机械工程材料杂志

机械工程材料杂志2025年第3期

• 论汽车材料研发和推广应用的EVI模式

  马鸣图, 路洪洲, 赵岩, 冯毅, 王光耀, 李波, 袁国, 缪心雷, 蒙菁

  详细论述了在汽车材料研发和推广应用中的供应商早期介入（EVI）模式。介绍了这一模式发展的背景和内涵,以及在新材料研发和推广应用中的重要作用；详细介绍了国内外一些知名公司的EVI活动及其特点、鞍钢蒂森克虏伯汽车钢有限公司在数字车身平台及其钢材解决方案方面的新近成果,以及有关企业在推广EVI活动中所取得的进展；论述了EVI模式在新开发车型中推广应用新型材料时所发挥的作用,提出了企业推广应用EVI模式应具有的条件；最后阐明了EVI模式对“双碳”战略的重要意义。

• 电子束精炼FGH4096高温合金的高温氧化行为

  李梦贤, 李毅, 谭毅, 常凯, 李鹏廷

  通过电子束精炼技术制备了氧杂质质量分数仅为0.000?9%的FGH4096合金,在750?℃和900?℃下对该合金进行100?h恒温氧化试验,研究了氧化膜的表面形貌、截面结构及物相组成,分析了该合金的高温氧化行为,并与真空感应熔炼技术制备的氧杂质质量分数为0.001?6%的FGH4096合金进行对比。结果表明：与真空感应熔炼制备的合金相比,电子束精炼制备的FGH4096合金在相同条件下高温氧化后的单位面积氧化质量增量和氧化膜厚度均较小,750,900?℃温度下的平均氧化速率均小于0.1?g·m?2·h?1,合金属于完全抗氧化级。在900?℃下氧化100?h后,合金氧化膜由最外层的TiO2和Co（Ni）Cr2O4、中间层的Cr2O3以及内层的Al2O3组成。与真空感应熔炼制备的合金相比,电子束精炼制备的合金氧化膜更薄,孔隙更少,均匀性和致密性更好,合金内氧化程度更轻。在氧化初期,合金表面生成TiO2和Cr2O3,随着氧化时间的延长,外层形成的Co（Ni）O与Cr2O3反应生成Co（Ni）Cr2O4尖晶石相,氧化膜逐渐致密,在低氧分压下于内层形成大量Al2O3。电子束精炼制备的合金内部氧杂质含量较低,缺陷数量较少,有效降低了合金内部n型半导体氧化物Al2O3沿晶界向内生长的速率,氧化膜厚度较小。

• 烧结温度和铌、锰掺杂量对钛酸铅钡基高居里点PTC陶瓷阻温特性的影响

  莫志伟, 王焕平, 李登豪, 林孝杰, 马红萍, 高照, 蒋宗恒, 徐时清

  向钛酸钡陶瓷中掺入铅、锶、钙、铌、锰后,采用固相反应法制备了铌、锰共掺钛酸铅钡基高居里点正温度系数（PTC）陶瓷,研究了不同烧结温度（1?250~1?310?℃）下铌、锰的复合掺杂（物质的量分数分别为0.002?0~0.003?0,0.000?8~0.002?5）对陶瓷微观结构、体积密度和阻温特性的影响。结果表明：随着烧结温度的升高,掺杂不同物质的量分数锰或铌的陶瓷的体积密度均先升后降,当烧结温度在1?290?℃,体积密度均最大,结构均为纯钙钛矿结构。当烧结温度为1?290?℃时,随着锰掺杂量的增加,陶瓷的体积密度先升后降,晶粒尺寸增加,室温电阻率增大,升阻比和温度系数基本呈先增后减的趋势,居里温度稳定为271~280?℃；随着铌掺杂量的增加,陶瓷的体积密度先增后减,晶粒尺寸减小,升阻比和温度系数先增大后减小,室温电阻率先减小后增大,居里温度稳定在270~281?℃。当烧结温度为1?290?℃,掺杂锰和铌的物质的量分数分别为0.001?0,0.002?4时,陶瓷的阻温特性最佳,升阻比和温度系数最大,分别为7.011×103和20.19%,室温电阻率为2.13×103?Ω·cm,居里温度为281?℃,此时晶粒尺寸均匀,体积密度最大。

• 电站循环流化床锅炉水冷壁用HDS65焊丝防磨堆焊层的组织与性能

  李新平, 高原

  研制了一种电站循环流化床锅炉水冷壁防磨堆焊层用铁基药芯焊丝（HDS65焊丝）,采用CO2气体保护焊在20G钢基材上进行单层多道堆焊试验,研究了焊丝的焊接工艺性以及堆焊层的成形质量、显微组织和高温摩擦磨损行为。结果表明：HDS65焊丝的焊接工艺性良好,焊道成形美观,堆焊层内外均无气孔和裂纹缺陷；堆焊层组织主要由板条马氏体、以金属间化合物FeCr为溶剂的固溶体及不连续分布的细小碳化物组成。堆焊层的硬度较高,在630~690?HV；与YD490焊丝堆焊层相比,350,600?℃下HDS65焊丝堆焊层的冲蚀磨损量更低,耐冲蚀磨损性能更优；随着温度的升高,HDS65焊丝堆焊层的冲蚀磨损量增大,耐冲蚀磨损性能变差,摩擦因数降低,600?℃时低至0.2~0.3,远低于20G钢基材,磨损体积增大,600?℃时为0.628?mm3,仅约为20G钢基材的1/2。

• 道间温度与焊后热处理冷却速率对P91钢焊缝金属冲击韧性与耐腐蚀性能的影响

  徐晓龙, 李文清, 刘梓申, 杨飞, 毛兴贵, 蒋勇

  在不同道间温度（250,300?℃）下对P91钢进行8层16道埋弧焊,并对焊缝金属进行760?℃×2?h焊后热处理,冷却速率分别为55?℃·h?1和约20?℃·h?1（随炉冷却）,研究了道间温度与焊后热处理冷却速率对焊缝金属冲击韧性和耐腐蚀性能的影响。结果表明：当道间温度为250?℃时,随着焊后热处理冷却速率由约20?℃·h?1提高到55?℃·h?1,焊缝金属晶界处碳化物含量及其聚集程度降低,冲击吸收能量明显提高（幅度约68%）,波动程度明显降低,自腐蚀电位提高,自腐蚀电流密度降低；当焊后热处理冷却速率约为20?℃·h?1时,随着道间温度由250?℃升高到300?℃,碳化物含量及其聚集程度降低,冲击吸收能量略微提高,波动程度略微降低,自腐蚀电位提高,自腐蚀电流密度降低。在试验参数范围内,P91钢埋弧焊的道间温度和焊后热处理冷却速率应分别控制在250?℃和55?℃·h?1,此时焊缝金属的冲击吸收能量最大,其波动程度最小,自腐蚀电位最大,自腐蚀电流密度最小,冲击韧性和耐腐蚀性能最优。

• 回火温度对两相区淬火态40CrNiMo钢组织和力学性能的影响

  何晓波, 魏宏宇, 张可, 于萌, 白玉静

  采用740?℃两相区淬火工艺对40CrNiMo钢进行油淬,然后在不同温度（570,600,630?℃）下进行回火处理,研究了回火温度对试验钢组织和力学性能的影响,并与850?℃完全淬火再回火处理钢进行对比。结果表明：两相区淬火再回火后试验钢的组织均由回火索氏体、铁素体及渗碳体组成,随回火温度的升高,颗粒状渗碳体加速析出并聚集长大,α铁素体再结晶程度增大,试验钢硬度由203?HV降低至194?HV,且低于完全淬火再回火的试验钢。两相区淬火再回火处理时,回火温度的变化未对试验钢的低温冲击韧性产生显著影响,?20?℃冲击吸收能量变化幅度在4~5?J,且?20?℃冲击吸收能量高于完全淬火再回火的试验钢；不同回火温度下的冲击断口呈明显的韧性断裂特征,韧窝尺寸和数量变化不大。在试验参数范围内,试验钢两相区淬火再回火的最佳回火温度为630?℃,回火后的?20?℃冲击吸收能量为33?J,满足工程应用要求,同时具有较高的硬度（194?HV）。

• 渗氮X210CrW12钢挺柱的微粒子喷丸工艺

  姚亚俊, 罗长增, 吴心波, 徐得石, 陈月春, 姜传海

  以直径0.3 mm钢丸、直径0.1 mm陶瓷丸、直径0.1 mm玻璃丸为弹丸,对整体渗氮的X210CrW12钢挺柱分别进行玻璃丸（喷丸强度0.07?mm,由A试片测得,下同）、陶瓷丸（喷丸强度0.15?mm）+玻璃丸（喷丸强度0.07?mm）、钢丸（喷丸强度0.30?mm）+陶瓷丸（喷丸强度0.15?mm）+玻璃丸（喷丸强度0.07?mm）等3种工艺的微粒子喷丸处理,研究了不同工艺喷丸后挺柱的表面形貌、表面粗糙度、残余应力、残余奥氏体含量和显微硬度。结果表明：喷丸处理对渗氮X210CrW12钢挺柱的表面粗糙度影响不大,但可以提高表层的残余压应力大小和层深以及硬度,降低残余奥氏体含量。经单一玻璃丸喷丸强化后,挺柱表层残余压应力较低且分布较浅,奥氏体含量较高,硬度较低；相比于单一玻璃丸的喷丸工艺,经陶瓷丸+玻璃丸喷丸强化后,残余压应力及其层深增大,显微硬度升高,残余奥氏体含量降低；经钢丸+陶瓷丸+玻璃丸喷丸强化后,表面残余压应力最大,外圆面和端面的残余压应力分别为1?180,1?238?MPa,残余压应力层深超过200?μm,残余奥氏体含量最低,外圆面和端面的奥氏体体积分数分别为1.34%,2.65%,显微硬度最高,外圆面和端面的硬度分别为1?036,1?009?HV,该喷丸工艺对挺柱表层的强化作用最佳。

• 钠离子电池负极用立方体ZnSe/SnSe@C复合材料的制备及电化学性能

  雷云平, 李爱民, 冯丽, 董雅倩, 张耀辉

  以氯化锌、四氯化锡和氢氧化钠为原料,聚乙二醇-4000为添加剂,通过室温水热反应制备纳米立方体ZnSn（OH）6前驱体,采用盐酸多巴胺包碳处理和高温硒化工艺制备立方体ZnSe/SnSe@C复合材料,研究了不同氯化锌和四氯化锡物质的量比（1∶1,1∶2,2∶1）条件下制备复合材料的微观结构和物相组成,以及作为钠离子电池负极材料的电化学性能。结果表明：当氯化锌与四氯化锡的物质的量比为1∶2和2∶1时,复合材料中存在聚集的纳米颗粒,未发现碳均匀包覆的立方体颗粒,当氯化锌和四氯化锡的物质的量比为1∶1时,立方体形态规则,均匀分散,表面被一层碳均匀包覆；复合材料的物相均为ZnSe和SnSe的复合相,且具有较好的结晶性。当氯化锌和四氯化锡的物质的量比为1∶1时,在100?mA·g?1电流密度下循环40圈后,复合材料的质量比容量仍可维持在410?mA·h·g?1,库伦效率约为94.6%,明显高于采用物质的量比为1∶2和2∶1的氯化锌和四氯化锡制备的复合材料,且在1?A·g?1的大电流密度下循环200圈后,其质量比容量依然能够达到330?mA·h·g?1,库伦效率接近100%,该复合材料具有优异的循环稳定性。与氯化锌和四氯化锡物质的量比为1∶2和2∶1相比,物质的量比为1∶1的氯化锌和四氯化锡制备的复合材料具有较低的电荷转移阻抗和较快的离子扩散速率,表现出优异的电化学性能。

• 稀土元素镧对Q355B低合金高强度钢组织和性能的影响

  魏慧慧, 黄利, 袁晓鸣, 高雪云, 王海燕

  采用真空熔炼方法制备了含质量分数0.002?1%稀土元素镧的Q355B低合金高强度钢,研究了试验钢的显微组织、冲击和拉伸性能以及在NaHSO3溶液中的耐腐蚀性能,并与未添加镧的试验钢进行对比。结果表明：未添加和添加镧的Q355B钢组织均为铁素体+珠光体,镧的加入降低了组织的元素偏析程度,减少了带状组织,并提高了晶粒尺寸的均匀性；未添加镧的试验钢中存在尺寸约为267 μm的棱角分明的串状Al2O3夹杂物,而添加镧后夹杂物为球状稀土复合硫氧化物,尺寸显著减小,约为10?μm。镧的添加对试验钢拉伸性能的影响不大,但可以提高其冲击性能,与未添加镧的试验钢相比,添加镧后的冲击吸收能量提高了5.2%。与未添加镧的试验钢相比,添加镧后试验钢的腐蚀质量损失率降低了5.5%,腐蚀产物层更致密,耐腐蚀性能更好。

• 焊接电流对Ni60/Cr3C2等离子堆焊层组织及性能的影响

  张宇, 唐彪, 马藤, 毕力格, 周恒

  以Ni60合金粉末+质量分数20% Cr3C2粉末作为堆焊粉末,采用等离子堆焊技术在Q235低碳钢表面制备单道Ni60/Cr3C2堆焊层,研究了焊接电流（110~140?A）对堆焊层宏观形貌、显微组织、硬度及耐磨性能的影响。结果表明：Ni60/Cr3C2堆焊层与基体间形成良好的冶金结合。当焊接电流增大至130?A,堆焊层表面变得光滑平整,成形质量变好,但当焊接电流过高（140?A）时,表面出现氧化烧损现象,成形质量变差。随着焊接电流的增加,堆焊层的熔高、熔深、熔宽、稀释率均增大。110?A焊接电流下的堆焊层由γ-Ni（Fe）、Cr7C3和CrB相组成,随着焊接电流的增加,铬化合物种类增多,130,140?A焊接电流下由γ-Ni（Fe）、Cr7C3、CrB、Cr23C6和Cr3C2相组成；随着焊接电流的增加,堆焊层组织先细化后粗化,碳化物数量先增加后减少,硬度先升后降,磨损质量损失先减后增。当焊接电流为130?A时,堆焊层无明显缺陷,成形质量良好,堆焊层组织最细小,碳化物数量最多且出现了以碳化铬为中心的花状形貌组织,堆焊层的硬度最高,磨损质量损失最小,磨粒磨损程度最轻。

• 激光能量密度和固溶处理对激光选区熔化NiTi合金显微组织和性能的影响

  汪良, 张亮, 吴文恒

  以NiTi合金粉末为原料,在不同激光功率和扫描速度下采用激光选区熔化工艺制备NiTi合金,研究了激光能量密度（26.67~111.11?J·mm?3）和950?℃×2?h固溶处理对NiTi合金显微组织、相对密度、力学性能的影响。结果表明：随着激光能量密度的增加,沉积态NiTi合金的相对密度先增大后减小再略微增大,当激光能量密度为50.00?J·mm?3时,相对密度最大,为99.89%；随着激光能量密度的增加,合金中镍含量降低,相变温度升高,B2奥氏体相减少,B19′马氏体相增多,合金微观结构变化不大,垂直于成形方向为等轴晶,平行于成形方向为柱状晶,晶粒由不规则形状变为规则形状；经过固溶处理后,晶粒形貌未发生明显变化,但组织更加均匀。随着激光能量密度的增加,沉积态和固溶态合金的抗拉强度和断后伸长率基本呈先增后减再增的趋势,硬度降低。当激光能量密度为50.00?J·mm?3时,沉积态合金的拉伸性能最好,抗拉强度为769?MPa,断后伸长率为6.73%,固溶处理后抗拉强度为762?MPa,断后伸长率达到了7.27%。NiTi合金的最优SLM工艺参数为激光功率100 W、扫描速度800?mm·s?1、扫描间距100?μm、铺粉厚度30?μm。

• 陶瓷封装浇注料在高温电磁线圈上的应用

  谢历

  以纳米氧化铝和少量纳米二氧化硅为主要原料,通过纳米颗粒表面改性工艺制备陶瓷封装浇注料,研究了陶瓷封装浇注料的结构、热稳定性能和封装性能；采用该陶瓷封装浇注料对电磁线与陶瓷骨架进行封装,并在550?℃下进行煅烧,研究了封装电磁线圈的绝缘性能和耐电压性能。结果表明：800?℃高温煅烧后陶瓷封装浇注料的溶剂挥发,有机分散剂和黏结剂分解,而主体成分纳米氧化铝和二氧化硅无机材料结构基本未发生变化,陶瓷封装浇注料具有较高的耐温等级；550?℃煅烧后陶瓷封装浇注料与电磁线石英纤维和陶瓷骨架紧密结合,从而形成完整的封装结构；陶瓷封装浇注料封装的电磁线圈的常温耐电压超过2?000?V,在550?℃下老化100?h后的绝缘电阻率为8.5×108?Ω·m,封装电磁线圈表现出良好的耐电压性能和绝缘性能。

• 热输入对低温高锰钢焊接接头组织和性能的影响

  郭广飞, 任明皓, 姜恒, 吴锴, 汪志福, 章小浒

  采用CHW-SMn埋弧焊丝和配套CHF610焊剂,在不同热输入（12.0,16.0,20.0?kJ·cm?1）下对低温高锰钢进行埋弧焊焊接,研究了热输入对接头显微组织和性能的影响。结果表明：不同热输入下焊缝组织均由柱状晶+析出相组成,热影响区组织为奥氏体、少量夹杂物和析出相；随着热输入的增大,热影响区组织粗化,粗晶区宽度增加。随着热输入的增大,焊接接头强度和韧性下降,焊缝显微硬度先降后升,热输入为12.0,16.0?kJ·cm?1下焊接接头弯曲后焊缝表面未观察到裂纹,当热输入为20.0?kJ·cm?1时出现裂纹；不同热输入下接头的拉伸断口和冲击断口均呈韧窝形貌,断裂方式为韧性断裂。当热输入为12?kJ·cm?1时,焊接接头力学性能较优。

• 不同含氢环境下X80管线钢的慢应变速率拉伸性能

  牛化昶, 李毅, 宋卫臣, 吕加华

  在气体组成（体积分数）为2% H2+2% CO2+N2（2%氢环境）、5% H2+2% CO2+N2（5%氢环境）以及100% N2（无氢环境）的12 MPa高压环境中,对X80管线钢母材轴向、周向试样以及焊缝试样开展慢应变速率拉伸试验,研究了不同环境下试样的拉伸性能,基于断面收缩率评价了母材和焊缝的氢脆敏感性。结果表明：与无氢环境相比,2%氢环境、5%氢环境下母材轴向试样的断后伸长率分别降低约1%和5%,母材周向试样分别降低约7%和11%,焊缝分别降低约7%和12%,焊缝的塑性劣化程度大于母材,且在5%氢环境中的劣化程度更大；在2%和5%氢环境中母材和焊缝的抗拉强度基本相似；在相同含氢环境中母材周向试样的抗拉强度高于轴向试样,焊缝的抗拉强度最低,母材轴向试样的塑性优于周向试样,焊缝的塑性最差。2%氢环境下母材以及焊缝的氢脆敏感性小于5%氢环境下,在相同含氢环境下焊缝的氢脆敏感性最大,母材周向试样次之,母材轴向试样最小。

• 双金属复合管中L360MS管线钢焊接接头的疲劳裂纹扩展行为以及疲劳寿命预测

  李洋阳, 王基翔, 周培山, 徐颖超, 王斌

  以NiCrMo-3合金作为焊接材料,对L360MS管线钢/N08825镍基合金双金属复合管进行多层多道对接焊,剥离N08825镍基合金覆层后测试了L360MS管线钢焊接接头的硬度和拉伸性能。参考实际运行条件,对L360MS管线钢焊接接头进行疲劳裂纹扩展试验,采用柔度法获得不同区域的裂纹长度-循环次数曲线,基于Paris公式研究不同区域的疲劳裂纹扩展行为,并对疲劳寿命进行预测。结果表明：拉伸试验后,接头试样在母材处断裂,焊缝呈高强匹配状态；焊缝硬度在220~250?HV,明显高于母材（170~185?HV）,最高值出现在邻近熔合线焊缝区域,最低值出现在热影响区。母材、热影响区和焊缝中的疲劳裂纹主要以沿晶和穿晶方式扩展,但焊缝中疲劳裂纹扩展路径更加曲折,并伴有分叉现象,甚至出现环形裂纹。热影响区的Paris材料常数C最大,母材次之,焊缝最小,在应力比0.1下母材和热影响区的疲劳裂纹扩展速率较快,焊缝区域最慢。对材料常数C修正后,得到疲劳裂纹沿深度方向扩展的寿命预测公式,预测得到内部存在沿管体周向的半椭圆裂纹的管道热影响区的疲劳寿命最短,该区域是焊接接头疲劳性能最薄弱的区域。

• 耐磨钢高温压缩变形的本构模型构建及热加工图

  杨哲懿, 孟凡志, 杨博, 高磊, 王帅, 王尊呈

  应用Gleeble-3800型热模拟试验机对耐磨钢进行高温（800~1?200?℃）、中等水平应变速率（0.1,1,5,10?s?1）下的单道次热压缩变形,研究了该钢的热压缩变形行为；根据真应力-真应变数据,通过引入真应变的影响对传统Arrhenius方程改进后建立本构模型,并将计算结果与试验结果进行对比；绘制热加工图,确定合理的加工区间。结果表明：试验钢的流变应力随着变形温度的升高或应变速率的减小而降低；随着变形量的增加,真应力先增加至峰值应力后趋于稳定,但在高温（不低于1?100?℃）和低应变速率（0.1?s?1）下真应力达到峰值应力后先略微降低后趋于稳定。所建立的本构模型计算得到的真应力与试验结果吻合较好,平均相对误差为3.79%,线性相关系数为0.997?5,证明所建立的本构模型能够准确预测试验钢在800~1?200?℃变形温度和0.1~10?s?1应变速率下的高温流变行为；试验钢在单道次热压缩变形时的合理加工区间为真应变不大于0.5、应变速率不大于10?s?1、变形温度900~1?100?℃。

• 基于压入响应的异种金属焊接接头材料力学性能计算方法

  薛河, 杨超, 张雨彪, 宁硕, 张嘉庆, 朱佳珺, 张建龙

  通过ABAQUS有限元分析软件模拟压入试验并结合控制单一变量法,在Hollomon本构模型的基础上,分析了不同材料力学性能参数（屈服应力和应变硬化指数）与载荷-位移曲线加载段压入响应参数（加载曲率和加载指数）的关系,建立由加载段压入响应参数反求材料力学性能参数的预测公式,以有限元分析时输入的屈服应力和应变硬化指数作为约定真值,验证预测方法的准确性；通过该预测方法获得SA508钢/52M合金堆焊层/52M合金对接焊缝/316L钢异种金属焊接接头的材料力学性能参数分布。结果表明：预测公式计算得到屈服应力和应变硬化指数的最大相对误差绝对值分别为10.5%,6.29%,所建立的公式可以较为准确地预测异种金属焊接接头局部区域的材料力学性能参数。计算得到异种金属焊接接头两侧热影响区的屈服应力和应变硬化指数变化明显,随着距熔合线距离的增加,屈服应力减小,而应变硬化指数增大；母材以及52M合金堆焊层和对接焊缝的屈服应力和应变硬化指数分布相对稳定。

• S355NL钢风电法兰锻件低温冲击韧性不良的原因

  张泽晨, 曹铁山, 赵杰, 吕德超, 程从前

  某厂生产的某批次S355NL钢风电法兰锻件的?50?℃冲击吸收能量较低且波动较大,通过对比不合格和合格法兰锻件的力学性能、断口形貌、显微组织,结合生产工艺分析了其低温冲击韧性不良的原因。结果表明：不合格法兰锻件冲击断口呈脆性断裂特征,纤维断面率几乎为0,在冲击过程中裂纹的扩展路径较平直,而合格法兰锻件冲击断口呈韧性和脆性混合断裂形貌,纤维断面率为60%,裂纹扩展路径更加曲折。正火温度偏高、在炉加热时间较长而导致的晶粒粗大、晶粒尺寸分布不均匀是S355NL钢风电法兰锻件低温冲击韧性不良的主要原因,组织中不均匀分布的珠光体也是法兰锻件韧性降低的原因之一。