2205双相不锈钢中σ相的析出规律

2205双相不锈钢经过1300℃固溶处理和不同程度的冷轧变形后,在不同温度下保温不同时间后水冷.利用金相显微镜和透射电镜观察试样的组织,用 Image Tool 软件分析组织中σ相的含量,研究2205双相不锈钢中σ相的析出规律.在950℃保温,当冷轧变形量从50%增大到85%时,σ相析出时间从30 min 缩短为3 min.冷轧变形量为85%的试样,在950℃保温,当保温时间从3 min 延长至30 min 时,σ相的体积分数从1.2%增大到11.8% .在 875~950℃保温5 min 后,当温度从875升高至950℃时,σ相的体积分数从8.9%降低至3.6%;在975℃保温5 min 后,组织中不存在 σ相.     

25Cr5MoA/Q235钢复合板的结合性能

将25Cr5MoA/Q235钢板复合板坯加热到800～1 100 ℃,经保温后轧制1道次,压下量为50%～70%,制成25Cr5MoA/Q235钢热轧复合板试样. 用材料力学性能试验机测试复合板试样复合界面的剪切强度,用光学显微镜和扫描电镜观察界面的组织. 结果表明:当轧制温度在900～1 000 ℃时,有利于25Cr5MoA/Q235钢的复合;道次压下量对25Cr5MoA/Q235钢复合板界面结合强度影响非常大,道次压下量大,有利于形成更多洁净、活化的新生表面,并且可以细化晶粒,提高复合板的结合强度;金属组织中晶粒的梯度变化,有利于提高双金属复合材料的结合强度.     

模锻变形对曲轴用非调质钢1538 MV显微组织的影响

影响曲轴锻后组织的主要因素有变形量、终锻温度、金属流动及锻后冷却.本文采用数值模拟的方法研究了曲轴用非调质钢1538MV的锻造过程,并对轧材原料和曲轴成品的显微组织进行了分析,探讨了模锻变形对曲轴显微组织的影响.研究结果表明,曲轴较高的锻造温度和较小的变形量使得曲轴的锻后组织较轧材有所粗化.曲轴变形过程中的温度和应变分布不均导致了曲轴组织的不均匀.曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低于轧材,且部分位置出现了贝氏体组织,这说明曲轴锻后的相变区冷速过快,应当进一步优化曲轴锻后冷却制度.另外,曲轴锻造过程中的偏析区金属流动对曲轴的锻后组织产生了明显的影响,也是造成贝氏体组织产生的原因,应严格控制轧材的质量.研究结果为轧材质量的提升和曲轴锻造工艺及锻后冷却制度的优化指明了方向.     

固溶处理对00Cr25Ni7Mo3N双相不锈钢超塑性和连接性能的影响

采用不同固溶工艺处理后的00Cr25Ni7Mo3N双相不锈钢,在恒温的热拉伸试验机上进行超塑性测试,通过Gleeble3500热模拟试验机进行超塑性扩散连接实验研究,并采用扫描电镜对固溶处理金相及连接试样界面孔洞进行观察.结果表明,由于固溶处理温度不同,α相和γ相体积比(xα/xγ)不同.超塑性拉伸测试中,在同一变形条件下,随着初始xα/xγ的增大,延伸率和峰值应力相应增大.固溶温度为1350℃的试样,在960℃、1×10-3s-1条件下拉伸,延伸率达到1186%;超塑性扩散连接在1100℃温度下进行时,压力加载形式不同,扩散连接界面结合机理不同,但加载形式对试样的界面剪切强度影响不大.在连接过程中,界面孔洞闭合情况和滞留位置与晶界迁移的相对速度有关.     

泡沫铝及其三明治结构累积叠轧制备

通过累积叠轧法制备泡沫铝.采用称重法研究泡沫铝孔隙结构,利用光学显微镜观察泡沫铝孔隙形貌.发现以TiH2为发泡介质,当发泡温度660～680℃和发泡时间6～10 min 时,利用累积叠轧法制备泡沫铝的孔隙结构特性最好.发泡温度和发泡时间的最佳值与发泡剂用量有关,TiH2质量分数为1.5%,在670℃发泡8 min,泡沫铝的孔隙率可达到42%,孔径为0.43 mm.以制备的泡沫铝为夹芯,通过轧制复合制备了 TC4钛合金/泡沫铝芯和1Cr18Ni9Ti 不锈钢/泡沫铝芯三明治板.利用光学显微镜和能谱仪研究了三明治板的界面.面板与芯板间的化合反应形成了界面的反应层,界面实现了冶金结合.     

XCQ16和20Mn2车轴用钢疲劳失效的微观机理

利用扫描电镜(SEM)对XCQ16和20Mn2两种车轴用钢疲劳断口和裂纹扩展断口进行分析,研究疲劳失效过程中的裂纹萌生及扩展机理.结果表明:裂纹均是从试样表面萌生,非金属夹杂和位错是主要的萌生机制;XCQ16钢在疲劳断口中部区的裂纹闭合效应大于20Mn2钢,裂纹扩展较慢;两者在裂纹扩展区的扩展机理不同,XCQ16钢属于塑性断裂,20Mn2钢属于解理断裂;在非金属夹杂上,XCQ16钢多含氧化物和硫化物的混合夹杂,20Mn2钢主要是氧化物夹杂,混合夹杂对材料的疲劳性能影响较小.     

全浮动芯棒钢管连轧过程芯棒与轧件的摩擦研究

应用有限元分析研究了8机架全浮动芯棒钢管连轧过程芯棒与轧件间的摩擦作用,揭示了该摩擦作用在轧制过程中的演变规律及其对连轧运动状态与电机能量分配的影响.结果表明,在第1—4机架的咬入过程中,毛管所受芯棒的摩擦作用从完全为负摩擦演变为正负摩擦共存,中性面随咬入的进行逐渐向接触区出口侧移动,且在第1机架中性面会完全移出接触区.在第5—8机架的咬入过程中,芯棒始终滞后于毛管,因而芯棒对毛管的摩擦作用均为负.稳定轧制阶段,芯棒在轴向受到的摩擦合力为零,其速度不发生变化.该阶段8个机架可以分为3类:其中1、2机架为滞后机架,第3机架为同步机架,4-8机架为导前机架.整个机组芯棒与毛管运动的中性面位于第3机架接触区,但在第2机架和第4机架接触区也存在芯棒与毛管速度相等的位置.芯棒在各机架的摩擦状态不同使其成为导前机架向滞后机架传递能量的工具.因此,第5-6机架在轧制能耗较低的情况下,电机仍保持较高的输出功率,而1、2机架的轧制能耗虽然较大,电机输出功率反而较小.     

双相不锈钢超塑性变形机理

从材料的晶体结构出发,研究了双相不锈钢超塑性变形的机理.利用背散射电子衍射花样分析系统(EBSD),获得了双相不锈钢变形过程中的ODF图、极图和取向与转轴分布等晶体取向分布规律.结合透射电镜对微观组织的观察结果进行了综合分析.研究表明,双相不锈钢超塑性变形的机理为形变诱导析出和动态再结晶、晶界滑移以及变形中的晶粒转动.