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%。

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。

15Cr2Ni3MoW钢管穿孔顶头氧化膜制备工艺的研究

研究了15Cr2Ni3MoW合金穿孔顶头在900～1000℃、3～12 h、氧气气氛中氧化膜的生成行为。用OM、XRD、SEM、HV分析研究氧化膜的微观组织形貌、相组成及显微硬度的变化,并对氧化膜生成机理进行探讨。结果表明:在氧气气氛中合金生成内外两层氧化膜,外层氧化膜主要为Fe2O3和Fe3O4,内层氧化膜主要为(Fe、Cr)3O4;随氧化时间延长和氧化温度升高,氧化膜厚度不断增加,但内层与外层氧化膜之间的结合力以及内层氧化膜与顶头基体之间的结合力,不随氧化膜厚度的增加而增大,当氧化时间和温度超过个某个范围后,所生成氧化膜间的结合力反而降低。

20Cr2Ni3钢顶头表面氧化膜断裂行为的数值研究

基于试验数据,利用扩展有限元方法(extended finite element method,XFEM)和内聚力模型(cohesive zone model,CZM),对20Cr2Ni3钢顶头表面氧化膜的断裂行为进行了数值分析,研究了氧化膜受力方向和孔洞对裂纹生长行为的影响。结果表明:氧化膜受力方向影响裂纹扩展路径,外层氧化膜裂纹尖端的J积分和应力强度因子K_I随着θ角(受力方向与氧化膜的夹角)的增大而减小,当θ角增大到90°时裂纹停止生长;外层氧化膜上孔洞使得裂纹尖端的J积分和应力强度因子K_I减小。同时,孔洞的存在使得外力传递到内层氧化膜时产生应力集中和偏移,导致内层裂纹受力不均,减小了受力方向对内层裂纹生长的影响。

2Cr12Ni4Mo3VNbN钢的冲击性能

将不同炉次的2Cr12Ni4Mo3VNbN钢锭锻造成ϕ220 mm棒材。对棒材进行1050℃保温1 h油淬、560℃回火2 h空冷和540℃回火2 h空冷。棒材的冲击试验表明,钢锭顶部和底部锻制的棒材冲击性能差异较大。为此,检测了由两炉次钢锭锻制的2Cr12Ni4Mo3VNbN钢棒材的冲击韧度、冲击断口形貌、化学成分、显微组织和析出相成分。结果表明:钢锭顶部和底部锻制的2Cr12Ni4Mo3VNbN钢棒材中一次MX型析出相的含量和分布不同,从而导致其冲击性能差异较大。

热处理对1Cr15Ni4Mo3N不锈钢组织与力学性能的影响

对1Cr15Ni4Mo3N试验钢进行1050℃×1.5 h固溶、-73℃×2 h冷处理后,再进行不同温度、保温3 h的时效处理,采用扫描电镜、透射电镜、万能试验机、冲击试验机等检测方法研究了时效温度对试验钢组织与力学性能的影响。结果表明:试验钢固溶、冷处理后,经460℃×3 h时效,其抗拉强度、屈服强度及伸长率均达到峰值,经580℃×3 h时效的试验钢冲击功达到峰值。460℃×3 h时效的试验钢组织为含有高密度位错的板条马氏体和残余奥氏体,540℃×3 h时效试验钢的马氏体板条特征有所减弱,620℃×3 h时效试验钢中逆转变奥氏体含量明显增加。

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。

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。

1Cr15Ni4Mo3N钢制销钉热处理端部裂纹分析

对1Cr15Ni4Mo3N钢销钉最终强化热处理后其端部出现的裂纹问题,进行了磁粉检测、材料成分分析、宏观观察和能谱扫描,以及硬度检测和金相组织分析等试验,对裂纹产生原因进行分析,确定裂纹产生的原因,从而可以采取针对性措施,加强零件制造过程控制,避免问题的再次发生。

15Cr2Ni3MoW穿孔顶头的组织形态初探

研究了15Cr2Ni3MoW合金钢金相组织演变过程及其组织形态,明确了该钢的组织形态特点和适应穿孔顶头高性能要求所应有的组织结构模式及与使用性能之间的关系。15Cr2Ni3MoW合金钢生产的顶头具有均匀细小的贝氏体和少量马氏体的复合组织,其表面氧化膜应致密,与基体结合牢固,并以FeO为主要成分。改进顶头的生产工艺后,顶头组织改善,硬度提高,冲击功提高45%,使用寿命提高50%以上。

10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒长大行为

通过在不同加热温度和保温时间下等温奥氏体化,研究了10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒长大行为。结果表明:900~1150℃温度区间内,10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒尺寸随加热温度升高、保温时间延长而增大,且随保温时间延长,晶粒尺寸均匀性下降;由于碳氮化物在1100℃以上发生溶解,1100℃以上奥氏体晶粒发生粗化;1200~1280℃温度区间内,由于δ铁素体相的析出,10Cr12Ni3Mo2VN马氏体耐热钢奥氏体晶粒尺寸随加热温度升高而减小。拟合得到900~1150℃温度区间内10Cr12Ni3Mo2VN钢奥氏体晶粒生长模型为D=6.67×107×t0.303×exp(-1.81×105/RT)。

H13钢表面喷涂Cr_3C_2-NiCr和Ni60A涂层的结合强度及耐磨性研究

在H13钢表面分别采用超音速火焰喷涂Cr_3C_2-NiCr涂层和氧-乙炔火焰喷熔Ni60A涂层,观察了喷涂粉末和涂层的微观结构,测试了两种涂层在常温及600℃下与基体的结合强度和涂层在600℃下的摩擦磨损行为。结果表明:Cr_3C_2-NiCr涂层和Ni60A涂层表面均匀平整,无裂纹等缺陷,Cr_3C_2-NiCr涂层与基体之间的结合方式是以机械结合为主的"微冶金"结合,而Ni60A涂层与基体之间的结合方式为冶金结合;Cr_3C_2-NiCr涂层的显微硬度值大于Ni60A涂层;随着温度的升高,涂层的结合强度均有所下降,但Ni60A涂层的下降幅度大于Cr_3C_2-NiCr涂层,在常温和600℃下Ni60A涂层与基体的结合强度都高于Cr_3C_2-NiCr涂层;在H13基体表面喷涂Cr_3C_2-NiCr和Ni60A涂层,均能提高其表面高温耐磨性,但Cr_3C_2-NiCr涂层的效果要好于Ni60A涂层。

25Cr2Ni3Mo钢叶轮的真空热处理

叶轮是丙烯压缩机的关键零件。对25Cr2Ni3Mo钢叶轮进行了真空热处理:将叶轮在真空度为1.33×10^(-2)～1.33×10^(-3)Pa的真空炉中加热至830～870℃,保温后分别进行油冷和以5×10^(-5)Pa压力的氮气冷却,随后于610℃回火。热处理后,检测叶轮的力学性能和显微组织。结果表明,经油淬和气淬并高温回火的叶轮的力学性能基本相同,显微组织也均以回火索氏体为主。经真空热处理的叶轮表面质量优于经普通热处理的叶轮表面质量。

25Cr2Ni3Mo钢在低温离心压缩机上的应用

介绍了 2 5Cr2Ni3Mo钢热处理对其机械性能及焊接接头机械性能的影响。分别叙述了该材料在叶轮、主轴及定子上的应用情况。得出了应用于转动件及定子件的适宜温度 (低温 )。

亚温淬火工艺对25Cr2Ni3Mo钢力学性能的影响

本文对25Cr2Ni3Mo高强度低温钢进行了亚温淬火的热处理工艺试验,对不同亚温淬火温度处理后试样的常温拉伸性能和-115℃的低温冲击吸收能量值进行了测试,并应用金相显微镜、扫描电子显微镜等进行了金相显微组织、冲击断口形貌的分析。亚温淬火试样的金相组织比正常调质的均匀细小,断口形貌更好,综合力学性能更高,850℃油冷+840℃油冷的双淬火试样的综合性能最好。确保了25Cr2Ni3Mo螺栓要求的高温力学性能。

3Cr20Ni11Mo2PB钢气阀断裂原因分析

通过对3Cr20Ni11Mo2PB钢原材料及断裂气阀的力学性能、硬度、断口及显微组织进行分析,对气阀批量脆性断裂的原因进行了分析。结果表明:气阀脆性断裂主要是由于气阀加工过程中固溶处理温度过高,使其显微组织严重过热局部过烧,极大降低了材料的塑性和韧性导致的。

刷镀镍对1Cr15Ni4Mo3N钢性能的影响

研究了刷镀镍对1Cr15N i4Mo3N钢疲劳、氢脆等性能的影响。测定了1Cr15N i4Mo3N钢刷镀镍镀层的结合力和显微硬度等镀层性能。并采用功能考核疲劳试验评价了刷镀镍修复后的衬套零件。结果表明:1Cr15N i4Mo3N钢刷镀镍后可通过200h氢脆试验,氢脆性能合格;刷镀镍后疲劳极限下降36%,但可通过衬套的功能考核疲劳试验;刷镀镍镀层与1Cr15N i4Mo3N钢基体具有良好的结合力,镀层硬度与1Cr15N i4Mo3N钢相近。刷镀镍工艺可用于1Cr15N i4Mo3N钢零件的修复。

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。

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。

热处理工艺对1Cr15Ni4Mo3N钢组织和性能的影响

通过力学性能测试和显微组织观察,研究了热处理工艺对1Cr15Ni4Mo3N钢显微组织和力学性能的影响。结果表明:该钢经780℃×5h空冷和590℃×4h空冷二级退火处理后具有良好的切削性能,适合进行机加工;再经过1 070℃×1h油淬、-70℃冷处理和200～470℃回火处理后,可获得较好的综合力学性能。