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冷作模具钢SKD11的热处理增韧技术

袁志钟, 王梦飞, 张伯承, 段旭斌, 李表敏, 杨海峰, 罗锐, 程晓农

金属热处理 2023, 48 (9): 1-7. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.001

摘要（142）

PDF （5140KB）（177）

选用热轧和球化退火后的SKD11钢板,对其进行A-Q-A(Austempering-Quenching-Austempering)、Q-T-A(Quenching-Tempering-Austempering)两种复相热处理工艺以及Q-T(Quenching-Tempering)常规热处理工艺,研究不同热处理工艺对钢板微观组织、硬度和冲击吸收能量的影响。结果表明: A-Q-A和Q-T-A热处理试样的组织均为下贝氏体(LB)和马氏体(M)的复相组织,并且残留奥氏体(RA)的含量分别为13.2%和18.6%。经A-Q-A、Q-T-A和常规热处理Q-T后,试样的硬度分别为58.5、58.6和60.5 HRC,冲击吸收能量分别为31.3、27.6和15 J。复相处理的工艺实现了SKD11钢板优异的强韧性配合,为提升冷作模具钢的韧性进行了有益的探索。

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淬火工艺对GCr4Mo4V钢组织及耐磨性的影响

崔毅, 崔继红, 王艳, 张雲飞, 俞峰, 赵英利, 曹文全

金属热处理 2023, 48 (9): 23-29. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.004

摘要（89）

PDF （7786KB）（95）

对“真空感应+保护气氛电渣重熔”工艺制备的退火态GCr4Mo4V钢分别在1090、1120、1150 ℃保温30、60、120 min油淬,并随后连续进行3次回火处理,借助UMT TriboLab摩擦磨损试验机对其开展干摩擦磨损试验,并对其显微组织、表面硬度、磨痕形貌及磨损率的变化规律进行分析,以探究淬火工艺对GCr4Mo4V钢显微组织及干摩擦磨损特性的影响规律。结果表明,1150 ℃淬火温度是GCr4Mo4V钢晶粒急剧长大的临界温度,淬火温度的提高促进了大颗粒碳化物的溶解,保温时间的延长更有利于回火后碳化物的弥散化分布,淬火温度比保温时间对大颗粒碳化物的细化作用影响更大,而晶粒组织与碳化物的细化与弥散化对GCr4Mo4V钢耐磨性提升有积极作用。

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淬火工艺对42CrMo钢刀毂淬硬层深度及力学性能的影响

姜影, 杜水明, 黄俏梅, 沈子达, 游菲

金属热处理 2023, 48 (9): 88-91. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.014

摘要（87）

PDF （1962KB）（40）

采用多用炉选择不同淬火温度、不同淬火介质及碳势浓度,对42CrMo钢刀毂进行淬火,通过力学性能、组织及硬度的检验,研究了各影响因素对刀毂力学性能和淬硬层深度的影响。结果表明,随着淬火介质冷却速度的增加,在850~890 ℃淬火时,刀毂的抗拉强度呈现整体上升的趋势。当淬火温度为850 ℃时,采用淬火介质D时,刀毂的拉伸性能最好,淬透层深度可达到6.0 mm。当淬火温度为870 ℃时,采用C介质,淬透层深度满足客户要求。当碳势为0.6%时,随着淬火温度的升高,刀毂淬透层深度先上升后下降,抗拉强度呈下降趋势,屈服强度及伸长率呈上升趋势。

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组织均匀化处理对Cr-Ni-Mo钢力学性能的影响

史长鑫, 谷国超, 崔树刚, 许文花, 肖桂勇, 吕宇鹏

金属热处理 2023, 48 (12): 1-6. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.12.001

摘要（86）

PDF （5916KB）（95）

采用阶梯式循环淬火+调质工艺对AISI 4330钢中产生的带状缺陷进行了均匀化处理,并探究均匀化处理过程的组织演变及其对力学性能的影响规律。结果表明,原始带状缺陷试样为铁素体+珠光体组织,带状组织评级为3级,EPMA结果显示存在较为严重的C、Cr、Mo元素偏析。经过多次高温淬火+调质,带状缺陷组织转变为由铁素体和含Cr碳化物以及回火索氏体组成的均匀组织,元素偏析得到一定程度的改善,C元素扩散明显,Cr、Mo元素偏析仍存在,阶梯式循环淬火的多次相变过程使得组织得到明显细化。此外,试验钢的力学性能得到提升,抗拉强度达到1200 MPa以上,硬度达到350 HBW左右,-40 ℃冲击吸收能量达到64.2 J左右,组织细化同时提高了试样的强度及塑韧性,碳化物的大量析出也有利于提高钢的强度。强度和韧性的提升更能满足压裂泵产品使用要求,提高AISI 4330钢使用寿命。

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轧机导卫架端头异形截面的感应淬火工艺及畸变控制

王敬伟, 范梅香, 林乙丑, 石如星, 席志永, 刘志刚

金属热处理 2023, 48 (9): 122-125. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.021

摘要（80）

PDF （1291KB）（35）

研究了轧机导卫架端头部位的感应淬火工艺及畸变控制。专门制作了等比端头锻件并进行了感应器加热及冷却测试,同时进行了相关工艺试验,针对导卫架端头异形截面的硬度、畸变、开裂等风险进行了全面评估,基于端头的工艺试验结果,制定了导卫架端头感应淬火工艺方案:加热频率1.7~4 kHz,行走速度150 mm/min,功率90×(14%~24%) kW,并对感应器进行了驱磁设计,采用连续加热连续冷却感应淬火。结果表明,基于端头异形截面结构所设计的仿形感应器经工艺试验验证可实现角度40°的导卫架端头异形截面的感应淬火工艺,通过在感应器上合理设置驱磁区域,有效避免了异形截面端头发生尖角效应,并利于感应加热温度的均匀性。C35E钢端头经感应淬火后硬度达55~60 HRC,通过反畸变操作,总长2120 mm的导卫架端头弯曲畸变控制在1 mm以内。

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NM400钢终轧温度对其相变行为及残余应力的影响

陈浩, 丁文红, 方玉, 鲁小轩, 周莹涛, 陈灏

金属热处理 2023, 48 (9): 14-22. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.003

摘要（69）

PDF （5685KB）（44）

为研究某钢厂NM400钢不同终轧温度下的板形缺陷差异,借助Gleeble-3500热模拟试验机进行了压应力载荷作用下的膨胀试验,研究了终轧温度对NM400钢相变动力学及相变塑性的影响,并利用修正后的相变动力学以及相变塑性参数建立了ABAQUS有限元模型。使用裂纹柔度法对NM400钢进行残余应力测试,并将实测与模拟结果进行对比,验证了有限元模型的准确性。同时,采用EBSD对不同终轧温度试样的微观组织进行表征分析。结果表明,连续冷却过程中残余应力的形成分为3个阶段,包括温度应力主导阶段、表面相变主导阶段和心部相变主导阶段;终轧温度为860 ℃时,相变速率最大,导致表面先相变体积比820 ℃时大了17%,使心部开始相变时所受到的拉应力水平变大,轧后残余应力亦最大,生产加工过程中产生板形问题;终轧温度对轧后微观组织和相变塑性参数Κ的影响较小,不是造成轧后残余应力差异的决定性因素。

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TC21钛合金锻后热处理α片层的球化及强化增塑机理

陶成, 崔霞, 欧阳德来, 蓝希鑫, 万兴才

金属热处理 2023, 48 (8): 138-143. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.08.022

摘要（69）

PDF （4261KB）（20）

对经过最佳参数多向锻造(920 ℃-0.92单道次真应变-3周期-水冷)后的TC21钛合金进行球化热处理,并对多向锻造前、后及热处理后的试样进行了拉伸性能测试,研究了不同热处理工艺参数(温度830~920 ℃,保温时间1~4 h)下锻后合金α片层组织球化(等轴化)的演变规律,并揭示了合金的强化增塑机理。结果表明,配合920 ℃-0.92单道次应变量-3周期-水冷的多向锻造后的TC21钛合金较合适的球化热处理工艺参数为890 ℃-2 h-空冷。合适的球化热处理温度和保温时间能够促进TC21钛合金α片层的球化,经较佳参数锻造及后续热处理后的合金强度和塑性显著提升,屈服强度和伸长率分别达到894.0 MPa和13.2%。经球化热处理的TC21钛合金的强化增塑机理主要为α相晶粒细化引起的细晶强化及β相中析出的针状次生α相引起的位错强化。

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SWRCH35K冷镦钢的球化退火工艺

田伟, 王兴, 支旭波, 陈宗乐

金属热处理 2023, 48 (8): 190-193. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.08.031

摘要（67）

PDF （2579KB）（29）

为改善SWRCH35K钢的球化组织质量以提高其冷镦性能,并实现热轧后在线退火调控,通过热力学模拟得出SWRCH35K钢的相变点,采用等温球化退火、高温回火和高温回火+等温球化退火分别对热轧材进行热处理。结果表明:等温球化退火后形成的粒状珠光体组织中存在部分长片状碳化物,同时加热温度在两相区的高温段由于先共析铁素体的再析出导致碳化物分布不均匀,并在790 ℃有片状珠光体生成;高温回火可以使片状珠光体中的碳化物转变成粒状,但粒状碳化物存在分布不均匀的现象;高温回火+等温球化退火得到的粒状珠光体组织良好,碳化物分布均匀且未发现明显的长片状碳化物,其最佳的热处理制度为685 ℃×1.5 h空冷+740 ℃×0.5 h炉冷至685 ℃×3 h空冷。

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DQ-T工艺对1000 MPa级高强钢组织和性能的影响

王毅, 韩杰, 刘超, 邓玲蕊, 李辉, 许荣昌

金属热处理 2023, 48 (9): 30-34. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.005

摘要（63）

PDF （3197KB）（59）

研究了直接淬火+回火工艺对1000 MPa级高强钢微观组织结构和力学性能的影响。利用金相显微镜和透射电镜表征了微观组织结构,测试了维氏硬度和拉伸性能。结果表明,随回火温度的升高,显微硬度和抗拉强度的下降趋势分为3个阶段:缓慢下降的Ⅰ_σ阶段(室温~350 ℃)、快速下降的Ⅱ_σ阶段(350~500 ℃)和基本稳定的Ⅲ_σ阶段(500 ℃以上),屈服强度在250~400 ℃之间存在峰值,屈强比上升明显;回火温度达到500 ℃时,伸长率可达到15%以上。850 ℃终轧后在350~450 ℃回火30~60 min,可获得良好的强韧性组合,达到1000 MPa级高强钢的性能指标。马氏体组织内部存在大量的位错亚结构,其中的可动位错能够缓解局部应力集中,降低微裂纹形成的可能性,从而使材料获得较大的均匀塑性变形。

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强制冷却和低温时效对2198-T3/7A04-T6异种铝合金FSW接头组织及性能的影响

孙博, 聂佳民, 李晓丹, 何长树

金属热处理 2023, 48 (9): 8-13. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.002

摘要（62）

PDF （3133KB）（49）

在空冷与强制冷却下对2198-T3/7A04-T6异种铝合金进行搅拌摩擦拼焊,并在焊后对其接头进行低温时效处理,研究了强制冷却和低温时效对焊接接头低硬度区微观组织特征及接头力学性能的影响。研究发现,两种条件下,2198-T3铝合金一侧的热影响区内均出现了低硬度区,但强制冷却＋低温时效条件下接头低硬度区的硬度值明显更高,为94.5 HV0.1,并且接头的平均屈服强度、抗拉强度和伸长率分别为312 MPa、443 MPa和8.9%,屈服强度和抗拉强度分别达到母材强度的97.5%和96.9%,而空冷＋低温时效条件下仅为母材强度的89.0%和91.6%。强制冷却＋低温时效条件下接头的力学性能更优的主要原因是:焊接过程中施加强制冷却能有效抑制接头低硬度区内θ′相T1相的溶解与粗化,使其在后续低温时效过程中能获得更好的时效强化效果。

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退火温度和冷变形量对动力电池壳用3003铝合金板组织和性能的影响

曾勇谋, 刘莹, 刘梓源, 胡梦晗, 曹宇

金属热处理 2023, 48 (9): 70-74. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.011

摘要（53）

PDF （2724KB）（49）

利用马弗炉、布氏硬度仪、光学显微镜、万能试验机,研究了中间退火温度和冷变形量对动力电池壳用3003铝合金板组织和性能的影响。结果表明,随着中间退火温度的升高,不同冷变形量3003铝合金板的硬度、抗拉强度和屈服强度先下降然后在达到380 ℃趋于稳定,而伸长率则相反。当退火温度≤200 ℃,材料的强度均随冷变形量增大而增强。随着退火温度的升高,3003铝合金板的导电率,先缓慢增加后基本稳定不变再快速下降。3003铝合金板的冷变形量为85%时,材料的导电率最高,而当冷变形量为95%时,材料的导电率显著变小。随着退火温度的升高,3003铝合金板的组织由细长的纤维状变为等轴细小的再结晶晶粒。冷变形量越大材料开始再结晶的温度越低,并且再结晶晶粒越细小,而再结晶完成的温度均为380 ℃。综合考虑,动力电池壳用3003铝合金板中间退火温度优选380 ℃,冷变形量为85%。

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激光增材制造6061铝合金热处理及强韧机理

陈文涛, 尹靖, 王春艳, 胡桂领

金属热处理 2023, 48 (8): 172-178. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.08.028

摘要（51）

PDF （3502KB）（18）

采用激光粉末床熔融(Laser powder bed fusion, LPBF)增材制造技术对6061铝合金进行制备成形。首先采用基板预热处理获得了无裂纹缺陷的打印试样,随后对打印合金进行热处理,并对比分析不同热处理工艺制度对合金组织性能的影响规律。结果表明,在直接打印(As printed, AP)状态下,合金元素以过饱和固溶体的形式存在于基体中,合金的抗拉强度仅为249 MPa。在固溶处理(Solution treatment, ST)+人工时效(Aging treatment, AT)和直接AT工艺下,铝合金的力学性能明显提升。其中,直接AT处理后,6061铝合金同时具备良好的强度和塑性,抗拉强度和伸长率分别为359 MPa和12.5%;而ST+AT处理后,合金强度升高至377 MPa,伸长率略有降低,为10.1%。AT处理有利于促进细针状Mg₂Si相在基体内弥散析出,通过析出强化效应,合金抗拉强度得到明显提高。

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低温冷轧与时效处理对Cu-Ni-Co-Si合金组织性能的影响

徐开泰, 刘骐升, 尤凯司, 刘照宇, 张峻嘉

金属热处理 2024, 49 (3): 1-6. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.03.001

摘要（50）

PDF （4115KB）（70）

研究了冷轧及时效工艺对Cu-1.8Ni-0.9Co-0.641Si合金板带材组织性能的影响。对比了液氮低温冷轧与室温冷轧对合金板材性能的影响,并通过X射线衍射仪(XRD)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)等对其影响机制进行分析。结果表明,在时效60 min 时,室温冷轧与低温冷轧后合金板材硬度达到最大,分别为450 ℃时效的285.53 HV0.3和400 ℃时效的307.2 HV0.3。研究还发现随着时效温度的升高,合金的导电率随之升高,在经过500 ℃时效处理后,低温冷轧合金的导电率最高,能够达到60.11%IACS。在时效处理过程中,板材内部的位错密度降低,晶粒和晶界中出现了大量细小且均匀的纳米级(Ni,Co)₂Si有序相。与室温冷轧相比,经过低温冷轧的Cu-Ni-Co-Si合金组织更加细化,位错密度更高。

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烧结温度对2∶17H型高性能SmCo合金微观结构和磁性能的影响

陈燕蕊, 吕科, 李岩, 任少卿, 赵明静, 董瑞, 定巍

金属热处理 2023, 48 (9): 35-41. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.006

摘要（49）

PDF （4636KB）（45）

采用真空熔炼炉对某2∶17H型高性能SmCo合金进行熔炼,研究了烧结温度分别为1195、1200、1205、1210 ℃时对该合金的烧结态磁体磁性能和微观结构的影响。然后对4种烧结温度的永磁体进行磁性能和密度测试,并对其进行微观结构的表征。结果表明,适当的增加烧结温度,可使烧结态磁体的各项磁性能增加,但烧结温度过高,会使烧结态磁体的各项磁性能大大降低。当烧结温度为1205 ℃时得到最好的磁性能,其中剩磁B_r为11.41 kGs,内禀矫顽力H_cj为1.05 kOe,最大磁能积(BH)_max为7.365 MGOe。各项磁性能分别受烧结态磁体的元素分布、晶粒均匀性及尺寸、磁体密度、Sm₂O₃、富Zr相影响。

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延时淬火对航天紧固件用TC4钛合金组织和性能的影响

吴晨, 马保飞, 赵耕岑, 李敏娜, 任军帅, 于奎

金属热处理 2023, 48 (12): 135-139. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.12.022

摘要（48）

PDF （3919KB）（19）

分别对TC4钛合金丝材进行不同时间的延时固溶处理和延时固溶时效处理,检测试样的显微组织、室温拉伸和剪切性能,探究延时淬火对TC4钛合金丝材组织与性能的影响规律。结果表明,随着延时淬火时间的增加,固溶和固溶时效后显微组织中初生α相含量逐渐减少,β_转逐渐增多,晶粒尺寸逐渐增大。相比于固溶处理,固溶时效处理后显微组织中有较高含量的强化相,同时晶粒尺寸也更小;强度和韧性更大,塑性更小。随着延时淬火时间的增加,强度和韧性均呈现减小趋势,塑性均呈现增大趋势。在本试验条件下,延时淬火10 s对强度的削减作用基本等同于时效对强度的增加作用。

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30CrMnSiNi2A钢螺纹零件局部感应回火工艺

王浩军, 杨平, 任树锋, 罗贤, 冉刚

金属热处理 2023, 48 (10): 168-174. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.10.025

摘要（47）

PDF （3864KB）（15）

对30CrMnSiNi2A钢螺纹试验件进行了局部感应回火工艺研究,对比研究了不同预处理(等温淬火+低温回火和真空油淬+低温回火)和不同感应回火工艺(单段式加热、两段式加热、两段式加热+移动补温)对工件回火后硬度分布的影响。结果表明,等温淬火+低温回火和真空油淬+低温回火后试验件的硬度和显微组织差别不大。由于集肤效应和端部效应,单段式感应加热会使试验件内部产生较大的径向和轴向硬度梯度,而两段式加热法可通过增设一段均温时间以消除集肤效应所造成的径向硬度梯度,通过感应器移动补温可消除端部效应所导致的轴向硬度梯度。两段式加热+移动补温的感应回火工艺可使试验件螺纹端头的硬度达到要求,并获得均匀的硬度分布。

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热处理工艺对大尺寸1Cr17Ni2钢组织与性能的影响

徐桂芳, 刘文通, 张伯承, 宋瑞智

金属热处理 2023, 48 (12): 7-12. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.12.002

摘要（47）

PDF （4467KB）（50）

使用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪(XRD)、电子万能试验机和金属摆锤冲击试验机对大尺寸1Cr17Ni2钢在常规淬火和应力控制淬火两种工艺下的显微组织和力学性能进行分析。结果表明,两种工艺下1Cr17Ni2钢的组织均由回火马氏体、δ铁素体、细小碳化物和微量残留奥氏体组成,应力控制淬火工艺下的组织更为细小,且残留奥氏体含量相对较多;两种工艺下1Cr17Ni2钢的力学性能优良,抗拉强度、伸长率和冲击吸收能量分别超过1200 MPa、13.5%和31.2 J。应力控制淬火+360 ℃回火后的综合力学性能最优,冲击吸收能量达到96.4 J,比常规淬火+360 ℃回火后的高46.2%。拉伸与冲击断口形貌均表现为韧脆混合断裂,应力控制淬火工艺下的断口韧窝数量较多。

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Inconel625合金的热变形行为及热加工图

张继舜, 廖振洋, 杨钢, 唐正焮, 陈其为, 孔荣宗

金属热处理 2023, 48 (8): 52-57. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.08.009

摘要（45）

PDF （4150KB）（43）

采用Gleeble-3800热模拟试验机开展了Inconel625合金变形温度为950~1200 ℃、应变速率为0.001~10 s^-1的热压缩试验,分析了其热变形行为和不同变形条件下的微观组织演化,构建了Inconel625合金的热加工图。结果表明,Inconel625合金的流变应力随应变速率增加而升高,随变形温度升高而降低;变形温度越高、压缩应变速率越低,越容易发生动态再结晶。Inconel625合金最佳热加工工艺参数范围为变形温度1010~1050 ℃,应变速率0.01~0.13 s^-1。

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热加工工艺对Nb₃₇Ti₂₀Al₁₅Zr₁₅Hf₅Ta₅Mo₂W₁难熔高熵合金组织与性能影响

邵旭, 庞景宇, 纪宇, 汤广全, 刘文强, 程陆凡, 李文

金属热处理 2023, 48 (9): 42-47. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.007

摘要（42）

PDF （3234KB）（28）

利用真空电弧熔炼制备了一种低密度Nb₃₇Ti₂₀Al₁₅Zr₁₅Hf₅Ta₅Mo₂W₁(at%)难熔高熵合金,并对该合金进行热变形和均匀化及750 ℃时效30~120 h。通过X射线衍射、扫描电镜、透射电镜、万能力学试验机等测试方法,对难熔高熵合金的铸态结构、时效后的析出行为和力学性能进行研究。结果表明,铸态难熔高熵合金结构为B2相基体+反相畴界。时效后,大量蠕虫状Zr₅Al₃相在晶内析出,晶界处有棒状Zr₅Al₃相析出,诱发晶间断裂。在30 h时效后,该合金的压缩屈服强度为1093.8±7.5 MPa。由于晶间开裂和时效后产生的Zr₅Al₃相之间的相互作用,导致塑性异常,仅为5.8%;60、90、120 h时效后合金的压缩屈服强度均在1300 MPa左右,塑性均在15%左右,具有优异的稳定性且断口主要为晶间断裂。

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固溶处理对Mg-1Zn-1Ca合金组织和耐蚀性能的影响

王建, 宋蕾, 王艺卓, 张全福, 任乃栋, 武维康, 王红霞, 罗小萍

金属热处理 2023, 48 (9): 48-53. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.09.008

摘要（42）

PDF （2865KB）（54）

通过OM、SEM、EDS及XRD等方法研究了铸态Mg-1Zn-1Ca合金固溶处理后的显微组织演变,通过电化学试验和浸泡试验探究了固溶处理对铸态Mg-1Zn-1Ca合金耐蚀性能的影响。结果表明,铸态Mg-1Zn-1Ca合金由Mg基体、Ca₂Mg₆Zn₃相及Mg₂Ca相组成,固溶处理后,基体晶粒随着固溶温度升高(400、420、440 ℃)逐渐长大,Ca₂Mg₆Zn₃相发生了回溶,第二相数量逐渐减少,合金腐蚀速率先降低后升高,合金在固溶420 ℃×8 h后耐蚀性能最好,平均腐蚀速率最低,仅为0.7725±0.016 mm/y,其耐蚀性能的提升归因于第二相回溶,电偶腐蚀效应减弱。合金在固溶440 ℃×8 h后因为晶粒粗化加剧了局部腐蚀,耐蚀性能发生了恶化。

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