13MnNiMoNbR钢焊接工艺

介绍了大厚度压力容器用高强钢13MnNiMoNbR母材性能及焊接性能分析试验、焊接材料对比选择和焊接接头的力学性能检验结果,制定了用13MnNiMoNbR钢制造大型压力容器的焊接工艺要点。

13MnNiMoNbR钢焊接工艺研究

13MnNiMoNbR钢是一种强度等级较高,综合性能良好的结构钢,用于制造高温、高压容器。母材厚度46mm的钢板在焊接过程中容易开裂,焊接接头冲击韧度难以保证。通过工艺方案选定和工艺评定试验,探索出最佳工艺参数,在实际制造中进一步采取工艺措施,成功地焊接出了合格产品。

13MnNiMoNbR钢高压球形气瓶焊接工艺研究

根据高压球形气瓶的结构特点和使用条件对焊接性能的要求,从13MnNiMoNbR钢的焊接性、焊接结构设计、焊接材料选择、焊接工艺制定和焊接施工控制等方面,介绍了该产品的焊接工艺。实践表明,工艺措施得当,13MnNiMoNbR钢焊接接头可获得良好的低温冲击性能。

13MnNiMoNbR钢板在锅炉压力容器制造中的应用

:该文以实例说明 ,用国产 13MnNiMoNb(或 13MnNiMoNbR)钢板代替 16Mng(或 16MnR)钢板 ,或代替进口的BHW 35钢板制造锅筒或压力容器的可行性。表

热处理对13MnNiMoNbR钢板性能的影响

为改善 13MnNiMoNbR容器钢板的韧性 ,针对舞阳钢铁有限责任公司生产的 13MnNiMoNbR钢板 (δ =115mm)复验冲击值低的问题 ,我们进行了热处理试验。试验结果表明 3种热处理后都可使 13MnNiMoNbR钢板的力学性能达到企业标准WYJ0 5 6— 2 0 0 0的要求。我们推荐使用 930℃ / 2 5h正火 + 6 30℃ /

13MnNiMoNbR钢板卷制过程中断裂分析研究

江联公司设备制造车间在卷制简体过程中钢板突然拦腰断裂（见图1），其中简体材料牌号为13MnNiMoNbR（厚度δ为60mm）。此案例在我公司历年来都未有过，实属罕见。

激光硬化与渗氮复合处理H13钢组织与性能

通过激光淬火/离子渗氮复合方法对H13钢进行表面改性处理,从而提高其表面的性能.利用X射线衍射技术、光学显微观察、扫描电子显微观察、能谱分析技术、显微硬度和纳米测试系统以及高频往复磨损试验,分别研究了离子渗氮、激光淬火、以及激光淬火与离子渗氮复合处理对H13钢改性层组织结构、力学性能、摩擦磨损性能的影响过程和影响机理.结果表明:复合处理工艺可以显著改善改性层的综合性能.和单一渗氮处理相比,复合处理改性层硬度和有效硬化层深度分别从1180 HV和80μm提高至1360 HV和550μm,摩擦系数和磨损率分别从0.68和5.78×10^(-8)mm^(3)·N^(-1)·m^(-1)降低至0.59和1.35×10^(-8)mm^(3)·N^(-1)·m^(-1).试样的硬度和耐磨性显著增加,平均摩擦系数明显降低.

H13热作模具钢表面强化层耐磨性能研究进展

H13钢被广泛用于铝合金、镁合金等金属的热挤压模和压铸模,服役环境恶劣,常规处理淬、回火后,耐磨性严重不足,易导致热疲劳裂纹的产生,从而影响模具使用寿命和产品质量。对H13热作模具钢表面进行强化是提高耐磨性及服役寿命的有效手段。综述了国内外关于H13热作模具钢表面强化的研究现状及进展,并对H13模具钢表面改性技术发展方向做出展望。

4Cr13模具钢探伤缺陷的成因分析及控制

针对某公司模铸产线生产的4Cr13钢种探伤不合存在的缺陷问题,采用扫描电镜和能谱仪对钢样进行了成因分析。结果表明,探伤缺陷分为钢板头尾部的点状缺陷和中心区域的线状缺陷,点状缺陷主要以CaO与Al2O3为主的钙铝酸盐夹杂物形式存在,中心区域线状缺陷由钢锭内部缩孔或疏松造成。通过优化RH处理工艺、优化锭型使用、延长镇静时间等改进措施,4Cr13厚板探伤不合率由改进前的平均33.5%下降至改进后的4.5%,得到了显著改善。

氮氢比对H13钢离子渗氮组织和耐磨性能的影响

针对H13钢离子渗氮精密热锻模具出现早期疲劳裂纹或龟裂问题,开展温度520℃、气压250 Pa、不同氮氢比条件下的离子渗氮试验,以考察渗氮气氛中氮氢比对渗层组织及耐磨性能的影响规律。利用X射线衍射仪、共聚焦显微镜、扫描电镜、显微硬度计和摩擦磨损试验机分析不同氮氢比渗氮后渗层的相结构、显微组织、显微硬度及耐磨性能。结果表明:渗氮时间3 h、氮氢比为1∶3、1∶4、1∶5时,渗层物相主要由ε-Fe_(2-3)N、γ′-Fe_(4)N、α_(N)-Fe(N)相组成,氮氢比为1∶8时渗层物相主要为γ′和αN相;渗层深度及硬度随渗氮气氛中氮浓度降低而减小,氮氢比为1∶8时,延长渗氮时间可增加渗层厚度,在60μm渗层深度内硬度可达800~900 HV_(0.1)。氮氢比为1∶3、1∶4的渗层的磨损机理以疲劳磨损为主;氮氢比为1∶5、1∶8的渗层的磨损机理以磨粒磨损为主。采用氮氢比为1∶8对H13钢进行离子渗氮,渗层中无化合物层和脉状组织,渗层可获得适中的硬度和较佳的韧性,具有较好的耐磨性能。

含氮H13热作模具钢的热变形行为及热加工图

利用Gleeble-3800热模拟试验机,对含氮的H13热作模具钢开展了不同温度以及单道次的单向压缩试验,研究了其在应变速率为0.01~10 s^(-1)、变形温度为900~1250℃条件下的热变形行为,并根据高温应力-应变曲线,运用双曲正弦函数理论建立了该钢的本构模型,并根据动态材料模型确定了其在不同应变下的热加工图。结果表明:高温热压缩变形状态下,含氮H13热作模具钢的流变应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的降低而减小,当变形温度高于1100℃,应变速率小于0.1 s^(-1)时,含氮H13热作模具钢的流变应力曲线表现为动态再结晶特征;含氮H13热作模具钢的热变形激活能为610.23 kJ/mol,适合的热加工工艺范围为1100~1250℃,应变速率0.8~10 s^(-1)。

H13钢模具冲头早期断裂原因

在对某钻杆接头进行锻造加工时,H13钢模具冲头发生早期断裂现象。采用宏观观察、化学成分分析、扫描电镜分析、硬度测试、金相检验等方法分析其早期断裂原因,并结合实际工况,对断裂冲头进行有限元热模拟试验。结果表明:冲头断口呈塑性断裂特征,在接头冲模成型时,冲头在接头内部停留时间过长,使冲头温度超过700℃,内部组织发生了转变,强度急剧降低,最后导致冲头发生拉拔塑性断裂现象。

TiB_(2)含量对基于PLC控制的激光选区熔化成形TiB_(2)/4Cr13钢复合材料组织与性能的影响

采用机械球磨和激光选区熔化成形方法,制备了不同TiB_(2)质量分数(0.6%,1.2%,1.8%)的TiB_(2)/4Cr13钢复合材料,研究了TiB_(2)含量对复合材料物相组成、微观形貌、硬度、耐磨性能和耐腐蚀性能的影响。结果表明:复合材料由α-Fe、γ-Fe、TiB_(2)等相组成;随着TiB_(2)含量的增加,复合材料的相对密度降低;当TiB_(2)质量分数为0.6%时,复合材料的组织最为细小均匀,随着TiB_(2)含量的继续增加,晶粒尺寸增大,且组织中出现裂纹、微孔等缺陷;随着TiB_(2)含量增加,复合材料的硬度降低,摩擦因数和磨损率增大,点蚀和自腐蚀电位降低,自腐蚀电流密度增大,耐腐蚀性能变差。

CO_(2)驱油井环境下N80钢与3Cr13钢的电偶腐蚀行为

N80钢与3Cr13钢常作为油管和水力锚等的材料使用,在CO_(2)驱油井环境中不可避免偶接使用易产生电偶腐蚀。为此,通过开展CO_(2)环境下N80钢和3Cr13钢的腐蚀速率试验和电偶腐蚀试验,明确了CO_(2)含量、温度、压力和矿化度等因素作用下2种钢的电偶腐蚀规律。结果表明:CO_(2)驱油井中2种钢产生电偶腐蚀,3Cr13钢为阴极,且不受电偶腐蚀影响,N80钢为阳极,电偶腐蚀速率增大;且N80钢的电偶腐蚀速率随CO_(2)含量、温度、压力和矿化度的增大而增大;电偶腐蚀敏感因子随CO_(2)含量和压力增大而减小,当CO_(2)含量达到20.0%时电偶腐蚀敏感因子为负值,随温度升高先减小后增大,随矿化度增加而增大,电偶腐蚀速率最大可高于常规腐蚀69%。

渗氮时间对G13Cr4Mo4Ni4V钢组织及硬度的影响

对渗碳G13Cr4Mo4Ni4V钢进行渗氮热处理,研究渗氮时间对G13Cr4Mo4Ni4V钢复合层、渗碳层和心部的微观组织变化,以及硬度的影响。结果表明:渗氮处理后的G13Cr4Mo4Ni4V钢复合层和渗碳层由碳化物、回火马氏体和少量残余奥氏体组成,心部由板条马氏体及少量碳化物组成。渗氮90 h后G13Cr4Mo4Ni4V钢表面洛氏硬度提高,但波动性增大。渗氮50 h后的G13Cr4Mo4Ni4V钢渗层显微硬度最大,可达960 HV,渗氮层厚度为0.17 mm,有效渗碳层厚度为1.67 mm;而渗氮90 h后的G13钢显微硬度最大可达到906 HV,渗氮层厚度为0.19 mm,有效渗碳层厚度为1.26 mm。有效渗碳层厚度的降低与渗氮过程中碳元素向内扩散导致基体碳浓度降低有关,而显微硬度的降低与网状碳化物的析出降低了基体碳元素含量有关。

激光熔化沉积H13钢微观组织及力学性能研究

激光熔化沉积技术在模具修复行业有着巨大应用前景,而沉积部件的微观组织和力学性能随激光参数变化的规律对模具修复工艺窗口的选择具有重要意义。采用激光熔化沉积技术制备了H13钢,研究了不同激光功率和扫描速度下H13钢沉积层微观组织演变及其对力学性能的影响。结果表明,激光功率一定时,随着扫描速度由400 mm/min增加到600 mm/min,马氏体尺寸细化,含量增加,沉积层的硬度提高约3%、塑性降低约1%,而强度先增加后减少;缺陷增多导致其与基体的结合强度下降约20%。扫描速度一定时,随着激光功率由1800 W增加到2200 W,马氏体尺寸增大、含量减少,沉积层硬度降低约5%,强度和塑性分别提高约34%和2%;同时缺陷减少使得结合强度提高约58%。

电火花加工对H13钢表面完整性及力学性能的影响

对H13钢进行电火花加工,研究了电火花加工对其微观形貌、物相组成、残余应力、显微硬度和冲击性能的影响。结果表明:电火花加工后H13钢表面出现熔融颗粒、陨石坑、孔洞、微裂纹等缺陷,截面分为白亮层、热影响区、回火区和基体;白亮层中存在柱状晶、柱状树枝晶、等轴晶、共晶组织等,显微组织包括马氏体、残余奥氏体、Fe_(3)C、Fe_(7)C_(3)、(Cr,Fe)_(7)C_(3)、Fe_(0.3)Mn_(2.7)C等相;相比基体,白亮层中的碳元素和残余奥氏体含量增加;电火花加工后H13钢表层的残余应力和显微硬度均高于基体,且随着距表面距离增加,均先增大后减小,最大分别为575 MPa、647.3 HV;电火花加工后H13钢的冲击功比磨削加工后下降了35.56%,冲击断口出现大量撕裂棱,还有韧窝、解理面、大尺寸剥离面,为准解理断裂。

04Cr13Ni5Mo/20MnMoNb异种钢焊接接头微观组织及性能研究

为提高04Cr13Ni5Mo超级马氏体不锈钢和20MnMoNb高强钢的焊接效率和其焊接机理,采用手工钨极氩弧焊(TIG)+焊条电弧焊(SMAW)对同等厚度的两异种材料进行焊接,并通过金相显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪、X射线分析仪和硬度计等,研究了04Cr13Ni5Mo/20MnMoNb异种金属焊接接头微观组织和力学性能。结果表明:采用TIG+SMAW焊接可以实现04Cr13Ni5Mo/20MnMoNb异种钢的有效焊接;焊缝区域组织为γ相,从底部垂直于熔合线向上生长,Ni,Cr,Mo,Fe四种元素含量从04Cr13Ni5Mo侧向20MnMoNb侧均呈明显的梯度分布特征;接头的抗拉强度略低于两侧母材,达到04Cr13Ni5Mo超级马氏体不锈钢的92%,达20MnMoNb母材的98.2%,断裂类型为解理断裂+韧性断裂的混合型断裂;焊缝区域的硬度较两侧母材高,冲击吸收能量介于76.3~84.9 J之间。该研究对TIG+SMAW组合焊接在超级马氏体与高强钢焊接领域推广应用奠定一定的基础。

40Cr13塑料模具钢连续冷却相变行为

连续冷却相变行为对制定钢的热处理工艺具有重要指导意义,采用热膨胀法开展了40Cr13模具钢不同冷却速率(0.5~20℃/s)连续冷却相变曲线的测定,利用扫描电镜和显微硬度仪分别对不同冷速下相变后的材料组织形貌和维氏硬度进行检测分析,在高温共聚焦激光显微镜(HTCLSM)下对其相变行为进行原位观察,结果表明,40Cr13模具钢的临界转变点Ac_1为836℃,Ac_(3)为903℃;在0.5~20℃/s的冷却速率范围内均出现马氏体相变,随着冷速增加,钢中碳化物的分布更加均匀。当冷速由0.5℃/s增大到3℃/s时,样品平均硬度值由417HV提高到550 HV,随着冷速继续增加,样品平均硬度值最终稳定在560~580 HV。对冷却速率(v)和维氏硬度(H_(v))进行拟合,拟合公式为H_(v)=564.49-(185.78)/(exp(v-1.88))。当冷却速率为3℃/s时,HTCLSM下观察到马氏体开始转变温度为214.5℃,随着温度降低马氏体数量增加,马氏体板条沿不同方向生长,且同方向的板条厚度减小。

H13热作模具钢断裂原因分析及热处理工艺改进

对H13热作模具钢在其生产加工的过程之中产生的断裂缺陷进行了研究,对断裂试样进行金相组织观察等检测,发现断裂原因是其热处理工艺不佳。使用JMatPro软件对H13热作模具钢组成进行模拟,对其在不并在同温度下的相进行研究和分析,快速确定其最佳的热处理工艺参数范围为在1,030℃下进行高温正火后在球化退火,并且淬火温度设为1,000℃~1,040℃,回火温度不高于580℃。