23MnNiCrMo54钢闪光对焊焊缝成形与组织分析

针对矿用圆环链23Mn Ni Cr Mo54钢在预热条件下进行闪光对焊,利用光镜分析了母材的组织和焊缝区及热影响区的组织。结果表明:焊缝成形良好,无气孔、裂纹等缺陷;母材组织为珠光体+铁素体,碳化物分布不均匀,局部有少量碳化物析出,并且有不同程度的元素偏析现象;焊缝宏观上呈一条清晰可见的亮线,在高倍镜下观察其显微组织为粒状贝氏体;热影响区组织也是粒状贝氏体。

23MnNiCrMo54钢链条断裂原因分析

某厂矿用23MnNiCrMo54钢链条仅使用了不到1年即发生断裂。除化学成分分析外,采用扫描电镜对断裂的链条进行了断口分析,以揭示其断裂的原因。结果表明:断口有疲劳断裂特有的高密度疲劳条纹,以及大量尺寸大于300μm的颗粒状夹杂物。能谱分析表明:夹杂物含有氧、碳、氮、氟、铁、铝、钛等元素,为Al2O3、SiO2、FeO等,源自冶炼和出钢过程中形成的夹渣。正是这些夹杂物导致了链条过早断裂。

二次回火对23MnNiCrMo54钢矿用接链环疲劳循环次数的影响

因设备技术改造更换了矿用接链环的淬火介质,23MnNiCrMo54钢矿用接链环按原工艺淬火、回火后的疲劳寿命达不到图纸标准技术要求。通过二次回火试验发现,矿用接链环疲劳循环次数明显提高,达到了图纸标准技术要求。对经二次回火提高矿用接链环零件疲劳寿命的现象进行了验证确认,对不同回火状态下矿用接链环的显微组织、夹杂物进行了观察分析,未发现异常。在使用扫描电镜对回火试样的碳化物分布、合金元素分布和碳化物形态进行观察发现,分别经420℃一次回火和380℃+420℃二次回火后钢中碳化物具有不同的形态结构。一次回火后的碳化物边界较清晰,碳化物数量少,而经二次回火后碳化物的边界较模糊,碳化物数量多,二次回火状态下的碳化物形态对应有较高的疲劳寿命。

转炉生产矿用链23MnNiMoCr54钢的工艺实践及研究

主要介绍了转炉→精炼→真空→连铸→轧前加热→轧制生产矿用链23MnNiMoCr54钢的工艺实践及研究,采用双渣法控制倒渣、脱磷,转炉出钢w(P%)≤0.005%,精炼炉渣碱度在5.80-6.02时Mn合金收得率较高、软吹时间控制25~30min氧化铝类夹杂物最少。在生产前依据JMatPro热力学软件模拟出钢的平衡相组成图和CCT曲线设计出钢温度和退火温度,热轧态组织为贝氏体,通过具有还原性气氛的双蓄式步进2#加热炉退火后为粒状珠光体。连铸坯总体元素偏析指数在0.91~1.07,未发现存在圈状低镍区,质量良好。非金属夹杂物A类、D类和大颗粒DS类夹杂物分别为0.5级,B细0~0.5级,其余均为0级,晶粒度在退火后由热轧态的7.5~8.0级全部转变为8.0级,各项性能指标均满足标准要求。

23MnNiCrMo54圆环链用钢组织均匀化工艺

针对国产 2 3MnNiCrMo5 4钢C级圆环链常常存在棒料预拉伸变形不均匀和疲劳寿命低等问题 ,与用进口钢材产品进行了比较 ,发现国产 2 3MnNiCrMo5 4轧材显微组织不均匀 ,影响淬火回火后的碳化物分布均匀性。试验证明 ,经过合理的扩散退火可消除晶内成分偏析 ,使淬火回火后的组织均匀 ,获得细小、弥散、球状分布的第二相粒子 ,力学性能得到显著改善。

中温变形对圆环链用钢23MnNiCrMo54组织的影响

用Gleeble1500热模拟试验机对组织为M+B+AR的圆环链用钢23MnNiCrMo54进行了650℃的中温加工,应变量分别为0.3,0.5,应变速率分别为0.01s-1,0.1s-1,1s-1,并在变形后进行了650℃回火。组织观察表明,各试样在变形后均析出了弥散、细小的颗粒状碳化物。变形Z参数和变形量较大时,回火后的组织为等轴状铁素体及弥散分布的碳化物;反之,除铁素体和弥散分布的碳化物外,还存在部分贝氏体组织。Z参数和变形量越小;贝氏体的数量越多,尺寸愈大。

高级链条钢23MnNiMoCr54质量研究

主要阐述高级链条钢23MnNiMoCr54的试制过程,通过合理的成分设计、采用先进的冶炼、加工工艺及合理的热处理,使链条钢的实物质量达到国外实物质量水平,顺利实现了高级链条钢的国产化。

矿用高强度链环钢23MnNiMoCr54奥氏体晶粒长大行为的研究

研究结果表明:链环钢23MnNiMoCr54奥氏体晶粒的粗化温度为900℃,为避免"混晶现象"的发生,最佳奥氏体化工艺在850℃下保温30 min。在相同保温时间下,奥氏体晶粒随着加热温度在850~1100℃内升高呈指数关系长大。在相同加热温度下,平均奥氏体晶粒尺寸与保温时间的关系符合Beck模型,晶粒长大指数n随着加热温度的升高先降低后升高。依据Arrhenius公式拟合得到了链环钢23MnNiMoCr54在950~1250℃内的奥氏体晶粒长大模型D=2.105×10^(3)t^(0.138)exp(-5.18×10^(4)/RT)。

23MnNiCrMo煤机链条钢淬火回火转变的研究

将 2 3MnNiCrMo钢奥氏体化后分别在空气、水、油中冷却。随后将水淬和油淬的试样进行不同温度和不同保温时间的回火。研究结果表明 ,该钢合适的淬火温度为 86 0℃ ,油淬和水淬的组织为板条马氏体 +少量下贝氏体+残余奥氏体 +剩余碳化物。由于有合金元素的作用 ,在中温回火时并不得到完全的回火屈氏体组织 ,而是以回火马氏体为主 。

23MnNiMoCr54链条钢回火特性的数值模拟

通过对矿用链条钢在不同温度经 1h回火后硬度的数据处理 ,运用淬火钢回火理论方程 ,对 2 3MnNiMoCr5 4钢回火硬度与回火温度和回火时间之间的定量关系进行了数值模拟和验证 ,为合理确定 2 3MnNiMoCr5 4钢短时回火工艺参数提供科学依据。

23MnNiMoCr54钢闪光对焊与疲劳试验研究

研究了圆环链材料23MnNiMoCr54钢的闪光对焊的焊接性问题。针对国产钢圆环链在使用上疲劳寿命短等问题,利用扫描电镜比较了国产钢和日本钢在原始组织和焊缝区的金相组织,比较了其焊接性,对圆环链的疲劳试验所受应力进行了分析。

23MnNiMoCr54钢编链开口度大小不一分析

矿山链环在编链前采用电阻加热,编链后高温状态下,存在开口度大小不一的问题,不利于焊接控制。通过与开口度均匀钢材进行光谱化学成分、金相组织的对比,分析了链环编链后开口度大小不一产生的原因。结果表明:开口度均匀链环与开口不一链环成分无明显差别;开口度不一链环金相组织中马氏体含量较高。通过退火过程模拟,初步推断该批次轧材中马氏体含量较多的原因是退火温度偏高。

23MnNiMoCr54钢表面裂纹原因分析与工艺改进

矿链用23MnNiMoCr54钢(/%:0.20~0.26C,≤0.25Si,1.10~1.40Mn,≤0.012P,≤0.020S,0.40~0.60Cr,0.90~1.10Ni,0.50~0.60Mo,0.020~0.050Al,N≤0.0014)的Φ42 mm轧材联合探伤合格率较低,表面存在裂纹缺陷。为了提高探伤合格率,对退火后轧材进行检测分析,裂纹深度0.8~1 mm,属于铸坯浅表层缺陷遗传所致,分析认为主要是250 mm×280 mm连铸坯表面质量差、轧制除鳞效果差导致。通过对浇注过程参数优化、稳定浇铸过程中"三恒"操作、采用连铸坯扒皮后产材,水除鳞效果较佳,使得轧材表面质量得到有效改善,联合探伤合格率大幅提高。

高强度链条钢23MnNiMoCr54质量工艺研究

本文简述了高强度链条钢23MnNiMoCr54的冶炼、轧制和退火工艺,并将试验钢与国外进口钢组织和性能进行质量对比,得出了通过采取合理冶炼及轧制工艺措施,可获得高纯净度、晶粒细小、性能优良与国外进口料质量相当的高强度链条钢结论。

23MnNiMoCr54与35CrMo的焊接工艺评定

在分析23MnNiMoCr54焊接性的基础上,对23MnNiMoCr54与35CrMo的异种钢焊接进行了工艺评定,并对其焊接接头的力学性能进行了测试评定。试验结果表明所制定的焊接工艺合理,符合NB/T47014-2011《钢制压力容器焊接工艺评定》标准要求,为23MnNiMoCr54材料的焊接生产提供了一定的指导作用。

煤机链条钢的中温回火转变

对 2 3MnNiCrMo煤机链条钢淬火后的中温回火转变进行了研究。测定了回火硬度曲线 ,回火P曲线 ,应用电子显微镜分析了回火转变产物的组织结构。结果表明 ,该钢在 40 0～ 430℃回火时并没有转变为完全的托氏体组织 ,而是以回火马氏体为主 ,夹杂着下贝氏体。

23MnNiMoCr54钢矿用圆环链的疲劳失效分析

矿山链环疲劳断裂是影响链环使用寿命最主要的因素,通过对链环断口附近、断口对称未断裂的肩部和链环直臂处显微组织观察、夹杂物分析、断口形貌的分析以及扫描电镜观察,分析了矿山圆环链疲劳失效的原因。结果表明：链环直臂处组织为回火屈氏体,链环断裂与未断裂处肩部为回火索氏体组织,显微组织满足链环的服役要求,热处理显微组织不是导致疲劳失效的主要原因。断口裂纹源位置分布着多颗尺寸10~50μm的氧化物夹杂颗粒,夹杂物周围存在着二次裂纹,大量的脆性夹杂物破坏了钢基体的连续性,往往成为裂纹的起点;随着裂纹的扩展,又会在夹杂物附近形成多个二次裂纹,进而加速疲劳失效。对满足链环疲劳性能用钢中夹杂物进行分析表明,夹杂物尺寸减小与数量的减少,降低了对钢的疲劳性能的不利影响,从而大幅度提高了钢的疲劳循环次数。

23MnNiMoCr54钢的热变形行为

利用DIL 805A型热膨胀仪测定了23MnNiMoCr54钢的热膨胀曲线,结合硬度检验绘制出试验钢的CCT曲线,并对其动态相变及动态再结晶规律进行了研究分析。结果表明,23MnNiMoCr54钢的临界转变点Ac_(3)=806℃,Ac_(1)=713℃,CCT曲线中无珠光体转变区,当冷速≥0.5℃/s时,开始发生马氏体相变。变形量为10%时,变形温度在850~1150℃范围内时,试验钢的奥氏体晶粒边界稳定,晶粒大小没有发生明显变化,没有发生动态再结晶,软化机制以动态回复为主。变形量为40%时,变形温度在850℃时试验钢没有发生动态再结晶,软化机制以回复为主;温度为900~950℃时出现了不稳定的奥氏体晶界和细小晶粒,动态再结晶开始发生;温度为1000℃时,发生了完全动态再结晶。变形量为50%时,变形温度在850~950℃时试验钢出现了不稳定的奥氏体晶界和细小晶粒,发生了部分再结晶;温度为1000℃时,发生了完全动态再结晶。变形量为60%时,变形温度在850~950℃时试验钢出现了不稳定的奥氏体晶界和细小晶粒,发生了部分再结晶;温度为1000℃时,发生了完全动态再结晶。

扩散处理对23MnCrNiMo54热浸镀铝钢耐蚀性的影响

对23MnCrNiMo54热浸镀铝热扩散前后的涂层结构、电化学性能和中性盐雾腐蚀进行分析。结果表明,扩散前表面涂层呈致密的铝-铁铝层结构,扩散后表面涂层转化为带裂纹和孔洞的铁铝层。扩散前后的表层自腐蚀电流低于23MnCrNiMo54钢自腐蚀电流两个量级,扩散后自腐蚀电位最高,表层材料耐腐蚀性增加。盐雾试验发现,23MnCrNiMo54钢抗腐蚀性较差,1 h出现锈点,热浸镀铝后显著提升抗腐蚀性,24 h尚未出现明显锈点,热浸镀铝涂层对23MnCrNiMo54钢的耐腐蚀性有明显改善。热浸镀铝再经扩散处理后,4 h出现锈点,扩散前后23MnCrNiMo54钢在中性盐雾中的耐腐蚀性差异较大。造成这种差异的原因主要是扩散后涂层上的缺陷和涂层较基体更低的电位。