金属热处理

尉筱杰, 左鹏鹏, 吴晓春

2024, 49(1): 1-8. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.001

摘要 ( 99 )

PDF (6227KB) ( 58 )

通过冲击试验研究了3种Cr5系钢(H13、H11、DVA)在不同回火温度下无缺口、U型缺口及V型缺口冲击性能的变化规律,采用体视显微镜和扫描电镜(SEM)对断口形貌和微观组织进行表征,讨论了缺口类型对表征材料韧性的差异性。结果表明,V(U)型缺口冲击能量更多作用于裂纹扩展,反应材料抵抗裂纹扩展能力,可用于测量材料的裂纹敏感性,且V型缺口由于缺口尖端曲率半径更小更适用于表征材料的裂纹敏感性。无缺口冲击能量分别作用于裂纹形成及裂纹扩展,由于裂纹易在缺陷处形成,因此可反映材料综合强韧性及冶金缺陷。对比发现,在常用回火温度范围内,600 ℃V型缺口冲击吸收能量达到最大值,表明该热处理状态下材料抵抗裂纹扩展能力最佳;H13、DVA、H11钢分别在560、580、560 ℃无缺口冲击吸收能量较高,且硬度下降较少,分别为53.1、50.6、52.2 HRC,综合强韧性最佳。

长期时效对镍基高温合金组织和性能的影响

蔡晨阳, 曹铁山, 王威, 迟庆新, 程从前, 赵杰

2024, 49(1): 9-15. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.002

摘要 ( 73 )

PDF (3643KB) ( 37 )

对不同时效时间的镍基高温合金的组织进行观察,探究其在高温时效过程中组织及性能的演变规律,利用光学显微镜和扫描电镜对合金时效前后的组织进行了观察,提出了定量分析合金组织演变的方法,并对合金时效前后的硬度进行了测试分析。结果表明,900 ℃无载荷时效20 h后,γ′相呈立方状并且尺寸并无明显变化,时效100 h后,γ′相由立方形开始向圆形转变;时效500 h后,γ′相形状更加不规则,一些γ′与相邻的γ′相连,呈现长条状,但仍有一部分保持立方状;时效2000 h时后,γ′相明显粗化,立方度明显降低。随着时效时间的延长,γ′相尺寸逐渐长大,合金的硬度呈现减小的变化趋向。

热暴露对Ti55合金显微组织及力学性能的影响

宋体杰, 王长宇, 王珏, 于妍妍, 卢增威, 金冬岩

2024, 49(1): 15-21. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.003

摘要 ( 69 )

PDF (4486KB) ( 16 )

研究了400~800 ℃热暴露对锻造变形态Ti55合金显微组织和力学性能的影响,并对其高温疲劳断口的显微形貌特征进行分析。结果表明,550 ℃以下长时间热暴露时屈服强度和抗拉强度基本保持稳定,而伸长率则随着热暴露温度的升高而下降。800 ℃以下热暴露不改变Ti55合金的显微组织类型,但热暴露温度升高会使Ti55合金中的β相在α相束集交接处发生局部粗化现象。热暴露温度高于550 ℃以上时,Si明显偏聚于晶界区域,最大浓度可达1%。随着热暴露温度的升高,Ti55合金的高温疲劳断口特征由穿晶韧性向沿晶脆性转变。

退火对FeCoNi_2-xMnGa_x高熵合金微观组织、力学性能和磁性能的影响

朱嘉武, 欧阳晟

2024, 49(1): 22-31. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.004

摘要 ( 43 )

PDF (8044KB) ( 25 )

利用非自耗真空电弧熔炼炉制备FeCoNi_2-xMnGa_x(x=0, 0.5, 0.75, 1.0, 1.25)高熵合金铸锭,然后在800 ℃和1000 ℃退火8 h,研究了退火对高熵合金微观组织、力学性能和磁性能的影响。结果表明,随着Ga含量的增加,铸态合金组织由未添加Ga时(x=0)的FCC单相过渡到FCC+BCC双相,最终在Ga含量为25at%时(即x=1.25)转变为BCC单相。经过800 ℃和1000 ℃退火后,在FCC相内产生了棒状的析出物。双相组织的FeCoNi_2-xMnGa_x合金具有较好的磁性能和压缩性能,退火后合金的力学性能和磁性能均有所提高。FeCoNi_1.25MnGa_0.75合金1000 ℃退火后的力学性能最优,在形变量约为20%时的抗压强度为1852.5 MPa。FeCoNi_1.0MnGa_1.0合金1000 ℃退火后的饱和磁化强度最大,为121.8 emu/g。

超厚规格模具钢3Cr2Mo不同冷速下的硬度和组织差异

李忠波, 袁清, 许少普, 张涛, 陈熙, 莫家璇, 任杰

2024, 49(1): 31-38. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.005

摘要 ( 39 )

PDF (9283KB) ( 28 )

对超厚规格3Cr2Mo模具钢厚度方向进行组织和硬度检测,研究了不同冷速下厚度方向的硬度分布和相变规律。结果表明,导致3Cr2Mo模具钢厚度方向上硬度呈现明显边部高、心部低特征的主要原因是回火索氏体片层间距的差异,边部试样的回火索氏体片层间距较小,而心部试样回火索氏体片层间距略大。当冷速≤0.3 ℃/s时,有高温珠光体相变+中/低温贝氏体马氏体相变;当冷速≥0.5 ℃/s时,只有马氏体相变。冷却速度0.5 ℃/s是发生马氏体转变的临界冷速。由此推断厚板厚度方向的冷速在0.05 ℃/s浮动,表面冷速不超过0.1 ℃/s,可获得以珠光体为主的显微组织。

不同装炉卷数6016铝合金板材组织性能对比

孙宁, 徐志远, 杨立民, 李星辉, 张浩, 李延成, 李涛

2024, 49(1): 39-47. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.006

摘要 ( 22 )

PDF (6099KB) ( 11 )

通过OM、SEM、EBSD、TEM、XRD及拉伸试验对不同装炉卷数6016铝合金板材微观组织及性能进行系统研究。结果表明,装炉2卷的6016铝合金板材抗拉强度和屈服强度均较低,且均匀延伸率较高,板材表面罗平线效果好。6016铝合金板材晶内弥散相尺寸不一,晶界析出Mg₂Si相主要呈条状、块状分布,且装炉3卷的板材相较2卷板材的析出相尺寸偏大,这是因为中间退火过程中较长的升温、降温时间导致析出相发生一定程度的长大、粗化。此外,装炉3卷的6016板材存在聚集分布的Goss织构和Cube织构,容易引起板材表面出现罗平线,对板材的表面质量有害。

谐波减速器刚轮用材质摩擦磨损性能分析

邵洙浩, 杨大伟, 吴咏锦, 刘钊, 赵亮

2024, 49(1): 47-52. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.007

摘要 ( 25 )

PDF (3885KB) ( 13 )

通过对合金成分、显微组织和耐磨性的定量分析,对比了两种球墨铸铁(QT1和QT2)和40Cr钢的刚轮摩擦磨损性能。结果表明,QT1和QT2基体组织分别为珠光体、针状铁素体和残留奥氏体,两者石墨球尺寸细小且圆整度较高。QT1和QT2球墨铸铁的磨损位置较为集中,起伏波动小,最大磨痕深度分别为3.7 μm和2.6 μm,而40Cr钢多为深浅不一的犁沟,起伏波动大,最大磨痕深度为7.6 μm。与40Cr钢相比,两种球墨铸铁具有良好的耐磨性和更低的摩擦因数,国内谐波减速器企业可采用球墨铸铁作为刚轮材料代替40Cr钢。

含偏析贝氏体弹簧钢的等温转变特性

于金瑞, 吴康俊, 于鑫泓, 冯以盛, 赵而团

2024, 49(1): 53-60. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.008

摘要 ( 25 )

PDF (6585KB) ( 14 )

利用超高温激光共聚焦显微镜、OM、SEM与XRD研究了含偏析贝氏体钢等温过程中的组织演变特征。结果表明,偏析造成了混晶,晶粒尺寸从合金元素贫瘠区到富集区逐渐减小。合金元素含量越高,贝氏体孕育期越长,转变速度越慢,因此贝氏体在合金元素贫瘠区快速形核并长大,并随着等温时间的延长逐层向未转变区生长。等温过程中,残留奥氏体含量受到贝氏体转变速度与碳化物析出速度的控制而呈先增加后降低趋势。在贝氏体转变的不同阶段,偏析造成的影响不同,当贝氏体转变未完成时,贝氏体与马氏体组织有较大硬度差异并形成条带组织;贝氏体转变完成后,条带组织消除,此时偏析的影响表现为不同偏析部位合金元素、晶粒尺寸与贝氏体形貌存在差异。

不同微观组织低合金钢模拟海水浆体冲蚀磨损行为的对比

任武彬, 麻衡, 崔绍华, 王孟虎, 梁小凯, 孙新军

2024, 49(1): 61-68. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.009

摘要 ( 31 )

PDF (5625KB) ( 13 )

以不同热处理工艺得到的双相钢和全马氏体钢为研究对象,利用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)对其组织进行了精细表征,通过动电位极化曲线、电化学阻抗谱(EIS)对比研究其耐海水腐蚀性能,采用MSH冲蚀磨损试验机分析其在模拟海水砂浆中的冲蚀磨损行为,并用白光干涉仪对冲蚀磨损表面形貌进行了表征。结果表明,双相钢的组织以马氏体为基体,铁素体体积分数为9.8%±0.6%;全马氏体钢组织为单一板条马氏体。相比于全马氏体钢,双相钢具有较低的屈服强度、抗拉强度、硬度和耐蚀性,但表现出更高的耐磨蚀性能。究其原因,双相钢中马氏体相的显微硬度显著高于全马氏体钢,软硬相的协调使微裂纹在双相钢中难以扩展,从而使磨蚀质量损失减少。

Inconel X-750合金中γ′相的粒度分布

罗磊, 王立民

2024, 49(1): 69-75. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.010

摘要 ( 15 )

PDF (3463KB) ( 10 )

采用扫描电镜、X射线小角散射粒度分析仪结合析出相定量分析方法,对不同固溶冷却速度和不同时效温度下Inconel X-750合金中γ′相的粒度分布进行了研究。结果表明,Inconel X-750合金在1060 ℃×1 h固溶后采用水冷、油冷、空冷和炉冷时,由于水冷和油冷的冷速较快,抑制了合金中γ′相的析出,在随后的670 ℃×15 h时效后,γ′相粒子尺寸大部分集中在5~18 nm;而炉冷过程中合金析出二次γ′相,时效后,析出的γ′相几乎没有长大,新析出的三次γ′相粒子尺寸为1~5 nm,且炉冷后析出的γ′相由快速冷却后的球形向立方形转变。随着时效温度的升高,γ′相粒径逐渐长大,其平均粒径从690 ℃时效的11.5 nm长大到810 ℃时效的34.4 nm,且γ′相粒子长大符合Ostwald 熟化机制。随着冷却速度的降低,尺寸在1~60 nm范围内的γ′相粒子质量分数逐渐增加是合金强度增加的主要原因;而随着冷却速度的降低,M₂₃C₆相在晶界处逐渐长大、粗化并连接成条状,导致合金的冲击性能下降。

SCM435钢的热压缩流变行为及组织演变

杜忠泽, 齐泽江, 党雪, 杨彤瑶

2024, 49(1): 76-83. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.011

摘要 ( 20 )

PDF (6933KB) ( 13 )

采用Gleeble-3500热模拟试验机对SCM435钢在变形温度为750~1100 ℃、应变速率为0.1~20 s^-1条件下进行了热模拟压缩试验,基于钢的应力-应变曲线,分析了变形温度和变形速率对流变应力的影响,建立了应变量为0.6时SCM435钢的本构方程,并讨论了其组织演变规律及变形机制。结果表明,流变应力随着变形温度的升高而降低,随着应变速率的升高而增大。通过构建应变补偿型Arrhenius本构模型得到SCM435钢的热变形激活能(Q)约为344.564 kJ/mol,所建立本构模型的线性相关系数(R)约为0.9921,平均相对误差(AARE)约为4.39%。随着变形温度的升高,SCM435钢的变形机制从动态回复(DRV)转变为动态再结晶(DRX),且随应变速率的增大,DRX晶粒逐渐细化,说明升高变形温度及增大应变速率可以促进DRX行为的发生并抑制晶粒长大。通过EBSD结果分析得到SCM435钢在高温低应变速率(1100 ℃,0.1 s^-1)条件下的平均取向差角最小,为1.27°,表明此时的位错密度最低。

Sc对Al/Fe层状复合材料界面化合物生长行为的影响

王振, 高坤元, 张小军, 聂祚仁, 黄晖, 吴晓蓝

2024, 49(1): 84-90. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.012

摘要 ( 16 )

PDF (2931KB) ( 9 )

采用SEM、EDS等手段研究了铝侧添加Sc元素对Al/Fe复合界面金属间化合物的生长、种类及组织形貌的影响。结果表明,冷轧复合的Al/Fe复合板在475~640 ℃退火1 h后均产生了连续的界面化合物,在560 ℃及以下时,金属间化合物厚度变化趋势基本一致,在560 ℃以上时,含Sc的复合板界面金属间化合物增长趋势明显变缓,厚度大幅降低,这表明Al侧添加Sc元素不能完全抑制界面金属间化合物的产生。同时,Sc元素的添加并未改变界面化合物的种类及分布,界面化合物从Al侧到Fe侧依次为FeAl₃、Fe₂Al₅、FeAl。在475 ℃时,Fe侧Fe₂Al₅相呈细小的锯齿状形貌,但整体十分平整,在580 ℃时,Fe侧Fe₂Al₅相呈粗大“指状”形貌,起伏较大。

40Cr/Q345B双金属复合行为及界面组织演变

原海瑞, 陈玉波, 王培杰, 李振江

2024, 49(1): 90-95. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.013

摘要 ( 19 )

PDF (4027KB) ( 10 )

对40Cr/Q345B双金属材料进行热压缩温度为1000~1200 ℃、应变速率为0.01 s^-1、压下量为10%~50%的真空扩散连接试验,分析了热压缩温度和压下量对双金属材料应力-应变曲线及结合界面的影响。结果表明,应力-应变曲线的峰值应力随热压缩温度的升高而减小,而对压下量的变化不敏感;双金属界面在低温低压下量条件下时存在未结合区,随着热压缩温度和压下量的增加,界面间隙消失,马氏体逐渐穿过界面,界面处晶粒由直晶界向弯曲晶界转变,直至界面消失,双金属形成了冶金结合。

Fe含量对Cu-Ti-Ni-xFe合金组织与性能的影响

靖青秀, 彭勇, 肖翔鹏, 韦丹丹, 杨雪晴, 黄晓东

2024, 49(1): 96-102. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.014

摘要 ( 28 )

PDF (5472KB) ( 15 )

采用Pandat软件绘制了Cu-2.5Ti-2Ni-xFe四元合金相图,对Fe元素在合金中的存在形式进行了预测。然后通过真空熔炼制备了4种不同Fe含量的Cu-2.5Ti-2Ni-xFe(x=0, 0.4, 0.8, 1.5)合金,再经退火、热轧、固溶、冷轧和时效处理工艺,探究了Fe含量对铸态及时效态Cu-Ti-Ni-xFe合金组织与性能的影响。结果表明,Fe元素在Cu-2.5Ti-2Ni-xFe合金中以FeTi相、Fe₂Ti相的形式存在,Fe的添加会导致铸态组织中产生粗大的第二相,使合金的硬度降低。但是经时效处理后,添加Fe元素的合金硬度和导电率获得明显提升,抗高温软化性能也更优,其中以Cu-2.5Ti-2Ni-0.8Fe合金的性能最佳,其硬度和导电率分别为274.26 HV和17.6%IACS,软化温度达到526 ℃。

超超临界转子用Inconel 617合金的热塑性

李红梅, 白亚冠, 郭伟, 聂义宏

2024, 49(1): 103-107. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.015

摘要 ( 21 )

PDF (2773KB) ( 17 )

研究了不同温度对Inconel 617合金铸锭高温拉伸热塑性的影响。结果表明,Inconel 617合金在900 ℃以上有良好的热塑性,拉伸断口有明显的颈缩,断面收缩率均在90%以上。随拉伸温度的升高,颈缩越来越明显,断口韧窝变深,热塑性越来越好。拉伸时发生了局部动态再结晶,随温度升高,再结晶变得充分,高于1200 ℃拉伸时晶粒快速长大,且断口出现熔融现象。

X19CrMoVNbN11-1叶片钢的晶粒长大行为

宋明强, 王贺, 宋晶晶, 刘松锋

2024, 49(1): 108-112. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.016

摘要 ( 23 )

PDF (5481KB) ( 23 )

通过对3组X19CrMoVNbN11-1叶片钢进行不同的热处理,研究加热温度、保温时间、升温速率和原始状态对奥氏体晶粒长大的影响规律。结果表明,X19CrMoVNbN11-1钢奥氏体晶粒长大规律的显著差异主要受原始组织状态的影响,各热处理参数对晶粒长大的影响排序为:加热温度＞升温速率＞加热时间;500 ℃/h速率升温至1050 ℃保温3 h后空冷正火预处理,可有效改善X19CrMoVNbN11-1钢后续调质处理后的晶粒度等级及均匀性,使1100 ℃保温3 h调质处理后的晶粒度控制在5~6级水平。在试验条件下,该钢在1100 ℃保温时,适当的升温速率(500 ℃/h)和保温时间(3 h)可获得较好的晶粒细化效果。

Nb元素对汽车渗碳齿轮用20CrMnTi钢热处理过程中晶粒粗化的影响

郑道友, 张瑞, 唐恩

2024, 49(1): 113-118. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.017

摘要 ( 32 )

PDF (5485KB) ( 30 )

分析了工业生产的两种汽车渗碳齿轮钢在相同伪渗碳工艺下的晶粒长大和析出颗粒分布情况,阐明了Nb元素在汽车渗碳齿轮钢中的作用。结果表明,添加0.02wt%Nb元素,可以减少0.02wt%Mo和0.02wt%Ti的添加量,但在960 ℃高温渗碳4 h后,Nb-Ti-Mo钢奥氏体晶粒尺寸略小于Ti-Mo钢,且混晶程度得到降低。此外,添加0.02wt%Nb元素,在960 ℃高温渗碳4 h后,Nb-Ti-Mo钢中析出颗粒体积分数略小于Ti-Mo钢,但是析出颗粒平均尺寸小于Ti-Mo钢,提供较好的钉扎作用,细化晶粒。添加0.02wt%Nb元素改善了析出颗粒的热稳定性,能够提供更优异的析出强化效果,析出强化贡献量为87.54 MPa。

固溶温度对DD416镍基单晶高温合金组织及拉伸性能的影响

陈博文, 曾强, 李钢, 彭文雅, 刘国怀

2024, 49(1): 119-126. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.018

摘要 ( 22 )

PDF (8499KB) ( 27 )

研究了固溶处理温度对一种高强低密度第一代的镍基单晶高温合金DD416的组织及拉伸性能的影响。结果表明,铸态试样中存在着明显的成分偏析与元素偏析现象。经过固溶处理后,合金中的成分偏析与元素偏析现象得到明显改善,随着固溶温度的提高,合金中的共晶组织含量逐渐减少。铸态合金中存在的孔洞为铸造疏松,在经过固溶处理后,由于元素扩散速率的不同会出现小部分的固溶孔洞,合金中空洞较多也会影响合金性能。通过对760 ℃高温拉伸数据可以看出,合金的拉伸性能在经过热处理后得到较为明显的提高,随着固溶温度的提高,合金的抗拉强度和屈服强度有所提高,合金的断后伸长率和断面收缩率也有着较为显著的增加,即经过固溶处理+时效处理后,随着固溶温度的提高,合金的强度与塑性得到改善与提高。

高温扩散法提高52CrMoV4弹簧扁钢的冲击性能

闵永安, 邵家俊, 张文涛, 刘超, 韩晓丽

2024, 49(1): 126-130. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.019

摘要 ( 9 )

PDF (3793KB) ( 13 )

为提升大截面52CrMoV4弹簧扁钢的塑韧性,对热轧52CrMoV4弹簧扁钢进行了热锻和高温扩散退火,对比测试了热轧、改锻和高温扩散状态扁钢淬火和回火后的冲击性能,并对冲击断口形貌和扁钢微观组织、硬度进行了检测分析。结果表明,与热轧扁钢相比,改锻对于扁钢的组织性能提升效果有限。1220 ℃高温扩散处理使扁钢成分与组织均匀化,扁钢心部的横向冲击吸收能量提升约45%。

时效处理对中高体积分数SiC_p/2024Al复合材料力学性能的影响

崔岩, 梁家瑞, 曹雷刚, 杨越, 刘园

2024, 49(1): 131-136. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.020

摘要 ( 14 )

PDF (2609KB) ( 21 )

采用热等静压工艺分别制备了SiC_p体积分数为35%、45%和55%的SiC_p/2024Al复合材料,研究了固溶时效处理对3种复合材料硬度、弯曲强度和冲击性能的影响。结果表明,3种SiC_p体积分数的复合材料均由Al、SiC和Al₂Cu相组成,致密度均较高,基体与SiC_p增强体之间结合紧密。固溶时效处理(T6)可以显著提升复合材料的硬度。SiC_p体积分数为35%、45%和55%的复合材料的时效硬化曲线变化规律基本一致,均在时效2 h时达到峰时效状态,硬度分别比制备态复合材料提升了51.56%,41.51%和18.78%。SiC_p体积分数为35%的时效态复合材料弯曲强度提升幅度最显著,由622.48 MPa提升至838.11 MPa。随着SiC_p体积分数的增加,制备态复合材料的冲击吸收能量由3.43 J逐渐降低至1.00 J,T6处理会进一步降低复合材料的冲击性能。

正火温度对G18CrMo2-6铸钢微观组织及力学性能的影响

陈玉波, 王培杰, 原海瑞, 李振江

2024, 49(1): 137-141. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.021

摘要 ( 15 )

PDF (2780KB) ( 16 )

研究了正火温度(850~1000 ℃)对G18CrMo2-6铸钢微观组织和力学性能的影响。结果表明,尽管正火温度不同,G18CrMo2-6钢的微观组织均为贝氏体铁素体(BF)和马氏体-奥氏体(M-A)岛组成的粒状贝氏体。随着正火温度的升高,粒状贝氏体中M-A岛的数量和尺寸先减小后增加,从而导致冲击吸收能量呈先上升后下降的趋势。当正火温度低于940 ℃时,随着正火温度的升高,M-A岛数量减少,C、Cr等元素扩散到BF中,使屈服强度升高。正火温度为940 ℃时,G18CrMo2-6钢的抗拉强度和冲击吸收能量最高,分别为942 MPa和28 J。正火温度进一步提高时,BF中位错减少,晶粒粗大,导致屈服强度下降。

退火温度对铝钛强韧的CrCoNi中熵合金组织与性能的影响

许双辉, 何国爱

2024, 49(1): 142-147. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.022

摘要 ( 8 )

PDF (5922KB) ( 11 )

通过电子背散射衍射(EBSD)和维氏硬度测试,研究不同退火温度下新型铝钛强韧的CrCoNi中熵合金组织演变规律和硬度变化。结果表明,退火温度较高(1100 ℃)时,合金的退火孪晶密度较高,且孪晶形貌更加平直规整;再结晶和晶粒长大和退火温度并非简单的线性关系,超过临界温度合金再结晶和晶粒长大过程明显加快,在1100 ℃下退火1 h可得到平均晶粒尺寸20.89 μm的等轴晶组织,由于加工应力释放,合金硬度下降到302.9 HV0.2。

固溶时效处理对AlMg5Si2Mn铝合金组织与性能的影响

邸抑非, 李佳, 李勇, 赵荣达, 相珺, 伍复发

2024, 49(1): 148-153. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.023

摘要 ( 11 )

PDF (5028KB) ( 11 )

利用硬度测试、显微组织观察、XRD、拉伸性能测试及断口截面组织观察等表征手段研究了固溶时效处理对AlMg5Si2Mn铝合金组织与性能的影响。结果表明,AlMg5Si2Mn铝合金固溶时效处理后的组织中Mg₂Si形貌发生改变,从迷宫状和棒状转变为细小圆球状,分布更为均匀,并且铝合金的硬度显著提高,还随固溶温度的升高而先增加后降低,同时拉伸性能亦有显著提高。经530 ℃×30 min固溶和190 ℃×6 h时效后,合金的硬度较高, 为49.5 HRB,抗拉强度、屈服强度和断后伸长率分别为260 MPa、173 MPa和17%。

激光功率对SLM增材制造316不锈钢组织与性能的影响

宋涛, 李子瑶, 彭雅芳, 王志武

2024, 49(1): 154-159. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.024

摘要 ( 13 )

PDF (4293KB) ( 15 )

利用不同激光功率的选择性激光熔化(SLM)增材制造技术制备了316不锈钢试样,利用光学显微镜、电子背散射衍射(EBSD)、维氏硬度计等分析了试样的晶体学特征和硬度。结果表明,随着激光功率的降低,试样析出相数量呈下降趋势,但输入能量低,熔池冷却速率高,枝晶的临界形核半径小,凝固时的形核率及形核数量高,有利于晶粒细化和等轴晶的生成,表现出高硬度。高激光功率下试样表现出高取向度的纤维织构,而低功率下表现出低取向度的立方织构。激光功率为320 W时,试样的主要织构为{110}<110>和{112}<111>;激光功率为290 W时,试样的主要织构为{112}<110>和{112}<111>;激光功率为260 W时,试样的主要织构为{001}<110>。

热处理对铜锌合金微观组织和阻垢性能的影响

侯艳阳, 邬宇轩, 曹铸, 李静媛

2024, 49(1): 160-165. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.025

摘要 ( 10 )

PDF (2546KB) ( 11 )

为了解决水垢对锅炉、管道等工业设备的损害问题,设计熔炼出一种新型的阻垢合金。通过扫描电镜、EDS能谱仪、X射线衍射仪、电化学工作站和接触角测量仪等设备对铜锌合金热处理前后的微观结构和表面性能进行表征。通过自主搭建的水循环平台进行试验,测定了水循环试验后溶液中剩余Ca²⁺浓度和铜锌合金阻垢率变化。收集循环水中的水垢,分析其微观形貌和晶体结构变化。结果表明,600 ℃热处理后铜锌合金的耐蚀性最好,自腐蚀电流密度为4.27 μA·cm^-2,并且具有最好的阻垢性能,试验溶液被600 ℃热处理的合金处理后静置0.5 h时,阻垢率可以达到90.27%,相较于铸态合金阻垢率(79.21%)提高了11.06%。该铜锌阻垢合金处理液具有一定时效性,在2 h内阻垢效果最佳。600 ℃热处理的铜锌合金使块状方解石转变为针状文石的能力更强,用其处理溶液后生成的水垢中方解石与文石比例为1.38∶1。

固溶温度对Ti-Ta合金微观结构及阻尼性能的影响

张文玉, 刘先兰, 伍杰, 何文鹏, 田子豪, 全阳

2024, 49(1): 166-171. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.026

摘要 ( 10 )

PDF (3293KB) ( 10 )

将真空熔炼制备并冷轧后的Ti-32Ta合金依次在600、700和800 ℃下进行固溶处理,通过光学显微镜、X射线衍射仪、扫描电镜、DSC热分析仪、DMA动态力学分析仪等对其进行微结构和阻尼性能表征,研究固溶处理温度对Ti-32Ta合金微观结构和阻尼性能的影响。结果表明,Ti-32Ta合金的再结晶温度在700~800 ℃之间,600 ℃固溶处理样品的组织为未再结晶组织,700 ℃和800 ℃固溶处理样品的组织中再结晶等轴晶粒随温度的升高而增多;Ti-32Ta合金经固溶处理后相变点Ms提高,600 ℃和700 ℃固溶处理样品的相变温度,相比于未固溶处理时的相变温度440 K(167 ℃)提高了39 ℃,800 ℃固溶处理样品的相变温度提升了18 ℃;固溶温度对Ti-32Ta合金的阻尼性能影响不明显,但工作温度对阻尼性能有较大的影响,当工作温度升高到150 ℃以上,材料的阻尼性能随温度升高呈现迅速升高的趋势。

焊后热处理对S30408/Q345R不锈钢复合板耐蚀性能的影响

刘文明, 张新明, 程新路, 欧阳凯

2024, 49(1): 172-178. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.027

摘要 ( 9 )

PDF (6023KB) ( 15 )

研究了焊后热处理对S30408/Q345R不锈钢复合板焊接接头的显微组织、耐晶间腐蚀性能、抗应力腐蚀性能的影响。结果表明,经580 ℃×2 h焊后热处理后,焊接接头过渡层焊缝与基层焊缝熔合线附近出现了合金元素扩散,脱碳层范围减小;焊后热处理后,焊接接头的耐晶间腐蚀性能下降,腐蚀裂纹位于焊缝熔合线附近;焊接接头的抗应力腐蚀性能受焊后热处理影响不大,慢应变速率拉伸断裂接头未发现二次断裂,S30408不锈钢覆层应力腐蚀破裂敏感性比值低,应力腐蚀敏感性小。

时效处理对低压铸造ZL114A合金力学性能及显微组织的影响

田少鲲, 金圆平, 王萍, 杨堃, 刘晓霏, 郭占, 郁瑞兴, 范庆利

2024, 49(1): 179-185. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.028

摘要 ( 12 )

PDF (3723KB) ( 22 )

以低压铸造ZL114A合金为研究对象,通过布氏硬度计、万能试验机、光学显微镜等测试手段,对固溶及时效处理后合金的显微组织及力学性能进行了观察、测试。时效初期,合金的强度快速增加,随着时效时间延长,增长趋势放缓;155 ℃时效12 h后,合金的抗拉强度、屈服强度分别由固溶态的266.7、161.7 MPa增长到333.3、272.3 MPa。合金的断后伸长率则随着时效时间的增加不断下降,由固溶态的12.00%降至155 ℃时效12 h后的7.00%。时效温度越高,原子扩散驱动力越大,合金的强度增加得越快,达到峰值所需得时间越短,同时断后伸长率也降低得越快。合金强度增加、断后伸长率降低的原因为Mg、Si原子偏聚,并逐渐形成稳定的Mg₂Si相。随着第二相的析出转变,其与基体的共格程度逐渐降低,第二相与基体保持半共格关系时,合金的强度最大。

退火温度对8111铝箔微观组织和性能的影响

肖昌乐, 吴红艳, 陈伟, 康吉昌, 陈雨楠, 刘鹏举, 王义仁, 王秀宾

2024, 49(1): 186-192. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.029

摘要 ( 13 )

PDF (5322KB) ( 16 )

以双辊铸轧工艺生产的8111铝合金为研究对象,研究了热处理工艺对其微观组织和性能的影响。结果表明,铸轧板材经过冷轧和均匀化处理后,组织均匀性改善,链状第二相消失,晶粒形貌由细长的纤维状变为等轴细小的再结晶晶粒。随着退火温度的升高,铝箔微观组织经历回复、再结晶和晶粒长大的过程,330 ℃保温2 h再结晶完成,平均晶粒尺寸约为42 μm,360 ℃退火时,平均晶粒尺寸最大,约45 μm;在研究的退火温度范围内,铝箔基体中的第二相化合物的形貌未发生明显变化;随退火温度升高,铝箔抗拉强度呈下降趋势,退火温度为360 ℃时,抗拉强度最低为87 MPa,而伸长率呈现先增加后降低的变化趋势,330 ℃退火时伸长率最大为10.2%,且电导率呈先升高再下降趋势,330~360 ℃退火时电导率基本不变。

60Si2Mn钢木材削片机刀片的强韧化热处理

汤黎黎, 陈康敏, 罗新民

2024, 49(1): 192-197. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.030

摘要 ( 10 )

PDF (4481KB) ( 8 )

针对木材削片机刀片的服役条件,对60Si2Mn热轧钢刀片采用不同的预备热处理和强韧化热处理工艺,测试了其显微组织、抗弯强度、冲击性能及耐磨性,优化了60Si2Mn热轧钢刀片的热处理工艺。结果表明,60Si2Mn热轧钢经过双细化球化退火预先热处理,在900～930 ℃淬火和在300～310 ℃回火的马氏体级别为1级,能获得良好的强韧性配合。经900 ℃淬火+310 ℃回火后,60Si2Mn热轧钢刀片的抗弯强度达4350 MPa,挠度为12.4;冲击吸收能量为10.3 J;98 N载荷磨擦4 h的总磨损量为14 mg,可以满足轻载削片机刀片的技术要求。

退火工艺对T4003高强度铁素体不锈钢组织和性能的影响

李志平, 王宏霞, 赵刚, 王俊海

2024, 49(1): 198-201. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.031

摘要 ( 10 )

PDF (2436KB) ( 8 )

在实验室利用箱式炉对T4003高强度铁素体不锈钢进行640～850 ℃的退火处理,通过光学显微镜、扫描电镜及拉伸试验等测试手段,对试验钢的组织和力学性能进行分析。结果表明,退火后基体组织均主要为铁素体和少量的细小碳化物颗粒;退火温度在640 ℃时,晶粒大小不均现象较明显;680～780 ℃退火时,仍有晶粒大小不均现象,但细小晶粒的数量随退火温度升高增多;830 ℃和850 ℃退火时,发生奥氏体相变,得到细小的再结晶晶粒。热轧态试验钢的强度高、塑性低;随着退火温度升高,强度呈先下降后上升的趋势,断后伸长率则呈先升高后下降的趋势。640 ℃退火时试验钢的屈服强度略低于高强度不锈钢的要求(R_p0.2≥350 MPa),其它退火温度下屈服强度均满足高强钢要求,可根据强度级别需求选择合理的退火温度。

回火工艺对铁路用A3车轴钢组织及力学性能的影响

赵志刚, 陈建礼, 张锦文, 王松伟, 王育田

2024, 49(1): 202-205. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.032

摘要 ( 9 )

PDF (1901KB) ( 8 )

通过试验探讨了不同回火工艺对铁路车辆用A3车轴钢的显微组织及力学性能的影响。结果表明,在860 ℃的淬火条件下,回火温度为640~740 ℃时,A3车轴钢的淬火+回火显微组织均为回火索氏体。在试验的回火温度区间内,随回火温度的逐渐升高,A3车轴钢在常温下的抗拉强度、屈服强度呈下降趋势,而其冲击吸收能量、断后伸长率以及断面收缩率呈上升趋势。在640~680 ℃范围内回火温度逐渐升高时,冲击吸收能量有显著的提高;但在680~740 ℃范围内回火温度逐渐升高时,冲击吸收能量逐渐增加,但增幅较小。在860 ℃淬火的工艺条件下,为满足A3车轴钢的各项性能,其回火温度应该控制在680~720 ℃。

热处理及轧制过程中NiPt5合金微观组织及磁性能演变

张巧霞, 张博厚, 徐国进, 郝海英, 罗俊锋, 何金江

2024, 49(1): 206-210. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.033

摘要 ( 6 )

PDF (2650KB) ( 6 )

采用光学显微镜观测、透磁率测试分析、模拟计算等方法,研究NiPt5合金的微观组织随热处理温度的演变规律及热处理条件和轧制变形量对磁性能的影响。结表果明,NiPt5合金经过开坯和变形,750 ℃×2 h热处理时再结晶不完全,当温度达到900 ℃后,晶粒尺寸细小且分布均匀。当NiPt5合金发生回复及再结晶以后,其平均透磁率较轧制态有明显降低,并在此阶段内波动不大,当完全再结晶及晶粒长大以后,平均透磁率进一步降低。结合模拟轧制变形过程中的内应力变化,发现随着板坯变形量增大,其内部应力增加,位错密度增加,畴壁移动阻碍增多,平均透磁率显著提升,之后随着变形量增加,应力和位错密度达到饱和,平均透磁率趋于平稳。随着变形量增加,内部应力增大且分布不均匀,透磁率极差呈增大趋势。

扩散退火对H13钢显微组织和成分偏析的影响

樊明强, 赵英利, 李素芳, 梁佳, 王超, 徐军君, 王建强, 赵峥嵘

2024, 49(1): 211-214. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.034

摘要 ( 9 )

PDF (2225KB) ( 9 )

采用OM、SEM等微观组织分析手段研究了H13钢铸态组织和扩散退火过程中显微组织和成分偏析的演变规律。结果表明,H13钢电渣锭的铸态组织为粗大马氏体+贝氏体+液析碳化物,枝晶间和晶界处分布着高熔点液析碳化物和大尺寸二次碳化物,存在严重的枝晶偏析和成分偏析。随着扩散退火温度的升高,组织中的碳化物逐渐回溶到基体中,枝晶内的碳化物溶解速度和元素扩散速度明显快于枝晶间和晶界处,会优先达到成分均匀性要求。在1240 ℃进行扩散退火时,枝晶间的大尺寸二次碳化物几乎全部回溶到基体中,晶界处的高熔点液析碳化物数量明显减少,仅残存少量未完全溶解的小颗粒液析碳化物。从节能和提高成材率方面考虑,建议H13钢较佳的扩散退火工艺为1240 ℃×10 h。

均匀化制度对6014铝合金显微组织的影响

迟蕊, 李延成, 孟双, 徐志远, 于俊芃, 张德镇, 郭丰佳, 孙宁

2024, 49(1): 215-222. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.035

摘要 ( 10 )

PDF (7313KB) ( 12 )

借助光学显微镜的明暗场像、差示扫描量热法、扫描电镜及透射电镜等手段,研究了不同均匀化制度对6014铝合金的组织、富铁相转变、元素分布和弥散相均匀性的影响。结果表明,6014铝合金铸锭中存在枝晶偏析现象和非平衡共晶组织,合金元素含量波动较大,晶粒为等轴晶。铸锭中的第二相含量明显高于单级和双级均匀化态,由于第二相形态和分布不同,可分为α-AlFeMnSi、β-AlFeSi、Mg₂Si和Q-AlCuMgSi相。采用560 ℃×4 h+540 ℃×6 h双级均匀化处理制度时,网状枝晶并未全部断裂,延长560 ℃一级均匀化保温时间至12 h时,较多的β-AlFeSi相转变为α-AlFeMnSi相。采用560 ℃×19 h单级均匀化处理时,枝晶基本由网状形态转变为链状形态。采用580 ℃×4 h+540 ℃×6 h双级均匀化制度时,弥散相α-AlFeMnSi分布较为均匀,延长580 ℃一级均匀化保温时间至12 h时,组织发生过烧,弥散相尺寸增大且在晶界周围富集。

冷变形及再结晶热处理对高锰奥氏体低温钢硬度的影响

张富伟, 朱海, 李晓晨, 王杨文, 高佩华, 王红鸿

2024, 49(1): 223-227. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.036

摘要 ( 10 )

PDF (2269KB) ( 14 )

对Fe-Mn-Cr-C系热轧高锰奥氏体低温钢进行变形量分别为0、12.5%和50%的拉伸变形及再结晶热处理,通过EBSD、XRD、拉伸试验和硬度测试的方法研究了冷变形及再结晶热处理对试验钢硬度的影响。结果表明,冷变形后试验钢组织仍为单相奥氏体,未形成新相。随冷变形量的增加,试验钢中孪晶数量增加,变形量为12.5%时,少部分晶粒产生变形孪晶,变形量为50%时,变形孪晶密集且相互交叉。当变形量由0增加至50%时,硬度从262 HV上升到400 HV,而经再结晶热处理后,硬度下降明显,分别降低到179 HV和166 HV。

HiB与CGO取向硅钢的对比及其常化退火工艺

杨源远, 王栋, 黄利, 刘宝志

2024, 49(1): 228-234. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.037

摘要 ( 11 )

PDF (2483KB) ( 5 )

从化学成分体系、生产工艺流程等角度详细分析了一般取向硅钢(CGO钢)和高磁感取向硅钢(HiB钢)的主要区别,并开展了HiB钢常化退火工艺的实验室研究和工业化试制。结果表明,由CGO钢转型生产HiB钢的难点主要是常化退火工艺的制定。实验室常化退火最优工艺为退火温度1120 ℃,退火时间4 min,空冷温度900 ℃。HiB钢热轧和常化退火后的显微组织类型均为铁素体,HiB钢常化退火后的显微组织主要是沿轧制方向分布的再结晶晶粒。工业化试制HiB钢常化退火后的主要织构类型为高斯织构{110}<001>及铜型织构{112}<111>。

蒸汽氧化T-250钢的力学性能和耐蚀性能

张小娟, 王军喜, 白鹭, 周钟平, 倪林彧, 赵雨薇, 闵永安

2024, 49(1): 234-241. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.038

摘要 ( 12 )

PDF (3833KB) ( 12 )

将蒸汽氧化处理及空气氧化处理后的T-250钢进行拉伸、电化学极化曲线、湿热、盐雾等试验测试,探究蒸汽氧化对T-250钢抗拉强度及伸长率等力学性能及不同环境下耐蚀性能的影响。结果表明,经蒸汽氧化处理的T-250钢具有良好的力学性能,强度能够达到1700 MPa以上,且相较于空气氧化处理具有更优良的隔绝腐蚀效果,未出现蒸汽引起的氢致延迟断裂现象。

34CrNiMo6钢曲轴轴颈感应淬火硬化微观机理

汪英芝, 谢波, 纪超, 王红霞, 郑留伟, 梁伟

2024, 49(1): 242-248. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.039

摘要 ( 68 )

PDF (6458KB) ( 6 )

利用显微硬度计测试了34CrNiMo6钢曲轴轴颈在460、480、500 V淬火电压下,经中频表面感应淬火+300 ℃回火后的硬度值。利用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM、EBSD)、X射线衍射分析仪(XRD)观察不同淬火电压下轴颈组织演变,研究了组织演变对曲轴钢表面硬度的影响机制。结果表明,在460、480、500 V电压感应淬火后,各试样表层硬度均有明显提高,并在次表层硬度达到最大。这主要是由于经不同电压表面感应淬火后,各试样不同区域组织不同,相的含量不同、位错密度不同造成的。根据组织及硬度分布的不同,轴颈由表及里可分为淬硬层、过渡层及心部。淬硬层深度、硬度与淬火电压呈正相关。

65Mn钢激光表面处理过程的组织分布及峰值温度模型

郭帅涵, 李振兴, 岑一鸣, 朱彦铭, 陈冯琛, 杨明涛, 孔佳

2024, 49(1): 249-256. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.040

摘要 ( 9 )

PDF (3915KB) ( 14 )

采用高功率半导体激光器对农机用65Mn钢进行了激光表面处理,研究了激光功率(1.5~2.5 kW)和扫描速度(20~40 mm/s)对其显微组织和硬度分布的影响,利用ABAQUS软件对激光表面处理过程的温度分布进行了模拟,分析了温度场的变化规律,建立了关于峰值温度的数学模型。结果表明,激光表面处理后,65Mn钢硬化层组织为马氏体和残留奥氏体,且随距表面深度的增加,残留奥氏体含量减少。硬化层深度为80~680 μm,硬度为800~970 HV0.5。此外,模拟结果表明,峰值温度随着扫描速度的减小和激光功率的升高而升高,随着距表面深度的增加而降低。所建立的峰值温度预测模型与模拟结果吻合较好,且对硬化层深度的预测结果与实测值较为吻合。

AZ80挤压镁合金微弧涂层的耐蚀性能

汤嘉琪, 薛玉娜, 王灿坤, 申毅, 刘晓龙, 姬蕴卓, 方烨, 王博瑶

2024, 49(1): 256-261. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.041

摘要 ( 7 )

PDF (3167KB) ( 5 )

针对镁合金裸露动件的服役环境及表面防护特点,采用微弧氧化(MAO)表面处理技术在AZ80挤压合金表面制备MAO涂层,通过连续盐雾加速腐蚀试验,研究了AZ80合金基体及MAO涂层的静态腐蚀性能,并对AZ80合金基体和MAO涂层试样进行预腐蚀,通过慢应变速率拉伸试验研究了MAO涂层及预腐蚀时间对AZ80镁合金腐蚀行为的影响。结果表明,MAO涂层具有较好的静态防护性能,盐雾腐蚀6天后出现点蚀现象,涂层破裂后的腐蚀行为取决于AZ80合金基体的耐蚀性。在慢应变速率拉伸状态下,随着预腐蚀时间的延长,AZ80基体和MAO涂层的应力腐蚀敏感性增加,MAO涂层的应力腐蚀敏感性指数明显小于AZ80合金基体。MAO涂层试样对AZ80基体有明显的防护作用,可有效提高镁合金的耐蚀性。

退火对锆合金表面Cr涂层孔隙率的影响

李志康, 王全伟, 申晓凤, 黄娇, 樊立峰, 马文, 张鹏省

2024, 49(1): 262-267. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.042

摘要 ( 9 )

PDF (2007KB) ( 8 )

采用超音速火焰喷涂技术(High velocity oxygen fuel, HVOF)在Zr-4合金表面制备Cr涂层,在700 ℃退火2 h,在水蒸汽环境中进行1000 ℃高温氧化试验,采用豪斯天平密度测定组件测量涂层致密度,研究退火对Cr涂层孔隙率的影响。结果表明,退火可以明显提高Cr涂层致密度,弥补采用超音速火焰喷涂在试验参数下制备的涂层孔隙率高的问题,但其对涂层与基体界面无明显改变。退火处理后的Cr涂层抗氧化性能优于未退火样品,说明涂层制备后采用适当的热处理工艺可以达到改善涂层微观结构、提高涂层致密度以提升Cr涂层抗高温氧化性能的效果。

渗硼工艺对汽车发动机轴承用12Cr2Ni3Mo5钢性能的影响

胡瑞海, 冯松, 祖润青, 何怡

2024, 49(1): 268-272. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.043

摘要 ( 11 )

PDF (1668KB) ( 8 )

以汽车发动机轴承用12Cr2Ni3Mo5钢为试验材料,对其渗硼工艺及渗硼后的性能展开研究,分析了渗硼温度850~1000 ℃、渗硼时间2~6 h条件下渗硼层厚度、硬度分布、耐磨性能和显微组织。结果表明,随着渗硼温度的提高或渗硼时间的增加,渗硼层厚度均增加。当渗硼时间为5 h,随渗硼温度的提高,渗硼层硬度提高且大幅高于基体硬度420 HV0.5,当渗硼温度为1000 ℃时渗硼层硬度最高达到1520 HV0.5。在磨损时间为60 min时,渗硼温度850、900、950和1000 ℃下的磨损量分别为4.5、3.2、2.2和2.0 mg,均较未渗硼时的磨损量(11 mg)大幅减少,表明渗硼处理可提高12Cr2Ni3Mo5钢的硬度和耐磨性,但渗硼温度超过950 ℃、渗硼时间超过5 h后的性能改善效果显著下降,故综合考虑渗硼后的性能和经济成本,渗硼温度950 ℃、保温时间5 h为12Cr2Ni3Mo5钢的最佳渗硼工艺,此时渗硼层厚度为83 μm,硬度最大可达到1432 HV0.5,渗硼层组织主要为Fe₂B相。

大规格SWRS82B钢盘条同圈抗拉强度波动原因分析及改善措施

李月云, 王雷, 李建华, 张宇

2024, 49(1): 273-278. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.044

摘要 ( 10 )

PDF (3113KB) ( 10 )

通过对SWRS82B钢盘条进行同圈抗拉强度、化学成分与显微组织分析,找出了同圈抗拉强度波动大的原因是搭接点处存在异常组织。采用热模拟试验对SWRS82B钢盘条连续冷却过程进行分析,同时检测斯太尔摩冷却情况,找出了异常组织形成原因,结果表明,成分中V元素的加入使得珠光体与贝氏体转变区分离,在冷速≥3 ℃/s、温度低于550 ℃时将发生贝氏体转变。由于佳灵装置(是一种安装在斯太尔摩上,用于调节搭接点与非搭接点风量分配的装置)角度设置不合理,搭接点风速较大,过冷奥氏体发生了部分低温转变,相变产物为珠光体+贝氏体,使得同圈抗拉强度波动较大。对佳灵装置与风机风量进行调整,降低了搭接点冷速,将同圈抗拉强度波动由102 MPa降低至49 MPa,抗拉强度合格率由88%提高到100%。

火车制动杠杆吊座用40Cr螺栓断裂原因分析

刘艳锋, 刘小民, 王法云, 赵宇清, 李晓增, 潘永红

2024, 49(1): 279-283. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.045

摘要 ( 11 )

PDF (3468KB) ( 19 )

某火车制动杠杆吊座用40Cr螺栓在使用约2年后发生断裂。采用断口分析、化学成分分析,金相检验、硬度测试、冲击试验等方法,分析了40Cr螺栓断裂的原因。结果表明,断裂螺栓的显微组织为含有回火索氏体、上贝氏体、下贝氏体、残留奥氏体和非金属夹杂物的带状组织,螺栓的硬度和冲击性能均不满足标准要求。在火车运行过程中,紧固螺母发生了松动,长时间的振动撞击使与螺杆交接处的螺纹根部首先发生开裂,并导致了后续螺栓的沿晶脆性断裂。

淬火介质对7075铝合金残余应力影响的数值模拟及试验验证

唐鹏, 陆声城, 肖沛欣, 黎家栋, 何万尧

2024, 49(1): 284-290. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.046

摘要 ( 10 )

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采用试验验证方法,结合有限元分析软件ABAQUS对水、10%NaCl溶液和机油3种不同介质淬火过程数值模拟,探究了淬火介质对7075合金力学性能和残余应力的影响机理。数值模拟结果表明,不同介质淬火后合金残余应力都表现出典型“内拉外压”的应力分布特点,并且10%NaCl溶液淬火后的试样内外残余应力最高,机油淬火后残余应力值最低,这与铝合金表面在不同介质淬火的热交换状态有关。试验结果表明,盐水介质在淬火过程中析出的盐晶体能使试样表面的蒸汽膜破碎而有较好的热交换速率,而机油介质则会在淬火过程中形成一层油膜,从而使试样与机油介质之间的热交换速率降低,导致不同介质淬火后的合金力学性能出现差异。试样淬火硬度值由大至小排序的淬火介质为:10%NaCl溶液、水、机油,与模拟结果中残余应力大小排序一致。

淬火介质对7050铝合金热锻件组织和性能的影响

石佩斐, 张辉

2024, 49(1): 290-295. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2024.01.047

摘要 ( 12 )

PDF (2506KB) ( 9 )

选用某汽车用7050铝合金热锻件,以20 K/min的速率将试样快速加热至746 K并保温1 h,然后将试样快速转移到浓度分别为0%(水)、5%、10%、20%、30%的PAG聚合物溶液和空气中淬火,再采用T74工艺(393 K保温6 h,436 K保温12 h)进行时效处理,分析不同PAG淬火剂浓度对7050铝合金试样残余应力、第二相粒子、抗拉强度和屈服强度的影响规律。结果表明,随着PAG淬火剂浓度的增加,该铝合金试样的残余应力逐渐减弱,第二相体积分数逐渐上升,抗拉强度和屈服强度逐渐下降。综合考虑,PAG淬火剂浓度设为10%~20%时,7050铝合金淬火试样具有相对较低的残余应力,其抗拉强度为512~519 MPa,屈服强度为472~478 MPa,能够满足抗拉强度大于510 MPa、屈服强度大于455 MPa的力学性能要求。

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