曲轴用非调质钢C38N2的静态再结晶行为

通过热模拟实验、光学金相及透射电镜分析观察,研究了奥氏体化条件、变形温度、变形速率、变形量以及道次间隔时间对曲轴用非调质钢C38N2轧制道次间的静态再结晶体积分数和残余应变率的影响规律.实验结果表明:随着变形温度的升高、变形速率的增大、变形量的增大或道次间间隔时间的增长,静态再结晶的体积分数逐渐升高,道次的残余应变率逐渐降低;原始奥氏体晶粒尺寸增大,静态再结晶体积分数降低,但变化不大;在1250℃以下,随着奥氏体化温度的升高,静态再结晶体积分数降低不明显,但在1250℃以上,奥氏体化温度的升高明显降低了静态再结晶体积分数.通过线性拟合以及最小二乘法,得到静态再结晶体积分数与不同变形工艺参数之间关系的数学模型;对已有残余应变率数学模型进行修正,得到含有应变速率项的残余应变率数学模型,拟合度较好.     

锻造工艺对易切削非调质钢析出行为的影响

利用GLEEBLE 1500热模拟试验机、电子显微镜以及化学萃取相分析等手段,较详细地研究了易切削非调质钢35MnVS的析出方式及锻造工艺对其析出行为的影响,并与35VS钢作了对比。结果表明:35VS与35MnVS钢中既有一般析出又有相间析出,析出相主要为V(C,N)和(Ti,V)(C,N)。对35MnVS钢来说,锻造温度较高及冷却速度较慢者,析出相的数量增多,外延生长较充分,尺寸变大。降低终锻温度及冷却速度,使钒的析出量增多,而对钛的析出则影响不大。     

Al-Mn-Si-X合金的再结晶行为研究

对Al-Mn-Si-X合金进行不同温度和不同时间的退火,采用金相显微镜（OM）、扫描电子显微（SEM）和电导率仪对不同状态的合金组织进行观察、能谱（EDS）分析和电导率测试,研究Al-Mn-Si-X合金的再结晶行为.结果表明：随着退火温度的升高,再结晶晶粒尺寸越来越小.Al-Mn-Si-X合金的再结晶晶粒大小主要受再结晶形核数量的影响,再结晶后期的晶粒长大现象不明显.Al-Mn-Si-X合金存在着大量细小弥散的AlMnSi/AlMnSiFe析出相,这些析出相强烈抑制了再结晶形核和再结晶后期的晶粒长大.当退火温度低时,形核激活能较大,形核率低,再结晶晶粒粗大;当退火温度高时,形核激活能较小,形核率增加,再结晶晶粒细小.     

奥氏体晶粒尺寸对45V非调质钢组织和性能的影响

研究了４５Ｖ钢初始状态奥氏体晶粒尺寸对其组织和性能的影响，得出显微组织和力学性能的关系。结果表明，随相变前奥氏体晶粒尺寸增大，铁素体数量减小，硬度与强度提高，塑性降低。４５Ｖ钢先共析铁素体体积分数（ｆα）与硬度（ＨＶ）、缺口试样的强度（σｂＮ）和塑性（ΨＮ）的关系为ＨＶ＝３７０－４２Ｆα１／３，σｂＮ＝１４６６－１１１０ｆα１／３，ΨＮ＝３２＋０．５７ｆα。     

热力处理对Pb-Ca-Sn-Al合金再结晶软化率的影响

对变形量为30%的冷轧Pb-Ca-Sn-Al合金进行热力实验,对静态再结晶动力学模型Avrami方程系数进行回归,得出Pb-Ca-Sn-Al合金静态再结晶模型,研究保温时间、退火温度和加载力对其静态再结晶软化率的影响。结果表明,影响Pb-Ca-Sn-Al合金再结晶软化率的因素主次顺序为:保温时间,退火温度,加载力;相同加载力和保温时间条件下,退火温度越高,Pb-Ca-Sn-Al合金再结晶软化率越高;Pb-Ca-Sn-Al合金再结晶软化率增长速率随保温时间延长而快速增大,当保温时间增至60s时,再结晶软化率的增长速率渐趋缓慢。     

铌含量对低碳微合金钢回复再结晶行为的影响

采用应力松弛实验研究了低C含Nb微合金钢奥氏体热变形过程中的析出及再结晶动力学过程,通过实验及理论模型分析了析出/溶质拖曳对回复和再结晶行为的影响.结果显示:随Nb含量的增加,析出动力学曲线的鼻尖温度上升,但鼻尖温度对应的时间变化不大,约为20～30s;析出可明显抑制再结晶的发生,增加Nb含量将使非再结晶温度升高;Nb溶质通过拖曳作用阻碍晶界运动,减小了晶界迁移率,最终减慢再结晶过程的发生;对于低C含Nb实验钢,拟合得到再结晶激活能与Nb质量分数的0.5次方成正比.     

变形量对Cu-Ni-Si合金再结晶行为的影响

对经过二级变形时效处理后的Cu-Ni-Si合金进行不同变形量的冷变形后,再进行退火处理,研究了变形量对合金抗软化性、再结晶组织和再结晶动力学行为的影响。研究结果表明:再结晶晶粒在晶界处形成,大的变形量能够提高再结晶的形核速率。经40%变形的合金的软化温度为470℃,再结晶温度在550℃左右;在400℃退火时,合金发生再结晶的激活能为162 kJ/mol。再结晶的激活能随变形量的增加而降低,当变形量由40%增至80%时,再结晶激活能由162 kJ/mol降至140 kJ/mol。     

Mg含量对Al—Mg合金动态再结晶的影响

利用偏振光金相和透射电子显微镜研究了Ａｌ－２０％Ｍｇ，Ａｌ－６％Ｍｇ和Ａｌ－９％Ｍｇ合金热形变过程中的动态再结晶行为，结果表明：Ａｌ－２％Ｍｇ和Ａｌ－６％Ｍｇ合金的动态再结晶是在一定的Ｚ参数范围内发生的，而Ａｌ－９％Ｍｇ合 动态再结晶行为与低层错能相似，Ｍｇ含量增加促进了该合金动态再结晶的发生，原因是Ｍｇ原子气团阻碍位错的交滑移，使动态回复难以发生。     

42CrMo钢形变奥氏体的静态再结晶

利用双道次热压缩的方法,在Gleeble-1500热模拟实验机上研究42CrMo钢在高温变形道次间隔时间内的静态软化行为.讨论变形温度、应变速率、变形程度与初始奥氏体晶粒尺寸对其静态再结晶行为的影响.根据实验结果,建立42CrMo钢静态再结晶动力学模型,相应的静态再结晶激活能约为187.68 kJ/mol.结果表明:变形程度对42CrMo钢的静态再结晶影响最大,变形温度和应变速率次之,初始奥氏体晶粒尺寸对其影响较小;在变形温度较低(850 ℃)时,随着道次间隔时间的增加,静态再结晶分数逐渐趋于稳定(约为0.4),这是因为在变形温度较低时,道次间不能发生完全的静态再结晶.在变形程度较小、道次间隔时间较短时,几乎不发生静态再结晶.将静态再结晶动力学模型的预测结果与实验结果进行比较,二者较吻合.     

合金含量对热变形奥氏体组织演变的影响

建立了低合金和微合金钢奥氏体再结晶动力学模型,并采用单道次和双道次压缩实验来验证Si-Mn钢和Nb-V钢模型中的参数,实验结果证明了模型的准确性.将该模型应用于宝钢2050热轧生产线来预测奥氏体晶粒尺寸在热轧过程中的变化,以及每一道次流变应力.结果表明,添加低合金和微合金元素都能抑制再结晶的发生和晶粒长大,使流变应力增高.     

V-Ti-N微合金非调质无缝油井管钢中碳氮化物的热力学计算

用包括奥氏体γ相和两个碳氮化物相三相溶解度间隙平衡处理的方法计算了V-Ti-N微合金非调质油井管钢中的碳氮化物析出. 计算结果表明,此钢奥氏体中的析出模式为1 473 ℃时TiN即开始析出;其后部分TiN逐渐转变为复合(TixV1-x)(CyN1-y)颗粒,而其他的TiN直到低温仍保持其化学性质;最后富V-C的V(CxN1-x)在846 ℃开始析出. 实验数据验证了这种析出模式. 计算结果支持了中碳含钒微合金钢中800 ℃以下奥氏体中的析出对其后的奥氏体分解相变具有明显的调控作用的观点.     

非调质钢中钛氧化物冶金行为

通过热力学计算及实验,研究了含钛汽车用非调质钢在液态和凝固过程中含钛夹杂物的析出规律.研究表明,通过调整非调质钢中O,Al和Ti的含量,可以控制夹杂的形态和尺寸,从而得到细小、弥散非金属夹杂物作为针状铁素体的形核核心,细化钢的组织,提高钢的强度和韧性.     

非调质钢中钛脱氧产物析出行为

从氧化物冶金的观点从发,利用扫描电镜和图像分析仪研究了非调质钢加钛脱氧后钢液中夹杂物的形貌、组成和尺寸分布以及孕育时间对夹杂的影响,并考察了加钛前后钢的组织变化.结果表明:钛的脱氧产物都可成为硫化锰夹杂的形核核心;此类夹杂物呈细小弥散析出,适当的孕育时间可使夹杂细化;加钛后,钢的组织细化.     

含Ti复合夹杂物对中碳非调质钢组织和力学性能的影响

利用扫描电镜和能谱仪研究了含Ti复合夹杂物对非调质钢组织细化的影响,测定了含Ti非调质钢的室温拉伸强度和冲击功,并观察了断口形貌.结果表明:Ti的复合夹杂物可以作为晶内铁素体形核核心,细化奥氏体晶粒;加Ti后冲击断口中延性形貌所占面积比例上升,在保持非调质钢强度的条件下使韧性提高约50%.     

Theoretical calculation of the finishing rolling elongation in alloying non-quenched and tempered steel

The finishing rolling elongation δ of the alloying non-quenched and tempered steel is calculated with the covalent electron number n_A of the strongest bond of the alloying phases and the interface electron density difference Δ_ρ of the phase interfaces. The calculations show that the elongation δ^α-Fe of the matrix α-Fe decreases with rolling refinement, the elongation δ^α-Fe-C-M of solid solution phases (M denotes alloying element) is inversely proportional to the covalent electron number n^α-Fe-C-M_A of the strongest bond, the elongation decrement Δ^{δα-Fe/α-Fe-C-M} caused by interface strengthening is directly proportional to the interface electron density difference Δρ^{α-Fe/α-Fe-C-M}, but the elongation decrements Δδ^α-Fe/MC^C₁ and Δδ^α-Fe/MC^C₂ caused by dispersion strengthening and precipitation strengthening respectively are directly proportional to the ratio of the electron density difference Δρ^α-Fe/MC^C₁ and Δρ^α-Fe/MC^C₂ of the strengthening interfaces to Δρ^{α-Fe/α-Fe-C} of the basic interface α-Fe/α-Fe-C. Therefore, the finishing rolling elongation of the alloying non-quenched and tempered steel is considered to be subtracting all the elongation decrements of solution strengthening, interface strengthening, dispersion strengthening and precipitation strengthening from the elongation of the refined α-Fe matrix. The calculation formulas in this paper are integrated with the proposed ones of σ_S, σ_b and of α_K delivered in another paper, the finishing rolling mechanical properties can be achieved and the calculated results agree well with the measured ones.     

原位观察MnS对非调质钢拉伸性能各向异性的影响

利用激光共聚焦扫描显微镜原位观察S质量分数为0.065%的非调质钢纵向与横向拉伸过程中MnS的行为,研究MnS形貌与分布对非调质钢各向异性的影响.原位观察表明锻后钢中存在大量长条形MnS,横向与纵向拉伸过程中MnS长度方向与拉力方向取向不同.横向拉伸过程中MnS更易与基体分离产生裂纹,裂纹随MnS长度方向扩展长大,最终导致基体的断裂. MnS在纵向拉伸时不易与基体分离,因此对纵向拉伸性能影响较小.钢中群聚分布的MnS有利于裂纹的聚合长大,会促进基体的断裂.     

49MnVS3非调质钢连铸方坯中心裂纹分析

采用金相、扫描电镜及能谱分析了连铸方坯中心位置的宏观和微观特征．发现偏析是导致中心裂纹产生的主要原因,裂纹发生在柱状晶末端和粗大等轴晶区,沿一次枝晶晶界展开;开裂方式为沿晶开裂,开裂时期处于液相．存在两种晶界偏析,一种为析出的MnS夹杂物,另一种为聚集的浓化钢液．中心位置析出物未达到非调质钢质量要求．     

含碲非调质钢 38MnVS6 水口结瘤成因分析

为调控钢中硫化物的夹杂形态和分布, 提升产品品质, 以碲处理工艺代替钙处理工艺开发了高品质含碲非调质钢 38MnVS6, 但在生产过程中会产生水口结瘤现象. 为分析水口结瘤的形成原因, 采用 X 射线衍射分析(X-ray diffraction, XRD)、扫描电镜分析及热力学计算等, 解析了水口结瘤物的主要物相及与钢中夹杂物的关系, 探究了其与碲处理工艺的关联性. 研究结果表明, 水口结瘤物主要由 CaO$\cdot $2Al$_{2}$O$_{3}$ 和 MgO$\cdot $Al$_{2}$O$_{3}$ 组成, 不含碲相关的物相, 其与钢中的氧化物夹杂成分相近, 因此水口结瘤并不是由碲直接造成的. 在碲处理工艺替换钙处理工艺后, 钢中钙质量百分比浓度不足以将 Al$_{2}$O$_{3}$ 改质为低熔点 12CaO$\cdot $7Al$_{2}$O$_{3}$, 当前钢中 Al 和 Ca 主要生成的钙铝酸盐夹杂为 CaO$\cdot $2Al$_{2}$O$_{3}$. 此外, 钢中残余的少量 Mg 使 Al$_{2}$O$_{3}$ 转变为 MgO$\cdot $Al$_{2}$O$_{3}$, 对应的 Mg 质量百分比浓度为 0.25$\times $10$^{-6}\sim $1.46$\times $10$^{-6}$. 当钢液流经水口时, CaO$\cdot $2Al$_{2}$O$_{3}$ 与 MgO$\cdot $Al$_{2}$O$_{3}$ 在水口内壁相互烧结黏附, 不断聚集增厚, 最终形成水口结瘤.     

含铌微合金钢的再结晶组织演化模拟

建立了热轧时流变应力、回复、再结晶及析出的物理冶金模型,用于计算轧制时位错密度变化、再结晶形核、再结晶晶粒长大以及粒子析出等. 结果表明,模型对含铌微合金钢在不同的热轧形变条件下模拟结果与实验值符合较好,可以有效预测在不同热轧形变条件下的再结晶体积分数与再结晶晶粒大小. 模型包含基本冶金现象的描述,原则上通过调整材料基本参数,可以运用于不同的钢种.     

低碳含铌钢粗大奥氏体的静态再结晶

利用Gleeble1500热模拟机研究了Nb质量分数0.089%的高温热机械轧制钢(4#Nb钢)在粗大奥氏体晶粒条件下的静态再结晶规律.作为对比,同时研究了一种铌质量分数0.049%的低碳含铌钢(2#Nb钢)的静态再结晶规律.实验结果表明:4#Nb钢的静态再结晶动力学过程比2#Nb钢慢,在高温时差异较小;随着形变温度的降低,4#Nb钢的静态再结晶动力学被极大地延迟.根据实验数据建立了静态再结晶模型,该模型对轧制工艺的制定有一定的指导意义.