Cr3型压铸模具钢4Cr3Mo2V的CCT和TTT曲线

利用DIL805A淬火变形膨胀仪对新型Cr3型热作模具钢4Cr3Mo2V进行过冷奥氏体连续冷却转变和过冷奥氏体等温转变试验,研究了冷却速度对相变组织和硬度的影响,绘制了Cr3钢的CCT曲线和TTT曲线,并与Cr5型4Cr5Mo2V钢的CCT曲线和TTT曲线进行对比。结果表明,Cr3钢的Ms=320℃,Ac₁=795℃,Ac_cm=895℃。当Cr3钢以不同速度连续冷却时,分别出现了珠光体转变、贝氏体转变和马氏体转变。与Cr5钢相比,Cr3钢的CCT曲线左移,淬透性降低。Cr3钢的TTT曲线呈“双C型”,贝氏体转变区的温度范围在320～410℃,珠光体转变区的温度范围在650～750℃,“鼻尖”温度出现在715℃左右,珠光体转变结束所需时间为17 882 s。     

低碳贝氏体钢AH80DB过冷奥氏体连续冷却转变与等温转变

利用DIL805A淬火相变膨胀仪测定了AH80DB低碳贝氏体钢的连续冷却转变(CCT)曲线与等温转变(TTT)曲线,并结合金相-显微硬度法确定了过冷奥氏体在不同冷速冷却及不同温度等温时的组织转变。结果表明,连续冷却转变时,在0.2~30℃/s冷速范围内,可得到贝氏体组织;AH80DB钢的等温转变曲线为珠光体区在右,贝氏体区在左的双鼻型,在Ms~600℃等温可获得贝氏体组织。     

新型槽帮钢的连续冷却转变曲线及微观组织

采用膨胀仪、光学显微镜和维氏硬度计研究新型槽帮钢的连续冷却转变行为，获得连续冷却转变(CCT)曲线。结果表明，CCT曲线存在高温铁素体-珠光体转变区、中温贝氏体转变区和低温马氏体转变区。随着冷却速度的增大，室温硬度不断提高，微观组织由铁素体-珠光体向贝氏体和马氏体过渡，最终形成单一马氏体组织。在实测冷却曲线中，当冷却速度小于0.14℃/s时，组织主要为高温铁素体-珠光体转变区；当冷却速度为0.14～0.81℃/s时主要为高温、中温复合转变区，室温组织主要为铁素体、珠光体和贝氏体；当冷却速度为0.81～1.62℃/s时为高温、中温和低温复合转变区，室温组织为铁素体、珠光体、贝氏体和马氏体；当冷却速度为4.05℃/s时为中温、低温两相转变区，高温转变区消失，室温组织为贝氏体和马氏体；当冷却速度高于8.10℃/s时，为马氏体单相转变区。随着冷却速度由0.06℃/s提高到40.5℃/s,微观组织由铁素体-珠光体过渡为贝氏体-马氏体，直至单相马氏体组织，其室温显微硬度由195 HV5(冷速为0.06℃/s)增大到515 HV5(冷速为40.5℃/s)。     

新型耐候钢连续冷却转变曲线的测定

用膨胀法结合金相法,在gleeble1500热模拟机上测定了新型耐候钢0.14C-1.43Mn-0.69Si-0.79Al的连续冷却转变曲线(CCT曲线).结果表明,CCT曲线上珠光体和贝氏体的转变区分开,且在珠光体和贝氏体转变区域之间不存在奥氏体亚稳区.冷却速度小于1℃/s,转变产物为铁素体和珠光体;冷却速度为1℃/s,开始出现少量粒状贝氏体;随冷却速度的增大,铁素体和珠光体含量逐渐降低,贝氏体含量逐渐增多;冷速在5～30℃/s范围内,转变产物主要为铁素体和贝氏体;冷速大于30℃/s,马氏体开始出现;冷速达到80℃/s时,贝氏体消失,转变产物为马氏体;水淬的组织全部为马氏体.奥氏体区变形使铁素体转变区向左上方移动,贝氏体转变区向左下方移动.     

C-Mn-Si-Mo系低碳贝氏体钢连续冷却转变曲线

在Gleeble-1500热模拟试验机上对C-Mn-Si-Mo系低碳贝氏体钢进行不同冷却速度的热模拟试验,并对其组织进行观察,以确定该钢的连续冷却转变（CCT）曲线。结果表明,试验钢的马氏体转变临界冷却速度大于20 ℃/s,为得到以贝氏体为主的组织,冷却速度应该控制在5~20 ℃/s之间;Mo的添加使得珠光体转变区和贝氏体转变区分离。     

模拟轧制和冷却对Q345B钢组织和相变的影响

利用实验室热模拟试验机Gleeble3500模拟Q345B钢轧制过程,并控制轧后的冷却速度,通过分析金相组织和膨胀曲线研究控轧控冷对组织的影响.结果表明,随着冷却速度增加,相变温度下降,不同冷却速度下组织差异较大;当冷却中间保温温度低于600℃,将得到了铁素体+珠光体+少量贝氏体组织,当冷却中间保温温度大于620℃,将得到细小铁素体+珠光体组织.     

荒管再加热前冷速对E470钢管在线常化工艺的影响

通过分析在线常化工艺生产的E470钢管在两种不同的荒管冷却速度下出现的性能异常情况,结果发现:当在719~600 ℃温度区间荒管冷却速度超过贝氏体临界冷却速度时,因在奥氏体冷却过程中未完全形成铁素体+珠光体而存在部分过冷奥氏体组织,在随后的再加热过程中未转变的过冷奥氏体继续长大形成粗大晶粒,并在随后的冷却中形成了贝氏体组织,最终组织为粗大的贝氏体+铁素体+珠光体,从而大大地降低了材料的冲击韧性。但当在719~600 ℃温度区间荒管冷却速度未超过贝氏体临界冷却速度时,最终组织为细化的铁素体+珠光体组织,获得了良好的强韧性匹配。据此提出为了确保在线常化的效果,应把荒管脱管后的冷却速度作为在线常化工艺的一个重要工艺参数进行控制。     

9MnCr钢的连续冷却转变及等温淬火工艺

设计了一种9MnCr低合金磨球用钢,绘制了9MnCr钢的连续冷却转变曲线,并对其组织和硬度进行了分析.结果表明,当冷却速度小于2℃/s时,转变产物为片层状珠光体和沿晶界分布的二次碳化物;当冷却速度为2～5℃/s时,转变产物为片层状珠光体、马氏体和少量贝氏体;当冷却速度大于5℃/s时,转变产物为马氏体组织.硬度随冷却速度的增加而增加,当冷却速度大于5℃/s时,基本保持不变,为61 HRC.220℃等温30 min后,转变产物基本为马氏体组织,随着等温温度的升高,逐渐出现贝氏体,硬度呈下降趋势;在420℃等温过程中,初期贝氏体的转变速率较快,但转变一段时间后,贝氏体的转变速率减慢.     

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。     

铸造低合金Cr-Mo钢CCT曲线的测试及分析

借助Gleeble-1500D热模拟试验机,根据温度传感器实时提取出来的温度-时间曲线计算冷却速度,采用分段冷却的方式,得到了铸造低合金Cr-Mo钢的连续冷却转变CCT曲线,并对其进行了分析。结果表明,铸造低合金Cr-Mo钢的Ac3,Ac1和Ms分别为925,765和485℃。冷却速度小于3℃/s时,发生奥氏体向贝氏体的转变;冷却速度为3~18℃/s时,发生奥氏体向珠光体和贝氏体的转变;冷却速度为18~50℃/s时,出现马氏体;冷却速度大于50℃/s时,只发生马氏体转变。CCT曲线中珠光体和贝氏体两大转变区相互分开,Ms线右端下降,没有先共析铁素体转变区。随着冷却速度的增加,硬度值逐渐增大;随着冷却速度的减小,元素分布趋于均匀,较慢的冷速有利于生成细小均匀的室温组织。     

A study on controlled cooling process for making bainitic ductile iron

In the present research, TTT curve of bainitic ductile iron under the condition of controlled cooling was generated. The cooling rate of grinding ball and its temperature distribution were also measured at the same time. It can be concluded that the bainitic zone of TTT curve is separated from the pearlitic zone. As compared to the water-quenching condition, more even cooling rate and temperature distribution can be achieved in the controlled cooling process. The controlled cooling can keep away from pearlitic zone in the high temperature cooling stage and produce similar results to the process of traditional isothermal cooling with a low cooling rate in the low temperature cooling stage.     

高碳帘线钢的冷却相变行为

利用热模拟机Gleeble-3800测定了高碳帘线钢的动态CCT和TTT曲线,研究了冷却速度和等温转变温度对组织性能的影响。结果表明,连续冷却时,形成晶界渗碳体的临界冷速为1.5℃/s,形成马氏体组织的临界冷速为11℃/s。等温转变时,珠光体转变的温度区间为600～700℃,当温度为625℃时,转变时间最短。等温温度升高,相变时间延长,等温温度降低则会形成贝氏体等异常组织。实际采用斯太尔摩控冷时,将吐丝温度控制为900℃,开启前5台风机,风量分别为100%/100%/80%/50%/30%,保证相变冷速在5～7℃/s,且在相变前尽快通过网状碳化物形成的区间,可以得到组织性能满足技术要求的高强帘线钢。     

含V高碳钢的控冷工艺研究

为开发高强度预应力钢绞线和镀锌钢丝用盘条,测定了含V高碳钢的连续冷却转变曲线和等温转变曲线,研究了奥氏体转变过程及其转变组织和性能。结果表明,生产抗拉强度在1400MPa以上的含V高碳钢的冷却速率应选为2.5～3.5℃/s、珠光体相变温度范围为550～650℃。     

热轧低碳铝镇静钢表层粗晶缺陷原因分析及控制措施

针对低碳铝镇静钢热轧带钢生产时易出现表层粗晶缺陷的问题,对缺陷形貌及分布情况进行了分析,结合该钢种的CCT曲线及轧线实际生产工艺参数,研究了其表层粗晶的产生原因。结果表明,带钢边部温降导致其处于两相区轧制是造成表层粗晶的关键因素。因此,通过提高终轧温度,加强轧线冷却均匀性控制,对轧辊辊身温度监控,精轧采用升速轧制等措施,可以改善带钢长度方向的温度均匀性、减少带钢边部温降,避免带钢进入两相区轧制,可有效控制带钢表层粗晶缺陷。     

Q390钢焊接CCT曲线的测定

模拟Q390钢焊接工况,利用热膨胀法通过Gleeble1500热模拟机测定Q390钢的连续冷却转变曲线(CCT曲线).采用光学显微镜、扫描电镜对不同冷却速度下的试样进行显微组织观察及分析,通过对Q390钢连续冷却特性的分析和比较得出Q390钢的SH-CCT曲线.结果表明,SH-CCT曲线分为3个区域,高温区的铁素体+珠光体转变区,中温区内的贝氏体转变区,低温区的马氏体转变区.在0.015～0.1℃/s的冷却速度范围内获得铁素体+珠光体+粒状贝氏体的整合组织;在0.5～1℃/s冷却速度范围内有大量的粒状贝氏体组织生成;当冷却速度大于25℃/s时,有马氏体与残余奥氏体整合组织生成.     

Prediction of HAZ grain size in welding of ultra fine grained steel with different parameters

The temperature field and thermal cycling curve in the heat-affected zone during welding 400 MPa ultra fine grained steel by plasma arc were simulated using finite element method.The principle of grain growth kinetics was used to predict the grain size in the heat-affected zone under different welding parameters.The simulation results show that the growing tendency of HAZ grain could be controlled by adjusting the welding parameters,but the growth of HAZ grain could not be eliminated at all.The HAZ grain size became small with increasing of the cooling rate and added with increasing of welding current,arc voltage and welding speed.     

Effects of carbon content and solidification rate on thermal conductivity of grey cast iron

The thermal conductivity or diffusivity of pearlitic grey irons with various carbon contents is investigated by the laser flash method. The materials are cast in controlled thermal environments and produced in three dissimilar cooling rates. The cooling rate together with the carbon content largely influence the thermal conductivity of grey iron. Linear relationships exist between the thermal conductivity and the carbon content, the carbon equivalent and the fraction of former primary solidified austenite transformed into pearlite. The work shows that optimal thermal transport properties are obtained at medium cooling rates. Equations describing the thermal conductivity of pearlite,solidified as pre-eutectic austenite, and the eutectic of grey iron are derived. The thermal conductivity of pearlitic grey iron is modeled at both room temperature and elevated temperature with good accuracy.     

Ti/Al异种合金电弧熔钎焊接头温度场与界面微观组织

采用交流TIG焊电弧与AlSi12焊丝实现了TC4钛合金与LF6铝合金熔钎焊连接,通过有限元软件分析接头温度场,并利用扫描电镜观察接头钎焊界面的微观组织特征.结果表明,接头温度分布极不均匀,钛侧梯度大高温区窄,铝侧梯度小高温区范围广,冷却时高温区逐渐向钛侧偏移.当钨极正对钛钝边时,等温线平行于钎焊界面,温度分布均匀,有利于形成组织均匀的界面反应层.冷体熔钎焊加速了钎焊界面的冷却,降低了钛的溶解量,可抑制金属间化合物的生长.化合物层形貌由空冷时的锯齿状转变为胞状生长.     

耐候钢层冷边浪缺陷原因分析与控制

针对某产线SPA-H耐候带钢层冷边浪缺陷问题,分析了其产生机理,即是由于带钢宽度方向冷却不均,中部与边部相变不同步,热应力和相变应力的耦合作用而产生的。结合SPA-H钢的CCT曲线,开展了轧制速度、终轧温度、卷取温度对层冷后带钢板形影响的试验研究。结果表明,轧制速度、终轧温度和卷取温度对带钢层冷后板形均有影响。为此,对工艺参数进行了优化,将轧制速度控制在8 m/s以内,终轧温度由850 ℃降低到840 ℃,卷取温度由540 ℃提高到580 ℃,带钢板形明显改善;提高卷取温度后带钢强度降低,通过增加合金元素Mn、Cr的含量,可以确保带钢性能;同时,结合设备排查措施,使耐候带钢层冷边浪缺陷得到了有效控制。     

Structural transformations and distribution of elements in steels during high-speed carbonitriding

Conclusion Induction heating of components at a high rate and feeding to the heating zone a dosed portion of active liquid provides preparation on them of diffusion layers with a controlled, sufficiently high content of carbon and nitrogen corresponding to that recommended. No redistribution of chromium and nickel in steel 40KhN was detected.The best results are obtained after high-temperature impregnation of components, interrupted cooling to the austenite decomposition temperature by a pearlitic mechanism, and repeated hardening.Physicotechnical Institute, Academy of Sciences of the Belorussian SSR, Minsk Automobile Factory, Translated from Metallovedenie i Termicheskaya Obrabotka Metallov, No. I, pp. 33–36, January, 1987.