15Cr16Ni2MoN新型马氏体热强钢热变形行为研究

利用Gleeble-3800热模拟试验机在变形温度为950~1150℃、应变速率为0.1~10 s^(-1),最大变形量为50%的条件下对15Cr16Ni2MoN钢进行了单道次热压缩试验。根据应变硬化速率θ-应力σ曲线的拐点以及-dθ/dσ-σ曲线计算得到临界动态再结晶(DRX)的临界应力σc与温度T的关系。结果表明,在高应变速率(1和10 s^(-1))下观察到较为稳定的流动行为,在低应变速率0.1 s^(-1)时,DRX程度更充分并显著改变了真应力-应变曲线变化趋势。DRX发生需要的临界应力σc随温度的升高而逐渐降低,随应变速率的增加逐渐提升。基于Arrhenius模型预测了合金钢的组织演化规律,绘制了在不同应变量下的热加工图,确定最佳热加工区间为变形温度为1030~1070℃,应变速率为0.10~0.22 s^(-1),并通过金相显微组织观察予以验证。

时效温度对2Cr16Ni2MoN钢组织与性能的影响

采用金相显微镜、透射电镜和扫描电镜观察及力学性能的测试,研究了时效温度对2Cr16Ni2MoN钢组织与性能的影响。结果表明,2Cr16Ni2MoN钢时效硬化的主要原因是在板条马氏体上析出与基体共格的(Cr,Fe,Mo)2C碳化物,该钢在560℃时效时可以获得较高的强度与冲击韧度。

2Cr16Ni2MoN不锈钢组织与性能研究

通过拉伸测试、冲击测试、硬度测试、透射电镜及扫描电镜观察分析等手段研究了不同热处理状态下2Cr16N i2MoN不锈钢的组织与性能。研究结果表明,钢采用低于1000℃的固溶温度,组织中存在未溶的(Cr,Mo)23C6,当固溶温度高于1100℃时,马氏体板条明显粗化,均对钢的力学性能不利,钢比较适宜的固溶温度为1040℃。该钢时效硬化的主要原因是组织中析出与基体共格的(Cr,Fe,Mo)2C碳化物。钢经1040℃固溶,560℃时效可以获得较好的强度与韧性配合。

热处理制度对1Cr16Ni2MoN钢组织和性能的影响

通过试验研究了不同热处理制度对1Cr16Ni2MoN钢的金相组织、室温拉伸、冲击性能、硬度的影响。随淬火温度的提高,晶粒长大,570℃回火后的强度、塑性、韧性均增加,但660℃回火后的强度、塑性均下降;脆性温度区间为500℃左右;随1040℃保温时间的延长,略提高570℃回火后的强度,略降低660℃回火后的强度。合金优化的热处理工艺为:(a)1030～1040℃×1 h油冷+550～570×1 h空冷;(b)1030～1040℃×1 h油冷+650～670×1 h空冷。

15Cr2Ni3MoW钢穿孔顶头的失效分析及改进

介绍了15Cr2Ni3MoW钢穿孔顶头在穿制27SiMn钢时发生的主要失效形式。对比了成品顶头和失效顶头的金相组织和显微硬度;利用Gleeble-1500型热模拟机对比了27SiMn钢和20钢在穿制温度下的变形抗力;通过扫描电镜和能谱分析研究了成品顶头表面氧化膜。结果表明:27SiMn钢在穿制温度下变形抗力大,钢中Si含量高,顶头工作温度高,顶头表面氧化膜组织疏松以及在顶头表面氧化膜下面存在一层粗大的铁素体软区,是造成顶头失效的主要原因。提出了提高穿孔顶头使用寿命的措施。

回火温度对15Cr2Ni3MoW钢组织与力学性能的影响

观察了15Cr2Ni3MoW钢在200～600℃区间回火处理后的力学性能和组织变化。结果表明,该钢经350℃回火后出现大量稳定化的M/A岛,在500～550℃回火后M/A岛大量分解,析出的碳化物沿晶界连续分布,出现了回火脆性。试验获得的最佳回火工艺为:350℃回火3h后空冷,该工艺可使15Cr2Ni3MoW钢的屈服强度提高37%,冲击韧性提高50%。

15CrNi3MoA代替18Cr2Ni4WA钢的试验研究

研究了 1 5Cr Ni3Mo A钢的热处理工艺及力学性能 ,并与 1 8Cr2 Ni4WA钢的热处理工艺和力学性能进行了对比实验。结果表明 ,用 1 5Cr Ni3Mo A代替 1 8Cr2 Ni4WA钢是完全可行的。

16Co14Ni10Cr2MoE钢制抽筒抓钩开裂失效分析

从16Co14Ni10Cr2MoE钢制火炮抽筒抓钩在服役过程中的受力状况、裂纹形貌、显微组织、表面硬度等方面,分析了抽筒抓钩开裂的主要原因。结果表明:虽然16Co14Ni10Cr2MoE钢的强度极高,但在抽筒高速反复冲击的情况下,由于韧性不足,导致抽筒受力表面产生网状裂纹,该裂纹可穿过喷丸压应力层向材料心部扩展。提出对16Co14Ni10Cr2MoE钢制抽筒抓钩进行高温回火,适当降低强度提高其冲击韧性来防止开裂的改进措施。

0Cr15Ni5Cu2Ti钢表面多弧离子镀TiAlSiN涂层的性能研究

采用多弧离子镀技术在0Cr15Ni5Cu2Ti钢表层制备TiAlSiN涂层;采用X射线衍射分析膜层的物相成分;利用显微硬度计检测涂层的硬度;利用扫描电镜观察TiAlSiN涂层的形貌;利用能谱仪对涂层表面的组成及含量采取分析;采用自动划痕仪测定涂层结合力;用高温热处理炉对涂层进行高温抗氧化实验。结果表明:基材经多弧离子镀膜,其表面均匀平整、致密度高,但有一定量的微孔洞和大颗粒。镀有TiAlSiN涂层的试样平均硬度达到1971.4HV0.2。镀有TiAlSiN涂层的试样与原始0Cr15Ni5Cu2Ti钢的相比,其氧化速率远低于原始0Cr15Ni5Cu2Ti钢的,而高温抗氧化性优于原始0Cr15Ni5Cu2Ti钢。划痕实验结果表明:膜基结合力约10N,此次实验涂层与基材的结合力较低。

16Co14Ni10Cr2MoE钢制M56螺栓的可靠性分析

通过试验和有限元模拟分析了螺栓在使用过程中的安全可靠性,结果表明16Co14Ni10Cr2MoE钢制M56螺栓是安全可靠的。

0Cr15Ni25Ti2MoVB钢固溶处理与力学性能的关系

介绍了不同固溶处理温度和时间、时效处理温度和时间等工艺参数与力学性能值的关系 ,得出了较为理想的工艺条件及力学性能值 ,满足了高温风机材料的力学性能要求。

0Cr15Ni5Cu2Ti钢表面2种气体氮化层的性能研究

为提高0Cr15Ni5Cu2Ti的耐磨、抗高温氧化等性能,采用气体氮化技术对0Cr15Ni5Cu2Ti钢表面进行渗氮处理;利用能谱仪(EDS)分析渗氮层的组成及含量;采用X射线衍射仪(XRD)分析渗氮层的物相成分;采用显微硬度计测试渗氮层的硬度;采用光学显微镜观察试样的磨损形貌;采用高温摩擦磨损试验机对渗氮层进行摩擦磨损试验;利用高温氧化炉对渗氮层进行抗高温氧化试验。结果表明:井式气体渗氮层主要由Fe、γ-Fe及CrN、α′N组成,而真空气体渗氮层主要由Fe、γ-Fe及CrN物相组成。基材经气体氮化后,氧化速率下降,抗高温氧化性能提高。井式气体氮化后试样的平均硬度值为369.9 HV_(2N),真空气体氮化后试样的平均硬度值为333.5 HV_(2N),而基材的平均硬度值为442.2 HV_(2N)。经气体氮化后试样磨损量减少,井式气体氮化试样磨损量为基材的25%,而真空气体氮化的磨损量为基材的40%。

0Cr15Ni5Cu2Ti钢的金相试样制备及表面形貌观察

本文介绍一种新型马氏体沉淀硬化不锈钢0Cr15Ni5Cu2Ti钢的金相试样制备方法,利用扫描电镜(SEM)观察试样的表面形貌。对取样、磨制、抛光和浸蚀等制备过程中出现的一些问题进行分析、总结。实验结果表明:只要掌握好磨制、抛光和浸蚀等过程,注意细小环节,就能制备出高质量的试样,该试样在电镜下表面洁净无划痕,且能清楚的观察到材料的显微组织结构。

钼对0Cr15Ni5Cu2Ti钢固溶强度的影响

从理论和实践两方面阐述钼对0Cr15Ni5Cu2Ti钢固溶强度的影响,总结出提高钼含量是解决0Cr15Ni5Cu2Ti钢固溶强度偏低的有效方法。试验结果表明,残钼在0．20%～0．25%之间提高该钢固溶强度作用明显。

冷却条件对Cr24Ni16Nb2钢热疲劳性能的影响

采用自约束热疲劳试验方法、金相显微镜和扫描电镜,研究了冷却条件对Cr24Ni16Nb2钢热疲劳性能的影响。结果表明:空冷试样由于晶粒较为均匀,从而随循环次数增加,裂纹长度增加最慢;自然冷却试样由于明显存在柱状晶,使得裂纹更易扩展;水冷试样与空冷试样的扩展规律基本相同。热疲劳裂纹的扩展沿晶界进行,晶界的氧化促进了扩展进程。循环90次后(如180次)试样边缘出现的齿轮状裂纹及裂纹前沿不断加宽,使中心部位的应力得到松弛,从而减慢了裂纹扩展速率。

焊接工艺对1Cr16Ni4Mo2Cu2W1VN钢和Co6B合金堆焊层相容性的影响

对比分析了氧乙炔焊和氩弧焊两种焊接方法下,热处理前后1Cr16Ni4Mo2Cu2W1VN钢表面Co6B堆焊层的组织性能,探究焊接工艺对1Cr16Ni4Mo2Cu2W1VN钢与Co6B合金相容性的影响。结果表明,1Cr16Ni4Mo2Cu2W1VN钢与Co6B合金具有良好的相容性。较氩弧焊堆焊层,氧乙炔焊堆焊层熔合过渡区宽,硬度较氩弧焊堆焊层高7.3 HRC。经固溶+深冷+回火热处理后,氧乙炔焊堆焊层致密,组织细小、均匀,硬度45.3 HRC,冲击吸收能量84.7 J,表现出更优的综合性能。

Nb和V对1Cr16Co5Ni2Mo1WVNbN钢中析出相影响的模拟计算

运用Thermo-Calc软件对650℃时钢中的平衡析出相进行了模拟计算,研究了钢中Nb、V含量的变化对析出相影响的变化规律。计算结果表明：650℃时钢中的主要平衡析出相为Laves相、M23C6、MX和Z相。随着Nb含量的增加,MX相的析出量明显增加,而M23C6碳化物的析出量明显减少,Laves相的析出量小幅增加,Z相的析出量小幅减少;随着V含量的增加,MX相的析出量增加缓慢,M23C6碳化物的析出量小幅减少,Laves相中不含V元素,对Laves相析出几乎没有影响,Z相的析出量小幅减少;Nb、V含量的变化对M23C6、MX和Laves相的析出温度影响较小,Z相的开始析出温度随Nb含量的增加而下降,但随V含量的增加而升高。

0Cr19Ni15Mn5Mo2NbN铸钢晶界高温相析出及对力学性能的影响

利用光学显微镜、扫描电镜及透射电镜,结合Thermo-Calc热力学分析,研究了铌稳定化0Cr19Ni15Mn5Mo2NbN奥氏体不锈钢铸钢晶界处高温相析出行为及其对力学性能的影响。结果表明,0Cr19Ni15Mn5Mo2NbN钢晶界处存在Nb Cr(CN)、Nb(CN)2种大尺寸高温析出相,均为凝固末期液析形成。在铌含量确定条件下,这2种大尺寸晶界析出相在凝固末期的竞争析出行为受碳含量的影响。碳含量存在临界成分,碳含量低于临界成分时,Nb Cr(CN)首先液析形成;碳含量高于临界成分时,Nb(CN)首先液析形成。液析形成的NbCr(CN)热稳定性较高,1 050℃固溶处理无法使之完全溶入奥氏体。沿晶界分布的大尺寸析出相,对0Cr19Ni15Mn5Mo2NbN铸钢固溶热处理后的塑性及冲击韧性损害较大。

二次固溶对1Cr16Ni4Mo2Cu2W1VN钢组织及力学性能的影响

对1Cr16Ni4Mo2Cu2W1VN钢进行了不同固溶处理,并对其组织及力学性能进行了研究。结果表明,相同固溶温度,二次固溶条件下试验钢的力学性能较一次固溶下的力学性能差,随着固溶温度的升高,两种固溶条件下试验钢相应的力学性能差值减小。二次固溶条件改变了M_(23)C_6的分布,使M_(23)C_6在原奥氏体晶界处连续分布,造成沿晶断裂。

30CrMnSiNi2A钢激光熔覆1Cr15Ni4Mo3粉末工艺

通过激光熔覆技术,在30CrMnSiNi2A超高强度钢表面熔覆了1Cr15Ni4Mo3粉末,研究了熔覆层的显微组织和力学性能。结果表明,熔覆层组织主要为马氏体和奥氏体的双向组织;熔覆接头经过200℃低温回火处理后,拉伸强度大于1300MPa,延伸率为8.1%,冲击韧性为53.8J·cm-2,恢复到30CrMnSiNi2A超高强度钢母材的强度与延伸率的近90%,且冲击韧性达到母材的两倍。