热处理对40Mn钢带性能均匀性影响

采用金相显微镜、洛氏和显微硬度计对影响40Mn钢带热处理性能均匀性的原因进行了分析,并探讨了影响淬回火试样显微组织和硬度的因素。结果表明,40Mn热轧钢带的带状组织级别越高,淬回火后屈氏体组织也越粗大。表面脱碳导致了40Mn钢带淬火硬度不均,表面洛氏硬度随脱碳层的增加而急剧降低。40Mn热轧钢带淬火时受淬火保温温度影响大,860℃和820℃保温时硬度(HRC)分别为47. 8、43. 1。高的淬火加热温度能促进马氏体转变,回火组织更粗大、硬度更高。理论计算40Mn的Ac3点为795℃,6mm厚度的钢带淬火所需最小保温时间约为7min。     

影响40Mn钢链片淬回火硬度的原因分析

采用金相显微镜、洛氏和显微硬度计对40Mn钢链片淬火硬度不足的原因进行分析,并探讨影响淬回火试样显微组织和硬度的因素。结果表明,40Mn钢链片淬回火后表面脱碳300μm左右时,表面洛氏硬度只有HRC 16.8;脱碳66～84μm时,表面洛氏硬度约为HRC 30,表面洛氏硬度随脱碳层的增加而急剧降低。较高的淬火加热温度能促进马氏体转变,回火组织更粗大,从而提高淬火硬度。40Mn钢热轧状态容易形成带状组织,带状组织在热处理时增加奥氏体化难度,从而影响淬硬性。理论计算40Mn钢的Ac_3点为795℃,6 mm厚度的试样淬火所需最小保温时间约为7 min。     

正火预热处理对42CrMo曲轴钢调质后的组织与性能影响

利用金相显微观察及力学性能分析,研究调质处理、正火+调质热处理对42CrMo曲轴钢组织与性能的影响。结果表明,经过860℃淬火+580℃回火处理后,曲轴钢基体组织为回火索氏体,但轴颈心部区域白色铁素体数量较多且晶粒粗大、分布不均。其力学性能为抗拉强度997～1211 MPa,屈服强度990～1204 MPa,伸长率11%～13%,断面收缩率40%～48%,冲击功72～90 J。而在调质热处理前增加一次(880℃空冷)正火预处理后,42CrMo曲轴钢的显微组织更趋均匀化,其力学性能为抗拉强度1100～1220 MPa,屈服强度1107～1188 MPa,伸长率13%～15%,断面收缩率50%～56%,冲击功83-91 J。因此,880℃空冷正火预处理+860℃淬火与580℃高温回火是42CrMo曲轴钢优化的热处理工艺。     

热处理对马氏体沉淀硬化不锈钢0Cr15Ni5Cu3Nb锻件机械性能的影响

试验研究了马氏体沉淀硬化不锈钢 0Cr15Ni5Cu3Nb(0 0 3%C ,14 4 %Cr,4 6 %Ni,3 6 %Cu ,0 2 4 %Nb)大规格Φ16 2 0 /Φ12 2 8× 2 5 4和小规格Φ90 0 /Φ75 0× 171两种锻件淬火 回火处理工艺对机械性能的影响。结果表明 ,10 4 0℃油淬和 5 5 0℃ 4h回火处理小规格锻件的冲击韧性AKV为 86J ,大规格锻件仅为 4 9J ;同时 ,小规格锻件经 10 4 0℃水淬和 5 5 0℃ 4h回火后的冲击韧性AKV提高到 175J ,且强度和塑性均满足标准要求。     

17CrNiMo6高强度渗碳齿轮钢大型锻件的研制

针对17CrNiMo6钢大型锻件端淬试验硬度值无法满足技术要求的情况,通过优化材料化学成分设计,制定合理的冶炼、模铸、锻造、热处理工艺,成功开发出20 t级起重机用高强度渗碳钢17CrNiMo6卷筒大齿轮锻件。通过化学成分分析、低倍和夹杂物检验、机械性能及末端淬透性试验,分析了17CrNiMo6钢锻件的特性。结果表明:研制的锻件在正火+高温回火后显微组织为均匀的回火索氏体和少量铁素体,无明显的带状组织和混晶出现;奥氏体晶粒度评级为8.0级,带状组织评级为0级,金相组织评级为2.0级。机械性能指标满足技术要求且富有一定的余量,端淬试验表明,从距离淬火端15 mm以内,硬度值变化很小,15～40 mm内硬度值逐渐减小,但下降幅度不大,两端硬度的最大差值为5 HRC,材料具有非常优良的淬透性。     

调质热处理对55NiCrMoV7模具钢组织与力学性能的影响

采用扫描电镜(SEM)、硬度测试、V型冲击实验和单向拉伸实验结合有限元建模仿真,研究了55NiCrMoV7模具钢在不同淬火温度(790～910℃)、回火温度(100～650 ℃)下的微观组织演化和力学性能的变化规律。结果表明,随着淬火温度升高,球状碳化物逐渐溶解到马氏体基体中,马氏体组织不断长大、粗化,残余奥氏体逐渐增多;淬火后HRC硬度值基本稳定在42～46,屈服强度和抗拉强度先增大后减小,870 ℃淬火后均达到最大值1 380 MPa和1485 MPa,冲击韧性在850 ℃淬火后最大,为26 J。在不同温度回火过程中,马氏体组织含量基本稳定,随着回火温度继续升高,残余奥氏体逐渐溶解,碳化物从马氏体边界处析出,细小而弥散。870 ℃ 4 h淬火+560 ℃ 6 h回火可以使55NiCrMoV7钢具有良好的综合力学性能。     

回火温度对22MnCrNiMo系泊链钢焊缝组织与性能的影响

研究了不同回火温度对22MnCrNiMo系泊链钢(R4s)闪光焊缝区组织与性能变化的影响.淬火工艺优先采用循环淬火(水冷),结合工厂实际生产温度及理论相变点,淬火温度为920℃.回火温度300、400、500、600℃,时间为30 min.结果表明,随着回火温度升高,内应力逐渐降低,高温600℃回火时,焊缝区得到回火索...     

某材料热处理裂纹分析研究

某零件材料经淬火、回火后,在除砂环节发现零件表面有裂纹。本文采用S-3700N扫描电子显微镜(SEM)对表面裂纹外观、裂纹断口进行宏微观观察,利用金相显微镜和显微硬度计对裂纹附近进行了组织和硬度检测。结果表明:由于原材料表面存在裂纹缺陷,在淬火后受力扩展形成所见轴向贯穿性裂纹。建议零件在淬火前应粗加工做表面质量检查,确保原材料无表面缺陷。     

轴类零件半成品矫直开裂分析

对轴杆零件在精矫时出现表面横向开裂(或者断裂)的现象进行分析。结果表明:35CrMoA热轧圆钢下料经退火后在初矫时已使其表面产生横向裂纹,随后又进行了高温加热过程并强风冷却操作,故在裂纹旁形成高温氧化质点、脱碳过热及过烧现象,心部形成粗大贝氏体组织;在后续的表面感应淬火时,表层组织发生改变产生感应淬火层马氏体组织,心部组织不变;又经回火后,表面感应淬火层为回火马氏体组织,心部组织形态基本不变;然后裂纹在精矫时显露出来并导致开裂。     

热处理工艺对22MnCrNiMo钢闪光焊缝耐蚀性能的影响

研究了880～960℃二次循环淬火,560～640℃ 20～40 min回火对R4s （22MnCrNiMo）级系泊链钢闪光焊缝区人工海水耐蚀性能的影响。结果表明,920℃2次淬火+600℃回火时,钢的焊缝腐蚀速率和腐蚀深度达到最低。确定出最佳淬火温度、回火温度和回火保温时间为920℃,600℃和30 min,腐蚀速度在30天时为0.030 g/（m²·h）,60天时为0.032 g/（m²·h）,90天时为0.43 g/（m²·h）     

GCrl5 轴承钢 300 mm x400 mm 连铸坯 1180 ~ 1260 ℃ 加热时间对Φ60 mm材带状组织的影响

GCr15轴承钢(/%:0.95～1.05C,0.20～0.30Si,0.30～0.40Mn,1.40～1.50Cr)300 mm×400 mm连铸坯的生产流程为120 t BOF-LF-RH-CC-连轧至Φ60 mm材。生产试验了连铸坯1 180～1 260℃高温扩散时间4.5～24 h对Φ60 mm热轧材碳化物带状的影响。结果表明,随保温时间的增加,热轧材带状级别降低,当保温时间为4.5～6.5 h、6.5～10 h和≥13 h时,Φ60 mm材的带状级别分别达2.5级、2.0级和1.5级。可根据不同带状级别要求,设定相应的保温时间。     

舵杆用Q345D钢热处理工艺对组织和性能的影响

试验研究了Q345D级钢(%:0.18C、0.41Si、1.34Mn、0.05Nb、0.08V、0.024A1)Φ280 mm锻材淬-回火处理和正火处理后的组织和性能。结果表明,经890℃空冷200 s,水冷+570℃回火后的钢抗拉强度R_m≥630MPa,屈服强度R_e≥455 MPa, -20℃冲击功A_KV 28～40 J;910℃空冷正火后R_m≥575 MPa, Re≥390 MPa, -20℃ A_KV42～59 J,均满足舵杆产品对力学性能的要求;淬-回火工件距表面30 mm的组织为回火索氏体+粒状贝氏体,中心组织为珠光体+少量粒状贝氏体,正火处理后工件表面与心部均为珠光体+铁素体组织。     

潜孔钻头用钢18CrNi3MoA锻制圆棒的生产实践

根据潜孔钻头用钢18CrNi3MoA技术要求及钢种特性,通过40t电弧炉（终点[C]≥0.05%、P≤0.003%,出钢温度≥1630℃）-LF（精炼渣碱度3.0～4.5）-VD（≤70 Pa时间≥25 min）-氩气保护1.52t铸锭-钢锭（1250±10℃ 15h均质化处理-锻坯Φ140 mm,780～810℃锻至Φ110 mm-完全退火等工艺,试制的3炉18CrNi3MoA钢圆棒的化学成分均满足技术要求,锻材氧含量12.0×10^-6～13.5×10^-6,非金属夹杂物均≤1级;带状组织2级、奥氏体晶粒度8.5级,力学性能测定均满足技术要求。     

18CrNiMo7-6齿轮钢带状组织控制及其对力学性能的影响

采用金相显微镜研究了正火冷却工艺对18CrNiMo7-6齿轮钢带状组织的影响.采用显微硬度计、SEM、拉伸试验机、冲击试验机以及金相显微镜研究了不同程度带状组织对淬回火后试验钢显微硬度的均匀性、成分偏析程度和力学性能的影响.试验结果表明：在930℃奥氏体化保温后,采用强风冷却方式快速冷却到610℃,再炉冷到400℃,最后空冷至室温,可以将带状组织降低到1.5级.但若采用连续快速冷却的方式,则会导致大量贝氏体组织的生成;不同带状组织试验钢经850℃淬火、180℃回火热处理后,显微硬度极差值在30~35 HB 之间,硬度分布均匀性及力学性能各向异性程度相当.     

紧固件用SA-540合金钢的强韧化工艺研究

通过成分优化(/%:0.35～0.46C,0.6～1.0Cr, 1.50～2.05Ni, 0.18～0.32Mo, 0.1V)、冶炼工艺(3 t VIM+ESR)以及热处理工艺(再次热处理工艺：850℃2 h水冷+590℃5 h水冷)的合理制定,获得了满足指标要求的紧固件用高强高韧SA-540合金钢材料。结果表明,为确保SA-540合金钢高温300℃规定塑性延伸强度R_p0.2≥860 MPa,室温抗拉强度应控制在1150～1170 MPa,仅有20 MPa的强度范围。对于经850℃2 h淬火/水冷+560℃5 h回火/水冷调质处理后室温抗拉强度超标的紧固件,可再次通过重新淬火并提高回火热处理温度(850℃2 h淬火/水冷+590℃5 h回火/水冷)使合金钢拉伸性能满足指标要求。SA-540合金钢淬火后随回火的温度升高,呈现抗拉强度和屈服强度下降、伸长率和断面收缩率增加的变化趋势。添加0.1%V的SA-540合金钢,可明显提高合金钢的强度和塑性指标,但低温冲击性能降低明显。     

低碳高硫易切削钢带状组织对冷拔材裂纹形成的影响

低碳高硫易切削结构钢(%:0.07C、0.86Mn、0.06P、0.32S)Φ11.5 mm冷拔材出现0.3 mm深的一次纵裂纹,造成批量废品。经取样分析表明,Φ14 mm冷拔坯(热轧材)的带状组织达4级,冷拔一次断面缩减率达32.52%,致使在冷拔过程中产生裂纹。通过控制连铸时钢水过热度,在冷拔坯连轧过程精轧温度由850℃提高到1050℃,喷淋冷却,650℃回红,使Φ14 mm冷拔坯带状组织降至1.5级以下;冷拔时一次断面缩减率降低至30.5%以下,从而避免了Φ11.5 mm冷拔材纵裂纹的产生。     

P110级25MnV钢石油套管热处理工艺的优化

通过CCT曲线测定和热处理正交试验,研究了890～930℃25～45 min淬火和570～610℃50～80min回火参数对25MnV钢(%:0.25～0.30C、1.50～1.80Mn、0.06～0.15V)245 mm×12 mm管组织和力学性能的影响。结果表明,采用910℃35 min水淬+590℃65 min回火,套管的综合力学性能最佳:屈服强度878～906MPa,抗拉强度923～963 MPa,伸长率16.6%～17.4%,满足标准要求。     

热作模具钢热处理工艺及深冷处理研究

研究了X20CoCrWMo10-9热作模具钢在1 000～1 180℃淬火温度下的组织和性能,并确定材料的最佳淬火温度为1 120℃;经不同工艺深冷处理后对钢进行显微组织观察和力学性能测试。结果表明,深冷处理可以不同程度提高钢的硬度和耐磨性。对比不同回火温度与时间下的性能,制定该钢适宜的深冷处理工艺为:1 120℃淬火+深冷处理8 h+650℃×1 h回火。     

Relationship Among Microstructure and Properties and Heat Treatment Process of Ultra-High Strength X120 Pipeline Steel

 The variation of heat treatments including directed quenching and tempering off-line after controlled rolling (DQT) and quenching off-line and tempering off-line after controlled rolling (RQT) with microstructure and mechanical properties of a low-carbon microalloyed steel was compared and analyzed. For DQT, the quenched steel was obviously banded microstructure, with increasing tempering temperature, lath martensite coarsened, the cusp carbide precipitated at grain boundaries, the yield strength fluctuated slightly, and the fracture-separation was obvious. The impact toughness was better in the steel tempered at 500 ℃ for 1 h. In RQT, with increasing tempering temperature, lath martensite degenerated, intragranular and intergranular finer precipitations with smaller than 30 nm precipitated and grew up and were distributed dispersedly, the stripe-like carbides were distributed at grain boundaries, and the yield strength and tensile strengthen decreased obviously. The impact toughness of RQT process was much better than that of DQT process, and the comprehensive mechanical properties were better for the steel tempered at 500 ℃ for 1 h of RQT process.