等温弛豫对微合金钢中非平衡组织热稳定性的影响

含Nb微合金钢在奥氏体区变形后等温弛豫可得到以贝氏铁素体为主的组织．弛豫时间适中,析出颗粒基本分布在位错线上并钉扎位错．在随后的650和700℃再加热过程中,非平衡组织向平衡组织演化．弛豫60s的样品热稳定性最高;弛豫1000s的样品,组织演化进行得最快,再加热前的预应变可加速演化过程．发生的组织演化是以板条内位错多边形化、板条间小角晶界逐渐消失和发生再结晶形成多边形铁素体的次序进行的：再加热等温过程伴随有硬度的起伏,弛豫样品出现两个硬化峰．显微组织的热稳定性在很大程度上取决于它的形成过程．     

F40级船板钢的热稳定性研究

通过分析控轧控冷F40级船板钢在400～750 ℃重加热不同温度保温1 h过程中的性能变化,结合金相组织、扫描电镜和透射电镜观察,研究了钢板在重加热过程中的组织演化过程及其热稳定性机理.结果表明,F40级船板钢的硬度值随重加热温度的升高呈现先降低后增加至出现硬化峰,然后再降低的过程;钢板重加热前的组织为准多边形铁素体和针状铁素体复合组织,重加热温度升至600℃保温1 h后组织变化不很明显,随着重加热温度的逐步升高,针状铁素体逐渐消失并最终演化成多边形铁素体.因此F40级船板钢在600℃以内热加工时具有较好的组织热稳定性.     

低碳微合金钢中超细组织的热稳定性研究

研究了经过弛豫-析出控制相变技术(RPC技术)生产的低碳微合金钢板在650 ℃回火过程中组织与性能的演变,同时与经过930 ℃保温1 h后再加热淬火(RQ)的钢板进行了对比.结果表明,回火前两种钢板的组织均为贝氏体 少量马氏体,经过RPC技术生产的钢板回火0.5 h后,金相组织没有明显变化,但硬度下降幅度较大;在1～7 h的回火过程中部分组织出现板条合并现象,此阶段硬度值变化不明显;7 h之后某些区域组织的板条特征趋于消失,出现了少量多边形铁素体,硬度又明显下降;回火20 h后,约一半的组织转化为多边形铁素体.而经过再加热淬火处理后的钢板回火前硬度虽然较低,但回火过程中软化速度极快,板条组织很快消失.最终获得全部的多边形铁素体组织.因此超细组织的热稳定性取决于其热历史.     

盾构刀具用5Cr5MoSiV1钢的回火工艺

研究了盾构刀具用5Cr5MoSiV1钢不同加热温度回火和保温时间对其显微组织和力学性能的影响。结果表明:试验钢在500～650℃回火1.5 h时,随着加热温度的升高,组织由板条状回火马氏体+残留奥氏体转变成等轴状回火索氏体+粒状碳化物,在550～600℃保温时出现二次硬化效应,且硬度在600℃左右时达到峰值,试验钢的冲击韧性随回火温度的升高而不断增强;600℃回火保温1～2.5 h时,马氏体随保温时间延长而不断分解,最终转变为保持马氏体位向的回火索氏体,试验钢的回火硬度随保温时间的延长而降低。为了使试验钢在回火后获得较好的强韧性配合,较佳的回火工艺为600℃×2 h。     

两相区加热温度对HSLA100钢组织演变的影响

研究了碳含量为0.045％的HSLA100贝氏体钢在两相区加热过程中的组织演变特征.结果表明:两相区加热温度决定奥氏体的转变量,而相变产物的形貌特征主要受奥氏体中的碳含量控制;实验钢在700、720、740、760和820℃保温时,钢中奥氏体转变量分别为10％、24％、38％、60％和100％,奥氏体中的碳含量分别为0.345％、0.293％、0.243％、0.193％和0.045％;显微组织为多边形铁素体+M-A岛,随温度的升高,多边形铁素体量逐渐增加.     

冷却速度对超低碳微合金钢组织和性能的影响

利用Formaster-F全自动相变测量装置对超低碳微合金钢进行不同冷却速度的热处理,采用金相显微镜观察试验钢的微观组织,采用450SVD数显维氏硬度计测量试验钢的维氏硬度。结果表明,当冷却速度＜1 ℃/s时,试验钢的显微组织均为多边形铁素体,维氏硬度平均最大值为177.0 ;当冷却速度达到3 ℃/s时出现准多边形铁素体,维氏硬度平均最大值为187.3 HV5;当冷却速度达到5 ℃/s时钢的显微组织中出现粒状贝氏体,此时维氏硬度平均最大值为193.3 HV5;20 ℃/s时出现贝氏体铁素体,准多边形铁素体消失,维氏硬度平均最大值为221.6 HV5;当冷却速度达到50 ℃/s时钢中出现马氏体,显微组织为三相组织即粒状贝氏体＋贝氏体铁素体＋马氏体,维氏硬度平均最大值达到224.0 HV5;冷却速度达到165 ℃/s后,钢中的显微组织仍为三相组织,此时试验钢的平均维氏硬度值达到本试验的最大值263.3 HV5。在所有的冷速下,试样中均未发现珠光体。HV5     

卷取温度对低合金耐磨钢轧态组织演变的影响

:根据试验钢的相变规律,在ThermecMaster Z上模拟了低合金耐磨钢经受变形后在不同温度下卷取的试验,并在实验室轧制钢板上验证实验结果,最终进行了工业试制.热模拟试验结果表明:当模拟卷取温度≥630℃,组织为铁素体+珠光体,且硬度小于210HV;当模拟卷取温度≤600℃时,出现贝氏体,随着模拟卷取温度降低,贝氏体比例增加,硬度也随之升高.实验室轧制卷取试验表明,卷取炉温度≥650℃时,可得到铁素体+珠光体,硬度小于220 HB;钢卷平均卷取温度介于642～748℃,硬度均小于220HB,且钢卷头尾硬度差距不大.     

退火热处理对高速电弧喷涂碳钢涂层组织性能的影响

采用高速电弧喷涂技术制备高碳钢涂层,并分别进行450、550和650℃保温2h的退火热处理,研究退火工艺对涂层的组织结构、相成分、残余应力及硬度的影响规律。结果表明,除了氧化物之外,高碳钢涂层在热处理前主要含有马氏体组织,450℃退火后出现了粒状渗碳体+铁素体特征的组织,550和650℃退火之后呈现块状特征的组织,且明显粗大;退火处理后涂层中的拉应力有减小的趋势;涂层硬度随着加热温度的升高而降低。因此,合适的热处理工艺可以有效地控制碳钢喷涂层的组织性能。     

一种球墨铸铁等温正火工艺

对一种球墨铸铁铸件进行了等温正火处理,分析了其不同等温正火工艺下的布氏硬度和显微组织。结果表明,等温温度一定时,随着正火加热温度的升高,硬度随之升高,当正火加热温度一定时,随着等温温度提高,硬度逐渐降低。加热温度为900 ℃、等温温度为650 ℃处理后球铁铸件的显微组织为大量珠光体（>85%）和少量铁素体,硬度较高（375~380 HB）;正火温度较低（850 ℃）、等温温度较高（700 ℃）时的显微组织为大量的游离铁素体（>60%）和少量珠光体,硬度较低（200~205 HB）。根据试验结果提出了一种较为合理的球墨铸铁等温正火工艺。     

4Cr3Mo3W4VNb钢大圆弧刀片的热处理工艺及应用

研究了4Cr3Mo3W4VNb(GR)钢的热处理及之后的组织及性能.结果表明,在1080 ℃以上加热淬火后,回火时GR钢出现二次硬化现象,硬度峰值在540～560 ℃之间,且淬火温度越高,回火二次硬化硬度越高.在1130 ℃油淬,实验钢得到隐晶或细针马氏体和剩余碳化物组织;经过600～650 ℃回火后,实验钢硬度达到48～52 HRC.一次剪切量达到6周要求,可以满足高强度钢板热剪的使用要求.     

Thermal Stability of Non-Equilibrius Microstructure in Microalloyed Steel During Reheating

Cooled in water after isothermal relaxation of deformed austenite for different times, an Nb-bearing microalloyed steel always exhibits synthetic microstructures, in which bainitic ferrite dominates. Dislocation configurations and distributions of strain induced precipitates inside bainitic ferrite of samples relaxed for different times were distinct. When compared with the austenite model steel, which maintained fcc structure even at room temperature, the strain induced precipitates were not found in the sample without relaxation whereas these were distributed outside dislocations in sample relaxed for 1000s. Most of the strain induced precipitates distribute along dislocations and pin dislocations in sample relaxed for appropriate time. After bainitic transformation, the dislocations formed in deformed austenite remain to be pinned by the precipitates. When these samples were reheated to and held at 650 or 700℃, the non-equilibrious microstructures tended to evolve into equilibrious ones. The sample relaxed for 60s displayed the highest thermo-stability, whereas microstructure evolution was the quickest in the sample relaxed for 1000s even though it was the softest prior to reheating. Dislocations inside laths got rid of pinning of precipitates, and their polygonization became the precursor to the evolution of microstructures during reheated and held, followed by gradual disappearance of lath boundaries caused by dislocation climbing. Finally, recrystallization occurred and polygonal ferrite appeared. By hardness measurement, it was found that softening is not a single process occurring during reheated, in which hardness fluctuates with time. There were two peaks in the hardness-time curve of each sample having undergone relaxation, while single peak occured in the curve of the sample not being relaxed. These results indicated that the thermo-stability of microstructures was determined by their history of formation to a considerable degree.     

Microstructural Evolution and the Precipitation Behavior in X90 Linepipe Steel During Isothermal Processing

Thermomechanical controlled processing of 560-MPa (X90) linepipe steel was simulated in the laboratory using a thermomechanical simulator to study the microstructural evolution and precipitation behavior during isothermal holding. The results indicated that martensite was obtained when the steels were isothermally held for 5 s at 700 °C. Subsequently, granular bainite and acicular ferrite transformation occurred with increased holding time. Different amount of polygonal ferrite formed after isothermally holding for 600-3600 s. Pearlite nucleated after isothermally holding for 3600 s. Precipitation occurred after isothermal holding for 5 s and continuous precipitation occurred at grain boundaries after isothermally holding for 600 s. After isothermally holding for 3600 s, large Nb/Ti carbide precipitated. The presence of MX-type precipitates was confirmed by diffraction pattern. The interphase precipitation (IP) occurred between 5 and 30 s. Maximum hardness was obtained after isothermally holding for 600 s when IP occurred and rapidly decreased to a low value, mainly because polygonal ferrite dominated the microstructure after isothermally holding for 3600 s.     

Nb-V复合微合金化高钢级管线钢的奥氏体连续冷却转变

利用热模拟试验机研究了3种不同成分的Nb、V微合金化高钢级管线钢的过冷奥氏体连续冷却转变行为,绘制了动态CCT曲线,分析和比较了3种试验钢的显微组织、显微硬度值和动态CCT曲线。结果表明,0.05Nb-0.03V配比能提高多边形铁素体的开始转变温度,从Nb钢的650~700 ℃,提高到700~800 ℃,并缩小多边形铁素体温度转变区间,扩大贝氏体温度转变范围,从Nb钢的400~650 ℃,扩大到350~680 ℃,同时抑制多边形铁素体相变,使管线钢更易获得所需的贝氏体针状铁素体组织。     

回火温度对X80钢级热煨弯管组织性能的影响

采用热模拟试验方法、力学性能测试技术及显微分析技术研究了回火温度对X80钢级热煨弯管组织性能的影响规律。结果表明,当回火温度区间为550～650℃时,贝氏体铁素体及粒状贝氏体中板条宽化现象的增强及沉淀强化效应的降低不利于其强度的提高。位错亚结构的变化,Nb、V、Ti的碳、氮化物对位错及亚晶钉扎作用的降低及板条间M-A组元的逐渐分解等组织因素有利于其韧性的提高。当回火温度升高到700℃时,组织中板条宽化现象进一步增强,部分组织发生再结晶而出现多边形铁素体,以及位错密度的降低导致了材料强度和韧性的快速下降。综合考虑X80热煨弯管的强韧性,适宜的回火温度为650℃×1 h。     

18CrNiMo7-6渗碳钢等温正火新工艺探讨

18CrNiMo7-6渗碳钢采用常规等温正火处理,极易产生粒状贝氏体组织,很难有效改善二次带状。对18CrNiMo7-6渗碳钢等温正火新工艺的组织和性能进行了研究,具体工艺为40 mm的试棒保温结束后,直接浸入正火液冷却至700～750 ℃出液,迅速转移到等温炉650 ℃等温5～7 h。结果表明,采用等温正火新工艺,获得了铁素体+片状珠光体的平衡态组织,消除了粒状贝氏体,晶粒大小均匀,无明显混晶,有利于降低热处理畸变;硬度达到170～185 HBW,有利于后续机加工。     

冷却速度对42CrMo4钢组织转变及性能影响

为满足客户对42CrMo4钢组织和硬度的要求,将42CrMo4钢在Gleeble 3800热模拟机进行试验,并结合金相法和硬度法,获得不同等温转变前冷却速度和不同等温温度条件下的组织和维氏硬度。等温转变前冷却速度为1℃/s且等温温度700~650℃,等温转变前冷却速度为3和6℃/s且等温温度700~670℃,获得铁素体+珠光体组织以及理想硬度值220~250 HV₁。研究结果为42CrMo4钢为轧制后冷却速度和等温温度工艺制定提供了依据。     

Cr-Ni-Cu桥梁耐候钢的连续冷却相变及其组织和硬度

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。     

SWRCH35K钢连续冷却转变曲线的测定与分析

使用DIL805A热膨胀仪测定了SWRCH35K钢的热膨胀曲线。采用切线法结合微观组织及硬度,绘制了试验钢的连续冷却转变(CCT)曲线,分析了冷却速率对试验钢连续冷却过程组织演变的影响。结果表明,冷速在0.1～1℃/s范围时,试验钢的组织为多边形先共析铁素体和珠光体,随着冷速增加,组织细化,珠光体含量增加,硬度为148～165 HV;冷速为3℃/s时,开始出现少量魏氏组织及贝氏体,硬度增加至189 HV;冷速为5～50℃/s时,铁素体沿晶界呈网状,针状魏氏组织增加,组织为晶界铁素体、珠光体、魏氏组织和贝氏体,其中冷速为30～50℃/s时,铁素体含量大幅减少且尺寸明显减小,硬度为225～237 HV。珠光体在不同冷速下的形态不同,冷速较小时以片层及短棒状为主,还有少量球状,随着冷速增加,短棒状珠光体占比增加,片层及球状珠光体占比减小。     

基于07MnNiMoDR钢热处理工艺窗口的热处理工艺

研究了07MnNiMoDR钢淬火和回火制度与晶粒尺寸和多边形铁素体含量的关系,建立了淬火保温时奥氏体尺寸窗口和回火保温时多边形铁素体含量窗口,确定了更为精准的热处理工艺。结果表明:奥氏体晶粒尺寸随淬火温度的升高、保温时间的延长而变大,均匀性存在最佳区间,合理的淬火制度为加热温度(940±10) ℃保温(80±10) min;随回火温度升高,约650 ℃出现多边形铁素体,其含量随回火温度的升高、保温时间的延长而增加,合理的回火制度为:加热温度(665±5) ℃、保温时间(165±15) min。优选后最佳热处理工艺为940 ℃×80 min淬火和660 ℃×180 min回火,最终性能测试结果表明:伸长率、冲击吸收能量和屈服强度相比国标分别提升了40.88%、206.25%和12.1%。     

模拟火灾温度对Q460FRW钢组织和抗震性能的影响

为研究Q460FRW钢经火灾后的抗震性能,在250~650 ℃范围内对TMCP态试样进行了6组模拟火灾保温试验,并对保温后的显微组织、拉伸断口形貌和室温拉伸性能进行了分析。结果表明:TMCP态试样的组织为粒状贝氏体,随着保温温度的升高,粒状贝氏体中的铁素体基体不断长大,马氏体/奥氏体(M/A)组元逐渐分解并由多边形岛状逐渐转变为层状;屈服强度和抗拉强度随保温温度的升高均呈先增大后减小趋势,屈强比逐渐增大,塑性和抗震性能不断下降。当火灾温度低于550 ℃、持续时间少于1 h时,试验钢抗震性能仍能满足GB/T 19879—2015和GB/T 28415—2012标准对高性能建筑用钢和耐火钢的要求。