低合金高强钢断后伸长率不合格原因分析

针对低合金高强钢伸长率偏低的现象,对不合格的试样进行了探伤分析、显微组织观察、扫描电镜断口分析以及EDS夹杂物成分确定,最终发现伸长率不合格的原因为锰元素的偏聚造成了夹杂物过多、偏析处组织异常,同时这两种缺陷的存在还形成了氢陷阱引起了氢脆,在拉伸断口形成了脆性的氢致平台。     

Q460C钢板微观组织对拉伸断口特征的影响

用SEM和EDS等手段研究了Q460C钢板微观组织和拉伸断口的特征。结果表明,具有铁素体和珠光体、晶粒尺寸相对均匀的Q460C钢板伸长率较高;有带状贝氏体和铁素体混晶组织的钢板伸长率明显降低。带状贝氏体和混晶组织是导致钢板产生木纹状分层断口的主要原因,出现木纹状分层断口的Q460C钢板伸长率较低。     

高强度盘螺伸长率不合格原因分析及改进措施

通过对高强度盘螺伸长率不合格试样的宏观成分、拉伸断口形貌、夹杂物形貌及成分和金相组织精心研究,得出夹杂物、芯部出现异常组织和基圆组织不均匀等引起了盘螺伸长率不合格.减少铁水硫含量,通过吹氩促进夹杂物上浮、均匀钢水成分,改善冷床通风条件,有助于提高盘螺性能,确保伸长率满足国标要求.     

不同伸长率多晶Be室温拉伸断口分析

通过扫描电镜系统分析了伸长率5%和零伸长率多晶Be室温拉伸断口形貌。发现多晶Be无论伸长率高低,拉伸断口均平整、无颈缩;断口宏观形貌分纤维区和放射区,微观形貌既有裂纹沿一定结晶学表面扩展形成的解理断裂特征,又有一定塑性变形产生的撕裂棱,属准解理断口。但是,伸长率5%的多晶Be断口纤维区和放射区界限不清晰,放射花样细小且走向多变,断口没有明显的主裂纹源,断裂是由多个裂纹源汇合所致。而零伸长率多晶Be断口纤维区和放射区界限清晰,放射花样粗大且走向单一,并且纤维区占整个断口比例极小,放射花样则几乎遍布断口通区,断口上可见明显的主裂纹源,主裂纹源中心往往存在某种组织缺陷,断裂主要是单一裂纹扩展所致。这表明多晶Be的伸长率主要来自于裂纹形核阶段,微观组织缺陷造成裂纹过早地达到临界裂纹扩展尺寸,是导致多晶Be材室温伸长率降低的主要原因。     

HRB400热轧带肋钢筋伸长率不合格的原因分析

通过化学成分分析,金相、力学性能检验,断口宏观形貌检查,扫描电镜等手段,分析了某批准8 mm规格HRB400热轧带肋钢筋伸长率不合格的原因。结果表明:不合格试样的断裂源分别位于钢筋的横肋和纵肋,伸长率不合格是心部严重的组织偏析引起的。     

6082铝合金铸棒力学性能研究

针对某批6082铝合金铸棒出现力学性能不合格问题,选取断后伸长率最大和最小的试样,采用宏观形貌、微观断口形貌、金相组织观察等方法,分析6082铝合金铸棒力学性能不合格的原因。结果表明,表面质量对试样力学性能的影响比较明显。试样宏观断口均为脆性断裂,断后伸长率高的试样断口呈凸凹起伏,韧窝有一定深度;而断后伸长率低的试样断口平直,韧窝浅而平。断后伸长率低的试样疏松、非金属夹杂较多,个别位置还有氧化膜缺陷;断后伸长率高的试样缺陷密度小。     

中碳微合金非调质钢36MnVS4连杆胀断缺陷分析北大核心CSCD

通过合金成分分析、显微组织定量表征、断口形貌观察及力学性能测定,对中碳微合金非调质钢36MnVS4连杆断口掉渣和断口不齐缺陷进行分析。在VW 50030标准和TCCMI 13.1—2021标准下进行比较,结果表明:4支连杆组织为珠光体+铁素体,均无异常组织,晶粒度均为5.5~6.0级,不符合标准要求;缺陷连杆的抗拉强度、屈服强度、断后伸长率符合标准,但断面收缩率为26.5%~27.4%,明显低于合格连杆的32.8%~33.5%的断面收缩率,未达到要求。断口不齐的主要原因为断口附近的Ca、Si氧化物夹杂物,在断口侧面发现激光切槽的位置较深,不仅改变胀断轨迹,还降低断面收缩率;掉渣的主要原因为断口附近出现微孔型断裂韧窝,改变了断口表面状态。最后提出采用控锻控冷技术精确控制组织性能是解决问题的关键。     

L360钢级弯管开裂失效分析

对开裂后的L360钢级弯管进行了失效分析。对宏观和微观断口形貌进行了观察并对弯管的显微组织及力学性能进行了研究,对其元素组成及含量进行测定,分析了非金属夹杂物含量,分析弯管失效的原因。结果表明,弯管的化学成分组成及含量符合标准,断口呈现脆性断裂特征,弯管屈服强度和抗拉强度极高,伸长率和冲击功极低,内壁、外壁显微组织分别为马氏体、马氏体+贝氏体;显微组织异常是导致其开裂的根本原因。     

Q235B中厚板伸长率不合格原因分析

针对Q235B中厚板在拉伸试验中出现的断后伸长率不合格问题,利用扫描电镜、金相显微镜等分析手段对拉伸试样宏观断口、断口微观形貌及金相组织进行观察与分析。分析结果表明,中厚板中的非金属夹杂物、不均匀的带状组织和内应力是导致钢板断后伸长率不合格的主要原因,并就此提出一系列的工艺改进与优化措施,有效地解决了伸长率不合格的问题。     

Q420B钢伸长率不合格原因分析

针对Q420B钢板在轧制后出现伸长率批量不合格的情况,通过金相检测、扫描电镜等方式对其拉伸试样进行断口形貌、组织结构、夹杂物分析。结果表明,断口部位存在较多孔隙、分层以及较严重的带状组织,裂纹及孔隙主要沿偏析组织萌生扩展;断口部位夹杂物集中分布,且呈连续性、长条状分布,其在拉力作用下和基体界面分离、扩展后最终形成裂纹,是造成钢板轧后伸长率不合格的主要原因。     

不同组配P91钢焊接接头断裂性能的试验研究

采用JR阻力曲线试验方法，研究了强度组配对P91钢焊接接头不同区域断裂性能的影响规律，并分析了不同组配P91钢焊接接头的硬度分布。结果表明，焊接热循环对其热影响区的性能没有明显的影响；低组配焊接接头焊缝区的断裂阻力要高于高组配焊接接头焊缝区的断裂阻力，即强度低组配有利于提高P91钢焊缝的抗断性能；对于熔合线区域，试验结果体现出类似的规律，即随组配比的降低，熔合线区域的抗断性能升高；而无论何种强度组配的P91钢焊接接头。其焊缝金属的抗断性能均优于熔合线区域。     

控轧控冷对高强建筑用钢组织与性能的影响

对一种试验性的高强建筑用钢进行了控制轧制和控制冷却处理,研究了终冷温度对试验钢力学性能和显微组织的影响,并对拉伸断口形貌进行了观察。结果表明,试验钢在终冷温度为450℃时具有较高的强塑性和低屈强比,能够满足780 MPa级高层低屈强比建筑用钢的要求;在终冷温度为650℃时,试验钢中的M-A岛状组织更加粗大、含量相对较高,形状主要以多边形和和条带状形态为主,而终冷温度为450℃时,试验钢中M-A岛状组织的数量相对较多,尺寸相对细小,且主要以颗粒状形态存在;贝氏体铁素体基体上弥散分布着颗粒状M-A岛的复相组织有利于提高试验钢的强塑性并降低屈强比;终冷温度为450℃时试验钢的抗拉强度、规定塑性延伸强度、断后伸长率和屈强比分别为1070 MPa、825 MPa、16. 6%和0. 771。      

奥氏体晶粒对52CrMoV4弹簧钢强韧性的影响

采用850℃至1200℃的淬火温度,探索了奥氏体晶粒尺寸对52CrMoV4弹簧钢强韧性的影响。通过光学金相和扫描电镜观察了显微组织和断口形貌及断裂路径。结果表明,随着晶粒的粗化,强度变化很小,拉伸塑性呈线性降低,断裂韧度和冲击韧度呈现先降后增的反常趋势。晶粒尺寸和马氏体束尺寸是影响拉伸塑性的重要因素,而断裂韧度和冲击韧度与晶界状况和马氏体条的宽长比有关。     

双相区轧制对铁素体/马氏体双相钢组织性能的影响

采用双相区(α+γ)轧制及双相区短时保温处理相结合的方式,制备了一种高强高韧性低碳低合金铁素体/马氏体双相钢,并采用SEM、室温拉伸试验和维氏硬度检测等手段研究了不同轧制工艺对铁素体/马氏体双相钢组织和性能的影响。结果表明:相对于普通的连续轧制工艺,等温轧制和道次之间短时保温处理相结合的工艺对铁素体/马氏体双相钢的相比例、形貌和尺寸有重要影响。等温轧制及短时保温处理的双相钢的组织明显细化,马氏体相比例增加,组织均匀性显著改善,屈服强度提升了34%,达到1229 MPa,屈强比高达0.78,断口为韧性断口特征,呈细小韧窝状,具有良好的综合力学性能。     

GD钢组织及低温冲击韧性研究

分析了900℃淬火及200℃回火后GD钢的显微组织、硬度及低温冲击的断口形貌,研究结果表明:900℃淬火后GD钢组织由粗针状马氏体、残余奥氏体、碳化物组成,200℃回火时,马氏体中析出部分碳化物,回火组织由回火马氏体和碳化物组成。900℃淬火+200℃回火后的GD钢冲击时,随着温度的降低,其冲击功随之减小,随着GD钢所处的环境温度不断升高,断口宏观形貌中反映起裂区和裂纹纤维扩展区所占比例越来越大,微观形貌中存在解理面、撕裂棱和韧窝,其断裂机理为准解理断裂。     

1Cr21Ni5Ti双相不锈钢不同温度时效脆化倾向研究

对1Cr21Ni5Ti双相不锈钢在400~600 ℃之间进行时效处理,测试其冲击韧性和力学性能,结合断口形貌和金相组织观察,研究1Cr21Ni5Ti 双相不锈钢不同温度时效脆化规律,提出抑制缓解脆化的工艺措施。结果表明:1Cr21Ni5Ti双相不锈钢在550 ℃时效的脆化倾向较小,脆化倾向最敏感的时效温度区间为450~500 ℃,在此区间时效时,铁素体脆化而发生解理或准解理断裂;同时,高的Ti/C比值增大450~500 ℃之间的脆化倾向,但高的Ti/C提高奥氏体的稳定性,显著降低600 ℃时效脆化倾向。在上述基础上,研究证明增加锻造比使奥氏体相产生足够变形并使其均匀分布,能有效阻止铁素体脆性裂纹的扩展,可以较大程度地降低脆化倾向。     

C250钢缺口扭转疲劳断裂特征研究

采用体视显微镜和扫描电镜对不同应力比、不同循环寿命下的C250钢缺口扭转疲劳断裂特征进行研究。结果表明:C250钢缺口扭转疲劳断口宏观可分为斜面状、棘轮状、锯齿状和平面状等4类断口形貌。斜面状和棘轮状断口一般出现在R>0、循环周次在105级以上的断口上；锯齿状断口一般出现在应力比R<0、循环周次在105级以上的断口上；平面状断口一般出现在循环周次在104级以下的断口上。在斜面状断口和棘轮状断口上，与轴向呈45°的扩展斜断面上为类解理特征，微观可见典型的疲劳条带特征；与轴向垂直的扩展断面主要为扭转磨损特征；瞬断区为韧窝断裂特征。斜面状断口、棘轮状、锯齿状断口疲劳裂纹的萌生和扩展主要受切应力的作用。而平面状断口裂纹的萌生和扩展主要受平面拉应力作用。     

Effects of HAZ softening on the strength and elongation of resistance spot-welded joints in high-strength steel sheet in an in-plane tensile test

ABSTRACT

In this study, we investigated the effects of heat-affected zone (HAZ) softening on the strength and elongation of resistance spot-welded joints in high-strength steel sheet in an in-plane tensile test. The fracture in the softened HAZ had a little effect on the maximum stress of the resistance spot-welded specimen; however, the fracture elongation decreased. The nugget diameter and HAZ softened width had little effect on the fracture elongation of the resistance spot-welded specimen. Also, the fracture elongation decreased slightly with the decrease in the sheet thickness. The major factor affecting the fracture elongation was the HAZ hardness ratio (= Softened HAZ/Base metal × 100%). For the resistance spot-welded specimen with a thickness of 1.6 mm, when the HAZ hardness ratio decreased to less than 80%, the fracture position changed from the base metal to the softened HAZ and the fracture elongation decreased sharply. In addition, with a decrease in the hardness ratio, the fracture elongation decreased.     

P110H钢的高温拉伸性能及断裂机理

根据热采井的服役温度,对P110H热采套管钢进行了高温拉伸试验,并对不同温度下的断口形貌进行了观察,分析了由于温度影响而引起的断裂机理变化。结果表明:随着温度的升高,P110H钢的屈服强度显著下降,而抗拉强度下降并不明显,屈强比随温度升高而降低。在高温的影响下,其断裂过程由微孔聚合诱发剪切扩展断裂的组合断裂过程转变为微孔聚合为主导的韧性断裂过程,其主要原因是由于高温使位错激活能增加,提高了材料的塑性变形能力。     

3.5%NaCl中阴极极化下A537钢间歇超载疲劳断品分析

测量了Ａ５３７钢在３．５％ＮａＣｌ中阴极极化条件和不同间歇超载发生频率下疲劳裂纹扩展曲线,并利用扫描电子显微镜对腐蚀疲劳断口进行观察,结果表明：超载对裂纹扩展速度及断口特征的影响取超载发生频率。当超越发生频率ＯＣＲ＝１０＾－１,１０＾－２时,间歇超载加速裂纹扩展,腐蚀疲劳断口只存在解理、沿晶等一般脆性特征：当ＯＣＲ＝１０＾－３,２×１０＾－４,１０＾－４时,间歇超载对裂纹扩展存在阻滞效应,Ａ５３７