5.5Al-AFA耐热钢高温蠕变行为研究

面向超超临界发电机组用钢,设计、制备了5.5Al-AFA耐热钢材料,基于不同加载应力条件的蠕变实验与微观组织分析,研究了该耐热钢的蠕变特征与蠕变损伤机理。结果表明,该耐热钢具有典型金属材料的蠕变特征,加载应力对蠕变断裂时间影响显著,在温度为750℃、加载应力为120和250 MPa下的蠕变断裂寿命分别为1711和1.5 h,材料表观应力指数达5.18,蠕变机制为位错攀移,蠕变激活能为418.44 kJ·mol^(-1)。蠕变过程中析出的脆性σ-FeCr相导致应力集中与材料断裂,失效形式为微孔密集型韧性断裂。

HR3C奥氏体耐热钢晶界蠕变损伤的电子背散射衍射分析

对不同条件下的HR3C奥氏体耐热钢蠕变试样进行性能测试和微观结构观察,研究奥氏体耐热不锈钢蠕变沿晶破坏行为和损伤特征。电子背散射衍射(EBSD)分析结果表明,不同蠕变速度下材料的晶粒尺寸基本不变,未产生择优取向,但高蠕变速度条件下部分孪晶界演变成一般晶界,而低蠕变速度下原始孪晶结构基本保持不变。EBSD分析结果清楚地反映了微观蠕变应变的不均匀性。沿晶微裂纹和蠕变空洞的产生和扩展是最显著的损伤特征,这些损伤现象与不同蠕变速度下的蠕变机制及晶界性质密切相关。

固溶工艺对3Al-310S耐热钢组织和力学性能的影响

通过向普通310S不锈钢中添加3%Al制得3Al-310S耐热不锈钢,试验钢经过不同固溶工艺处理后,采用X射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)及室温拉伸性能测试,研究固溶工艺对3Al-310S耐热钢显微组织和力学性能的影响规律。结果表明,3Al-310S耐热钢基体组织为奥氏体,随着固溶时间的增加和固溶温度的提高,3Al-310S耐热钢的晶粒尺寸逐渐增大;同时相对应的3Al-310S板材的硬度和抗拉强度逐渐降低,伸长率逐渐提高,当固溶温度为1000℃,固溶时间为10 min时,试验钢的抗拉强度达618.75 MPa,伸长率为33.80%。

火电机组用耐热钢高温耐腐蚀性能研究进展

从火电机组用耐热钢的发展历程出发,综述了新型耐热钢高温耐腐蚀性能的研究现状,并分别从腐蚀原理、化学成分、腐蚀环境和腐蚀防护等方面对耐热钢耐腐蚀性能的影响进行阐述;最后对火电机组用耐热钢高温耐腐蚀性能现有研究成果进行分析总结,并对未来研究方向以及发展趋势进行了展望。

9Cr-1.5W-0.15Ta耐热钢搅拌摩擦焊焊缝组织和冲击性能分析

对9Cr-1.5W-0.15Ta耐热钢搅拌摩擦焊焊缝的微观组织演变和冲击性能进行了分析.结果表明,由于搅拌针剧烈的机械搅拌和焊接热循环的双重作用,搅拌摩擦焊缝区域内发生晶粒破碎、完全奥氏体化动态再结晶、晶界处M23C6相溶解和晶内M3C相析出,焊后较大的冷却速率抑制晶粒长大,促进了马氏体转变.在−100~20℃温度内进行了冲击试验,随着冲击试验温度的增加,母材和FSW焊缝的冲击吸收能量均表现为单调增大的特征,同时冲击断裂模式由脆性断裂逐渐转变为延性断裂.由于FSW焊缝中板条马氏体的形成、“针状”M3C碳化物的析出,FSW焊缝的硬度显著增大,并且在相同温度下FSW焊缝的冲击韧性发生降低,韧—脆转变温度由母材的−50℃升高至−40.2℃.

9Cr3W3Co耐热钢锻造工艺数值模拟及实验研究

通过Deform 3D模拟了9Cr3W3Co耐热钢连续多道次锻造工艺,分析了等效应力、等效应变场和温度场的分布规律。基于模拟结果,优化了锻造工艺,并通过Gleeble-3800热模拟试验机对9Cr3W3Co耐热钢进行不同变形参数多道次热压缩实验,分析了不同变形参数下的热变形行为,结合热模拟真应力-真应变曲线和显微组织,验证了模拟的准确性。结果表明,模拟后的优化锻造工艺为应变速率5 s^(-1),变形方式为先大变形后小变形,变形后的坯料心部温度分布均匀,为951~970℃,等效应变分布均匀,为2.15~2.19。当应变速率为5 s^(-1)时,动态再结晶晶粒尺寸随变形温度的升高而变大,采用先大压下量后小压下量的方式,可获得完全再结晶的等轴晶,平均晶粒尺寸为15μm,变形后组织均匀性更好。结合微观组织演变结果分析,模拟实验具有可行性,实验结果与模拟结果基本吻合。

不同蠕变条件下耐热钢焊接件的空洞损伤演化

针对两种马氏体耐热钢焊接接头(F92/Co3W2和Co3W2/Co3W2)在105~250 MPa和873~948 K条件下开展蠕变拉伸测试,利用Larson-Miller参数法外推不同温度下焊接接头服役100000 h寿命对应的蠕变断裂许用应力,研究其在不同蠕变条件下的空洞损伤规律.随着外加应力的降低,两种焊件的断裂位置、断裂模式及断裂机制均发生了转变,从位于母材的穿晶塑性断裂变为细晶热影响区的沿晶脆性断裂(即Ⅳ型断裂).针对断口区域的空洞损伤变化规律的研究表明:(1)当断裂模式由塑性断裂转变为脆性断裂时,断口附近空洞会出现突变,塑性断口空洞“个头大数量少”而脆性断口空洞“个头小数量多”;(2)在相同断裂模式下,随蠕变应力的减小,空洞按照“尺寸变大、数量密度增大及面积分数增大”的规律变化;(3)Ⅳ型断口处空洞存在合并链接现象,其方向与应力方向垂直.

影响P91耐热钢焊缝金属冲击韧性的因素分析

利用扫描电镜、光学显微镜、X射线衍射仪、电解萃取实验等研究了P91耐热钢焊缝金属冲击韧性不稳定的原因。结果表明,焊缝金属的组织为铁素体组织,在铁素体基体与晶界处分布着大量的析出相。析出相主要为M_(23)C_(6)型碳化物和氧化物夹杂,其中晶界处聚集的M_(23)C_(6)是影响焊缝金属冲击韧性的主要原因。通过对不同冲击韧性值的试样晶界处碳化物的面积分数统计发现,M_(23)C_(6)面积分数的增加导致焊缝金属的冲击韧性下降。

长时服役后HR3C耐热钢的微观组织与拉伸性能变化研究

碳中和技术成为火力发电的最有效解决方式之一,HR3C奥氏体耐热钢因其具有优异的高温性能而成为超超临界机组使用的典型高温部件材料。采用SEM、TEM、EBSD等技术对未服役样品和服役时长分别为35564、67705 h的样品进行微观组织观察,同时对几种材料的室温拉伸和高温拉伸性能进行了测量。结果表明:HR3C耐热钢具有良好的高温稳定性,在晶粒组及能源革命的大背景下,超超临界发电织与未服役样品一致,仍为孪晶奥氏体组织。此外,服役后HR3C的大角晶界处出现连续分布的M23C6相,并在晶界附近观察到纳米级NbCrN相。长时服役后其室温拉伸性能和高温拉伸性能与未服役样品并无明显变化。

1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢球座模锻成型工艺模拟与试验验证

通过热压缩模拟实验研究了1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢在热变形过程中的动态再结晶行为,通过Deform 3D有限元数值模拟研究了应变速率和坯料尺寸对1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢球座模锻成型工艺的影响。热压缩试验结果表明,1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢发生动态再结晶、混晶现象不明显的临界变形量约为20%,增大应变速率有利于在小变形量下,获得更加均匀的组织。数值模拟结果表明,随着应变速率提高,模锻件最小变形区域的等效应变与等效应力均增加,随着坯料直径增加,模锻件最小变形区的等效应变下降,等效应力先降低后提高。应变速率为0.1 s^(-1)时,坯料直径ϕ60 mm~ϕ65 mm,最小变形区域工程应变可达到20%以上,且具有较好的锻造成型性。根据数值模拟结果,设计了直径ϕ60 mm、高度74 mm的坯料,以0.1 s^(-1)的应变速率进行模锻验证试验,试制出的锻件成型好、组织与硬度均匀,验证了数值模拟结果的合理与可行性。

焊缝填充量对15Cr2Mo1耐热钢焊接修复性能的影响

【目的】15Cr2Mo1钢属于珠光体耐热钢,在电力和石化等领域应用广泛。但是在长期的使用过程中经常会出现某些区域的裂纹等问题。而补焊工艺具有操作难度不高、代价低和复原能力好等优点。该文旨在揭示焊接修补填充量对焊接接头性能的影响。【方法】采用镍基合金焊条对15Cr2Mo1耐热钢进行不同结构类型和不同坡口类型的补焊试验。【结果】研究结果表明,坡口深度为6.5 mm,13 mm和19.5 mm时,补焊接头的补焊区各焊道布置合理且接头各区域均不存在明显缺陷;3种填充量下的补焊区焊缝组织均为奥氏体组织,晶内析出物呈颗粒状;在原始焊缝区和补焊区之间的熔合区发现有宽度约为15μm过渡层,线扫结果表明,大量奥氏体化元素Ni,Cr,Mn进入该区域,使得该区域的淬硬倾向增加。【结论】3种填充量下的补焊接头均能保持较好的强韧匹配。

小口径G115新型马氏体耐热钢管接头组织性能分析

采用自主开发的焊材,对我国研制的G115新型马氏体耐热钢进行了小口径管焊接工艺试验,分析了接头的显微组织,测试了接头的力学性能。结果表明,G115小口径管的焊接工艺性良好,在常规GTAW工艺下焊接可以得到无缺陷的焊接接头,接头的常温拉伸和弯曲性能均满足相关要求。焊缝在焊态下的韧性很低,经过760℃×1.5 h的焊后热处理后,其冲击吸收能量由6 J提高到80 J以上。焊后热处理后,启裂区的断裂机制由解理转变为韧窝,明显提高了裂纹萌生需要的能量。G115焊接接头仍然存在细晶热影响区(FGHAZ)和软化带,软化带出现在靠近母材的临界正火区。

二次回火温度对GX23CrMoV12-1耐热钢组织与力学性能的影响

GX23CrMoV12-1耐热钢为燃气轮机核心铸件用钢,热处理工艺为1050℃×4 h油冷淬火+740℃×6 h炉冷回火。对该材料一次回火后再进行二次回火处理,探究二次回火温度对该材料组织和力学性能的影响。结果表明,二次回火后材料的组织与一次回火后的组织相同,均为细小的板条马氏体。二次回火后材料的强度、硬度和延伸率均降低,且随着二次回火温度从710℃升高至740℃,材料的抗拉强度和屈服强度呈缓慢下降趋势,但延伸率呈增大趋势。在720℃温度条件下二次回火后耐热钢组织中出现了较多的粗大析出相,材料的塑性和韧性最低。二次回火后材料的冲击韧性较一次回火态有显著提升,在740℃温度条件下二次回火后材料的吸收能高达71.8 J,较一次回火态提高56%。

奥氏体化温度对改良型T23铁素体耐热钢微观组织与力学性能的影响

对改良型T23铁素体耐热钢试样进行不同奥氏体化温度的热处理试验,通过金相显微镜、扫描电镜、透射电镜对经不同奥氏体化温度处理试样的微观结构进行表征,且对其进行常温力学性能进行测试分析;结合采用Thermo–Calc热力学软件计算的T23铁素体耐热钢平衡相图,探讨C,N,V等元素在钢中基体和第二相间的分配关系,揭示奥氏体化温度对改良型T23铁素体耐热钢显微组织和力学性能的影响。结果表明:在1080~1140℃奥氏体化温度范围,随温度的升高,钢中的晶粒尺寸逐渐增大,贝氏体板条不断粗化,碳化物尺寸逐渐减小。当奥氏体化温度为1080℃时,细化的贝氏体板条可为碳化物聚集长大提供条件,钢中碳化物呈现团簇聚集倾向;当奥氏体化温度升至1120℃时,晶粒内部的贝氏体板条明显粗化,合金元素在基体中的固溶度提高,碳化物的形核位点减少且弥散化程度大大提升。同时,随奥氏体化温度的升高,改良型T23铁素体耐的屈服强度和抗拉强度呈现先降低后增加的趋势,延伸率呈现先增加后降低的趋势,这主要是由于晶粒尺寸、碳化物的尺寸与分布、合金的固溶强化随奥氏体化温度变化而产生的耦合作用所致。

P91耐热钢相变过程的原位观察

采用激光共聚焦显微镜研究了P91耐热钢的组织变化规律。结果表明,温度升高到780℃时,组织向奥氏体(γ)转变;当温度达到965℃时,有微量的δ-铁素体产生;升温到1093℃时,P91表面晶界明显,并在升温中有块状δ-铁素体生成,直到1187℃左右时可见有大量的δ-铁素体,在1200℃保温时呈现不规则的多边形晶粒;在300℃/min的冷却速率下,在1164℃时组织为δ-铁素体并伴有少量的析出物,在909℃左右时已能看到δ-铁素体转化为奥氏体(α)的相变,这种相变也决定着残余δ-铁素体以及奥氏体(γ)相的数量和形态。

P91耐热钢蠕变孔洞形核的力学机制

采用实验结合晶体塑性有限元的方法对P91耐热钢蠕变孔洞形核力学行为进行研究,分析了蠕变孔洞周围晶粒间的取向差分布,构建了晶体塑性有限元模型,计算了晶粒取向差(8.4°、16.9°、33.6°、50.0°、65.8°和77.1°)对晶界应力场的影响。结果表明:蠕变过程中晶界应力随时间逐渐降低,最大应力所在位置发生变化,这是由于晶粒转动、滑移系开动等多方面因素导致;当晶粒相位角在33.6°~50.0°时,应力集中强度高,EBSD观察支持了这一结果,说明相邻晶粒间取向差影响晶界处应力,其大小的变化证实了蠕变孔洞的形核依赖于相邻晶粒取向差。

电感耦合等离子体原子发射光谱法测定超级马氏体耐热钢中硼

建立电感耦合等离子体发射光谱法测定超级马氏体耐热钢中的硼含量。采用硝酸-盐酸-氢氟酸溶解样品,溶液转移至50 mL聚丙烯容量瓶中,用水稀释至标线,选择B182.641 nm分析谱线进行测定。硼的质量分数在0%~0.020%范围内与光谱发射强度线性关系良好,相关系数为0.9997,方法检出限为0.0002%,定量限为0.001%。采用所建方法对3个马氏体耐热钢样品进行测定,测定结果的相对标准偏差为1.82%~2.99%(n=10),样品加标回收率为92%~110%。该方法分析速度快,适用于超级马氏体耐热钢材料中硼含量测定。

2.25Cr1Mo0.25V耐热钢与304不锈钢AA-TIG焊接接头组织及性能研究

采用电弧辅助活性AA-TIG焊对2.25Cr1Mo0.25V耐热钢和304不锈钢管进行异种钢材焊接,并对其焊接接头的组织、硬度及力学性能进行分析。结果表明,使用AA-TIG焊能够一次性焊透2.25Cr1Mo0.25V耐热钢和304不锈钢,得到成形良好的焊接接头。焊缝处无裂纹等焊接缺陷,焊缝处各元素在焊缝水平方向分布均匀。在靠近两侧母材的焊缝区,Cr、Fe、Ni元素有一定的梯度,但无明显偏聚。焊接接头两边的母材区硬度值较低,在焊缝区域硬度达到最大,焊缝区域的硬度波动范围在400~489 HV之间,最终拉伸试样都断在304母材上,得到的平均拉伸强度为406 MPa,最大的抗拉强度为542 MPa。

铸造ZG0Cr16Ni4Cu3Nb耐热钢显微组织与力学性能分析

研究了砂箱、单壳对铸造ZG0Cr16Ni4Cu3Nb耐热钢显微组织和力学性能的影响。研究表明:采用砂箱、单壳的方式浇注力学试棒,显微组织主要为板条状马氏体、δ-铁素体、M23C6型碳化物和NbC碳化物;不同点在于,采用砂箱的试棒,基体上存在纳米尺寸的富铜析出相。力学结果表明,采用砂箱的方式浇注试棒,力学性能优于采用单壳的方式浇注试棒。

不锈钢和耐热钢分类和牌号

部分不锈钢和耐热钢的分类及牌号(括号内为原牌号)如下.1不可热处理强化钢(1)奥氏体型06Cr19Ni10(1Cr18Ni9)、12Cr18Ni9(1Cr18Ni9)、12Cr17Ni7(12Cr17Ni7)、17Cr18Ni9(2Cr18Ni9)、022Cr19Ni10(00Cr19Ni10)、14Cr23Ni18(1Cr23Ni18)、06Cr17Ni12Mo2(0Cr17Ni12Mo2)、022Cr17Ni12Mo2(00Cr17Ni12Mo2).