是气 体 渗 氮、 还 是 气 体 氮 碳 共 渗 或 离 子 渗 氮，! “ # $ % ?) * # $= : 9 9 ( = 9, ?# 5 5 5 # 7 ?8 49 8 7 2 # 8 5 A B 7 5 5 = : 7 5 : 2，W X IQ 5 , ( 9 , $0 R 9 ( ?% , : 9 $ 1 , (/ X #D # 5 9 2 ? RQ 1 ; 5 R , H + * * ) +，# 5 1 ,）0 F G 7 # : 6 7：L 5 9 9 7 7 9 ; : : : 4 $ 9$ 9 = 1 ? R , ( = : $ 9 = = R R 5 9 , : : $ 9 , : 9 ? , : . “ * S, 7 : 9 $8 9 ( ? 1 2 DH 5 ?I 8 # A G：: 9 = 1 ( 94 $ : 4 $ ;的 . / ! ) 0 1 ! ! 2 1热轧钢板按某制造厂的要求设计了4种热处理工艺， 在普通矽碳棒炉和真空热处理炉中分别进行) + 3、“ ) 3的稳 定化处理或一次热处理。热处理工艺分别为： 在普通矽碳棒炉中， 试样以 （! + 24 ;B ( ; ;B ;， 焊接试样的焊缝位于中央。按= 2! ( $ $ )! “ “ !金属夏比冲击缺口测定方法 ， 采用, ;， 试样缺口的轴线应垂直于试板表面。用模拟焊接工艺制备焊接试板， 尺寸为;B ;， 分别进行) + 3、“ ) 3的真空热处 理， 采用6 - C * ( 6型D射线应力分析仪对不同状态的焊接试板的表面残余应力及分布进行测试。 1 6“ # $ ! % ;， 断裂断面在标距之外， 故无伸长率。% ! (号样品的! % (不知何故出现异常， 数值偏大。4(金属热处理( - 6 ? , 1 2 / 1 . - 1 - 6 1 2 4 ( 3 7 * 0 1 7 $ 2 7 - $ 1 52 /: - , 9 ( 4 ; ? # 0 + A = 6 B + ! “ # $ % B 3 C 9- B 9 3 ; BD 9 7 E 9 9 ;/ / . F! 1 . . F? A 4 + B 9 C D B$，) E 3 =F G B H 9 I 4 + B H$，J K + B H，J K 4 9 K B N O 4 O P O D G Q) + O D 2 4 + R E B H 4 B D D 2 4 B H，? D S D 4 T M 4 D B M D + B U5 D M B G R G H “ B 4 V D 2 N 4 O “，T 4 W 4 + X P + B H? D S D 4 % - % % - !，1 4 B +； 7 D B H X G P) + M 4 B D 2 “Y D N D + 2 M K B N O 4 O P O D， D B H X G P? D B + B! - % % - ，1 4 B +）- G 6 7 % : 4 7：5 D& 4 M 2 G N O 2 P M O P 2 D+ B U + 2 U B D N NG Q D + O 2 D N 4 N O + B O N O D D R + Q O D 2 - % % + H 4 B HS D O C D D B- - % .!8 % % . C D 2 D N O P U 4 D U 7 5 D 2 D N P R O N N G C D U O + O O D + 2 U B D N N U D M 2 D + N D U G S V 4 G P N R “U P 2 4 B H $ % % % + H 4 B H，O D B O D + 2 U 9B D N N O D B U D U O GS D N O + S R D 7 5 D M + B H DG Q& 4 M 2 G N O 2 P M O P 2 D 4 N 2 D R + O D UO G O D& 4 M 2 G N O 2 P M O P 2 D G & G H D B D 4 O “+ Q O D 2B G 2 & + R D + O O 2 D + O & D B O 7 5 D& G 2 D P B 4 Q G 2 &U 4 N O 2 4 S P O 4 G B G Q O D G 2 4 H 4 B + R& 4 M 2 G N O 2 P M O P 2 D，O D 4 H D 2 N O + S 4 R 4 O “ G Q& 4 M 2 G N O 2 P M O P 2 D+ B U 4 H D 2 D + O 2 D N 4 N O + B M D + Q O D 2 + H 4 B H 7H 9 IE 5 % D + O 2 D N 4 N O + B O N O D D R；+ H 4 B H O 2 D + O & D B O； + 2 U B D N N；& 4 M 2 G N O 2 P M O P 2 D作者简介： 胡建文 （$ / 8 !） ， 女， 河北石家庄人， 副教授， 硕士，从事金属材料及热处理的教学和科研工作以及材料表面改性方面的研究， 发表论文$ %余篇。联系电话：% 6 $ $ 9 ( % 6 ! ! 6 - 收稿日期： % % 6 9 % 6 9 % 8$引言马氏体耐热钢因其具有较好的抗腐蚀性、 热强性及淬透性被广泛应用。的沉淀析出有关,提出了这两种镁合金的点蚀模型.观察发现 ,AZ80-T5存在晶间腐蚀现象.这种现象并非晶界元素贫乏所致,而与相沿晶界网状析出和基体微观内应力升高有关.实验发现,加载频率、溶液pH值对变形镁 合金的疲劳寿命有显著影响.在空气中加载频率(110Hz)越低,疲劳寿命较短.溶液pH值为7时,疲劳寿命最短.与铸造镁合金不同,变形AM60中的疲劳裂纹萌生 于AlMn相粒子.另外,实验结果表明,加载频率、载荷比、失效热处理、潮湿空气、环境湿度均对变形镁合金在空气中的裂纹扩展速度有明显影响.根据已获得 的结果,绘制了镁合金门槛值与载荷比之间的关系图.2.会议论文 陈勇.邱绍宇 热处理对0Cr18NillTi热轧钢板及焊接接头性能的影响 2003本文研究了模拟某制造厂热处理工艺(850C或980C保温2h,空冷或炉冷)对0Cr18NillTi热轧钢板高温拉伸性能、晶粒度、抗晶间腐蚀性能的影响.对 不同热处理后的焊接接头进行了冲击性能试验和残余应力测试.试验结果表明,热处理对热轧钢板的高温力学性能、晶粒度无显著影响,晶粒度为11级左右.晶 间腐蚀试验表明五种状态的热轧板均无晶间腐蚀倾向.焊接试板经980真空热处理后,焊接残余应力基本消除.冲击性能及晶间腐蚀性能均优于焊后未热处理 及850真空热处理后的焊接接头性能,建议0Cr18NillTi不锈钢焊后采用980进行真空热处理.3.学位论文 舒俊 铁素体不锈钢热轧态组织特征及其对性能影响的研究 2009本文研究了三种铁素体不锈钢410S（0Cr13）、430（1Cr17）和409L（00Cr12Ti）热轧态的组织、性能及其影响。主要采用特殊腐蚀剂、显微硬度、扫 描电镜、能谱分析、比热曲线、透射电镜、电子探针和不同酸性腐蚀介质中的浸泡腐蚀等手段分析了三种铁素体不锈钢中非金属夹杂物的成分与来源、金相 组织组成、断口侧向分层原因和剥蚀机理，并用定量法将拉伸性能、腐蚀性能和显微组织特征结合起来研究。 结果表明：三种铁素体不锈钢纵向和横 向夹杂物差别不大，主要以氧化物为主，级别15级，整体夹杂物基本为细系，符合钢中夹杂物的要求。410S和430不锈钢夹杂物主要来自于脱氧过程中 所用的材料、炉渣、耐火材料及耐火材料中的氧化物与脱氧渣中的氧化硅之间的反应形成的。409L不锈钢中含有与N亲和力较强的Al和Ti等元素，这些元素 能与（吹N2）气氛中的氮以及溶解于钢中的氮结合，形成氮化物夹杂。 410S、430和409L三种铁素体不锈钢热轧态的金相组织组成分别为：基体铁素 体+30超低碳马氏体+少量（Cr，Fe）23C6碳化物、基体铁素体+（Cr，Fe）23C6碳化物和基体铁素体+少量（Cr，Fe）23C6碳化物组成。410S和430不锈 钢中条带组织较为明显，为转变产物，且是冶金结合，作为铁素体基体上条带分布的第二相，或是具有一定数量的强韧相，或主要是微细碳化物成串的离散 分布。因此，410S、430条带组织既不同于常见危害性较大的带状组织。所以410S、430条带组织对其力学性能等的影响不大。 在拉伸速率为 5mm/min实验条件下，三种铁素体不锈钢热轧态纵向和横向的拉伸性能相差不大，是因为轧制过程中条带组织的特殊性和合金元素充分扩散的结果。410S和 430不锈钢在拉伸过程中拉伸断口出现明显的侧向分层开裂现象，主要原因是超低碳马氏体组织和硬而脆的碳化物沿轧向的晶界分布状态构成了本试验用的 410S、430不锈钢的薄弱环节，拉伸变形中，位错只能绕过它们，增加了形变阻力，也破坏了板材在厚度方向的连续性；而409L不锈钢拉伸断口无分层现象 ，这和其组织的均匀性和单一性保持一致。 三种铁索体不锈钢在05mol/1H2SO4+001mol/1KSCN溶液中晶间腐蚀倾向为410S430409L；在不同酸 性腐蚀介质中410S和430不锈钢有较明显的分层腐蚀现象，腐蚀层间距与轧向分布的条带组织间距保持一致；409L不锈钢则表现为全面腐蚀，腐蚀表面有较 多的腐蚀坑，腐蚀坑大小和其铁素体晶粒大小基本吻合。 经综合分析试验用钢的断口形貌、腐蚀特征和组织特征，表明其断裂形貌和腐蚀特征是由其 沿轧向分布的条带组织和晶界处分布较多的第二相碳化物颗粒所致。4.学位论文 王琼琦 深冷处理提高奥氏体不锈钢服役性能机理的研究 2009本文以304和316不锈钢为研究对象，探讨了深冷处理提高奥氏体不锈钢的服役性能及机理，重点研究了深冷处理前后奥氏体不锈钢微观组织变化和深冷 处理过程中产生的瞬态温度场及应力场，以及深冷处理工艺对奥氏体不锈钢焊接残余应力、疲劳性能和晶间腐蚀敏感性的影响，建立了深冷处理的工艺、组 织和性能之间的内在关系。主要研究工作和结论如下： (1)对不同初始状态的304不锈钢液氮温度下的深冷处理结果表明升降温速率对马氏体转变的 影响取决于深冷处理前的材料状态。形变导致位错密度增加的材料深冷处理后马氏体转变量的增加取决于升降温速率，而预先存在的形变马氏体的材料升降 温速率对马氏体的转变量影响不大。从而提出了奥氏体不锈钢急冷深冷处理新工艺，该工艺能够显著抑制马氏体转变，并伴随着组织细化和少量的塑性变形 ，具有更为优越的服役性能。不同状态的304不锈钢经深冷处理后都出现马氏体转变、塑性变形和组织细化等现象，随着冷变形程度的增加，马氏体转变量 越多，同时组织细化也越明显。 (2)亚稳态不锈钢的深冷处理过程中急冷急热引起的热应力和马氏体转变引起的相变应力同时存在，热应力和相变 应力对焊接残余应力的消除都起作用。316不锈钢管急冷急热的深冷处理前后焊接残余应力测试结果表明焊接残余应力显著降低但并不存在马氏体相变。对 急冷急热工艺的温度场和应力场有限元模拟结果表明该工艺可产生很大的瞬态应力场，并和残余应力叠加产生塑性屈服。说明单独以热应力即可消除奥氏体 不锈钢的焊接残余应力。 (3)建立了马氏体相变筒柱模型定性的分析了转变量较少情况下的奥氏体和马氏体的应力场，以及马氏体相变应力引起的 塑性区大小。在理想条件下，1%的马氏体转