通过光学显微镜、扫描电镜、透射电镜、拉伸试验、硬度测试及腐蚀测试等方法,研究了不同Zn/Mg比(质量分数)对7075铝合金组织、力学性能和耐蚀性能的影响。结果表明,随着Zn/Mg比由1.76增加到2.90,铸态铝合金晶粒尺寸增大,铝合金的T6时效硬化速率加快,达到峰值硬度的时间缩短。Zn/Mg比的增加导致T6峰时效态铝合金的再结晶率降低和低角度晶界占比增加。Zn/Mg比为2.10时,T6峰时效处理下铝合金的抗拉强度为634 MPa,屈服强度为588 MPa,伸长率为8.4%;T74时效态的抗拉强度为613 MPa,屈服强度为542 MPa,伸长率为8.9%。两种时效状态下的铝合金(Zn/Mg比为2.10)均在拥有良好强度的同时保持着较高的伸长率。随着Zn/Mg比由1.76增加到2.90,时效态铝合金的耐蚀性能降低。且T74时效处理后铝合金的耐蚀性能优于T6峰时效态下的铝合金。

针对供货态以及在600 ℃服役约50 000 h、110 000 h的TP347HFG钢高温再热器管,开展显微组织与力学性能的对比研究。结果表明,服役50 000 h的管样中奥氏体晶粒正常长大,且伴随着细小M₂₃C₆颗粒的析出,第二相弥散强化效应增加,相比于供货态TP347HFG钢管,具有更高的屈服强度。但服役110 000 h的TP347HFG钢管样显微组织老化严重,部分奥氏体晶粒异常长大,且粗大M₂₃C₆颗粒对晶界的割裂作用增大,导致其室温、高温力学性能普遍降低。此外,随着服役时间的延长,TP347HFG钢管样的冲击性能不断降低,断口塑性变形特征不断弱化,组织老化对服役态试样力学性能的影响愈加明显。

通过室温拉伸、室温冲击、硬度测试、高温拉伸、金相显微镜、扫描电镜和能谱仪等手段研究了超超临界锅炉服役79 000 h S30432钢管的组织和性能。结果表明,S30432钢管高温服役79 000 h后,室温硬度和抗拉强度升高,塑、韧性均显著降低,断后伸长率已低于标准要求;高温下抗拉强度和塑性显著降低,670 ℃抗拉强度已低于标准外推值;组织严重老化,孪晶消失,除NbC、M₂₃C₆等碳化物外,晶内、晶界均不同程度析出了硬脆的σ相,是导致塑、韧性及高温抗拉强度大幅下降的主要原因。

采用机械球磨与放电等离子烧结的方法进行FeCrCoNi高熵合金的制备,通过降低Co和Ni含量,从而引入V元素,研究了V含量对Fe₄₅Cr₁₅Co₁₀Ni₃₀高熵合金组织与力学性能的影响。研究发现,与Fe₄₅Cr₁₅Co₁₀Ni₃₀合金相比,含V的高熵合金呈现出富V的BCC相,同时随着V含量的增加,BCC相的形貌与分布也出现了变化。Fe₄₅Cr₁₅Co_2.5Ni_22.5V₁₅合金的屈服强度与抗压强度分别达到最高的869±8 MPa和1675±5 MPa,同时其应变率46.1%±1.7%也维持了较高的水平。V的引入有效提升了Fe₄₅Cr₁₅Co₁₀Ni₃₀合金的硬度与压缩性能,可得到强度与塑性匹配良好的高熵合金。

以303、303Cu奥氏体易切削不锈钢为研究对象,采用Thermal-Calc热力学计算软件、扫描电镜、Phenom Partical X扫描电镜-能谱仪等研究了铜含量对硫化物形貌和力学性能的影响。结果表明,铸态303钢中长宽比≤3的硫化物占比为94.75%,而铸态303Cu钢中长宽比≤3的硫化物占比为88.37%,硫化物主要呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以簇状沿晶界分布,属于第II类硫化物。锻态试验钢中的硫化物沿着锻造变形方向伸长,长宽比增大,尺寸增大,单位面积中的数量减少。Thermal-Calc软件计算得出,随着铜含量增加,硫化物的析出温度升高,析出量增加。铜的加入还会使CuS析出,降低材料的力学性能。锻态303Cu钢的抗拉强度为582.5 MPa,屈服强度为363.7 MPa,冲击吸收能量为62.1 J,而锻态303钢的抗拉强度为821.9 MPa,屈服强度为410.4 MPa,冲击吸收能量为147.5 J,锻态303钢具有更加优异的综合力学性能。锻态试验钢的拉伸性能和冲击性能与铸态相比均有明显改善,锻造变形有助于303、303Cu奥氏体易切削不锈钢力学性能的提高。

将Si添加到AZ31熔体制备AZ31-2%Si合金,采用高温多次闭模压缩加工AZ31和AZ31-2%Si合金,研究其微观组织和耐磨性能。结果表明,铸态AZ31合金相组成为Mg与Mg₁₇Al₁₂,而铸态AZ31-2%Si合金相组成为Mg、Mg₁₇Al₁₂与Mg₂Si。400 ℃五次压缩后,AZ31合金晶粒由粗大等轴晶转变为细小再结晶,Mg₁₇Al₁₂相溶解,AZ31-2%Si合金中Mg₁₇Al₁₂相绝大部分溶解到基体中,粗大Mg₂Si相破碎成细小的颗粒并弥散分布在晶界周围。滑动摩擦2500 m后,铸态、五次压缩态AZ31合金的磨损量分别为26.4、22.1 mg,铸态、五次压缩态AZ31-2%Si合金的磨损量分别为22.7、21.0 mg,AZ31合金耐磨性能提高的主要因素是晶粒细化,AZ31-2%Si合金耐磨性能提高的主要因素是晶粒细化、Mg₂Si相细化及其弥散分布。

采用JMatPro模拟计算软件及试验研究相结合的方式,对3Cr17NiMo耐蚀塑料模具钢的碳化物溶解和析出规律进行了研究。经试验分析表明,3Cr17NiMo钢经1140 ℃奥氏体化后,在740~1040 ℃范围内等温,碳化物均首先于奥氏体晶界以细棒状或针状析出,并随温度降低逐渐长大形成明显的网状结构,而没有球化析出的现象。该钢中网状碳化物一旦形成,极难溶解和消除,当固溶温度为1100 ℃时,针状或棒状分布的碳化物才明显减少,随着固溶时间的延长,奥氏体晶粒逐渐趋于等轴晶分布,晶粒尺寸开始粗化,当固溶时间达到10 h以上时,由于出现了再结晶现象,晶粒反而细化。经过1100 ℃保温20~30 h+1060 ℃保温3 h两次固溶处理,可有效改善3Cr17NiMo钢中网状碳化物形态,均匀组织,细化晶粒,获得良好的组织形貌。

对激光淬火后40Cr钢盾构滚刀织构表面进行数值模拟,通过模拟激光淬火过程中的温度变化分析激光淬火过程中温度变化引起的相变,以及激光淬火硬化层形成机理。观察激光淬火后40Cr钢盾构滚刀硬化层形貌,并对40Cr钢、40Cr钢盾构滚刀织构表面及激光淬火后的40Cr钢盾构滚刀织构表面进行摩擦磨损试验,研究其摩擦磨损性能。结果表明,40Cr钢盾构滚刀表面存在平行沟槽状织构,该织构和激光淬火能够有效提高工件耐磨性,激光淬火后盾构刀具织构表面具有最高的耐磨性,其截面磨损面积是盾构刀具织构表面的47.3%,是无织构40Cr钢的37.3%。激光淬火有限元数值模拟具有可靠性,激光淬火可有效提高盾构滚刀耐磨损性能。

以蒸汽发生器用SA508-3钢大锻件为研究对象,通过JMatpro软件计算获得了热物性参数,利用Deform-3D软件模拟研究了热处理后锻件的组织和硬度,并采用小试样物理模拟方法进行了试验验证。结果表明,试验测试的组织和硬度与模拟结果吻合良好。可见,数值模拟技术是辅助确定大锻件热处理工艺合理性的有效工具,对缩短生产周期,降低成本,具有显著的实用价值。

焊后热处理可以有效消减钢结构焊接接头中的残余应力。以150 mm厚容器钢平板对接焊接头为研究对象,基于有限元方法对焊接接头热处理前、后的残余应力场进行了仿真模拟,系统分析了焊后热处理过程中残余应力的演化规律,并对相关焊后热处理工艺参数下残余应力消除效果进行了对比分析。结果表明:焊后热处理可以显著减小纵、横向焊接残余应力峰值,但对残余应力的分布形式影响较小;热处理过程中焊接残余应力释放主要发生在升温阶段,而在保温阶段和冷却阶段,释放量较小甚至有所回弹。通过工艺参数分析可知,残余应力释放量随着保温时间和热处理温度的改变呈非线性演化,因此,在实际焊后热处理时需综合考虑影响因素的组合效应,以优化残余应力消除效果和成本。

以18Cr2Ni2MoNbA钢C形试样为对象,采用有限元方法建立了温度场、组织场、应变场的多场耦合模型,研究了C形试样在悬挂方式下渗碳淬火过程中组织与畸变演变行为。结果表明:将计算的畸变结果与实测进行对比,结果吻合良好,C形试样缺口位置的畸变最大,冷却过程中宽度最大处的中心位置与缺口处表面位置之间的最大温差出现在淬火的2.78 s,达到383.437 ℃;马氏体转变最先是从缺口位置的心部开始,C形试样心部马氏体含量基本都能达到94%以上;淬火时表层马氏体转变滞后于心部,其马氏体转变量受残留奥氏体影响明显低于心部,最终转变量在83%左右。

以M40J-6K叠层穿刺结构碳纤维为增强体,ZL301合金为基体,采用真空气压浸渗法制备叠层穿刺C_f/Al基复合材料,研究单次深冷处理时间(6、12和48 h)、循环深冷处理次数(1、3和9次)对复合材料拉伸性能和组织特征的影响,并对拉伸性能提高的原因进行了分析。结果表明,深冷处理可以提高叠层穿刺C_f/Al基复合材料的拉伸性能,改善组织特征。单次深冷处理可以提高复合材料的抗拉强度,而对拉伸模量的影响较小,抗拉强度以深冷处理6 h时提高幅度最大,较无深冷处理下的559 MPa提高至664 MPa,提高了18.8%;当延长处理时间至12和48 h时,抗拉强度基本趋于稳定。与单次深冷处理相比,循环深冷可以进一步提高叠层穿刺C_f/Al基复合材料的抗拉强度和拉伸模量,3次循环深冷处理后的抗拉强度和弹性模量,较单次深冷下的676 MPa、125 GPa分别提高至706 MPa、138 GPa,分别提高了4.4%、10.4%;当继续增加深冷循环至9次时,抗拉强度和拉伸模量趋于稳定。深冷处理后叠层穿刺C_f/Al基复合材料应力释放及状态的改变、致密度提高、晶粒择优取向、基体位错密度增高是影响复合材料宏观拉伸性能的主要原因。

研究了自然时效时间对TiB₂/7050铝基复合材料塑性失稳效应(PLC效应)的影响。首先,对固溶水冷后进行不同时间自然时效的TiB₂/7050铝基复合材料开展室温恒应变速率拉伸试验,然后分析平均应力跌幅、跌落时间、重加载时间以及临界应变,研究自然时效时间对PLC效应的影响,最后,利用扫描电镜观察拉伸断口微观形貌。结果表明,自然时效时间在1 h内,TiB₂/7050复合材料的强度变化不大,超过1 h后,屈服强度和抗拉强度均有明显增加。PLC带类型随自然时效时间的延长由具有跳变性质的B类(0~1 h)逐渐向连续传播的A类(1.5 h)演变,再向具有阶梯传播特性的D类(2~4 h)演变。当自然时效时间超过1 h后,TiB₂/7050铝基复合材料拉伸断口韧窝明显变浅,尺寸变小,这表明复合材料塑性随自然时效时间的延长而降低。因此,TiB₂/7050铝基复合材料的固溶处理与人工时效的间隔不应超过1 h。

利用XSL-4-12箱式电阻炉、ZEISS金相显微镜、ZEISS Merlin CoMpact场发射扫描电镜、KB 30S全自动硬度测量系统、CMT5305电子万能试验机及JEM-2100F场发射透射电镜,研究了固溶-时效处理对21-4NWNb合金组织与性能的影响。结果表明:固溶处理能有效改善合金的晶粒组织,当固溶温度在1150~1200 ℃时,合金内大量的碳化物几乎都已经固溶到奥氏体基体中,Nb(C,N)相即使在固溶温度为1200 ℃时也无法完全溶解;合金的硬度随固溶温度的升高呈下降趋势,不同工艺时效处理后合金的晶粒尺寸基本不变;在较高时效温度(650~800 ℃)下,合金硬度随着时效温度的升高呈先上升后下降的趋势。1150 ℃×0.5 h固溶+750 ℃×4 h时效后,21-4NWNb合金的抗拉强度达到了1042 MPa,且合金内部存在与Fe基体保持着(110)_WN//(220)_γ位向关系的WN析出相。

对Mg-Gd-Y-Zr系合金在350 ℃下进行高温退火,并利用光学显微镜、扫描电镜和X射线衍射手段对退火过程中的表面氧化行为进行了系统表征。结果表明,退火过程中合金发生了显著的变化,Gd和Y元素沿初始晶界和合金表面聚集;样品发生不均匀氧化,即初始晶界的氧化速度高于晶粒内部;氧化膜主要成分为(Gd_x,Y_2-x)O₃。

通过室温拉伸性能测试、EBSD、SEM、TEM及XRD等分析手段,研究了固溶时效处理对自主设计新型低成本高强β钛合金Ti-5Al-3.5Fe-7Mo-4Cr组织和拉伸性能的影响。结果表明:相比在单相区热处理,试验β钛合金在两相区进行热处理后性能更优;两种固溶处理制度下,随着时效温度的增加,次生α相析出量和合金强度均先增加后降低,伸长率呈增加趋势;时效温度较高时,针状次生α相长大,间距增大。经过820 ℃×0.5 h固溶和440 ℃×8 h时效的钛合金达到良好的强-塑性匹配,抗拉强度为1257 MPa,屈服强度为1135 MPa,伸长率为4%,达到高强钛合金强度要求。试验β钛合金获得较高强度主要源于第二相强化,次生α相间距较小、α相体积分数增加和分层次尺寸结构对合金起到显著的强化效果。

研究了高强亚稳态β钛合金TB18在不同热处理后的显微组织与力学性能的变化规律。结果表明,固溶后的TB18合金直接在525 ℃下时效4 h时,β基体中仍保留较多的无析出区(PFZs),此时合金的抗拉强度为1309 MPa,屈服强度为1227 MPa,伸长率为6.6%;若固溶后先进行300 ℃×2 h的预时效处理再进行时效,TB18合金的显微组织和力学性能并未发生明显的变化;而当预时效的温度提高至400 ℃时,时效后的显微组织将不再存在大面积的无析出区,并同时提高了合金的强度与塑性,其中抗拉强度、屈服强度和伸长率分别为1355 MPa、1278 MPa和7.0%,表现出更好的强度-塑性匹配;此外,所有拉伸试样的断裂模式均为混合断裂,但固溶+400 ℃预时效+时效试样断面上的解理特征更少,韧性断裂的比重更大。

采用辊模拉拔技术对Ti45Nb合金丝材进行冷变形,利用OM、EBSD以及拉伸试验等手段研究了冷塑性成形和退火工艺对Ti45Nb合金丝材微观组织和力学性能的影响规律。结果表明,随着冷变形量的增加,Ti45Nb合金丝材的晶粒尺寸逐渐减小,晶粒的取向密度指数逐渐增强,<110>丝织构占据主导地位。同时,Ti45Nb合金丝材的抗拉强度和屈服强度逐渐升高,但是剪切强度无明显变化。采用水冷的方式可以显著提高退火后Ti45Nb合金丝材的塑性,防止顶锻试验开裂。Ti45Nb合金丝材完全再结晶温度为670 ℃左右,随着退火温度升高,晶粒尺寸明显长大,抗拉强度和屈服强度呈现出上升趋势。

研究了冷轧、退火和时效对Fe₅₀Ni₂₅Cr₁₅Al₁₀高熵合金组织和力学性能的影响。结果表明,铸态Fe₅₀Ni₂₅Cr₁₅Al₁₀高熵合金为FCC+B2双相结构。冷轧、退火和时效后,FCC相由树枝晶转变为等轴晶,并产生占比约为43.7%的退火孪晶,平均晶粒尺寸从228.84 μm细化到4.51 μm。B2相呈现出两种析出方式,分别是沿晶析出的链状大尺寸相和晶内弥散分布的小尺寸椭球形相,并且B2相占比从0.9%提升至13.3%。结构的调控使合金的屈服强度和抗拉强度分别由铸态的254 MPa和528 MPa提高到466 MPa和760 MPa,断裂总延伸率为31.5%,具有良好的强塑性匹配。

通过光学显微镜、扫描电镜、高温共聚焦显微镜、电子拉伸试验机和全自动冲击试验机研究了不同淬火温度下690 MPa级低焊接裂纹敏感性压力容器用钢的组织演变及力学性能。结果表明,所设计化学成分的试验钢轧后进行820~970 ℃的淬火处理后,试验钢组织主要由粒状贝氏体、板条贝氏体和铁素体组成;在高温共聚焦显微镜下观察到970 ℃淬火过程中,试验钢降温至520 ℃时,部分晶粒开始以切变形式进行转变,生成板条贝氏体;试验钢经调质处理后,受组织遗传性影响,部分淬火组织未分解被保留下来。当淬火温度升至950 ℃以上,调质态试验钢的强度能够达到690 MPa级别。

采用激光焊接对Ti60高温钛合金进行对接焊试验,对接头的表面成形状态以及宏观组织形貌进行了观察。对焊接接头在不同温度(600、750及900 ℃)下进行了退火处理,利用金相显微镜、硬度计、X射线残余应力检测仪与拉伸试验机分别对退火后接头的组织、硬度、残余应力以及室温拉伸性能进行了测试分析。结果显示,随着退火温度的升高,Ti60高温钛合金激光焊接接头熔化区的α′针状组织逐渐减少,而热影响区的α′针状组织逐渐增多,母材区的α相逐渐增多。焊接接头的残余应力逐渐降低,当退火温度高于750 ℃后,残余应力基本保持不变。750 ℃退火时焊接接头的拉伸性能最优。随着退火温度的升高,焊接接头熔化区与热影响区硬度逐渐降低,而母材区硬度在900 ℃退火后高于600与750 ℃退火后的。

研究了S含量和时效对Cu/Sn-8Zn-3Bi-xSi/Cu钎料焊点可靠性的影响,采用润湿铺展面积评价Sn-8Zn-3Bi-xS钎料在Cu基板上的润湿性;通过搭接焊方法制备Cu/Sn-8Zn-3Bi-xS/Cu焊点,研究其90 ℃时效不同时间的力学性能;采用配有能谱的扫描电镜(SEM)对焊点断面形貌和成分进行观察和分析;采用X射线衍射仪(XRD)对焊点界面形成的金属间化合物进行物相分析。结果表明,添加S能够改善Sn-8Zn-3Bi-xS钎料在Cu基板上的润湿性,S含量为0.05wt%时润湿面积最大。时效时间相同时,钎料剪切强度随S含量的增加先增大后减小,S含量为0.05wt%时钎料具有最大的剪切强度;S含量相同时,钎料剪切强度随时效时间的延长先增大后减小,时效时间为4 h时剪切强度最大。添加S不改变焊点界面金属间化合物的成分组成。

采用Gleeble-3500热模拟试验机对补焊及中间回火后15Cr1Mo1V钢补焊后焊接热影响区进行热模拟,通过金相观察、扫描电镜分析、显微硬度试验和冲击试验,研究了中间回火对长期服役的15Cr1Mo1V钢焊接热影响区显微组织和力学性能的影响。结果表明:服役态组织为铁素体+粒状贝氏体+晶内弥散碳化物+晶界链状碳化物,补焊后,回火区组织与长期服役态基本一致,不完全相变区和完全相变区的组织为铁素体+粒状贝氏体+珠光体+颗粒状晶界碳化物,但不完全相变区晶内存在弥散碳化物,粗晶区组织为板条贝氏体+少量粒状贝氏体;经中间回火后,回火区的晶界上碳化物增多,不完全相变区和完全相变区组织中析出的碳化物在晶界上不断聚集长大,而粗晶区晶界上出现大量链状碳化物。补焊后,除粗晶区硬度较高外,其余热影响区硬度与服役态相差不大,经过中间回火后,粗晶区硬度仍维持在补焊后的水平,其余热影响区的硬度均略有提升。由于不完全相变区和完全相变区存在珠光体组织,使得冲击性能较低,而回火区和粗晶区冲击性能较好,经过中间回火后,回火区和粗晶区的冲击性能下降,其他热影响区的冲击性能得到了改善。

研究了焊接过程及两种工艺热处理后S11306铁素体不锈钢厚板的残余应力、微观组织及力学性能。盲孔法被用于表征热处理前后的焊接残余应力。双椭球热源及顺序耦合法被用于表征焊接的温度场和应力场。使用光学显微镜研究了热处理前后的微观组织演变规律。结果表明,热源模拟的焊接温度场误差可控制在10%以内,顺序耦合获得的应力结果与试验值的差值不超过23%;热处理过程能显著降低焊缝区域的峰值残余应力;820 ℃热处理相较770 ℃对焊缝周边100 mm区域的残余应力消除作用更加显著;更高的热处理温度在降低母材马氏体含量的同时,也促进了热影响区的晶粒生长,同时焊缝区下贝氏体和马氏体复合相(LB/M)的含量增加至47.6%;母材、热影响区的硬度在热处理后呈现下降趋势,而焊缝区的硬度增加了33 HV0.05。

采用光学显微镜(OM)、电子背散射衍射分析(EBSD),研究了不同终轧温度下高强无取向电工钢的热轧和常化组织与织构。结果表明,终轧温度高则热轧板晶粒聚集长大的倾向性越强,发生动态再结晶的能力就强,晶粒越粗大;终轧温度低时,热轧过程中产生更大的形变储存能在常化过程中得到释放,再结晶能力更强;热轧板沿厚度方向,表层的织构主要为高斯织构({110}<001>),中心层主要为旋转立方织构({001}<110>)。常化板沿厚度方向织构基本对应热轧板,终轧温度升高有利织构占比增加。

通过热模拟试验机、显微硬度计、电子万能拉伸试验机、光学显微镜和扫描电镜研究了不同两相区退火工艺对铁素体/贝氏体双相钢组织和力学性能的影响。结果表明,当采用传统的两相区退火工艺时,组织由铁素体、贝氏体和少量马氏体组成,且呈明显的带状。而淬火+两相区退火工艺可以细化组织,得到板条状的铁素体/贝氏体双相组织,并抑制马氏体组织的生成。此外,不同工艺两相区退火得到了体积分数相近的铁素体。与传统的两相区退火工艺相比,淬火+两相区退火工艺可以显著降低试验钢的屈强比并提高伸长率。

采用Gleeble-3800型热模拟试验机研究了超高强度X90M管线钢在不同冷却速率下的相变行为,根据热膨胀曲线、维氏硬度和显微组织分析结果绘制了动态CCT曲线。结果表明,随着冷速的提高,X90M管线钢的室温组织依次发生多边形铁素体(PF)+贝氏体(B)→针状铁素体(AF)→贝氏体铁素体(BF)转变,其显微硬度也逐渐增加,整体呈上升趋势;且随着冷速的提高,铁素体形貌依次呈块状、针状、板条状形态;同时,马氏体/奥氏体(M/A)岛数量增多,尺寸细化,分布逐渐弥散。实验室条件下,采用30 ℃/s左右的冷速可使X90M管线钢获得具有高密度位错和弥散分布的细小M/A岛的组织。

利用光学显微镜、扫描电镜、显微硬度计、万能电子拉伸试验机等,研究了深冷处理、调质以及调质+深冷处理对X70管线钢显微组织及力学性能的影响。结果表明,未经处理X70管线钢组织为铁素体+珠光体;仅深冷处理后组织更加细小、均匀且珠光体含量减少,显微硬度提高了2.73%,抗拉强度提升9.58%,拉伸断口形貌为等轴韧窝,为韧性断裂特征;调质处理后X70管线钢组织为铁素体+回火索氏体+贝氏体,相较未处理试样,硬度提高了13.62%,抗拉强度提升5.64%,拉伸断口分布有韧窝及少量准解理形貌,其韧性变差;调质+深冷处理后组织为铁素体+回火索氏体+贝氏体,组织更加细小、均匀且铁素体含量变多,相较未处理试样,硬度提高了22.52%,抗拉强度提升16.76%,深冷处理改善了调质态试样的塑性,拉伸断口为韧性断裂特征。

通过微观组织表征、显微硬度测试及相图计算,研究了调质处理对34CrNiMo6钢连杆锻件微观组织与显微硬度的影响,同时基于微观组织演变规律,揭示了连杆锻件调质前后近表面和内部显微硬度变化的机制。结果表明,连杆锻件组织为珠光体和索氏体,表面有轻微脱碳。调质处理后,连杆锻件晶粒尺寸降低,局部应变均匀性变好,在近表面同时存在不显著脱碳层和弥散碳化物颗粒,硬度起伏变化明显;内部组织为均匀回火索氏体,显微硬度均值虽然较热处理前有所降低,但均匀组织降低了硬度的分散性。

采用硬度测试、拉伸试验、显微观察仪器等研究不同时效处理工艺下Al-Mg-Si、Al-Mg-Si-Ag、Al-Mg-Si-Cu合金的时效强化特性及微观结构。结果表明,Ag的加入使得铝合金峰值时效的硬度值有所改进,其峰值硬度为141.01 HV0.5,较Al-Mg-Si和Al-Mg-Si-Cu合金的峰值硬度值增加9.35%和1.53%。这是由于Al-Mg-Si-Ag合金在峰值时效阶段形成的析出强化相β″粒径更加微小,其平均长度较Al-Mg-Si和Al-Mg-Si-Cu合金减少40.05%和23.09%,位置分散更加广。根据对比试验可得,Ag微合金化使Al-Mg-Si合金具有更加明显的沉淀强化效果。因此,Al-Mg-Si-Ag合金具有更优良的综合性能,该研究将为设计新型汽车车身板材的热处理工艺制定提供了一定的理论支持。

通过拉伸性能测试、硬度测试、光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和透射电镜(TEM)研究了固溶处理工艺对7175铝合金微观组织和性能的影响。结果表明,当7175铝合金在485 ℃×3.5 h固溶时,第二相逐渐减少,晶粒有粗化趋势;在475 ℃×2.5 h固溶时,MgZn₂相会依托含Cr相在晶界处形核,起到钉扎晶界作用,抑制晶粒长大。同时,随着固溶温度的升高和固溶时间的延长,经120 ℃×12 h+165 ℃×5.5 h双级时效处理后的7175铝合金抗拉强度、显微硬度出现先升高后降低的趋势,当固溶处理工艺为475 ℃×2.5 h时,其抗拉强度为631.2 MPa,屈服强度为555.7 MPa,伸长率为12.5%,综合力学性能最佳。

研究了4种厚度稀土铝合金板的固溶时效处理工艺(480 ℃固溶水冷和120 ℃×24 h时效处理),对热处理前、后的合金进行了室温拉伸试验,通过EBSD对微观组织进行了定性和定量研究,并对拉伸断口形貌进行了观察分析。结果表明,该固溶时效处理工艺对提高稀土铝合金的强度效果明显,对3.0 mm厚板料的增强效果最为显著,此外对合金的塑性具有一定的提升作用;固溶时效处理后,3.0 mm厚合金相比1.2 mm厚合金,其各向异性更强,大角度晶界角和小角度晶界角的数量更多,晶界总长度增加,平均晶粒尺寸更小。固溶时效处理对试验稀土铝合金有良好的细晶强化和位错强化效果。热处理前试验稀土铝合金的断裂方式均为韧性断裂,3.0 mm厚合金显示出比1.2 mm厚合金更好的塑性;经固溶时效处理后,1.2 mm厚合金试样的断口形貌发生变化,材料塑性进一步提高,3.0 mm厚合金的塑性则相比热处理前有所降低。

对低碳高铜HSLA钢进行了固溶+不同温度时效处理,并借助扫描电镜、透射电镜、拉伸试验、硬度测试、低温冲击试验等手段,研究了时效温度对低碳高铜HSLA钢微观组织与力学性能的影响。结果表明,经880 ℃固溶1 h后,随着时效温度的升高,低碳高铜HSLA钢的抗拉强度、硬度先升高后降低,伸长率逐渐升高,低温冲击吸收能量先降低后升高。440 ℃时效的HSLA钢的抗拉强度和硬度达到峰值,低温冲击吸收能量最低。440 ℃时效的低碳高铜HSLA钢基体上析出了大量5~10 nm的Cu粒子析出相,对HSLA钢起到良好的强化效果。时效温度达到600 ℃时,Cu粒子析出相尺寸达到20~30 nm,明显粗化,强化效果减弱。不同温度时效后低碳高铜HSLA钢的力学性能受Cu颗粒相析出强化和基体软化两方面因素共同影响。时效温度低于440 ℃时,Cu颗粒相析出强化占主导作用。时效温度超过440 ℃时,基体软化占主导作用。

研究了GH4698高温合金在不同热处理制度下显微组织以及硬度的变化规律。结果表明,对于GH4698高温合金标准热处理制度,一次固溶冷却速度对γ′析出相的尺寸、含量、间距以及合金硬度的影响较小。在一次时效阶段,冷速越大,γ′相尺寸越小,硬度越高。一次时效温度在1000 ℃附近时,80~260 nm的γ′相能够有效析出,更有利于后续二次时效。在二次时效阶段,725~775 ℃温度范围,能够充分析出80 nm以下的小尺寸γ′相,然而在725 ℃以下及775 ℃以上温度范围,无法有效析出80 nm以下的小尺寸γ′相。

针对核电控制棒驱动机构和堆内构件中零部件的热处理执行标准以及热处理工艺进行分析,结合相应的热处理生产经验,总结出控制棒驱动机构和堆内构件中零部件的热处理类型分为消除应力热处理(又称“尺寸稳定化热处理”)、改善材料性能热处理、退火处理(含光亮退火)、时效处理、局部热处理等,得到指导核电控制棒驱动机构和堆内构件零部件热处理的执行标准和常规热处理制度。

为了优化含V、Ti的40Cr13VTi钢的回火工艺,研究了1030 ℃油淬后不同回火温度对40Cr13VTi钢组织、析出相及力学性能的影响。采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和能谱仪(EDS)分析了合金的显微组织。对40Cr13VTi不锈钢进行了拉伸、冲击性能和硬度测试。结果表明,随着回火温度的升高,碳化物析出数量逐渐增多,形状逐渐由颗粒变为片状,与原始马氏体板条方向一致,且大部分集中在马氏体边界处;当回火温度为350 ℃时,40Cr13VTi马氏体不锈钢的综合力学性能最佳,屈服强度为1360 MPa,抗拉强度为1717 MPa,冲击吸收能量为6.8 J,硬度为43.1 HRC。

利用JmatPro金属材料模拟软件对68CrNiMo钢锯链切齿片的等温淬火工艺进行了研究。通过JmatPro软件模拟获得了68CrNiMo钢的相变温度,其平衡状态下奥氏体临界转变温度Ac₁为726.5 ℃、Ac₃为746.9 ℃。68CrNiMo钢的等温淬火工艺设计为,淬火温度840 ℃,加热保温时间为40 min,保温后由落料口直接落到等温盐槽中进行等温,等温温度为285~300 ℃,等温时间为35 min,空冷后进行180 ℃×60 min回火处理。结果表明,等温淬火+回火处理后68CrNiMo钢组织由下贝氏体、回火马氏体和残留奥氏体组成,硬度在54~56 HRC区间,硬度比较均匀,折弯90°未发生断裂,其组织性能均满足锯链要求。

采用单因素法对35CrMo钢的热处理工艺进行了研究,并以心部硬度达到半马氏体硬度作为淬透依据,1/2半径和心部硬度作为评价指标,采用正交试验法对3种直径φ30、φ32和φ36 mm试样进行热处理工艺优化,以确定满足螺栓强度等级10.9级的适宜的热处理工艺参数。结果表明,优化的热处理工艺参数为淬火加热温度860 ℃,保温时间50 min,水溶性淬火液淬火,回火温度480 ℃,保温时间80 min。采用优化工艺热处理后,3种直径样品的硬度、抗拉强度、屈服强度、断后伸长率和断面收缩率均满足10.9 级高强度螺栓力学性能要求。

采用国产ML45CrMo钢进行等温淬火处理试验。试样在SY805-5网带炉中加热保温,然后放入硝盐等温槽中等温淬火,通过维氏硬度计、万能试验机、金相显微镜等手段对等温淬火试样的力学性能和显微组织进行了测试及观察。结果表明,ML45CrMo钢通过贝氏体等温淬火工艺:淬火加热温度850 ℃,保温80 min,在硝盐中等温淬火,硝盐温度(320±10) ℃,等温时间60 min,达到了16.8级螺栓的性能要求。

采用一款常用的质量分析软件,对15-5PH沉淀硬化不锈钢不同时效温度下的硬度和抗拉强度试验数据做了拟合分析,获得了同时满足15-5PH沉淀硬化不锈钢时效硬度和抗拉强度要求的时效温度,确定了热处理制度,缩短了工艺试验周期,满足了零件加工需求。

围绕能集中控制车间现场分散多台加热设备的热处理集成控制系统,通过构建与工艺知识库、计量管理系统、质量管理系统、生产ERP系统、人员权限管理等多系统产生热处理生产信息交互的模型,实现了热处理产品在生产管理、工艺参数、设备管理的全过程数字化控制与质量监控,并建立了生产智能化调度和拉动式可视化排产,完成了将产品生产的人、机、料、法、环等信息网络化集成,解决了热处理生产过程中工艺过程人为控制、生产排产随机性、过程记录纸质化传递、热处理过程追溯性差等关键问题,为提升热处理车间的管理水平提供了新方案。

采用激光熔覆的方法在17-4PH不锈钢表面熔覆一层Stellite6+WC复合涂层。通过正交试验获得适合Stellite6合金的最佳熔覆参数,然后在该熔覆参数下向涂层中加入不同含量的WC粉末。借助光学显微镜、显微硬度计以及盐雾腐蚀试验箱,对比研究了WC的加入以及激光淬火技术对熔覆层的显微组织、维氏硬度以及耐盐雾腐蚀性能的影响。结果表明:最佳熔覆参数为激光功率1500 W,激光扫描速度18 mm/s,焦距13 mm;WC质量分数在30%以内时,随着WC含量的增加,Stellite6+WC熔覆层的显微硬度和耐盐雾腐蚀性能逐步增加;当WC质量分数大于30%时,熔覆层的显微硬度和耐盐雾腐蚀性能继续提高,但相较于WC质量分数为30%的熔覆层提高不明显;激光淬火处理对熔覆层的显微硬度和耐盐雾腐蚀性能均具有一定的改善,相较于1000 W激光淬火,3000 W激光淬火后涂层的耐盐雾腐蚀性能并没有得到进一步提升。

针对在镍基高温合金表面采用激光熔覆制备碳化钨(WC)含量较高的镍基碳化钨金属复合陶瓷涂层易开裂问题,利用自组装熔池温度检测设备探究了不同激光熔覆扫描速度(300、500、700 mm/min)与基材预热温度(室温、300 ℃、500 ℃)对熔池升降温过程的影响,并结合涂层显微结构观测等分析涂层内部的开裂机理。结果表明,激光熔覆参数与涂层材料均会对涂层开裂行为产生影响。一方面,激光熔覆过程中熔池内的升温和降温速率与扫描速度呈正相关,而与预热温度呈负相关。较低的扫描速度与较高的预热温度可获得较小的温变速率,更有利于抑制涂层整体开裂;另一方面,由于WC与NiCrSiBC间熔点、热膨胀系数差异较大,在熔池冷却速率过高或过低时,易造成WC开裂或离解。因此,需针对熔池降温速率进行针对性优化,以有效提升涂层整体的成型质量。

为有效延长钢梁桥Q235钢调平垫片的服役寿命,采用C-N-O-S多元共渗技术进行改性处理,研究了不同参数耦合对改性层组织、硬度、耐磨性及耐候性的影响。结果表明,改性层多层结构与共渗温度有关,在640 ℃与650 ℃之间存在临界值,临界温度以下由化合物层、扩散层及氧化层组成,当超过临界温度时,由化合物层和氧化层组成。改性层厚度受共渗温度、氨气及催渗剂影响机制不同,共渗温度及氨气流量对渗层各层结构均有影响,扩散层受催渗剂流量作用明显;改性层硬度是基材的2~3倍,三层结构渗层硬度由表层向基材不断降低;两层结构化合物层的硬度均匀,在界面区硬度陡降。改性层摩擦因数最低为0.2468,约为基材的1/3。改性层自腐蚀电位最高达-0.4845 V,自腐蚀电流密度最低为1.187×10^-6mA/cm²,较基体降低2个数量级。

在硅酸盐体系、双脉冲恒压模式下,采用双极微弧氧化和传统微弧氧化技术在金属钽表面原位生长陶瓷膜层。使用测厚仪进行膜层厚度测试。通过X射线衍射仪、扫描电镜与能谱仪对膜层相组成、表面形貌与元素含量进行分析。利用高温氧化增量试验研究膜层的抗高温氧化性能。结果表明,传统微弧氧化和双极微弧氧化反应后生成膜层的相组成为Ta₂O₅相。传统微弧氧化模式下生成的膜层厚度要大于双极微弧氧化模式下生成的膜层。经过高温焙烧后膜层表面相较焙烧前更为平整,说明氧化物经焙烧后出现熔融塌陷,且有明显烧结痕迹,残留一些类似火山口状小孔。高温焙烧使氧化物挤压膨胀,出现微裂纹。与基体相比,微弧氧化的试样具有更好的抗高温氧化性能。双极微弧氧化技术原位生成的陶瓷膜层相较于传统微弧氧化技术,高温氧化质量增加更少,抗高温氧化性能更优。

采用光学显微镜、扫描电镜、显微硬度计和有限元分析,对在汽车飞轮冷轧成型中失效的低碳合金渗碳钢轧辊进行断面观察、显微组织观察、硬度分布测试及基本受力分析。结果表明,失效轧辊渗碳层主要由针状回火马氏体、细小碳化物和少量残留奥氏体组成。从失效轧辊槽口表面到心部,硬度逐渐降低。失效轧辊槽口附近的显微硬度分布不均匀,渗碳层厚度低于设计要求且内部存在低硬度微区。多条微裂纹在轧辊槽口底部萌生,并汇合成主裂纹,沿着槽口底部向内扩展,其扩展方向与有限元分析基本一致。轧辊的早期失效主要与热处理工艺以及复杂的服役载荷有关。

针对17-4PH不锈钢螺钉在使用过程中发生断裂的情况,对17-4PH钢断裂螺钉进行了宏观、微观组织观察,能谱成分分析以及氢含量比对分析。结合断裂螺钉的断口硬度、强度、显微组织等方面检测结果,分析并确定螺钉断裂主要原因为氢致断裂。优化改进了除氢工艺并应用于生产,效果良好。