金属热处理

段贺, 单以银, 杨柯, 史显波, 严伟, 任毅

2021, 46(5): 1-8. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.001

摘要 ( 102 )

PDF (654KB) ( 51 )

通过调整一种高强韧管线钢中的Mo含量,研究Mo含量对动态相变规律的影响。在相同热机械控制轧制(TMCP)工艺下,比较Mo含量为0.2%和0.3%的两种钢的强度和韧性的差异,通过光学显微镜、EBSD、TEM等手段研究两种钢的复杂针状铁素体组织,并对组织和性能间的关系进行分析。结果表明:提高Mo含量有利于组织细化和针状铁素体的形成,动态CCT曲线向右下方移动;在相同轧制工艺条件下,0.3%Mo钢具有更高的强度,Mo含量的增加有助于提高沉淀强化和细晶强化的作用,同时增加了贝氏体铁素体(BF)的体积分数和MA岛的尺寸及数密度,并进一步提高了强度;两种钢在大角度晶界比例相同时,0.3%Mo钢的冲击性能较差,MA岛的尺寸和数密度及形状的不规则程度是影响冲击性能的主要因素。

热等静压成形FeCrAl不锈钢的组织及脆性分析

保顺, 刘荣佩, 丰涵, 佴启亮, 贾建, 朱玉亮, 宋志刚

2021, 46(5): 9-13. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.002

摘要 ( 86 )

PDF (578KB) ( 33 )

采用Thermo-Calc软件对两种铝含量的FeCrAl不锈钢母合金的近平衡态相构成进行了计算分析,采用光学显微镜、扫描电镜、能谱分析等方法对经雾化制粉和热等静压成形(HIP)制备的FeCrAl不锈钢的组织及力学性能进行了观察和研究。结果表明:试验钢基体相为BCC结构的α相,主要析出相MC碳化物的析出峰值温度约为700 ℃,其极限析出量(质量分数)约0.8%,主要沿铁素体α基体的晶界处呈链状分布析出,并易在三叉晶界等高能量区域粗化长大。滑移系少、质硬的六方结构MC碳化物析出是导致热等静压FeCrAl不锈钢室温冲击脆断的主要原因。800 ℃退火处理后水冷可以减少MC碳化物析出,改善HIP成形FeCrAl不锈钢的冲击性能。

火电机组耐热钢失效机理的研究现状

杨浩, 司宇, 曹鹏军, 栗克建

2021, 46(5): 14-24. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.003

摘要 ( 58 )

PDF (575KB) ( 36 )

有效提高火电机组燃料燃烧的利用率是现代社会缓解能源危机和缓解压力的主要手段,适当提高机组的蒸汽参数可以增加热循环效率,使能源利用率得到提高,但对机组零部件的性能要求也更严格。耐热钢因具有优良的高温氧化性、热强性以及廉价的成本而广泛应用于火电锅炉的零部件。本文介绍了25Cr2MoVA、T91和Super 304H三种耐热钢在不同热处理强化后的显微组织,分析了不同温度下耐热钢的高温力学性能,综述了耐热钢服役期间的失效机理。此外重点阐述了耐热钢表面氧化膜的研究现状,并对利用氧化膜厚度预测金属零部件剩余使用寿命的应用前景进行了展望。

42CrMo钢加热过程中的奥氏体晶粒尺寸演变

彭则, 李萌蘖, 卜恒勇, 李其

2021, 46(5): 25-31. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.004

摘要 ( 107 )

PDF (575KB) ( 37 )

通过金相试验方法测定42CrMo钢在890~930 ℃下保温10~240 min后的晶粒尺寸。结果表明,42CrMo钢在加热到试验温度890~930 ℃时已经完全奥氏体化,保温过程中的晶粒生长属于正常生长;加热温度对晶粒尺寸的影响较大,保温时间对晶粒尺寸的影响较小;随保温时间的延长晶粒生长缓慢,晶粒尺寸与保温时间满足指数小于1的函数关系。基于试验数据,通过线性回归得到晶粒长大的Beck模型参数,通过非线性回归得到Sellars和Anelli模型参数,3个模型的预测精度都较好,而Anelli模型的适用性要高于Beck模型和Sellars模型,故在预测42CrMo钢的奥氏体晶粒长大规律时宜使用Anelli模型。

超高强度帘线钢LX92A连续和等温冷却下的相变行为

李战卫, 沈奎, 于学森, 张宇

2021, 46(5): 32-37. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.005

摘要 ( 64 )

PDF (575KB) ( 23 )

通过热模拟试验研究了超高强度帘线钢LX92A在920 ℃压缩变形60%后的动态连续冷却转变和等温转变行为。连续冷却转变时,当冷速为0.5 K/s及以下时,在晶界位置存在明显网状结构渗碳体;当冷速达到1 K/s及以上时,渗碳体变为线条状,并随冷速增大,渗碳体逐渐减少;当冷速达到15 K/s以上时,组织中出现马氏体。等温转变时,珠光体转变的温度区间为550~700 ℃,鼻尖温度约为604 ℃,随温度降低,转变后的显微组织由粗大片层状珠光体向片状珠光体、索氏体、屈氏体转变,当转变温度降低到525 ℃时,组织中出现贝氏体。研究了珠光体片层间距与过冷度和冷速的关系,并采用回归分析法得到了片层间距模型,拟合优度分别达到0.99和0.97以上。

冷变形N18合金再结晶过程中的织构演变

吴婧, 陈静, 蒋亦岚, 戴训, 张瑞谦, 刘会群

2021, 46(5): 38-46. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.006

摘要 ( 62 )

PDF (579KB) ( 26 )

采用电子背散射衍射技术(EBSD),对30%冷轧变形量的N18锆合金在530 ℃再结晶退火过程中轧面(RD-TD)和切面(RD-ND)的显微组织和织构进行了表征和分析。对于轧面,初始晶粒取向是<0001>//ND,再结晶晶粒取向主要是<0001>//ND和<1210>//RD;对于切面,初始晶粒取向主要是<1010>//RD和<1210>//RD,再结晶退火后形成<1010>//ND和<1210>//ND,以及<0001>方向分布在TD极点±85°三种不同取向的晶粒;轧面上的晶粒尺寸大于切面上的晶粒尺寸,为锆合金的再加工提供了理论支撑。

6082-T6铝合金的微观组织与拉伸断裂的关系

朱高杰, 邹龙江, 任晓磊, 李春辉, 刘书潭

2021, 46(5): 47-54. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.007

摘要 ( 76 )

PDF (578KB) ( 38 )

采用静态拉伸的方法,研究了时效态6082-T6铝合金的力学性能。利用光学显微镜(OM)、透射显微镜(TEM) 观察了合金的微观组织,利用扫描电镜(SEM)对拉伸断口形貌进行了研究,利用电子探针(EPMA)分析了析出相的分布。通过以上方法分析了时效态6082-T6铝合金的微观组织与拉伸断裂间的关系。结果表明:时效态6082-T6铝合金的屈强比高,抗拉强度为345 MPa,屈服强度为326 MPa;该铝合金中分布有球形凹坑状黑色的Mg₂Si析出相,同时还存在白色的α-AlMnFeSi等富铁夹杂相;时效态6082-T6铝合金的拉伸断口呈明显的韧窝型断裂特征。位错塞积产生的应力集中超过弱界面结合强度时,合金的基体就会发生局部区域的断裂,从脆硬的析出相颗粒周围断裂形成坑状的韧窝,最后形成包含有硬脆夹杂相颗粒的韧窝型断裂。

低温卷取热轧双相钢的显微组织及疲劳性能

赵楠, 刘学伟, 孙明军, 薛军

2021, 46(5): 55-59. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.008

摘要 ( 53 )

PDF (579KB) ( 24 )

采用扫描电镜、拉-拉疲劳试验机等研究了低温卷取热轧双相钢的显微组织及疲劳性能。结果表明:热轧双相试验钢的疲劳极限约为530 MPa;低温卷取工艺生产的热轧双相试验钢夹杂物平均尺寸多在5 μm以下,晶粒比较细小,马氏体组织较细小且弥散均匀分布,具有良好的综合力学性能。热轧双相试验钢疲劳裂纹源位于样品表面的棱角处,疲劳裂纹扩展区上有大量的韧窝、撕裂棱、疲劳辉纹和二次裂纹,瞬断区以浅韧窝为主,由于铁素体和马氏体发生不同程度的应变,最终二次裂纹在铁素体和马氏体的相界面萌生。二次裂纹虽然萌生但并未扩展,大量二次裂纹分散主裂纹尖端应力集中,可有效降低裂纹扩展的驱动力,降低疲劳裂纹扩散速率,抑制疲劳裂纹扩展,使疲劳强度得到提升。

不同水基淬火介质对ZG30CrMnSiMo低合金钢组织和耐磨性的影响

武兆洋, 平宪忠, 郑宝超, 易艳良, 李卫

2021, 46(5): 60-65. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.009

摘要 ( 57 )

PDF (576KB) ( 26 )

通过扫描电镜、冲击试验机和动载冲击磨料磨损试验机等对低合金耐磨钢显微组织、力学性能和耐磨性能进行了分析。结果表明:铸态组织由珠光体和碳化物组成,铸态合金的宏观硬度为41.3 HRC,冲击吸收能量为6.1 J,磨损量为1.4378 g。经水玻璃(Na₂SiO₃)和PAG淬火后,显微组织均转变为回火板条马氏体和碳化物,宏观硬度分别为49.0 HRC和51.1 HRC,冲击吸收能量分别为7.3 J和9.4 J,磨损量分别为0.9378 g和0.8350 g。相比铸态合金,PAG淬火后合金的宏观硬度、冲击性能和耐磨性分别提高了23.7%、54.1%和1.7倍。相比水玻璃淬火,PAG淬火后合金钢的宏观硬度、冲击性能和耐磨性分别提高了4.3%、28.8%和1.1 倍。

高强度双相钢的成形性能

熊自柳, 齐建军, 孙力, 董伊康, 赵轶哲, 杨婷, 邢承亮

2021, 46(5): 66-70. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.010

摘要 ( 75 )

PDF (581KB) ( 35 )

采用光学显微镜、单向/拉压、万能成形、三点弯曲等试验机检测了780~1180 MPa级双相钢的显微组织、力学性能、FLC(成形极限曲线)和冷弯性能。结果表明,随着双相钢的屈服强度增加,其伸长率、n值和r值降低,晶粒细化,马氏体含量增加,平面应变成形极限值从22.7%下降至12.6%,拉伸极限从15.8%下降至8.6%,三点弯曲最小相对弯厚半径从1.13增加到2.86;980 MPa级双相钢随着屈服强度增加,组织均匀性提高,胀形极限从22.8%增加到34.5%,最小相对弯厚半径从2.50减小到1.82;CR420/780DP、CR700/980DP、CR820/1180DP钢的包申格效应常数分别为0.82、0.78和0.79。CR420/780DP和CR820/1180DP钢在压缩过程中塑性变形初始阶段的加工硬化速率高于反向拉伸和单向拉伸塑性变形初始阶段的加工硬化速率。

残留/逆转变奥氏体对改善高强度不锈钢-196 ℃超低温冲击性能的影响

邱旭扬帆, 杨卓越, 丁雅莉

2021, 46(5): 71-74. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.011

摘要 ( 61 )

PDF (578KB) ( 27 )

采用力学性能测试、SEM和XRD等手段研究了淬火+低温回火处理的0Cr16Ni6高强度不锈钢和过时效处理的00Cr11Ni11MoTi马氏体时效不锈钢,并分析了残留/逆转变奥氏体对试验钢超低温缺口抗拉强度和冲击性能的影响。结果表明,在两种试验钢室温强韧性相近的情况下,0Cr16Ni6钢在超低温下(-196 ℃)的缺口抗拉强度和冲击性能显著优于00Cr11Ni11MoTi钢。根据冲击试样远离断口和断口附近马氏体/奥氏体衍射峰的相对强度分别定量计算的残留/逆转变奥氏体含量,发现在裂纹形成和扩展过程中0Cr16Ni6钢有接近90%的残留奥氏体通过应变诱发相变生成马氏体,显著改善了超低温韧性;而过时效00Cr11Ni11MoTi钢形成的逆转变奥氏体具有较高的稳定性,难以发生应变诱发马氏体相变,改善超低温韧性作用程度有限。

固溶处理对喷射成形1420铝锂合金组织和性能的影响

徐桂芳, 管云鹏, 郭章坚, 王嘉

2021, 46(5): 75-80. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.012

摘要 ( 51 )

PDF (579KB) ( 23 )

对喷射成形挤压态的1420铝锂合金进行不同温度、不同时间的固溶处理。采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、能谱仪(EDS)、X射线衍射仪(XRD)和电子万能试验机对合金的显微组织和力学性能进行分析。结果表明:挤压态合金中分布着大量Al₃Li、AlLi粒子。经450 ℃×0.5 h固溶处理后可获得细小的组织和良好的综合力学性能;第二相颗粒基本溶入合金基体中,抗拉强度为377.47 MPa,伸长率为17.3%,晶粒平均尺寸为2.91 μm;合金的断裂方式为韧性断裂。随着固溶温度、时间的增加,裂纹起源于合金缺陷处,以穿晶的方式扩展。

回火温度对EH460级船用中厚钢板组织与强韧性的影响

肖娜, 徐晓宁, 王益民, 孙永辉, 田勇

2021, 46(5): 81-86. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.013

摘要 ( 60 )

PDF (581KB) ( 24 )

利用光学显微镜、扫描电镜、电子背散射衍射分析和力学性能检测设备等,探究了回火温度对EH460级船板钢组织与力学性能的影响。结果表明:经400 ℃回火2 h处理后的试验钢具有最佳的强韧性匹配,屈服强度达到471 MPa,抗拉强度达到560 MPa,-40 ℃冲击吸收能量达到了312 J。回火后粗大M/A岛的分解、微观组织中大角度晶界比例与密度的上升以及有效晶粒尺寸降低是试验钢低温韧性改善的主要原因。

横向磁通感应加热激励参数对带材温度的影响及加热器优化

闫朝辉, 汪友华, 刘成成, 武仕朴

2021, 46(5): 87-94. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.014

摘要 ( 70 )

PDF (574KB) ( 27 )

在考虑带材物理性能参数随温度变化的前提下,基于横向磁通感应加热耦合场的迭代计算,分析了不同激磁电流、电流频率和带材运动速度对钢带材温度分布的影响。对感应加热器模型进行了优化,改变加热器与带材之间气隙分布,设计了4种感应加热器模型,分析了在不同加热器模型下带材的平均温度和温度均匀性。对比了45钢和35CrMnSiA钢在原始加热器模型与改进后最佳加热器模型下的平均温度与温度均匀性。结果表明:优化后的感应加热器模型使带材表面温度分布更加均匀,平均温度更高。

回火温度对00Cr13Ni5Mo超级马氏体不锈钢组织及性能的影响

李照国, 王珂, 纪显彬, 徐斌, 魏海霞

2021, 46(5): 95-98. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.015

摘要 ( 62 )

PDF (580KB) ( 41 )

研究了1050 ℃正火+550～700 ℃回火处理对00Cr13Ni5Mo超级马氏体不锈钢中厚板显微组织和力学性能的影响。结果表明,在1050 ℃正火后,随着回火温度的升高,板条状马氏体逐步分解,产生了逆变奥氏体组织,600 ℃回火时其含量最高,之后随着温度的升高逆变奥氏体的含量逐步降低;试验钢的强度、硬度及屈强比均随回火温度的升高先降低后升高。650 ℃回火时,可得到细密的回火索氏体+逆变奥氏体的复相组织,试验钢具有较低的屈强比及良好的冲击性能。

回火温度对40CrNiMo调质钢CMT堆焊HAZ组织性能的影响

王靖博, 连明洋, 付雅迪, 刘胜新, 黄智泉, 陈永

2021, 46(5): 99-103. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.016

摘要 ( 60 )

PDF (579KB) ( 23 )

针对海洋钻井平台齿轮的修复问题,采用冷金属过渡(CMT)技术在40CrNiMo调质钢表面进行堆焊,利用扫描电镜、显微硬度测试、冲击性能测试和拉伸性能测试等手段,研究了焊后回火温度对40CrNiMo调质钢堆焊热影响区(HAZ)组织和性能的影响。结果表明:随着焊后回火温度的升高,焊接热影响区的硬度逐渐下降,堆焊试样的抗拉强度逐渐下降,伸长率逐渐提高。焊后回火温度为400 ℃和500 ℃时,析出的碳化物在马氏体的条界、束界和晶界上分布,恶化了堆焊试样的冲击性能;焊后回火温度为600 ℃时,碳化物聚集长大和球化,并愈发弥散分布,从而改善了冲击性能。

深冷处理对35MnB合金钢残余应力的调控机理

魏娜莎, 原瑞泽, 牛雪梅, 陈志岗, 陈峙, 闫献国

2021, 46(5): 104-110. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.017

摘要 ( 64 )

PDF (608KB) ( 34 )

以35MnB合金钢为研究对象,运用正交试验法,设计了以深冷温度、深冷时间和交变次数为自变量,残余应力为因变量的正交试验。通过X射线衍射仪测得试样表面的残余应力分布情况,运用极差法分析深冷工艺参数对试样残余应力的影响因素;通过扫描电镜观测试样在不同深冷处理工艺参数下的微观组织形貌,结合X射线衍射图谱定量分析了深冷处理后残留奥氏体体积分数的变化,从微观角度综合探索了残余应力的消减机理。结果表明:35MnB合金钢深冷工艺参数对试样残余应力的影响因素依次为:深冷温度＞交变次数＞深冷时间,最佳组合为:深冷温度-160 ℃,深冷时间12 h,交变次数1次。经深冷处理之后,残留奥氏体细化并转变为新生马氏体,分布在马氏体晶体边界处的残留奥氏体可以松弛马氏体界面上因位错堆积而造成的应力集中,从而减少了组织内部的残余应力。

基于摩擦-温度双修正的Maraging250钢热变形行为及热加工图

尚丽梅, 王春旭, 韩顺, 厉勇, 庞学东, 李建新, 杨超

2021, 46(5): 111-117. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.018

摘要 ( 72 )

PDF (618KB) ( 30 )

采用Gleeble-3800热模拟试验机,通过热压缩试验研究了变形温度900~1200 ℃、应变速率0.001~10.0 s^-1时,Maraging250钢的热变形行为,综合考虑摩擦效应和变形热效应,对流变应力曲线进行摩擦修正和温度修正,建立双修正条件下的Maraging250钢本构方程和热加工图,并针对真应变为1.2的热加工图分析了试验钢在不同变形条件下的微观组织变化。结果表明,在相同试验条件下,变形温度降低或应变速率升高,摩擦效应对试验钢流变应力影响越显著;变形热仅在低温、高应变速率条件下对流变应力有显著影响。由变形热引起的最大温升约80 ℃、流变应力最大变化约20 MPa。利用双修正的流变应力曲线计算出试验钢的热变形激活能为393.552 02 kJ/mol,并建立了Z参数方程和本构方程,绘制了真应变ε=0.4、0.8和1.2的热加工图。结合微观组织分析,Maraging250钢在1000～1125 ℃、0.001～1.0 s^-1范围内能获得均匀细小的动态再结晶组织,具有较佳的热加工性能。

新型低碳含铌热轧H型钢的热变形行为

黎俊良, 邢军, 葛章琦, 李凡, 王永强, 李娜, 吴保桥

2021, 46(5): 118-126. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.019

摘要 ( 58 )

PDF (611KB) ( 30 )

利用热压缩试验、显微组织分析等手段,研究了一种新型低碳含铌热轧H型钢在1000~1200 ℃变形温度和0.1~5 s^-1应变速率下的热变形行为。分析了变形参数对试验钢微观组织的影响,建立了耦合应变量因素的改进型本构方程,并采用临界比的临界应变模型对发生动态再结晶的临界应变值进行了预测。结果表明:较低应变速率和变形温度下,试验钢的原始奥氏体组织更均匀且平均晶粒尺寸更小;应变速率的升高不利于动态再结晶的发生。发生动态再结晶的临界应变与峰值应变的关系为ε_c/ε_p=0.47。与耦合应变量因素有关的本构方程和临界应变预测模型能较准确地预测各变形温度下低碳含铌热轧H型钢的流变应力和动态再结晶临界应变值。

23MnNiMoCr54钢的热变形行为

李硕, 方光锦, 汪青芳, 陈世昌, 卢春光

2021, 46(5): 127-131. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.020

摘要 ( 75 )

PDF (610KB) ( 24 )

利用DIL 805A型热膨胀仪测定了23MnNiMoCr54钢的热膨胀曲线,结合硬度检验绘制出试验钢的CCT曲线,并对其动态相变及动态再结晶规律进行了研究分析。结果表明,23MnNiMoCr54钢的临界转变点Ac₃=806 ℃,Ac₁=713 ℃,CCT曲线中无珠光体转变区,当冷速≥0.5 ℃/s时,开始发生马氏体相变。变形量为10%时,变形温度在850~1150 ℃范围内时,试验钢的奥氏体晶粒边界稳定,晶粒大小没有发生明显变化,没有发生动态再结晶,软化机制以动态回复为主。变形量为40%时,变形温度在850 ℃时试验钢没有发生动态再结晶,软化机制以回复为主;温度为900~950 ℃时出现了不稳定的奥氏体晶界和细小晶粒,动态再结晶开始发生;温度为1000 ℃时,发生了完全动态再结晶。变形量为50%时,变形温度在850~950 ℃时试验钢出现了不稳定的奥氏体晶界和细小晶粒,发生了部分再结晶;温度为1000 ℃时,发生了完全动态再结晶。变形量为60%时,变形温度在850~950 ℃时试验钢出现了不稳定的奥氏体晶界和细小晶粒,发生了部分再结晶;温度为1000 ℃时,发生了完全动态再结晶。

热变形参数对316L/Q370qE复合板结合强度的影响

邵春娟, 镇凡, 曲锦波, 雒广杰

2021, 46(5): 132-137. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.021

摘要 ( 55 )

PDF (611KB) ( 23 )

通过Gleeble-3800热压缩试验模拟316L/Q370qE复合板轧制,并借助拉伸试验、硬度试验、组织分析等手段,研究了变形量、变形温度、变形前保温时间等参数对界面结合强度的影响规律。结果表明:随着变形量的增加,结合强度逐渐升高,变形量大于20%时,结合强度升高趋势变缓;随着变形温度的升高,结合强度先升高后降低,1100 ℃与1250 ℃时结合强度相差不大;随着保温时间的延长,结合强度逐渐降低。

铁素体轧制对普通用冷轧钢板组织和性能的影响

周博文, 樊雷, 李显, 叶姜, 刘广全, 封新源

2021, 46(5): 138-142. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.022

摘要 ( 59 )

PDF (616KB) ( 23 )

采用光学显微镜和扫描电镜对比研究了铁素体区热轧工艺及奥氏体区热轧工艺对普通用冷轧钢板(SPCC)产品热轧组织、冷轧组织及性能的影响。结果表明,与奥氏体区轧制工艺相比,采用铁素体区热轧工艺生产的SPCC热轧板晶粒尺寸会增大约17 μm,{111}面织构数量减少了8.74%,强度略微降低,而{001}<110>织构数量增加了12.40%,强度提高了19.81。此外,采用铁素体区热轧工艺生产的SPCC成品晶粒呈近似等轴状,与奥氏体区热轧工艺相比平均晶粒尺寸增大了4.5 μm。SPCC铁素体区轧制热轧板中更大的晶粒尺寸、更少的{111}面织构及更强的{001}<110>取向织构导致了冷轧成品更低的屈服强度和塑性应变比r值,较奥氏体区热轧工艺而言平均屈服强度降低了19 MPa,平均r值下降了1.1。

CuCr1合金接触线的时效工艺及组织性能

花思明, 张平则, 刘子利

2021, 46(5): 143-149. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.023

摘要 ( 58 )

PDF (611KB) ( 18 )

采用固溶-连续挤压-时效-轧制-拉拔工艺和固溶-连续挤压-轧制-时效-拉拔工艺生产了CuCr1合金接触线,测试和分析了不同状态CuCr1合金的组织和性能。结果表明:连续挤压态CuCr1合金时效处理后的性能优于轧制时效态;连续挤压态CuCr1合金组织为条带状变形组织,有少量的回复组织;轧制态CuCr1合金组织为变形的晶粒和沿带状晶界分布的Cr相;时效态CuCr1合金组织主要为再结晶组织。固溶-连续挤压-时效-轧制-拉拔工艺生产的接触线抗拉强度达到489 MPa,导电率达到79.47%IACS,其性能优于固溶-连续挤压-轧制-时效-拉拔工艺生产的接触线。

2050铝锂合金薄板拉伸性能及晶间腐蚀与时效的相关性

李昊然, 李湛琦, 汪珈逸, 叶志豪, 李劲风, 胡小清

2021, 46(5): 150-155. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.024

摘要 ( 55 )

PDF (608KB) ( 23 )

采用拉伸性能测试、浸泡腐蚀及透射电镜(TEM)观察,研究了2050铝锂合金薄板T6及T8态时效时后的拉伸性能、晶间腐蚀(IGC)及微观组织。结果表明,T8态时效2050铝锂合金强度及伸长率均明显高于T6态时效。T6及T8态时效时,合金IGC敏感性随时效延长至峰时效阶段而逐渐降低;进一步延长至过时效阶段,IGC敏感性有所增加。另外,T8态时效时IGC敏感性明显低于T6态时效。基于提高强度、伸长率及降低IGC敏感性的综合考虑,2050铝锂合金薄板适宜的时效制度为T8态峰值时效,相应合金具有最高的强度(抗拉强度529 MPa)、良好的伸长率(10%)及最低的IGC敏感性。

Al-Er-Cu合金架空导线的导电性能

马晓杰, 刘立宁, 陈祥光, 臧伟

2021, 46(5): 156-159. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.025

摘要 ( 49 )

PDF (608KB) ( 27 )

通过导电率、硬度测试方法研究了Al-Er-Cu合金在等时时效与等温时效过程中的性能变化规律,利用透射电镜(TEM)、能谱分析(EDS)观察了合金析出相的析出及生长规律。结果表明:随着时效温度升高,整体上同一合金的导电率与硬度峰值出现时间均提前;300 ℃时效时,Al-Er-0.22Cu合金已经析出大量纳米级弥散相,析出强化了合金强度,提高了导电率,时效2 h时达到导电率峰值60.15%IACS,10 h达到硬度峰值43.1 HV0.05,Al-Er-0.22Cu合金在拥有高导电率的同时保持了较好的硬度。

薄板坯连铸连轧高强度低合金钢的控轧控冷工艺

张星, 宋志岗, 侯明山, 李宏伟, 董继亮, 高小尧

2021, 46(5): 160-165. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.026

摘要 ( 56 )

PDF (612KB) ( 27 )

针对FTSR工艺生产的700 MPa级高强度低合金(HSLA)钢进行了控轧控冷(TMCP)工艺试验研究,分析了不同控制轧制和控制冷却工艺对钢带力学性能和组织的影响规律。结果表明:热轧钢带强度与精轧阶段控制轧制道次积累变形量呈现显著正相关;层流冷却方式对钢带性能影响不显著,但间隔冷却模式能够改善钢带通宽方向性能不均匀性;控制冷却终点温度由600 ℃提高至670 ℃,钢带显微组织随温度升高而发生粗化,但析出相析出更充分,钢带强度持续升高。

退火温度对磁控溅射TiN/TiCN薄膜残余应力、结构及耐蚀性能的影响

云璐, 郝新

2021, 46(5): 166-170. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.027

摘要 ( 65 )

PDF (607KB) ( 22 )

采用反应磁控溅射在AZ31合金上制备了TiN/TiCN薄膜,并对沉积后的薄膜进行真空去应力退火。分别采用X射线荧光光谱仪(XRF)、扫描电镜(SEM)、掠入射X射线衍射(GIXRD)和电化学工作站对退火前后的薄膜进行表面化学成分、形貌结构、残余应力以及耐蚀性能分析。结果表明:薄膜由FCC结构的TiCN和TiN组成。退火后,薄膜的晶粒尺寸和结晶度增大,内部残余应力显著下降,电化学腐蚀区域的Ti、C、N元素含量下降,250 ℃退火薄膜的耐蚀性能与沉积态薄膜相当,300 ℃退火后薄膜的耐蚀性能下降。

含氮耐蚀模具钢TM420的组织与性能

陈建礼, 张晓琨, 楚宝帅, 张锦文

2021, 46(5): 171-174. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.028

摘要 ( 96 )

PDF (618KB) ( 24 )

对含氮耐蚀模具钢TM420不同热处理状态下的硬度、晶粒度、显微组织、力学性能以及耐点蚀性能进行了研究。结果表明:含氮耐蚀模具钢TM420退火后组织主要为铁素体+碳化物,一般不含δ铁素体;相比传统耐蚀模具钢,TM420钢具有更好的淬硬性,预硬态试样具有更好的强韧性和耐点蚀性能;TM420钢具有较宽的淬火及回火区间,且具有较优的回火稳定性,推荐淬火温度区间为980~1060 ℃,预硬化回火温度区间为580~650 ℃。

固溶处理对ZG40Cr25Ni20Si2耐热钢耐蚀性能的影响

杨亚杰, 常远, 郭胤, 周玉宁, 林冰涛, 杨三龙, 孙晓霞

2021, 46(5): 175-179. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.029

摘要 ( 61 )

PDF (612KB) ( 23 )

采用动电位极化曲线、电化学阻抗谱、中性盐雾试验、光电子能谱研究了固溶处理(固溶温度1080 ℃,保温时间90 min)对ZG40Cr25Ni20Si2不锈钢耐腐蚀性能的影响。结果表明:在此固溶处理参数下,处理后的试样腐蚀电位下降,腐蚀电流密度升高,容抗弧尺寸明显低于铸态,耐腐蚀性能降低。中性盐雾试验中在96 h内固溶态和铸态试样均未出现明显的腐蚀,144 h后固溶处理态试样的腐蚀质量损失稍大于铸态,更容易发生腐蚀。

低温离子氮碳共渗温度对AerMet100钢摩擦学性能的影响

张号, 李长生, 苟州, 季琳琳

2021, 46(5): 180-185. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.030

摘要 ( 66 )

PDF (608KB) ( 25 )

研究了不同温度对AerMet100钢渗氮层和氮碳共渗层的显微组织、表面硬度、渗层截面硬度梯度以及耐磨性的影响,并考察了渗层的磨损机理。结果表明,氮碳共渗层相较于渗氮层表面生成的化合物更加细小,表面更加平整光滑;离子渗氮、离子氮碳共渗处理都可显著提高AerMet100钢的表面硬度;随着温度的增加,共渗层厚度也明显增加;氮碳共渗层比渗氮层具有更低的摩擦因数,在共渗温度为480 ℃时氮碳共渗试样具有最低摩擦因数和磨损率,表现出最佳的耐磨性。渗氮层的磨损机理为氧化磨损和表面疲劳磨损,氮碳共渗层的磨损机理为氧化磨损、磨粒磨损以及表面疲劳磨损。

预氧化+稀土铈对42CrMo钢离子渗氮的影响

李双喜, 陈琳, 汪美桃, 闫志强

2021, 46(5): 186-189. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.031

摘要 ( 63 )

PDF (609KB) ( 22 )

针对离子渗氮渗层浅及生产周期长等技术难题,采用预氧化与稀土复合催渗对工程常用结构钢42CrMo进行了离子渗氮。利用显微硬度计、光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)等对渗氮速率、渗氮层组织、表面形貌等进行了系统的研究。结果表明,经400 ℃×1 h氧化+0.6 cm²/kg(铈表面积/装炉量)稀土的复合催渗工艺具有最佳催渗效果;与无催渗试样相比,优化后的复合催渗不仅提高了渗氮效率,同时减少了脉状氮化物,且降低了渗氮层的硬度梯度。

真空压强对小模数花键离子渗氮性能的影响

马晓锋, 马宁

2021, 46(5): 190-192. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.032

摘要 ( 55 )

PDF (693KB) ( 25 )

小模数花键零件在离子渗氮过程中,经常出现齿根或节圆位置渗不上和渗层浅等问题。针对这一问题,选取典型转子类零件,通过在300、400、500、600、700 Pa的真空压强下,对其内花键进行离子渗氮试验。研究得出当炉内通入氩气,真空压强为600、700 Pa 时,能够保证内花键齿顶、节圆、齿根的渗层偏差控制在设计所要求的0.02 mm以内,同时显微组织和表面硬度也符合工艺要求。

中碳碳素结构钢S55C的球化退火工艺

史啸峰, 柳萍, 李波, 郑文超, 李博鹏, 裴丹丹, 鲁强

2021, 46(5): 193-195. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.033

摘要 ( 83 )

PDF (609KB) ( 47 )

对S55C钢进行了不同工艺的球化退火处理,研究了所获得的组织和硬度。结果表明,S55C钢经740 ℃保温5 h,以≤20 ℃/h的冷速缓冷至700 ℃保温5 h,再以≤40 ℃/h的冷速缓冷至680 ℃保温5 h后空冷,得到的组织为球状珠光体,珠光体球化率≥90%,硬度值165 HBW,符合客户使用要求。

激光熔覆Fe/NiCr-Cr₃C₂复合涂层的组织和磨损性能

夏同川, 刘汀, 张林, 方钊, 李明喜

2021, 46(5): 196-201. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.034

摘要 ( 55 )

PDF (613KB) ( 20 )

利用激光熔覆技术在GCr15 钢表面制备Fe/NiCr-Cr₃C₂复合涂层,研究不同NiCr-Cr₃C₂含量对铁基涂层微观组织和磨损性能的影响。结果表明:随NiCr-Cr₃C₂含量的增多,复合涂层显微组织逐渐细化,在铁基合金里掺入NiCr-Cr₃C₂金属陶瓷粉末导致复合涂层里残留奥氏体含量增多,α-Fe相含量减少,截面硬度显著降低。当加入10%NiCr-Cr₃C₂时,复合涂层中出现较多的Cr₃C₂和Cr₂₃C₆硬质相,同时磨痕表面生成了具有减摩作用的氧化产物,从而降低了磨耗和摩擦阻力,使涂层表现出最佳的耐磨性能。

AZ33M镁合金激光熔覆Al-Si涂层的组织与性能

王鑫, 潘希德, 牛强, 何向前

2021, 46(5): 202-206. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.035

摘要 ( 61 )

PDF (617KB) ( 30 )

利用激光熔覆技术在AZ33M镁合金表面制备了Al-Si涂层,通过采用腐蚀电化学测试结合X射线衍射仪(XRD)、扫描电镜(SEM)及显微硬度计等对熔覆层微观组织和性能进行了表征。结果表明,熔覆层主要由Mg和Mg₁₇Al₁₂、Mg₂Si及Mg₂Al₃相组成。熔覆层显微组织由柱状树枝晶和方向各异的树枝晶组成。由于第二相强化和细晶强化等原因,制备的Al-Si涂层相比镁合金基体具有更高的硬度。熔覆层的自腐蚀电位相比基体提高了约400 mV,自腐蚀电流降低了一个数量级,熔覆层的耐蚀性明显优于基体镁合金。

钛合金表面激光熔覆CoCrMo强化涂层路径选择与质量分析

商鹏, 李景曼, 张艺海, 张杰, 夏磊, 张大卫

2021, 46(5): 207-212. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.036

摘要 ( 55 )

PDF (614KB) ( 19 )

针对生物医学上常用的钛合金材料表面硬度与耐磨性较差的问题,尝试采用同轴送粉激光熔覆技术,在纯钛板上制备CoCrMo新型高硬度耐磨熔覆层。为了保证熔覆层质量,在工艺参数优化的基础上,设计了单向搭接、矩形嵌套搭接和圆形螺旋搭接3种不同扫描路径。结果表明,通过对3种不同扫描路径下激光熔覆样件的宏/微观显微组织的对比分析,发现单向搭接方式得到的样件表面质量最佳,且熔覆层显微组织形态最优。因此选取该方式制备的最佳样件,进一步检测分析其硬度和耐磨性数据,发现与基材相比,熔覆层硬度有显著提高,为基材的5~6倍,耐磨性也获得明显提高。

激光功率对高速激光熔覆Ni/316L层组织与力学性能的影响

刘德来, 王博, 周攀虎, 董会, 鲍正宇

2021, 46(5): 213-217. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.037

摘要 ( 55 )

PDF (617KB) ( 28 )

为研究高速激光熔覆Ni/316L层组织与力学性能随激光功率的演变规律,分别采用1.1、1.3 和1.5 kW激光功率在Q235钢表面熔覆Ni/316L层。采用扫描电镜(SEM)、能谱仪(EDS)、显微硬度计、冲击试验机及Knoop压痕法研究了熔覆层的显微组织、显微硬度、冲击性能与弹性模量。结果表明,激光功率为1.1 kW时熔覆层内部晶粒生长取向存在垂直于界面生长和与界面成一定角度交叉生长两种模式,并含有少量孔隙等缺陷,熔覆层/基体界面元素成断崖式分布,二者互扩散程度较低。随着激光功率升高,熔覆层晶粒转变为以垂直于界面生长为主,且涂层内部致密性高,缺陷较少,熔覆层/基体界面元素互扩散程度提升。激光功率对熔覆层硬度、冲击性能都存在显著影响,但是对弹性模量的影响较低。不同激光功率下,熔覆层最大硬度均出现在距界面100 μm左右的区域;功率从1.1 kW提升至1.5 kW时熔覆层熔合区最大硬度提高约50%;功率为1.5 kW时,试样的冲击性能较基体提高约20%。

CO₂气氛和喷涂距离对电弧喷涂铁基非晶涂层组织及耐蚀性能的影响

田芳, 纪秀林, 赵立娟, 赵建华

2021, 46(5): 218-223. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.038

摘要 ( 60 )

PDF (624KB) ( 25 )

为提高电弧喷涂铁基非晶涂层的非晶含量及耐蚀性,以CO₂为载流气体代替空气进行电弧喷涂试验,并研究喷涂距离对涂层组织与耐蚀性的影响。结果表明,喷涂层的厚度约为200 μm,涂层均主要由结晶相与非晶相构成。相比于空气介质,CO₂抑制了晶化,从而提高了涂层中的非晶含量。同时,喷涂距离对涂层的组织及耐蚀性能有较大影响。随着喷涂距离的增加,涂层中的非晶含量减少。当喷涂距离为100 mm时,涂层具有最高的开路电位-0.498 V(vs SCE)及最小的自腐蚀电流密度4.281 μA/cm²,耐蚀性能最好;当喷涂距离为150 mm时,涂层的耐蚀性最差。提高非晶含量和组织的均匀性可增强该涂层的耐蚀性能。

7075铝合金微弧氧化膜硅溶胶封孔工艺及其性能

李军, 姜波, 王超, 宋仁国

2021, 46(5): 224-228. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.039

摘要 ( 64 )

PDF (614KB) ( 18 )

对微弧氧化后的7075铝合金进行硅溶胶封孔处理,采用扫描电镜、X衍射仪、高温摩擦磨损试验机和电化学工作站对硅溶胶封孔前后微弧氧化膜层的微观表面形貌、截面形貌、相组成、耐磨性和耐腐蚀性进行观察分析,研究了硅溶胶-凝胶不同封孔工艺对封孔效果的影响。结果表明,相对于微弧氧化膜层,封孔后的微弧氧化膜层微孔明显减少,膜层的粗糙度降低,耐磨性得到提高。封孔后的铝合金微弧氧化膜腐蚀电位由-0.62 V(vs SCE)正移到-0.36 V(vs SCE),腐蚀电流密度由2.44×10^-3 A·cm^-2下降到2.03×10^-4 A·cm^-2,耐腐蚀能力得到显著提高。通过浸渍提拉法封孔的微弧氧化膜层的耐腐蚀性比旋涂法封孔的更好。

激光重熔Ni60/50%WC复合涂层的制备及性能

张蕾涛, 李海涛, 贾润楠, 王喆, 樊帅奇, 王雪松, 戴娇燕, 徐金富

2021, 46(5): 229-234. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.040

摘要 ( 60 )

PDF (618KB) ( 29 )

为消除Ni60/50%WC复合涂层的裂纹及孔洞等缺陷,采用CO₂激光器在45钢表面进行激光熔覆+重熔处理,利用商用着色探伤剂显示涂层裂纹,通过X射线衍射仪(XRD)和扫描电镜(SEM/EDS)分析涂层的微观组织结构,采用显微硬度计及摩擦磨损试验机等测试复合涂层的硬度和耐磨性能。结果表明,激光重熔能达到二次排渣排气、愈合裂纹,改善表面粗糙度的目的;使用3.0 kW 的激光功率,350 mm/min的扫描速度,50%搭接率,5 g/min送粉量激光熔覆,辅以1.5 kW重熔功率,300 mm/min扫描速度,50%搭接率的重熔可以获得无裂纹的涂层;激光重熔能改善涂层组织的不均匀性,提高熔覆层的结晶度和致密性;重熔前后涂层的平均显微硬度分别为740.07和700.02 HV0.2,平均摩擦因数分别为0.475和0.462,磨损率分别为4.223×10^-15和4.874×10^-15 m³/(N·m)。

瞬时过热对高铬镍奥氏体钢断裂和析出相形变的影响机理

车鹏程, 邵文柱, 程义, 王硕, 徐航, 李宪爽, 谭舒平

2021, 46(5): 235-241. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.041

摘要 ( 54 )

PDF (616KB) ( 26 )

某火电厂锅炉在进行试验管屏风压试验测试时,发现再热器管(22Cr-15Ni钢)与套管(18Cr-8Ni-Nb钢)的密封焊接处存在裂纹,通过样管宏观分析、裂纹金相分析和断口及析出相的SEM/EDS分析了其裂纹产生原因。结果表明,失效处附近存在机械应力输入和焊瘤应力集中的明显痕迹,焊瘤热输入导致局部组织过热,同时基体M₂₃C₆球状析出相异常长大造成微观拉应力。上述原因的综合作用最终导致机械应力从应力集中处输入产生微裂纹,并沿着过热弱化的晶界扩展,与基体析出相产生的微裂纹汇合,最终扩展成为环向断口。风压泄漏吹击断口,造成断面上因热输入异常长大的M₂₃C₆球状析出相上产生韧性变形凹坑和脆性开裂, 并显露内部枝状晶的微观断口形貌。

电子探针面分析法测定钢的脱碳层深度

严春莲, 鞠新华, 姚武刚, 贾惠平, 温娟

2021, 46(5): 242-247. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.042

摘要 ( 62 )

PDF (620KB) ( 39 )

提出钢表层脱碳层深度测定的一种新方法,即电子探针面分析法。对热轧态高碳工具钢75Cr1、淬火齿轮钢20CrMnTi、冷轧退火低碳车厢板SH1100钢3个典型钢种完成脱碳层深度的测定试验,结果表明:对于珠光体-铁素体型中高碳钢的脱碳层深度测定,金相法测定值是电子探针面分析法测定值的77%左右;对于淬回火钢的脱碳层深度测定,电子探针面分析法的测量精度在10 μm以下,约是显微硬度法测量精度的十分之一;对于脱碳层深度不易准确测定的低碳钢,电子探针面分析法通过较大区域范围的平均碳含量变化曲线来测定脱碳层深度,测量结果准确。电子探针面分析法在脱碳层深度测定方面具有钢种组织状态不限、试样形状不限、数据统计性好、测量精度高、易操作等优势,可在业内大力推广。

某电厂汽轮机20Cr1Mo1VNbTiB钢汽门螺栓开裂失效分析

李戈, 郭延军, 王鲁, 朱海宝, 田力男

2021, 46(5): 248-252. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.043

摘要 ( 52 )

PDF (616KB) ( 34 )

针对某电厂汽轮机用20Cr1Mo1VNbTiB钢高压调速汽门螺栓和中压联合汽门螺栓开裂原因进行了失效分析。分析结果表明:两螺栓样品的化学成分及硬度均符合相关标准要求。两螺栓样品的显微组织局部存在混晶现象,且组织中存在大量大块硬脆的第二相—MC相。组织中大块的硬脆MC相可以作为裂纹形核点,会增加裂纹萌生几率,加速材料裂纹扩展,增加材料开裂失效倾向。该析出相具有较高硬度和高稳定性,热处理难以将其消除,通常在冶炼过程中形成,应加强冶炼工艺管控,避免出现大量大块硬脆的MC相。

30CrMnSiA钢制电机固定螺栓断裂原因分析

黄鑫, 周继广, 方志晓, 吴畏, 文永洪

2021, 46(5): 253-258. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.044

摘要 ( 56 )

PDF (620KB) ( 32 )

固定电机的30CrMnSiA钢制螺栓在使用过程中发生断裂,通过载荷分析、螺栓外貌及断口形貌观察、显微组织分析、化学成分及硬度检测,对其断裂原因进行了分析。结果表明:螺栓的失效性质为疲劳断裂,螺纹根部的加工损伤是疲劳裂纹源,而螺栓表面脱碳对疲劳断裂起到了促进作用。

风电主轴断裂失效分析

燕友增, 孟高强, 曹奇, 张皓, 夏国锋

2021, 46(5): 259-261. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.045

摘要 ( 54 )

PDF (916KB) ( 46 )

研究了一风力发电主轴的断裂原因,通过对其进行设计、制造和使用3个方面的分析,发现主轴内部存在多处点状和密集超标缺陷,最大缺陷ϕ(7.0~14.2) mm,宏观组织为树枝状枝晶偏析铸态组织,微观组织为非调质组织,炼钢、锻造及热处理过程产生的质量缺陷是导致主轴发生脆性断裂的主要原因。

65Mn宽钢带冷轧边裂原因分析及预防

金亚军, 王闯, 窦晓尧, 黄爱军, 黄永恒

2021, 46(5): 262-266. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.046

摘要 ( 105 )

PDF (615KB) ( 24 )

利用金相观察、硬度检测等手段对65Mn宽钢带冷轧过程出现的边裂问题进行了原因分析和研究。结果表明:65Mn钢热轧原料组织为铁素体+珠光体,但由于在热轧水冷过程中边部冷却速度比中间快,珠光体组织片层相对更细。在两相区球化退火过程中,边部较细的珠光体组织更容易被脆性较大的粗珠光体组织所取代。在相对较大的冷轧压下率条件下,造成边部出现裂口。将一次退火工艺由两相区球化退火优化调整为亚温球化退火后,65Mn钢带边部组织球化率显著提高,基本避免了边裂情况的产生,并为实际工业生产提供了积极的指导作用。

水雾化淬火对35CrMnSiA薄钢板的影响

范志洋, 李贤君, 刘俊杰, 胡博, 周彤, 郝媛

2021, 46(5): 267-271. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.047

摘要 ( 51 )

PDF (615KB) ( 23 )

设计了一套水雾化喷淬试验装置研究了立置状态下35CrMnSiA薄钢板在喷淬过程中不同位置的降温变化曲线,还使用DEFORM软件中的Inverse Heat Transfer模块对试验钢板表面的综合换热系数进行了求解。结果表明,当试验钢板在喷口尺寸为5 mm,喷口到表面距离为300 mm,喷口压力分别为0.1、0.2和0.3 MPa的条件下,在450 ℃以上的高温段和200 ℃以下的低温段,钢板的表面换热系数较低,而在中温段可获得较高的表面换热系数。相对于0.1 MPa的喷口压力,0.2 MPa的喷口压力下试验钢板的冷却能力有着明显的提高,而继续增加喷口压力至0.3 MPa,冷却能力提升却不明显。

油污掺杂对PAG水基淬火液冷却特性的影响

刘城淼, 董丽华, 李庆宏, 朱红玲, 任林

2021, 46(5): 272-275. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2021.05.048

摘要 ( 48 )

PDF (613KB) ( 23 )

为了探究油污对水基型淬火液冷却性能的影响,测试了不同油浓度下淬火液的冷却速率曲线、硬化能力等,通过分析淬火的具体过程和特性值函数,探讨了油污的掺杂影响淬火液冷却性能的机制。结果表明:当淬火液中油污含量大于0.3%时,淬火液的冷却性能明显变差,具体表现为沸腾阶段延后且高温阶段冷却速率明显下降,淬火液的硬化能力也随之降低;但油污的含量对工件的畸变影响较小。

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