40Mn2V非调质钢热变形再结晶的研究

采用Gleeble-1500热模拟机测得40Mn2V微合金化非调质钢(%:0.38C、1.48Mn、0.12V)Φ90 mm管坯在800～1 000℃、变形速率0.5～2.0 s^-1时的真应力-应变曲线,并研究了该钢的动态再结晶行为。结果表明,40Mn2V钢的动态再结晶激活能Q_d为382.21 kJ/mol,通过动态再结晶图得出,因子Z＞2.621×10¹⁵时,40Mn2V钢动态再结晶难以完成,当因子Z＞2.014×10¹⁷时,该钢动态再结晶难以发生。     

FTSR低碳高强钢连续冷却相变和组织细化

用Gleeble-3500热模拟机研究了低碳钢 (%:0.19C、1.15Mn、0.008Mo、0.002Ti、0.032Als) 85 mm FTSR(薄板坯连铸连轧)铸坯在1 000℃以5 s^-1速率变形40%,然后以5℃/s冷却到900℃并以50 s^-1的速率变形30%,再以1～70℃/s冷却到400℃,空冷的连续相转变和组织。结果表明,冷却速度≤20℃/s时连续冷却转变的组织为铁素体和珠光体;冷却速度达30℃/s时,组织中出现少量粒状贝氏体。随冷却速度增加,晶粒尺寸减小,当冷却速度达10℃/s时,钢中的晶粒尺寸≤10μm,当冷却速度≥20℃/s时,钢中晶粒细化程度减弱。     

非调质36Mn2V石油套管钢连铸坯的高温延塑性

采用Gleeble-1500热模拟试验机,研究了石油套管用V微合金化非调质钢36Mn2V(%:0.36C、1.54Mn、0.12V、0.008～0.010N)260 mm×300 mm连铸方坯的650～1350℃的延塑性。结果表明,36Mn2V钢的零强度温度(ZST)为1440℃,零塑性温度(ZDT)为1400℃;36Mn2V钢在熔点(Ts)到650℃温度区间内存在两个脆性温度区,第Ⅰ脆性温度区为熔点～1350℃,第Ⅲ脆性温度区为925～650℃,因此,该钢的矫直温度应控制在925℃以上;由1350℃至试验温度(650～1050℃)的冷却速度(3～8℃/s)对36Mn2V钢高温延塑性没有影响。     

变形奥氏体的冷却速度对X80管线钢组织和性能的影响

通过Gleeble-1500热模拟试验机测定了X80管线钢(%:0.05C、0.17Si、1.78Mn、0.40Mo、0.08Nb、0.03V、0.03Ti)18 mm板经1100℃,1 s^-1,40%变形,再以5℃/s冷至850℃,1 s^-1,40%变形,并以1～40℃/s冷却至室温后的连续冷却转变(CCT)曲线,同时研究了冷却速度对组织和HV硬度的影响。结果表明,随冷却速度提高晶粒细化,针状铁素体比例增加,同时HV硬度提高。为得到较佳的组织,热变形后钢的冷却速度应≥15℃/s。     

42Mn2V钢管形变热处理的模拟试验

通过热模拟试验机研究了钢管连轧后中间冷却、再加热及定减径过程对42Mn2V钢管组织性能的影响，试验结果表明，在线形变热处理可充分细化奥氏体晶粒，晶粒度由5．5－6．5级提高到8．5－9级，钢管冲击功≥23J，较直接定径工艺有较大提高。     

含Nb微合金钢Q345E热变形行为研究

通过Thermecmaster-Z热模拟机研究了(%)0.084C-1.05Mn-0.026Nb-0.003Ti-0.007Mo-0.003V微合金钢Q345E,在变形温度1 000~1 100℃,变形速率1~10 s^-1时,单道次变形时变形温度和变形速度对临界应变和动态再结晶的影响,以及在变形温度950~1 050℃,变形速率10 s^-1双道次变形时变形温度和停留时间对静态再结晶的影响。试验结果表明,单道次变形时高的变形温度促进钢的再结晶,但高的变形速度加速钢的硬化;双道次变形时,停留时间延长和变形温度升高均增加静态再结晶百分率。     

汽车用高品质非调质钢YF45MnVS的热变形行为

用Gleeble-1500热模拟实验机对YF45MnVS钢(%:0.48C、0.45Si、1.36Mn、0.009P、0.043S、0.086V)200 mm×200 mm铸坯上切取的Φ8mm试样进行950～1 200℃,变形速率10^-2～10¹s^-1变形量10%～50%的单道次等温压缩试验。结果表明,低应变速率和大变形量有利于实验用钢动态再结晶的发生。通过计算得到YF45MnVS钢在950～1 200℃的动态再结晶激活能为299.55 kJ/mol。     

定径和冷却工艺参数对40Mn2V钢N80-1套管组织和力学性能的影响

通过热模拟试验,系统分析了定径温度(820~920℃)、应变量(0.18~0.24)和冷却速率(0.2~2.1℃/s)对N80-1无缝套管(Φ139.70~339.72 mm×6.20~22.22 mm)用钢40Mn2V(/%:0.41C、0.22Si、1.65Mn、0.014P、0.005S、0.15V、0.021 Ti、0.008 0N)组织、拉伸强度和冲击功的影响,并建立了数学模型。结果表明,在给定的定径变形温度下,当冷却速率超过某一临界值时,则发生贝氏体转变对低冲击韧性极为不利。40Mn2V钢适合于钢管冷却速率不超过1.1℃/s的钢管规格,当冷却速率低于0.6℃/s时,合适的定径温度为695~870℃,当冷却速率在0.6~1.1℃/s时,定径温度为695~820℃。     

热轧冷却速率对微合金非调质钢34Mn2VN组织的影响

用Gleeble-1500热模拟试验机研究了非调质钢34Mn2VN(%:0.30～0.34C、1.20～1.70Mn、0.014～0.018N、0.07～0.12V)在950℃、平均应变速率2s^-1、应变15%后以0.1～45℃/s不同冷却速率下冷却的动态CCT曲线和组织转变。结果得出,当冷却速率控制在0.8～2.0℃/s时所得到细小的铁素体和少量贝氏体组织,具有较高的冲击韧性。生产应用表明,采用该冷却速率生产Φ139.7×7.7(mm)和Φ114.0×6.4(mm)管材的冲击功为47.8～50.9J。     

高应变速率平面压缩00Cr22Ni5Mo3N双相钢的变形抗力和组织变化

采用Gleeble 3800模拟试验机对锻态00Cr22Ni5M03N双相不锈钢进行900～1200℃,应变速率为10 s^-1和50 s^-1的平面应变试验。结果表明,双相钢的峰值变形抗力随变形温度升高急剧降低,并且当应变速率由10 s^-1提高到50 s^-1时双相钢的峰值应力提高40～60 MPa;在1 000～1200℃变形,钢中铁素体组织发生动态回复和再结晶,奥氏体通过位错的聚集、亚晶界形成发生部分软化。     

双道次热压缩50CrV4弹簧钢奥氏体的静态再结晶

通过Gleeble-1500热模拟机对50CrV4弹簧钢（/%:0.53C,0.18Si,0.84Mn,0.012P,0.003S,0.92Cr,0.12V,0.02Ti）50 mm连铸板坯锻制成的15 mm板进行双道次热压缩试验。研究该钢在850~1000℃以真应变0.1~0.25,应变速率0.1~10 s^-1,道次间隔1~80 s形变时的静态再结晶行为,并建立了静态再结晶动力学模型。结果表明,随温度、应变量、应变速率、道次间隔时间增加,会加速50CrV4钢静态再结晶进程;在950℃,真应变0.25,应变速率为0.1,1,10 s^-1时,该钢发生50%再结晶所需的时间分别为8.42,4.40,2.22 s;该钢静态再结晶激活能为249.974 kJ·mol^-1。     

热连轧E36船板钢连续冷却相变行为

通过热模拟试验机模拟了20 mm E36船板钢(%:0.15C、0.38Si、1.56Mn、0.011P、0.002S、0.04Nb、0.06V、0.02Ti、0.037Als)经1 080℃和830～890℃分别以变形速率1 s^-1变形30%的双道次轧制及冷却过程,测得连续冷却转变曲线,并研究终轧温度和轧后冷却速度(5～25℃/s)对该钢相变和组织的影响。结果表明,随着冷却速度的增加,相变开始温度降低,珠光体的体积分数减小,贝氏体的体积分数增大;随着终轧温度的降低,相变开始温度升高;铁素体晶粒随冷却速度的增加和终轧温度的降低而细化。     

微合金化非调质钢C38N2动态再结晶行为

针对微合金化非调质钢热轧过程的变形特征,通过Gleeble-3800热模拟试验机研究了Nb-Ti-V非调质钢C38N2(/%:0.40C、0.52Si、1.42Mn、0.010P、0.047S、0.028V、0.025 Ti、0.022Nb)在950～1 150℃,变形速率0.1～10 s-1变形量60%,单道次压缩时的奥氏体动态再结晶过程,计算得出C38N2钢的动态再结晶晶粒尺寸模型和动态再结晶状态图。结果表明,C38N2钢变形温度越高,变形速率越低,则发生动态再结晶的储蓄能越小,动态再结晶越易发生。C38N2钢的动态再结晶激活能Q_d=294.905 kJ/mol。     

DIN 1.2738塑料模具钢热变形及热加工图分析

采用Gleeble-3800热模拟试验机进行了DIN 1.2738塑料模具钢（/%:0.35～0.46C,0.20-0.40Si,1.30～1.60Mn,1.80～2.20Cr,0.90～1.20Ni,0.15～0.23Mo）的热压缩实验,获得了该钢在850～1250℃、应变速率在0.01～30的应力-应变曲线。基于得到的热变形数据,建立了该钢的峰值应力以及应变补偿的热变形本构方程和热加工图,并结合热加工图的结果分析了该钢合理的热加工参数范围。结果表明,DIN 1.2738钢的热变激活能为354.21 kJ/mol,利用建立的应变补偿的双曲正弦本构方程可对塑料模具钢的热变形曲线进行准确预测,通过加工图的分析可得DIN 1.2738塑料模具钢的最佳的热变形工艺参数范围为:（1）温度950～1 150℃,应变速率0.01～0.7 s^-1;（2）温度1170～1200℃,应变速率0.01～1 s^-1。     

高速列车车轴钢30NiCrMoV12的热变形行为

通过Φ250 mm锻件切取的试样在Gleeble-3500热模拟机于850~1150℃以应变速率0.01~10s^-1对高速列车车轴钢30NiCrMoV12(/%:0.26C,0.33Si,0.62Mn,3.01Ni,0.82Cr,0.56Mo,0.10V)进行了热压缩试验。研究了车轴钢在热变形过程中奥氏体变形行为及再结晶规律,确定了车轴钢的热变形方程,建立应变量ε为0.5和0.9的热加工图。结果表明,在应变速率一定时,温度越高,变形量越大,则越有利于动态再结晶的发生;随着温度升高以及应变速率降低,能量耗散效率η逐渐升高;当真应变0.5,温度1100℃,应变速率0.01 s^-1时,变形能量耗散效率达到最大值0.41。该车轴钢在1000~1150℃,应变速率0.01~1.0s^-1时,具有较好的可锻性。     

非调质钢38MnVS奥氏体动态再结晶的研究

研究了V-Ti微合金非调质钢38MnVS（/%:0.42C、0.76Si、1.33Mn、0.011S、0.013P、0.10V、0.02Ti）的奥氏体动态再结晶过程。通过Gleeble-3800热模拟试验机,研究了变形温度（950～1150℃）和变形速率(0.1～10s^-1)对38MnVS钢奥氏体动态再结晶过程的影响,并建立了Zener-Hollomon参数为变量的方程、动态再结晶尺寸模型和动态再结晶状态图。结果表明,变形温度越高,变形速率越低,发生动态再结晶的临界驱动力越小,动态再结晶越易进行;微合金非调质钢38MnVS动态再结晶激活能为Q_d=275.453 kJ/mol。