经济型高氮奥氏体不锈钢研究进展

介绍了一种具有高强度、高耐蚀与高经济性等特点的新型资源节约型高氮奥氏体不锈钢,阐述了高氮奥氏体系列不锈钢在组织、力学性能、耐蚀性及可焊接性等方面的性能优势、机理和研究进展。结果表明,高氮奥氏体系列不锈钢具有较高的强度、优良的耐局部腐蚀性能和良好的焊接性,同时以低成本的锰、氮代替昂贵的镍、钼可以大大降低生产成本,具有广泛的市场应用前景。建议根据具体应用场景及时优化焊接工艺和焊接填充材料,以确保高氮奥氏体不锈钢的长期可靠性和安全性。

高钼超级奥氏体不锈钢S31254无缝管生产工艺研究

选择典型牌号S31254研究高Mo超级奥氏体不锈钢管在生产过程中的加工塑性、金相组织变化规律。采用“热挤压+三道次冷轧”工艺生产S31254不锈钢管材;用高温热处理工艺消除前道工序产生的σ等析出相;中间道次钢管在1150-1180℃保温5~10 min后以350℃/min以上速度快速冷却,批量生产的S31254超级奥氏体不锈钢无缝管的力学性能、金相组织和耐腐蚀性能等均符合技术条件要求。

AOD法冶炼护环用奥氏体不锈钢1Mn18Cr18N

通过对1Mn18Cr18N护环钢中氮的溶解度进行热力学计算分析,发现增加钢水中Cr、Mn的含量,能够显著提高氮的溶解度。同时,随着钢水温度的降低,氮的溶解度也会提高。阐述了采用非真空感应炉和电弧炉、AOD与LF精炼等冶炼工艺生产1Mn18Cr18N护环钢的过程,并利用底吹氮气进行合金化处理,缩短了生产时间,同时成分控制也相当稳定。在使用AOD精炼底吹氮气进行合金化时,钢水中氮含量可达到0.547%,氮的溶解度趋于饱和。LF精炼过程在使用氮气底吹和含氮合金的情况下,钢中氮含量可达0.68%。

高氮奥氏体不锈钢1Cr22Mn15N热影响区组织特征

高氮奥氏体不锈钢(高氮钢)是利用氮代替镍进行合金化的一种合金结构钢,其焊接技术将关系着此种钢的研制开发。作者对高氮钢焊接热影响区(HAZ)的组织和硬度进行了研究。结果表明,高氮钢焊接热影响区组织为奥氏体和δ铁素体。随着焊接冷却速度的增大,HAZ中δ铁素体的总量越多;随着焊接峰值温度停留时间的增加,HAZ中δ铁素体的总量越多。在合适的焊接条件下,HAZ硬度高于母材,HAZ不存在软化区。

18%Cr-12%Mn-0.55%N高氮奥氏体不锈钢低温性能与组织稳定性

研究了高氮奥氏体不锈钢18%Cr-12%Mn-0.55%N在室温和低温下的力学行为和组织稳定性,并对实验钢的断裂失效行为进行了讨论.低温冲击实验结果表明,实验钢在-70℃前后存在韧脆转变现象,这种脆性类解理断裂是在奥氏体的{111}面发生的;低温拉伸实验结果表明,该钢室温拉伸时即有相变发生,相变产物除α′马氏体外,还发现了一种不同于α′马氏体的相变产物,其结构和相关参数暂不能确定.基于冲击实验和拉伸实验结果可以认为,该钢在-60℃以上有很好的强度和塑性结合,因此其使用温度应该在-60℃以上.

C含量对高氮奥氏体不锈钢18Mn18CrN析出行为的影响

研究碳（C）含量为0.05%~0.77%时对18Mn18CrN高氮奥氏体不锈钢750~850℃时效析出行为的影响。结果表明,C含量未改变实验钢中析出方式和析出相类别,Cr2N析出相首先沿晶界以颗粒形貌析出,而后以片层状向晶内生长。随着时效时间的增加,片层状析出相体积分数及片层间隙增加,元素的扩散是控制其长大的主要因素。增加C含量可降低Cr2N相析出孕育时间,增加Cr2N相体积分数,降低Cr2N相扩散激活能,其中QD（A1）=157.63kJ·mol-1;QD（A3）=32.92kJ·mol-1。随C、N含量增加,实验钢中Cr2N相体积分数呈线性趋势增加,但其增加程度更敏感于N含量的变化。

高氮奥氏体不锈钢中N与Cr、Mn、Mo键合性质研究

采用基于密度泛函理论的第一性原理计算方法对高氮奥氏体不锈钢中N与Cr、Mn、Mo键合性质进行研究。建立Fe-N-Cr、Fe-N-Mn及Fe-N-Mo晶胞,并对其电子结构进行计算,通过计算其晶胞总能量、体积変化率、电子态密度、重叠聚居数和电荷密度等电子结构参数,分析高氮奥氏体不锈钢中N与合金元素Cr、Mn、Mo的键合性质。结果表明:Cr、Mn、Mo取代顶角位置Fe原子时结构最稳定;N与Cr、Mn、Mo原子间存在离子键,成键轨道主要是N 2p与Cr、Mn、Mo的3d轨道;Fe、N与Cr、Mn、Mo原子存在交互排斥作用,形成反键。

高氮Fe-Cr-Mn-Ni系奥氏体不锈钢的加压感应熔炼

采用MgO坩埚高频真空感应炉在氮气压力0.45～1.0 MPa、温度1 640～1 700 ℃下,对加压感应熔炼高氮Fe-Cr-Mn-Ni系奥氏体不锈钢进行了实验研究.结果表明,1 913 K、1.0 MPa氮气氛中Cr12、Cr17Mn5Ni5、Cr19Mn15和Cr20Mn8不锈钢中氮的溶解度分别为0.391%、0.692%、1.120%和0.899%,氮在液态不锈钢中的溶解与Sievert定律有所偏离;氧浓度在350×10-6内,1 913 K、1.0 MPa氮气氛中Cr20Mn8钢液的吸氮反应仍为一级反应,其传质系数为0.023 cm*s-1;随钢中氧浓度的增加,液态钢的吸氮速率和钢液中的平衡氮含量显著降低.

机械压磨诱导0Cr21Mn17Mo2NbN0.83高氮奥氏体不锈钢表面纳米化

塑性变形技术可实现金属纳米材料的制备,并且可改进材料的表面性能。本研究设计一种镶嵌滚珠的摩擦头并安装在铣床上,对经1150℃等温10h、水冷处理后的高氮奥氏体不锈钢0Cr21Mn17Mo2NbN0.83(钢板、厚度8mm)进行表面机械压磨处理,利用光学显微镜、扫描电镜(SEM)、透射电镜(TEM)、XRD、显微硬度仪等研究分析了经机械压磨处理后实验钢表面层组织及硬度的变化,同时考察了奥氏体表面层的结构稳定性。结果表明:经240min、360min、480min机械压磨处理后,可获得具有纳米尺度的表面层,且表面层的组织稳定,仍为单相奥氏体。由表面至距表面700μm深度区域,晶粒尺寸呈梯度递增趋势;硬度由表面至基体逐渐减小,表面硬度较基体硬度提高1倍以上。

1Mn15Cr17Ni2N高氮奥氏体不锈钢的研制

采用25tEAF-VOD+LF-680kg铸锭工艺冶炼0.14%C-0.35%N的奥氏体不锈钢1Mn15Cr17Ni2N。VOD精炼后,[N]为0·040%,[O]为0·0158%;通过LF吹氮45min,吹氮量50m3,分析得出[N]为0·139%,[O]为0·0033%,吹入氮气平均回收率为33·07%。再加入500kg氮化铬(8·60%N)和150kg氮化锰(5·13%N),取样分析[N]为0·35%,[O]为0·0029%,加氮化铬和氮化锰的氮综合回收率为87·41%。

高硅含钛奥氏体不锈钢“结晶器结鱼”分析及改进

通过对“结晶器结鱼”物和中间包夹杂物检测,系统分析了高硅含钛奥氏体不锈钢“结晶器结鱼”现象发生的根本原因。结果表明:“结晶器结鱼”物和中间包中夹杂物类型主要为纯的TiN和以镁铝尖晶石为核心的TiN。TiN夹杂物是导致“结晶器结鱼”产生的根本原因。结合热力学计算和试验结果,TiN夹杂物在1455℃的液相线温度下就会析出。通过控制钢水w(N)<0.01%,中间包钢水温度大于1500℃,可以避免“结晶器结鱼”的发生。

0Cr18Mn18N0.6高氮无镍奥氏体不锈钢的变形与再结晶

常压冶炼的0Cr18Mn18N0.6奥氏体不锈钢热轧板材经固溶处理(1150℃保温10 h)后进行了20%、25%、30%、35%、40%、42%塑性变形,并将42%变形量的试样在750、800、850、900℃进行了1 h的再结晶,对塑性变形及再结晶前后的组织进行分析,同时比较了硬度。结果表明,塑性变形以平面滑移为主,形成大量的滑移带组成的变形织构,在变形过程中退火孪晶是界面弯曲变形;变形量为42%的试样开始再结晶温度为750℃,终了再结晶温度为900℃;再结晶后晶粒细小,硬度提高了44%。

海洋工程紧固件用0Cr20Mn18N0.8高氮奥氏体不锈钢的性能

新开发了一种0Cr20Mn18N0.8高氮奥氏体不锈钢,研究了其静拉伸、缺口拉伸、偏斜拉伸、冲击、疲劳以及耐腐蚀等性能,并与316L不锈钢的进行了对比,分析了该钢用于海洋工程紧固件的可行性。结果表明:试验钢的静拉伸屈服强度和抗拉强度分别为640,970 MPa,伸长率为52.2%,断面收缩率为67.5%,20℃和-40℃下的冲击吸收功平均值分别为311,280J,疲劳极限为330MPa,耐腐蚀性能优于316L不锈钢的;试验钢对缺口不敏感,可以随较大偏斜力;该高氮奥氏体不锈钢的性能完全满足海洋工程紧固件的要求,并优于通用的海洋工程紧固件用钢的。

高氮奥氏体不锈钢0Cr21Mn17Mo2NbN0．83表面机械纳米化及其热稳定性研究

对高氮奥氏体不锈钢0Cr21Mn17Mo2Nb N0.83进行表面机械压磨处理,重点研究经360 min表面机械压磨后,高氮奥氏体不锈钢表面纳米层的组织结构和在不同加热温度、保温时间条件下,该纳米表面层的热稳定性。结果表明:高氮奥氏体不锈钢0Cr21Mn17Mo2Nb N0.83经360 min表面机械压磨处理后,表面晶粒尺寸达到纳米级别,表面层的硬度较芯部基体增加一倍以上,且由芯部基体到表面的晶粒逐渐细化;机械压磨以及随后的热处理均未造成高氮奥氏体不锈钢表面层单一奥氏体结构的改变,表明该种材料具有良好的结构稳定性;加热温度对高氮奥氏体不锈钢0Cr21Mn17Mo2NbN0.83表面纳米层及过渡层的组织稳定性起决定作用,而保温时间对其影响不大。

材料参数在Cr15Mn9Cu2Ni1N奥氏体不锈钢高温拉伸失稳中的作用

材料在塑性状态下拉伸变形,存在载荷失稳和几何失稳两种失稳形式。对于既有应变强化又有应变速率强化的材料,载荷失稳与几何失稳并不同时发生,且失稳应变主要受材料性能参数的控制。高温拉伸变形的Cr15Mn9Cu2Ni1N奥氏体不锈钢,表现出明显的应变速率敏感性,使得载荷失稳与几何失稳不同时发生,几何失稳前的均匀变形量明显增大;随变形温度升高,应变速率敏感性系数增大,几何失稳应变也随之增大。

Cr18Mn18高氮奥氏体不锈钢高温氧化特性

采用X射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)分析氧化层的成分和相组成,研究了Cr18Mn18高氮奥氏体不锈钢高温氧化行为和氧化动力学。研究表明,Cr18Mn18高氮奥氏体不锈钢氧化速率常数Kp在950、1 050、1 150℃时,分别为3.10×10^(-5) kg^2·m^(-4)·h^(-1),1.85×10^(-4)kg^2·m^(-4)·h^(-1)和3.71×10^(-4)kg^2·m^(-4)·h^(-1),其氧化激活能Q值为113 881J/mol。

氮含量对1Cr17Mn6Ni5N奥氏体不锈钢高温变形行为的影响

试验用1Cr17Mn6Ni5N钢(/%:0.09~0.11C,0.19~0.29Si,7.33~7.42Mn,0.011~0.015P,0.004~0.007S,16.87~17.24Cr,,5.06~5.19Ni,0.21~0.40N)由10kg真空感应炉熔炼,通过氮气气氛加氮化铬进行N合金化。通过Gleeble-1500D热模拟试验机将实验钢在真空下1150~1 000℃,以应变速率10^(-2)s^(-1)和1 s^(-1)进行压缩60%试验。结果表明,在高温下,以低应变速率压缩时钢的动态再结晶是主要的软化机制;以高应变速率压缩时钢的动态回复是主要的软化机制;与0.21%N和0.29%N试验钢相比,含0.40%N的试验钢具有较高的峰值应力,根据Zener-Hollomon参数的计算得出0.40%N的试验钢再结晶激活能最高,在高温下不易发生动态再结晶。

电渣重熔对高氮17Cr-17Mn-2Mo奥氏体不锈钢冶金质量和性能的影响

通过50 kg真空加压感应炉+气氛保护电渣重熔(ESR)熔炼的超低碳17Cr-17Mn-2Mo-0.8N奥氏体不锈钢,研究了该钢ESR前后的夹杂物含量和尺寸、冶金质量和力学性能。结果表明,经电渣重熔,钢中夹杂物含量明显降低,夹杂物平均尺寸由重熔前的2.36μm降低至1.81μm,钢中硫含量由重熔前0.004%降低至0.001%;电渣重熔后Φ20 mm锻材组织均匀细小,力学性能R_m、A和A_(KU)分别从重熔前924 MPa、30.5%和248 J提高到1 053MPa、50.0%和296 J;电渣重熔消除了电极中的气孔缺陷,电渣锭成材率较电渣前提高了30%以上。

时效处理对Cr20Mn18N0.5高氮奥氏体不锈钢组织与力学性能的影响

采用显微组织观察、拉伸试验等方法研究了不同时效处理对Cr20Mn18N0.5高氮奥氏体不锈钢组织及力学性能的影响。结果表明:随着时效温度的增加,试验钢中Cr2N析出相先增加后减少,700℃时效的试验钢中Cr2N析出相数量最多。随着时效时间的延长,试验钢中Cr2N析出相逐渐增加。700℃×12 h时效试验钢,析出物开始向晶粒内部生长,抗拉强度和伸长率分别为823 MPa和52.7%,与固溶态相比,分别下降了4.1%和8.3%。

应变速率对18Cr-12Mn-0.55N高氮奥氏体不锈钢塑性流变行为的影响

研究了拉伸应变速率对高氮奥氏体不锈钢18Cr-12Mn-0.55N(质量分数/%)室温力学性能和塑性流变行为的影响.结果表明,随应变速率的升高,实验钢的屈服强度R0.2增大,断后延伸率A减小,抗拉强度Rm略有降低,断面收缩率Z变化不大;在各应变速率下,实验钢的塑性流变行为均可用Ludwigson模型进行描述;随应变速率的升高,实验钢的加工硬化能力和发生屈服时第一根位错开动所需的短程作用力降低;增大应变速率促进多系滑移和交滑移,降低瞬变应变,使实验钢的塑性流变行为在更低的应变水平符合Ludwik模型.