相比铸态Ti-6Al-4V钛合金,经组织细化处理的合金具有较好的强塑性匹配关系。合金强度的提升是细晶强化以及位错强化共同作用的结果。塑性的提升是由于裂纹萌生并扩展时,裂纹尖端形成塑性区,从而阻碍裂纹扩展提升材料的塑性。此外,位错可在α相和β相之间完成滑移传递,从而能较好地协调α相和β相之间的变形,进一步提升材料的塑性。

Zr元素对Cu-6Ni-3Ti合金微观结构和性能的影响

靖青秀, 杨雪晴, 韦丹丹, 魏渺, 黄晓东

2025, 50(2): 61-68. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.009

摘要 ( 12 )

PDF (4819KB) ( 7 )

研究了Zr含量对Cu-6Ni-3Ti-xZr合金微观结构、力学性能与导电率的影响。结果表明,合金凝固过程中Zr元素主要于晶界区域偏析,形成富Zr原子团簇,从而减缓晶粒的生长,并抑制枝晶的偏析。时效处理过程中,Zr元素在合金沉淀相周围累积,抑制沉淀相生长,提升合金硬度及其抗软化性。当Zr含量提高时,Cu₄Zr在Cu-6Ni-3Ti-0.5Zr合金中形成。在450 ℃时效2 h,Cu-6Ni-3Ti-0.3Zr合金表现出其最佳的力学性能和电性能,抗拉强度达到了807 MPa,硬度为230 HV2,导电率为50%IACS。

塑料模具用4Cr13钢的连续冷却转变分析

赵峥嵘, 张雲飞, 赵英利, 樊明强, 白丽娟, 刘丽君

2025, 50(2): 69-73. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.010

摘要 ( 9 )

PDF (2891KB) ( 5 )

采用真空感应炉制备了塑料模具用4Cr13钢,利用DIL805A型淬火热膨胀仪测定了其相变点及连续冷却转变(CCT)曲线,并结合组织观察及硬度测试对其连续冷却转变过程进行了分析。结果表明,4Cr13钢的相变点为Ac₁=857 ℃、Ac₃=937 ℃,CCT曲线上只存在珠光体转变区和马氏体转变区。4Cr13钢马氏体转变温度区间为67~397 ℃,具有良好的淬透性。冷却速度为0.01~0.05 ℃/s时,4Cr13钢相变主要产物为珠光体,硬度较低,为172~193 HV;冷却速度为0.1~1 ℃/s时,组织为马氏体和未转变残留奥氏体,硬度提高为528~688 HV;当冷却速度≥1 ℃/s时,彻底完成马氏体转变。

一种无碳化物贝氏体钢的CCT与TTT曲线

杨斯媛, 李爱国, 罗平, 张文良, 李贤君, 张明皓, 安伟骋, 王恺择

2025, 50(2): 74-80. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.011

摘要 ( 8 )

PDF (6289KB) ( 5 )

利用DIL-805A相变仪对无碳化物贝氏体钢开展过冷奥氏体连续冷却转变和等温转变试验,获得了试验钢的CCT曲线和TTT曲线。结果表明,试验钢的奥氏体开始转变温度和终止转变温度分别760 ℃和860 ℃,马氏体开始转变温度约为300 ℃。当冷却速度在0.1~15 ℃/s之间,过冷奥氏体主要转变为贝氏体+马氏体复相组织;冷却速度在15~50 ℃/s之间,过冷奥氏体全部转变为马氏体组织;随着冷却速度增加,试验钢硬度增加,最高可达740 HV0.5。当试验钢进行等温转变时,其贝氏体转变温度范围为300～400 ℃,“鼻尖”温度约为360 ℃。

齿轮钢带状组织的差异性与优化实践

张志兴, 郭子强, 王海龙, 秦萱

2025, 50(2): 81-85. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.012

摘要 ( 9 )

PDF (6780KB) ( 6 )

研究了合金元素含量不尽相同、冶炼轧制生产工艺基本相近的常用汽车齿轮钢(SCr420H、16MnCr5、20CrMnTiH、SAE8620H、22CrMoH)所形成带状组织的差异与机理,并进行了工艺优化。结果表明,SCr420H钢、16MnCr5钢和20CrMnTiH钢带状偏析相对较轻,22CrMoH钢与SAE8620H钢带状组织明显。22CrMoH钢与SAE8620H钢中的Mo、Ni合金元素影响轧制冷却过程中的组织转变,使得在轧制后成品钢材易产生异常组织(贝氏体)。通过调整连铸过热度在15~30 ℃,恒拉速,增加结晶器及二冷冷却强度,轧制加热均热温度在1200~1240 ℃,扩散时间≥90 min,终轧温度为910~960 ℃,实现了对SAE8620H圆钢带状组织的改善,达到≤2.0级。

偏析组织对内齿圈感应淬火层组织与硬度的影响

陈永祥, 吕和生, 杨刚, 李勇, 王春莉, 仲博颖

2025, 50(2): 86-89. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.013

摘要 ( 8 )

PDF (3216KB) ( 4 )

对42CrMoA钢内齿圈偏析组织进行表征,并对内齿圈感应淬火显微组织和淬硬层硬度梯度进行检测分析。结果表明,42CrMo钢内齿圈锻件显微组织不均匀,严重的带状组织和成分偏析导致感应淬火淬硬层组织不均匀,且依然存在带状组织分布。内齿圈锻件的带状组织及成分偏析对感应淬火次表层和过渡区的硬度梯度有着显著影响。该内齿圈感应淬火次表层和过渡区硬度梯度波动较大且存在陡升陡降现象。

部分奥氏体逆转变工艺对Fe-8Mn-0.2C-3Al中锰钢组织性能的影响

刘明珠, 丁桦, 邹宇明

2025, 50(2): 90-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.014

摘要 ( 9 )

PDF (3354KB) ( 4 )

对Fe-8Mn-0.2C-3Al中锰钢采用两步退火的部分奥氏体逆转变(PART)工艺,通过场发射扫描电镜、X射线衍射仪、万能试验机等对试验钢的微观组织和力学性能进行研究。结果表明,随着第一步退火温度的提高,PART工艺处理试验钢的奥氏体含量由49.7%逐渐下降至21.6%,组织呈板条状,屈服强度逐渐升高,抗拉强度和伸长率逐渐下降。755 ℃×15 min+620 ℃×30 min处理试验钢获得优秀力学性能,抗拉强度1087 MPa,伸长率43.4%,强塑积47.2 GPa·%,这是由于适中的奥氏体稳定性可以在拉伸过程中充分发挥TRIP效应,提高材料的综合力学性能。

奥氏体逆相变退火温度对含铜中锰钢组织和性能的影响

张盛豪, 王宝, 李思佳, 肖美美, 周建安

2025, 50(2): 96-101. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.015

摘要 ( 7 )

PDF (3978KB) ( 4 )

采用扫描电镜、EBSD、X射线衍射仪以及透射电镜研究了奥氏体逆相变退火温度对0.30C-5.21Mn-0.34Cu中锰钢微观组织演变、力学性能和变形行为的影响。结果表明,试验钢退火后主要的室温组织为残留奥氏体、铁素体和马氏体,随着退火温度的升高,残留奥氏体的含量先增大后急剧下降,700 ℃时最高为20.38%。随着退火温度的升高,试验钢的抗拉强度和屈服强度呈现相反的变化规律;而伸长率和强塑积先增加后降低,和残留奥氏体体积分数的变化规律基本一致。试验钢在700 ℃退火60 min后,综合力学性能最优,抗拉强度、伸长率和强塑积分别达到1004 MPa、54.80%和55.02 GPa·%。

热处理温度对盐浴淬火65Mn钢组织与力学性能的影响

杨宾, 王琳, 申航睿, 冯松科, 李国飞, 刘富强, 方浏昕, 杨林

2025, 50(2): 102-106. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.016

摘要 ( 12 )

PDF (3017KB) ( 6 )

针对铡草机刀片对于刃口锋利度、硬度及耐磨性的严苛要求,选取具有良好综合性能的65Mn钢作为研究对象,通过分级盐浴淬火结合回火工艺实现试验钢硬度与韧性的最佳平衡,并系统研究了不同淬火加热温度对65Mn钢微观组织、硬度、耐磨性的影响。结果表明,65Mn钢加热至840 ℃时奥氏体化完全,淬火后的板条马氏体晶粒较为细小,且隐针状马氏体较为明显。回火后的回火马氏体中碳化物在原马氏体板条界面处析出,分布较为均匀,同时颗粒尺寸较小,弥散分布在马氏体基体中。淬火加热温度为840 ℃的试样在淬火和回火后的硬度最高,分别为58.04和53.50 HRC,且未过度牺牲65Mn钢的耐磨性能,满足农业机械材料的应用需求,为盐浴淬火下最优加热温度。

快速退火温度对除尘罩用SPCC钢组织及性能演变机理的影响

胡晶晶, 袁清, 任杰, 熊乐, 包琳琳

2025, 50(2): 107-113. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.017

摘要 ( 7 )

PDF (3726KB) ( 7 )

基于前期提出的SPCC钢快速退火方式,研究了快速退火温度对SPCC钢晶粒尺寸、取向分布、力学性能三者关系的影响。结果表明,快速退火温度成为影响铁素体晶粒尺寸的关键因素,快速退火工艺为650 ℃×100 s时,SPCC钢抗拉强度可达487.09 MPa,断后伸长率为26.84%,强塑积为13.07 GPa·%。当快速退火温度较高时,晶粒会变得粗大,同时有利的{111}织构会得到增强,故强度会显著降低,而断后伸长率则会相对较高。相反,快速退火温度较低,由于第二相颗粒未充分熟化且铁素体晶粒未明显粗化,材料的强度会较高,但断后伸长率会明显下降。此外,晶粒细化后,材料的加工硬化能力会减弱,同时{111}织构弱化。这两者的综合作用导致在快速退火方式下材料的断后伸长率相比传统退火方式出现明显下降。另外,在100 s的快速退火保温时间内,较高的快速退火温度有助于多数铁素体晶粒的长大行为趋于一致,从而改善铁素体晶粒的混晶程度。

热循环峰值温度对G115钢管热影响区微观组织与性能的影响

陈千, 陈正宗, 刘正东, 蔡文河, 姜海峰, 包汉生, 何西扣

2025, 50(2): 114-120. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.018

摘要 ( 9 )

PDF (6463KB) ( 5 )

通过Gleeble-1500D热模拟试验机对G115钢管热影响区开展分区热模拟,结合OM、SEM、EBSD、TEM及显微硬度计等对热影响区亚区的显微组织结构及硬度进行分析。结果表明,G115钢管焊接热影响区主要分为粗大等轴晶的粗晶区(CGHAZ)、破碎细小晶粒包围着大晶粒的精细混晶结构的细晶区(FGHAZ)、与母材差异不大为回火马氏体组织的临界区(ICHAZ);完全相变组织(CGHAZ、FGHAZ)的几何位错密度(24.1×10¹⁴、24.5×10¹⁴m^-2)约是未完全相变组织(ICHAZ) (13.6×10¹⁴、11.8×10¹⁴ m^-2)的两倍,即ICHAZ与FGHAZ界面处存在较高的应力应变梯度;FGHAZ组织内仅少量存在M₂₃C₆和Laves相,在更高温度下可完全溶解;CGHAZ内仍少量分布MX相,富Cu相以球状仅于ICHAZ晶内析出。热模拟后组织-硬度与热循环峰值温度呈正相关,其中CGHAZ显微硬度为437.55 HV0.2,FGHAZ硬度为421.85 HV0.2,临近母材处ICHAZ的硬度约为375 HV0.2。

固溶时效处理对激光粉末床熔融FeCoNi合金组织与性能的影响

叶国晨, 夏忠虎

2025, 50(2): 121-127. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.019

摘要 ( 9 )

PDF (7344KB) ( 8 )

研究了固溶和固溶时效处理对激光粉末床熔融FeCoNi中熵合金微观组织和力学性能的影响。结果表明,固溶态合金为BCC单相结构,固溶过程中条状熔池发生溶解,晶粒再结晶粗化。固溶+时效合金晶界处和晶内析出颗粒状Ni₃Fe相,其含量随固溶温度的升高而减少,900 ℃固溶+470 ℃时效使合金晶粒尺寸由固溶态4.16 μm细化为2.43 μm。固溶处理过程中胞状结构消失和残余应力释放,使900 ℃固溶态合金硬度降低至314 HV0.2,抗拉强度为709 MPa。固溶+时效处理后基体析出Ni₃Fe金属间化合物,使得FeCoNi合金强度提升,900 ℃固溶+470 ℃时效合金的硬度为508 HV0.2,抗拉强度为1238 MPa,合金强度主要由析出强化和细晶强化贡献;但是晶界析出相附近的位错堆积会产生应力集中,导致FeCoNi中熵合金塑性下降。

退火温度对冷轧态CoCrFeNi高熵合金力学性能的影响

姜梦媛, 吴振楠, 吴成博, 徐旺, 李宁, 董福元

2025, 50(2): 128-132. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.020

摘要 ( 8 )

PDF (3143KB) ( 6 )

采用真空感应熔炼铸造法制备了CoCrFeNi高熵合金,系统研究了不同退火温度对-196 ℃低温冷轧和室温轧制态CoCrFeNi高熵合金力学性能的影响。结果表明,冷变形和退火后的CoCrFeNi高熵合金中均仅有FCC相;断裂总延伸率和均匀延伸率随退火温度升高而升高,抗拉强度随退火温度升高而降低,其中700 ℃退火时两种冷轧态合金均拥有良好的强度-塑性匹配。在相同退火温度下,低温冷轧合金的强度高于室温轧制的合金。铸态CoCrFeNi高熵合金断面上分布着大量的韧窝;两种轧制态下CoCrFeNi高熵合金的断面韧窝少且浅,局部未出现韧窝;随着退火温度增加,韧窝尺寸变大,孔洞数量有所增加。

Nb添加和热处理对异质结构高碳钢组织与性能的影响

赵伟男, 卢超, 王浩云, 曹建春, 张永青, 周晓龙

2025, 50(2): 133-141. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.021

摘要 ( 7 )

PDF (6624KB) ( 7 )

针对Fe-0.86%C-0.04%Nb(质量分数)高碳钢进行1150 ℃淬火和不同温度回火处理,通过OM、SEM、EPMA对不同热处理状态下试样由表及里的组织进行表征,利用维氏硬度计和纳米压痕仪分别进行宏观和微观的硬度测试,并与相同C含量的高碳钢进行对比,研究了Nb对高碳钢组织与性能的影响。结果表明,在高碳钢中加入Nb能减缓淬火加热过程中试样表层C的散逸,同时改变心部C的分布,使表层组织为马氏体和残留奥氏体,心部组织由珠光体、先共析铁素体及少量马氏体构成,由表及里获得异质结构;在回火过程中,Nb促进了细小粒状碳化物的析出。在300 ℃回火后,含Nb高碳钢试样表层组织为回火马氏体,心部组织为珠光体+铁素体+少量回火马氏体,维氏硬度分别为506 HV0.2和240 HV0.2,表层马氏体和心部珠光体的纳米压痕硬度分别为4.20 GPa和2.42 GPa,表层具有较高的硬度,心部韧性较强,表现出表硬里韧的特征。

波/平-平轧制Mg/Al复合板界面结构演变及力学性能

朱金森, 边丽萍, 雒宝权, 李腾, 王涛, 梁伟

2025, 50(2): 142-147. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.022

摘要 ( 8 )

PDF (5769KB) ( 4 )

采用波/平-平轧制制备了Mg/Al复合板,并对复合板材进行200 ℃×1 h最终退火热处理。利用金相显微镜、扫描电镜(SEM/EDS)、电子背散射衍射仪和万能电子拉伸机探究了Mg/Al复合板界面结构演变及力学性能。结果表明,两种轧制方式第1道次及400 ℃×15 min中间退火后,界面均实现了冶金结合,界面处无金属间化合物生成。波-平轧制第2道次及200 ℃×1 h退火后,镁合金基体晶粒尺寸在波谷与波峰处呈现不均匀分布,波谷处晶粒得到明显细化,但晶粒尺寸大于平-平轧制,界面处形成“交错咬合式”金属间化合物颗粒,化合物沿波纹界面呈离散分布,具有更好的界面结合特性;平-平轧制界面则形成平直连续的金属间化合物层。波-平轧制工艺具有局部强压、强剪切的变形特征,较平-平轧制,Mg/Al复合板的抗拉强度、屈服强度高,塑性低。

Y添加和热处理对Al-Mg-Si-Y合金组织与性能的影响

毕晓勤, 张森, 郑泽远, 齐玉蕾, 付莹, 徐琴

2025, 50(2): 148-154. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.023

摘要 ( 6 )

PDF (3119KB) ( 3 )

制备了Al-0.6Mg-0.5Si-xY(x=0,0.1,0.2,0.3,0.4)合金,并进行T6热处理,研究了热处理后合金的组织演变、导电性和力学性能。结果表明,热处理后添加Y的合金晶界处形成了AlSiY相,晶内析出颗粒状和棒状的AlSiY相,基体弥散分布着白色颗粒状的Mg₂Si相。热处理后合金平均晶粒尺寸较铸态增大,且Y添加量越多,合金平均晶粒尺寸越小。热处理后合金导电率随Y添加量的增加先升高后降低,添加0.3%Y时,导电率最高为55.2%IACS,较铸态提高1.7%。热处理后合金晶粒增大使晶界减少,且固溶Si原子的析出降低固溶畸变,从而提高合金导电率。热处理态合金抗拉强度和硬度较铸态提高,且随Y添加量的增加先增加后降低,添加0.3%Y时,分别达最高值206.2 MPa和91.3 HV0.1,较铸态提高36.6%和40.5%。热处理态合金的伸长率较铸态有明显下降。热处理后,合金中大量的析出相提高了合金的强度和硬度,而晶界减少、析出相增多使热处理态合金伸长率较铸态降低。

含稀土Ce 7055铝合金的固溶时效处理

房洪杰, 杨喻曾, 张智楷, 闵红, 刘振东, 沈雨欣

2025, 50(2): 155-159. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.024

摘要 ( 8 )

PDF (2728KB) ( 3 )

在实验室制备了含0.1%Ce的7055铝合金薄板,对其进行不同工艺的固溶处理(固溶温度465、470、475和480 ℃,保温时间20、40和60 min)和时效处理(时效温度120 ℃,保温时间0~36 h),利用金相显微镜、扫描电镜、透射电镜和电子万能试验机,观察微观组织和测试力学性能。结果表明,合金冷轧板存在470.83 ℃的低熔点第二相,为避免发生过烧导致板材力学性能下降,固溶温度的选取不可超过该温度。该合金的最佳固溶时效工艺为470 ℃×60 min+120 ℃×22 h,该工艺下抗拉强度为577 MPa,屈服强度为547 MPa,伸长率为9.47%。

预变形对2195铝锂合金应力松弛时效行为的影响

张力文, 刘强

2025, 50(2): 160-165. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.025

摘要 ( 6 )

PDF (2314KB) ( 3 )

对自然时效态2195铝锂合金进行了不同程度(0%~10%)的预变形处理,采用180 ℃、初始加载应力250 MPa的应力松弛时效试验,结合室温拉伸性能测试及扫描电镜(SEM)观察,研究了预变形对应力松弛时效态2195铝锂合金显微组织和力学性能的影响。结果表明,随着预变形量的增加,合金应力松弛时效后的残余应力总体上呈先减小后增加的趋势,预变形4%的合金,其残余应力最低,因而对蠕变应变的积累更为有利。无预变形合金的应力松弛曲线表现出四阶段特征,而经过预变形的合金呈现出两阶段特征,这归因于有无预变形下合金微观组织演化的差异。应力松弛时效态合金的屈服强度和抗拉强度均随预变形量的增加而增加,无预变形应力松弛时效态合金的断后伸长率最小,而4%预变形合金的断后伸长率最大。经4%预变形后,应力松弛时效合金展现较优综合力学性能的内在原因为晶粒内部均匀分布的细小T₁强化相以及晶界处相对狭窄的无析出带。就断裂机制而言,未经预变形处理的应力松弛时效合金的断裂机制为沿晶断裂,而在4%和10%预变形条件下,断裂机制则分别为穿晶韧性断裂和穿晶解理断裂。

热等静压机用36CrNi3MoV钢锻件的热处理工艺优化

史浩鹏, 张志勇, 石如星, 陈明, 代博杰, 孔玉婷

2025, 50(2): 166-171. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.026

摘要 ( 7 )

PDF (4083KB) ( 4 )

研究了淬火温度、冷却方式、回火温度对热等静压机用36CrNi3MoV钢锻件组织和力学性能的影响。结果表明,在770~860 ℃水淬,600 ℃回火时,得到的组织为回火索氏体,随淬火温度的升高,其强度增大,冲击性能和塑性降低;采用不同冷却方式淬火时,水淬的组织最均匀,比油淬的强度略高;在580~620 ℃范围内回火时,随着回火温度的提高,其强度降低,冲击性能和塑性提高。36CrNi3MoV钢锻件的最佳热处理工艺为830~860 ℃水淬+600 ℃回火,可以获得符合NB/T 47008—2017和设计要求的力学性能。

滚珠丝杠感应淬火技术研究进展

李明哲, 陈宝凤, 孙立壮, 张文良, 张伦, 刘俊杰

2025, 50(2): 172-180. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.027

摘要 ( 6 )

PDF (1823KB) ( 4 )

感应淬火技术作为一种先进的金属表面热处理强化手段,可有效提升滚珠丝杠的硬度和耐磨性,从而显著延长其使用寿命和性能稳定性。综述了滚珠丝杠感应淬火技术所面临的关键技术问题和挑战,并系统概况了其主要研究进展,涵盖了基本原理、仿真模拟技术的运用、工艺参数的优化、专用设备等多个方面,在此基础上对感应淬火技术在丝杠制造业中的前景进行了展望。

退火温度对1.45%Si无取向硅钢热轧组织及织构的影响

玄东坡, 郭函, 徐宁, 董林硕, 张健, 李志坚, 刘旭明

2025, 50(2): 181-186. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.028

摘要 ( 9 )

PDF (4575KB) ( 2 )

以工业化生产的1.45%Si无取向硅钢热轧板为研究对象,通过研究不同退火温度对热轧板的影响,以此指导大生产热轧卷曲后的保温工艺,为其免常化生产提供理论依据。研究表明,热轧板组织沿厚度方向存在较大梯度,表层、次表层和中心层分别为等轴晶、变形晶粒与细小等轴晶和变形晶粒。随退火温度升高,热轧板的再结晶比例逐渐提升,再结晶比例由32.8%增加到96.8%,热轧组织逐渐均匀,热轧板经740 ℃×2 h退火后晶粒尺寸达到51.4 μm,热轧板中γ织构和Goss织构继续减弱,λ织构逐渐增强。在高于700 ℃保温2 h退火后即可发生完全再结晶,在实际生产中,应尽可能提高热轧卷曲温度(≥700 ℃),并快速将热轧卷存放到缓冷坑中保温,使其尽可能发生完全再结晶。最终,热轧板经冷轧和再结晶退火后得到磁性能优异的产品。

热处理工艺对TC21钛合金室温和高温力学性能的影响

江龙, 赵文普, 张超群

2025, 50(2): 187-193. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.029

摘要 ( 6 )

PDF (4316KB) ( 2 )

通过设计不同的热处理工艺制备了不同α相片层分布的TC21钛合金,并通过时效控制二次α相的析出,结合室温和高温力学性能测试及分析结果,研究热处理对TC21钛合金室温和高温力学性能的影响。结果表明,TC21钛合金在980 ℃固溶后分别进行770、810和850 ℃退火处理,室温强度随着退火温度升高而降低,塑性随退火温度升高而增加;对退火后试样在550 ℃时效4 h,室温强度随着退火温度升高而升高,塑性随退火温度升高而降低;随着拉伸试验温度的升高,不同工艺热处理TC21钛合金的塑性提高,500 ℃时强度的保持率在65%以上,且850 ℃高温退火+550 ℃时效处理TC21钛合金在500 ℃以下使用时强度较高。

退火处理对电子束焊接TC17钛合金组织与力学性能的影响

卞宏友, 刘明松, 刘伟军, 刘晏硕, 于兴福

2025, 50(2): 194-199. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.030

摘要 ( 7 )

PDF (2858KB) ( 3 )

通过金相显微镜、扫描电镜、硬度计和拉伸试验机等研究了退火对TC17钛合金焊接接头显微组织和力学性能的影响。研究表明,在电子束焊接TC17钛合金焊缝处发生动态再结晶,生成了亚稳态β晶粒,晶粒无明显的第二相存在,导致焊缝区发生软化;随着距离焊缝越近,热影响区中的初生α相长宽比减小,次生α相逐渐溶解,导致显微硬度逐渐降低。600 ℃退火4 h后,焊缝硬度相较于焊态提高41%,热影响区硬度相较于焊态提高12.8%,由于焊缝、热影响区中的亚稳态β相内析出了细小弥散的次生α相,因此焊缝、热影响区的显微硬度与焊态相比明显提高。焊接接头处的性能主要由α相的大小和数量决定,退火后α相的强化效果明显,抗拉强度相比于焊态接头提高了14%,且接头抗拉强度高于基体,因此接头的断裂位置在基材。

终轧温度对钛微合金钢TiC析出硬化的作用

王瑞, 崔岩, 彭喜英, 冯运莉, 孙新军, 雍岐龙

2025, 50(2): 200-205. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.031

摘要 ( 8 )

PDF (2265KB) ( 2 )

根据二元析出相的固溶析出理论和经典形核长大动力学理论,计算了Ti微合金高强钢中TiC在奥氏体(γ)中沉淀析出的形核参量,进而绘制出TiC析出-时间-温度(PTT)曲线、TiC形核率-温度(NrT)曲线;同时研究了精轧工艺对TiC形核率、TiC析出速度及强度和硬度的影响。结果表明,TiC形变诱导析出最大形核率温度为740 ℃、最快析出温度为820 ℃、最大硬度对应终轧温度为880 ℃;当终轧温度介于780~830 ℃时,TiC形变诱导析出速率受温度影响不大,对硬度几乎没有影响;当终轧温度介于830~880 ℃时,随终轧温度升高,TiC形变诱导析出速率及析出量均减小,促使卷取时细小TiC析出量增多,析出硬化作用增大,硬度升高;当终轧温度＞880 ℃时,由于晶粒尺寸增大,硬度降低。

热处理参数对Ti80钛合金板材表面污染层的影响

张强, 刘峰, 郝晓博, 王非, 于冬冬, 刘喜波, 李渤渤

2025, 50(2): 206-211. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.032

摘要 ( 8 )

PDF (4852KB) ( 3 )

采用金相法研究了大气条件和表面涂覆/未涂覆防氧化涂料条件下热处理温度和保温时间对Ti80合金板材表面污染层的影响规律。结果表明,表面未涂覆防氧化涂料时,随着热处理温度升高及保温时间延长,Ti80合金板材表面污染层厚度不断增加,在800~900 ℃热处理时,表面污染层较薄容易去除,在965~990 ℃热处理时,表面污染层较厚去除困难。表面涂覆防氧化涂料时,防氧化涂料配比和涂覆厚度对Ti80合金板材表面污染层厚度均会产生较大影响,选择合适型号的涂料并保证一定的涂层厚度可以大幅减少Ti80合金板材高温热处理后表面污染层厚度,但不能完全消除表面污染层。

GH2909高温合金Nb元素偏析行为及均匀化规律

戚慧琳, 郭续龙, 陈琦, 周扬

2025, 50(2): 212-217. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.033

摘要 ( 6 )

PDF (4870KB) ( 2 )

通过JMatPro计算了GH2909合金的理论均匀化工艺,采取1130~1190 ℃热处理对铸态合金进行均匀化试验验证。利用光学显微镜、扫描电镜、电子探针表征铸态及均匀化后的GH2909合金微观组织、元素偏析和Laves相回溶情况。对均匀化后的GH2909合金进行845 ℃×4 h空冷处理,观察针状η相的分布情况,评估GH2909合金均匀化效果。结果表明,铸态GH2909合金中存在大量低熔点Laves相,Nb元素偏析最为严重。经过1150 ℃×7 h或1130 ℃×10 h均匀化后,GH2909合金中Laves相完全回溶。Laves相回溶后,经过1190 ℃×35 h均匀化,Nb元素偏析系数降低至1.046,残余偏析系数为0.059。对均匀化后的试样进行845 ℃×4 h空冷处理后,随着Nb元素逐渐扩散均匀,富Nb的针状η相在晶内、晶界大量析出。结合偏析系数和η相析出情况,1150 ℃×7 h+1190 ℃×35 h均匀化可实现GH2909合金的完全均匀化。

冷却速度对高可靠性SAC-SBN合金及其焊点显微组织的影响

夏梓淇, 曹大力, 曹丽华, 赵玲彦, 杨娇娇

2025, 50(2): 218-224. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.034

摘要 ( 6 )

PDF (6171KB) ( 3 )

为了优化汽车电子用高可靠性焊料SAC-SBN合金的焊接工艺,探讨了不同冷却速度对SAC-SBN焊料合金及其焊点微观组织的影响。结果表明,SAC-SBN合金中的组织随着冷却速度的降低而逐渐粗化。冷却速度为48 ℃/s条件下合金组织细化程度最佳,而冷却速度为0.13 ℃/s下合金中IMC发生粗化,且合金中Bi元素出现晶界偏析现象。与传统SAC305合金对比,在焊点界面处,SAC-SBN焊点的IMC晶粒数量多且尺寸小,这归因于Bi元素在界面晶界处的析出,其促进了(Cu,Ni)₆Sn₅的异质成核生长。冷却速度为48 ℃/s时,SAC-SBN焊点界面IMC层最薄,为1.96 μm,但由于热膨胀系数差异导致界面处应力较大,界面IMC层出现孔洞。冷却速度为0.13 ℃/s时,焊点IMC层最厚,为3.18 μm,且由于界面反应与熟化机制,合金Sn基体与IMC之间存在应力,导致界面处IMC层和焊料内部熟化长大的(Cu, Ni)₆Sn₅处均存在孔洞。冷却速度为1.33 ℃/s时,焊点组织细密,无明显缺陷。

石油钻探用贝氏体非调质钢管的热轧工艺

马丽娜, 王啸宇, 聂舒诺, 何嘉琪, 欧阳思亦, 牛赛, 吴萌

2025, 50(2): 225-229. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.035

摘要 ( 8 )

PDF (2937KB) ( 3 )

利用实验室热处理模拟研究了再加热温度、轧后冷速、回火温度等因素对石油钻探用热轧贝氏体非调质钢管组织和性能的影响。结果表明,钢管轧制过程中的再加热温度从930 ℃降低至850 ℃,贝氏体和板条状马氏体的尺寸变得细小,空冷试验钢的冲击吸收能量从19.48 J提高至35.26 J;850 ℃下不同方式冷却试验钢的显微组织,组织为板条状和束状马氏体以及粒状贝氏体,空冷试验钢比炉冷试验钢的冲击吸收能量更高;而300~400 ℃回火后试验钢的冲击性能反而降低。在实际生产中,应适当降低钢管轧制过程中的再加热温度,适当加快轧后冷却速度,从而获得高韧性的贝氏体非调质钢管。

700 ℃时效TP347HFG钢的组织性能变化

宋涛, 邢宏根, 王志武, 张永林

2025, 50(2): 230-234. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.036

摘要 ( 7 )

PDF (2913KB) ( 4 )

利用SEM、EDS、TEM和万能试验机、布氏硬度计分析了供货态及700 ℃时效不同时间(500、800、1500、2500、3650 h)TP347HFG钢的组织性能变化规律。结果表明,TP347HFG钢在700 ℃时效过程中,析出相总量随时效时间的变化规律为:y=0.060-9.956×10^-5x+2.912×10^-7x²-2.707×10^-11x³-7.719×10^-15x⁴;TP347HFG钢原始试样析出相为细小的一次Nb(C, N)相,时效500 h后有M₂₃C₆碳化物在晶界析出并长大,时效时有3650 h少量σ相出现。时效500 h时,晶界上细微的第二相抑制了晶界的迁移,提高了硬度和强度,但是降低了材料塑性;时效800 h后,硬脆相M₂₃C₆碳化物的析出和孪晶数量减少降低了材料的强度;时效1500 h后,细小二次Nb(C, N)起到了弥散强化作用,使得钢的强度增加、塑性降低,时效至3650 h时,随着析出相的粗化,材料硬度值下降、强度少量降低、塑性略有提升。

大尺寸NiCrMoV钢锻件的预备热处理工艺

李光, 秦红付, 李洁, 苏文博, 李梁瑜, 金明

2025, 50(2): 235-240. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.037

摘要 ( 11 )

PDF (3509KB) ( 3 )

针对高淬透性NiCrMoV钢锻件锻后晶粒粗大和组织遗传性问题,采用小试样工艺试验的方法,分析了正火前预处理、多次高温正火处理、两相区高温侧正火和退火等热处理工艺方案对切断组织遗传和晶粒细化效果。依据转子芯轴锻件尺寸形状特点,制定了最优的预备热处理工艺方案,提出了奥氏体化加热温度、时间和冷却过程控制措施。结果表明,经最佳预备热处理后,生产的大尺寸锻件本体取样检测实际晶粒度6.5级,锻件超声波探伤满足ø2 mm起始灵敏度要求。

热处理工艺对SDP80C钢组织及性能的影响

陈晟楠, 彭睿智, 吴晓春

2025, 50(2): 241-246. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.038

摘要 ( 5 )

PDF (5345KB) ( 3 )

利用热膨胀相变仪测定了预硬型压铸模具钢SDP80C的奥氏体连续冷却转变曲线,研究了不同时效工艺下的组织与力学性能。结果表明,SDP80C钢的马氏体开始转变温度(Ms)为320 ℃,奥氏体开始转变温度(Ac₁)为695 ℃,奥氏体转变终了温度(Ac₃)为841 ℃。在525~600 ℃时效温度范围内,时效温度的升高促进NiAl相和富Cu相的形成和生长,且马氏体组织发生回复,综合作用下SDP80C钢硬度逐渐降低,冲击性能得到提高。在525 ℃时效2 h后,由于纳米级NiAl相和富Cu相的析出强化,SDP80C钢达到最大硬度44.9 HRC,冲击吸收能量约为123 J。

奥氏体化温度对1500 MPa冷轧Q&P钢组织性能的影响

蔡顺达, 辛利峰, 宋利伟, 阮国庆, 孙荣生, 钟莉莉

2025, 50(2): 247-250. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.039

摘要 ( 8 )

PDF (2148KB) ( 3 )

利用光学显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪和拉伸试验机,研究了奥氏体化温度对1500 MPa级Q&P钢的组织、残留奥氏体含量及力学性能的影响。结果表明,不同奥氏体化温度下试验钢经过相同的缓冷、淬火和配分工艺后均由铁素体、马氏体和残留奥氏体组成,但各相的含量和晶粒尺寸存在较大差异。经过相同的缓冷、淬火和配分工艺后,马氏体和残留奥氏体含量随着临界区奥氏体化温度(750、800 ℃)升高显著增加,高温临界区(800 ℃)奥氏体化与完全奥氏体化(850 ℃)温度条件下的相比例无显著差异。试验钢的平均晶粒尺寸随奥氏体化温度的升高而减小。750、800和850 ℃奥氏体化后试验钢中残留奥氏体体积分数分别为8.7%、13.3%和12.0%。800 ℃奥氏体化后试验钢的综合力学性能最佳,屈服强度为1169 MPa,抗拉强度为1503 MPa,伸长率为13.3%。力学性能主要受相比例、细晶强化作用和残留奥氏体分布共同影响。

扩散时间对真空低压渗碳20CrMnTi钢组织与硬度的影响

于朋翰, 严昊明, 杨帅, 于兴福, 刘永吉, 代友贵

2025, 50(2): 251-255. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.040

摘要 ( 7 )

PDF (4147KB) ( 4 )

采用真空低压脉冲渗碳工艺对20CrMnTi渗碳钢进行表面真空渗碳处理,渗碳后进行840 ℃油淬及180 ℃回火处理,分析扩散时间对渗碳层碳浓度、硬度、显微组织的影响。结果表明,20CrMnTi钢真空低压脉冲渗碳后,当扩散处理时间较短为1125 min时,由于表面碳浓度梯度大,在表层与亚表层之间产生较大内应力,容易产生内裂纹。扩散时间延长至2125 min时,表层碳含量显著降低,由1.30%降低至0.80%,碳含量由表层至心部变化缓慢,表层硬度变化平缓。扩散时间较短时,淬火后表层形成大尺寸碳化物以及大量残留奥氏体,当扩散时间延长后,表层组织中碳化物尺寸及残留奥氏体含量均显著降低。20CrMnTi钢经960 ℃脉冲真空低压渗碳处理52 min+扩散2125 min,降温至840 ℃进行油淬,并在180 ℃低温回火2 h,渗层碳化物等级为1级,心部组织等级为2级,有效渗碳层深度约为3.12 mm,硬度由表层至心部变化平缓,满足渗碳要求。

正火工艺对含Cu大型球墨铸铁行走轮组织和性能的影响

肖结良, 孙浩, 李飞, 胡平, 解扬, 陈旌钢

2025, 50(2): 256-259. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.041

摘要 ( 7 )

PDF (1561KB) ( 3 )

对一种Cu微合金化球墨铸铁的大型行走轮进行了正火工艺试验,研究了正火温度(850 ℃和880 ℃)对行走轮轮缘和轮辐微观组织和力学性能的影响。结果表明,含Cu大型球墨铸铁行走轮在850 ℃低温正火只能获得部分珠光体,尚有25%~30%(体积分数)的破碎状铁素体,导致轮缘的强度达不到要求。在880 ℃正火(风机鼓风冷却)+550 ℃回火后,轮辐和轮缘的力学性能均能满足要求。880 ℃正火相比850 ℃正火获得较多珠光体,这是由于正火温度升高,奥氏体中碳含量增加,过冷奥氏体的稳定性增大,C曲线右移,亦即在冷却时易于获得珠光体。对于大型球墨铸铁行走轮,选择较高的正火温度如880 ℃为佳。

18CrNiMo7-6钢中小模数齿轮的渗碳淬火处理

李瑶, 张伟, 李朝青

2025, 50(2): 260-263. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.042

摘要 ( 8 )

PDF (2888KB) ( 7 )

利用正交试验对18CrNiMo7-6钢中小模数齿轮进行不同工艺的渗碳淬火处理,并对热处理后的表面硬度、有效硬化层深度和组织进行分析。结果表明,强渗碳势1.10%条件下,扩散碳势为0.65%~0.85%时,淬火时间1.5 h,回火时间4 h,及淬火时间1.0、1.5 h,回火时间6 h,均可使18CrNiMo7-6钢齿轮表面硬度达到59 HRC以上,且有效硬化层深度及显微组织均满足技术要求。但组织观察发现扩散碳势0.85%、淬火时间1.5 h、回火时间4 h工艺下,碳化物及残留奥氏体均处于临界值,批量生产时有超标风险。综合考虑,确定18CrNiMo7-6钢齿轮渗碳淬火工艺为:强渗碳势1.10%、回火时间6 h,利用等值线匹配扩散碳势(0.65%~0.85%)与淬火时间(1.0~1.5 h)。

热处理炉快速均匀降温方法

刘鹏晗, 周春, 李正涛, 温长飞, 韩冰, 刘宇佳, 李家栋

2025, 50(2): 264-267. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.043

摘要 ( 9 )

PDF (978KB) ( 3 )

针对传统辊底式明火热处理炉降温效率低、温度不均匀的问题,提出了一种新型快速降温方法,并进行了试验验证。传统方法依赖自然降温或简单的冷却通风系统,降温缓慢(600 ℃降至200 ℃需66 h),温度分布不均,导致钢板力学性能差异大,影响产品质量和生产效率。新型降温方法综合运用五项措施:①烧嘴冷却交替脉冲循环,提高降温速率和温度均匀性;②增加炉膛负压的同时提升炉门高度,增加冷空气吸入;③增加排烟风机频率,控制炉膛压力;④钢板吸热辅助降温:利用常温大规格钢板吸热;⑤加快热气扰流:提高炉顶循环风机频率,加快炉内热气混合。在热处理炉的对比试验中,新型方法将600 ℃降至200 ℃的降温时间缩短至26.9 h,降温速率提高至少两倍。力学性能测试显示,采用新型降温方法的钢板抗拉强度和屈服强度横向差异分别小于0.40%和0.41%,显著优于传统方法。该方法有效提升了生产效率,改善了产品质量,具有显著的经济和环保效益。

基于机器学习模型的中锰钢临界温度A₁和A₃的预测

张志业, 王焱, 张彪, 季泽, 刘亚良, 张明赫, 冯运莉

2025, 50(2): 268-277. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.044

摘要 ( 8 )

PDF (5089KB) ( 4 )

为便于中锰钢热处理工艺的设计,开发了用于中锰钢临界温度A₁、A₃预测的机器学习模型。通过Thermal-Calc模拟软件获取496组不同成分中锰钢临界温度数据,以Mn、Al、C成分作为输入特征,以相变温度A₁和A₃作为输出目标。采用均方根误差(RMSE)、平均绝对误差(MAE)和决定系数(R²)3种指标对模型预测效果进行评价。从7种机器学习模型(LR、DT、SVM、GPR、Boosting、Bagging以及ANN)中筛选出了预测A₁的GPR模型和A₃的GPR、ANN模型。结果表明,预测A₁的GPR模型具有足够精度,为预测A₁的最优模型。采用网格搜索法对预测A₃的初步模型进行超参数调节,从而获得A₃的最优模型(单层ANN模型)。针对所应用文献中中锰钢的化学成分,利用最优模型对A₁、A₃进行预测,得到A₁、A₃预测值与实测值的总体MAE分别为9.95 ℃和13.57 ℃,最低差距分别为0.30 ℃和6.20 ℃,表明模型精准度高,可用于中锰钢临界温度的预测。

基于ANSYS Fluent的热处理炉加热效率模拟计算

于亮, 张飞, 田通, 刘宇佳

2025, 50(2): 278-281. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.045

摘要 ( 8 )

PDF (2216KB) ( 3 )

为提高热处理炉的加热效率,提出在炉顶增加喷嘴的设计方案,利用ANSYS Fluent软件模拟了炉顶喷嘴不同射速下(0~120 m/s)炉内流场分布,并对不同射速下(30～210 m/s)炉内钢板的温升变化进行了分析。结果表明,在炉顶增加喷嘴后,炉内流场分布更加均匀,且随喷嘴射速增加,气体流动更稳定且均匀,炉内温度分布也更加均匀;不同喷嘴射速下,炉内钢板的升温速率随着射速的增加而增加,但超过某一阈值后,钢板的升温速率提升有限。可见,炉顶增加喷嘴及优化射速参数可显著提高热处理炉的加热效率。

WC含量对AlCrFe₂Ni₂Mo_0.9高熵合金涂层组织及耐磨性的影响

王庆田, 满蛟, 王俊成, 刘庚根, 杨斌

2025, 50(2): 282-291. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.046

摘要 ( 7 )

PDF (5271KB) ( 2 )

通过将10%~30%(质量分数)的球形WC颗粒添加到AlCrFe₂Ni₂Mo_0.9高熵合金粉末中,利用高速激光熔覆技术在316L不锈钢表面制备了不同WC含量的高熵合金涂层。应用X射线衍射仪、扫描电镜、能谱分析仪、显微硬度计以及摩擦磨损试验机等,系统评估了WC含量对涂层物相组成、显微组织、元素分布、硬度和耐磨性的影响。结果表明,未添加WC时,涂层主要由FCC相、BCC相及σ相组成。在WC含量增加的过程中,BCC和σ相的衍射峰强度逐渐减弱,而FCC相衍射峰增强。当WC含量为30%时,涂层物相组成为FCC相和Fe₃W₃C相共存的状态。随着WC含量的提高,涂层显微组织由树枝晶转变为更均匀的等轴晶形态,细晶强化效应显著提升。同时,WC颗粒的部分溶解促进了合金化反应层及鱼骨状组织的形成。随着WC含量从0%增加到30%,涂层的显微硬度和耐磨性随WC含量的增加表现出先降低后增加的趋势,最终在WC含量为30%时达到最高硬度567.22 HV,并具有最佳耐磨性,磨损率降至0.68×10^-5 mm³·N^-1·m^-1,摩擦因数为0.386。

活化剂和表面激光淬火对TC4钛合金低温包埋渗铝的影响

卢嘉成, 田晓东

2025, 50(2): 292-297. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.047

摘要 ( 7 )

PDF (2501KB) ( 4 )

研究了活化剂和激光淬火前处理对TC4钛合金低温渗铝的影响。采用固体粉末包埋法对TC4钛合金基材进行(550~700) ℃×4 h渗铝,包括NH₄Cl、NH₄F、NaF三种活化剂条件下的渗铝,以及对TC4合金基材进行表面激光淬火后的渗铝。使用扫描电镜、能谱仪和X射线衍射仪分析了渗铝试样的截面形貌、元素含量和物相组成。结果表明,在700 ℃×4 h包埋渗铝时,采用NaF、NH₄F和NH₄Cl三种活化剂,可使TC4合金表层铝含量从约10.04%分别增加到11.56%、15.66%和16.96%,较基体中铝含量分别增加15.1%、56.0%和68.9%,NH₄Cl的催化促渗效果最佳,NH₄F次之,NaF的效果最差,该结果与热力学分析结论一致。当保温温度降低到600 ℃时,渗铝后试样表层Al含量几乎无变化;但对TC4合金基材进行表面激光淬火前处理,可以细化表层晶粒,促进低温渗铝。TC4合金经过表面激光淬火后,表层α-Ti相平均晶粒尺寸随着激光功率的增加而不断减小;当在功率240 W进行表面激光淬火时,α-Ti相平均晶粒尺寸相比淬火前减小47.9%;在该功率进行4次表面淬火后,α-Ti相平均晶粒尺寸相比淬火前减小68.6%;表层晶粒尺寸的减小,可促进合金表层Al含量从约10.04%增加到600 ℃×4 h渗铝后的15.54%。

PIP/LQ复合工艺对炮钢材料性能的影响

罗乙淞, 王方舟, 祝伟, 陈甥怡, 罗德福

2025, 50(2): 298-303. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.048

摘要 ( 6 )

PDF (3696KB) ( 2 )

针对炮钢材料25Cr3Mo3NiNbZr钢,结合可控离子渗入(Programable ion permeation, PIP)与激光淬火(Laser quenching, LQ)两种工艺优势进行复合处理以提升其表面性能。试验材料经调质预处理后,先进行PIP处理,再以不同扫描速度进行激光淬火。通过金相观察、XRD分析、显微硬度测试、电化学腐蚀以及中性盐雾试验等方法表征试样性能。结果表明,在2.31~3.00 J/mm²的激光能量密度扫描下,部分化合物层发生了分解,降低了表面硬度;扩散层生成含氮马氏体,次表层硬度峰值得到提高。激光扫描速度为39 mm/s(激光能量密度为2.31 J/mm²)时工艺最佳,此时组织细化,含氮马氏体转变较多,表层氮化物损失较少,有效缓解“蛋壳效应”。PIP/LQ复合工艺处理试样的耐腐蚀性能虽低于PIP处理试样,但仍高于未处理试样,因此,PIP/LQ复合工艺在提高炮钢材料表面性能方面具有可行性。

采煤机行走轮的常见失效问题及应对策略

何潇, 许鸿翔, 师陆冰, 陈生超, 李子岩, 戎泽玉, 李福利

2025, 50(2): 304-311. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.049

摘要 ( 13 )

PDF (2536KB) ( 6 )

行走轮作为采煤机行走装置的执行机构,由于受强冲击载荷作用常发生断齿事故,严重影响工作效率,且威胁到操作人员人身安全。首先阐述了行走轮磨损、断齿、剥落和齿面塑性变形等失效形式;之后针对断齿失效,总结了优化产品设计、合理选择材料、增加齿轮模数、安装保护装置和热处理工艺优化等应对策略;最后,提出将传统渗碳淬火工艺与Q-P-T工艺相结合对行走轮进行热处理来提高其强韧性的建议。

某塔筒螺栓断裂原因分析

张德美, 梁晓东, 张焰

2025, 50(2): 312-315. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2025.02.050

摘要 ( 14 )

PDF (2621KB) ( 9 )

风电用塔筒螺栓在使用过程中发生断裂,采用金相检验、扫描电镜-能谱分析、化学成分检测、力学性能检测等对断裂螺栓进行断裂原因分析。结果表明,断裂螺栓化学成分、力学性能均符合标准要求,显微组织无异常。断裂螺栓头部与杆部连接处的R值偏小。断裂面起源部位有锌镍渗镀层加深的现象存在。这说明调质处理时,在淬火应力的作用下,螺栓头部和杆部交接处产生了裂纹;使用时,在力的作用下,裂纹不断扩展,最终导致疲劳断裂。

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