中碳Cr-Ni-Mo-V钢热变形奥氏体静态再结晶晶粒特征研究

采用Ｇｌｅｅｂｌｅ－１５００热／力学模拟实验机研究了中碳Ｃｒ－Ｎｉ－Ｍｏ－Ｖ钢热变形奥氏体静态再结晶晶粒特征，获得了最大晶粒平均直径和平均晶粒直径、混晶因子Ｚ（Ｚ＝Ｄｍａｘ／Ｄ）等与等温停留时间的关系曲线，以及等温停留时间对晶粒特征的影响。对于制订该类钢制产品热变形规范具有重要指导意义。     

35钢和35Cr钢铸件的脆断分析

本文用扫描和透射电镜对35钢和35Cr钢精铸成型件的致脆原因作了分析,结果表明,是沿晶界出现石墨薄层所致。     

金属材料的高温变形与再结晶

<正> 前言 近年来,随着控制轧制技术的发展,金属材料的热变形加工并不仅仅看成是改变工件形状的工序,而是作为形变热处理的方法,是控制金属材料组织,改善材料诸性能的重要手段。很多学者从金属学的观点出发,广泛开展了关于金属材料热变形时的形变机     

7050铝合金热压缩动态再结晶研究

用Gleeble-1500D热模拟压缩试验对7050铝合金高温流变和动态再结晶行为进行研究。结果表明:综合考虑温度和应变速率对动态再结晶的影响,得到动态再结晶峰值应变方程εp=0.015427×ε0.06081·exp(15319/RT),峰值应变与临界应变的关系εc=0.72εp,从而为有限元数值模拟和热加工工艺提供理论和数据参考。     

18Ni马氏体时效钢热变形行为

研究马氏体时效钢的热变形问题具有理论意义。在变形温度为900~1 050 ℃,应变速率为0.001~1 s-1,最大真应变为1.2的条件下,利用Gleeble-3800热模拟试验机研究18Ni（1 700 MPa）马氏体时效钢的热压缩变形行为,建立该合金的热加工图,并对组织演变规律进行研究。结果表明：在实验条件下,随变形温度的升高和应变速率的降低,合金的流变应力和峰值应变逐渐减小,而能量耗散率（η）逐渐升高,动态再结晶过程进行更充分;当应变量为0.6,流动失稳区面积最小。确定了18Ni马氏体时效钢的完全再结晶区域。     

Mg-Al-Zn-Nd稀土镁合金热压缩动态再结晶的研究

采用Gleeble-1500D热模拟机对Mg-Al-Zn-Nd稀土镁合金的变形规律及动态再结晶行为进行研究。结果表明:合金的流变应力随应变速率的增大而增加,随温度的升高而降低;变形量对应力-应变关系的影响很小;变形过程中发生动态再结晶,随变形程度的增加,动态再结晶晶粒不断增多,材料呈现明显的软化趋势,流动应力下降。当动态再结晶过程完成以后,继续变形,材料又出现硬化行为;并且动态再结晶平均晶粒尺寸的自然对数与Zener-Hollomon参数的自然对数呈线性关系。根据实验分析,合金适宜的热加工条件为:变形温度400～450℃,应变速率0.1～5s-1。     

25CrMo钢的热变形行为及加工图

利用Gleeble3500热模拟机对25Cr Mo钢进行热压缩试验,研究变形温度为950~1 100℃、应变速率为0.01~10 s-1条件下的应力-应变曲线。根据动态材料模型DMM建立材料的热加工图,确定其热变形的流变失稳区,得到25Cr Mo钢在试验参数范围内的最佳热变形工艺参数:温度为1 050~1 100℃、应变速率为0.1 s-1。     

33Mn2V钢热变形本构模型的适用性研究

通过对比研究了材料加工领域计算机仿真中的不同流动应力模型。用Gleeble-1500热/力模拟仪对中碳微合金33Mn2V非调制油井管钢进行热镦锻试验,对各种流动应力模型进行对比分析,采用数值拟合回归的方法,利用Matlab拟合相应模型的回归系数。结果表明,针对33Mn2V油井管钢的高温变形过程,在一定的应变速率和温度条件下,适宜采用周纪华-管克智模型或B-P模型,其曲线的相关系数R均超过0.89。     

35CrMnSi钢焊接裂缝研究

<正> 我国自行设计的某产品中一个采用35CrMnSi钢制造的主要零件,要求很高的强度和硬度(σ_b=149～200公斤/毫米~2,淬火后的硬度为HB=415～555),要求焊接后不产生较宽的局部软化区使硬度下降而降低抗弹性能。因此,焊接过程中,在保证设计的强度和硬度的前提下,必须解决两个主要问题:一是防止焊接裂缝的产生,二是使焊接     

35CrMnMoRE钢亮线断口的研究

一、前言 35CrMnMORE钢在研制过程中,调质状态断口上经常出现“亮线”(过去曾称为“层状”),致使钢的冲击韧性显著降低。在调质的纵向断口上,亮线表现为灰色的条带。对于碱性电弧炉的不同冶炼批次,亮线断口的严重程度不同。亮线在相当于钢锭的心部严重,边部较轻。这种亮线断口的本质是什么?它是怎样形成的?能否消除或改善?本文对这些问题进行了初步研究和讨论。     

弹体热收口过程的再结晶行为模拟

利用所建立的58SiMn钢奥氏体再结晶数学模型,对该钢制弹体在热收口过程中的再结晶行为进行了模拟;借助再结晶体积分数及晶粒尺寸变化的预测结果,解析了弹体收口后的晶粒分布。结果表明:收口上部由于温度较高且存在较大应变,促使完全动态再结晶发生并进而细化了晶粒;收口下部粗大晶粒的存在是由于该区域所发生的静态及亚动态再结晶不完全和新晶粒在保温过程中长大所致。     

锰对热轧Si-Mn双相钢再结晶的影响

该文借助透射电镜研究了锰对冷拔形变热轧态低碳Si-Mn双相钢再结晶的影响。结果表明,锰含量高的H钢(2.42％Mn)再结晶开始温度(指铁素体区)为520℃,锰含量低的J钢(2.09％Mn)相应为535℃。锰对双相钢中马氏体量的影响导致对再结晶开始温度的影响。再结晶近于完了的温度,H钢为590℃,J钢相应为570℃。锰对双相钢再结晶完了温度的影响实质上是锰对α-Fe再结晶温度的影响。     

耐热钢热扭转变形行为研究

以EA4T奥氏体耐热钢为试验对象,分析其热扭转变形行为,用NWS500微机控制热扭转机,在温度为800～1 200℃,应变率为0.01、0.1、1、10 s-1时,进行热扭转变形。结果表明:应变一定时,应力-应变曲线出现峰值,且随应变率降低、温度升高而降低;应变率与应变一定时,提高温度,扭转热变形抗力下降,温度为1 100～1 200℃时,变形抗力小于250 MPa,此时奥氏体耐热钢加工性能最优。     

35CrMnSiA钢贝茵体相变的研究

<正> 35CrMnSiA钢在马氏体点附近等温淬火处理工艺虽已得到广泛应用,但是在马氏体点Ms附近及其以下温度等温淬火微观组织的形貌特征并不十分清楚。这是由于Si的加入使得该钢的微观组织显示不同的特征。本文用透射电子显微镜观察了35CrMnSiA在340℃、290℃及220℃等温淬火组织的微观特征。其贝茵体显示出含Si钢特有的竹形     

35CrMo钢磨削淬硬的试验研究

采用刚玉砂轮在普通平面磨床上对35CrMo钢进行磨削硬化,研究其硬化层组织及变化规律。结果表明:磨削淬火工艺可获得700HV以上的高硬度淬硬层,最大淬硬层深达1.8 mm;磨削淬火加热速度极快,细化了奥氏体晶粒,淬火马氏体组织非常细小,得到板条马氏体和片状马氏体的整合组织。     

18Mn-18Cr-0.5N奥氏体钢静态再结晶行为研究

用热扭转试验及定量金相研究了18Mn-18Cr-0.5N奥氏体钢静态再结晶行为。静态再结晶激活能为298kJ/mol,给出了热交形后完成50％静态再结晶的时间t_(0.5)和再结晶晶粒尺寸d_(rcx)与Zenor-Hollomon参数Z、退火温度T及预应变量ε的关系式。     

关于35CrNiMoV钢的蝶状马氏体的研究

<正> 目前文献中关于五种马氏体(条状马氏体,片状马氏体,薄板状马氏体,ε′马氏体,蝶状马氏体)的报导中,对于蝶状马氏体的报告是最少的。到目前为止,这种马氏体的研究多局限在高镍的Fe-Ni-C,Fe-Ni等合金中,而且对蝶状马氏体的结晶学特征的看法还很不一致,蝶状马氏体的生成条件等也不清楚。本文在普通的     

贝氏体钢和35CrMnSi空心弹体侵彻金属靶板的比较研究

本文对贝氏体钢和35CrMnSi弹体以不同速度侵彻金属靶板的结果进行了宏观和细观对比实验研究,以揭示弹体的变形、质量侵蚀和微观组织的联系,尤其是与绝热剪切带之间的关系。研究发现,弹体头部均发生不同程度的镦粗变形或质量侵蚀,并有绝热剪切现象,剪切带的形貌和分布在很大程度上决定了弹体的宏观变形和破坏。贝钢的剪切转变带中较多微孔洞,其断口为平坦脆性断口;35CrMnSi的剪切带中较多微裂纹,断口平坦面比贝钢小,并有撕裂现象。剪切转变带的显微硬度均高于基体组织。两种材料的弹体经较低速度侵彻后,亦可观察到少量的形变带和转变带。本文的研究为贝氏体钢在穿甲弹体上的应用提供了理论与实验数据。     

热等静压TC4粉末体热压缩变形组织演变规律

针对热等静压工艺制备的Ti-6Al-4V合金,利用Gleeble-1500热模拟机进行高温热压缩变形试验,结合OM组织观察研究热变形温度为850~1 050℃与变形速率为0.001~5 s-1对该合金热变形组织的影响规律。结果表明:单道次变形时,当温度在900℃及以下,层片状α相发生球化或动态再结晶,得到均匀等轴的细小组织;高于950℃时,变形后淬火组织由均匀等轴β晶粒与板条马氏体组成,晶粒内有交叉排列的短片层α相;在950℃以下,随着应变速率增大,动态再结晶体积分数降低,晶粒内α相细化,当应变速率过大时,变形后组织以拉长的未再结晶粗大β晶粒为主;相较单道次变形,3道次变形中每一道次变形量较小,低应变速率下再结晶组织易粗大化,随着应变速率的增大,再结晶组织不均匀分布。