稀土Ce对低碳微合金钢耐腐蚀性能的影响

为了提高低碳微合金钢在海洋环境中的耐腐蚀性能,采用金相显微镜、SEM、EBSD、电化学分析等测试手段研究了不同稀土Ce含量的试验钢在3.5%NaCl溶液模拟的海洋环境中的腐蚀行为。结果表明:试验钢的显微组织主要由铁素体和珠光体组成,稀土Ce可以细化晶粒,减小夹杂物的尺寸,将试验钢中Al_(2)O_(3)、MnS、Al_(2)O_(3)+MnS夹杂物改性为MnS+CeAlO_(3)、Ce_(2)O_(3)夹杂物,并且改性后的夹杂物应力明显降低,减小了微孔洞、裂纹萌生的概率。另外,稀土Ce的加入可以降低试验钢的腐蚀电流密度,提高腐蚀电压,使得腐蚀产物中γ-FeOOH的含量减少,同时α-FeOOH和Fe_(3)O_(4)含量增多,可降低反应活性,提高锈层对基体的保护作用。因此,相对于未添加稀土Ce的低碳微合金钢,添加稀土Ce的低碳微合金钢表现出更好的耐海水腐蚀性能。

Mg处理Nb-Ti微合金钢中非金属夹杂物演变机理研究

在工业生产条件下,对Nb-Ti微合金钢进行Mg处理试验,分析了Mg处理条件下,微合金钢中非金属夹杂物的演变规律。结果表明,微合金钢经过铝脱氧产物主要为Al_(2)O_(3)夹杂,进行Ca处理后,Al_(2)O_(3)夹杂减少,转变为CaO-Al_(2)O_(3)夹杂,且部分MnS夹杂转变为CaS夹杂;精炼阶段将Ca处理改为Mg处理后,可将铝脱氧产物Al_(2)O_(3)夹杂变性为MgO-Al_(2)O_(3)夹杂。Mg处理前,夹杂物在LF主要是Al_(2)O_(3)夹杂,进行Mg处理和Ti合金化后,钢中主要夹杂物变为MgO-Al_(2)O_(3)夹杂、MgO夹杂和TiN夹杂,最终在铸坯中的夹杂物为MgO-Al_(2)O_(3)外包裹CaS/MnS和(Nb、Ti)N复合夹杂。对Ca处理和Mg处理的夹杂物尺寸进行对比,夹杂物尺寸主要分布在5μm以内,Mg处理形成的2μm以内的夹杂物占比高于Ca处理工艺,表明镁处理可以较好地细化夹杂物,形成大量弥散分布的细小夹杂,有助于提升钢的综合力学性能。

微合金钢等温过程中带状组织演变规律研究

采用热模拟试验机、金相显微镜和扫描电镜研究了微合金钢在等温过程中的带状组织演变规律,并对其形成机理进行了分析。结果表明:试样在650~700℃等温时,带状组织为铁素体/马氏体。在550~600℃等温时,带状组织为针状铁素体/马氏体,且随着等温温度的下降,针状铁素体的体积分数不断升高。Mn的带状偏析是导致该等温期间不完全转变现象的根本原因。当等温温度降到450℃时,组织全部为针状铁素体,带状组织基本消失。

冷喷涂参数对合金钢表面Ni涂层显微组织和腐蚀防护性能的影响

目的提高核电管道用合金钢材料的耐腐蚀性能。方法采用中低压冷喷涂工艺在30CrMnSi低合金钢表面制备了Ni涂层,使用数码相机、扫描电镜、电化学工作站等重点研究了喷涂工艺参数(喷涂气体压力和温度)对涂层显微组织、电化学性能和耐盐水性能的影响。结果采用CS1(0.8 MPa-150℃)、CS_(2)(1.0 MPa-200℃)、CS3(1.5 MPa-200℃)和CS4(1.7 MPa-250℃)参数制备的冷喷Ni涂层,涂层厚度由155μm增加至265μm,涂层孔隙率由3.5%降低至0.9%,自腐蚀电位(Ecorr)由‒0.623V增加至‒0.328V(vs.SCE),腐蚀电流密度(Jcorr)由4.3×10^(‒5)A/cm^(2)降低至4.4×10^(‒6) A/cm^(2);4种工艺条件下的冷喷Ni涂层经1000 h人造海水浸泡试验后,对基体仍存在腐蚀保护作用。结论冷喷Ni涂层在人造海水环境中的退化机制源于涂层表面的疏松性质和内部孔隙。浸泡初期,氯离子快速渗透进涂层内部并形成可溶性的氯化物,生成较为封闭的腐蚀坑;随着浸泡时间的延长,涂层内部的孔隙逐渐被这些产物填充满,腐蚀表层变得更加稳定和致密,并逐渐形成了保护层,从而阻断了新鲜氯离子的进一步补充;浸泡后期,阻塞区内外电化学条件的显著差异,加速了腐蚀坑内金属的腐蚀进程,堆积在表层的腐蚀产物体积膨胀或在应力作用下产生了裂纹,氯离子通道再次打开,腐蚀产物不断向外排出,腐蚀表层逐渐脱落。通过提高喷涂压力和喷涂温度,可有效提高冷喷Ni涂层的致密度和结合强度,有力抑制了涂层在盐水环境中的腐蚀扩展过程。通过积累不同工艺条件下冷喷涂Ni基涂层在人造海水环境中的腐蚀失效数据,为冷喷涂Ni基涂层工程化应用提供理论支撑。

一种微合金钢曲轴断裂原因分析

通过化学成分检测、宏观形貌观察、显微组织观察,断口形貌分析和淬硬层硬度检测等测试手段,对微合金曲轴用钢断裂原因进行分析。结果表明:曲轴的失效模式为典型的疲劳断裂,断裂位置处于连杆颈和平衡块的过渡区、即R角区域,断裂的主要原因为R角区域粗糙的加工刀痕产生应力集中,促进了疲劳裂纹的形成,最终导致疲劳断裂。

钛微合金钢中氮含量控制技术研究与实践

介绍了莱钢银山型钢炼钢厂生产钛微合金钢Q355B不同生产环节氮含量变化情况,分析了生产流程各因素对钢中氮含量的影响,其中转炉终点碳氧含量、出钢温度,LF进站钢液温度、电极电耗、底吹氩气、埋弧效果,连铸保护浇注等对钢水增氮有较大影响。提出了相应的优化措施,通过转炉终点碳含量、出钢温度、精炼渣成分控制等措施,达到了稳定控制氮含量在40×10^(-6)以下的效果。

“锻-退”循环对微合金钢晶粒细化的作用机制

提出1种新型的“锻–退”循环热加工工艺,且对Ti−Nb−V−B微合金钢进行热处理实验,研究“锻–退”循环对Ti−Nb−V−B微合金钢晶粒尺寸和力学性能的影响;通过透射电镜组织观察和热力学计算,探究Ti−Nb−V−B微合金钢“锻–退”循环晶粒细化机理,并建立微合金钢晶粒细化模型。结果表明:“锻–退”循环热处理可显著细化Ti−Nb−V−B微合金钢的晶粒,“三锻三退”试样的晶粒度由锻前2.5~4.0级细化到9.5~11.5级;“三锻三退”试样的综合力学性能得到显著改善,与“一锻一退”相比,其抗拉强度(R_(m))、屈服强度(R_(el))、断后伸长率(A)、断面收缩率(Z)和夏比冲击功(K_(V))分别提高了10.6%,9.9%,18.8%,30.2%和135.0%;Ti−Nb−V−B微合金钢中NbC,TiC,VC和Cr_(23)C_(6)第二相的析出温度分别为1202,1187,897,672℃,锻前加热和锻造过程中均发生VC和Cr_(23)C_(6)的溶解,锻后退火可促进第二相的析出,“锻–退”循环过程中发生NbC和TiC的析出,锻前奥氏体重结晶、锻造再结晶和锻后退火第二相析出的协同效应是Ti−Nb−V−B微合金钢获得细晶的重要机制。

Nb-Ti-V-Mo微合金钢中复合碳化物的析出动力学

结合JmatPro热力学软件对Nb-Ti-V-Mo微合金化E460海工钢中多元复合析出相的固溶热力学计算和经典形核长大动力学理论,研究了(Nb,Ti,Mo,V)C在奥氏体和铁素体中沉淀析出规律,探讨了奥氏体形变储能和形变诱导析出量对(Nb,Ti,Mo,V)C沉淀析出动力学的影响。研究表明,(Nb,Ti,Mo,V)C在1448.6 K时开始析出。在奥氏体相区,随着温度的降低,临界形核功逐渐降低,NrT曲线和PTT曲线呈单调变化趋势。在奥氏体和铁素体两相区,(Nb,Ti,Mo,V)C的最快沉淀析出温度为1062.6 K。随着形变储能的增加,相对形核率呈增加趋势,析出孕育期缩短。随形变诱导析出量增加,PTT曲线向左移动,最大形核率温度和最快析出温度为1058.3~1063.8 K。

Ti-Mo铁素体基微合金钢的连续冷却转变行为

利用Gleeble 3800热模拟实验机分别获得了Ti-Mo铁素体基微合金钢在静态和动态经不同速率冷却后的温度-膨胀量曲线,结合金相法绘制了Ti-Mo微合金钢的连续冷却转变(CCT)曲线。结果表明:无论是静态CCT还是动态CCT,随着冷却速率的增大,实验钢的珠光体与铁素体均减少,贝氏体体积分数增加,当冷却速率达到30℃/s时,组织全部为贝氏体。实验钢铁素体相变的开始温度为800℃,压缩变形扩大了珠光体相区使其向左扩张,缩小了贝氏体相区,并降低铁素体转变开始温度。在制定控轧控冷工艺时,为了使实验钢在卷取过程中获得铁素体+粒状贝氏体组织,从而进一步优化强韧性能,建议Ti-Mo铁素体基微合金钢终轧温度应高于800℃,轧后冷却速率应高于30℃/s,并且要在贝氏体相变高温区完成卷取。

再结晶区变形后冷却速率对Nb-V-Ti-N微合金钢组织演变及力学性能的影响

利用Gleeble-3800热/力模拟机研究了Nb-V-Ti-N微合金钢的动态连续冷却转变规律,并探讨了再结晶区变形后冷速对其组织及性能的影响。结果表明:当冷速由0.1℃/s增大至30℃/s时,实验钢发生铁素体、珠光体、贝氏体和马氏体相变,冷速区间分别为0.1~30℃/s、0.1~8℃/s、3~30℃/s和15~30℃/s;随着冷速的增大,铁素体、珠光体和贝氏体相变温度分别由785、682和498℃降低到625、553和415℃,而马氏体相变温度则由342℃升高为365℃。当冷速由3℃/s增大至8、20和30℃/s时,钢中大角度晶界占比由0.734不断减少到0.509;平均有效晶粒尺寸先由10.62μm减小到7.46μm后增大到9.61μm,最小值在20℃/s获得;平均KAM值先由0.419°略降低到0.407°后升高到0.691°,最小值在8℃/s获得。此外,当冷速由0.1℃/s增大至30℃/s,实验钢的显微硬度由(197±23.3)HV0.1逐渐增加到(316±11.8)HV0.1,屈服强度由(475±67.1)MPa增加到(818±33.9)MPa。分析可知,为了获得良好的强度-韧性配合,实验钢再结晶区变形后适宜的冷速为8℃/s。

低合金钢激光淬火表面强化处理层与渗碳处理层的性能比较

[目的]高压电气机构产品的传动类零部件广泛使用20Cr Mn Mo低合金钢制造。为使该材料达到产品使用性能要求,需要进行气体渗碳、淬火、回火及驱氢处理,存在工序繁多、生产周期长、效率低,有害气体排放量高等问题。[方法]以42CrMo低合金钢为基体,进行激光淬火表面强化处理。对比了42CrMo淬硬层与20Cr MnMo渗碳层的有效深度、显微硬度、组织结构、耐磨性和冲击功。[结果]经过激光淬火表面强化处理的42CrMo钢具有略优于渗碳20CrMnMo钢的综合性能。[结论]激光淬火表面强化处理技术有望替代20CrMnMo的传统处理工艺。

两相区轧制对微铌低合金钢组织和性能的影响

结合Gleeble-3800热模拟试验机测定的微铌低合金钢CCT曲线,采用再结晶区轧制+未再结晶区轧制+(γ+α)两相区三阶段控制轧制工艺进行轧制试验,研究微铌低合金钢在(γ+α)两相区范围内不同变形率对组织和性能的影响,同时比较了两相区轧制与常规控轧控冷工艺轧制钢板的组织和性能。结果表明:微铌低合金钢两相区轧制工艺与常规控轧控冷工艺相比,屈服强度和抗拉强度升高,伸长率和冲击功有少许降低;两相区轧制工艺能够细化铁素体晶粒,但是也存在单个尺寸较大的铁素体晶粒。另外,随着(γ+α)两相区累计变形率的增加,微铌低合金钢的强度升高,韧塑性降低。

变形工艺参数对Nb-Ti微合金钢再结晶的影响

通过热压缩实验研究了应变量及加热温度对Nb-Ti微合金钢的再结晶行为及变形后相变产物的影响。结果表明:当加热温度为1100℃时,奥氏体晶粒尺寸不均匀,导致压缩过程中各晶粒的应变累积不均匀,当总应变量为0.380时即发生了动态再结晶;奥氏体加热温度为1050和1000℃时,动态再结晶的临界应变量分别为0.668和0.552;当变形温度为850℃,应变量超过0.552时,试样在道次间隔发生静态再结晶;奥氏体化1100℃保温后压缩样品的冷却相变显微组织为贝氏体和准多边形铁素体,而1050℃和1000℃奥氏体化保温后压缩样品冷却相变后显微组织均为多边形铁素体,1000℃奥氏体化保温后压缩样品冷却相变后多边形铁素体晶粒尺寸更细小(2~5μm)。

钛微合金钢研究现状及进展

钛(Ti)微合金钢是通过添加微量元素Ti,以微合金化处理结合控轧控冷技术生产的一种新型钢种。文中从强化机制、热影响区第二相粒子及氧化物冶金工艺3个方面综述了Ti微合金钢的研究进展。对第二相粒子在钢中作用机理的研究表明,精准控制第二相粒子的尺寸、分布、形态、数量是Ti钛微合金钢研究的难点之一;第二相夹杂物诱导针状铁素体形核机理是Ti微合金钢开发的另一个技术难点。

低碳微合金钢连续管低周疲劳性能研究

通过控制应变和控制应力方法,对12CrMnMoNi低碳微合金钢连续管管材进行了室温下的低周疲劳试验和循环应变硬化测试,分析了影响疲劳寿命的因素。结果显示,在0.4%~1.2%不同应变幅条件下,管材总体呈现循环软化现象,在1.2%大应变幅下疲劳寿命只有54次,是0.6%~0.8%应变幅的20%左右;在循环初始阶段,低应变表现为循环软化,高应变表现为循环硬化,临界应变(εc)介于0.8%~1.0%。在控制应力高于屈服强度5%时,平均疲劳寿命为318次,表明管材在承受较高载荷下仍具有良好的疲劳性能;同时,硬化指数对疲劳寿命有直接影响,在总循环次数的50%以内,随着循环次数的增加,硬化指数增加,表明该管材在循环过程中依靠硬化实现均匀变形的能力增强;细小的铁素体+M/A组元是实现良好疲劳性能的组织保障;断口SEM观察表明,疲劳裂纹起源于外表面,且伴有二次裂纹产生。

带状组织对微合金钢应变局部化及应变强化行为的影响

目的研究不同加载方向下带状结构对微合金钢塑性变形及应变强化行为的影响。方法将X80管线钢加热到1200℃后分别进行炉冷和空冷热处理,得到多边形铁素体/退化珠光体和粗/细铁素体晶粒带状组织以用于实验研究。将单轴微拉伸实验和数字图像相关方法相结合,通过零变形实验分析系统精度,获取RD、45°和TD取向带状组织试样的拉伸变形规律。同时,在DIC全场变形测量结果与实验数据统计分析结果的基础上,提出了可描述应变强化程度的参量K_(f),用于对比和分析不同加载方向下带状结构对应变强化行为的影响。结果零变形实验中位移平均值和标准差的最大值分别为0.004 pixels和0.006 pixels,系统精度较高。加载方向会影响带状组织的塑性变形演化情况,45°试样中产生了明显与带状取向一致的应变分布特征。在相同应力下45°试样首先达到了较大的应变强化程度,其抗变形能力最低。结论不均匀带状组织对局部变形的影响程度与2个组成带的力学性能差异有直接联系,参量K_(f)可在一定程度上描述应变局部化引起的各向异性特征。

V-N微合金钢Q550D静态再结晶行为

使用MMS-200热模拟实验机研究V-N微合金钢Q550D的静态再结晶行为,获得了其真应力-真应变曲线,同时分析了不同工艺参数对其静态再结晶过程的影响.结果表明:随着变形温度、道次间隔时间、应变量和应变速率的增加,实验钢静态软化率升高.根据实验结果计算得到该钢的静态再结晶激活能为389.4 kJ/mol,回归了静态再结晶动力学模型.

激光熔覆修复30CrMnSiA合金钢的显微组织和性能研究

针对电动绞车滚筒磨损失效要求,采用多层多道激光熔覆对称填充坡口,对30CrMnSiA高强合金钢滚筒进行了同材质粉末激光熔覆修复,并对其接头组织、硬度、拉伸与冲击性能进行了研究分析。结果表明,熔覆接头热影响区出现了硬化现象,硬度最高值可达450 HV0.5,熔覆区硬度约为380 HV0.5,熔覆接头平均抗拉强度(1176 MPa)和平均屈服强度(1049 MPa)均为母材的104%,拉伸断裂于母材,30CrMnSiA增材-30CrMnSiA锻件室温冲击韧性(115.8 J/cm^(2))远超过了锻件标准值(49 J/cm^(2)),满足滚筒材料性能要求,修复性能可达到使用要求。

渣洗工艺对低碳钛微合金钢洁净度及性能的影响

某厂生产的DL350低碳钛微合金冷轧结构钢,由于钢中夹杂物含量较高且冷轧断后伸长率较低,不能满足客户要求。为了降低生产成本,提升冷轧产品断后伸长率,制定了合理渣洗工艺,并分析了渣洗工艺对钢洁净度及性能的影响。结果表明,钢中夹杂物主要为MnS、TiN、MnS-TiN及少量的Al_(2)O_(3)夹杂物,采用渣洗工艺后钢液中的氧、氮含量均有明显下降。渣洗后铸坯显微夹杂物平均数量密度由21.3个/mm 2降低到15.7个/mm 2。同时,A类夹杂物级别由2.0~2.5降低到1.0~1.5,B类夹杂物级别由1.5~2.0级降低到0.5~1.0级,说明渣洗工艺对铸坯洁净度提升改善明显。通过对热轧和冷轧产品性能检测可以发现,渣洗工艺试样热轧断后伸长率由26%~28%提升到29%~31%,冷轧断后伸长率由15%~16%提升到18%~20%,强度整体变化不大,满足了客户的使用要求。

抽油杆用00Cr9M合金钢热处理工艺研究

基于与企业合作开发的00Cr9M合金钢,采用JMatPro软件模拟其平衡相图、过冷奥氏体等温转变曲线、连续过冷奥氏体转变曲线和再奥氏体化温度曲线并设计热处理工艺。通过显微组织观察、拉伸试验、冲击试验和硬度检测,研究不同淬火和回火温度对00Cr9M合金钢组织形貌演变和力学性能的影响规律。结果表明:在320℃回火工艺下,随着淬火温度的提高,00Cr9M合金钢逐渐完成再奥氏体均匀化转变,晶粒及其内部板条状回火马氏体组织逐渐粗化且晶界更加清晰;在820℃淬火、400℃回火工艺下,00Cr9M合金钢内部形成细小的超低碳回火马氏体并获得所有热处理工艺中最为卓越的综合力学性能,其中抗拉强度为1135MPa,屈服强度为869MPa,伸长率为12.5%,断面收缩率为73.0%,洛氏硬度为34.8 HRC,冲击吸收功为243J,满足抽油杆高强度、高韧性的力学性能要求。