40Cr与QCr0.5的恒温超塑性固态焊接

基于对40Cr表面激光淬火后与QCr0.5恒温超塑性固态焊接可行性的分析,在非真空、无保护气氛下,进行了40Cr/ QCr0.5的异材焊接工艺试验.试验结果表明,40Cr钢待焊接面经激光淬火预处理后与QCr0.5在预压应力56.6～84.9MPa、焊接温度750～800℃、初始应变速率(2.5～7.5)×10-4s-1的条件下,经120～180s短时压接,即可实现固态焊接,接头强度可达QCr0.5母材强度,胀大率不超过6%.焊接过程中QCr0.5发生了超塑性流变,40Cr变形甚微.     

40Cr与QCrO．5的恒温超塑性固态焊接

基于对40Cr表面激光淬火后与QCr0.5恒温超塑性固态焊接可行性的分析,在非真空、无保护气氛下,进行了40Cr QCr0.5的异材焊接工艺试验。试验结果表明,40Cr钢待焊接面经激光淬火预处理后与QCr0.5在预压应力56.6～84.9MPa、焊接温度750～800℃、初始应变速率(2.5～7.5)×10-4s-1的条件下,经120～180s短时压接,即可实现固态焊接,接头强度可达QCr0.5母材强度,胀大率不超过6%。焊接过程中QCr0.5发生了超塑性流变,40Cr变形甚微。     

Cr12MoV合金工具钢的超塑预处理工艺及其超塑变形条件

本文旨在探求Cr12MoV合金工具钢实现超塑性的预处理工艺以及最佳超塑变形温度和速度条件,并就各主要因素对超塑性能的影响进行了实验研究。结果表明,一般淬火处理、奥氏体化固溶—低温循环淬火处理均可使Cr12MoV合金工具钢在一定变形条件下实现超塑性,且经后一种工艺处理后,其延伸率超过了210%。     

T12钢的组织超细化工艺试验

利用快速加热循环淬火对Ｔ１２钢的组织超细化进行了试验研究,试验表明：Ｔ１２钢经固溶处理及快速加热循环淬火２～３次后,可使其γ晶粒细化至１０μｍ以下,碳化物颗粒尺寸不足０．６０μｍ。     

利用圆环镦粗法测定工模具钢超塑成形条件下的摩擦系数

本文应用计算机绘制了圆环镦粗测定摩擦系数的理论校准曲线,首次研究了圆环镦粗法在工模具钢超塑成形条件下的应用,实测了在模具钢的超塑变形条件下几种常用润滑剂的摩擦系数,并分析了影响超塑条件下摩擦系数的因素。     

LM_2钢恒温超塑性及其显微组织的变化

LM_2钢经1050℃快速加热淬火后,基体晶粒尺寸可细化至4.2μm 以下,碳化物平均截线长小于0.32μm。处理后的钢在830～850℃,■=(1.0～2.3)×10~(-2)min~(-1)变形时均可获得较好的超塑性,其最大延伸率为183%,而流变应力仅55.2MPa。在超塑变形中,碳化物长大倾向比单纯温度作用下要大,但不明显。由于该铜原始组织中存在一定数量的一次碳化物,直接影响其超塑性的较好发挥。     

高合金工具钢焊接的国内现状

高合金工具钢的焊接性能较差，但高合金工具钢的焊接在工业上有较广泛的应用。本文综述了高合金工具钢熔化焊、钎焊和固态焊国内焊接研究与应用现状，介绍了超塑焊接在高合金工具钢精密焊接中良好的工业应用前景。     

钢在恒温超塑焊接过程中焊接面断口分析

通过对 40Cr T10A钢恒温超塑性固相焊接过程中焊接面断口的观察与分析 ,认为超塑性固相焊接接头形成过程中焊接面各微区焊合状态是非均匀的 ,并呈现出不同的断口形貌特征 ;若按微观上断口形貌特征分类 ,整个断口可分为类原始界面区、准冶金结合区和冶金结合区 3个特征区域 ;接头形成过程可描述为冶金结合区增加、准冶金结合区逐渐增大而类原始界面区逐渐减小的过程。     

形变诱导析出在SAF2205超塑组织细化中的作用

运用变形能、相变温度、原始晶粒尺寸与金属组织细化之间的关系,提出了控制σ相析出的新方法.在此基础上,用分段恒温拉伸的方法,对sAF2205钢恒温热拉伸后的性能和微观组织进行了实验研究.研究结果表明:采用变温的恒温热拉伸方法,通过快速冷却,使σ相的析出发生在变形过程中,细小、弥散分布的σ相可以抑制晶粒的长大;为了保证σ相的形变诱导析出,实现双相不锈钢的低温超塑性变形,需要采用较快的冷却速度.     

12Cr1 MoV珠光体耐热钢的焊接工艺探讨

12Cr1 MoV是低合金高强度珠光体耐热钢,焊接性不好,针对其产生冷裂的原因,制定出与之相应的焊接工艺,如焊接材料的选择,预热温度的确定,后热处理方法和参数的制定,从而解决了12Cr1 MoV的焊接。     

40Cr－5CrMnMo钢超塑性压接的组织与性能

采用预先处理及表面处理，４０Ｃｒ－５ＣｒＭｎＭｏ钢在空气炉中可实现超塑性固相压接．压接工艺条件为：温度７１０～７３０℃，应变速率２～３×１０－４ｓ－１、压力５０～８０ＭＰａ．时间３～５ｍｉｎ．压接强度达到基材４０Ｃｒ钢强度。通过接头显微组织分析，提出了钢超塑性固相压接机制为超塑变形的晶粒滑动和原子扩散造成的原始界面消失。     

钨铜合金/铬青铜复合结构电触头的超塑焊接

探讨利用恒温超塑焊接代替真空扩散焊接实现W80Cu20/QCr0.5-0.2-0.1复合结构电触头焊接加工的可行性。试验结果表明:在预压应力56.6MPa、焊接温度800~830℃、保温30min、初始应变速率1.5×10-2min-1的条件下,经5~7min的压接,接头抗拉强度(最高达190.8MPa)均高于真空扩散焊,并且无需真空或保护气氛,焊接温度较低,效率较高,在复合结构电触头的焊接加工中有良好应用前景。     

5CrMnMo钢火焰喷涂FeNiCrSiB合金层的超塑性扩散焊接

研究了５ＣｒＭｎＭｏ钢为基材的铁基（Ｇ３１２）合金火焰喷涂层在基材超塑温度范围内的变形行为．利用应变速率比Ｗ选择涂层与基材的超塑温度．分析了基材与涂层均发生超塑变形时，涂层孔洞，涂层与基材结合界面的焊合机制及其对多冲抗力和耐磨性的影响规律．     

超高碳钢与表面改性后40Cr的超塑连接

研究了1．4％C超高碳钢的压缩超塑性及其与40Cr钢之间的超塑性焊接,分析了接头组织与性能,讨论了焊接机理。结果表明,1．4％C超高碳钢在800℃、初始应变速率（0．75～3．75）×10^-4s^-1条件下压缩呈现超塑性,应变速率敏感性指数0．31;40Cr钢组织越细,接头强度越高;经表面激光淬火的40Cr与1．4％C超高碳钢在800℃、预压应力56．6MPa、初始应变速率2,5×10^-4s^-1的条件下压接3．5min,接头强度最高达460MPa,为40Cr钢母材强度的85％,接头胀大率小于4．5％,可实现较精密固态焊接。     

F91与12Cr1MoV异种钢焊接工艺研究

介绍了电厂2×600 MW超临界火电机组锅炉二级减温水管道设计中的F91和12 Cr1MoV的焊接工艺.本文从生产实际出发,分析了该异种钢的焊接性,从焊接材料、工艺参数、焊接规范等几个方面对F91/12Cr1MoV异种钢接头的焊接工艺进行了深入研究,使用结果表明该焊接工艺规范合理、质量控制方法切实可行.     

喷射成形及时效处理对Cr12MoV钢组织及性能的影响

采用喷射成形技术制备了 Cr12 Mo V钢 ,应用金相、X射线衍射分析、差热分析等实验手段对该钢的微观组织及性能进行了分析和研究 .结果表明 ,喷射成形 Cr12 Mo V钢的显微组织得到了显著的细化 ,与 Cr12 Mo V钢铸态组织不同处在于其主要由奥氏体组成 .由于喷射成形过程中的冷却速度快 ,奥氏体中高度固溶了碳及合金元素 ,其晶格常数达 0 .362 0 nm,且喷射成形钢的马氏体起始转变温度 (Ms)亦低于常规工艺制备的钢的 Ms.随着时效温度的升高 ,亚稳奥氏体逐渐发生了转变 ,Cr12 Mo V钢的硬度在 570°C时效温度处出现峰值 ,由时效处理前的 HRC38增大至 HRC60 .时效合金主要由马氏体构成 .当时效温度高于 570°C时 ,Cr12 Mo V钢的硬度剧烈下降 .因此 ,570°C是喷射成形 Cr12 Mo V钢进行时效处理的临界温度 .     

Cr12MoV钢的压缩超塑性研究

研究了Cr12MoV钢超塑性压缩变形的力学特性和应变速率敏感性指数m值.在温度780～820℃、初始应变速率(1.5～15)×10-4 s-1条件下测得压缩应力-应变曲线,测量、计算了试样膨胀系数.分析结果表明,试样压缩后基本保持圆柱状,膨胀系数大于1;在780～820℃,(1.5～15)×10-4 s-1压缩条件下,稳态阶段流变应力低至80 MPa,应变速率敏感性指数m约0.23,与其拉伸超塑性m值相近,显示出良好的超塑性.