20CrMnTiH齿轮掉肉原因分析

以20CrMnTiH钢制作的工程机械用螺旋伞齿轮为例,对其进行热处理后发现部分齿轮齿顶存在不规则的掉肉缺陷。通过采用宏观观察、化学成分分析、硬度测试、金相检验、扫描电镜和能谱分析等方法对缺陷产生的原因进行分析,结果表明,齿轮掉肉缺陷为回火后周转过程中异金属磕碰所致。

20CrMnTiH连续冷却相变预测模型

采用DIL805型淬火变形膨胀仪测定了三种不同成分20CrMnTiH实验钢在不同冷却速度下的热膨胀曲线,对室温显微组织进行观察,并绘制连续冷却转变(CCT)曲线。实验结果表明:成分波动主要影响20CrMnTiH钢冷却转变过程中贝氏体与马氏体相变冷却区间,对临界相变温度影响较小。采用K-M方程拟合了三种实验钢的马氏体相变动力学参数。结合优化的Li经验模型及临界转变温度的回归关系式,建立了20CrMnTiH钢在连续冷却过程中的铁素体、珠光体与贝氏体的相变预测模型,成功预测了成分波动对实验钢CCT曲线的影响。进而,采用有限元分析方法建立了20CrMnTiH钢端淬仿真模型,较好地预测成分波动对实验钢淬透性的影响,此方法可为齿轮钢的成分优化设计与合理选材提供参考。

20CrMnTiH钢奥氏体晶粒长大规律及有限元模拟

通过金相实验,对20Cr Mn Ti H钢在不同加热温度（850-1150℃）及保温时间（10-40 min）下的晶粒长大规律进行了研究,基于所得数据,通过回归分析建立了适用于此种材料加热与保温过程的奥氏体晶粒长大模型,并将该模型引入有限元软件对奥氏体晶粒长大行为进行数值模拟。结果表明,奥氏体晶粒尺寸随加热温度升高而增大,且长大速度越来越快,随保温时间延长而增大,且长大速度不断减缓;1000℃为20Cr Mn Ti H钢的粗化温度,T≤1000℃时,晶粒长大缓慢,T≥1000℃时,晶粒急剧长大;有限元软件成功模拟了奥氏体晶粒长大过程,模拟结果与实验结果相符。

20CrMnTiH齿轮钢高温塑性变形特性

以20CrMnTiH齿轮钢为研究对象,在变形温度850～1 150°C和应变速率0.01～10s-1的变形条件下,采用高温压缩热模拟实验研究其塑性变形特性.发现:变形温度850°C时的流动应力为1 150°C时的2～3倍,应变速率10s-1时的应力值为应变速率0.01s-1时的2～3倍,在高温和低应变速率的条件下发生了连续动态再结晶;从微观组织来看,随变形温度升高,再结晶晶粒沿着初始晶粒的晶界长大并形成新晶粒,变形温度1 050°C时,多次动态再结晶使得晶粒长大明显.根据采用双曲正弦函数修正的Arrhenius方程,利用线性回归法求出相应的热变形激活能为371.053kJ/mol.利用加工图确定了相应的热变形过程最佳工艺参数范围,即变形温度为1020～1 150°C,应变速率为0.5～2.5s-1.

轧后水冷对20CrMnTiH钢组织影响的研究

利用热模拟试验机研究了轧后穿水冷却过程中奥氏体晶粒尺寸和形态的变化,以及对组织转变的影响机理。结果表明,对于终轧温度≥950℃的轧材,穿水对组织转变的作用为抑制再结晶晶粒的粗化,增加铁素体相变的形核位置,促进铁素体相变,从而抑制贝氏体相变。对于终轧温度≤900℃的轧材,穿水对组织转变的作用为抑制轧材的再结晶,保留形变储能,提高铁素体形核率,促进铁素体相变,从而抑制贝氏体相变。通过以上两种机制,在850~1000℃轧后穿水都能明显促进铁素体相变,抑制贝氏体相变。

20CrMnTiH钢热压缩微观组织演变及动态再结晶模型

采用Gleeble-3500热模拟机对20CrMnTiH在温度为950℃~1 150℃、应变速率为0.01s^5s-1、变形量为60%条件下进行等温压缩实验,研究热压缩变形过程中变形温度和应变速率对材料流变应力和微观组织演变的影响规律。在对实验数据回归分析的基础上,建立20CrMnTiH动态再结晶模型;将建立的材料模型导入有限元软件DEFORM-3D中,模拟热压缩过程中的动态再结晶。结果表明,升高变形温度和降低应变速率均有利于20CrMnTiH发生动态再结晶,变形后再结晶晶粒尺寸增大,且动态再结晶体积分数增加;模拟结果与实验结果吻合。

20CrMnTiH齿轮钢轧制过程的金属流变对铸坯碳偏析的影响

通过20CrMnTiH钢430 mm×300 mm连铸坯射钉试验模拟铸坯粗轧和至Φ130 mm钢材轧制过程中的金属流变。试验结果表明,平行于射钉方向,钉子变形延展成扁平状,垂直于射钉方向,钉子压缩成镰刀状弯曲,轧制对改善成品钢材横截面上的宏观碳偏析无明显效果。

含硫齿轮钢20CrMnTiH1钙处理热力学和控制技术的研究

通过钢液与夹杂物之间的热力学平衡计算,研究了20CrMnTiH1精炼钢水中Al_2O_3夹杂物钙处理后可能变性的程度和CaS夹杂生成条件。计算结果表明,[S]0.020%～0.035%、[Al]0.02%～0.04%的钢水进行钙处理时易生成稳定的CaS,并且铝脱氧的产物Al_2O_3难以完全变性成低熔点钙铝酸盐12(CaO)·7(Al_2O_3)。为使Al_2O_3完全变性成低熔点(CaO)·(Al_2O_3)和12(CaO)·7(Al_2O_3)钙铝酸盐,在精炼过程应在低[S]和温度≥1600℃情况下对钢水进行钙处理,软吹氩搅拌后进行喂硫线操作,同时可以显著减少水口堵塞的发生。

20CrMnTiH圆钢精轧后控冷过程温度场有限元分析

通过对20CrMnTiH圆钢精轧后控制冷却过程温度场进行有限元模拟以及现场温度实测,得出了Φ35 mm规格圆钢芯部、1/2半径处和表层温度的分布曲线。分析说明,轧后水冷却过程圆钢表层温度急速下降,而芯部温度下降缓慢,水冷时圆钢芯部与表面的最大温差约为115℃;水冷后的空冷过程使得圆钢芯部和表层温度逐渐一致。20CrMnTiH圆钢精轧后采用快速水冷并配合空冷工艺,有利于抑制奥氏体晶粒长大并获得均匀细小的轧材组织。

20CrMnTiH钢临界应变模型研究

采用THERMECMASTOR-Z热模拟试验机,对20CrMnTiH钢试样进行热模拟试验,研究材料的变形温度和应变速率对峰值应变的影响。采用Sellars模型结构建立20CrMnTiH钢的临界应变数学模型。根据热模拟试验结果,用MATLAB软件进行回归分析,得出模型的待定系数。误差分析结果表明,该临界应变模型的预测精度较高。

含硫齿轮钢20CrMnTiH中硫化物对切削性能的影响

在不同切削速度(200～230 m/min)和切削深度(0.5～2 mm)下试验研究了普通20CrMnTiH齿轮钢(0.006%S)和含硫20CrMnTiH齿轮钢(0.031%S)的切削性能。结果表明,随切削速度增大,刀具的磨损增大,在200 m/min,0.031%S钢是0.006%S钢刀具的使用寿命的2.8倍;在230 m/min,0.031%S钢是0.006%S钢刀具使用寿命的2.6倍;随切削深度增加,切削力增加,但在相同切削深度下,0.031%S钢的切削力低于普通0.006%S钢;由于0.031%S钢存在≤6μm的MnS夹杂,使切屑易断,并硫化物夹杂能够包裹Al_2O_3尖晶石夹杂,减少刀具磨损,提高钢材的切削性能。

轻压下对20CrMnTiH钢240mm×240mm铸坯中心碳偏析和低倍组织的影响

试验研究了单辊轻压下量(0-14mm)和压下位置(1^#-7^#)对低碳钢20CrMnTiH240mm×240mm铸坯低倍组织和中心碳偏析的影响。结果表明,从3^#拉矫辊开始压下,最大压下量9mm,低倍无缩孔比例上升12.3%,中心疏松1.0级比例和中心碳偏析无明显改善;从2^#拉矫辊开始压下,最大压下量11mm,中心疏松1.0级比例和无缩孔比例下降,中心碳偏析合格率提升14.2%;从1"拉矫辊开始压下,最大压下量14mm,中心疏松1.0级和无中心缩孔比例均为100%,中心碳偏析合格率达到71.4%。综合分析得出,20CrMnTiH240mm×240mm铸坯在拉速0.85m/min、结晶器搅拌300A、5Hz、单辊轻压下量14mm时,铸坯中心碳偏析和低倍组织最佳。

20CrMnTiH本构模型的建立及验证

以高温压缩实验为基础，分析了变形温度1123～1423K、应变速率0．01～10S叫条件下20CrMnTiH的流动应力行为，并引入Zener—Hollomon参数，根据蠕变理论回归确定变形激活能、硬化指数、材料相关常数，构建了材料的本构模型．以Z参数作为本构模型准确性的衡量标准，根据Arrhenius指数方程建立了峰值应力、峰值应变关于Z参数的表达式并求出估算值，代入基于应变软化的应力应变方程，采用整个应变区间上的非线性拟合求解待定参数．方程计算值与实验数据具有良好一致性，平均误差为6．84％，证明Z参数的精度较好，从而间接验证了该模型的准确性．

20CrMnTiH齿轮轴脆断及裂纹原因分析

针对齿轮轴用钢在锻打成形过程中出现脆断及机械加工件出现裂纹的情况，对断口进行SEM及EDS分析；对断口处的显微组织进行分析；对加工件裂纹部位取样进行SEM和EPMA分析。结果表明，断口含有铁的氧化物，被高温氧化；断口处显微组织为铁索体＋珠光体，心部存在各向异性，组织中有大量硫化物、氧化物等夹杂，夹杂物尺寸在1～15μm有少量孔洞，孔洞尺寸在5～10μm；裂纹两侧有明显的脱碳层。分析认为，裂纹是原材料在连铸或轧制过程中形成的，应在炼钢、连铸及轧制过程中进一步提高钢材质量。

攀钢120t转炉-LF+RH流程20CrMnTiH窄淬透性带齿轮钢的试制

攀钢采用120 t转炉-130 t LF+RH-280 mm×380 mm方坯连铸-热轧工艺生产Φ25～160 mm 20CrMnTiH齿轮钢(%:0.20～0.22C、0.25～0.31Si、0,93～1.00Mn、1.03～1.15Cr、0.05～0.08Ti)。检验结果表明,钢中氧含量(10～20)×10^(-6)(平均14×10^(-6)),淬透性(J_9,J_(15))带宽△HRC值≤7,机械性能和组织均符合GB/ T5216-2004标准要求。

20CrMnTiH钢的成分控制规范

利用逐步回归分析的方法 ,确定了 2 0 Cr Mn Ti H钢淬透性与化学成分之间关系的回归方程。根据回归方程分析了化学成分对淬透性的影响 ,并应用概率论推导出求解成分内控规范的联立方程。实验结果证实了上述推导方程的可靠性 。

淬火温度对20CrMnTiH钢力学性能的影响

通过OM、SEM、EBSD等手段,对20Cr Mn Ti H实验钢在不同淬火温度后的组织和力学性能进行分析。结果表明:随淬火温度升高,实验钢原奥氏体晶粒、马氏体块和马氏体束均增大,强度有所下降但拉伸塑性基本不变。按照hall-petch准则,各个组织参数均对拉伸强度有控制作用,其中晶粒贡献最大。拉伸断裂方式为韧性断裂,断口均由韧窝组成,并伴随有二次裂纹的产生。

60t BOF-LF-VD-CC流程生产齿轮钢20CrMnTiH的工艺实践

济源钢铁公司生产齿轮钢20CrMnTiH的工艺路线为60 t顶底复吹转炉-LF(VD)-150mm×150mm方坯连铸工艺。通过控制转炉终点[C]≥0.08%,钢包进行硅钙钡-铝铁-铝粒复合脱氧,LF采用SiO_2-Al_2O_3-CaO渣系精炼,LF精炼时喂Ti-Fe线微调钢中Ti成分,VD真空处理后≥15min软吹,中间包液面自动控制,全保护浇铸、M-EMS和F-EMS电磁搅拌,使齿轮钢20CrMnTiH成品成分(%)为:0.19～0.21C、0.23～0.27Si、0.86～0.90Mn、1.11～1.15Cr、0.057～0.063Ti、≤0.020P、≤0.010S,钢中全氧含量为(5.6～19.3)×10^(-6),氮含量为(40.6～65.2)×10^(-6),各项检验指标达到标准要求,Φ32～40 mm钢材的J_9 HRC值为34.42～39.10,△HRC≤6。

20CrMnTiH钢端淬值数学模型

开发了4种20CrMnTiH钢的端淬预报数学模型,并对2007年连续生产的50炉实绩数据进行预测对比。基于线性回归方程模型及基于加斯特方程模型结构简单,易控制但准确率较差;基于DI值模型以金属理论基础建模,但淬透性理论的不完善导致该模型也存在一定的误差;基于BP神经网络的端淬控制模型具有最高的准确性,适用于工业生产。分析了各模型误差产生原因,指出凝固偏析与测量误差是影响模型准确率的主要原因。

温锻和等温正火对20CrMnTiH3齿轮钢渗碳淬火后奥氏体晶粒度的影响

通过理化和原材料奥氏体晶粒度检验分析了温锻（880~930℃）加工工艺对20CrMnTiH3齿轮钢奥氏体晶粒长大的影响,得到温锻加工齿轮工序在后续890~920℃渗碳过程中该钢奥氏体容易异常长大,830℃渗碳淬火后转变为粗大马氏体组织。温锻后回火、普通正火工艺对渗碳淬火后20CrMnTiH3齿轮钢奥氏体晶粒粗大无改善效果,而通过950℃1 h空冷至650℃8h空冷的等温正火工艺可以避免渗碳淬火后粗大马氏体。