钒微合金钢的高温力学性能分析

针对V微合金化高强异型钢在轧制过程中易出现翼缘裂边的情况,采用Gleeble 3800热模拟试验机对V质量分数为0.060%～0.080%的连铸坯试样在应变速率为1×10^-3 s^-1的试验条件下进行了700~950 ℃高温拉伸试验。通过对高温拉伸试样断口形貌、断面收缩率、抗拉强度及应力-应变曲线等的分析,得出试验钢的第III脆性温度区为750~875 ℃,不同变形温度下应力-应变曲线均表现为动态回复,并且随着变形温度的升高,曲线向下向左移动,最大应力对应的应变逐渐降低。因此,连铸生产时应优化配水模型,连铸坯入矫直机温度为900～950 ℃,以保证铸坯良好的表面质量。     

35CrMoV钢高温塑性变形行为及其本构方程建立

为了研究35CrMoV钢的高温变形行为,借助Gleelble 3800型热模拟试验机,在应变速率为0.01~10 s^-1、变形温度为950~1150℃的条件下进行轴向单道次高温压缩试验,并根据试验结果绘制35CrMoV钢的流动应力-应变曲线。分析研究了变形温度、应变速率对流动应力的影响,计算了变形激活能Q及参数n、A、α的取值。试验结果表明:35CrMoV钢在950~1150℃进行压缩试验时,存在动态再结晶和动态回复两种流动应力-应变关系,当应变速率为0.01和0.1 s^-1时,其流动应力-应变曲线主要表现为动态再结晶型;当应变速率为1和10 s^-1时,其流动应力-应变曲线主要表现为动态回复型。在试验条件下获得35CrMoV钢的平均变形激活能Q为310.433 kJ·mol^-1,建立了用于描述35CrMoV钢流动应力、应变速率和变形温度三者之间关系的本构方程。     

温度及应变速率对Q235B钢连铸坯高温力学性能的影响

采用Gleeble-1500D热/力模拟试验机对Q235B连铸坯高温力学性能进行了测试。测试了试验温度为950℃,应变速率分别为1×10-3、5×10-3、1×10-2、5×10-2s-1时Q235B钢连铸坯的高温力学性能,以及应变速率为5×10-3s-1的条件下,测试温度在700~1000℃时Q235B钢连铸坯的高温力学性能。结果表明:Q235B钢连铸坯的高温抗拉强度和屈服强度随应变速率的升高而增大,而断面收缩率随着应变速率的升高则降低;应变速率对Q235B钢连铸坯高温强度的影响分为敏感区和不敏感区,温度为950℃时,临界应变速率ε觶c为1×10-2s-1;随温度升高,Q235B钢连铸坯的高温抗拉强度和屈服强度均降低,Q235B钢连铸坯的断面收缩率Z随温度的升高总呈上升趋势;在850~950℃内出现了脆化区,在900℃左右时,Z值为58%;温度对硬化指数n的影响较为复杂,硬化指数n随应变速率的增大而降低。     

2050铝合金热压缩过程表面开裂与应力-应变曲线关联性分析

对喷射态2050铝合金进行了温度为350～530℃,应变速率为0.01～10 s^-1的热压缩实验，分析了试样表面开裂情况及其与应力-应变曲线间的关联性。结果表明，应变速率低于1 s^-1时，变形温度越高、应变速率越低，试样表面越容易开裂。试样在应变速率为0.01 s^-1、温度为470℃压缩时表面出现了肉眼可见的微裂纹；随着温度增加至530℃,试样开裂程度加剧。在温度为530℃时，随着应变速率由0.01 s^-1增加至10 s^-1,试样开裂程度先减小后增大，应变速率为1 s^-1的试样开裂程度最小。应变速率一定时，不同温度下应力-应变曲线变化趋势基本一致，变形温度越低、应变速率越大，变形抗力越高，温度为350℃、应变速率为10 s^-1时峰值应力最高，为119.8 MPa,温度为530℃、应变速率为0.01 s^-1时峰值应力最低，为15.3 MPa。对比开裂与未开裂试样的应力-应变曲线，未发现试样表面开裂对应力-应变曲线造...     

LZ50车轴钢高温拉伸变形行为及塑性损伤形成机理

为探究LZ50车轴钢的高温拉伸变形行为及塑性损伤形成机理,设计了不同的拉伸试件,在900～1100℃/0.1～10.0 s^-1的变形条件下进行了一系列高温拉伸试验,获得了LZ50车轴钢高温拉伸真应力-真应变数据,观察了拉断试件的损伤形貌。结果表明,LZ50车轴钢高温拉伸的峰值应力表现出对应变速率和应力三轴度的正敏感性以及对温度的负敏感性。应变速率为0.1和1.0 s^-1时,断裂应变随温度的升高先增大后降低,应变速率为10.0 s^-1时,断裂应变随温度的增加持续增加。应力三轴度增加44%时,断裂应变均值从0.3353降至0.1522,降幅达54.59%。LZ50车轴钢高温拉伸塑性损伤表现为夹杂损伤和晶界损伤两种,考虑夹杂损伤的位置,塑性损伤又可分为晶内夹杂损伤、晶界夹杂损伤和混合损伤。高温拉伸断口分为韧窝型断口和脆性解理型断口,其中RB6-1000℃-0.1 s^-1试样为脆性解理断裂。轧制LZ50车轴钢最佳的工艺参数为：RB6-1000℃-1.0 s^-1,为避免损伤的影响,应降低...     

30CrNi3MoV钢的热变形行为及热加工图

采用Gleeble-3500热模拟试验机对30CrNi3MoV钢进行单向热压缩试验,研究了其在变形温度950~1150 ℃、应变速率0.01~10 s^-1的热变形行为,构建了应变补偿型流变应力本构方程,并绘制出该钢的热加工图。结果表明,30CrNi3MoV钢真应力-真应变曲线有3种不同特征:高温小应变速率时,表现为典型的动态再结晶过程;低温小应变速率时,曲线为动态回复特征;应变速率较大时,应力随应变的增大而增大,无明显的峰值应力。采用5次多项式拟合构建的应变耦合流变应力本构方程具有高的精确度,采用该方程获得的预测值与试验值的平均相对误差为3.2%,相关性系数R值为0.993。从热加工图中得到试验钢最佳的热加工工艺参数范围是:变形温度为1020~1150 ℃、应变速率为0.03~0.35 s^-1。     

Incoloy901合金的热加工图与热变形行为

利用Gleeble-3800热模拟机研究Incoloy901高温合金在变形温度950~1150 ℃,应变速率0.005~1 s^-1,真应变0.6下的热变形行为。结果表明:变形温度大于1000 ℃,应变速率大于0.01 s^-1时,Incoloy901合金真应力-应变曲线呈现动态再结晶特征。根据应力-应变曲线构建Incoloy901合金的本构方程与热加工图,得出形变激活能Q=439.401 kJ/mol,最佳热加工工艺为:变形温度1050~1150 ℃,应变速率0.005~0.1 s^-1,在此工艺范围内合金的高温变形功率耗散系数η较高,可达37%,能获得较好的动态再结晶组织。     

Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢连铸坯的高温拉伸变形特性

对于Cr15Mn9Cu2Ni1N不锈钢连铸坯,热变形过程中变形局部化的发生会影响其表面质量。从连铸坯的表层及芯部制取小型试样,利用热/力模拟试验机,进行温度950℃～1150℃范围内的拉伸试验。结果发现,随变形温度升高,该钢强度降低而延伸率提高;试样在发生颈缩,即变形局部化之前,要经历均匀变形和扩散颈缩变形,两种变形均使试样变形区获得均匀的宏观变形形貌;而高温拉伸的延伸率主要由扩散颈缩阶段的变形量决定。分析表明,均匀变形阶段主要靠应变强化抑制变形局部化的发生,而扩散颈缩变形阶段应变速率强化起主导作用。随变形温度升高,尤其在温度高于1100℃时,该钢的应变速率强化效应增强,可推迟最终变形局部化的发生,从而获得较大的延伸率。     

铸态Cr5钢热变形行为及热加工图的研究

以支承辊常用材料铸态Cr5钢为研究对象，在单道次热压缩试验的基础上，对其在不同试验参数下的热变形行为及热加工图进行分析研究。试验中，变形温度为850～1220℃,变形速率为0.01～1 s^-1,真应变为0.7。利用试验数据绘制了铸态Cr5钢的真应力-真应变曲线，得出影响流变应力的因素。并通过拟合曲线计算了各待定材料系数，给出了铸态Cr5钢的流动应力方程。最后，基于真应力-真应变曲线，绘制了0.1～0.6应变范围内的热加工图。结果表明：提高变形温度以及减小应变速率可以降低Cr5钢的流变应力，有助于动态再结晶的发生；而随着应变的增加，失稳区域与功率耗散因子变大。Cr5钢高温下最适宜的加工参数区间为：变形温度为1000～1200℃,应变速率为0.03～0.37 s^-1。     

15Cr16Ni2MoN新型马氏体热强钢热变形行为研究

利用Gleeble-3800热模拟试验机在变形温度为950～1150℃、应变速率为0.1～10 s^-1,最大变形量为50%的条件下对15Cr16Ni2MoN钢进行了单道次热压缩试验。根据应变硬化速率θ-应力σ曲线的拐点以及-dθ/dσ-σ曲线计算得到临界动态再结晶(DRX)的临界应力σ_c与温度T的关系。结果表明，在高应变速率(1和10 s^-1)下观察到较为稳定的流动行为，在低应变速率0.1 s^-1时，DRX程度更充分并显著改变了真应力-应变曲线变化趋势。DRX发生需要的临界应力σ_c随温度的升高而逐渐降低，随应变速率的增加逐渐提升。基于Arrhenius模型预测了合金钢的组织演化规律，绘制了在不同应变量下的热加工图，确定最佳热加工区间为变形温度为1030～1070℃,应变速率为0.10～0.22 s^-1,并通过金相显微组织观察予以验证。     

推拉式浅槽盐酸酸洗工艺的操作经验

介绍了带钢推拉式浅槽紊流盐酸酸洗各工序的操作经验,并提出了建议。     

推拉式酸洗机组工艺速度的确定

推拉式酸洗机组工艺速度的确定,要结合酸洗工艺和带钢输送工艺综合分析,在满足产能要求的情况下选择经济合理的运行速度。通过对推拉式酸洗机组带钢输送工艺与张力控制的分析,给出了大纲产品速度梯度、卷取机速度梯度以及张力装置速度梯度的合理设计。其指出,提高工艺速度仍然是推拉式酸洗技术的发展方向,解决其技术瓶颈的关键是合理设计酸槽的结构和长度,提高穿带的可靠度。     

推拉式酸洗机组工艺段的设计要点

介绍了推拉式酸洗机组的特点、相关参数,以及酸洗循环系统、清洗循环系统、废气处理系统的设计要点。     

推拉式酸洗线设计参数分析

提出了计算推拉式酸洗线新酸添加量的数学模型,并从流体及热质交换的原理出发,推导了酸槽内带钢温度和热负荷的计算公式。实践证明,计算模型正确合理,计算精度较好,可用于系统设计和维护调试;该模型也适用于连续式酸洗系统的设计。     

推拉式酸洗机组的应用

木文介绍了我国引进的第１条宽带推拉式酸洗机组的概况、机组特点、存在问题及其改进意见。     

张力卷取机负载特性分析

通过实例分析了带钢推拉式酸洗机组卷取机的速比选择方法,以及卷取负载转矩和功率特性与标准交流变频传动电机输出特性的差异,给出了张力卷取机驱动电机的一种改型设计方法。     

海南1420冷轧工程设计及装备技术特点

详述了海南1420四辊可逆式冷轧机兼平整机组及与之配套的推拉式酸洗机、全氢罩式退火炉、剪切机组的设备组成、技术参数、自控水平及其它特点。生产实践表明,这一生产线适合中小企业及老厂改造时选用。     

半连续式酸洗生产线

半连续酸洗生产线可生产厚度≤0．8mm的板带。FATAHUNTER和FATAPM开发的此类生产线是在处理厚板带的推拉式酸洗机组基础上,使用最新技术加以改进,并采用了FATAHUNTER的隧道式浅槽设计。在线设有平整机,改善了板形和表面质量,产品可作为镀锌板和彩涂板的基板。     

车用高强钢酸洗数学模型的研究

目的研究酸液浓度、温度和氧化皮厚度对车用高强钢酸洗时间的影响,建立关于酸液浓度、温度和氧化皮厚度的综合酸洗模型。方法引入电位导数近零法判断酸洗结束时间,通过进一步酸洗实验研究酸液温度、浓度变化对不同厚度氧化皮酸洗时间的影响,对实验数据进行多元拟合,最后利用正交试验对三种影响因素进行相关性分析。结果当酸洗液电位导数值达到-0.0025 V/s时,氧化皮已去除干净;当酸液浓度提升到10%时,酸洗时间大大减少,而继续提高酸液浓度对缩短酸洗时间的帮助不大。酸液温度在达到80℃时,酸洗效率值达到最高,再提高温度,不仅浪费能源,而且会增加盐酸挥发,反而可能延长酸洗时间。建立了综合酸洗模型并将实际高强钢酸洗数据带入检验,发现酸洗时间误差在8%以内。氧化皮厚度对酸洗时间的影响超过酸液温度和浓度。结论带钢酸洗有适宜的酸液浓度和温度,不能一味地通过增加酸液浓度和温度来提高酸洗效率。通过正交实验发现,建立包含氧化皮厚度影响因素在内的综合酸洗控制模型,对预测酸洗结束时间有较好的准确性和有效性,在工程上具有重要意义。     

金属带氧化皮酸洗工艺的改进

对现有金属带酸洗工艺的不足之处,进行了适当改进,提高了连续酸洗工艺生产线的调节能力、酸洗速度和酸洗质量.