高强度热轧双相钢分段相变行为及性能

研究了C-Mn-P-Cr成分设计热轧双相钢分段冷却过程的相变行为,分析了分段冷却工艺参数和卷取温度对铁素体和马氏体相变组织及性能的影响。结果表明,在分段冷却控制相变过程中,两段水冷间隔空冷开始温度和空冷时间影响铁素体转变体积分数、形态和晶粒尺寸,从而也影响残留亚稳奥氏体的体积分数和分布。卷取温度影响亚稳奥氏体的转变,进而也影响马氏体的自回火过程和铁素体的过时效过程。两段水冷间隔空冷温度宜控制在650~660℃,以促进多边形铁素体均匀充分转变。空冷开始温度降为630~640℃,则会出现针状铁素体。当650~660℃空冷时间从5 s延长到8 s,铁素体体积分数从65%增加到87%,且马氏体明显细化。卷取温度250~300℃时,铁素体马氏体两相界面处有约300 nm的较大碳化物颗粒,且马氏体内部有一定程度的回火,析出了少量的细小碳化物,会使得屈服强度偏高约80 MPa。采用150~200℃卷取可获得较为理想的双相组织和力学性能。

合金元素和工艺参数对非调质CT80钢组织性能影响

研究了终轧温度、冷却速度和卷取温度等工艺参数对具有不同Mo、Nb含量的非调质CT80连续油管用钢组织性能的影响。结果表明,满足其强韧性要求的组织特征为针状铁素体和贝氏体复相组织,且弥散分布约4%的细小M/A岛。终轧温度主要影响组织均匀性。当冷却速度由40～45℃/s提高到60～70℃/s后,铁素体形态转变为针状,其内部亚晶面积增加,位错密度升高。卷取温度影响复相组织中强化相的形态与分布。为避免珠光体或马氏体而促进贝氏体组织转变充分,卷取温度应约为450℃。Mo元素含量提高至0.24%可促进针状铁素体转变并形成细小的强化相M/A岛,起到良好的亚结构强化和相变强化效果。Mo和Nb含量的增加使得实验钢对冷速的敏感性明显降低,增强了非调质CT80连续油管用钢控冷过程工艺稳定性。

铌微合金在弹簧钢60Si2MnANb中的固溶规律

通过研究铌的沉淀强化及其对奥氏体晶粒粗化行为的影响,并结合扫描电子显微镜分析,揭示加热过程中铌在弹簧钢60Si2MnANb中的固溶规律。结果表明,当Nb含量为0.022%时,弹簧钢的晶粒粗化温度提高了150℃,并具有明显的沉淀强化作用;铌迅速大量固溶的开始温度为1100℃,完全固溶温度为1250~1300℃,其比晶粒粗化温度高150~200℃。

粉末高温合金FGH4097高温变形流变应力模型

通过热模拟试验研究了粉末高温合金FGH4097在变形温度1,050~1,170℃、应变速率0.001-1.0s-1工艺窗口的热变形行为。实验结果表明,FGH4097合金应力-应变曲线在上述工艺窗口内呈现典型动态再结晶特征。在一定温度下,随着应变速率增加,流变应力增加。在一定应变速率下,随着温度增加,流变应力降低。采用Arrhenius双曲正弦模型拟合FGH4097合金应力应变曲线,确定热变形激活能,建立FGH4097合金本构模型,为其热加工工艺数值模拟和工艺参数精确制定提供依据。

SPCD深冲板冲压成形中裂纹的萌生及扩展观察

借助SEM和EBSD对SPCD深冲板冲压成形过程中裂纹的萌生及扩展行为进行观察,分析了影响其成形开裂的主要原因。结果表明,在微观织构有利于塑性潜能发挥的情况下,析出碳化物先于铁素体发生断裂,铁素体与析出碳化物交界处为微裂纹最先萌生的位置;由于铁素体基体与析出碳化物塑性不同,协调变形不良,两相界面处容易产生应力集中,这为裂纹扩展提供了通道,碳化物对扩展中的裂纹有吸引作用;尺寸超过20μm大尺寸析出碳化物的存在严重影响深冲板的塑性;铁素体晶粒尺寸的不均匀导致晶粒之间在拉深过程中变形协调能力下降,造成拉深后深冲板表面呈现波浪状局部失稳、粗糙度增大,从而引起"橘皮状"特征出现。

热轧板结疤缺陷成因分析

对热轧板结疤缺陷和冷轧板成串孔洞缺陷进行取样,金相分析认为具有黑色纤维状组织的疤皮部分是钢基受撞后的分离物。现场观察发现了钢板撞击精轧机组侧导板现象。移植结疤缺陷进行热、冷轧模拟轧制实验,再现了结疤缺陷的生成、演变过程。分析认为钢板撞击精轧机组侧导板是产生结疤缺陷的原因,而冷轧板成串孔洞则是结疤缺陷的遗传产物。避免钢板撞击精轧机组侧导板是消除结疤缺陷提高热轧板材质量关键因素之一。

27SiMn钢相变规律与强韧化热处理

通过研究连续冷却和等温相变规律,确定了27Si Mn钢贝氏体相变的条件,设计了其两段淬火+低温回火热处理工艺,从而获得贝氏体组织。结果表明:当过冷奥氏体以3~40℃/s连续冷却时,存在贝氏体相变,并且随着冷速增加,贝氏体量先逐渐增加然后逐渐减少;贝氏体等温相变温度区间为390~450℃。910℃加热30 min,油冷至(450±10)℃再空冷至室温分段淬火,然后250℃回火低温40 min,27Si Mn钢获得贝氏体组织,其抗拉强度890 MPa,屈服强度693 MPa,断后伸长率28.0%,断面收缩率67.0%,冲击功64 J,具有良好的强度、塑性和韧性匹配。

GCr15球化珠光体组织在热处理过程中碳化物的遗传性

通过热处理实验,结合定量金相分析,对轴承钢GCr15球化珠光体组织在淬火+回火过程中的碳化物遗传性进行了研究。结果表明:经过淬火+回火处理后,碳化物的平均直径和直径分布均方差均减小,尺寸均匀性得到提高;球化组织和回火组织中的碳化物体积分数、碳化物尺寸和尺寸均匀性变化趋势相同,定量揭示了热处理过程中碳化物的遗传性。

奥氏体变形和Mn对42CrMo钢连续冷却相变组织的影响

通过热模拟实验、光学金相及SEM观察,研究了变形、奥氏体变形状态以及Mn元素对于盾构机轴承用钢42CrMo的连续冷却相变组织的影响。结果表明:变形对铁素体和珠光体相变影响不大,但是可以显著得抑制低冷速下退化珠光体的产生;此外变形促进了贝氏体和马氏体相变,对组织有明显的细化作用。不同的变形状态下,相比未再结晶区变形后冷却,再结晶区变形后冷却可以促进贝氏体和马氏体相变,对组织细化作用明显。40CrMnMo相比42CrMo中Mn含量提高,将大大促进其在静态连续冷却转变中低冷速段退化珠光体的产生;同时大幅扩大贝氏体和马氏体相变区间,使淬透性明显增大。

热处理工艺对23CrNi3Mo钎具钢组织及性能的影响

为提高钎具的使用寿命,采用SEM、TEM等方法对一种较为理想的凿岩钻具及钎具用钢23CrNi3Mo的热处理工艺进行了研究。利用正交试验极差分析的方法分析了热处理工艺参数对23CrNi3Mo钢组织和性能的影响。结果表明:热处理工艺参数对强度的影响不大,而对塑性有较明显的影响。23CrNi3Mo钎具钢的最佳热处理工艺为:(920℃×45 min)油淬+(200℃×2 h)回火,回火保温完成后,空冷至室温。显微组织中存在碳化物会对冲击韧性造成不良影响,因此热处理后应避免碳化物的出现,淬火保温时间应≥45 min,回火温度应≤200℃。

10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒长大行为

通过在不同加热温度和保温时间下等温奥氏体化,研究了10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒长大行为。结果表明:900~1150℃温度区间内,10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒尺寸随加热温度升高、保温时间延长而增大,且随保温时间延长,晶粒尺寸均匀性下降;由于碳氮化物在1100℃以上发生溶解,1100℃以上奥氏体晶粒发生粗化;1200~1280℃温度区间内,由于δ铁素体相的析出,10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒尺寸随加热温度升高而减小。拟合得到900~1150℃温度区间内10Cr12Ni3Mo2VN钢奥氏体晶粒生长模型为D=6.67×107×t0.303×exp(-1.81×105/RT)。

曲轴用非调质钢C38N2轧制过程中MnS夹杂演变规律

为控制磁痕缺陷的产生,研究了曲轴用非调质钢C38N2在轧制过程中,累积压下量、道次压下量和变形温度对钢中Mn S夹杂的数量、尺寸和形态演变规律的影响。结果表明,随累积压下量增大,由铸坯到中间坯到轧材,纵剖面单位面积观察到的Mn S夹杂数量不断减少。累积压下量和变形温度相同情况下,道次压下量越大,Mn S长宽比越大。累积压下量和道次压下量相同情况下,变形温度越高,Mn S长宽比越小。边部Mn S夹杂数量显著大于1/2半径处,1/2半径处Mn S夹杂数量略大于心部;Mn S夹杂的长宽比基本上符合1/2半径处>心部>边部的规律。开坯轧制可显著减少纵剖面单位面积中Mn S的数量;变形温度越高,道次压下量越大,则轧制过程中的变形渗透程度越高,Mn S夹杂的数量和形态分布越均匀。

钎具钢23CrNi3Mo渗碳规律及显微组织研究

采用固态渗碳法，从碳浓度分布、表面碳含量、渗碳层深度和显微组织等方面着手，研究了不同渗碳温度和渗碳时间下23CrNi3Mo钢的渗碳规律及显微组织状态．结果表明，23CrNi3Mo渗碳过程中，渗碳温度选择910-930℃时表面碳浓度较高，利于渗碳过程中碳原子由表面向心部的扩散．在渗碳过程中，表面碳浓度应控制在0．80％～0．90％，碳浓度≥0．90％时，在淬火过程中易出现残余奥氏体，表面硬度下降，降低钎具的使用寿命．

渗碳温度对22Si2MnCrNi2MoA钢渗碳层的影响

通过固体渗碳试验研究了加热温度对钎具用钢22Si2MnCrNi2MoA渗碳层的影响,分析了渗碳温度-碳浓度-显微硬度-残留奥氏体的关系以及残留奥氏体的控制措施。结果表明:当渗碳时间为6 h时,随着渗碳温度的升高,渗碳层的碳浓度逐渐增加,碳浓度分布梯度越来越平缓。22Si2MnCrNi2MoA钢渗碳层的显微硬度-碳浓度关系符合正态分布。在渗碳处理过程中,为了使渗碳表层获得硬度很高的马氏体组织,22Si2MnCrNi2MoA钢渗碳层表面碳浓度应该控制在0.80%～0.90%之间。当表面碳浓度超过0.80%～0.90%时,渗碳完成后需采取后续的工艺措施来消除已经存在的残留奥氏体,如采用长时间自然时效或深冷处理等。

在线淬火后回火工艺对塑料模具钢组织和性能影响

研究不同回火工艺参数对在线淬火生产的3Cr2Mn Ni Mo塑料模具钢板组织性能及硬度的影响。利用光学显微镜及硬度仪分析了试样的显微组织及硬度。结果表明：试样在线淬火后回火温度越高,硬度越低;600℃回火1 h到2 h时,硬度下降比较快,回火2 h到8 h时,硬度下降呈线性趋势。回火时间在2 h内时,回火时间对硬度的影响程度要大;采用在线淬火方式冷却钢板硬度可以达到约为46~48 HRC时,应采用630℃回火4 h可以得到28~36 HRC的回火硬度;采用在线淬火冷却钢板硬度达到约为43~46 HRC时,应采用610℃回火4 h可以得到28~36 HRC的回火硬度。

热处理对45CrNiMoV钢析出相和力学性能影响

通过扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)观察及硬度、拉伸性能测试,利用正交实验方差分析,研究了不同回火温度对45CrNiMoV高强钢析出相形貌和力学性能的影响。结果表明,实验钢回火温度对强度和冲击功均有显著影响,550℃回火后强/硬度达到最高值,600℃以上回火强/硬度急剧下降;实验钢回火温度从570℃提高到640℃,析出的碳化物形貌由条杆状向球形演变,570℃回火后,析出的细小的球状碳化物对马氏体板条边界存在钉扎作用。640℃回火后,析出的碳化物已经无法钉扎住板条边界;实验钢最佳热处理工艺为880℃油淬保温45 min+590℃回火240 min。

热轧双相钢塑性变形和断裂行为的研究

文章利用SEM、TEM研究了热轧双相钢单向拉伸过程中不同变形量下的形变位错结构和断口组织特征。结果表明,双相钢中铁素体的塑性变形是由位错增殖、位错运动和交互作用、滑移带形成、位错缠结产生及其密度的增加、位错胞出现及细化等一系列演变构成;变形10%时,板条马氏体已产生塑性变形,其板条中出现形变带,并且随马氏体变形的继续,形变带不断形成和发展。变形颈缩时,双相钢中的微孔主要通过相界面结合力的丧失和马氏体断裂产生,而马氏体断裂主要出现在马氏体的尖角处。

石油套管淬火冷却中三维耦合场的有限元模拟

建立了石油套管在淬火冷却过程中温度、应力场的三维非线性热力耦合有限元模型,并分析了温度、应力场的变化规律和分布状态。模拟结果表明:冷却过程中,轴截面沿径向的温差先增加后减小,冷却2.5 s时,温差最大为274℃。冷却至5.5 s时,外表面首先开始发生马氏体转变;当冷却至11.5 s时,套管整体温度≤280℃,几乎完成了马氏体转变。套管切向应力对套管影响作用最明显,在冷却初期,热应力作用使切向应力随温差增大而升高,减小而降低;发生组织转变后,热应力和组织应力共存,随冷却进行切向应力迅速升高,至7.5 s达到最大为561 MPa;完成组织转变后,只有热应力存在,随冷却进行温差减小切向应力亦降低。

ER70S-6焊丝钢拉拔断裂原因分析

在拉拔ER70S-6焊丝钢的过程中,出现拉拔断裂现象,对ER70S-6焊丝钢的化学成分、气体含量,母材和拉拔断裂试样热酸低倍形貌进行了检验,并利用金相显微镜和扫描电镜对拉拔断裂试样进行分析。结果表明:断裂试样组织出现粒状贝氏体异常组织,同时断口附近表面存在结疤缺陷。在拉拔过程中,异常粒状贝氏体组织和表面结疤缺陷共同作用导致ER70S-6焊丝钢拉拔断裂。

CT80级非调质连续油管用钢的组织和性能控制

通过两种成分非调质CT80连续油管用钢现场生产板卷工艺组织性能对比,分析了冷却速度、卷取温度、Mo和Nb元素含量等工艺参数对实验钢组织性能的影响。结果表明:当冷却速度由52℃/s提高到69℃/s后,铁素体形态为针状铁素体,实验钢屈服强度提高25 MPa;抗拉强度提高30 MPa。实验钢在530℃卷取时,组织中出现了3%的珠光体组织,抗拉强度低于性能指标10 MPa。而在400℃卷取时,组织中出现了3%的块状马氏体组织,使得屈服强度低于性能指标20 MPa;抗拉强度提高到690MPa。Mo元素含量提高,促进针状铁素体转变,实验钢淬透性提高,有利于获得M/A岛组织,保证获得高强度低屈强比性能。Nb元素含量提高,细晶强化和析出强化作用更明显。