热处理对D406/20钢焊接接头组织与性能的影响

基于D406A钢异质材料在焊接过程中出现的裂纹,研究了热处理工艺对D406A钢和20钢异质焊接接头组织和性能的影响。结果表明,不同状态下D406A钢侧焊缝和热影响区组织主要是马氏体;经退火和调质处理后组织趋于均匀,晶粒更细小。焊态及退火态D406A钢侧接头热影响区硬度最高,淬硬倾向相对较大,容易产生裂纹。对接接头抗拉强度呈现"调质态焊态退火态"的趋势。     

5Cr2NiMoVSi钢摩擦环的真空热处理

观察和测试了5Cr2NiMoVSi钢摩擦环试样真空淬火和两次回火后的组织和硬度。结果表明,5Cr2NiMoVSi钢试样经真空热处理后,组织为回火马氏体+回火下贝氏体+少量残留奥氏体+共晶碳化物;显微组织较均匀,硬度52~54 HRC,满足技术要求。     

热处理对D406A钢异质材料焊接接头组织与性能的影响

基于D406A钢异质材料在焊接过程中出现的裂纹,研究了热处理工艺对D406A钢和20钢异质焊接接头组织和性能的影响。结果表明,不同状态下D406A钢侧焊缝和热影响区组织主要是马氏体;经退火和调质处理后组织趋于均匀,晶粒更细小。焊态及退火态D406A钢侧接头热影响区硬度最高,淬硬倾向相对较大,容易产生裂纹。对接接头抗拉强度呈现“调质态＞焊态＞退火态”的趋势。     

焊后热处理对P92钢焊接接头组织及力学性能的影响

利用金相显微镜、扫描电镜对热处理前后P92钢焊接接头的组织、断口形貌进行分析;利用洛氏硬度计、电子万能试验机对热处理前后P92钢焊接接头的力学性能进行测定及分析。结果表明,焊态下P92钢焊缝区、热影响区的显微组织均为马氏体和残留奥氏体,且硬度较高,约为42.69 HRC;母材区为回火托氏体;经焊后热处理,3个区域组织均为回火托氏体组织,其硬度值均与母材区相近,约为37.55 HRC;焊后热处理前后P92钢焊接接头断口形貌均为韧窝+撕裂棱,属于韧性断裂,经热处理后P92钢焊接接头屈服强度和断面收缩率明显高于焊态下试样,分别为842.21 MPa、46.20%。     

超声冲击对30CrMnSiNi2A焊接接头组织性能的影响

使用手工氩弧焊、30CrMnSiNi2A合金钢板材和H18CrMoA低氢高强钢焊丝制备了焊接接头试样,并采用超声冲击处理技术对其进行了全覆盖强化处理.利用金相显微镜、显微硬度仪和电子万能试验机等分析与测试手段对未超声冲击处理与超声冲击处理焊接接头试样的表层显微组织结构、显微硬度和拉伸性能等进行了研究.结果表明,超声冲击处理可在30CrMnSiNi2A钢焊接接头试样表面形成厚度约为100～150 μm的晶粒细化层,焊缝区表层平均显微硬度由350提高到402HV,加工硬化量提高了14.9％,而且焊接接头的抗拉强度和伸长率分别提高了16.8％和35.7％;同时,探讨了超声冲击处理改善30CrMnSiNi2A钢焊接接头力学性能的机理.     

热处理对1.6C-10Cr模具钢组织与性能的影响

通过力学性能测试和金相组织观察 ,分析了热处理对试验钢组织与性能的影响 ,提出了优化的热处理工艺 :试验钢经 85 0～ 870℃退火 ,硬度≤ 2 30HB ;经 95 0～ 10 0 0℃淬火 ,硬度达到 6 2～ 6 4HRC ,晶粒度等级为 7～ 9级 ;经 970℃淬火 +2 0 0～ 30 0℃回火 ,硬度≥ 6 0HRC ,冲击韧度达到 10～ 12J/cm2 。冲裁 0 5mm厚热轧硅钢板的试验钢模具寿命达到 6 0万件以上。     

热处理工艺对H13钢组织与性能的影响

通过硬度和金相分析,研究了热处理工艺对模具材料H13钢(4Cr5MoSiV1)的组织与力学性能的影响,并分析了热处理后的试样缺陷。结果表明,H13钢经1050℃×200s (560￣600)℃×2h回火,可使其硬度达到较佳的使用范围(48￣52HRC);采用同样的回火工艺进行二次回火后,其组织更加稳定和均匀,且硬度适中。     

回火温度对30CrMnSiA钢力学性能的影响

30CrMnSiA钢样品经890℃油冷淬火处理后,分别在450-590℃进行回火处理。通过光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)以及力学试验机等手段,研究了热处理后30CrMnSiA钢的显微组织以及力学性能。结果表明:随着回火温度的升高,30CrMnSiA钢组织中的回火索氏体占比不断提高,合金强度下降,伸长率增加。经890℃淬火+500℃回火处理后低合金钢的综合性能较佳,硬度、抗拉强度、屈服强度、伸长率和冲击韧度分别为39 HRC、1302 MPa、1147 MPa、11. 3%和28 J/cm~2。30CrMnSiA钢在530～550℃左右会发生回火脆性。回火温度继续升高,冲击韧度得以恢复。回火温度为590℃时,冲击韧度达到41. 25 J/cm~2,而抗拉强度和屈服强度分别为1126 MPa和1027 MPa。     

30CrMnSiA钢CO_2气体保护焊接头组织和性能研究

采用H08Mn2SiA、Qk Aristorod 12.5两种焊丝分别对30CrMnSiA钢进行CO2气体保护焊,并对这两种焊丝所焊接头的显微组织及力学性能进行了分析。结果表明:采用H08Mn2SiA焊丝进行焊接,焊缝组织主要由细晶铁素体和针状铁素体组成,焊缝的显微组织比采用Qk Aristorod 12.5焊丝焊接焊缝组织要细小,其针状铁素体细且数量多、排列密集。H08Mn2SiA焊丝焊接接头的力学性能优于Qk Aristorod 12.5焊丝焊接接头的力学性能。     

装甲钢CO2气体保护焊焊接接头组织和抗裂性分析

采用自制H10MnSi和H08Mn2Si焊丝分别制备装甲钢CO2气体保护焊焊接接头,通过金相显微镜、扫描电子显微镜和显微硬度计对装甲钢焊接接头组织及其硬度分布进行对比研究;通过斜Y形坡口焊接裂纹试验评定了自制H10MnSi焊丝和H08Mn2Si焊丝的抗裂性倾向.结果表明,在H08Mn2Si焊丝基础上改进的自制H10MnSi焊丝应用于装甲钢CO2气体保护焊时,其焊缝组织细化,针状铁素体比例明显高于H08Mn2Si焊丝,这使得H10MnSi焊丝的抗裂性优于H08Mn2Si焊丝.     

D406A钢的光纤激光-电弧复合焊接性能

对低合金超高强度钢(D406A)进行了光纤激光-电弧复合焊接,在最佳工艺参数条件下,研究了装配间隙对D406A焊接性能的影响.结果表明,装配间隙的最佳范围为0.6~1.0 mm.另外在最佳工艺条件下,对焊缝形状、焊接接头组织、硬度及力学性能进行了研究.结果表明,焊缝金属可以分为电弧区、激光-电弧复合区及激光区,并且激光区与电弧区相比组织细小;3个区域的硬度分布最高值均出现在热影响区(HAZ);经热处理后,焊接接头力学性能基本与母材相同.     

航空轴承钢的真空低压渗碳工艺

利用洛氏硬度计、维氏硬度计及光学显微镜等研究了真空低压渗碳工艺对航空轴承钢组织和性能的影响。结果表明:试验钢经渗碳后产生了大量连续的粗大网状碳化物,但在渗碳后热处理工艺中碳化物形貌逐渐变为非连续的网状;有效硬化层由渗碳后的0.45 mm逐步增加到设定值附近(0.77 mm);渗层硬度梯度中的“低头”现象也逐步消除,从渗层到心部硬度平缓降低;相较于原始硬度,试验钢的表面硬度经渗碳后增加了11 HRC,经过全工序真空低压渗碳后提高了16~18 HRC。     

水下湿法自保护药芯焊丝

开发了一种新型水下湿法自保护药芯焊丝,采用模拟压力舱以及自动焊接系统,在30米模拟水深的条件下进行了焊接试验,焊接结果表明焊接过程稳定,成形良好.按照美国焊接协会水下焊接标准（ANSI/AWS D3.6 1999）对获得的焊接接头的抗拉性能、弯曲性能、硬度以及冲击韧性等进行了研究.拉伸试验试件断裂位置位于母材区,弯曲试验试件弯曲180°没有发生断裂,并无明显裂纹产生,0℃冲击韧性达到30.25J/cm2.研究结果表明,自主研发的水下湿法自保护药芯焊丝可满足CCSE36等级钢的水下30米水深的焊接性能要求.     

热处理对 D256 自制堆焊焊条堆焊层组织与性能的影响

为修复高锰钢零件在中低载荷作用下的磨损失效,在D256焊条药皮中加入一定量的钛铁、钒铁、碳化硼和稀土元素,采用手工电弧的方法,通过焊接冶金反应自发生成硬质增强颗粒,并且通过后续热处理改变硬质相在高锰钢堆焊层中的分布,以提高堆焊层耐磨性。分析了堆焊层的显微组织和力学性能。结果表明:与D256焊条堆焊层相比,添加12%Ti-Fe+12%V-Fe+6%B4C的堆焊层组织晶粒明显细化,且有一些细小的颗粒第二相生成,其硬度达到了53HRC;经过固溶时效处理后,堆焊层的组织更为细小,碳化物分布更为均匀,虽然硬度值下降到49HRC,但耐磨性有所提高。     

真空气淬压力对马氏体不锈钢硬度的影响

研究真空气淬压力对4种马氏体不锈钢(2Cr13、9Cr18、1Cr17Ni2和0Cr17Ni4Cu4Nb)硬度的影响。结果表明,在1.5、3、5 bar气淬压力下,直径φ30、φ50、φ80 mm的2Cr13钢棒材心部硬度大于45 HRC,表面硬度大于49.5 HRC。提高气淬压力,材料硬度增大。对于直径φ30 mm的2Cr13钢棒材,心部硬度与表面硬度一致;对于直径φ50和φ80 mm的棒材,心部硬度低于表面硬度。直径为φ30、φ50、φ80 mm的9Cr18、1Cr17Ni2、0Cr17Ni4Cu4Nb钢棒材,在1.5、3、5 bar 气淬压力下均淬透,材料心部硬度与表面硬度一致。     

锻造斗齿的热处理工艺及组织性能

以锻造斗齿成品及斗齿用30CrMnSi钢亚温淬火工艺为研究对象,对斗齿成品不同部位的洛氏硬度及显微组织进行了分析;对30CrMnSi钢经不同模拟锻造余热淬火工艺处理后的组织和性能进行了对比研究。结果表明:斗齿成品表面硬度略低于次表层2~3 HRC,齿尖硬度高于齿根硬度5~10 HRC。通过模拟锻造余热分段淬火工艺,30CrMnSi钢在870 ℃水淬时,其冲击韧性最高,为74 J;当淬火温度低于870 ℃时,由于奥氏体化不均匀或较多铁素体的出现会导致冲击韧性降低;当淬火温度高于870 ℃时,由于加热时奥氏体晶粒粗大,淬火后所得马氏体也粗大,冲击韧性降低。建议生产中采用斗齿齿尖、齿根同时入水的整体淬火工艺,以使斗齿整体获得较高的硬度和韧性。     

D406A高强钢焊接残余应力测试

采用小孔测试法,对D406A低合金高强钢钨极氩弧焊及不同热处理状态下的残余应力进行了测试研究。结果表明：D406A低合金高强钢钨极氩弧焊在焊缝及其附近会产生约460MPa的残余应力;采用650℃下保温10min的局部热处理是较为合理的工艺,可达到整体去应力退火的效果．而且可以避免焊接工件表面严重脱碳、降低焊接结构强度的危害。     

高强韧热作模具钢SR19的组织与力学性能

通过冲击试验、硬度测试、显微组织观察和断口分析研究了不同淬火、回火工艺对SR19热作模具钢微观组织及力学性能的影响,并与H13钢进行了对比。结果表明:960~1060 ℃温度范围内淬火时,SR19钢的硬度比H13钢高3~4 HRC;在高于540 ℃回火时,相同温度下SR19钢的硬度比H13钢要高0.5~1.0 HRC,且SR19钢回火后的冲击吸收能量比H13高40~50 J。增Mo加W增加了纳米析出相的数量,提高了抗回火软化能力和冲击性能。SR19钢的最佳热处理工艺为1020 ℃油淬、560~600 ℃回火,此工艺下的硬度为50.9~54.8 HRC。     

30CrMnSiA钢筒形件超高强度热处理工艺研究

为减轻产品质量和降低造价,对30CrMnSiA钢薄壁筒形件进行可控气氛加热淬火+低温回火及除氢超高强度热处理工艺试验,使其抗拉强度和断后伸长率均达到45CrNiMo1VA、D6AC超高强度钢的要求,满足了产品试制和生产的需要。试验表明:在一定条件下,采用合适的热处理工艺,采用30CrMnSiA钢替代45CrNiMo1VA、D6AC超高强度钢;当采用淬火+低温回火的热处理工艺时,应尽可能提高30CrMnSiA材料的塑性和韧性,并防止氢脆。     

BSW T15钢的真空热处理

利用真空淬火回火设备、洛氏硬度计及扫描电镜,研究了淬火温度和回火温度对BSW T15钢真空高温淬火后性能的影响,并分析了BSW T15钢高温淬火时开裂的原因。结果表明,淬火温度从1200 ℃降低10 ℃后,表面硬度保持在62.5～64.5 HRC范围内,畸变量减小且有效防止了淬火开裂;采用合适的回火温度、合理的工装方式及优化的工艺,畸变量降低至0.15 mm, BSW T15钢的热处理工艺指标均满足工艺要求。