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采用理论分析和实验研究相结合的方法,对20CrMnMoH齿轮钢在预先热处理过程中产生贝氏体非平衡组织的现象进行了分析研究。结果表明:20CrMnMoH齿轮钢在常规预先热处理过程中的冷却速度无法控制,过冷奥氏体进行非平衡组织转变,容易得到贝氏体等非平衡组织。根据贝氏体等非平衡组织的组织遗传效应,结合过冷奥氏体等温转变的原理和机制,设计了两次等温正火预先热处理工艺,首次等温正火预先热处理完成了非平衡组织到平衡组织的转变,二次等温正火预先热处理实现了晶粒的细化和均匀化。通过工艺优化控制实现了齿轮锻件的金相组织为1~2级、同批次不同齿轮锻件硬度差≤5 HB的技术指标。成品齿轮的精度可以达到6级,验证了预先热处理对减小齿轮热处理畸变、提高齿轮精度的有效性。 相似文献
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《热加工工艺》2017,(4)
为了使20CrMnTi汽车变速器齿轮轴强韧化,通过改进正火和淬火工艺,对其热处理工艺、力学性能和耐磨损性能进行了研究。结果表明:与改进前热处理工艺相比,采用改进工艺热处理后的20CrMnTi汽车变速器齿轮轴的25℃抗拉强度、屈服强度和断后伸长率分别提高8.6%、7.8%和30.2%;350℃抗拉强度、屈服强度和断后伸长率分别提高43.0%、64.8%和57.9%;25℃和350℃磨损体积分别减小62.2%、71.2%。优化的20CrMnTi汽车变速器齿轮轴强韧化热处理的正火工艺为:875℃×1.5h+650℃×0.5h后空冷的等温正火处理,优化的淬火工艺为:870℃×3.5h碳氮共渗后先560℃×0.5h分级淬火后油冷。 相似文献
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对冷作模具D2钢进行不同的深冷处理,并进行了显微组织、表面硬度、耐磨性和冲击韧度的测试与分析。结果表明,深冷处理,尤其是淬火回火后再进行深冷处理,有利于促进钢中碳化物的弥散分布,提高表面硬度、耐磨性和冲击韧度;淬火回火后进行-196℃×2 h深冷处理的冷作模具D2钢,其表面硬度较未经深冷处理试样提高5.38%,20℃磨损体积减少68.89%、200℃磨损体积减少77.74%,冲击韧度提高40.80%。 相似文献
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利用贝氏体等温淬火工艺在Dievar钢中制备不同体积比例的贝/马复相微观组织,通过对显微组织、宏观/微观硬度、磨面形貌、磨屑和磨损率的分析进一步研究了贝/马复相Dievar热作模具钢的高温摩擦磨损性能并探讨其磨损机制。结果表明,Dievar钢中下贝氏体含量随等温淬火保温时间的延长而增加,其中保温3、5、10 min时下贝氏体体积占比分别为32%、45%、63%。贝/马复相试样相比于传统油淬试样具有更高的回火抗性,不同等温试样硬度值均高于传统油淬试样硬度值。同等磨损条件下,等温淬火Dievar钢相较于常规热处理Dievar钢耐磨性更加优异。在400~600℃高温摩擦磨损试验条件下,Dievar钢表面氧化物为Fe2O3和Fe3O4。Dievar钢400~500℃高温磨损机制为磨粒-轻微氧化磨损;随着温度升高,氧化物颗粒尺寸变大,磨粒磨损加剧。当温度升至600℃时,常规油淬试样磨损机制为磨粒-氧化磨损,以磨粒磨损为主;而等温淬火试样磨损机制则以氧化磨损为主。 相似文献
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采用等离子堆焊技术在Cr5钢表面制备WC增强18Ni300钢复合涂层. 研究添加质量分数为25%和35%的球形WC对堆焊层组织与性能的影响,分析固溶(900 ℃ × 1 h)和时效(490 ℃ × 5 h)处理前后堆焊层的显微组织/相变过程/显微硬度和摩擦磨损性能. 结果表明,在马氏体时效钢粉末中添加WC颗粒影响堆焊层组织和马氏体相变. WC/MS300复合堆焊涂层的显微组织主要以奥氏体为主. 经固溶时效热处理后,基体试样硬度和摩擦磨损性能下降,而WC/MS300试样中γ-F转变为α-Fe,硬度和耐磨性显著改善,添加35%WC试样耐磨性能最佳. 由WC的微观结构演变表明,固溶时效后WC颗粒周围形成厚的扩散层,显著改善了界面结合. 相似文献
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选择合理的化学成分及热处理工艺是提高ZG30SiMnCr钢的耐磨性性能的重要手段。研究了Si及等温淬火工艺对ZG30SiMnCr钢耐磨性的影响规律。结果表明,采用相同的等温淬火工艺处理试样,随着硅含量的增加,试样的耐磨性均有不同程度的增加。含硅量相同时,采用300℃×60 min等温淬火工艺处理试样的耐磨性优于280℃×45 min等温淬火工艺。用扫描电镜对试样磨损表面观察发现,其磨损形式是以微观切削磨损机制为主,磨损表面形貌主要是划痕和犁沟。硅含量为0.9%时,试样的磨损表面出现少量剥落现象。 相似文献
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采用不同工艺对含锶新型建筑耐候钢09MnCuPTiSr进行了正火处理,并进行了试样耐腐蚀性能和耐磨损性能的测试与分析。结果表明:随正火温度从730℃提高到910℃(正火时间3 h),或随正火时间从1 h延长到5 h(正火温度870℃),耐候钢的耐腐蚀性能和耐磨损性能均先提高后下降。在正火时间3 h时,870℃正火的09MnCuPTiSr钢的腐蚀电位比730℃正移285 m V,磨损体积减小44%。在正火温度870℃时,3 h正火的09MnCuPTiSr钢的腐蚀电位比1 h的正移134 m V,磨损体积减小32%。正火温度优选为870℃,正火时间优选为3 h。 相似文献
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改进型4Cr5Mo2MnV1Si压铸模块钢采用传统“余热退火+正火+等温球化退火”工艺球化处理后,组织未达到技术要求,对其传统球化处理工艺做了改进,并对改进工艺处理试样的组织、硬度进行检测。结果表明,试验钢余热退火+正火+等温球化退火后,再经1010℃保温0.5 h炉冷至不同温度(820、790和760℃)保温1 h空冷处理后,显微组织均呈板条马氏体形态,基体上均匀弥散分布有碳化物颗粒,但硬度均高于400 HBW,未达到硬度小于240 HBW球化组织的要求。而经1010℃保温0.5 h空冷至室温,再820、790和760℃保温1 h回火空冷处理后,组织均为等轴铁素体上均匀分布着质点状碳化物,硬度分别为321、235和245 HBW,其中790℃回火效果最好,球化组织级别达到GB3,硬度小于240 HBW。因此,采用余热退火+正火+高温回火(790℃)代替余热退火+正火+等温球化退火可实现改进型4Cr5Mo2MnV1Si压铸模块钢的锻后球化处理。 相似文献
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为了研究热处理工艺对4Cr5Mo Si V1Mg1含镁新型热挤压模具的耐磨损性能和抗热疲劳性能的影响,选用6种不同的工艺对含镁新型热挤压模具进行热处理,并对热处理后的模具分别进行表面硬度测试、500℃高温摩擦磨损试验及热疲劳试验。结果发现:当退火温度从820℃提高到920℃或淬火温度从1000℃提高到1080℃时,模具的表面硬度、耐磨损性能和抗热疲劳性能均先升高后下降;与870℃×8 h常规退火相比,采用870℃×2 h+700℃×6 h等温退火可以使模具的表面硬度增加14%、500℃磨损体积减小45%、网状裂纹级别从2级减小至1级、主裂纹级别从2级减小至1级、热疲劳裂纹级别从4级减小至2级。因此,含镁新型热挤压模具的退火工艺优选为870℃×2 h+700℃×6 h等温退火,淬火温度优选为1040℃。 相似文献
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针对中碳Si-Mn系贝氏体/马氏体复相钢,比较不同热处理工艺(正火+回火,等温淬火+回火)后的组织和性能,以探索适宜的热处理工艺,并进行摩擦磨损实验。结果表明,在本研究范围内,复相钢最佳的热处理方案及相应的性能为950℃×1 h正火+250℃×2.5 h回火,洛氏硬度为51.7 HRC,冲击韧度αK为20.6 J/cm2,抗拉强度为1731.7 MPa;950℃×1 h奥氏体化+320℃×1h等温淬火+250℃×2.5 h回火,洛氏硬度为50.8 HRC,冲击韧度αK为20.9 J/cm2,抗拉强度为1508.0 MPa。干摩擦或油润滑条件下,复相钢均有较好的耐磨性能,相比而言,正火+回火的复相钢耐磨性更好。 相似文献
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采用氮碳氧复合处理(QPQ)技术对耐蚀耐热不锈钢MPS700A钢进行表面改性,分别进行(450~500) ℃×5 h和(550~570) ℃×3 h盐浴氮碳共渗试验,氧化处理工艺均为400 ℃×30 min。对QPQ处理后试样渗层的表面形貌、表面硬度、脆性及其耐磨性进行了分析。结果表明:渗层主要由氧化膜层、疏松层、化合物层和扩散层构成,QPQ处理后试样的硬度明显提高,相对低温段490 ℃盐浴氮碳共渗试样的硬度最高,相对高温段550 ℃处理的试样硬度最高,分别为1295、1344 HV0.1,分别是基体硬度的3.75和3.90倍。QPQ处理试样的渗层组织细小,均匀致密,脆性低,耐磨性好,比祼钢具有较好的高温摩擦磨损性能,尤其在500 ℃以上性能更加优异。且与550 ℃盐浴氮碳共渗QPQ试样相比,490 ℃盐浴氮碳共渗QPQ试样具有更低的脆性,更好的高温摩擦磨损性能。 相似文献