金属热处理

崔华威, 崔秀芳, 王海斗, 邢志国, 金国

2014, 39(11): 1-8. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.001

摘要 ( 155 )

PDF (876KB) ( 153 )

疲劳是涂层在滚动接触条件下的主要失效形式。涂层的表面完整性（包括粗糙度、显微结构和结合强度、残余应力、厚度、硬度）直接影响了涂层的接触疲劳失效机理，基本决定了涂层的服役寿命。本文在系统综述国内外关于接触疲劳研究的基础之上，对涂层表面完整性引起的接触疲劳失效机理和参数优化准则进行了总结，并展望了表面完整性参数对接触疲劳影响的研究途径，以期为研究涂层制备工艺与涂层疲劳寿命预测与评估的学者提供参考。

大热量输入焊接EH40船板钢热模拟粗晶区组织与性能

李小宝, 张宇, 潘鑫

2014, 39(11): 9-15. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.002

摘要 ( 124 )

PDF (811KB) ( 125 )

采用Gleeble热模拟方法调查了钛镁钙复合处理与微钛处理两种不同成分的船板钢EH40在不同热输入条件下的粗晶热影响区的组织和冲击性能。结果表明：t_8/5时间13 ~ 550 s之间，钛镁钙复合处理的试验钢（A号）模拟粗晶区组织随t_8/5增加由粒状贝氏体逐渐转变为晶界铁素体+晶内针状铁素体+晶内多边形铁素体，同时发现大量尺寸在0.2 ~ 3 μm之间的TiO_x-MgO-Al₂O₃复合氧化物夹杂；t_8/5≤700 s时，其模拟粗晶区－20 ℃冲击吸收能量≥192 J；微钛处理的试验钢（B号）模拟粗晶区组织随t_8/5增加则由粒状贝氏体逐渐转变为晶界铁素体+上贝氏体组织，在t_8/5≤300 s时，其模拟粗晶区－20 ℃冲击吸收能量≥196 J。A号试验钢焊接性能优于B号试验钢，其原因在于A号试验钢中大量存在的复合氧化物夹杂促进了晶内铁素体形核，从而提高粗晶区的低温冲击韧性。

TC4钛合金绝热剪切带的微观组织及织构

杨柳青, 杨延清, 陈爽, 罗贤

2014, 39(11): 15-19. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.003

摘要 ( 144 )

PDF (807KB) ( 169 )

应用电子背散射衍射技术(EBSD)研究TC4钛合金绝热剪切带(ASB)的微观组织及其织构演化。原为等轴组织的小圆柱试样用Gleeble-3500 热模拟试验机以相对低的应变速率热压缩获得ASB。结果表明，试样组织由基体、过渡区和ASB组成。基体为等轴α晶粒和晶粒间的β相；过渡区内部包含亚晶的1~4 μm宽的拉长组织；试样中心ASB由0.2~0.7 μm的再结晶晶粒组成；接近试样边缘ASB存在剧烈拉长的条状组织、大量的亚晶和再结晶晶粒。极图表明，基体具有较强的{0001}<10-10 >织构；过渡区包含{10-10}<11-20 >和{11-22}<11-23>织构；中心ASB没有取向集中；接近试样边缘ASB为{11-20}<10-10>织构。

原奥氏体晶粒尺寸对低合金高强度系泊链钢氢脆敏感性的影响

冯佩功, 程晓英, 张海霞

2014, 39(11): 20-26. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.004

摘要 ( 138 )

PDF (795KB) ( 175 )

通过预充氢拉伸和动态充氢拉伸两种试验研究3种不同温度淬火然后560 ℃回火试样中原奥氏体晶粒尺寸对一种低合金高强度系泊链钢的氢脆敏感性的影响。结果表明，电流密度＞1.0 mA/cm²时发生氢诱发裂纹而在发生屈服时就脆断，原奥氏体晶粒尺寸对预充氢拉伸与动态充氢拉伸的氢脆敏感性都没有影响。当电流密度＜1.0 mA/cm²时，发生应力诱发氢致滞后裂纹而断裂，在预充氢后拉伸时，原奥氏体晶粒尺寸对氢脆敏感性略有影响，氢脆敏感性随原奥氏体晶粒增大而略微增大；在动态充氢拉伸时，原奥氏体晶粒尺寸对氢脆敏感性基本没有影响。因此，原奥氏体晶粒尺寸对这种低合金高强度系泊链钢的氢脆敏感性作用不明显。

热浸Zn-Al-Mg合金镀层的显微组织和摩擦性能

刘继拓, 贺志荣, 张永宏, 解亚丹, 田甜, 樊鹏斌

2014, 39(11): 27-30. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.005

摘要 ( 128 )

PDF (806KB) ( 105 )

用光学显微镜、维氏硬度计和摩擦磨损试验机对Zn-2Al-xMg（x=0、0.5、1.0、1.5，质量分数，%）合金镀层的显微组织、硬度和摩擦性能进行了观察分析。结果表明：随Mg含量增加，合金镀层晶粒细化，硬度提高。在相同载荷下，随Mg含量增加，4种合金镀层的摩擦因数相近，耐磨时间先增加后减小，其中含1%Mg的合金镀层耐磨时间最长。Zn-2Al-1Mg合金镀层的耐磨性优于Zn-2Al合金镀层。

新型310S耐热钢组织和高温力学性能

高福彬, 杨吉春

2014, 39(11): 30-33. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.006

摘要 ( 114 )

PDF (800KB) ( 375 )

新型310S耐热钢是在传统310s耐热钢的基础上降镍提锰，并加入氮和钼，与传统310S钢在显微组织、高温力学性能方面进行了对比。研究表明，新型310S耐热钢的显微组织仍为奥氏体，且晶粒细化，新型310S钢高温强度大，塑性略有降低，断裂方式由沿晶脆性断裂转为韧窝断裂。

BCu48ZnNi钎料的组织、力学性能与使用特性

薛维华, 齐晓旭, 李智超

2014, 39(11): 34-37. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.007

摘要 ( 125 )

PDF (798KB) ( 157 )

为提高矿用截齿钎焊连接性能，优化与协调截齿生产时的钎焊和截齿体热处理工艺，研究了锌白铜硬钎料BCu48ZnNi的组织和性能，考察了其使用特性。对BCu48ZnNi钎料进行重熔凝固与热处理，测试了不同状态下的组织和性能。结果表明，BCu48ZnNi钎料在不同状态下均为两相组织，快冷与时效可使组织细化并提高硬度。采用中频感应方法进行截齿钎焊试验，考察了焊后冷却方式和截齿热处理对钎焊缝抗剪强度的影响。试验发现，焊后空冷的BCu48ZnNi钎焊缝抗剪强度高于缓冷与快冷，焊后高温回火条件下能保持较高的抗剪强度。综合分析表明，BCu48ZnNi钎料具有非常好的截齿钎焊特性，用其做钎料进行截齿生产须采用先钎焊后调质的工艺步骤。

工业纯钛高温拉伸断裂极限

周铁柱, 苏娟华, 任凤章, 魏世忠,陈志强

2014, 39(11): 38-40. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.008

摘要 ( 134 )

PDF (796KB) ( 212 )

拉伸断裂极限值是预测零件高温裂纹的主要依据。为了研究工业纯钛在高温拉伸下的断裂极限，采用理论模型和试验相结合的方法，通过GFL（Gleeble fracture limit）试验测得工业纯钛在不同温度下的真应力-应变曲线，并利用真应力-应变曲线求得工业纯钛的断裂极限值，分析了温度和应变速率对断裂极限值的影响。结果表明，温度和应变速率对断裂极限值有较大影响。温度升高使断裂极限增加，在应变速率为0.1 s^-1下随着温度从800 ℃升高到1000 ℃，断裂极限值从1.798增加到2.922；在度900 ℃相同温下，随着应变速率从0.01 s^-1的提高到1 s^-1，断裂极限值从2.285降低到1.745。

Sr含量对Mg-Nd-Zr合金显微组织与力学性能的影响

彭勃, 章晓波, 王章忠

2014, 39(11): 41-44. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.009

摘要 ( 143 )

PDF (806KB) ( 121 )

通过重力铸造制备了Mg-2.2Nd-xSr-0.3Zr（x=0、0.4、0.7、2.0, 质量分数，%）合金。采用光学显微镜、扫描电子显微镜观察了铸态合金的显微组织，用显微硬度计测试了合金的硬度，用拉伸试验机测试了合金在室温下的拉伸性能。结果表明，随着Sr含量的增加，组织细化，第二相含量增加，硬度逐渐提高；合金的抗拉强度和伸长率先降低后升高，当合金的抗拉强度和伸长率较高时，呈现为准解理断口，反之，则为沿晶和解理的混合断口。

铌对低碳微合金钢奥氏体变形及静态再结晶的影响

万荣春

2014, 39(11): 45-47. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.010

摘要 ( 90 )

PDF (796KB) ( 87 )

用Gleeble-3500热模拟试验机研究了两种不同铌含量低碳微合金钢热形变奥氏体的静态再结晶。不同参数的平面应变双道次压缩试验结果表明，铌通过在钢中固溶或析出第二相粒子可以有效地抑制奥氏体变形及静态再结晶。而且道次间隔时间越长，铌对形变奥氏体静态再结晶抑制作用越明显。

水热法制备新型TiO₂薄膜及其机理分析

张乘凯, 庄稼, 秦海洋, 董林, 蒋争涛, 邹剑

2014, 39(11): 48-51. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.011

摘要 ( 105 )

PDF (801KB) ( 168 )

用酞酸丁酯和盐酸通过两步水热法制备了一种新型双层TiO₂薄膜。其水热过程包括生长过程和刻蚀过程。在生长过程制备了一种上层为纳米棒团簇，下层为纳米棒阵列的双层结构。在随后的刻蚀过程中，上层的纳米棒团簇转变为纳米管团簇，下层的纳米棒阵列转变为直径在20~25 nm的纳米线阵列。刻蚀过程上下两层出现不同形貌的主要原因为金红石相TiO₂的各向异性以及纳米棒外壁和内部的不同界面能。新型薄膜作为染料敏化太阳能电池的光阳极时能量转换效率高。

Al掺杂Bi₂Te_2.7Se_0.3合金的热电性能

王珏翎, 宋少伟

2014, 39(11): 52-55. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.012

摘要 ( 125 )

PDF (816KB) ( 140 )

利用高能球磨和快速直流热压技术制备并研究了Al元素对Bi₂Te_2.7Se_0.3合金热电性能的影响。Al的掺杂提高了材料的Seebeck系数和功率因子。Bi₂Te_2.7Se_0.3Al_0.02的Seebeck系数在423K时达到了200 μVK^-1，功率因子在323K时达到了2410 μWm^-1K^-2，相比同温度下未掺杂的样品分别提高了约40%和19%；同时，纳米晶粒之间的晶界对声子散射显著降低了晶格热导率，使Bi₂Te_2.7Se_0.3Al_0.02的总热导率在323 K达到0.85 Wm^-1K^-1，比同温度下未掺杂样品降低了33%。功率因子的提高和热导率的降低使材料的热电优值ZT在373 K时达到了0.97。

时效硬化型渗氮齿轮钢

杜树芳, 方健儒, 杨明明

2014, 39(11): 56-59. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.013

摘要 ( 142 )

PDF (794KB) ( 148 )

研制成功一种时效硬化型渗氮齿轮钢20CrNi3Mn2Al，在空冷固溶处理状态下可保持良好切削加工性（硬度为283～332 HB），在深层离子渗氮处理后表层可以达到900 HV以上高硬度，心部硬度保持400～450 HV(42～46 HRC)，渗氮层深可达0.7～1.0 mm，可部分替代渗碳齿轮钢，简化了工艺，减少了畸变。

不同V、Nb含量T91钢的热力学平衡相分析

宋涛, 王志武

2014, 39(11): 59-63. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.014

摘要 ( 121 )

PDF (799KB) ( 98 )

利用Thermo-Calc软件模拟计算了原始T91钢和不同含量V、Nb的T91钢的平衡相组成。结果表明，原始T91钢随着温度的升高，平衡相M₂₃C₆和Z相的含量逐渐减少，到750 ℃时平衡相中Z相含量很低；不同V、Nb含量T91钢中，随着V含量的升高，相图有向右移动的趋势，平衡相中Z相Nb的含量升高，750℃下，当V含量高于0.20%时平衡相中不存在Z相，低于0.15%时平衡相中有Z相；Nb含量对于T91钢平衡相图和相组成影响较小。

W含量对00Cr25Ni7Mo3.5WCuN钢力学性能的影响

李骥, 宋志刚, 郑文杰, 蒋业华

2014, 39(11): 64-67. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.015

摘要 ( 127 )

PDF (801KB) ( 286 )

测试了超级双相不锈钢00Cr25Ni7Mo3.5WCuN（UNS32760）室温拉伸性能和冲击性能，运用Thermo-Calc热力学软件计算了相比例及元素分布，研究了W含量对00Cr25Ni7Mo3.5WCuN钢力学性能的影响。结果表明，W的增加使得该钢中σ相的完全固溶温度升高；当温度达950～1000 ℃时，钢中析出σ相导致冲击性能显著降低，强度提高。高于1000 ℃时，00Cr25Ni7Mo3.5WCuN钢中σ相完全溶解，此时随着W含量增加，材料强度提高，每1%W的增量会提高30 MPa屈服强度和25～30 MPa抗拉强度。

铸态耐热合金CN617热变形行为研究

陈正宗, 刘正东, 包汉生

2014, 39(11): 68-72. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.016

摘要 ( 127 )

PDF (808KB) ( 141 )

用Gleeble-3800热模拟试验机研究了铸态耐热合金CN617退火后在形变温度1050~1180 ℃，应变速率0.01~10 s^-1条件下的热变形行为，建立了该合金的热变形本构方程，绘制了热加工图。结果表明：在形变温度1050~1180 ℃，应变速率0.01~1 s^-1条件下，CN617合金的热变形曲线呈现稳态的流变应力；当在形变温度1100~1180 ℃，应变速率10 s^-1条件下，其热变形行为表现为持续硬化+动态软化过程。CN617合金热变形的热激活能平均为502.35 kJ/mol。在形变温度1050~1125 ℃，应变速率0.2~10 s^-1时形成流变失稳。其原因是动态再结晶程度较低，流变应力较高。

中温时效对超级奥氏体不锈钢S31254析出相的影响

潘坤, 陈海涛, 郎宇平, 卢德宏, 刘明

2014, 39(11): 72-77. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.017

摘要 ( 125 )

PDF (818KB) ( 113 )

对超级奥氏体不锈钢S31254进行850 ℃、7.5~120 min时效处理。利用金相显微镜、扫描电镜和透射电镜等手段对时效过程中的析出相进行研究。结果表明，在850 ℃时效，S31254超级奥氏体不锈钢有大量第二相，主要是以σ相为主的富Cr、富Mo、低Ni的金属间化合物析出。这些析出相形状以块状和针状为主，主要分布在晶界和晶内，部分会出现在孪晶位置。随着时效时间的延长，析出相逐渐长大且数量增多，且其Cr、Mo元素的含量逐渐升高，Ni的含量逐渐降低。经过850 ℃×120 min时效处理后，出现Cr₂N和Chi相析出。

时效处理对钛镍合金丝材超弹性的影响

袁志山, 吴艳华, 王永辉, 石世威, 周瑾, 繆卫东, 朱明

2014, 39(11): 78-81. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.018

摘要 ( 303 )

PDF (800KB) ( 259 )

通过差示扫描量热法测试和拉伸测试等手段，研究了时效处理对钛镍形状记忆合金丝材超弹性的影响。研究结果表明，在400℃、450℃和500 ℃时效，随时效时间延长，合金的超弹性下降，短时时效易获得良好的超弹性；随时效温度升高，合金的超弹性下降，低温时效易获得良好的超弹性。在400℃、450℃和500 ℃时效，随时效时间延长，马氏体-奥氏体逆相变终了温度Af点逐渐升高，R′相相变峰值温度R′p和M相逆相变峰值温度Ap点升高，R相变吸热峰面积逐渐减小。随时效温度升高，马氏体逆相变终了温度Af点降低，R′相相变峰值温度R′p点升高，R相变吸热峰和M相逆相变趋于合并，R相吸热变峰面积增加。

时效温度对超高强度不锈钢缺口抗拉强度的影响

朱宏飞, 丁雅莉, 杨卓越, 赵昆渝

2014, 39(11): 82-84. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.019

摘要 ( 105 )

PDF (798KB) ( 195 )

借助轴对称光滑和缺口拉伸试验，研究了时效温度对超高强度马氏体时效不锈钢固溶和冷拔状态弹簧钢丝缺口抗拉强度的影响。研究结果表明：时效前的冷加工具有增强时效动力学的作用，降低了光滑和缺口拉伸抗拉强度峰时效温度，而且冷加工具有明显的强化效应，但强化效果随时效温度的提高逐渐衰减。从提高材料和构件的可靠性考虑，推荐500 ℃和480 ℃分别为固溶态和冷拔态钢丝的时效温度。

激光热处理离焦量对高速钢轧辊显微组织与硬度的影响

师东生, 黄根哲, 李晴, 张禄阳

2014, 39(11): 85-88. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.020

摘要 ( 129 )

PDF (795KB) ( 155 )

采用横流CO₂激光器不同正离焦量对高速钢轧辊试样进行激光相变硬化处理。用金相显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪及显微硬度计等对试样组织和硬度进行分析。结果表明，激光热处理后试样硬化区粗大碳化物大量溶解且分布均匀，在相变硬化区边界越靠近热影响区，形成的二次碳化物越粗大密集。激光的功率和扫描速度不变，离焦量为0 mm时，表层出现凸起的微熔区，发生软化现象。离焦量为+10 mm时，亚表层硬度提高最大，最高硬度峰值847 HV，是基体的2～3倍。离焦量为+20 mm时，试样表面形成大量魏氏组织。随正离焦量增加，试样相变硬化的层深减小。

热处理对高镍铬离心复合铸造球墨铸铁轧辊组织与性能的影响

丁美良, 禹宝军, 孙林, 余小俊

2014, 39(11): 89-92. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.021

摘要 ( 136 )

PDF (798KB) ( 339 )

采用热膨胀法测定了高镍铬离心复合铸造球磨铸铁轧辊的相变点，根据其临界转变温度，进行正火和回火试验，研究了热处理工艺对轧辊工作层性能的影响。结果表明：860 ℃和890 ℃正火时，轧辊工作层硬度值较高；正火温度为920 ℃时，冷却后残留奥氏体（Ar）量增多，硬度明显下降；正火温度为830 ℃时，出现硬度较低的珠光体组织。860 ℃正火冷却后，在400 ℃回火时应力消除比较完全，碳化物尚未长大，细小且均匀弥散的分布在针状马氏体基体上，轧辊工作层硬度较高，有利于阻止裂纹的扩展。

热处理对TC4合金中厚板组织及性能的影响

付文杰, 谢英杰, 高维娜, 吴晓东, 党鹏

2014, 39(11): 92-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.022

摘要 ( 173 )

PDF (805KB) ( 391 )

研究了不同热处理制度对TC4合金中厚板的显微组织和力学性能的影响。结果表明，经800 ℃×1 h/AC(空冷)退火后，组织为球状α+少量的长条状α+少量β组织，其拉伸性能比热轧态略有下降；热轧后的TC4合金板材经960 ℃×80 min/AC固溶处理后，组织为双态组织，即初生α+针状（α+β），其横向抗拉强度和屈服强度与普通退火态的相比分别降低了35 MPa和75 MPa。固溶后的TC4合金板经700 ℃×120 min/AC时效后，初生α相的含量变少，β晶粒尺寸变大，片状次生α相拉长并粗化，与800 ℃×1 h/AC退火相比，虽然拉伸性能有所降低，但性能更加均匀，各向异性不明显。热轧后的TC4合金板经1000 ℃×20 min/WQ（水冷）后，β相发生马氏体转变，组织为非常细小的针状组织，抗拉强度比普通退火略有提高，但屈服强度和塑性急剧下降。

冷却条件对镁合金耐蚀性能的影响

王向博, 马幼平, 杨蕾, 刘睿哲, 成刚

2014, 39(11): 96-99. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.023

摘要 ( 132 )

PDF (798KB) ( 118 )

通过浸泡腐蚀质量损失试验，研究了不同凝固冷却速度（空冷、水冷和盐水冷）对AZ31和AZ81镁合金在3.5%NaCl溶液中耐耐蚀性能的影响。研究结果表明，镁合金中Mg₁₇Al₁₂相的尺寸、形貌、分布、析出量及合金凝固组织的均匀性对抗NaCl溶液腐蚀产生重要影响；Mg₁₇Al₁₂相对镁合金耐蚀性能具有双重作用（起阻障及电偶阴极的作用）；同时凝固组织均匀化程度的改善能提高耐蚀性能。在三种因素的叠加作用下，AZ31合金的耐蚀性能随着冷却速度的提高而得以改善，而AZ81合金的耐蚀性能则表现为：空冷＞盐水淬＞水冷。

热处理对G17CrMo5-5钢组织与性能的影响

马丽, 张瑞雪, 张锦

2014, 39(11): 100-102. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.024

摘要 ( 197 )

PDF (813KB) ( 74 )

采用金相、力学性能试验等方法研究了热处理对G17CrMo5-5钢组织和力学性能的影响。结果表明，G17CrMo5-5钢达到技术指标要求的最佳热处理工艺为950 ℃×4 h正火+720 ℃×4 h回火。

SDC99钢离子氮碳共渗及稀土催渗

冯熙, 杨浩鹏, 吴晓春

2014, 39(11): 103-107. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.025

摘要 ( 125 )

PDF (809KB) ( 187 )

为了探究SDC99冷作模具钢优化的氮碳共渗工艺，对其在不同温度、时间、气压、电压条件下的离子氮碳共渗效果开展研究。试验结果表明，在530 ℃×12 h、450~500 Pa、800~850 V、NH₃/CO₂为16:1时，氮碳共渗效果较好，渗层深度为160~170 μm，化合物层可达4~6 μm，表面硬度为1100 HV0.3；随着稀土铈的加入，渗层深度增厚至210~220 μm，化合物层可达8~10 μm，其中γ′相含量由26.2%增至37.1%，表面硬度达1150 HV0.3，硬度梯度变平缓。稀土催渗样的磨损率比原始试样降低47%，耐磨性显著提高。

电脉冲处理时间及冷却方式对1Cr18Ni9Ti钢氮碳共渗的影响

孙玉玲, 刘兴江, 王建中

2014, 39(11): 108-111. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.026

摘要 ( 106 )

PDF (803KB) ( 83 )

用金相显微镜、显微硬度计研究了电脉冲处理时间及冷却方式对1Cr18Ni9Ti钢固体氮碳共渗的影响。结果表明，在550 ℃保温1 h后进行连续脉冲6 h处理所得的渗层厚度为150 mm，但表面产生裂纹甚至剥落。每小时脉冲处理15 min，随炉冷却可得到渗层较深，且渗氮层表面齐整，渗层厚度大于普通工艺中的渗氮层厚度。

热处理工艺对SAE4320奥氏体晶粒度的影响

徐尚呈, 周立新, 张志成, 李德胜, 汪质刚, 肖爱平

2014, 39(11): 111-113. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.027

摘要 ( 137 )

PDF (800KB) ( 120 )

通过对出现严重混晶的SAE4320钢，采用640～1000℃之间的温度分别保温2 h空冷后，再采用“模拟渗碳法”进行奥氏体晶粒度检测及分析。结果表明，渗碳轴承钢SAE4320奥氏体晶粒度出现混晶与终轧温度过低有关；当SAE4320钢出现混晶时，经740～760 ℃保温2 h空冷后奥氏体晶粒度可达8.0～7.0级。

GH4698合金的热处理

满蛟, 丛涛, 孙福民, 邢玉荣, 张小伍, 刘长江

2014, 39(11): 114-116. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.028

摘要 ( 168 )

PDF (808KB) ( 120 )

针对GH4698合金提出了一种新的热处理工艺：再结晶退火+标准热处理制度，即：980 ℃×4 h空冷+1100 ℃×8 h空冷+1000 ℃×4 h空冷+775 ℃×16 h空冷+700 ℃×16 h空冷。通过观察显微组织并测试合金的残余应力，研究了再结晶退火对组织和性能的影响。试验结果表明，再结晶退火能够有效改善合金的微观组织不均匀性，释放合金内部残余应力，降低后续热处理过程中的晶粒异常长大，从而显著提高GH4698合金的高温力学性能，且保持室温力学性能不变。

Gr.38钛合金的退火工艺

李永林, 袁红军, 朱宝辉, 孟鑫, 任广宁, 陈胜川, 沈立华, 唐寿全

2014, 39(11): 117-121. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.029

摘要 ( 146 )

PDF (804KB) ( 108 )

对锻造及轧后的Gr.38钛合金棒材取样进行不同工艺的退火处理，对退火后的组织、力学性能和断口形貌进行测试与分析。结果表明，在930～950 ℃保温1 h后空冷（或水冷），Gr.38合金能获得较高的强度和塑性，综合力学性能良好。830 ℃保温1 h空冷，Gr.38合金的屈服强度低，有利于材料的后续加工。

切割方式对直接淬火钢板的影响

姜洪生, 张所全, 韩剑宏

2014, 39(11): 121-124. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.030

摘要 ( 163 )

PDF (862KB) ( 148 )

研究了20 mm厚60 kg级直接淬火钢板不同切割方式下切割区域附近组织和硬度的特点。结果表明，火焰切割后，在割口附近会形成明显的软化区域，而等离子切割和激光切割无明显软化区域；等离子割口和激光割口处会重新淬火，其硬度远高于远离割口处；火焰切割割口的热影响区域大于等离子切割和激光切割。考虑到等离子切割和激光切割的适应厚度范围以及热影响区域的大小，推荐采用等离子切割20 mm厚60 kg级直接淬火钢板。

含硼SCSiMn2H铸钢的淬透性预测

谢玲珍, 王忠, 周兴国, 王孟, 冯显磊

2014, 39(11): 125-127. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.031

摘要 ( 198 )

PDF (802KB) ( 177 )

通过对含硼SCSiMn2H铸钢进行淬透性末端淬火试验，研究了化学成分对淬透性的影响，得到可用于淬透性预测的回归方程。试验结果显示，与其他预测方法比较，回归方程的预测效果更好，为及时准确预测含硼SCSiMn2H铸钢淬透性提供了新的途径。

汽车齿轮的锻造余热等温退火工艺

贺小坤, 白云岭

2014, 39(11): 128-132. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.032

摘要 ( 109 )

PDF (805KB) ( 85 )

以国产低碳合金钢8620H汽车齿轮产品为研究对象，进行锻造余热等温退火工艺试验。针对锻造加热温度、锻后恒温温度、恒温后的冷却方法、等温转变温度及等温时间等5个工艺要素，分别进行工艺试验。试验结果分析表明，锻造余热等温退火工艺的关键要素是对晶粒度的控制，合适的工艺为：锻造加热温度1200±50 ℃，锻后高温恒温温度920±10 ℃，空冷或以合适的冷却方式至稍高于等温温度（630～650 ℃），然后进入600±10 ℃等温炉等温70 min后空冷。

M42高速钢热处理工艺改进

张建宏, 刘景新

2014, 39(11): 132-134. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.033

摘要 ( 115 )

PDF (799KB) ( 137 )

调制工艺对结构钢渗氮层深度的影响

刘龙明

2014, 39(11): 135-136. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.034

摘要 ( 325 )

PDF (804KB) ( 177 )

AP1000核电主管道加热过程温度场、应力场数值模拟

唐龙书, 周贤良, 华小珍, 彭新元, 崔霞, 宋龙飞

2014, 39(11): 137-140. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.035

摘要 ( 91 )

PDF (808KB) ( 109 )

建立了主管道三维有限元模型，借助ANSYS软件对其加热过程进行温度场、应力场的计算。采用分段加热，第一阶段初始温度为20 ℃，加热速度范围为1.5 ℃/min到24 ℃/min。加热至600 ℃保温0～5 h。第二阶段加热速度范围为2.5 ℃/min到24 ℃/min，加热至1100 ℃保温0～3 h。研究了不同加热速度及均热时间对管道温度场、应力场的影响。分析结果表明：以1.5 ℃/min加热到600 ℃保温5 h然后再以2.5 ℃/min加热到1100 ℃，保温3 h，在该工艺下主管道不会发生塑形畸变，且比实际加热工艺时间更短，可为今后制定主管道加热工艺提供参考。

烟气自循环燃气旋流燃烧器结构特性数值研究

胡远庆, 蒋利桥, 杨卫斌, 赵黛青

2014, 39(11): 141-144. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.036

摘要 ( 113 )

PDF (807KB) ( 164 )

烟气自循环是常用的降低NO_x排放的措施，采用数值模拟对自行设计的烟气自循环燃气燃烧器的结构特性进行了研究，着重考察燃烧器结构参数对烟气自循环的影响。结果表明：增加混合管截面积可以提高该燃烧器的引射烟气性能，增加自循环烟气量；混合管扩张角对引射烟气流量比的影响是与混合管尺寸密切相关，在混合管直径较小时，引射烟气流量比呈现出先增加后减小的趋势；在混合管直径较大时，引射烟气流量比持续降低。总之，圆锥混合管的较佳截面比为6.25～9.00，较合适的扩张角为5.7～14.0°。

线损伤铝合金薄板脉冲激光修复过程的温度场模拟

吴志奎, 王宏宇, 程满, 袁晓明, 孙崇超

2014, 39(11): 145-148. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.037

摘要 ( 127 )

PDF (795KB) ( 92 )

利用ANSYS有限元分析软件对存在线损伤的铝合金薄板脉冲激光修复过程中的温度场进行了数值模拟。综合考虑了材料热物性参数、边界条件、相变潜热等因素，建立了表面高斯热源+三维锥体热源模型，两个热源功率分配比为1:9，并对模拟结果进行了试验验证。结果表明，数值模拟计算的熔宽和熔池形貌与试验获得结果吻合较好，说明所建立的温度场数值模型和热源模型能够较准确地反映线损伤铝合金薄板脉冲激光修复过程的温度场，可用作此类铝合金薄板脉冲激光修复过程分析及工艺参数优化。

输出齿轮轴试验件的裂纹分析

胡慧玲, 林楚新

2014, 39(11): 149-152. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.038

摘要 ( 137 )

PDF (805KB) ( 124 )

9310钢制输出齿轮轴试验件进行高周疲劳试验时，其轴肩挖根R处发生开裂且挡边出现剥落。本文采用断口宏、微观分析、显微组织检测、硬度测试、力学性能测试等手段对其失效性质及裂纹萌生原因进行分析。结果表明，该输出齿轮轴开裂性质为疲劳，裂纹源位于轴肩挖根R的表面应力集中处。与之配合的小锥轴承的磨损失效是造成开裂的主要原因，轴肩挖根表面粗糙度过大且局部刀痕尖锐度促进了裂纹的萌生。为了提高输出齿轮轴试验件的疲劳寿命，要合理选用耐磨轴承材料或采取适当的表面处理以提高轴承的耐磨性，要严格控制输出轴的圆角加工质量、降低挖根R处的表面粗糙度。

减速机锥齿轮轴开裂失效分析

薄文丽

2014, 39(11): 153-155. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.039

摘要 ( 146 )

PDF (971KB) ( 391 )

减速机锥齿轮轴使用后出现抱死、开裂现象，通过断口分析、能谱分析、金相检查、硬度测试以及氢含量测定，对其开裂原因进行了分析。发现锥齿轮轴的开裂原因是在残余应力作用下，氢脆延迟脆性开裂，并据此提出了消除氢脆的方法及改进措施。

DN350输气管道绝缘接头泄漏分析

刘迎来

2014, 39(11): 156-162. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.040

摘要 ( 108 )

PDF (795KB) ( 174 )

通过化学成分分析、力学性能检测、微观组织、断口宏观及微观分析，对DN350输气管道绝缘接头断裂的原因进行了分析。结果表明，绝缘接头选用铸件法兰、材料中存在大量夹渣和枝晶缺陷，现场管道铺设去掉了原管道柔性设计图方案及绝缘接头布局不合理等是造成该绝缘接头断裂的主要原因。

气体渗氮曲轴表面花斑形成机理分析

丛建臣, 倪培相, 孙军

2014, 39(11): 162-165. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.041

摘要 ( 162 )

PDF (471KB) ( 152 )

曲轴经气体渗氮、表面抛光处理后，在轴颈表面呈现出不均匀分布的花斑状外观缺陷。据此，对缺陷试样进行了表面形貌、组织和成分检验分析。结果表明，表面形成花斑的主要原因是曲轴表面渗氮白亮层存在疏松导致局部脱落。

基于ISO/IEC 17025: 2005标准的热处理检测实验室管理

史有森

2014, 39(11): 166-170. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2014.11.042

摘要 ( 114 )

PDF (393KB) ( 116 )

结合国际标准ISO/IEC 17025：2005《检测和校准实验室能力的通用要求》和热处理检测实验室的管理特性，对实验室实施准确、公正及科学的检测管理，对实验室检测能力和检测质量的保证，推进热处理组织实施全面质量控制进行了详细的阐述。

中国热处理与表层改性技术路线图——综合报告（八）

2014, 39(11): 171-172.

摘要 ( 81 )

PDF (391KB) ( 94 )

《中国热处理与表层改性技术路线图》分为综合报告、热处理与表层改性技术体系、热处理与先进材料3个部分。以相变、应变-硬化和“无应力集中”抗疲劳概念为理论基础，彰显自主创新、技术体系、中国特色和国际竞争4个基本理念，聚焦13个关键领域和人才队伍建设，对于改变热处理与表层改性落后状况、引领热处理学科及行业发展具有战略意义。本刊从2014年第4期开始，开辟专栏摘录“路线图”的重点内容进行连载，以飨读者，以期业内同行协调步调，共同加快建设材料和机械制造强国！

本期目录