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探讨了不同热处理工艺对12Cr2Mo1R耐热钢板性能和组织的影响,结果表明:随正火温度的升高贝氏体增加,强度提高,975℃正火后,显微组织为100%贝氏体和(Fe,Cr)3C型渗碳体;随回火温度的提高及回火时间的延长,强度降低,600℃回火时析出的纳米强化相不断长大成针状,同时,(Fe,Cr)3C型渗碳体不断球化,逐渐向(Fe,Cr)7C3型转化;正火处理后再经650℃回火处理,负蠕变现象消失。生产中12Cr2Mo1R钢宜采用正火+回火处理,正火温度920~950℃,保温时间1.5~3.0 min/mm;回火温度720~750℃,保温时间2.0~4.0 min/mm。 相似文献
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通过拉伸和冲击试验以及OM和SEM的组织观察,研究了不同热处理工艺对3.5Ni低温钢显微组织和力学性能的影响。结果表明:3.5Ni钢正火(Normalizing)态及正火+回火(Normalizing+tempering)态的组织均为铁素体基体加珠光体。冲击韧性随正火温度的升高先增加后降低,正火温度为860℃时,低温韧性最佳;回火后3.5Ni钢塑性和低温韧性明显提高。随着回火温度的升高,带状组织减弱,冲击功增加,当回火温度达到两相区的650℃时,冲击功降低,最佳的回火温度为590~630℃。 相似文献
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实验采用直径为377 mm,壁厚为18.5 mm的12Cr2Mo1R钢,用FORMASTOR-F快速热膨胀相变仪测定Ac3及CCT曲线,设计出不同的热处理制度,根据不同热处理制度下钢的组织及力学性能得到最终的热处理工艺。结果表明,P22钢种的正火温度控制在930~960℃,回火温度在760℃的热处理制度下,能够满足产品力学性能要求。 相似文献
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利用金相显微观察及力学性能分析,研究调质处理、正火+调质热处理对42CrMo曲轴钢组织与性能的影响。结果表明,经过860℃淬火+580℃回火处理后,曲轴钢基体组织为回火索氏体,但轴颈心部区域白色铁素体数量较多且晶粒粗大、分布不均。其力学性能为抗拉强度997~1211 MPa,屈服强度990~1204 MPa,伸长率11%~13%,断面收缩率40%~48%,冲击功72~90 J。而在调质热处理前增加一次(880℃空冷)正火预处理后,42CrMo曲轴钢的显微组织更趋均匀化,其力学性能为抗拉强度1100~1220 MPa,屈服强度1107~1188 MPa,伸长率13%~15%,断面收缩率50%~56%,冲击功83-91 J。因此,880℃空冷正火预处理+860℃淬火与580℃高温回火是42CrMo曲轴钢优化的热处理工艺。 相似文献
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为满足12Cr1MoV钢管最终热处理制度要求,采用950℃淬火或控制终轧温度(≥950℃)代正火加回火的热处理工艺.介绍了12Cr1MoV高压锅炉管的冶炼、轧管及试验室热处理工艺试验,并按照GB5310-85要求进行了全面性能测试.试验结果表明,成品管采用控制终轧温度(≥950℃)加回火及淬火加回火的工艺,钢管的常规性能均符合标准要求. 相似文献
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为了获得一种良好强韧性匹配的390MPa级船板钢,通过NbV-N复合微合金化及不同热处理工艺(正火+回火、淬火+回火),对实验室钢板的室温拉伸、-40℃冲击性能及钢的微观组织、析出相等进行了分析研究。结果表明,钒、铌的添加能细化晶粒,且氮质量分数的增加使得这种细晶效果更为显著,从而使得钢的强韧性,特别是冲击韧性明显提升。相比轧态,正火+回火、淬火+回火热处理后钢的力学性能均有明显提高,特别是低温韧性有明显改善,这得益于回火过程中大量微合金碳氮化物的弥散析出及钢的有效晶粒尺寸的显著细化。 相似文献
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本课题对P91管坯试样的低倍、夹杂、显微组织、热压缩变形行为以及常温力学性能进行了分析研究。结果表明:采用"电炉+炉外精炼+真空脱气冶炼"工艺,可制备钢质纯净、夹杂物级别较低的P91管坯;P91具有良好的淬透性,在空冷条件下,即可获得马氏体组织;P91经高温正火和回火热处理后,组织为晶粒细小的亚晶化回火马氏体组织;在同一应变速率条件下,变形抗力对变形温度比较敏感,采用较高的变形温度,可降低锻造过程中的变形抗力,当变形温度达到1 150℃以上时,随着变形程度的增大会发生奥氏体组织的动态再结晶,从而进一步细化晶粒;P91管坯试样的常温力学性能可满足GB5310以及ASME SA335标准要求。 相似文献
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在实验室条件下对热轧X120管线钢进行两种不同工艺淬火,研究了回火温度对不同淬火态试验钢组织力学性能的影响。试验结果表明:直接快冷工艺下,显微组织以板条铁素体+马氏体为主;缓冷+直接快冷工艺下以粒状贝氏体+板条铁素体+马氏体为主。随回火温度升高,两种试验钢强度均出现起伏,在400~500℃范围内回火后,冲击功和伸长率均得到改善;采用直接快冷工艺在350℃和600℃回火后出现断口分离现象,从而导致力学性能波动,而缓冷+快冷工艺在回火过程中力学性能稳定性较好。因此,采用缓冷+快冷工艺+(450~500℃)回火,其力学性能达到X120级管线钢性能要求。 相似文献
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09MnNiDR作为-70 ℃超低温环境钢,少镍低成本属性引起了广泛的关注,细化铁素体晶粒和球化渗碳体为其提高低温冲击韧性的主要方法。为了探究微观组织对其综合力学性能的影响,采用3种不同热处理工艺对09MnNiDR钢进行了试验,利用光学显微镜、扫描显微镜、拉伸试验机和低温冲击韧性试验机对试验钢的微观组织形貌进行了观察和力学性能的测定。结果表明,试验钢经正火后晶粒得到了细化,铁素体晶粒度为13级,-70 ℃低温冲击韧性不小于25 J,韧脆转变温度为-70~-80 ℃;试验钢正火加热保温出炉后采用风冷加速冷却能进一步细化晶粒,铁素体晶粒度达到14级,强度和韧性同时得到了提高,韧脆转变温度降低至-80~-90 ℃;试验钢经正火+回火处理后,正火形成的片状或短棒状渗碳体在回火时发生了球化转变为颗粒状,对比正火态强度出现了下降,低温冲击韧性得到了进一步的提高,韧脆转变温度降低至-100 ℃以下。不同的生产企业可以选择合适的热处理工艺来提高09MnNiDR的低温冲击韧性,满足用户的特殊需求。 相似文献
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研究了500~670 ℃回火热处理对轧制钛/钢复合板界面组织与性能的影响,以期为复合板热加工的工艺参数制定提供指导。对轧态和回火态的钛/钢复合板进行了拉伸、冲击和剪切试验测试,并利用光学显微镜、扫描电镜、X射线衍射等研究手段表征了复合板的界面组织、剪切断口形貌及断口反应相。结果表明,回火热处理后,钛/钢复合板的剪切性能降低,随着回火温度的升高,剪切强度呈现下降趋势。轧态和回火态复合板界面反应相均为β Ti和TiC,其中TiC反应相的厚度随着回火温度的升高呈现增厚趋势。TiC脆性相厚度的增加导致了复合板剪切强度的下降,且使得剪切断口呈现脆性断裂倾向增大,撕裂特征减弱,呈现出明显的平滑断裂特征。 相似文献
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采用SEM、TEM和力学性能测试等手段,研究了预备热处理对AMS 6308钢组织及性能的影响。结果表明,980 ℃以下正火,随着温度的提高,M6C碳化物逐渐溶解,晶粒细小,淬火后马氏体板条均匀细小,碳化物呈球状或椭球状弥散分布在板条界和晶界上,碳化物体积分数和位错密度较高,强度和冲击值逐渐增加。980 ℃以上正火,M6C碳化物溶解增多,晶粒开始长大,淬火后马氏体板条束尺寸也长大,碳化物体积分数和位错密度下降,强度和冲击值降低。推荐的预备热处理制度:正火温度为980~1 010 ℃,回火温度为680~700 ℃,经性能热处理后,AMS 6308钢体现出良好的强韧性匹配。 相似文献
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用DIL850L相变Φ4mm×10mm小试样模拟φ26mm 60Si2CrVAT钢(/%:0.60C、0.63Mn、1.50Si、1.08Cr、0.14V)870~950℃淬火试验。结果表明,随淬火温度提高,钢残余碳化物减少,950℃淬火晶粒长大明显,择优选取910℃为淬火温度。生产检验条件下,采用910℃40 min淬火,420℃ 90 min回火,可获得较佳的综合力学性能-即抗拉强度(Rm)1940 MPa,屈服强度(Rp0.2)1 740 MPa,伸长率(A5)9.5%,断面收缩率(Z)36.5%。 相似文献
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14MnVTiRE钢[/%:0.10~0.15C、0.30~0.60Si、1.20~1.60Mn、0.03~0.09V、0.07~0.16Ti、0.10~0.15RE(加入量)]4 mm薄板的生产流程为180 t顶底复吹转炉-180 mm×1 260 mm连铸板坯-连轧-卷取工艺。在连铸时由结晶器喂φ2.5 mm RE丝。试验研究了950℃正火,950℃正火+690℃1~5 h回火对薄板组织和力学性能的影响。结果表明,正火后钢的组织为铁素体+细珠光体,在正火+690℃回火1~3 h钢中的珠光体片层碳化物发生球化,分布在晶界和晶粒内部,随回火时间进一步增加,碳化物呈点状和三角形,全部分布在晶界,材料的强度降低很大。14MnVTiRE钢薄板的最佳热处理工艺为950℃正火+690℃1~2 h回火,其屈服强度为510~610MPa,抗拉强度630~680 MPa,伸长率22%~25%。 相似文献