金属热处理

战娣, 陈岁元, 宋修文, 陈雪婷, 王玫

2023, 48(2): 1-9. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.001

摘要 ( 96 )

PDF (673KB) ( 137 )

采用直接激光沉积技术制备了具有外强内韧组织性能的12CrNi2Y-50Cr6Ni2Y-70Cr8Ni2Y梯度合金钢试样,利用光学显微镜、扫描电镜、透射电镜、硬度计、摩擦试验机等分析手段,对直接激光沉积的梯度合金钢试样的组织结构、界面结合性、硬度梯度分布及耐磨性等进行了研究。结果表明,在优化的激光沉积参数下,成功制备出了无裂纹夹杂缺陷、梯度过渡界面处呈现冶金结合的12CrNi2Y-50Cr6Ni2Y-70Cr8Ni2Y梯度合金钢试样。梯度合金钢的组织呈现出由粒状贝氏体+板条贝氏体+少量马氏体→板条贝氏体+板条马氏体→板条马氏体+片状马氏体的变化趋势,对应硬度呈356 HV0.2→551 HV0.2→712 HV0.2梯度分布,体积磨损率呈现2.01×10^-4 mm³·N^-1·m^-1→1.33×10^-4 mm³·N^-1·m^-1→0.71×10^-4 mm³·N^-1·m^-1的梯度变化。制备的梯度合金钢试样中,由于C与Cr含量增加,试样硬度呈现了由低到高的梯度分布,表面工作层的耐磨性提高了近2.8倍,获得了外强内韧、呈梯度分布的组织与性能;梯度合金钢试样过渡界面附近小尺寸C原子发生了明显的元素扩散,促进了梯度界面的冶金结合。

第一性原理计算Mo含量及压力对CrZrNbTiMo_x难熔高熵合金性能的影响

陈霸, 李新梅, 陈文杰, 路国闯, 商利, 田鹿岩

2023, 48(2): 10-16. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.002

摘要 ( 42 )

PDF (605KB) ( 42 )

利用基于密度泛函理论的第一性原理方法研究Mo含量和压力对CrZrNbTiMo_x难熔高熵合金相结构、弹性常数和弹性模量的影响。计算了CrZrNbTiMo_x难熔高熵合金的混合焓(ΔH_mix)、混合熵(ΔS_mix)、原子半径差(δ)、价电子浓度(VEC)以及参数Ω。结果表明,CrZrNbTiMo_x难熔高熵合金主要以单一的BCC无序固溶体结构为主。随着Mo含量的增加,合金的晶格畸变不断减小,但力学性能稳定且始终以金属键结合。Mo的添加对合金的抗体积变形能力提升较大、对抗切应变能力及刚度影响较小,合金表现为韧性材料。在0~25 GPa压力作用下,CrZrNbTiMo_0.6合金表现出优异的相稳定性和力学稳定性,体弹性模量(B)增幅较小,剪切弹性模量(G)、杨氏模量(E)变化较小;泊松比μ及G/B计算结果表明合金为韧性材料。

Cr-Ni-Cu桥梁耐候钢的连续冷却相变及其组织和硬度

王新志, 张可, 黄重, 徐党委, 杜海明, 章小峰, 张熹

2023, 48(2): 17-22. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.003

摘要 ( 36 )

PDF (595KB) ( 48 )

为了掌握Cr-Ni-Cu桥梁耐候钢在连续冷却过程中组织及硬度的变化及其原因,借助JMatPro软件模拟计算了连续冷却转变(CCT)曲线和等温转变(TTT)曲线,采用Gleeble-3800热模拟试验机、金相显微镜、扫描电镜和硬度计等试验手段研究了Cr-Ni-Cu桥梁耐候钢在不同冷却速度下的微观组织和硬度的变化,探讨了冷却速度对组织、硬度及相变行为的影响。结果表明,对Cr-Ni-Cu桥梁耐候钢进行1050 ℃和860 ℃两阶段高温变形后,随着冷却速度由0.1 ℃/s增加至30 ℃/s,组织依次为多边形铁素体+珠光体→多边形铁素体+贝氏体→粒状贝氏体→粒状贝氏体+马氏体,硬度由155 HV0.2增加至373 HV0.2。当冷却速度由0.1 ℃/s增加至3 ℃/s,硬度的增加主要是由于多边形铁素体晶粒的细化。当冷却速度由5 ℃/s增加至30 ℃/s,硬度的增大主要来自于贝氏体组织的不断细化和马氏体含量的不断增加。

Bi对锌液与X80钢表面润湿性的影响

李杭州, 彭浩平, 许守武, 邓嵩, 涂浩, 雷云, 苏旭平

2023, 48(2): 23-29. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.004

摘要 ( 22 )

PDF (599KB) ( 29 )

通过改良静滴法研究Zn-xBi(x=0.5,1.0,1.5,2.0)合金熔体在450 ℃下与不同基板的润湿行为,对润湿反应之后的表面张力进行计算,并使用扫描电镜能谱仪(SEM-EDS)分析润湿试验后的试样表面及截面的微观形貌和组织结构。结果表明,在450 ℃下,Zn-Bi合金表面张力随Bi含量增加呈现先减小再增大的规律。Zn-1.0Bi合金熔体与X80钢的接触角最小,表明添加1.0%Bi(质量分数)后的锌液润湿性最好。Zn-Bi合金熔体中Bi的含量对界面反应强度和界面结构产生影响,进而减小表面张力和接触角。润湿初期Bi元素的快速吸附降低锌液表面张力,使接触角减小。中期由界面反应强度控制,此时形成前驱膜且其促进锌合金熔体在钢基板的流动,从而改善润湿性。

外加电位下X80双相管线钢在模拟沿海土壤环境中的应力腐蚀行为

马静, 罗鸿, 王申豪, 童安琪, 李建辉, 王建刚, 冯志浩, 陈义庆

2023, 48(2): 30-35. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.005

摘要 ( 28 )

PDF (595KB) ( 25 )

采用交流阻抗谱、极化试验、慢应变拉伸试验研究了不同外加电位下在模拟沿海土壤环境中X80双相管线钢的应力腐蚀行为,对拉伸断口和极化后试样进行SEM表面形貌及能谱分析。结果表明,与慢扫极化(模拟的非裂尖区域)相比,X80双相管线钢快扫极化模拟的裂尖腐蚀电位较负且腐蚀电流较大。－750 mV 外加阴极电位处于裂尖自腐蚀电位范围,不足以起到阴极保护的作用,对应力腐蚀仍十分敏感。外加电位为－1050 mV时,阴极反应速率显著大于阳极反应,阴极反应产生的氢被金属吸收且扩散,慢应变拉伸未经颈缩即发生断裂,为准解理断裂。外加阴极电位为－900 mV,阴极电流有效抑制了阳极溶解反应,因此管线钢在模拟沿海土壤溶液中慢应变拉伸抗拉强度和断面收缩率都最高,断口表现为韧性断裂,侧面裂纹细小,阻抗模值最大,应力腐蚀敏感性最小。

纯铝纯铁搅拌摩擦焊接头的组织与力学性能

裴瑜, 高坤元, 张小军, 黄晖, 吴晓蓝, 文胜平, 聂祚仁

2023, 48(2): 36-42. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.006

摘要 ( 32 )

PDF (594KB) ( 38 )

选用3 mm厚冷轧态高纯铝板和退火态高纯铁板作为焊接母材,使用300/400/500/600 r/min-100 mm/min和300 r/min-80/60 mm/min焊接参数进行铝/铁异种金属搅拌摩擦焊对接焊试验。对焊接接头进行显微硬度和拉伸性能测试,通过扫描电镜(SEM)、能谱仪(EDS)、电子背散射衍射(EBSD)等对接头组织进行表征。焊缝宏观形貌观察发现,焊缝的正面和背面有孔洞,正面出现毛刺。随着转速焊速比增加,孔洞消失毛刺增加。拉伸试验结果显示,共出现3种失效模式,分别为在300 r/min-100 mm/min参数下孔洞缺陷处断裂,300 r/min-80/60 mm/min参数下Al/Fe界面断裂和400/500/600 r/min-100 mm/min处Al侧基体断裂,3种模式下的最大焊接效率分别为40.1%、41.0%和60.4%,其中Al侧基体断裂模式的焊接效率最高。出现在焊核区的孔洞降低了接头强度,导致了缺陷断裂;在300 r/min低转速下,界面未达到有效的冶金结合,界面强度低于Al基体强度,导致Al/Fe界面断裂。硬度试验结果显示,铝侧硬度呈现先下降后上升趋势,硬度最低点出现在距离铝铁界面6~7 mm的热影响区,与Al侧基体断裂位置相对应,随着转速提高,界面强度高于Al侧热影响区的强度,导致了Al侧基体断裂。

热轧低密度钢Fe-1.80Mn-1.05Al-0.09C的高温热塑性

马英建, 彭其春, 袁清, 梁亮, 齐江华, 肖爱达, 薛正良

2023, 48(2): 43-49. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.007

摘要 ( 25 )

PDF (596KB) ( 29 )

采用Gleeble 3500热模拟试验机对一种低合金系热轧低密度钢进行了高温(760~1200 ℃)热塑性研究,并结合光学显微镜、体视显微镜以及扫描电镜对拉断后的断口附近组织和断口形貌进行了表征。结果表明,随着拉伸温度升高,断口面积逐渐缩小,韧窝也逐渐变大变深,断面收缩率总体表现良好,均达到80%以上,表现出了良好的高温热塑性。但是试验钢在900~1000 ℃进行拉伸时,出现了多处颈缩现象,900~1000 ℃时存在理论塑性低谷区,应避免在900~1000 ℃进行铸坯矫直或轧制。

大颗粒碳化物对GCr4Mo4V钢旋转弯曲疲劳的影响

崔毅, 张彩东, 俞峰, 张雲飞, 张志旺, 曹文全, 赵英利, 崔少璞

2023, 48(2): 50-55. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.008

摘要 ( 30 )

PDF (603KB) ( 32 )

以“真空感应+电渣重熔”工艺制备的退火态热轧直条高温轴承钢GCr4Mo4V为试验材料,经过1120 ℃保温30 min油淬以及3组530 ℃保温2 h的回火处理后,开展960、1000、1040、1080 MPa四个应力水平的旋转弯曲疲劳试验,得到S-N曲线并计算出中值疲劳极限为686 MPa,对旋弯疲劳试样断口形貌分析表明,GCr4Mo4V轴承钢旋转弯曲断口由近表面起裂源、裂纹扩展区、应力撕裂区3个特征区域构成,起裂源距试样表面约240 μm,中心为粒径范围为16.93~53.94 μm的大颗粒碳化物,裂纹在大颗粒碳化物与基体界面处形核,并逐渐向试样中心扩展,最终在扭矩作用下将试样撕扯断裂;数值分析表明,大颗粒碳化物粒径D与疲劳寿命对数lg(N)呈线性关系,经线性拟合后得到的数学关系式为lg(N)=-0.053 77D+7.326 82,由此指明了GCr4Mo4V轴承钢大颗粒碳化物的极限细化是进一步实现轴承钢长寿化的关键举措。

硫对超高强度钢300M高周疲劳性能的影响

王飞, 赵欣

2023, 48(2): 56-61. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.009

摘要 ( 27 )

PDF (595KB) ( 31 )

对高硫和低硫300M钢的显微组织和力学性能进行了系统研究,重点分析了硫含量对300M钢中夹杂物特征及高周疲劳寿命的影响机理。研究发现,硫含量的增加会大大降低300M钢的高周疲劳寿命。硫含量的增加会提高MnS夹杂物的析出温度及析出数量,提高试样次表层出现大尺寸MnS夹杂物的概率,大大降低高周疲劳裂纹萌生的难度,进而降低300M钢的高周疲劳寿命。

Y12Cr18Ni9Cu易切削钢的平衡凝固相变与MnS析出行为

王英虎, 郑淮北, 刘庭耀, 宋令玺, 白青青

2023, 48(2): 62-66. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.010

摘要 ( 19 )

PDF (599KB) ( 23 )

采用Thermo-Calc热力学软件对Y12Cr18Ni9Cu易切削钢在500~1800 ℃的析出相进行了热力学计算并得到了平衡凝固相变路径图。结果表明,Y12Cr18Ni9Cu易切削钢的平衡相主要有MnS、液相、δ-铁素体、奥氏体、M₂₃C₆、M₂(C,N)、σ相。平衡凝固和冷却相变路径:液相→液相+MnS→液相+δ-铁素体+MnS→液相+δ-铁素体+MnS+奥氏体→δ-铁素体+MnS+奥氏体→MnS+奥氏体→MnS+M₂₃C₆+奥氏体→MnS+M₂₃C₆+奥氏体+M₂(C, N)→MnS+M₂₃C₆+σ相+奥氏体+ M₂(C, N)。随着S含量增加,MnS的析出量逐渐增加,析出温度也逐渐升高,Mn含量变化对MnS相的析出量几乎没有影响,但Mn含量增加会使MnS析出温度升高。Y12Cr18Ni9Cu易切削钢中的硫化物呈球形、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,长宽比≤3的硫化物占比达到了88.37%,硫化物的形态控制取得了较好的效果,有助于材料切削性能的提升。

Fe-8Mn-xAl-0.2C冷轧中锰钢的组织与性能

张振伟, 景颂扬, 张金城, 赵文柱, 丁桦

2023, 48(2): 67-73. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.011

摘要 ( 34 )

PDF (600KB) ( 28 )

利用场发射扫描电镜、电子背散射衍射技术、X射线衍射仪及电子万能试验机等对Fe-8Mn-xAl-0.2C(x=0, 3)冷轧中锰钢的微观组织与性能进行了研究。结果表明,Al的添加使奥氏体化温度明显升高。经高温临界区退火后得到了等轴的奥氏体与铁素体双相组织。添加Al提高了奥氏体的稳定性,影响了试验钢变形过程中的应变硬化行为,材料塑性得到改善。Fe-8Mn-0.2C冷轧试验钢在625 ℃退火获得了最优综合力学性能,抗拉强度为1220 MPa,伸长率为44%,强塑积为54 GPa·%;Fe-8Mn-3Al-0.2C冷轧试验钢在710 ℃退火获得了最优综合力学性能,抗拉强度为970 MPa,伸长率为58%,强塑积为56 GPa·%。此外,Al的添加扩大了试验钢获得优异力学性能的退火温度范围。

服役8.8万小时后超临界机组P91钢马氏体结构的退化行为

张安文, 王洋, 张志博, 江峰

2023, 48(2): 74-78. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.012

摘要 ( 21 )

PDF (594KB) ( 22 )

采用SEM、EBSD和TEM从不同尺度对比服役超8万小时P91钢与未服役P91钢的马氏体结构差异,并对马氏体结构作定量统计对比,分析长期服役P91钢马氏体结构的退化行为,讨论马氏体退化对力学性能的影响机制。结果表明,服役后马氏体板条块(Block)结构粗化,平均尺寸增大61.6%,尺寸正态分布顶点数值增大70%;板条束集(Packet)结构粗化,平均尺寸增大21%,正态分布顶点数值增大25.4%。板条束集结构粗化通过板条块的粗化来实现,板条块结构粗化程度大于板条束集。长期服役P91钢马氏体结构位错密度降低,导致取向差小于15°的结构占比减小8.6%。板条块(Block)结构粗化和马氏体结构内位错密度降低是导致长期服役后P91钢强度降低的重要因素。

高碳帘线钢的冷却相变行为

褚峰, 沈奎, 胡显军, 张继明

2023, 48(2): 79-84. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.013

摘要 ( 23 )

PDF (593KB) ( 29 )

利用热模拟机Gleeble-3800测定了高碳帘线钢的动态CCT和TTT曲线,研究了冷却速度和等温转变温度对组织性能的影响。结果表明,连续冷却时,形成晶界渗碳体的临界冷速为1.5 ℃/s,形成马氏体组织的临界冷速为11 ℃/s。等温转变时,珠光体转变的温度区间为600~700 ℃,当温度为625 ℃时,转变时间最短。等温温度升高,相变时间延长,等温温度降低则会形成贝氏体等异常组织。实际采用斯太尔摩控冷时,将吐丝温度控制为 900 ℃,开启前5台风机,风量分别为100%/100%/80%/50%/30%,保证相变冷速在5~7 ℃/s,且在相变前尽快通过网状碳化物形成的区间,可以得到组织性能满足技术要求的高强帘线钢。

贝氏体等温淬火对Dievar热作模具钢高温摩擦磨损性能的影响

杨柳, 谢奕心, 鞠玉琳, 魏琪, 曹甫洋, 罗锐, 袁志钟, 程晓农

2023, 48(2): 85-93. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.014

摘要 ( 43 )

PDF (596KB) ( 53 )

利用贝氏体等温淬火工艺在Dievar钢中制备不同体积比例的贝/马复相微观组织,通过对显微组织、宏观/微观硬度、磨面形貌、磨屑和磨损率的分析进一步研究了贝/马复相Dievar热作模具钢的高温摩擦磨损性能并探讨其磨损机制。结果表明,Dievar钢中下贝氏体含量随等温淬火保温时间的延长而增加,其中保温3、5、10 min时下贝氏体体积占比分别为32%、45%、63%。贝/马复相试样相比于传统油淬试样具有更高的回火抗性,不同等温试样硬度值均高于传统油淬试样硬度值。同等磨损条件下,等温淬火Dievar钢相较于常规热处理Dievar钢耐磨性更加优异。在400~600 ℃高温摩擦磨损试验条件下,Dievar钢表面氧化物为Fe₂O₃和Fe₃O₄。Dievar钢400~500 ℃高温磨损机制为磨粒-轻微氧化磨损;随着温度升高,氧化物颗粒尺寸变大,磨粒磨损加剧。当温度升至600 ℃时,常规油淬试样磨损机制为磨粒-氧化磨损,以磨粒磨损为主;而等温淬火试样磨损机制则以氧化磨损为主。

低碳含Cu中厚钢板富Cu相的时效析出行为

孙铭璇, 孟利, 张宁, 张波, 梁丰瑞, 罗小兵

2023, 48(2): 94-102. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.015

摘要 ( 17 )

PDF (594KB) ( 30 )

将某低碳含Cu中厚钢板在680 ℃分别时效不同时间(15、30、45、75、90、120 min)后,利用场发射扫描电镜(SEM)和能谱仪(EDS)分析了中厚钢板不同位置富Cu相的析出和长大机制。结果表明,经时效处理后,试验钢板表面及心部富Cu相呈球状或短棒状,尺寸均主要在5~60 nm之间,但心部富Cu相的平均尺寸要大于表面富Cu相。随着时效时间的延长,表面和心部的富Cu相均发生长大,呈现平均尺寸增加、粒子总数目减少的趋势。基于理论计算,富Cu相平均尺寸的变化满足Ostwald熟化机制,且心部富Cu相长大速率小于表面富Cu相。

18CrNiMo7-6齿轮钢的热变形行为及组织演变规律

谢一夔, 王启丞, 陈子坤, 吴晓东, 王忠英

2023, 48(2): 103-109. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.016

摘要 ( 21 )

PDF (569KB) ( 40 )

利用Gleeble-3500热模拟试验机对18CrNiMo7-6齿轮钢进行了等温单道次压缩试验,研究了变形温度为900～1150 ℃,应变速率为0.01～5 s^-1,应变为0.76的条件下材料的热变形行为;并且通过光学显微镜对热变形后的微观组织进行了分析。建立了唯象型Arrhenius本构方程,预测的峰值应力与试验数据具有很好的一致性。高温热变形过程是加工硬化与动态回复以及动态再结晶的竞争过程,在热变形的过程中会形成变形晶粒、再结晶晶粒、等轴晶和晶粒长大等4种类型的微观组织。当应变速率为0.01 s^-1时,动态再结晶程度与变形温度成正比,当变形温度超过1050 ℃时,变形能转变成晶粒长大的驱动能,使得晶粒粗大;当应变温度一定(1050 ℃)时,随着应变速率的增大,动态再结晶发生不完全, 导致晶粒组织出现细化、畸变、不完全再结晶共存的现象。变形程度越大,晶粒越细小。

变形条件和冷却速率对低碳含Nb钢的相变及纳米析出的影响

刘彦强, 杨浩, 张志军, 贾书君, 韩鹏彪

2023, 48(2): 110-116. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.017

摘要 ( 17 )

PDF (569KB) ( 23 )

利用Gleeble 3800热模拟试验机,研究了奥氏体再结晶和未再结晶组织对低碳含Nb钢连续冷却转变行为的影响,并对不同变形温度及冷却速率下Nb(C, N)的纳米析出行为进行了研究。结果表明,未再结晶区奥氏体的变形能够为多边形铁素体提供更多的相变形核点,扩大铁素体相变区,并且能够细化铁素体晶粒;相比于再结晶区1050 ℃单道次变形,未再结晶区的第二道次变形能够促进Nb(C, N)的析出,其中910 ℃变形时Nb(C, N)的析出量最多,850 ℃次之;冷却速率的增大能够抑制Nb(C, N)在奥氏体中的析出,但能够促进其在铁素体中析出;对于本试验钢,10 ℃/s的冷却速率即可抑制Nb(C, N)的析出;Nb(C, N)的析出粒子平均粒径随着冷却速率的增加而减小。

40Cr钢的强烈淬火+回火处理

杨登贵, 朱小硕, 傅宇东, 阿力努尔·买买提

2023, 48(2): 117-123. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.018

摘要 ( 38 )

PDF (572KB) ( 35 )

采用CaCl₂水溶液对40Cr钢进行强烈淬火并高温回火,利用光学显微镜、扫描电镜、硬度计、冲击及拉伸试验机等,表征了显微组织、力学性能及断口形貌,并与常规调质工艺(油淬)进行了对比。结果表明,40Cr钢采用CaCl₂淬火介质进行强烈淬火+高温回火与常规调质处理相比,可获得细小均匀的回火索氏体组织;经强烈淬火+回火处理后,与常规调质相比,硬度提高8%~18%,强度提高3%~5%,冲击性能提高16%~30%,可满足其较高的服役性能要求。40Cr钢最优的调质工艺为850 ℃保温20 min后采用CaCl₂淬火介质进行强烈淬火,再经580 ℃回火120 min后空冷。

淬火温度对电弧微铸锻AerMet100钢组织与性能的影响

许忠智, 黄顺喆, 戴建科, 韩顺, 厉勇, 王春旭, 张海鸥

2023, 48(2): 124-130. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.019

摘要 ( 19 )

PDF (627KB) ( 23 )

采用OM、XRD、SEM、TEM和力学性能试验方法,研究了在885~1150 ℃范围内不同淬火温度对电弧微铸锻增材制造AerMet100超高强度钢组织及力学性能的影响规律。结果表明,电弧微铸锻AerMet100钢原始态组织主要由板条马氏体和奥氏体组成,呈现出快速凝固的组织特征;随着淬火温度的升高,试验钢的凝固组织逐渐消失,当温度超过1050 ℃时基本上完全消除;断裂韧度随着淬火温度的升高表现出升高的趋势;抗拉强度和屈服强度随着淬火温度的升高没有明显变化;冲击吸收能量随着淬火温度的升高呈现先升高后下降的趋势,在淬火温度为1050 ℃时达到峰值。在试验温度范围内,1050 ℃左右淬火可获得优异的强韧性匹配,此时试验钢的断裂韧度为82.9 MPa·m^1/2,抗拉强度为2010 MPa,冲击吸收能量为50 J。

Yb微合金化Al-2.4Cu-1.3Li合金的均匀化退火工艺及微观组织演变

郑直, 高坤元, 文胜平, 黄晖, 吴晓蓝, 魏午, 聂祚仁

2023, 48(2): 131-137. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.020

摘要 ( 20 )

PDF (573KB) ( 23 )

通过SEM、EDS、DSC、XRD等测试手段研究了Al-2.4Cu-1.3Li-(Yb)合金铸态及均匀化过程中组织及微观结构演变。SEM观察显示,铸态组织中存在明显的枝晶偏析,枝晶间距为45±6 μm(Al-Cu-Li合金)与43±7 μm(Al-Cu-Li-Yb合金),一次相形貌为块状或条状,面积占比为2.8%(Al-Cu-Li合金)与2.2%(Al-Cu-Li-Yb合金),EDS和XRD结果显示其主要成分为多种AlCu(Li)相,Al-Cu-Li-Yb合金中还存在少量Al₈Cu₄Yb相。根据DSC测试与均匀化动力学计算,制定均匀化退火工艺为500 ℃×12 h。SEM观察显示退火后样品枝晶偏析已经消除,残留一次相为聚集球状AlCuFe相和/或骨骼状Al₈Cu₄Yb相,面积占比下降到0.93% (Al-Cu-Li合金)和0.76%(Al-Cu-Li-Yb合金)。为了使Yb进一步回溶,针对Al-Cu-Li-Yb合金制定二级均匀化工艺为500 ℃×12 h+530 ℃×12 h,残留一次相面积占比下降到0.53%,形貌与一级均匀化后相同。

固溶成形工艺对6016铝合金组织及力学性能的影响

刘萌, 李新亚, 臧勇, 黄江华, 孙福臻, 任荷

2023, 48(2): 138-143. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.021

摘要 ( 23 )

PDF (568KB) ( 21 )

针对铝合金在室温下塑性差等问题,结合铝合金固溶处理特点,采用了固溶成形工艺制备零件。为获得6016-T6铝合金固溶成形最优工艺参数,利用电子拉伸试验机对6016-T6铝合金板进行不同加热温度及冷却方式的研究,分析了不同固溶工艺参数对其组织与力学性能的影响规律。结果表明,冷却速度对材料的组织性能影响较大,固溶工艺参数为550 ℃×5 min,水冷时,其抗拉强度可达到300 MPa以上。采用了上述工艺参数对铝合金后风档下横梁进行了测试验证,试制出合格的成形件,热冲压件力学性能可达308 MPa。

时效温度对SLM 18Ni300马氏体时效钢显微组织和力学性能的影响

许大杨, 陈婉琦, 万继方, 黄峰, 张施琦

2023, 48(2): 144-149. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.022

摘要 ( 18 )

PDF (571KB) ( 23 )

采用激光选区熔化(SLM)技术制备了18Ni300马氏体时效钢,结合拉伸试验、硬度测试和显微组织表征等手段,研究了时效温度(390, 490, 590 ℃)对SLM 18Ni300马氏体时效钢显微组织和力学性能的影响。结果表明,SLM成形试样主要由Fe-Ni马氏体基体和胞状亚结构组成,经时效处理后,试样微观组织发生显著变化。随着时效温度的升高,胞状亚结构逐渐分解,马氏体逆转变成为奥氏体,Σ3晶界占比下降。同时,Ni₃X(X=Ti,Al,Mo)纳米相弥散析出,并在590 ℃时粗化。随着时效温度的升高,SLM 18Ni300马氏体时效钢的强度和硬度均先增加后下降,伸长率先降低后增加。其中,490 ℃时效的SLM马氏体时效钢兼具超高强度和较好塑性,这与其基体中弥散分布的纳米析出相、适量的奥氏体含量和较低的Σ3晶界占比有关。

均匀化工艺对GH5188合金组织及力学性能的影响

戚慧琳, 蒋世川, 郭续龙

2023, 48(2): 150-157. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.023

摘要 ( 27 )

PDF (577KB) ( 25 )

利用JMatPro软件、金相显微镜、扫描电镜、能谱分析以及高温拉伸、高温压缩试验等方法,分析GH5188合金铸锭的溶质元素偏析规律、均匀化热处理过程的微观组织演变规律及均匀化过程对GH5188合金力学性能的影响。研究表明,GH5188合金的主要析出相为M₆C和M₂₃C₆,合金中的主要正偏析元素为W和Cr,负偏析元素为Ni和Co。采取1200 ℃×72 h的均匀化工艺,可以有效消除原始铸态块状析出相,消除W、Cr、Ni、Co等元素偏析,达到最合适的均匀效果。均匀化热处理后,GH5188合金的力学性能得到了提升,在1180 ℃拉伸、压缩条件下,抗拉强度达到158 MPa,变形抗力为244.29 MPa。

退火处理对CoCrFeNiB_0.05Ti_0.6高熵合金组织与力学性能的影响

姜越, 谭亚平, 朱柏祥, 张天栋

2023, 48(2): 158-163. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.024

摘要 ( 25 )

PDF (570KB) ( 25 )

采用机械合金化法制备CoCrFeNiB_0.05Ti_0.6高熵合金粉末,通过粉末冶金法制备了CoCrFeNiB_0.05Ti_0.6高熵合金。随后将烧结试样分别在450、650、850 ℃退火处理12 h。利用X射线衍射仪分析CoCrFeNiB_0.05Ti_0.6高熵合金退火前后的相结构;通过SEM和EDS分析CoCrFeNiB_0.05Ti_0.6高熵合金退火前后的微观组织形貌和元素分布情况;通过HXD-1000维氏硬度计和WDW-200万能试验测试机测量试样维氏硬度和压缩强度。结果表明,烧结态合金主要为FCC相伴随少量的HCP和Laves相;随着退火温度升高,BCC与硼化物等新相相继生成,Cr元素由浅灰色树枝晶向深灰色枝晶间的扩散程度逐渐增大,B元素与其它元素构成新的硼化物。烧结态合金为树枝晶与枝晶间组织,退火后枝晶间组织占比增大,树枝晶减少。CoCrFeNiB_0.05Ti_0.6高熵合金的硬度、压缩强度随退火温度升高而增大,在850 ℃退火后达到最大值,分别为391.40 HV0.2和664.6 MPa,这是固溶强化、细晶强化、第二相强化共同作用的结果。

不均匀性抑制Zr基块状金属玻璃的脆化

侯琪琪, 周佳路, 王拓

2023, 48(2): 164-169. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.025

摘要 ( 18 )

PDF (569KB) ( 30 )

研究了Zr_47.25Cu_47.25Al_5.5块状金属玻璃(BMG)在铸态和不同退火时间下的室温压缩塑性与微观结构之间的关系。结果表明,Zr_47.25Cu_47.25Al_5.5BMG具有3.96%的压缩塑性,经过0.5、1.5、3和6 h退火后,该合金的压缩塑性均有所提升。在0.5 h退火后,压缩塑性达到最高(5.84%)。铸态Zr_47.25Cu_47.25Al_5.5BMG的微观结构呈现出5 nm左右网状分布。经过6 h退火后,富Cu的网状区域尺寸为50 nm左右,并伴有少量晶化。这种微观结构的不均匀性使该铸态合金在室温具有一定的塑性,同时抑制了其在退火中因自由体积减小而导致的脆化。

退火对AlCuFeNiTiCr_x高熵合金硬度的影响

张晓蓉, 尚华龙

2023, 48(2): 170-173. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.026

摘要 ( 26 )

PDF (580KB) ( 31 )

采用铜模吸铸法制备AlCuFeNiTiCr_x(x=0.5, 1.0, 1.5, 2.0)高熵合金,并在1000 ℃下进行3 h退火处理。通过X射线衍射仪(XRD)、光学显微镜、维氏硬度计,分别测试了铸态和退火态AlCuFeNiTiCr_x(x=0.5, 1.0, 1.5, 2.0)高熵合金的微观结构演变及维氏硬度值。发现铸态和退火态试样仅由简单的体心立方(BCC)和面心立方(FCC)固溶体相组成,而退火态试样中的FCC相与铸态试样中的FCC相相比有所增加。根据金相显微照片,两种状态下的高熵合金仅存在枝晶和晶间相,且退火后的显微组织变得更加均匀。两种状态下高熵合金的硬度均随Cr含量的增加而增加,且退火态试样的硬度值远大于铸态试样。

退火时间对中碳钢亚温淬火冷轧组织性能的影响

李亚光, 张家豪, 李红斌, 赵志浩, 徐海卫, 田亚强, 陈连生

2023, 48(2): 174-179. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.027

摘要 ( 39 )

PDF (569KB) ( 21 )

对热轧中碳钢板进行亚温淬火,随后冷轧(变形量50%)并进行不同时间退火,退火温度为550 ℃。通过扫描电镜(SEM)、X射线衍射(XRD)、背散射电子衍射(EBSD)对退火试样进行显微组织表征,并通过室温拉伸试验分析了双峰结构对力学性能的影响。结果表明,退火处理后的组织由铁素体和渗碳体两相构成,铁素体由细晶区/粗晶区共同组成。随着退火时间的延长,细晶峰值略有增大,但是增长并不明显,粗晶峰值晶粒呈减小趋势。随着退火时间的延长,试样的抗拉强度和屈服强度呈下降趋势,伸长率呈上升趋势,韧窝尺寸增大,深度增加,并且在大尺寸韧窝附近富集小尺寸韧窝。当退火时间为30 min时,力学性能最优。

热处理对激光增材制造IN718合金组织及析出相演变的影响

曹宇, 白朴存, 魏安妮, 刘飞, 侯小虎

2023, 48(2): 180-188. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.028

摘要 ( 15 )

PDF (572KB) ( 19 )

研究了经过固溶+双时效(SA)、均匀化+双时效(HA)、均匀化+固溶+双时效(HSA)3种热处理后IN718合金的微观组织、析出相的演变。结果表明,沉积态试样中的显微组织为柱状晶结构,并贯穿多个沉积层;经过SA热处理后开始发生再结晶;经HA和HSA热处理后再结晶程度显著提高。热处理能够促进沉积态中的柱状晶逐渐向等轴晶转变。沉积态试样中存在γ基体、Laves相和一些碳化物;经过SA热处理后溶解了大部分的Laves偏析相,并在晶界、晶内、枝晶间析出大量的针状δ相,还有部分碳化物残留;经过HA热处理后,Laves偏析相、δ相全部溶解,只有少量的碳化物残留;经过HSA热处理后Laves偏析相全部溶解,在晶界处析出部分δ相,还有少量的碳化物残留。沉积态试样中没有γ′、γ″相析出,3种热处理状态均有大量的γ′、γ″相析出。

星箭分离用00Ni18Co7Mo5Ti钢包带的热处理工艺

王萍, 田少鲲, 朱宏伟, 杨堃, 金圆平, 王淑青, 黄艳军, 朱靖

2023, 48(2): 189-194. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.029

摘要 ( 17 )

PDF (572KB) ( 19 )

以00Ni18Co7Mo5Ti马氏体时效硬化不锈钢为研究对象,通过万能试验机、洛氏硬度计研究了不同时效温度下,钢的强度及伸长率的变化规律。从机理上分析了钢的强度随时效温度升高而不断增加,并在500 ℃左右达到峰值的原因为Ni₃Ti、Ni₃Mo等弥散相的析出;随着时效温度继续提高,钢的强度逐渐降低、而伸长率逐渐提高的原因为逆转奥氏体含量的增多。同时,通过试验及机理分析,在保证钢的强度不会大幅降低的前提下,适当提高时效温度或延长时效时间,均可以通过增加逆转奥氏体的含量而提高钢的伸长率。此时,钢的显微组织主要为马氏体,同时存在少量的逆转奥氏体,主要强化相为Ni₃Ti、Ni₃Mo等弥散相。

固溶处理对TC11钛合金组织与性能的影响

同晓乐, 张明玉, 岳旭, 杨斌, 王玉佳, 阿热达克·阿力玛斯

2023, 48(2): 195-199. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.030

摘要 ( 31 )

PDF (578KB) ( 26 )

通过光学显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪以及室温拉伸性能测试,研究TC11钛合金分别在955、975、995和1015 ℃固溶处理后的微观组织与力学性能的对应关系。结果表明,合金原始锻态显微组织为α+β两相区锻造形成的双态组织,以α_p相和β转变组织为主。经固溶处理后,原始锻态组织中被扭转和拉长的α_p相随着固溶温度升高逐渐变小、变圆,同时体积较小的α_p相逐渐消失。固溶温度为995 ℃时,合金强度达到最大值,抗拉强度(R_m)为1403 MPa,屈服强度(R_p0.2)为1158 MPa;固溶温度为955 ℃时,合金塑性最佳,断后伸长率(A)为9.5%,断面收缩率(Z)为32%。当固溶温度位于两相区时,其拉伸断口微观形貌相似,均以韧窝为主;当固溶温度位于单相区时,断口形貌结晶状明显,且有较大的撕裂棱,在岩石状表面有大量撕裂状小韧窝。

固溶处理对含Gd不锈钢第二相与硬度的影响

王玉容, 吴裕, 李永旺, 潘钱付, 蒋明忠

2023, 48(2): 200-205. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.031

摘要 ( 18 )

PDF (575KB) ( 24 )

研究了不同固溶处理温度对含Gd不锈钢第二相与硬度的影响。结果表明,含Gd不锈钢在1000~1150 ℃固溶处理30 min后,沿晶界析出的连续第二相只发生部分熔断,大量第二相弥散分布于基体中,由“灰色”相包裹着“亮白色”相,“灰色”相元素组成及含量相对稳定。在1000~1070 ℃保温30 min固溶处理后,“亮白色”相的Ni几乎完全溶解,Gd浓缩富集,尺寸缩小,“灰色”相长大缓慢,部分“灰色”相形貌变为短棒状。固溶温度升高至1150 ℃,“亮白色”相中Ni溶解的同时Gd发生扩散及微量溶解,大部分“亮白色”相消失,“灰色”相发生粗化、球化。固溶处理后合金硬度均低于固溶处理前,随着固溶温度的升高,合金硬度呈上升趋势。

轧制温度与变形量对TB2钛合金微观组织和力学性能的影响

张雄, 景然, 张晴, 刘以柔, 吴倩, 李江华, 炊鹏飞

2023, 48(2): 206-211. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.032

摘要 ( 60 )

PDF (537KB) ( 29 )

通过X射线衍射仪、光学显微镜、扫描电镜、硬度计以及万能拉伸试验机等研究了不同轧制温度及变形量对TB2钛合金显微组织、相结构以及力学性能的影响。结果表明,在600 ℃轧制处理后,TB2钛合金由β相和α相组成。同一轧制温度下,随着变形量的增加,晶粒被明显拉长,基体中的β晶粒部分破碎,并在晶界处出现大量再结晶晶粒。当轧制温度为600 ℃,变形量为60%时,合金的抗拉强度最大,可达到1360 MPa,伸长率为5.7%;而当轧制温度为600 ℃,变形量为40%时,合金的抗拉强度最大,可达到1270 MPa,伸长率为10.9%,综合力学性能较好。

微合金中碳钢48MnV曲轴连杆轴颈感应淬火工艺的优化

毛晓峰, 李亚军, 邓诗贵, 李新凯, 赵欢, 王荣

2023, 48(2): 212-218. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.033

摘要 ( 12 )

PDF (535KB) ( 17 )

采用对比试验法,以淬火功率、回火条件、加热时间、冷却时间等作为变量,研究了微合金中碳钢48MnV曲轴连杆轴颈感应热处理的最佳工艺。结果表明,优化的感应热处理工艺为淬火功率165 kW,电流频率9 kHz ,加热时间17 s,冷却间隔时间1 s,冷却时间20 s,210 ℃回火2.5 h。在优化的感应热处理工艺下,连杆轴颈淬硬层显微组织为细小均匀针状马氏体;轴颈表面、两侧过渡圆角距表面0.25 mm处的最高硬度依次可达720.9、690.0和667.1 HV,耐磨性显著提高;连杆轴颈、过渡圆角表面残余应力呈现为压应力,靠芯轴端过渡圆角残余应力高达-884.0 MPa,靠法兰端过渡圆角残余应力为-831.9 MPa;试样的疲劳极限载荷最高,高达3750 N·m。感应热处理后残余压应力越大,越有利于提高曲轴连杆轴颈的弯曲疲劳强度。

冷变形及退火工艺对低温用奥氏体不锈钢组织性能的影响

李阳, 张威, 袁刚

2023, 48(2): 219-222. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.034

摘要 ( 26 )

PDF (535KB) ( 36 )

采用冷轧试验、退火试验、组织观察及力学性能检测等手段,研究了冷变形及退火工艺对低温用304L奥氏体不锈钢组织性能的影响。结果表明,随着冷轧变形量的增加,冷轧态组织晶粒沿着轧制方向被拉长后被破碎,形变带的密度逐渐增加,冷轧态钢板的强度提高,伸长率下降。随着退火温度的升高,再结晶晶粒尺寸逐渐变大,1120 ℃以后晶粒长大趋势明显提升,退火态钢板的强度降低,伸长率提高。退火时晶粒长大表观激活能随着冷变形量的增加而提高,在低温退火时,随着冷轧变形量的增加,晶粒尺寸逐渐减小,强度提高,伸长率下降,高温退火时趋势正好相反。

固溶处理对A286合金组织与硬度的影响

李吉东, 王岩, 谷宇, 王斌

2023, 48(2): 223-227. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.035

摘要 ( 25 )

PDF (537KB) ( 27 )

通过光学显微镜、扫描电镜和洛氏硬度计等研究了固溶温度(980、1000、1020 ℃)和保温时间(60、90、120 min)对A286合金微观组织和硬度的影响。结果表明,热轧态合金基体为再结晶的均匀奥氏体晶粒组织,同时存在一次碳氮化物。随着固溶温度的升高和保温时间的延长,再结晶晶粒优先从表面生长并逐渐向内部扩展,晶界有较大尺寸磷化物析出,合金硬度小幅度降低。

热处理后9%Ni钢中逆转变奥氏体的稳定性

陈蕊, 包翠敏, 杨智鹏, 林琳

2023, 48(2): 228-231. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.036

摘要 ( 18 )

PDF (534KB) ( 24 )

利用扫描电镜、透射电镜、X射线衍射仪以及显微硬度计等对热处理及深冷处理后9%Ni钢中逆转变奥氏体稳定性进行了研究。结果表明,不稳定态逆转变奥氏体在深冷温度为-120 ℃时已基本转化完毕,且经深冷后的520 ℃回火稳定处理后,逆转变奥氏体含量变化较小,对9%Ni钢进行深冷处理是极为必要的。

热压工艺对SiC_f/Ti复合材料界面反应层生长影响的数值模拟

唐洪武, 张晓敏, 赵志鹏, 张恒嘉

2023, 48(2): 232-241. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.037

摘要 ( 16 )

PDF (542KB) ( 23 )

提出一个热-力-扩散-反应强耦合相场模型来研究热压烧结制备工艺对连续碳化硅纤维增强钛基复合材料中金属间化合物生长规律的影响。模拟结果表明,在两种不同温度下各个界面反应层(Ti₃SiC₂/Ti₅Si₃C_x/Ti₅Si₃C_x+TiC/TiC)的厚度生长与试验值吻合较好。增大外加压力能促进界面层厚度的生长,但对其中抗拉强度最低的Ti₅Si₃层的生长起显著的抑制作用,同时使各界面反应层由周向拉应力状态逐渐转变为压应力。温度的升高使断裂韧度最大的Ti₃SiC₂层厚度增大,但也使总界面层和Ti₅Si₃层的厚度增加。因此,在制备工艺上适当增加压力并选择合适的温度,得到厚度适宜的界面反应层的同时,尽可能使Ti₅Si₃层变薄和Ti₃SiC₂层变厚是提高SiC_f/Ti复合材料力学性能的重要途径。

42CrMo钢输出法兰感应淬火的数值模拟及验证

王伟, 张文, 赵建森, 朱百智, 米艳军, 江红兵, 胡成飞

2023, 48(2): 242-246. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.038

摘要 ( 22 )

PDF (534KB) ( 31 )

基于电磁-热-组织-应力耦合模型,采用数值模拟研究了42CrMo钢输出法兰感应淬火过程中的温度、组织和应力的变化规律,同时采用硬化轮廓对比和硬度检测验证了模拟的可靠性。研究表明,在加热阶段,输出法兰圆弧过渡区的上、下尖角比中间位置先到达奥氏体化温度,感应区域温度到达材料居里点后加热效果逐渐减小;随着温度升高,法兰表面的组织由原始组织向奥氏体组织转变;法兰表面应力在加热阶段为压应力状态,加热开始阶段迅速增大,随着内部温度升高逐渐减小;在淬火阶段,温度迅速降低,表层奥氏体快速转变成马氏体,表层处应力经过短暂拉应力时刻,然后转变成压应力(轴向、径向和切向应力都为压应力),其中径向压应力最大,约为460 MPa。

激光辅助热喷涂NiCoCrAlYTa-Cr₂O₃-Cu-Mo涂层高温静态氧化行为

聂梓杏, 王长亮, 张昂, 张梅, 郭孟秋, 田浩亮, 崔永静, 王天颖

2023, 48(2): 247-255. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.039

摘要 ( 16 )

PDF (536KB) ( 23 )

为探究高温润滑耐磨涂层抗高温氧化行为,采用激光辅助等离子喷涂技术(LPHS)在GH4065A镍基高温合金上制备NiCoCrAlYTa-Cr₂O₃-Cu-Mo涂层,研究了该涂层在(850~1000) ℃×220 h的抗高温氧化行为。计算得出氧化激活能约为128.5 kJ·mol^-1,850、900、1000 ℃氧化速率常数分别为1.44×10^-2、3.61×10^-2、7.71×10^-2 mg²·cm^-4·h^-1。结果表明,850 ℃×220 h氧化后表面生成Al₂O₃为主的连续致密氧化膜,阻碍涂层内部的进一步氧化;1000 ℃×220 h氧化后表面生成疏松NiO为主,致密Cr₂O₃·NiO为辅的氧化膜。致密氧化膜的生成阻止了涂层及基体的进一步氧化。

等离子喷涂WC-20Cr₃C₂-7Ni/8YSZ复合涂层的组织及摩擦学性能

朱东林, 孙登月, 杨家辉, 闫朝鹏, 吴艳飞, 庆小康

2023, 48(2): 256-262. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.040

摘要 ( 18 )

PDF (543KB) ( 21 )

为提高连铸机拉矫辊的服役寿命,通过等离子喷涂技术在模具钢H13表面制备不同质量比的WC-20Cr₃C₂-7Ni+8YSZ复合涂层,分析各涂层的微区组织、显微硬度、抗划伤性、耐磨性和磨损形式。结果表明,在WC-20Cr₃C₂-7Ni粉末中分别加入30wt%、50wt%的8YSZ,其复合涂层的致密性明显提高,且涂层晶粒明显得到细化;WC-20Cr₃C₂-7Ni涂层中出现WC_1-x与W相,且随着8YSZ的添加WC相的结晶强度变弱;WC-20Cr₃C₂-7Ni+30wt%8YSZ涂层平均硬度(1172 HV0.2)相对于WC-20Cr₃C₂-7Ni涂层(1152 HV0.2)并没有明显变化,WC-20Cr₃C₂-7Ni+50wt%8YSZ涂层硬度(1052 HV0.2)相对于WC-20Cr₃C₂-7Ni涂层降低了8.7%;WC-20Cr₃C₂-7Ni涂层的抗划伤性能弱于两种复合涂层;摩擦磨损表面形貌由大量的脱落坑向犁沟转变,磨损形式也由疲劳磨损向磨粒磨损转变;WC-20Cr₃C₂-7Ni+30wt%8YSZ涂层的磨损率为2.3×10^-5 mm³/(N·m),比WC-20Cr₃C₂-7Ni、WC-20Cr₃C₂-7Ni+50wt%8YSZ涂层减少了约50%;将各复合涂层制备于连铸机拉矫辊辊面并用于生产实践,测试数据表明WC-20Cr₃C₂-7Ni及添加30wt%、50wt%8YSZ涂层的拉矫辊表面温度对比常规拉矫辊分别降低了40.4、97.2和127.0 ℃,工作寿命分别增加了约73.3%、133.3%以及100%。

不锈钢表面含Cu功能梯度复合改性层的制备及抗菌性能

郑家圣, 黄天阳, 田林海, 林乃明, 王振霞, 秦林

2023, 48(2): 263-269. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.041

摘要 ( 17 )

PDF (538KB) ( 33 )

为提高奥氏体不锈钢(ASS)的耐磨性及赋予其抗菌性能,应用改进的活性屏离子渗氮(ASPN)技术,将纯铜冲孔板置于不锈钢冲孔板上面作为活性屏的顶盖,对316奥氏体不锈钢在低温下(430 ℃)进行表面渗氮处理,在其表面形成由含Cu抗菌沉积层和S相(氮在奥氏体中的过饱和固溶体γ_N)硬质支撑层组成的功能梯度复合改性层。用扫描电镜(SEM)及其所附能谱仪(EDS)、X射线衍射仪(XRD)表征复合改性层的组织形貌、成分及相结构。用显微硬度计和往复摩擦磨损试验机测试了基体和复合改性层的显微硬度和摩擦磨损性能,用金黄色葡萄球菌进行体外抗菌试验评价复合改性层的抗菌性能。结果表明,在偏压达到250 V后,形成了连续分布的硬质S相扩散层和含Cu沉积层组成的复合改性层。改性层表面最高硬度可达928 HV0.05,与Si₃N₄小球对磨时比磨损率较基体降低约57.76%,显著提高了不锈钢的耐磨性。抗菌试验表明,复合改性层与金黄色葡萄球菌接触24 h 后,对金黄色葡萄球菌抗菌率提高到98.5%。改进的活性屏离子渗氮技术制备的功能梯度复合改性层可以有效提高不锈钢的耐磨性及抗菌性能。

Cu的添加对X80钢热浸法渗铝层组织的影响

王倩文, 彭浩平, 沈圣哲, 李智伟, 赵永刚, 雷云, 涂浩, 吴长军

2023, 48(2): 270-275. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.042

摘要 ( 16 )

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通过在热浸镀铝熔池中添加Cu元素,改善X80钢热浸法渗铝层的组织。在不同的温度下进行扩散退火试验,利用扫描电镜和X射线衍射仪研究退火温度和铜元素对渗层组织的作用机理。采用Smile View软件对渗层厚度进行测量。结果表明,在热浸法渗铝时,Cu的添加可以使合金层/X80钢基体界面间的舌齿状形态缩小,使得界面间反应更均匀。当Cu的添加量为1%(质量分数)时,脆性的Fe₂Al₅合金层的厚度最小。随着扩散退火温度的升高,Cu添加量为1%的试样渗层的界面均匀性增加;扩散退火温度≥600 ℃时,渗层中开始出现极薄的FeAl相层;扩散退火温度≥650 ℃时,自由层消失,渗层中出现均匀的FeAl层且渗层外侧出现孔洞;扩散退火温度为700 ℃时,FeAl层中部出现孔洞带,且渗层外侧出现大孔洞。在热浸镀铝熔池中加入1%Cu元素可以使扩散退火过程中Al原子和Fe原子间的迁移速率差值减小,进而降低Al原子和Fe原子间的浓度梯度。原子间浓度梯度的降低,使得界面间反应更均匀,从而避免渗层中孔洞的出现。

热处理对高速激光熔覆不锈钢熔覆层组织性能的影响

翁益青, 薛瑞雷, 满蛟, 高枫, 周建平, 陈艳华, 韩永红

2023, 48(2): 276-283. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.043

摘要 ( 15 )

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通过高速激光熔覆技术在27SiMn钢表面制备了不锈钢熔覆层,并对熔覆层进行了热处理。对熔覆层热处理前后的组织形貌与结构进行表征,并对熔覆层的显微硬度、摩擦磨损性能、冲击性能以及耐蚀性进行试验与分析。研究表明,熔覆层主要存在BCC相组成的α-(Fe,Cr),M₇C₃、M₂₃C₆碳化物以及Cr₃Si强化相;经过热处理后,熔覆层晶粒得到显著细化且分布更加均匀。热处理后熔覆层的硬度较未热处理时提高不明显,但硬度分布更为平缓,平均硬度达到446 HV0.2;磨损率下降1.7×10^-5 mm³·(N·m)^-1,冲击性能提高28.6%,自腐蚀电流密度仅为热处理前的9.19%。

交流电场对工业纯钛TA2粉末法渗氧的影响

王鑫宇, 谢飞, 潘建伟

2023, 48(2): 284-288. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.044

摘要 ( 14 )

PDF (472KB) ( 19 )

在650 ℃进行工业纯钛TA2的粉末法渗氧,通过渗罐内一组平行电极,对渗剂和TA2试样施加交流电场,进行交流电场增强粉末法渗氧。研究发现,以尿素作为供氧剂的粉末法渗氧生成的渗层表层主要由TiO₂组成,还有少量Ti₂N和固溶氧的α-Ti;交流电场能够大幅度提高纯钛的渗氧效率,随电场电流增加,渗层厚度、硬度增加,沿层深硬度分布改善;在电场电流为2 A和渗剂含2%尿素时,6 h渗扩所得渗层厚度约46 μm,渗层峰值硬度约1150 HV0.01。交流电场的物理作用能够强化渗氧剂中的反应,从而增加氧原子及含氧活性基团的产率和活性;交流电场通过提高试样内部的空位浓度,为氧原子的扩散提供更多通道;这两个因素加快氧向试样内部扩散。这种新技术可以在较低温度对钛进行高效渗氧处理,减少工件畸变。

S31000不锈钢表面激光熔覆Stellite12合金层的组织和性能

陈林, 蒋永兵, 尚洪宝, 李黎, 张鹏奇, 荆仁荣

2023, 48(2): 289-294. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.045

摘要 ( 26 )

PDF (473KB) ( 30 )

针对高温阀门密封副易发生擦伤、碰伤等问题,采用激光熔覆技术在S31000不锈钢密封副基体表面制备了Stellite12合金层。通过光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、X射线衍射仪、显微硬度计及均匀腐蚀全浸试验,研究了熔覆层微观组织、显微硬度和均匀腐蚀性能。结果表明,熔覆层与基体形成了良好的冶金结合,微观组织主要由平面晶、柱状晶和等轴晶的枝晶结构组成。熔覆层显微硬度较高,平均显微硬度为600.68 HV0.3;基体的显微硬度最低,平均显微硬度为204.57 HV0.3。相比于S31000不锈钢的腐蚀速率,表面激光熔覆Stellite12合金后,腐蚀速率显著降低。同时,S31000不锈钢表现出尺寸不均的腐蚀坑现象,Stellite12合金层表现出较均匀的腐蚀行为,但在晶界处的腐蚀现象比晶内更为明显。

孔洞式缺陷对γ-TiAl合金断裂行为的影响

梁月慧, 祁文军

2023, 48(2): 295-302. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.046

摘要 ( 19 )

PDF (476KB) ( 25 )

采用分子动力学模拟方法研究了孔洞在不同温度、位置以及尺寸下对多晶γ-TiAl合金裂纹扩展的影响。结果表明,含孔洞式缺陷多晶γ-TiAl合金在1~750 K时为脆性解理断裂,1000 K和1200 K为韧性蠕变断裂。孔洞位于晶界和三叉晶界上时,合金更容易失效。与完美晶体相比,微孔洞的存在增加了多晶γ-TiAl合金的塑性。当孔洞半径大于1.0 nm时,多晶γ-TiAl合金的屈服应力和屈服应变急剧降低,材料发生失效的时间提前。孔洞尺寸的不同会影响材料的断裂方式,当孔洞半径R≤0.8 nm时,含孔洞多晶发生沿晶断裂;当R>0.8 nm时,多晶γ-TiAl合金的孔洞不断扩大逐步占满整个晶粒,发生穿晶断裂。

38CrMoAl圆钢调质裂纹形成原因分析

谭瑞松, 黄雁, 宋波, 左小坦, 朱利斌, 刘威, 杨树峰

2023, 48(2): 303-307. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.047

摘要 ( 21 )

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国内某钢厂38CrMoAl钢在调质过程中出现了裂纹,对裂纹处进行取样,通过化学成分、宏观检测、显微组织分析、扫描电镜分析等探索裂纹产生的原因。结果表明,该钢裂纹性质为淬火裂纹,其产生的主要原因是原始材料圆坯存在冶金缺陷(缩松、点状偏析等),而调质过程中在组织应力和热应力作用下促进了裂纹的扩展。

发动机缸盖螺栓疲劳断裂失效分析

陈继林, 张育明, 孟一, 闫聪, 林鹏

2023, 48(2): 308-313. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2023.02.048

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通过断口(宏观)形貌分析、微观组织分析、化学成分检测以及硬度测试等手段对SCM435钢发动机缸盖螺栓的疲劳断裂进行失效分析。结果表明,失效SCM435钢缸盖螺栓的化学成分和显微组织合格,硬度符合技术要求。失效样件1的断裂原因为表面脱碳引起的脆性断裂,螺栓断裂部位的表面脱碳层宽为120 μm;失效样件2主要是非金属夹杂物所引起的疲劳断裂,近球状的CaS-CaO-Al₂O₃-MgO复合型冶金夹杂物造成了沿晶裂纹。对材料的塑韧性、表面脱碳及非金属夹杂物等指标,提出了改善建议。

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