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低碳低合金贝氏体高强度钢热变形奥氏体的连续冷却转变 总被引:3,自引:0,他引:3
研究了一种Cr-Mn-Mo-B低碳低合金贝氏体钢热变形后奥氏体的连续冷却转变,获得了试验用钢热变形后奥氏体的连续冷却转变曲线,试验结果表明,本试验用钢不发生先共析铁素体析出的临界冷却速度为0.15℃/s冷却速度在0.15~1.00℃/s范围时可得到全部粒状贝氏体组织;随着冷却速度的降低;粒状贝氏体中的小岛尺寸增大,数目减少。 相似文献
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研究了10%预变形对0.98%~2.90%Cu超低碳贝氏体钢(%:0.042~0.045C,1.43~1.48Mn,0.30~0.33Si,0.70~0.73Ni,0.29~0.30Mo,0.625~0.029Nb,0.011~0.019Ti,0.0013~0.0023B)在450℃和550℃处理1~104rain的时效动力学行为的影响。试验结果表明,该钢在时效过程时,ε-Cu析出动力学曲线出现硬度峰值,当经过预变形处理后,ε-Cu析出峰值出现的时间显著降低,峰值高度明显增加。在450℃时效时,预变形的这一作用更为明显。 相似文献
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HQ590DB超低碳贝氏体钢中厚板的研制 总被引:1,自引:1,他引:1
采用 18 0t转炉 RH LF(Ca处理 ) 连铸坯 (mm) :2 30 (30 0 )× 16 5 0× 6 0 0 0 4 30 0轧机控轧控冷工艺试制了HQ5 90DB超低碳贝氏体钢 (% ) :0 0 5C ,1 5Mn ,0 0 4Nb ,0 0 2Ti,≤ 0 0 0 0 2B的 30~ 4 0mm中板。连铸坯的 [H]1 7× 10 - 6 ,[O]2 1× 10 - 6 ,[N]2 9× 10 - 6 。终轧温度 80 0~ 85 0℃ ,控制终冷温度 5 90~ 6 30℃ ,获得铁素体 板条状贝氏体组织 ,钢板抗拉强度σb6 5 0~ 6 90MPa ,屈服强度σ0 .2 4 90~ 5 90MPa ,延伸率δ52 0 % ,并具有良好的成形性能。 相似文献
12.
在热模拟实验的基础上,分析了变形条件及微合金元素Nb(0.018%~0.056%)、V(0.01%-0.02%)、Ti(0.01%-0.02%)对0.06%-0.08%C实验钢的热变形行为的影响。在Sellas-Tartat方程的基础上,建立了应力-应变曲线数学模型:动态回复模型σ(e)=σ0 (σp—σ0)[1-exp(-3.23ε/εs)]^0.5,式中:σp-峰值应力,σ0-初始应力,ε-变形应变,σs-加工硬化与回复进入稳态的临界应变;动态再结晶模型σ=σ(e)-(σp-σss){1-exp[-2.363(ε-εc)εc^0.3425)^2]},式中:σss-动态再结晶进入稳态时的应力,εc-动态再结晶临界应变。利用该模型对0.07%C-0.018%Nb实验钢工业轧制时轧制压力进行了预测,其结果与实测值吻合良好。 相似文献
13.
建立了基于双亚点阵模型的 (NbxTi1-x) (CyN1-y)复合热力学模型,并计算了1023~1623 K时Nb-Ti微合金化超低碳钢(/%:0.02C,0.12Si,1.70Mn,0.012P,0.004S,0.101Nb,0.009Ti,0.010Als)的析出相中各组分的摩尔分数、占位比以及析出顺序。通过Gleeble热模拟机、透射电镜和能谱分析仪研究了析出物对该钢230 mm铸坯热塑性的影响和验证所建立的热力学模型。结果表明,1523 K时,钢中Nb、Ti的固溶摩尔分数分别为5.4×10-4和3.87×10-5,降至1023 K时,Nb、Ti固溶含量趋于0。随温度降低析出物中Ti、N占位比逐渐下降,而Nb、C占位比逐步上升,析出物的演变顺序为Nb0.315Ti0.685C0.02N0.98 , (NbxTi1-x) (CyN1-y) , Nb0.85Ti0.15C0.71 N0.29, 计算值与实验结果基本吻合。析出物尺寸小于60 nm,数量高于5个/μm2时,铸坯热塑性明显降低;1241 K钢的抗拉强度临界应力为63.8 MPa,裂纹易形成;同时,Gleeble试样断口处发现Al、Si、Mn、Nb、Ti在晶界处富集,碳氮化物引起空洞,应力作用下形成裂纹。因此连铸过程的铸坯矫直温度应≥1241 K。 相似文献
14.
34CrNi3Mo钢的高温变形行为 总被引:2,自引:1,他引:1
利用Formastor-Press热模拟试验机,研究了34CrNi3Mo合金结构钢在温度840 ̄1200℃,变形速度0.1 ̄80s^-1的变形条件下的热压缩行为。获得了34CrNi3Mo钢在热变形时发生动态再结晶的临界条件(包括临界因子Zc和临界应变εc)及再结晶晶粒大小Ddyn与Zener-Hollomon因子Z、奥氏体起始晶粒尺寸D0和应变ε之间的关系,并给出了回归公式。 相似文献
15.
成分(%)为0.02C-1.55Mn-0.62Ni-0.53Cu-0.003 5 B-0.055V-0.019Ti-0.028Nb的超低碳贝氏体钢ULCB570,由试验室50 kg真空感应炉冶炼,锻80 mm厚板坯,经开轧温度1 150℃,终轧温度900℃空冷轧成25mm厚板材,并用Thermecmaster-Z热模拟试验机测试了该钢的形变奥氏体连续冷却转变曲线。结果表明,该钢形变后在0.130℃/s冷却下的组织为贝氏体-铁素体+第2相或析出物,轧态抗张强度σb为595 MPa,冲击韧性AKV为180 J,轧态+600℃时效时的σb增加至610 MPa,AKV增加至202 J,达到570 MPa级钢板的性能要求。 相似文献
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Nb微合金化低碳贝氏体钢的再结晶和应变诱导析出 总被引:2,自引:0,他引:2
通过Gleeble-2000热模拟试验机研究了850~1 050℃双道次变形(第1道次60%,20 s-1,第2道次20%,10 s-1)及不同道次间隔时间(10~50 s)对含铌低碳贝氏体钢(%:0.21C、1.50Cr、0.20Mo、0.047Nb)再结晶的影响和应变诱导析出Nb(CN)与热变形奥氏体再结晶的相互作用.结果表明,该钢在1 000~900℃变形10 s后,开始应变诱导析出Nb(CN),延迟静态再结晶过程;通过双道次变形,可获得≤10 μm奥氏体晶粒. 相似文献
18.
采用1 t 3相有衬电渣炉-底吹氩精炼-铸φ90 mm棒-100 kg电渣重熔工艺流程成功地生产出满足生产φ0.018 mm超细丝洁净度要求的316L不锈钢原料(/%:≤0.03C、≤1.0Si、≤2.0Mn、≤0.035P、≤0.030S、16~18 Cr、12~15Ni、2~3Mo)。通过渣料为(/%)25CaF2-25Al2O3-50CaO,3根纯铁自耗电极的熔炼过程逐步加铬铁、镍板和硅铁,获得要求的成分,并用AlSiMn合金和SiCa粉脱氧,底吹氩气搅拌,直接浇铸成φ90 mm铸棒,再经φ160mm电渣重熔炉精炼成100 kg锭。结果表明,电渣锭中总氧含量为(15~20)×10-6,平均夹杂物含量为16.2个/mm2,95%夹杂物尺寸小于5μm,没有发现大于10μm的夹杂物,可满足生产超细不锈钢丝的要求。 相似文献