7Cr7M03V2Si钢球化退火机理及其快速退火工艺的研究

本文研究了7Cr7Mo3V2Si钢退火过程中的组织变化及球化退火机理,发现球化退火过程中,奥氏体的等温分解是以粒状碳化物的独立形核为主要机制。经过优化确定的快速球化退火工艺为:940～980℃加热2h,冷到780～800℃等温2.5h,再随炉冷至500℃出炉。采用此工艺可使7Cr7Mo3V2Si钢的硬度降至HBl94～202,从而大大改善了该钢的切削加工性和冷挤成型特性,并且用冷挤成型法成功地制造了模具。     

Cr5MolV冷作模具钢热处理工艺

研究了球化退火温度、淬火温度、淬火冷却方式对Cr5Mo1V冷作模具钢组织和性能的影响。结果表明,Cr5Mo1V钢的球化退火温度范围为820-860℃;淬火温度在保证奥氏体中溶解较多的碳和合金元素的同时,不能超过950℃;淬火冷却方式宜采用油冷。     

合金钢的退火不软化行为

某些合金经热处理后产生退火不软化问题。作者对W18Cr4V和18Cr2Ni4WA2种合金钢进行了锻后软化退火试验,对退火组织进行了SEM分析,对合金钢的退火不软化原因进行了探讨,提出钢的退火必须根据等温转变C曲线（即TTT图）,以研究其方法与工艺,从而获得最佳的切削加工性能。实验结果表明：W18Cr4V钢经普通退火处理,硬度偏高（269－286HBS）;采用等温退火方法,软化效果好,满足了切削加工对硬度的一般要求（＜255HBS）;无论采用何种退火方法,18Cr2Ni4WA合金钢的硬度均不能满足要求,只有采用高温回火的办法,方可使其软化。     

W9Mo3Cr4V钢高温形变组织及动态再结晶方式

W9Mo3Cr4V钢为高速钢,高温形变时,基体中存在大量的残余碳化物,特别是形变过程中析出的大量细小、弥散分布的碳化物导致该钢形变组织及动态再结晶方式远较低碳低合金钢复杂。     

用正交试验法研究改善7Cr7Mo3V2Si(LD1)钢冷挤成型性的退火工艺

7Cr7Mo3V2Si钢是一种综合性能优良的新型模具钢,但其冷挤成型性较差。本文介绍了通过正交试验研究出的几种可行的球化退火工艺,使钢材的塑性明显提高,屈服极限和屈强比明显降低,使钢材由退火供应态的HB250～275降至HB200,从而可以顺利地进行大挤压量模具的冷挤成型。     

热处理工艺参数对T12钢碳化物球化的影响

用正交试验法研究了奥氏体化温度、保温时间、等温温度3个热处理工艺参数对T12钢碳化物球化的影响,以碳化物的粒化程度和硬度值为目标,通过极差分析和方差分析得出:奥氏体化温度是影响T12钢碳化物球化的最主要因素,保温时间和等温温度是次要影响因素;在755℃保温1 min后以690℃等温的热处理工艺为T12钢较优球化退火工艺。利用较优球化退火工艺处理后的试样得到了碳化物细小均匀的球状珠光体组织。     

热处理工艺参数对T12钢碳化物球化的影响

用正交试验法研究了奥氏体化温度、保温时间、等温温度3个热处理工艺参数对T12钢碳化物球化的影响,以碳化物的粒化程度和硬度值为目标,通过极差分析和方差分析得出：奥氏体化温度是影响T12钢碳化物球化的最主要因素,保温时间和等温温度是次要影响因素;在755℃保温1min后以690℃等温的热处理工艺为T12钢较优球化退火工艺。利用较优球化退火工艺处理后的试样得到了碳化物细小均匀的球状珠光体组织。     

ML40Cr热轧材球化退火工艺实践

埃斯科特钢公司二分厂主要生产汽车用紧固件冷镦钢丝,在生产过程中大规格的ML40Cr热轧材球化退火效果不理想,球化等级3级,不能满足国标要求,通过优化工艺,两次升温球化,球化等级达到4级,满足国标要求。     

中碳高硅铸钢的复合热处理工艺

研究了成分（wt．％）为0．62C,2．0Si,1．6Mn,0．99Cr的高硅铸钢经过复合热处理（球化退火＋等温淬火）的组织和力学性能,利用olympus金相电子显微镜观察组织、扫描电子显微镜分析冲击断口形貌;测试了实验钢的洛氏硬度和冲击韧性．实验结果表明,试样经过球化退火工艺之后硬度变化的幅度不大,而冲击韧性有明显地提高,试样的组织主要为下贝氏体组织,并含有少量的奥氏体．在相同的球化退火工艺下,320℃等温淬火60min,试样的硬度和冲击韧性值都较高．     

GCr15钢的快速球化退火工艺

根据“离异共析”原理,对GCr15钢采用低温奥氏体化和快速球化退火新工艺,该工艺使得球化退火的奥氏体化保温时间和等温转变时间总和缩短到2h以内,与传统退火工艺相比节约能源50％以上。     

X45NiCrMo4钢退火工艺参数对硬度的影响

采用球化退火工艺方法,研究了X45NiCrMo4钢退火工艺参数对硬度的影响,分析了退火组织与硬度之间的关系,制定了最佳退火工艺。X45NiCrMo4钢退火的奥氏体化温度为860℃,等温温度为640℃。结果表明,在临界点以上奥氏体化后缓冷使其分解为粗珠光体组织可使HB降低到210,从而满足了用户的要求。     

氮化硅轴承球超低温承载特性试验研究

轴承球的超低温承载特性是其在超低温环境下应用和超低温轴承匹配设计的关键。模拟轴承零件配副，采用两球对压检测其破碎载荷的方法研究了氮化硅（Si3N4）球和9Cr18钢球在液氮温度下承受静载荷的特性。结果表明，Si3N4球在超低温下破碎时的名义接触应力在37－29GPa，足够满足滚动轴承应用的需要。并且同9Cr18钢球一样，Si3N4球超低温下承载能力要高于常温承载能力。以Si3N4球和9Cr18钢球配对承载时，虽然Si3N4球无明显塑性变形而9Cr18钢球有较大屈服，Si3N4球承载能力仍远大于9Cr18钢球，在设计以Si3N4球和9Cr18套圈组成的混合式陶瓷轴承时应考虑对套圈采用适当的表面强化处理。     

稀土对新型Cr—Ni—W—Mo奥氏体耐热铸钢抗高温氧化行为的影响

本文研究了不同稀土含量的新型Cr—Ni—W—Mo奥氏体耐热铸钢在900℃,1000℃和1100℃的空气中的等温氧化行为,发现随着稀土含量的增加,氧化增重和氧化皮的剥落量都下降,含有适量稀土的Cr—Ni—W—Mo钢在等温氧化条件下的服役温度可达1000℃,在周期氧化的条件下的服役温度可达900℃。     

高速钢W18Cr4V的锻造及热处理

对W18Cr4V钢的性能特点进行了分析,阐述了W18Cr4V钢的锻造及热处理工艺的合理制定。     

几种模具钢的热疲劳性能对比研究

通过对3Cr2W8V、4Cr5MoV1Si以及5CrNiMo、5Cr2NiMoVSi两组模具钢的热疲劳性能对比试验,证实5Cr2NiMoVSi的热疲劳性能优于5CrNiMo;循环上限温度低于670℃,4Cr5MoV1Si钢的热疲劳性能优于3Cr2W8V钢,循环上限温度为710℃时,反而3Cr2W8V钢的热疲劳抗力较好。文章分析了影响热疲劳性能的主要因素,提出了最佳硬度值范围,为指导热处理工艺提出了可靠依据,并为新材料的合理使用指出了工作温度范围。     

热处理对35Cr3Mo3W2V钢的断裂韧性的影响

将35Cr3Mo3W2V(简称HM1)钢的淬火温度自1030℃提高到1150℃,使钢的冲击韧性明显下降,但平面应变断裂韧性略有升高。在硬度及平面应变断裂韧性之间存在近似直线关系。K_(1c)值随HRC 值下降而增大。压力机锻压凹模在破断前的工作寿命与模具钢的平面应变断裂韧性有关与冲击韧性关系不大。与3Cr2W8V 钢相比,HM1钢具有大致相同的断裂韧性但具有较高的淬硬性、回火抗力及热疲劳抗力。     

190系列柴油机排气阀代用材料的可行性研究

通过对4Cr14Ni14W2Mo、5Cr21Mn9Ni4N、3Cr23Ni8Mn3N 三种材料的力学性能和显微组织加以比较分析,认为3Cr23Ni8Mn3N的力学性能满足排气阀的性能要求,其固溶处理温度范围宽、晶粒比较细小,具有组织、性能及工艺优势,而且成本较低 ,可以代替4Cr14Ni14W2Mo 作为190系列柴油机排气阀材料.     

3Cr2W8V、4Cr5MoSiVl钢热疲劳机理及热疲劳抗力的差异

对淬火、回火后的3Cr2W8V钢、4Cr5MoSiV1钢缺口板状试样,进行了50～650℃ Coffin型热疲劳试验。根据试验结果,分析了热疲劳裂纹萌生和扩展过程,以及此过程中试样上应力的变化。结果表明:试样在升温时产生塑性压缩应变,在降温时产生弹性拉伸应变,呈现出弹塑性应变循环的特征;热疲劳裂纹沿滑移线场方向,在最大应变区形核,在形核数量上,4Cr5MoSiV1钢为3Cr2W8V钢的十几倍;裂纹扩展驱动力主要受材料高温强度和组织的热循环稳定性控制,同时也受材料对拉应力松驰能力的影响;裂纹扩展阻力主要取决于热循环后的材料断裂韧性水平、强度水平和氧化腐蚀抗力的合理配合。根据以上分析结果,从机理上解释了4Cr5MoSiV1钢热疲劳抗力优于3Cr2W8V钢的原因。     

25Cr2Mo1V钢在高温服役中的组织和性能研究

采用SEM、金相及能谱分析方法,通过力学性能测试,对25Cr2Mo1V钢在高温服役状态下的组织和性能进行了研究．结果表明：25Cr2Mo1V铜在长期高温下服役会形成黑色网状晶界,且晶界粗化及V、S元素在晶界处的偏聚,导致冲击韧性降低,产生脆化现象,造成其服役时间缩短．     

9／4Cr1Mo钢及其焊接接头缺陷失效定曲线

通过9／4Cr1Mo钢及其焊接接头在常温和高温下应力－应变关系曲线的分析,用塑性多段幂次法描述材料的本构关系。基于弹塑性有限元法和工程评定方法建立9／4Cr1Mo钢及其焊接接头的失效评定曲线（FAC）,并将计算结果与R6通过曲线进行了比较,为9／4Cr1Mo钢制压力容器缺陷的安全评定提供技术支持。