65Mn/Q235双金属复合管的热处理工艺优化及其耐磨性

采用金相显微镜、扫描电子显微镜、洛氏硬度计、显微硬度计和磨粒磨损试验机,分析了65Mn/Q235双金属复合管在使用过程中失效的原因,并对其热处理工艺进行了优化。结果表明:65Mn钢中存在大量的未溶碳化物和层片状珠光体,导致其韧性降低、焊缝硬度较低,使65Mn/Q235双金属复合管在服役过程中因耐磨性不足而失效。采用优化的热处理工艺即840℃保温10~30 min油冷后,65Mn/Q235双金属复合管的组织为均匀细小的马氏体,未溶碳化物和层片状珠光体基本消除,焊缝硬度得到提高,耐磨性明显改善。

阿拉尔耕地沙土与65Mn摩擦行为的研究

目的探究阿拉尔耕地沙土与65Mn的摩擦学行为,为高速犁结构设计、优化和材料选择提供理论基础。方法采用摩擦磨损试验机,选择土壤含水率、平均粒径、载荷、转速和摩擦时间等5个参数进行单因素多水平试验,研究沙土对65Mn的摩擦行为,并对各因素水平下金属磨损形貌进行分析。结果随着含水率的增加,土壤黏附力和润滑水膜的厚度增大,摩擦因数减小,磨损量呈二阶抛物线规律;随着平均粒径的增加,微观接触面积减小,摩擦因数、磨损量与粒径呈负相关;随着载荷的增加,磨料挤压嵌入金属表面,使得微观切削量增加,摩擦因数呈小幅上升趋势,磨损量呈大幅上升趋势;随着转速的增加,摩擦因数、磨损量变化较缓和;随着摩擦时间的增加,因热量的累积,摩擦因数和磨损量呈上升趋势,土壤与金属的摩擦逐渐演变为土壤之间的摩擦。分析磨损形貌发现,65Mn金属磨损表面始终伴随着磨料磨损造成的犁沟、疲劳和剥落,还发现了腐蚀磨损造成的裂纹,表面金属材料被腐蚀成金属盐结晶体,2种形式的磨损交互影响,加剧了65Mn的磨损。结论方差分析表明,与土壤含水率、载荷、转速相比,平均粒径和摩擦时间对沙土与65Mn的摩擦因数的影响较大,平均粒径对65Mn的磨损的影响最大。

65Mn钢连铸坯高温热塑性研究

采用Gleeble1500热模拟机对65Mn钢连铸坯在600~1 350℃高温力学性能进行测试,采用扫描电镜观察高温拉伸后的断口形貌和断口金相组织,分析断口断裂机理和不同温度下钢的应力-应变曲线、高温强度及热塑性。结果表明,65Mn第Ⅰ脆性区温度范围为T_(m)~1 294℃,第Ⅲ脆性区温度低于896℃,第Ⅰ脆性区断裂是由于晶界间有害杂质元素P、S、O等的富集,而第Ⅲ脆性区主要是由于奥氏体向铁素体转变区的两相区脆化导致。通过对钢的高温力学性能研究,为65Mn钢连铸坯表面及内部质量控制提供依据。

65Mn钢弹性挡圈制件热处理工艺改进

65Mn弹簧钢制造的弹性挡圈类制件,外形呈类圆环状,制件厚度薄,易出现淬火变形问题。分析了65Mn钢弹性挡圈的淬火工艺及其淬火变形产生的主要原因,通过设计专用的淬火工装并改进淬火工艺,不仅减小了制件的热处理变形,而且提高了制件淬火后的硬度及均匀性,使制件综合性能得到提升,降低了生产成本,提高了制件加工质量。

65Mn钢LF精炼渣系优化及工业试验

为了研究适合高洁净度高碳钢的LF精炼渣渣系,通过FactSage热力学软件计算精炼渣碱度(R)、(CaO)/(Al_(2)O_(3))对精炼渣熔点的影响,得出最合适的精炼渣成分。根据热力学计算的精炼渣成分,降低原有渣系的钙铝比,并将优化的渣系成分用于65Mn钢工业试验。结果表明:优化后的精炼渣系成分质量分数为CaO52%~58%、Al_(2)O_(3)28%~33%、SiO_(2)8%~12%、MgO5%~7%、R=4~6、(CaO)/(Al_(2)O_(3))=1.5~2;使用该渣系进行工业试验,LF出站时的T.[O]可达7×10^(-6)~13×10^(-6),RH出站时的T.[O]可达6×10^(-6)~12×10^(-6);钢中全氧质量分数基本可控制在10×10^(-6)内;65Mn钢卷中的B类细系夹杂均不大于1级,达到高级优质钢要求。

亚温球化退火工艺对热轧态65Mn钢组织及性能影响

主要研究了亚温球化退火工艺对热轧态65Mn钢的组织及性能的影响,通过模拟不同退火温度、保温时间、冷却速率等条件,得到热轧态65Mn钢组织及性能的变化规律,为优化65Mn钢罩式退火工艺提供参考。结果表明,当温度低于相变点温度时,退火温度越高,热轧态65Mn钢球化效果越好;随着保温时间的延长,片状珠光体逐渐趋于球化,720℃保温12 h后,继续延长保温时间对球化效果影响不大;另外,在相同的加热温度和保温时间下,冷却速率对热轧态65Mn退火后的组织及性能无明显影响。

65Mn钢LF-RH精炼双联生产实践

为满足65Mn钢高洁净度要求,某钢厂提出精炼双联解决方案,制定转炉(BOF)-钢包精炼(LF)-真空循环脱气精炼(RH)-连铸(CC)双联工艺路线。转炉终点O质量分数控制0.05%以下,LF不进行钙处理,RH真空度小于270 Pa,纯脱气时间大于6 min,连铸过热度设定15~30°C,目标拉速1.1 m/min,加热炉空燃比控制在0.7以下,终轧温度设定为900°C,卷取温度设定为700°C。结果表明,热轧成品卷夹杂物评级为B类细系0.5级,满足客户性能指标。生产实践表明,精炼双联工艺有效降低了65Mn钢中非金属夹杂物含量,也为其他高碳钢精炼双联提供了借鉴经验。

深冷处理参数对65Mn钢组织和性能的影响

利用XRD、SEM、硬度仪和摩擦磨损试验机等研究了不同深冷处理温度和处理时间对65Mn钢显微组织、硬度和磨损性能的影响。结果表明,随着深冷处理时间的延长和深冷处理温度的降低,65Mn钢中马氏体的含碳量先减小后增大,深冷处理时间对含碳量的影响更显著;马氏体、渗碳体和托氏体等显微组织细化;65Mn钢的硬度呈先增加后减小的趋势;深冷处理后,65Mn钢以磨粒磨损为主,同时伴有粘着磨损,深冷处理使65Mn钢的摩擦系数略有升高,但是磨损率显著降低。

卷取温度和随后的冷却方式对65Mn钢板表面质量的影响

热轧65Mn钢板表面常存在粉化的氧化皮,导致酸洗后钢板表面有色差。为解决这一问题,研究了热轧后在不同温度卷取随后以不同方式冷却的65Mn钢板发生表面氧化的原因。结果表明:热轧后在700~730℃卷取随后坑冷的65Mn钢板表面氧化皮粉化最严重,而热轧后在600~620℃卷取随后空冷的65Mn钢板表面氧化铁皮粉化最轻微,这是因为较高的卷取温度使钢板表面发生了较严重的脱碳和晶间氧化,晶界耐蚀性降低,酸洗过程中产生色差;热轧后在600~620℃卷取随后空冷的65Mn钢板表面晶间氧化深度从20μm下降至小于5μm,脱碳程度明显减轻,晶界耐蚀性提高,酸洗后色差减少。

65Mn钢锥形垫圈断裂原因

某规格为M16的螺母及锥形垫圈组合件在现场装配过程中断裂,采用宏观观察、化学成分分析、扫描电镜分析、金相检验、硬度测试等方法分析了垫圈断裂的原因。结果表明:由于锥形垫圈在热处理过程中的回火温度小于350℃,属于第一类回火脆性温度区(200~350℃),导致垫圈产生了回火脆性;垫圈表面存在的微裂纹沿晶界扩展,经380℃保温2 h、油冷、回火后,垫圈脆性消除。

100t转炉-钢包炉精炼-连铸生产65Mn弹簧钢的工艺实践

采用100t顶底复吹转炉100t钢包炉(LF)精炼6机6流150mm×150mm方坯连铸机生产65Mn弹簧钢。转炉终点[C]0.08%～0.12%,[P]≤0.012%,[S]≤0.03%,增碳剂收得率为85%～90%。LF精炼渣碱度2.5～3.0,并喂SiCa线和吹氩。连铸时中间包钢水温度1495～1515℃,铸速1.6～1.8m/min,采用结晶器电磁搅拌。20炉65Mn钢质量检验结果表明,化学成分(%):C0.63～0.68,Mn0.95～1.07,P0.009～0.023,S0.006～0.017,连铸坯断面碳含量偏差≤0.02%C。65Mn钢盘条产品符合GB/T43541994要求。

仿生织构对65Mn钢摩擦学性能的影响

生物体表往往具有某些优秀特性。受穿山甲鳞片的启发,以65 Mn钢为基材,模拟穿山甲鳞片表面结构设计并制备了多种仿生织构表面,并通过摩擦磨损实验分析,探究干摩擦和水润滑状态下仿生织构对65Mn钢表面擦磨学性能的影响。研究结果表明:仿生织构能有效提升材料表面摩擦学性能,且有益于获得较为稳定的摩擦系数;水润滑条件下,仿生织构试样12.5-0.4型和12.5-0.6型具有良好的减摩效果,试样12.5-0.4型的平均摩擦系数降低了37.6%,试样12.5-0.6型降低了26.4%。

65Mn钢奥氏体连续冷却转变曲线(CCT图)

利用膨胀法结合金相———硬度法,在Gleeble-1500热模拟机上测定了65Mn钢的临界点Ar1、Ar3、Ac1和Ac3以及Ms;测定了该钢在不同冷却速度下连续冷却时的膨胀曲线,获得了该钢的连续冷却转变曲线(CCT曲线);研究了65Mn钢连续冷却过程中奥氏体转变过程及转变产物的组织和性能,大致确定了避免网状铁素体、贝氏体以及魏氏组织铁素体的冷却速度,找出了生产65Mn钢盘条的控冷速度范围,为生产实践和新工艺的制定提供了参考依据.

65Mn钢圆锯片基体的热处理

６５Ｍｎ 钢１６００ｍｍ 圆锯片基体的淬火变形是影响产品质量和成品率的关键。研究发现，原材料的带状组织和淬火工艺的不合理是造成锯片基体淬火变形的两个主要原因。通过增加正火，控制淬火参数，改变淬火方法，达到了减小热处理变形的目的。

控轧控冷工艺对冶金锯片用65Mn钢表面氧化皮的影响

为了改善65Mn钢热轧板表面氧化铁皮质量,采用SEM和XRD衍射分析仪,研究了冷却速率、卷取温度和终轧温度对65Mn钢实验室热轧的钢板表面氧化皮结构及相组成影响。结果表明:冷却速率较低时,65Mn钢热轧板表面氧化皮由Fe2O3和Fe3O4组成的双层相结构,冷却速率较高时,65Mn钢热轧板表面氧化铁由Fe2O3、Fe3O4和FeO组成的三层相结构;卷取温度670℃时,65Mn钢热轧板表面氧化铁由Fe2O3和Fe3O4两相组成,卷取温度620℃时,65Mn钢热轧板表面氧化铁由Fe2O3和Fe3O4和FeO三相组成;终轧温度越高,65Mn钢热轧板表面氧化铁皮越厚,终轧温度860℃时,会导致氧化皮压入65Mn热轧板基体。

旋耕刀用65Mn钢表面渗铬工艺优化及其耐磨性研究

针对大耕深旋耕作业对旋耕刀提出的表硬心韧的要求,将表面渗铬处理引入旋耕刀制造中,以渗层厚度和表面硬度为评价指标,优化了旋耕刀用65Mn钢的渗铬工艺参数,考察了最优工艺参数下渗铬层的摩擦磨损性能,并与旋耕刀现有工艺(淬火+低温回火处理)进行了比较。研究表明:在一定实验条件下,65Mn钢表面渗铬处理的最优工艺为950℃×9h;经渗铬处理后,65Mn钢表面形成厚度达14.7μm、硬度达1 786.8 HV0.1的连续且致密的渗铬层,其耐磨性较65Mn钢淬火+低温回火处理提高了近1倍。

65Mn钢大塑性变形后的组织与力学性能

在650℃下对65Mn钢进行了C方式的等径弯曲通道变形(Equal Channel AngularPressing,简称ECAP)研究。重复挤压时试样沿轴线旋转180°再装入模具。通过光学及透射显微镜研究发现:ECAP变形后65Mn钢的累积等效真应变达到5左右,片层状的珠光体组织演变成了超细的渗碳体颗粒均匀分布于亚微晶铁素体基体组织中;变形5道次后铁素体基体为均匀的等轴晶,平均晶粒尺寸约为0.3μm。65Mn钢经ECAP变形后,硬度明显提高。

成分及偏析带对65Mn钢热处理后组织性能的影响

研究了化学成分及偏析带对65Mn钢经淬火+中温回火处理后的组织性能的影响。结果表明:较高Si、Mn含量的65Mn钢的抗拉强度和硬度随淬火温度的升高呈逐渐增加的趋势更明显,但较低Si、Mn含量的65Mn钢具有更高的抗拉强度和硬度;Si、Mn含量高的65Mn钢淬透性强,组织为针状铁素体和细粒状渗碳体的混合物组成的回火屈氏体,而较低Si、Mn含量的65Mn钢,则得到回火屈氏体和多边形铁素体的混合组织;Mn偏析引起奥氏体相变过程中C的再分配,经过淬火+中温回火得到回火屈氏体+多边形铁素体组织,而原始组织均匀的65Mn钢则得到回火屈氏体组织;偏析带使热处理后65Mn钢的抗拉强度和硬度有所降低。

65Mn钢弹簧垫圈热处理工艺改进

65Mn钢弹簧垫圈合格率很低,通过分析,确定影响弹簧垫圈合格率的主要原因是淬火保护措施不当,使弹簧垫圈在淬火过程中产生了氧化脱碳现象。对弹簧垫圈的热处理工艺进行了改进,采用涂料+保护气氛保护对弹簧垫圈进行淬火,弹簧垫圈合格率达到73.4%。

65Mn高碳钢板激光焊接接头热处理工艺研究

使用激光拼焊进行65Mn高碳钢热轧板的焊接,并对焊接接头进行了热处理。通过杯突、拉伸、冷弯和反复弯曲等试验评估不同热处理工艺下焊接接头的塑性变形能力;通过金相显微镜、显微硬度计对焊接接头的显微组织进行分析,讨论了焊接接头的显微组织与其塑性变形能力的关系。给出了较佳的热处理工艺,对实现高碳钢的冷轧连续化生产具有一定的指导作用。