金属热处理

裴晓格, 赵建翔, 顾祥宇, 王士嘉, 王云飞, 林媛, 张文康, 王红霞

2026, 51(1): 1-11. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.001

摘要 ( 45 )

PDF (9322KB) ( 34 )

对相同厚度的1.60%Si和3.52%Si无取向硅钢热轧板在相同温度常化后进行一次冷轧制备薄规格(0.25 mm)无取向硅钢,并对冷轧板分别进行980 ℃×3 min成品退火和980 ℃×(3~21) s间断退火试验。采用OM、EBSD、XRD和磁性能试验研究了Si含量对无取向硅钢组织和织构演变、再结晶动力学及磁性能的影响。结果表明,1.60%Si无取向硅钢由于Si含量较低,对晶界迁移阻碍作用较弱,常化处理后的晶粒尺寸增大,冷轧后易形成剪切带,为再结晶提供形核位点,再结晶退火时形核更早。而3.52%Si无取向硅钢由于Si含量高,使得冷轧后的组织内部储能高,为再结晶提供驱动力,相对于1.60%Si无取向硅钢,其再结晶动力学在前期较快,在后期较慢,但整体再结晶速率更快,优先发生完全再结晶,导致其成品退火板的平均晶粒尺寸较小,结合其强度较低的Goss织构、强度较高的γ纤维织构及高Si含量对铁磁相的稀释作用,使得磁感应强度(B₅₀₀₀)略有降低,为1.622 T,但铁损得到了明显改善,P_1.5/50、P_1.0/400和P_1.0/1000分别降低了0.42、5.56和24.25 W/kg。

Er和Cu复合添加对A356合金组织与力学性能的影响

汤江涛, 冯丽, 冯恩浪, 姜岳峰, 梁田, 马颖澈

2026, 51(1): 12-21. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.002

摘要 ( 25 )

PDF (7209KB) ( 20 )

通过在A356铝合金中加入0.2%、0.4%稀土元素Er及复合添加0.1%Er、1.76%Cu,研究了Er、Cu对压铸成形A356铝合金微观组织和力学性能的影响。结果表明:加入稀土元素Er后,共晶Si的形貌由长纤维状或长棒状转变为细小的纤维状或点状结构,共晶Si的共晶转变温度及α-Al的熔化温度降低。随着Er含量的增加,合金的抗拉强度由242.0 MPa小幅升高至250.0 MPa,但伸长率由7.00%降低至5.50%。在A356铝合金中复合添加0.1%Er和1.76%Cu时,合金中形成了Al₃Er、Al₈Cu₄Er、Al₂Cu等金属间化合物,合金的抗拉强度为243.0 MPa,伸长率降低为1.50%,表明Er和Cu未表现出良好的协同强韧化作用。其主要原因是快速凝固促使富Cu相以粗大块状或团簇状在枝晶间析出,导致应力集中,并在拉伸过程中于其棱角处萌生微裂纹,从而严重恶化塑性。

回火温度对Si-Mn-Mo系贝氏体钢组织与性能的影响

唐家璇, 杨忠民, 笪光杰, 范长增, 陈颖, 李昭东, 王凯

2026, 51(1): 22-29. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.003

摘要 ( 30 )

PDF (4579KB) ( 28 )

通过SEM、TEM、XRD、硬度测量、室温拉伸试验和低温冲击试验,研究了正火后回火温度对不同Si含量的Si-Mn-Mo系贝氏体试验钢显微组织和力学性能的影响。结果表明:试验钢经200~400 ℃回火后的微观组织为板条贝氏体+残留奥氏体(薄膜状)+M-A岛,且残留奥氏体体积分数在5%以下,组织中M-A岛和残留奥氏体随回火温度的升高逐渐分解和转化。随着回火温度的升高,奥氏体转变为贝氏体组织,出现回火二次硬化现象,350 ℃回火时试验钢的硬度和强度均达到峰值,硬度值达到365 HV0.5以上,抗拉强度和屈服强度达到1400 MPa和1100 MPa以上。400 ℃回火后试验钢出现第一类回火脆性,低温冲击性能剧烈下降,高Si试验钢中较高含量的Si起到稳定残留奥氏体的作用,能够有效推迟第一类回火脆性。综合考虑Si含量和回火温度对试验钢组织和性能的影响,Si-Mn-Mo系贝氏体钢的Si含量宜取1.5%~2.0%,热处理工艺选择350 ℃回火2 h较合适。

辐照对氧化物弥散强化钢PM2000弥散相的影响

张明明, 沈寅忠

2026, 51(1): 30-34. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.004

摘要 ( 14 )

PDF (2205KB) ( 6 )

采用透射电镜,结合选区电子衍射和能谱分析对再结晶态PM2000钢辐照前后钢中弥散相颗粒进行了研究。结果表明,辐照后PM2000钢中弥散相颗粒的数量显著增加,弥散颗粒的数量密度由2.7×10²¹ m^-3增长为6.6×10²¹ m^-3。辐照没有对弥散颗粒的尺寸分布和形貌特征产生明显影响。在未辐照和辐照的PM2000试样中,大部分球形,颗粒尺寸相对较小的弥散颗粒被确定为具有简单正交晶系结构的YAlO₃,少量出现的尺寸较大的颗粒为Al₂O₃。经过辐照后,PM2000钢中Al-O和Y-Al-O相的化学成分发生了变化。辐照后,Al-O相的化学成分中原子分数Al元素平均值由32.5%降低为24.5%,O元素由23.3%增加为39.4%,即氧的含量显著增加,而铝的含量相对减少。同时,辐照后Y-Al-O相的化学成分为14.6%的Al和16.4%的Y,弥散颗粒中Al和Y的含量均有所下降。出现这一现象的原因是辐照引起了弥散颗粒中的Al和Y原子向基体中扩散。

镍基高温合金GH4169的晶粒长大行为

董国磊, 齐强强, 朱雪彤, 李震龙, 焦永星, 陈慧琴, 李荣斌

2026, 51(1): 35-39. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.005

摘要 ( 25 )

PDF (2738KB) ( 31 )

采用箱式电阻炉对高温合金GH4169进行不同加热温度(950~1100 ℃)和不同保温时间(10~240 min)的热处理试验,研究其晶粒长大规律。结果表明:随着加热温度的升高和保温时间的延长,GH4169合金的晶粒尺寸随之增大。保温时间为60 min时,加热温度为950~1000 ℃时,晶粒尺寸由28.32 μm长大到38.01 μm;加热温度为1000~1100 ℃时,晶粒尺寸由38.01 μm长大到108.01 μm。基于Anelli模型建立了GH4169合金在1000~1100 ℃下保温10~120 min的晶粒长大动力学模型,得出晶粒长大系数为0.24,晶粒长大激活能为151.497 kJ/mol,且模型计算值与试验值吻合度较好,相关系数为0.976。结合GH4169合金的显微组织及晶粒长大模型,当加热温度低于1000 ℃时,合金的晶粒尺寸长大速度较缓慢,当加热温度高于1000 ℃时,合金的晶粒尺寸长大速度较快。

基于JMatPro软件的Inconel 625镍基合金热处理工艺及物理性能探索

陈捷, 任毅, 王爽, 张帅, 王复越

2026, 51(1): 40-46. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.006

摘要 ( 28 )

PDF (3283KB) ( 25 )

通过JMatPro软件模拟计算,深入剖析了Inconel 625合金在热处理过程中的热力学平衡相组成、相变规律、流变应力状态以及1100 ℃淬火和450~700 ℃回火处理后的力学性能和物性参数。结果表明:Inconel 625镍基合金在室温下的平衡相组成包括γ相、M₆C相、δ相、μ相、M₂₃C₆相以及γ′相,对应的最高相比例分别为69.39%、1.09%、9.12%、15.93%、0.74%和3.73%;在450~700 ℃温度范围内对Inconel 625镍基合金进行1~4 h的回火处理时,随着回火温度的升高以及回火时间的延长,合金的屈服强度、抗拉强度和硬度均呈下降趋势。当回火温度达到600 ℃后,强度和硬度的下降速率逐渐趋于平缓。在25~1400 ℃的温度区间内,Inconel 625镍基合金的弹性模量、剪切模量和密度均随温度升高而逐渐降低,而泊松比则呈现逐渐升高的趋势。

强变形珠光体钢丝的微观组织特征

顾苏怡, 王仁忠, 闵娜

2026, 51(1): 46-50. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.007

摘要 ( 15 )

PDF (2455KB) ( 12 )

采用高分辨透射电镜分析了?0.65 mm的高碳强变形KSC92E珠光体钢丝的微观组织特征。结果表明,该钢丝珠光体层片间距平均厚度为47.0 nm。铁素体与渗碳体界面处存在大量位错,渗碳体内部碎化严重,存在大量新界面,被分割成许多细小的晶粒。位错在渗碳体的溶解过程中起着重要的作用,大量位错使得渗碳体片层局部出现错配及原子排布紊乱,导致渗碳体部分发生了变形分解。

晶粒分布特征对奥氏体不锈钢强塑性的影响机制

王志国, 高飞, 张孟昀, 尹嵬, 莫金强, 白晋钢

2026, 51(1): 51-55. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.008

摘要 ( 15 )

PDF (4041KB) ( 12 )

为探究晶粒分布特征对奥氏体不锈钢服役过程力学性能的影响,对316H奥氏体不锈钢热轧板沿厚度方向中心及1/4厚处取样,并进行不同的固溶处理,得到不同晶粒尺寸及分布的显微组织。利用高温拉伸试验和高温拉伸原位组织观察,分析了晶粒尺寸与均匀性对材料强度和塑性的作用机制。结果表明,随着平均晶粒尺寸增加,试验316H钢的强度下降,断裂总延伸率提高;而随着晶粒分布不均匀性的增加,其塑性会显著下降。拉伸过程中,晶界会首先发生变形并逐渐萌生裂纹,而晶粒内部主要发生塑性变形。随着加载力的提高,裂纹沿晶界逐渐扩展,促使整个晶粒之间产生分离。显微组织中晶粒尺寸的差异容易导致裂纹优先在大/小尺寸晶粒的边界萌生和扩展,并形成明显的裂纹源。这种晶粒的不均匀分布会显著恶化材料的塑性,应尽量避免。

TC2钛合金的高温力学性能及预测模型

邹伟, 彭金波, 韩中宝

2026, 51(1): 56-64. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.009

摘要 ( 15 )

PDF (4222KB) ( 5 )

对TC2钛合金在20~700 ℃范围内进行力学性能试验,测定了弹性模量、屈服强度、极限强度和断后伸长率随温度变化的规律,并与GB 51249—2017中模型预测值及同类钛合金TC4的实测数据进行了对比分析。同时,结合宏观断口形貌、微观组织及相变机制,探讨了不同温度下试样的拉伸断裂模式。结果表明,随着温度升高,TC2钛合金的强度和弹性模量显著下降,而断后伸长率逐渐增加。断口分析显示,随着温度的升高,断口形貌由平整光滑逐步演变为杯锥状特征,微观韧窝加深,塑性显著提升,呈现脆性向延性转变的趋势。显微组织分析表明,材料在接近β相区温度(600~700 ℃)时发生了一定程度的α相到β相转变,从而提升了塑性。综合比较,TC2钛合金在中低温区间的综合力学性能优于TC4钛合金,与GB 51249—2017模型预测值相比,TC2钛合金在600 ℃以下性能存在一定偏差,而在600~700 ℃区间预测结果较为吻合。基于实测数据构建了TC2钛合金高温性能折减预测模型,各模型预测值与实测值在20~700 ℃范围内基本吻合,回归系数均介于0.989~0.999之间,拟合精度较高。

U-2Nb合金试样尺寸对拉伸性能的影响

何兴会, 李鱼飞, 陈冬, 任志勇, 崔书山

2026, 51(1): 65-70. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.010

摘要 ( 10 )

PDF (3412KB) ( 9 )

U-2Nb合金拉伸性能的可靠性取决于晶粒尺寸和样品尺寸的匹配程度。采用铸造+均匀化热处理获得平均晶粒尺寸在1 mm左右的大晶粒合金,再经冷旋和再结晶热处理后获得平均晶粒尺寸约122 μm的小晶粒合金,大晶粒合金制备了?5 mm棒状和厚0.75、1.5 mm板状拉伸试样,小晶粒合金制备了?4 mm棒状和厚0.75、1.5 mm板状拉伸试样,研究了试样尺寸对合金拉伸性能的影响。结果表明,这4种规格拉伸试样的断口都具有准解理开裂特征,试样截面包含的晶粒数目多,断裂截面越平整,韧窝所占比例越大。拉伸试样尺寸主要影响抗拉强度、断裂总延伸率和断面收缩率。减小晶粒尺寸有利于降低不同尺寸拉伸试样之间力学性能指标的差异。为了在省料的前提下准确表示U-Nb合金的力学性能,对于大晶粒U-2Nb合金,推荐采用?5mm的棒状拉伸试样,此时屈服强度为511.7 MPa,抗拉强度为1047.0 MPa,断裂总延伸率为17.8%。对于小晶粒U-2Nb合金,推荐采用厚1.5 mm的板状拉伸试样,此时屈服强度为588.7 MPa,抗拉强度为1070.3 MPa,断裂总延伸率为23.7%。

退火处理对SLM成形316L不锈钢显微组织与性能的影响

雷灵修, 周家林, 杨慧慧, 黄高, 闫文青, 王琰琛

2026, 51(1): 71-78. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.011

摘要 ( 17 )

PDF (4992KB) ( 15 )

对比研究了不同退火工艺(500、800、1100 ℃×2 h)对激光选区熔化(SLM)成形316L不锈钢显微组织及电化学性能的影响,并探究其腐蚀机理。结果表明:经500 ℃退火后316L不锈钢的微观组织与SLM成形态试样差异不大,显微硬度达到250 HV0.5;经800 ℃退火时,“鱼鳞状”熔池边界变得模糊,形成大量长条状不规则形貌的组织,内部胞状、柱状亚结构几乎消失,显微硬度降低到221 HV0.5;当退火温度升高到1100 ℃时,316L不锈钢经历了再结晶过程,晶粒尺寸明显增长,胞状、柱状亚结构完全消失,位错密度降低,试样显微硬度显著下降,为173 HV0.5。SLM成形316L不锈钢钝化膜的形成与亚结构有关,亚晶界和晶界促进钝化膜的形成,耐蚀性随退火温度升高而降低,但在1100 ℃退火时由于发生了再结晶,耐蚀性有所提升。

M50轴承钢高温硬度与高温强度的关系

刘占彬, 高怡斐, 刘兰舟, 马亚鑫, 陈新, 栗伟通, 张敬敏, 李硕

2026, 51(1): 79-86. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.012

摘要 ( 12 )

PDF (6209KB) ( 8 )

采用金相显微镜、扫描电镜及高温XRD对M50高温轴承钢进行了显微组织表征;利用高温硬度试验和高温拉伸试验,获得了不同温度下该轴承钢的力学性能数值,并通过Origin软件对M50高温轴承钢高温硬度和高温强度的数据进行了处理。组织分析结果表明,从室温到500 ℃,M50轴承钢的组织形态均为细小针状回火马氏体及棒状、颗粒状碳化物,结合高温XRD结果,印证了高温下M50轴承钢的组织稳定性。高温硬度试验和高温拉伸试验结果表明,该材料从室温到500℃的硬度与强度均随温度升高而降低。借助Origin软件,拟合得到该材料室温到500 ℃内屈服强度、抗拉强度与硬度之间均具备线性关系,展现了通过高温硬度预测高温强度的潜力。

淬火冷速对PH13压铸模具钢热疲劳性能的影响

王逸峰, 吴博雅, 吴晓春

2026, 51(1): 87-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.013

摘要 ( 16 )

PDF (7093KB) ( 15 )

采用Uddeholm自约束热疲劳试验方法分别对经过油淬、气淬和慢冷3种不同淬火工艺的PH13钢进行热疲劳试验,对比分析了热疲劳试验后试样的表面形貌、截面形貌、显微组织、显微硬度梯度和疲劳损伤因子,研究淬火冷速对材料热疲劳性能的影响。结果表明,油淬试样较气淬和慢冷试样的裂纹宽度较窄,深度较浅,软化程度较小。这是由于淬火冷速较快,高温下碳和合金元素难以从奥氏体中向外扩散,室温下得到的马氏体中合金元素含量较高,固溶强化效果好,材料的强度和硬度较高,且在高温下马氏体回复和碳化物粗化速度较慢,热疲劳性能较好。慢冷试样在淬火时会沿晶析出富Cr碳化物,这种碳化物形状不规则且在高温下容易发生粗化,成为裂纹扩展的通道,导致热疲劳性能的恶化。

淬火介质对1Cr17Ni2调质钢组织与性能的影响

王军, 李智勇, 巢昺轩, 王豪, 郭楠, 应俊龙, 张韶佳

2026, 51(1): 95-102. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.014

摘要 ( 22 )

PDF (9346KB) ( 28 )

采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)等表征手段,结合拉伸试验及冲击试验,系统研究了不同淬火介质(油、水、5%、10%和15%浓度NaCl水溶液)对1Cr17Ni2马氏体不锈钢调质处理(1030 ℃×80 min+500 ℃×80 min)后组织演变及力学性能的影响。结果表明,不同淬火介质处理试样的显微组织均由回火马氏体基体、弥散分布的细小碳化物及少量高温铁素体构成,其中NaCl水溶液淬火试样的马氏体板条更细小。与传统油淬相比,NaCl水溶液淬火试样的强度更高,但冲击性能较差。当采用15%NaCl水溶液作为淬火介质时,力学性能数据离散度显著降低,1Cr17Ni2钢表现出更优异的性能稳定性。

渗碳M50NiL钢不同等离子渗氮温度对脉状组织形成的影响

刘丽丹, 唐庆, 梁益龙, 张理博, 孙宇莞, 张泷云

2026, 51(1): 103-110. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.015

摘要 ( 7 )

PDF (8549KB) ( 10 )

研究了M50NiL齿轮钢渗碳后的等离子渗氮温度对脉状组织形成的影响。利用金相显微镜、扫描电镜和自动显微硬度计等分析了碳氮复合渗层的碳氮化物、元素分布、显微硬度等。结果表明:随着离子渗氮温度的降低,表面白亮层厚度逐渐减少,在520、495和470 ℃离子渗氮时白亮层厚度分别约为10、3.6和2.7 μm。渗碳试样的渗碳层厚度接近1900 μm,表层硬度为740 HV0.2,经离子渗氮后试样表层硬度接近1200 HV0.2,比渗碳试样提高62%。经520 ℃离子渗氮后,M50NiL钢复合渗层中存在大量脉状析出物,主要为碳氮化物并在晶界位置聚集。离子渗氮温度由520 ℃降低到470 ℃时,碳氮化物析出相形态进一步改善为以圆形及椭圆形为主,少量以短棒状形态存在,脉状组织基本消除。这种复合渗层组织具有超高硬度,可进一步增加材料表面残余压应力,并且使用时可以避免在脉状组织聚集的晶界快速萌生裂纹,有利于提高构件的接触疲劳和弯曲疲劳强度。

回火温度对40Cr15Mo2VN高氮不锈轴承钢组织与性能的影响

蒋丹青, 程莉, 崔潮宇, 李天淳

2026, 51(1): 110-115. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.016

摘要 ( 12 )

PDF (4368KB) ( 11 )

对40Cr15Mo2VN高氮不锈轴承钢进行1060 ℃淬火及不同温度(160~560 ℃)回火处理,研究了回火温度对该钢显微组织、碳化物分布、硬度以及耐腐蚀性能的影响。结果表明,在160~360 ℃回火温度范围内,组织为回火马氏体及弥散分布的碳化物,当回火温度处于410~510 ℃时,组织表现为回火屈氏体,继续升高回火温度至560 ℃时,组织为回火索氏体。碳化物粒径均大多处于0~1 μm之间,回火温度低于360 ℃时,粒径小于2 μm的碳化物数量随温度升高逐渐增加,继续升高回火温度,小尺寸碳化物逐渐聚集形成超过5 μm以上的碳化物颗粒。随回火温度的升高,硬度先降低后升高再降低,而耐腐蚀性则逐渐降低,且盐雾腐蚀失重率与回火温度呈指数关系。

热变形温度对高强塑积汽车用中锰钢组织与性能的影响

包科杰, 赵强, 李月梅

2026, 51(1): 116-123. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.017

摘要 ( 9 )

PDF (4052KB) ( 8 )

为提升汽车用中锰钢的强塑积,对中锰钢进行了不同温度的热加工变形。采用扫描电镜、透射电镜和拉伸试验机等研究了不同变形温度(750~1050 ℃)下汽车用中锰钢的显微组织和力学性能变化,并分析了其作用机理。结果表明,不同温度变形后退火态中锰钢中均可见板条马氏体、薄膜状残留奥氏体和碳化物,其中,析出相以块状或者颗粒状(Nb,V)C相为主。随着变形温度从750 ℃增加至1050 ℃,析出相平均尺寸先减小后增大,在变形温度为950 ℃时取得最小值(20 nm),此时碳化物在基体中弥散分布,板条马氏体平均宽度为0.34 μm。随变形温度升高,中锰钢的抗拉强度逐渐减小,屈服强度和断后伸长率先增后减,在变形温度为950 ℃时取得最大值。变形温度为950 ℃时,中锰钢取得最大强塑积(33.238 GPa·%),这主要与组织中板条马氏体平均宽度减小、残留奥氏体含量较高,以及细小碳化物弥散析出有关。

固溶温度对LNG储罐用高锰钢组织与性能的影响

齐祥羽, 刘攀, 严玲, 苏幼明, 刘鹏程, 刘粤龙

2026, 51(1): 124-132. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.018

摘要 ( 11 )

PDF (5926KB) ( 10 )

通过OM、SEM、EBSD、EPMA、TEM等分析手段和拉伸、冲击和硬度测试研究了固溶温度对LNG储罐用高锰钢显微组织和力学性能的影响。结果表明:试验钢在500 ℃固溶处理时,其组织性能与热轧钢板相比未发生明显变化;固溶温度为600~800 ℃时,奥氏体晶粒尺寸为10~15 μm,晶界处析出大量碳化物,屈服强度由400 MPa降低至379 MPa,抗拉强度几乎无变化,为879~880 MPa,-196 ℃冲击吸收能量较差,仅50 J左右;当固溶温度升高至900~1000 ℃时,屈服强度和抗拉强度急剧降低,-196 ℃冲击吸收能量升高。当热轧钢板在600~800 ℃固溶处理时,沿晶界析出的(Cr, Mn)₂₃C₆型碳化物显著降低了奥氏体晶界间的结合力,降低了冲击裂纹形成功和裂纹扩展功,从而严重恶化试验钢的低温韧性。当固溶温度升高至1000 ℃后,试验钢的-196 ℃冲击吸收能量达180 J,晶界处的碳化物完全回溶,晶粒长大,在冲击载荷作用下产生大量机械孪晶,甚至激活二次孪晶系统,有效抑制裂纹的行核和扩展,是试验钢低温韧性优异的主要原因。

热变形温度对TA2纯钛微观组织与力学性能的影响

乔恩利, 张明玉, 顾忠明

2026, 51(1): 133-137. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.019

摘要 ( 11 )

PDF (2231KB) ( 12 )

通过热压缩试验,结合微观组织表征、电子背散射衍射(EBSD)与X射线衍射(XRD)分析,研究了TA2纯钛在低温(20、250 ℃)和高温(550~850 ℃)时的热变形行为。结果表明:TA2纯钛的微观组织形貌受到变形温度显著影响,低温(20、250 ℃)变形时为破碎的变形组织,经中高温(550~750 ℃)变形时发生动态再结晶,转变为均匀等轴晶,但在850 ℃变形时发生晶粒粗化,形成粗大组织。EBSD织构分析进一步揭示了晶粒取向由低温变形时的随机分布逐渐发展为高温变形时的强织构,且织构强度在850 ℃时达到最大值6.8。XRD分析表明,随着变形温度的升高,(1010)与(1120)衍射峰持续增强,揭示了晶体缺陷消除与完整性恢复的过程,而(0002)与(1011)衍射峰相对强度的反转则证实了不同晶面在热激活恢复过程中存在差异性。宏观力学行为上,流变应力曲线由低温的加工硬化主导转变为中温的动态再结晶软化,而在高温下由动态回复与晶粒粗化共同主导,呈现稳定的稳态流变。

热机械处理工艺对ER8车轮钢组织与力学性能的影响

石晓辉, 乔语祺, 陈嘉彬, 乔珺威, 霍锋锋

2026, 51(1): 138-144. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.020

摘要 ( 10 )

PDF (4157KB) ( 3 )

基于12种热机械处理工艺获得了不同组织形态的ER8车轮钢,进而对比了其拉伸性能。结果表明,相较于850 ℃和900 ℃热变形,950 ℃热变形使组织中的珠光体区尺寸及先共析铁素体尺寸明显增大。在给定热变形温度条件下,700 ℃热处理对ER8钢组织形态影响不大,热处理温度超过800 ℃以后,组织中的先共析铁素体体积分数迅速降低,晶粒尺寸也逐渐变小。分析拉伸性能可知,在给定热变形温度下,700 ℃热处理降低了ER8钢热变形所引入的残余应力,使得强度降低,塑性升高。而随着热处理温度的继续上升,ER8钢则整体呈现出强度升高,塑性降低的趋势,这与组织中铁素体含量的降低与珠光体的含量的升高有关。ER8车轮钢在850 ℃热变形+800 ℃热处理工艺条件下可取得最高的强度及较好的塑性,其屈服强度为595 MPa,抗拉强度为920 MPa,断裂总延伸率达到19%。

退火温度对含铜00Cr13Si2钢显微组织、力学性能和磁性能的影响

石浩, 李绍宏, 李权, 李根, 包汉生

2026, 51(1): 145-152. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.021

摘要 ( 11 )

PDF (3917KB) ( 10 )

采用倒置金相分析系统、透射电镜、软磁直流测量装置以及交直流软磁磁滞回线仪等研究了退火温度对含铜00Cr13Si2钢显微组织、力学性能和磁性能的影响。结果表明,随着退火温度的升高,试验钢的晶粒尺寸和析出相尺寸均增大,晶粒形貌由扁平状逐渐向近等轴状转变,小晶粒数量显著减少,而抗拉强度和铁损逐渐降低。同时,高温退火(850 ℃)下析出相由小于10 nm 粗化至约 20 nm,并在组织中呈不均匀分布。综合考虑,退火温度选择700 ℃时,该钢具有较好的力学性能和磁性能匹配,抗拉强度为591 MPa,屈服强度为463 MPa,磁感应强度B₂₅、B₅₀和B₁₀₀分别为1.34、1.43和1.53 T,在保证较高强度的同时获得最低的铁损和良好的磁滞特性。

淬火配分工艺对430铁素体不锈钢组织与性能的影响

孟立鑫, 李文琪, 汪英芝, 夏伊婷, 梁伟

2026, 51(1): 153-158. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.022

摘要 ( 9 )

PDF (5700KB) ( 9 )

研究了一步淬火配分(Quenching and partitioning,Q&P)和两步Q&P工艺对430铁素体不锈钢微观组织与力学性能的影响。结果表明,经两步Q&P处理后,430铁素体不锈钢形成了铁素体、马氏体和残留奥氏体复相组织;而经一步Q&P工艺处理后,仅形成铁素体和马氏体双相组织。在一步Q&P工艺中,由于碳原子的扩散速率较低,无论是调控配分时间还是配分温度,均未能使残留奥氏体稳定保留至室温。经一步Q&P工艺处理后,试样的强塑积范围为9.3~11.4 GPa·%,而经过两步Q&P工艺处理后,试样的强塑积为17.0 GPa·%。残留奥氏体的存在显著提升了材料的塑性和强塑积。尽管一步Q&P工艺具有简便高效的优势,但并不适用430铁素体不锈钢的性能优化。

回火温度对1100 MPa级超高强钢组织与性能的影响

董敬文, 王天琪, 弓硕, 贾涓, 柴希阳, 罗小兵

2026, 51(1): 159-166. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.023

摘要 ( 14 )

PDF (5006KB) ( 15 )

以控轧控冷(TMCP)+回火(T)工艺制备的低碳超高强钢为研究对象,采用扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)、X射线衍射(XRD)、拉伸试验和冲击试验等方法,系统研究了回火温度(500、550和600 ℃)对1100 MPa级超高强钢微观组织、纳米相析出和力学性能的影响。结果表明,相较于TMCP态,500 ℃回火后,屈服强度和抗拉强度分别上升至1173 MPa和1276 MPa,－20 ℃和－84 ℃冲击吸收能量下降至107 J和55 J。随回火温度升高,屈服强度先增加后降低,抗拉强度逐渐降低,低温韧性逐渐增强。TMCP态试验钢的组织为板条马氏体,回火后组织为回火马氏体。500~600 ℃回火条件下,试验钢中形成细小的NiAl纳米相及逆转变奥氏体,纳米相的析出强化作用和逆转变奥氏体的增韧作用对强韧性匹配产生重要影响。在600 ℃回火条件下获得良好的强韧性匹配,其屈服强度为1160 MPa,抗拉强度为1212 MPa,－20 ℃和－84 ℃冲击吸收能量为199 J和194 J。

MQPT工艺处理30CrNiMo钢的抗爆轰性能

杨鹏伟, 高金海, 王彬, 王栋栋, 汪军, 焦春晖, 洪振军, 贾晓帅

2026, 51(1): 166-172. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.024

摘要 ( 9 )

PDF (3105KB) ( 8 )

采用新型多循环淬火-配分-回火(Multi-cycle quenching-partitioning-tempering, MQPT)工艺对30CrNiMo钢板进行处理,并对其抗爆轰性能进行分析。通过与常规工艺处理30CrNiMo钢板进行抗爆轰对比试验,结合有限元方法对爆轰过程进行模拟分析,利用微观组织表征手段,对MQPT处理增强30CrNiMo钢抗爆轰性能的机理进行探讨分析。结果表明:在6 kg的TNT当量爆轰条件下,相比于常规工艺,MQPT处理30CrNiMo钢板的变形量减少32.7%;MQPT处理30CrNiMo钢组织为细晶马氏体+薄膜状残留奥氏体,基体强化以及残留奥氏体的TRIP效应使得MQPT处理30CrNiMo钢获得更好的抗爆轰性能。

无磁钢钻杆摩擦焊及焊后热处理组织与力学性能

朱璋琳, 曹晨, 史姗

2026, 51(1): 173-178. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.025

摘要 ( 10 )

PDF (4126KB) ( 6 )

为了延长定向钻进高氮奥氏体不锈钢无磁钢钻杆的使用寿命、降低生产使用成本,采用连续驱动摩擦焊技术,将接头与管体进行焊接,并对焊接接头进行热处理,以研究热处理对无磁钢钻杆焊接接头微观组织与力学性能的影响。结果表明,摩擦焊接头的焊缝区组织较为细小,但焊缝两侧的组织被拉长,且焊缝区有少量Cr的碳氮化物沿晶界析出。经过焊后热处理,焊接接头的组织恢复均匀,析出相重新溶解于基体,奥氏体晶粒进一步长大。与摩擦焊接头相比,焊后热处理虽使焊缝区晶粒长大,导致焊缝的硬度、屈服强度和抗拉强度有所降低,但减小了焊缝与热影响区之间的硬度梯度,显著提高了焊接接头的伸长率和冲击性能。当前焊后热处理在改善接头韧性与硬度分布的同时,也因强度损失导致屈服强度不符合API 7-1-2023标准。后续需优化热处理工艺,以实现强度与韧性的最佳平衡。

终轧温度和卷取温度对V-Ti微合金化耐候钢组织与性能的影响

崔凯禹, 李正荣, 李海波, 陈述, 汪创伟, 熊雪刚, 刘一博

2026, 51(1): 179-188. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.026

摘要 ( 8 )

PDF (7439KB) ( 4 )

通过连续冷却热模拟试验和热轧试验,结合力学性能、低温冲击性能、显微组织和析出相的表征,研究了终轧温度和卷取温度对V-Ti微合金化耐候钢组织与性能的影响。结果表明:当终轧温度从880 ℃降低到830 ℃,试验钢的晶粒细化,(V, Ti)(C, N)析出相的体积分数和尺寸皆增加,使细晶强化增量提高、沉淀强化和固溶强化增量降低、韧性断裂强度提高,导致试验钢强度降低但低温冲击吸收能量提高;当卷取温度从600 ℃降低到550 ℃,试验钢的晶粒明显细化,(V, Ti)(C, N)析出相的体积分数和尺寸皆减小,使细晶强化增量提高、沉淀强化增量降低、固溶强化增量提高、韧性断裂强度提高,导致试验钢强度和低温冲击吸收能量提高;采用880 ℃的终轧温度和550 ℃的卷取温度时,试验钢可避免表面组织中铁素体晶粒异常长大,并实现最优的综合性能匹配,其中屈服强度、抗拉强度、断后伸长率和-80 ℃冲击吸收能量分别达到568 MPa、661 MPa、23.0%和142 J。

轧制工艺对Mg-14Li-0.18Al-0.5Ca-0.5Y合金组织与性能的影响

魏军祥, 边丽萍, 李灵浩, 王涛, 陈鹏, 郑留伟, 梁伟

2026, 51(1): 189-194. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.027

摘要 ( 9 )

PDF (3901KB) ( 7 )

设计了一种新型的Mg-14Li-0.18Al-0.5Ca-0.5Y合金,并对其进行单道次10%、30%压下量冷轧及单道次30%压下量热轧的3种轧制。采用金相显微镜、扫描电镜(SEM/EDS)、X射线衍射仪和万能电子拉伸机探究不同轧制方式对铸态合金组织及力学性能的影响。结果表明,铸态Mg-14Li-0.18Al-0.5Ca-0.5Y合金主要由β-Li基体、Al₂Y和(Mg, Al)₂Ca相构成。经冷轧,单道次10%压下量轧制,合金中(Mg, Al)₂Ca和Al₂Y颗粒数量显著增加,晶粒内分布有细小弥散AlLi相。冷轧,单道次30%压下量下,(Mg, Al)₂Ca和Al₂Y颗粒沿轧制方向拉长,形成条带状组织,合金中AlLi颗粒数量变多。热轧,单道次30%压下量下,高温促进了Al、Li等元素的扩散,使得AlLi相和Al₂Y相大量析出。其中,经单道次30%压下量冷轧后,合金强度-塑性协同提高,且总压下量80%时,合金综合力学性能最好,抗拉强度和断裂总延伸率分别为220 MPa和24%。

淬火温度对20CrMnSi耐磨钢组织与硬度的影响

吴栋锐, 呼陟宇, 孟佳红, 王海燕, 邓想涛, 袁晓鸣, 李浩

2026, 51(1): 195-200. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.028

摘要 ( 12 )

PDF (5836KB) ( 7 )

通过扫描电镜、电子背散射衍射、硬度测试等研究了淬火温度对低合金耐磨钢板20CrMnSi显微组织与硬度的影响。结果表明,试验钢经850~1000 ℃淬火后的组织均为马氏体,随着淬火温度的升高,马氏体板条宽度以及板条块大小逐渐增大,硬度呈现先上升后下降的趋势,在950 ℃淬火时硬度达到最大值539 HV3。硬度的变化与晶粒尺寸、晶粒长径比及位错密度密切相关,在950 ℃淬火时,代表内部位错密度的KAM平均值最高。

淬火温度对27CrMnB履带钢磨损性能的影响

柴湘雨, 霍喜伟, 宋玉卿, 李承, 蓝慧芳, 杜林秀

2026, 51(1): 200-206. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.029

摘要 ( 12 )

PDF (4323KB) ( 7 )

对27CrMnB履带钢进行不同温度淬火+200 ℃回火处理,研究了不同淬火温度条件下27CrMnB钢的力学性能,从磨痕深度、磨痕宽度、磨损体积和摩擦因数等方面对试验钢摩擦磨损行为进行了分析,讨论了磨损过程中的磨损机制。结果表明,随着淬火温度由850 ℃升高至1050 ℃,试验钢的强度、硬度和韧性整体呈现先升高后降低的趋势,900 ℃淬火时的强韧性最高。900 ℃淬火+200 ℃回火后,试验钢的磨痕宽度和深度最小,平均磨损面积也最小,磨痕形貌主要由犁沟和剥落坑组成。随淬火温度的继续升高,试验钢的磨痕宽度和深度增加。试验钢的摩擦因数与表面硬度相对应,耐磨性能与硬度呈正相关。850~900 ℃淬火时试验钢的摩擦因数相对较小,表现出优良的耐磨性,在900 ℃淬火时具有最佳的强韧性与耐磨性能匹配。

热处理对316L钢/Inconel625镍基合金双金属增材结构件微观组织与力学性能的影响

王天琪, 李浩然, 刘海华, 李晨东

2026, 51(1): 207-213. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.030

摘要 ( 8 )

PDF (5463KB) ( 10 )

采用基于冷金属过渡焊的电弧快速成形技术制备得到316L-Inconel625双金属增材结构件,研究了固溶处理、时效处理以及固溶+时效处理对双金属结构件微观组织与力学性能的影响。结果表明:沉积态试样316L钢侧的组织主要为等轴奥氏体晶粒;Inconel625合金侧组织为柱状树枝晶,基体组织为γ-(Fe,Ni)固溶体,并且在晶界上存在大量Laves相。固溶处理后,Inconel625合金侧的Laves相溶解,基体中Nb,Mo元素含量提升。同时通过EBSD观察到316L钢侧奥氏体晶粒发生再结晶,晶粒长大并且伴有退火孪晶。固溶+时效处理后的双金属结构件在室温下的抗拉强度与屈服强度较沉积态有所降低,但是塑性大幅提升,且在600 ℃高温下强度与塑性协同提升,抗拉强度达到353 MPa,伸长率达到45.5%。

回火温度对42CrMo钢组织与力学性能的影响

嵇萌萌, 翁华晶, 朱晓磊, 陆晓峰, 王健

2026, 51(1): 214-220. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.031

摘要 ( 18 )

PDF (5524KB) ( 17 )

对850 ℃淬火后的42CrMo钢进行不同温度(550~590 ℃)的回火处理,采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)及电子背散射衍射(EBSD)等手段研究了回火温度对42CrMo钢组织与力学性能的影响。结果表明,42CrMo钢在550~590 ℃回火后,随着回火温度升高,淬火马氏体逐渐发生分解,渗碳体由片状向颗粒状或弥散状形貌转变,组织均匀性提升。在570 ℃回火时,42CrMo钢的回火索氏体形貌更为典型,组织更稳定。随着回火温度的升高,42CrMo钢的强度和硬度逐渐降低,伸长率逐渐增大,冲击吸收能量先升高后降低。经570 ℃回火后的42CrMo钢获得了较优的强度、塑性和韧性匹配,表现出良好的综合力学性能,满足矿山机械重载齿轮类的使用需求。

激光冲击处理对301L不锈钢弯曲变形的影响

王岗, 刘磊, 张成国, 陈俊, 朱然, 孙博宇

2026, 51(1): 221-225. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.032

摘要 ( 9 )

PDF (3236KB) ( 13 )

采用激光冲击成形(LSF)技术对301L不锈钢板进行单面冲击成形试验,研究了搭接率和冲击次数对301L不锈钢弯曲变形的影响规律,分析了激光冲击对301L不锈钢板表面形貌以及残余应力的影响。结果表明:相同激光参数下,301L不锈钢的曲率半径随激光冲击次数的增加而持续减小,但其下降速率逐渐减缓。当激光冲击次数较少时,曲率半径的减小受搭接率的影响较大,而随着冲击次数的增多,减小趋势显著减小。曲率半径的大小与光斑搭接率和冲击次数呈负相关关系,建立了曲率半径与搭接率、冲击次数之间的数学模型。相同激光冲击参数下,随着搭接率的增加,301L不锈钢板表面凹坑更加明显,搭接区域凹坑深度变大,表面粗糙度明显增大。在激光冲击1次时,搭接率每提升10%,残余压应力的提升幅度稳定在14%~18%区间。

高温预时效对6061铝合金第二相粒子与力学性能的影响

谭国寅

2026, 51(1): 226-229. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.033

摘要 ( 10 )

PDF (2487KB) ( 7 )

对6061铝合金进行固溶+常规时效和固溶+高温预时效+低温时效处理,利用OM、SEM、TEM和拉伸试验机研究了高温预时效对其组织与力学性能影响。结果表明,较常规时效,增加高温预时效后,合金中析出第二相粒子更为均匀细小,可充分钉扎晶界,联合低温再时效工序能有效抑制合金的再结晶过程,使6061铝合金强度和伸长率提高。

结合金属沉积型3D打印件的后续热处理工艺

沈浩斌, 周功苗, 陈洁, 曹宇, 陈雷清

2026, 51(1): 230-235. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.034

摘要 ( 11 )

PDF (4126KB) ( 11 )

研究了固溶、时效和固溶+时效3种后续热处理工艺对结合金属沉积型3D打印316L不锈钢试样组织与性能的影响。结果表明,相比1000 ℃固溶处理和900 ℃时效处理,1000 ℃固溶+900 ℃时效处理使3D打印试样孔隙率下降更显著,并使条状碳化物向块状/短杆状转变,引起位错运动阻碍效应增强和应力集中程度下降,导致3D打印试样的抗压强度由热处理前的807 MPa提高至1207 MPa。

热处理工艺对3D打印20Cr13Mo模具钢组织与性能的影响

潘诗良, 刘庆冬, 王泽民, 许媛媛

2026, 51(1): 236-240. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.035

摘要 ( 8 )

PDF (2877KB) ( 8 )

利用选择性激光熔化(SLM)技术,即3D打印技术,制备了20Cr13Mo模具钢,并对其进行不同工艺的热处理。利用扫描电镜、硬度测试和冲击测试对其组织与性能进行表征。结果表明,打印态20Cr13Mo模具钢组织主要为针片状高碳马氏体和残留奥氏体,回火后马氏体组织相对较粗,奥氏体组织比例增大。淬火和深冷处理结合后,钢的组织为板条马氏体。打印态20Cr13Mo模具钢硬度以及冲击吸收能量均较低,增加回火后其硬度略微降低,但冲击吸收能量大幅提升。淬火处理后,钢的硬度大幅提升,但冲击吸收能量最低。相对打印态,淬火后增加深冷处理,不仅能提高硬度,还可提升冲击吸收能量。经1030 ℃淬火+－196 ℃深冷+250 ℃回火后,20Cr13Mo模具钢具有最佳的综合力学性能。

热处理对等离子弧增材制造Ti-6Al-4V合金微观组织与力学性能的影响

王亚齐, 李亚萍, 乔柳平, 唐俊榕, 陈沙

2026, 51(1): 241-247. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.036

摘要 ( 21 )

PDF (4566KB) ( 6 )

采用等离子弧增材制造(Plasma arc additive manufacturing)技术制备Ti-6Al-4V钛合金沉积试样,对其进行不同制度的去应力退火和固溶时效处理,通过光学显微镜和力学性能测试分析了不同热处理工艺对等离子弧增材制造Ti-6Al-4V钛合金微观组织与力学性能的影响规律。结果表明,经去应力退火后Ti-6Al-4V钛合金主要为网篮组织,随着退火温度的升高,片层α相逐渐长大,组织粗化,试样强度降低,伸长率提高,但退火冷却速率的变化对试样微观组织和力学性能的影响不大。经固溶时效处理后Ti-6Al-4V钛合金基体相也为网篮组织,但组织均匀性提高,力学性能更加优异。经去应力退火和固溶时效处理后的Ti-6Al-4V钛合金均存在力学性能各向异性,且X方向和Z方向的力学性能差异较大,表现为Z方向的伸长率远远高于X方向,而强度则相反。建议采用920 ℃固溶1.5 h,水淬+500 ℃时效2 h,空冷的热处理制度,等离子弧增材制造Ti-6Al-4V钛合金具有最佳的综合力学性能。

局部固溶处理对SA-516 Cr.415N+2205复合板组织与力学性能的影响

解士涛, 金鑫, 解丽君, 李超, 解晓亭

2026, 51(1): 248-253. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.037

摘要 ( 7 )

PDF (2095KB) ( 9 )

采用假设检验法(试错法)对比分析了SA-516 Cr.415N+2205复合板不同局部固溶处理方案下的微观组织与力学性能。结果表明,复合板封头热成形后不进行局部固溶处理时,2205钢覆材的耐蚀性急剧下降,冲击性能不满足要求。通过改进局部固溶处理方案,确定了合适的固溶温度和保温时间,可使复合板既实现2205钢覆材的双相平衡和较好的耐蚀性能,又保证了SA-516 Cr.415N钢基材的强度和韧性,综合性能满足要求。最终局部固溶处理方案为:热变形复合板整体先加热到920 ℃,保温30 min之后,再在8 min内迅速升温至990 ℃,保温10 min之后出炉,对覆材一侧持续喷水以快速冷却,冷却约15 min后降温至200 ℃以下时停止喷水,继续空冷。

热处理工艺对新型高强韧弹簧钢组织与性能的影响

董国超, 周澍, 汤志浩, 彭彬, 黄艳灵, 吕玲芳, 张阳

2026, 51(1): 253-258. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.038

摘要 ( 12 )

PDF (4311KB) ( 14 )

为满足汽车钢板弹簧高承载、轻量化、高的抗疲劳性能需求,设计了一种新型中碳中硅弹簧钢,重点研究了淬火回火工艺对弹簧钢微观组织与力学性能的影响。结果表明:在850~880 ℃保温15~30 min后油淬,然后在260~290 ℃回火40~50 min时,试制弹簧钢兼具高强度和高韧性,抗拉强度和屈服强度分别达到1850~1930 MPa和1650~1710 MPa,断裂总延伸率为10%~13%,断面收缩率为55%~60%,-50 ℃冲击吸收能量为45~50 J。使用该试验弹簧钢材料和热处理工艺制备某车型钢板弹簧并开展疲劳台架试验,在45.6万次后仍未断裂,满足极限应力1300 MPa的高应力需求和1P±53.6 mm振幅条件下10万次不断裂的寿命要求,并实现板簧减重10%。

双重退火工艺对TC25G钛合金轧制棒材组织与性能的影响

陶海林, 孙虎代, 蒋纪新, 张伟, 王少阳, 冯秋元

2026, 51(1): 259-263. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.039

摘要 ( 9 )

PDF (3124KB) ( 15 )

研究了双重退火工艺对TC25G钛合金轧制棒材显微组织和力学性能的影响。结果表明,随着一次退火温度的升高,合金初生α相含量降低,抗拉强度、屈服强度先降低后升高,冲击吸收能量先升高后降低。随着一次退火冷却速度的增加,组织发生了马氏体转变,合金的强度升高、塑性及冲击性能下降。合金经过不同温度二次退火后的显微组织均为双态组织,随着二次退火温度的升高,初生α相尺寸及β转变组织中片层宽度略微增加,合金的强度先降低后升高,冲击吸收能量先升高后降低。TC25G钛合金棒材经940 ℃×1 h,空冷+570 ℃×4 h,空冷的双重退火处理后的综合力学性能较好。

热处理工艺参数、试样尺寸及合金元素对等温淬火球墨铸铁力学性能的影响

杨宝清, 胡昭南, 邓春燕, 王力, 唐治恒, 安康, 汪虹

2026, 51(1): 264-268. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.040

摘要 ( 14 )

PDF (1949KB) ( 17 )

选取不同尺寸的QT700-2A球墨铸铁及合金球墨铸铁试样,对其进行奥氏体化(865、905 ℃)+等温淬火(300 ℃)+回火(280、320 ℃)处理,研究了热处理工艺参数、试样尺寸和合金元素对等温淬火球墨铸铁(ADI)性能的影响。结果表明,采用较低的奥氏体化温度可在提高ADI强度的同时使塑性略有提升,而较高的奥氏体化温度虽可使强度进一步提高,但同时使塑性降低。回火温度略高于等温淬火温度时,ADI在保持屈服强度的同时,塑韧性增强。随厚度增加,ADI抗拉强度、屈服强度和屈强比逐渐降低,塑性提高。增加合金元素不能有效提高ADI的强度和塑性,反而会增加材料成本。

真空固溶气淬压力对Ti-4Al-5Mo-5V-6Cr-1Nb钛合金显微组织与力学性能的影响

胡生双, 王浩军, 吉丽, 吴海峰, 王文博, 杜垚鑫

2026, 51(1): 269-274. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.041

摘要 ( 5 )

研究了真空固溶气淬压力(0.1和0.2 MPa)对Ti-4Al-5Mo-5V-6Cr-1Nb钛合金的显微组织、力学性能、断口形貌和硬度的影响。结果表明,Ti-4Al-5Mo-5V-6Cr-1Nb钛合金经900 ℃真空固溶高压气淬+530 ℃时效后的组织中均出现明显的细小层片状次生α相和残余β相。提高固溶气淬压力后,时效后的晶界α相组织更为粗大且模糊,出现不连续区域,晶内片层状α相片层厚度小幅增加,片层间距增大。与回充0.1 MPa氩气时相比,回充0.2 MPa氩气时冷速增大,合金的强度略有降低,但总体变化不大,在回充0.1 MPa氩气条件下LT向的强度最高。随着气淬过程从回充0.1 MPa氩气变为回充0.2 MPa氩气,断裂韧度呈现小幅度的提高,这是因为在固溶时效后析出的片层α相厚度随着冷却速率的提高而提高,因此断裂韧度也随之增大。另外,固溶气淬压力对Ti-4Al-5Mo-5V-6Cr-1Nb钛合金的硬度影响不大。

60E1A1-60E1尖轨跟端的热处理工艺优化

杜一飞, 王玲, 梁磊, 李健, 王浩成, 王浪

2026, 51(1): 274-278. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.042

摘要 ( 9 )

PDF (2539KB) ( 7 )

对R350HT钢AT轨所制60E1A1-60E1尖轨跟端进行全断面感应加热+吹风热处理,分析原材、加热温度、吹风位置对尖轨跟端组织与性能的影响。结果表明:原材中存在大量晶界铁素体时,跟端经过锻造热处理后,仍会有明显的晶界铁素体存在,导致尖轨跟端硬度和伸长率下降。加热温度低,跟端锻造热处理后索氏体含量高,顶面硬度与横断面硬度较高,但伸长率降低。多风盒吹风条件下,应尽量将过渡段和成形段完全置于低风压区域。通过控制原材质量、调整加热温度为930 ℃、将跟端过渡段置于单一风盒下的方式,可生产出强度超过1200 MPa、伸长率高于10%,且顶面硬度、断面硬度均满足欧洲标准的尖轨跟端产品。

喷丸处理对高强渗碳齿轮钢旋转弯曲疲劳性能的影响

陈为浩, 许自宽, 谷雪忠, 谷金波, 迟宏宵, 王斌, 张鹏, 张哲峰

2026, 51(1): 279-287. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.043

摘要 ( 11 )

PDF (6659KB) ( 5 )

对渗碳高强齿轮钢分别进行不同强度的喷丸处理(0.2、0.3和0.4 mmA),并测试、表征和分析了试样的表面损伤、残余应力、显微硬度和旋转弯曲疲劳强度及失效机制。结果表明:随喷丸强度增加,试样的表面粗糙度逐渐增大,并且0.3和0.4 mmA喷丸试样表面出现缺陷和断裂碳化物;喷丸处理后试样的残余压应力显著提升,但由于表面损伤导致0.3和0.4 mmA喷丸试样的近表面残余压应力发生松弛;随着喷丸强度增加,试样的疲劳强度呈先升后降的趋势,其中0.2 mmA喷丸试样的疲劳强度最优,而0.3和0.4 mmA喷丸试样中发现距表面100~250 μm处的聚集碳化物出现裂纹,导致其疲劳性能下降。

65Mn钢表面激光熔覆Cr₃C₂/Ni60AA复合熔覆层的组织与性能

邢朝钢, 钱志敏, 李宇佳, 盛惠朋, 周俊杰, 孙志鹏

2026, 51(1): 288-296. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.044

摘要 ( 9 )

PDF (5742KB) ( 8 )

采用激光熔覆技术在65Mn钢表面制备了Cr₃C₂/Ni60AA复合熔覆层。利用X射线衍射仪、扫描电镜、维氏显微硬度计、干砂橡胶轮磨损试验机、冲击磨损试验平台及盐雾试验箱等试验设备,研究了10%Cr₃C₂的添加对Ni60AA熔覆层物相组成、显微组织、显微硬度、耐磨性能、耐冲击磨损性能及耐蚀性能的影响。结果表明,Cr₃C₂部分溶解于熔覆层中,形成了Cr₇C₃及Cr₂₃C₆强化相,Cr₃C₂/Ni60AA复合熔覆层物相由γ-Ni、Cr₂₃C₆、CrB、FeNi₃、Ni₃B、Cr₃C₂及Cr₇C₃等相组成。相比Ni60AA熔覆层,复合熔覆层中少量未熔解的Cr₃C₂颗粒和弥散分布的Cr₇C₃及Cr₂₃C₆增强相使复合熔覆层的显微硬度、耐磨性能及耐冲击磨损性能均优于Ni60AA熔覆层,但耐蚀性能略有降低。

等离子熔注AlCoCrFeNi(TiB₂)_x高熵合金涂层的硬度及热疲劳性能

黄志强, 王华君, 赵小雨, 潘伟, 白江鸿

2026, 51(1): 297-301. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.045

摘要 ( 8 )

PDF (2212KB) ( 5 )

采用等离子熔注工艺在H13钢基体上制备了不同TiB₂添加量的AlCoCrFeNi(TiB₂)_x(x=5,10,15,20)高熵合金涂层,对其硬度和热疲劳性能进行了测试。结果表明,不同TiB₂添加量下,AlCoCrFeNi(TiB₂)_x高熵合金涂层硬度差异显著,x=5时涂层中生成硬质硼化物组织,硬度达到最大值750.04 HV0.1,x=10时硼化物消失,此后随x增大,涂层中BCC相含量增加,硬度呈逐步上升趋势。经1500次热循环后,各涂层抗热疲劳性能均优于H13钢基体:x=0时涂层预置裂纹尖端无明显裂纹,仅出现轻微氧化剥落,抗热疲劳性能最优;x=5时涂层熔合线附近因元素偏聚形成脆性组织,诱发主裂纹向基体延伸,抗热疲劳性能最差;x=10时涂层熔合线两端产生长裂纹,x=15时仅预置裂纹尖端出现少量交织微裂纹并伴随轻微氧化剥落,x=20时因TiB₂粉末结团导致涂层致密性下降。

S55C钢工件厚度对激光表面淬火组织与性能的影响

李琦, 王博, 程战, 王生希, 朱挺, 李日榜, 赵凯鹏

2026, 51(1): 302-309. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.046

摘要 ( 8 )

PDF (3485KB) ( 8 )

采用恒定激光参数(功率750 W、扫描速度7.5 mm/s)对不同厚度(h=2.5~15.0 mm)的S55C钢件进行激光表面淬火处理,并结合数值模拟,研究了厚度对该钢组织、硬度和耐磨性的影响。结果表明,所有试样淬硬层均由马氏体与残留奥氏体构成,当厚度h＜7.5 mm时,组织中还存在屈氏体;当h≥7.5 mm时,马氏体组织更细小,残留奥氏体含量降低。在2.5~7.5 mm厚度范围内,显微硬度随厚度的增加而快速增大,当h=7.5 mm时硬度最大,达到780 HV0.5,之后随厚度的进一步增大,硬度基本不变。淬火深度(硬度＞600 HV0.5)也随厚度增加而增加,当h≥7.5 mm时,淬火深度变化不大,基本为0.5 mm。模拟试验分析认为,当冷却速率≥2.1×10³℃/s时,可获得高硬度(≥600 HV0.5)的细密马氏体组织,满足导轨淬火要求。摩擦磨损试验表明,随着试样厚度增加,平均摩擦因数与磨损量总体下降,磨损机制由磨粒磨损、黏着磨损、疲劳磨损和氧化磨损共同作用,逐渐转变为以磨粒磨损和氧化磨损为主。

基于热-流-固耦合的WC颗粒激光弥散化定向分布模拟

王蕾, 周天, 张泽琳, 郭钰瑶, 夏绪辉

2026, 51(1): 309-316. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.047

摘要 ( 8 )

PDF (2731KB) ( 7 )

采用数值模拟方法,分析了激光弥散化工艺中熔池稳定熔融阶段的热流场分布、WC颗粒的运动轨迹及其在强化层中的分布规律,构建了基于热-流-固耦合的多物理场模型,揭示熔池内部流动特性及其对WC颗粒运动的影响。结果表明,Marangoni对流是影响熔池流动的主导因素,流速随温度梯度和光斑半径变化。不同工艺参数显著影响WC颗粒的运动模式及最终分布,较小光斑半径或低线能量密度导致WC颗粒局部富集,而适中光斑半径和线能量密度有助于WC颗粒的均匀沉积。通过优化工艺参数,提出了浅层均匀分布法和深层均匀分布法,实现了WC颗粒在不同深度强化层的稳定均匀分布。

Ti添加对激光熔覆FeCoNiCr高熵合金涂层组织与性能的影响

李谈, 程战, 周虎, 赵丹, 龙伟民, 关常勇

2026, 51(1): 317-324. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.048

摘要 ( 13 )

PDF (5926KB) ( 5 )

采用激光熔覆技术在42CrMo钢表面制备了FeCoNiCr与FeCoNiCrTi_0.5两种高熵合金涂层,比较研究了Ti的添加对涂层物相组成、显微组织、显微硬度、耐磨性和耐蚀性的影响。结果表明,FeCoNiCr涂层的显微组织由面心立方单相固溶体组成,而Ti的引入增大了晶格畸变,促使Laves相、χ相、σ相金属间化合物形成,同时细化了涂层的晶粒。Ti的添加通过固溶强化与第二相强化的协同作用显著提升了涂层的硬度。FeCoNiCrTi_0.5涂层的平均显微硬度为482.5 HV0.5,较FeCoNiCr涂层提升了61.43%。磨损试验结果表明,FeCoNiCrTi_0.5涂层的摩擦因数和质量磨损率分别降低至0.41和0.76×10^-7 g·(N·m)^-1,较FeCoNiCr涂层分别降低了31.67%和57.28%,耐磨性提升明显。同时,Ti的添加产生的多相结构略微降低了涂层的耐蚀性能,但在动电位极化试验与中性盐雾试验中,FeCoNiCrTi_0.5涂层腐蚀速率相对基体分别降低了99.89%与83.70%,表明FeCoNiCrTi_0.5涂层仍然可以对基体起到良好的保护作用。

退火处理对激光熔覆AlCoCrFeNi_2.1共晶高熵合金涂层组织与性能的影响

赵明, 杨中奎, 王稔媛, 刘甲辰, 谢芋江

2026, 51(1): 325-330. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.049

摘要 ( 11 )

PDF (2406KB) ( 7 )

采用激光熔覆技术在35CrMo钢表面制备AlCoCrFeNi_2.1共晶高熵合金涂层,分别在600、800和1000 ℃条件下对涂层试样进行2 h的退火处理,研究退火温度对涂层相结构、微观组织、显微硬度以及耐腐蚀性能的影响。结果表明,AlCoCrFeNi_2.1涂层由FCC相和B2相构成,退火处理不会改变涂层的相组成。涂层组织主要由平面晶、柱状晶、树枝晶和等轴晶构成,600 ℃退火时晶粒细化,但随着退火温度的升高,晶粒尺寸逐渐变大。涂层的显微硬度显著高于35CrMo钢基体,退火处理可以提高AlCoCrFeNi_2.1涂层的显微硬度,但随着退火温度的升高,涂层的硬度逐渐降低。涂层的耐腐蚀性能优于35CrMo钢基体,退火处理可进一步改善涂层的耐腐蚀性能。1000 ℃退火涂层具有最低的腐蚀速率,耐腐蚀性能最佳。

感应热处理数值模拟研究进展

张伦, 李贤君, 张文良, 孙立壮, 陈宝凤, 罗平

2026, 51(1): 331-338. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2026.01.050

摘要 ( 19 )

PDF (1483KB) ( 10 )

感应热处理技术是通过电磁加热与淬火冷却进而提升工件性能,广泛应用于航空航天、汽车制造、工业母机等重要领域。本文通过系统介绍感应热处理工艺过程涉及的电磁场、温度场、组织场、应力/应变场及其相互作用耦合场,阐述感应热处理工艺数值模拟基本原理。通过对感应热处理工艺数值模拟发展历程探讨,结合典型案例分析,总结研究进展与面临的挑战,并对未来的发展进行展望。

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