Study on the microstructure of 12%chromium low carbon stainless steel in a high temperature heat-affected zone

Coarsening, embrittlement and corrosion sensitization in a high temperature heat-affected zone （HTHAZ） are the major problems when 12% chromium low carbon stainless steel is being welded, which induce the deterioration of the impact toughness at a low temperature and intergranular corrosion resistance property. This study investigates the corresponding microstructures in HTHAZ with different chemical compositions and heat inputs through thermal simulation tests. The results show that the martensite content increases with the descending of ferrite factor （FF） when FF is below 9.0 and heat input influences the microstructure of high FF steel in HTHAZ. Martensite of 12% Cr stainless steel in HTHAZ with only Nb stabilization reticularly distributes at ferrite grain boundaries.

Y12Cr18Ni9Cu易切削钢的平衡凝固相变与MnS析出行为

采用Thermo-Calc热力学软件对Y12Cr18Ni9Cu易切削钢在500~1800℃的析出相进行了热力学计算并得到了平衡凝固相变路径图。结果表明,Y12Cr18Ni9Cu易切削钢的平衡相主要有MnS、液相、δ-铁素体、奥氏体、M_(23)C_(6)、M_(2)(C,N)、σ相。平衡凝固和冷却相变路径:液相→液相+MnS→液相+δ-铁素体+MnS→液相+δ-铁素体+MnS+奥氏体→δ-铁素体+MnS+奥氏体→MnS+奥氏体→MnS+M_(23)C_(6)+奥氏体→MnS+M_(23)C_(6)+奥氏体+M_(2)(C, N)→MnS+M_(23)C_(6)+σ相+奥氏体+M_(2)(C, N)。随着S含量增加,MnS的析出量逐渐增加,析出温度也逐渐升高,Mn含量变化对MnS相的析出量几乎没有影响,但Mn含量增加会使MnS析出温度升高。Y12Cr18Ni9Cu易切削钢中的硫化物呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以簇状沿晶界分布,属于第Ⅱ类硫化物,长宽比≤3的硫化物占比达到了88.37%,硫化物的形态控制取得了较好的效果,有助于材料切削性能的提升。

时效温度对Monel K500合金微观结构与性能的影响

采用固溶+时效工艺对Monel K500合金进行了时效处理,通过显微硬度和拉伸性能测试,以及OM、SEM、TEM、XRD等分析表征,研究了时效温度对Monel K500合金组织结构以及性能的影响。结果表明,时效处理后形成的多边形TiC颗粒强化相主要分布在晶界处,同时晶界处Al元素含量增多,过饱和固溶体发生脱溶分解,Al、Ti元素以Ni_(3)(Al,Ti)第二相形式析出,合金硬度与强度提高。经电化学腐蚀后,该合金生成腐蚀产物NiO和CuO。随着时效温度的升高,第二相含量逐渐增加,但过高的温度导致第二相长大,故时效温度为560~700℃时,强化效果随着温度升高呈先升高后降低趋势。时效温度为630℃时,合金的硬度(HV)为329.26,强度994.56 MPa,均达到最大值,但耐腐蚀性能在该温度下反而有所降低。

飞机起落架用超高强钢应力腐蚀开裂研究进展

概述了飞机起落架用超高强钢的发展历程,简要介绍了超高强钢应力腐蚀开裂机理和模型,总结了各种应力腐蚀开裂研究手段和氢表征方法及其特点,重点论述了合金成分、微观组织结构、应力和环境等因素对超高强钢应力腐蚀开裂的影响。最后,对该领域今后的研究重点提出了建议。

激光增材制造合金材料残余应力及应力腐蚀研究现状

激光增材制造技术广泛应用于石油化工、航空航天及海洋装备的制造及修复领域。然而,激光增材制造合金材料制备内部由于急热急冷造成的残余应力在苛刻腐蚀环境中服役时,易引起材料的重大应力腐蚀开裂风险。本文首先综述了激光增材制造合金材料中残余应力的产生机理。其次,总结了材料中残余应力的主要测定方法和消除方法。此外,概述了激光增材制造合金材料应力腐蚀开裂的试验方法以及主要机理。最后,基于激光增材制造合金材料残余应力和应力腐蚀开裂的研究现状,总结了该领域目前尚待解决的关键问题及未来的主要发展趋势。

Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的高温力学性能

采用Gleeble-2000热模拟试验机对Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢进行高温拉伸试验,利用扫描电镜-能谱仪对拉伸试样断口形貌及断口附近的显微组织进行观察,用Thermo-Calc软件计算试验钢的相变及析出相,研究了Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的高温力学性能。结果表明,试验钢的第Ⅰ脆性区>1200℃,第Ⅲ脆性区为850~950℃,未出现第Ⅱ脆性区,第Ⅰ脆性区的出现主要是在加热过程中试验钢由γ奥氏体向δ铁素体转变引起的,第Ⅲ脆性区的出现是因为沿晶析出M_(23)C_(6)、M_(2)(C, N)等硬脆相引起的;试验钢的抗拉强度随着拉伸温度升高而降低,断面收缩率在1000~1200℃温度范围内逐渐增大并表现出极佳的热塑性,断面收缩率均在70%以上,温度超过1200℃后断面收缩率急剧下降;Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的热锻温度应选择在1000~1150℃之间,在此温度范围内试验钢的断面收缩率均在70%以上,并且可以避开第Ⅰ与第Ⅲ脆性区。

Y12Cr18Ni9易切削钢铸态组织及力学性能研究

以Y12Cr18Ni9易切削钢为研究对象,借助Factsage热力学计算软件、扫描电镜、Phenom Partical X扫描电镜-能谱仪对其铸态组织及力学性能进行研究。结果表明:Y12Cr18Ni9易切削钢中的平衡相主要有Liquid、MnS、δFerrite、Austenite、M23C6、Ferrite与Sigma。平衡凝固和冷却相变路径为:Liquid→Liquid+δFerrite→Liquid+δFerrite+Austenite→Liquid+δFerrite+MnS+Austenite→δFerrite+MnS+Austenite→MnS+Austenite→MnS+M23C6+Austenite→MnS+M23C6+Austenite+Ferrite→MnS+M23C6+Sigma+Austenite+Ferrite。试验钢中的硫化物呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以簇状沿晶界分布,属于第Ⅱ类硫化物,长宽比≤3的硫化物占比达到了94.75%,尺寸≤3μm的硫化物所占比例为80.22%,最大弦长≤3μm的硫化物所占比例为76.02%。簇状硫化物会影响Y12Cr18Ni9易切削钢的力学性能,沿晶界分布的簇状硫化物是形成准解理面的主要原因。经室温拉伸及冲击试验测试,其抗拉强度、屈服强度、断后伸长率、断面收缩率和冲击功分别为597 MPa、233 MPa、17.7%、19.5%和21.8 J。

无磁钻铤用0Cr19Mn21Ni2N高氮钢的高温塑性变形行为

采用Gleeble-2000热模拟试验机对无磁钻铤用0Cr19Mn21Ni2N高氮奥氏体不锈钢进行高温拉伸试验,用扫描电镜和能谱仪对拉伸试样断口及断口附近的组织进行分析,用Thermo-Calc软件计算试验钢的相变及析出相,研究了0Cr19Mn21Ni2N高氮奥氏体不锈钢的高温塑性变形行为。结果表明,试验钢的第Ⅰ脆性区>1150℃,第Ⅲ脆性区为800~950℃,未出现第Ⅱ脆性区。第Ⅰ脆性区的出现主要是在加热过程中试验钢由奥氏体向δ铁素体转变引起的,第Ⅲ脆性区的出现是因为M_(2)(C, N)析出相及Al_(2)O_(3)夹杂物引起的。试验钢的高温抗拉强度随温度升高而逐渐降低,断面收缩率在1000~1150℃温度范围内表现出极佳的热塑性,温度超过1150℃后断面收缩率逐渐下降,因此0Cr19Mn21Ni2N高氮奥氏体不锈钢的热锻温度应选择在1000~1150℃之间,在此温度范围内断面收缩率均在73%以上,并且可以避开第Ⅰ与第Ⅲ脆性区。

固溶处理对53Cr21Mn9Ni4N耐热钢组织及碳化物的影响

利用FactSage软件中的FSstel数据库对53Cr21Mn9Ni4N耐热钢的相图进行计算,分析了氮元素对凝固及冷却过程中相变及析出相的影响,得到了53Cr21Mn9Ni4N耐热钢平衡凝固及冷却相变路径图,并用OM、SEM、XRD、EDS等对53Cr21Mn9Ni4N耐热钢在1200℃固溶3、10、20、40和60 min后的显微组织及碳化物演变规律进行了研究。结果表明,53Cr21Mn9Ni4N耐热钢由1600℃平衡冷却至300℃的过程中完整的平衡相变路径为:液相+气体→液相→液相+δ铁素体→液相+δ铁素体+奥氏体→液相+奥氏体→奥氏体→奥氏体+M_(23)C_(6)→奥氏体+M_(2)(C,N)+M_(23)C_(6)→奥氏体+M_(2)(C,N)+M_(23)C_(6)+α铁素体→奥氏体+M_(2)(C,N)+M_(23)C_(6)+α铁素体+σ相。M_(23)C_(6)的析出温度随着氮含量的增加而降低,M_(2)(C,N)的析出物温度随着氮含量的增加而升高,M_(23)C_(6)会因M_(2)(C,N)的析出受到抑制。53Cr21Mn9Ni4N耐热钢的铸态组织非常不均匀,奥氏体呈树枝晶状生长,枝晶间析出大量层片状碳化物。随着固溶时间的增加,分布在枝晶间的层片状碳化物逐渐变成块状及短棒状,碳化物的数量逐渐减少,粗壮的树枝晶也逐渐变得细小。53Cr21Mn9Ni4N耐热钢在1200℃固溶后的组织及碳化物均得到明显改善。

2507超级双相不锈钢中σ相的析出行为

利用扫描电镜、透射电镜、X射线衍射仪、电化学工作站等试验及手段,研究了2507(S32750)超级双相不锈钢经700~1000℃时效不同时间后σ相的析出规律及其对冲击性能和腐蚀性能的影响规律。结果表明:σ相析出速度很快,析出量随时效时间的延长先增加后逐步减少,在850~900℃时效后σ相的析出量最大。σ相的析出严重降低材料的冲击及腐蚀性能,建议时效温度不低于950℃。

热变形工艺对铈-硫易切削不锈钢中硫化物形态演变的影响

使用Gleeble-3500热模拟试验机、光学显微镜及Phenom Partical X扫描电镜能谱仪研究了热变形工艺对铈-硫易切削不锈钢中硫化物形态演变的影响。铈-硫易切削不锈钢铸坯中的硫化物呈球形、椭球形、纺锤形或短棒状并以簇状形式沿晶界分布,属于第Ⅱ类硫化物。在800~1100℃温度范围内,随着变形量的增加,硫化物的分布密度逐渐增加,平均面积逐渐减小。在800~1000℃温度范围内,随着变形量从10%增加到70%,长宽比≤3的硫化物所占比例逐渐减小,当变形温度为1100℃并且变形量增加到70%时,长宽比≤3的硫化物所占比例又略有增加,硫化物发生熔断或重新形核。在10%~70%变形范围内,硫化物的相对塑性升高,在30%变形量达到峰值后又逐渐降低。在800~1100℃温度范围内,当变形量不变时,硫化物的相对塑性随变形温度的增加而降低。高温大变形更容易得到均匀弥散细小的硫化物。

无磁钻铤用Cr-Mn-Ni-N系高氮钢平衡凝固相变与析出行为

借助Thermo-Calc软件对无磁钻铤用Fe-(15~25)Cr-(15~25)Mn-(0~5)Ni-(0~1)Mo-(0~1)N-(0~0.8)C多元系高氮钢在凝固和冷却过程中的相变及析出行为进行研究。使用Thermo-Calc软件中的TCFE9数据库对该钢相图的垂直截面图进行计算,分析了Cr、Mn、Ni、Mo、N及C元素对无磁钻铤用高氮钢凝固及冷却过程中相变的影响,并得到了平衡凝固相变路径图。结果表明,增加Cr、Mn含量可显著提高合金中氮的溶解度,Mo元素可以微弱提高氮的溶解度,Ni、C元素显著降低氮的溶解度。Ni、C和N含量提高可扩大单相奥氏体相区,具有稳定奥氏体的作用,Cr、Mo与Mn元素缩小单相奥氏体相区,具有稳定铁素体的作用。N元素可以促进M_(2)(C,N)相析出,使M_(23)C_(6)相析出受到抑制。Cr、Mn元素可以促进Sigma相析出,C、N元素抑制Sigma相析出。M_(23)C_(6)相的析出主要受C含量的影响,随着C含量的升高,M_(23)C_(6)相的析出温度显著升高。

6Cr13Mo不锈钢中碳化物演变规律研究

采用Thermo-Calc热力学软件对6Cr13Mo不锈钢进行了相图计算,利用超高温共聚焦显微镜模拟了6Cr13Mo不锈钢加热、冷却及凝固过程,观察分析了碳化物的演变规律。结果表明:相图计算的6Cr13Mo不锈钢平衡室温组织为铁素体和MC类型碳化物;凝固过程中成分发生凝固偏析,当液相中C含量达到约为1%时,成分体系变为亚共晶钢体系,在析出奥氏体的同时,液相中直接析出MC类型的碳化物;加热过程中,随着温度升高,碳化物呈先增加后减少趋势;降温过程中,随着温度降低,碳化物逐渐增多,且在800℃时达到峰值;凝固过程中,随着凝固速率的提高,MC数量减少且形态改变。