18CrMnNiMo钢螺旋伞齿轮表面产生裂纹的原因分析

分析了18CrMnN iMo钢螺旋伞齿轮渗碳淬火后表面产生裂纹的原因。结果表明,齿轮渗碳时由于气氛碳势过高造成渗层组织中的碳化物沿晶界呈连续网状分布增大了渗层的脆性,而齿轮渗碳空冷后产生的表面拉应力导致裂纹沿晶界产生和扩展,因此网状碳化物是产生表面裂纹的主要原因。

18CrNiMo7-6齿轮钢的热压缩变形行为及显微组织演变

采用热模拟方法研究了18CrNiMo7-6齿轮钢在变形温度900~1150℃、应变速率0.01~5 s-1条件下的热压缩变形行为;建立了基于Arrhenius模型的全应变本构方程,采用该方程对流变应力曲线进行预测;根据动态材料模型绘制热加工图,并结合热加工图系统地研究显微组织演变特征。结果表明:试验钢的峰值应力随应变速率的增加或变形温度的降低而增大,动态回复和动态再结晶是热变形过程中的主要软化机制;采用建立的全应变本构方程预测得到流变应力曲线与试验结果基本吻合,预测真应力与试验结果的相对误差小于4.715%,说明该模型可以精确地模拟18CrNiMo7-6齿轮钢的热压缩变形行为。试验钢的适合热加工工艺参数为变形温度1050~1150℃、应变速率0.1~1 s^(-1),此时组织为均匀细小的再结晶晶粒,晶粒尺寸在5~15μm。随着变形温度的升高或应变速率的降低,原始奥氏体晶粒不断被动态再结晶晶粒取代,且动态再结晶程度和再结晶晶粒尺寸增大。

车削工艺参数对18CrNiMo7-6钢切削力及表面粗糙度的影响

为了探究车削工艺参数对18CrNiMo7-6钢标准疲劳试样不同位置的切削力和表面粗糙度的影响,采用CAK4085型数控车床对主轴转速n、背吃刀量a_(p)和进给速度v_(f)三个工艺参数进行单因素试验研究。结果表明:对于标准试样的圆弧段和标距段,切削用量对切削力和表面粗糙度的影响规律相同;背吃刀量a_(p)对切削力影响最大,进给速度v_(f)对切削力的影响次之,主轴转速n对切削力的影响最小;拟合的三个切削力分量指数公式中,主切削力的拟合误差为5.25%,背向力的拟合误差为2.29%,相对误差较小。结果显示,影响表面粗糙度Ra的最大因素为进给速度,Ra随v_(f)的增大而增大,圆弧切入段的表面粗糙度Ra比切出段高。综合考虑疲劳试样较好的加工工艺参数为:n=1000r/min,v_(f)=80mm/min,a_(p)=0.3mm。本研究结果可为疲劳试样的车削加工工艺制定提供参考依据。

激光冲击强化9Cr18钢及协同制备表面微坑研究

目的探索9Cr18钢经激光冲击强化后,二次激光冲击制备表面微坑的可行性和相关工艺。方法利用不同工艺参数对9Cr18钢试样进行单点冲击,使用激光共聚焦对单点冲击诱导的微坑进行轮廓形貌检测,使用显微硬度仪测量微坑区域的硬度;通过激光冲击对9Cr18钢进行全覆盖表面强化,并进行二次激光冲击,以制备表面微坑。结果对于单点冲击,表面凹坑深度随着激光冲击能量的增大而增大,并非呈线性增大。当冲击能量为12 J时,凹坑深度达到38.39μm。对于同能量单点双次冲击,其凹坑深度比单点冲击大。当冲击能量为12 J时,双次冲击深度最大达到49.05μm。在能量梯度叠加冲击时,以6 J为第1次冲击能量,将第2次冲击能量提高到12 J,此时凹坑深度达到58.61μm。对于不同脉宽冲击,在脉宽为26 ns时,不同能量冲击的凹坑深度均达到最深。经激光冲击强化后,采用不同能量进行二次冲击,在能量为12 J时凹坑深度为19.79μm。采用不同脉宽进行二次冲击,在脉宽为22、26 ns时,凹坑深度为13.61μm。结论表面微坑的深度随着能量、脉冲宽度和冲击次数的增加而增加;表面微坑的硬度随着能量和次数的增加而增大,硬度随着脉宽的增加呈先减小后增大的趋势;采用激光冲击工艺协同处理,可以强化9Cr18钢表面,并制备出一定深度的微坑,可为激光冲击对9Cr18钢的强化及表面织构化提供理论指导和工艺基础。

18Cr2Ni4W钢的热变形行为及热加工图

在变形温度为850~1200℃,应变速率为0.005~0.5 s^(-1)及真应变为0.8的条件下,采用Gleeble-3800型热模拟试验机对18Cr2Ni4W钢进行热压缩试验,分析其真实应力-应变曲线,基于双曲正弦函数,建立了18Cr2Ni4W钢的热变形本构方程;采用动态材料模型(DMM),建立了18Cr2Ni4W钢在真应变为0.8时的热加工图。结果表明:18Cr2Ni4W钢在热加工过程中发生了动态再结晶,流变应力随着变形温度的升高而降低,随着应变速率的增加而增加;峰值应力随应变速率的降低和变形温度的升高而降低。失稳区主要集中分布于变形温度为860~950℃、应变速率为0.03~0.5 s^(-1)的范围内,其显微组织为沿变形方向拉长的带状组织,并存在局部流动性,对应的功率耗散η值较低,小于0.2;安全区的显微组织是典型动态再结晶组织,功率耗散η值较高,在0.28~0.49之间。在真应变为0.8时,18Cr2Ni4W钢最佳的热加工工艺为:变形温度为975~1050℃、应变速率为0.01~0.14 s^(-1)以及变形温度为1050~1200℃、应变速率为0.01~0.5 s^(-1)。

碳含量对18Mn18Cr0.44N钢高温拉伸性能的影响

采用Gleeble-1500热模拟试验机对含碳量(质量分数,下同)为0.025%和0.160%的18Mn18Cr0.44N钢进行高温拉伸试验,研究了不同温度(950~1250℃)下钢的断面收缩率和抗拉强度。结果表明:(1)碳含量影响18Mn18Cr0.44N钢的高温塑性,1号钢的断面收缩率随温度升高而升高,2号钢的断面收缩率随温度升高呈“V”形变化;2号钢在1025~1100℃温度范围内的塑性较低,断面收缩率仅为28%~33%,其原因主要是晶界残留的析出相脱落形成少量孔洞,孔洞在变形过程中成为裂纹,也可能是析出相固溶区域的元素偏析所致,应避免在该温度区间热加工,以防止零件开裂。(2)随着变形温度的升高,两种钢的抗拉强度均降低;当碳含量从0.025%增加至0.160%时,钢的抗拉强度随温度升高而增加的幅度减小。

18CrNiMo7-6齿轮钢的动态再结晶和亚动态再结晶行为及其动力学模型

在不同变形条件(变形温度1000~1150℃、应变速率0.01~5 s^(−1)、道次间隔时间5~30 s)下对18CrNiMo7-6齿轮钢进行单道次和双道次热压缩试验,研究了该钢的动态再结晶(DRX)和亚动态再结晶(MDRX)行为,建立了DRX和MDRX动力学模型,对不同变形条件下的DRX和MDRX体积分数进行预测,分析了预测精度。结果表明:在热变形过程中,该钢的DRX体积分数随着变形温度的升高和应变速率的降低而增大,MDRX体积分数随着变形温度和应变速率的提高以及道次间隔时间的延长而增大。构建的DRX和MDRX动力学模型预测精度较高,前者预测的DRX体积分数曲线与由流变曲线计算得到的结果的决定系数大于0.9,后者预测的MDRX体积分数与由2%应力补偿法获得的结果的平均相对误差为6.619%。通过Zener-Hollomon参数方程得到的DRX和MDRX激活能分别为47.381,291.802 kJ·mol^(−1)·K^(−1)。

S含量对18CrNiMo7-6齿轮钢中夹杂物和疲劳性能的影响

以w[S]为0.002%(低S含量)和0.022%(高S含量)的两种18CrNiMo7-6齿轮钢为研究对象,参照齿轮热处理工艺获得伪渗碳试样,并对其力学性能、显微组织、疲劳性能和夹杂物分布进行了分析表征。结果表明,两种齿轮钢的强度基本相当,而高S含量试验钢具有更好的塑性和低温冲击韧性,并且其疲劳极限、疲劳寿命均优于低S含量试验钢,疲强比由0.445提高到0.479。S含量显著影响钢中的夹杂物分布情况:低S含量试验钢中夹杂物以MnS-Oxide为主,数量较少,同时尺寸更大;而高S含量试验钢夹杂物以CaS-MnS-Oxide复合型夹杂物为主,数量提高1倍以上,但尺寸更为细小。高S含量试验钢采用Ca处理工艺对夹杂物进行改性,夹杂物尺寸明显细化,有利于钢的塑韧性提升,并改善疲劳性能。

18CrNiMo7-6渗碳钢磁场深冷处理工艺研究

风电、高铁等高端齿轮产品工作环境比较复杂、恶劣,对齿面硬度及韧性要求高,一旦发生损伤,维修成本高。针对这一现状,对18CrNiMo7-6渗碳钢设计磁场深冷处理正交试验方案,选择最优工艺组进行洛氏硬度检测,并采用光学显微镜观察其显微组织与晶粒度。与常规热处理结果进行对比,探索磁场深冷处理对18CrNiMo7-6渗碳钢冲击韧性、硬度及微观组织的影响。结果表明,磁场深冷处理后的冲击韧性和硬度均有所提升。最优工艺参数为磁场强度为1 T,且不进行交变处理、深冷温度为-190℃、保冷时间为16 h、降温速率为2℃/min,其冲击韧性比常规热处理提高38.07%,洛氏硬度值提高9.49%。微观组织分析表明,磁场深冷处理能促进试样组织中残余奥氏体转变,并细化晶粒。

使用工况条件下核用18Ni(300)钢拉杆的力学性能

研究了由时效热处理18Ni(300)钢制作拉杆的显微组织,以及使用工况条件下拉杆的室温循环加载力学性能和断口形貌,分析了拉杆的断裂模式。结果表明:经过固溶处理的18Ni(300)钢呈现淬火马氏体组织,原奥氏体晶粒尺寸约为24μm,残余奥氏体面积分数约为0.26%;时效处理后,原奥氏体晶粒尺寸约为26μm,未观察到残余奥氏体;18Ni(300)钢马氏体发生回复,(Ni,Co,Fe)3Ti相在位错上析出。模拟安装使用工况条件下,室温循环加载后拉杆试样的循环断裂周次均大于480次,断裂部位主要分布在拉杆螺纹根部;断口由塑性变形区和脆性变形区组成,塑性变形区居中;断面以拉伸断裂特征为主,以疲劳断裂特征为辅,由此推断拉杆主要受轴向拉伸的作用。

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%。

18CrMnNiMoA重负齿轮钢的研制

介绍了重负齿轮钢18CrMnNiMoA的冶炼及压力加工等生产工艺的要点,分析了钢的生产研制质量结果,并从元素成分机理及冶炼加工工艺措施上论述了影响钢材性能的原因,并从冶炼及控制轧制上提出了细化钢的晶粒的措施.

Mn18Cr18N钢热成形晶粒变化的模拟研究

运用热耦合刚粘塑性有限元微观模拟技术，对Ｍｎ１８Ｃｒ１８Ｎ钢护环扩挤复合热成形和冷却过程进行了计算机模拟．得到了热力参数的分布状况和内部晶粒度变化的规律，当空冷约２１０ｓ时护环内晶粒可达细匀化．这为实现护环的控制锻造与控制冷却。

18Mn－18Cr－0．5N奥氏体钢热变形行为

用热扭转试验及定量金相法研究了１８Ｍｎ－１８Ｃｒ－０．５Ｎ钢热变形条件下的力学行为和动态组织变化。获得了１８Ｍｎ－１８Ｃｒ－０．５Ｎ钢的形变激活能及峰值应力（σ＿ｐ），峰值应变（ε＿ｐ）和动态再结晶晶粒尺寸（ｄ）与Ｚｅｎｅｔ－Ｈｏｌｌｏｍｏｎ参数Ｚ之间的关系式。研究了变形温度和应变速率对１８Ｍｎ－１８Ｃｒ－０．５Ｎ钢热加工延性的影响。

超纯净化18Ni(350)马氏体时效钢的研究

采用超纯净化冶炼工艺将１８Ｎｉ（３５０）型马氏体时效钢中的主要有害元素降低到１０－５的极限低水平，并适当调整了主要强化合金元素含量，达到了有效提高马氏体时效钢强韧性的目的．实验结果表明，超纯净化马氏体时效钢的断裂韧性在同一强度级别下较现有普通马氏体时效钢提高 １０％－３０％，最高达到 ６１ＭＰａ·ｍ１／２．显微组织结构分析表明，在超纯净化条件下，ＴｉＮ是钢中的主要夹杂物，其体积和数量都大幅度降低 同时钢中Ｔｉ等合金元素的利用率也显著提高，有助于提高马氏体时效钢的强韧化水平．

18Ni(300)钢高速干滑动摩擦磨损特性研究

利用销盘高速干滑动摩擦磨损试验机,对18Ni(300)马氏体时效钢的摩擦磨损性能进行了研究,应用JSM-6390A型扫描电子显微镜和X-衍射方法对摩擦磨损表面进行观察,表征其摩擦表面的微观形貌、摩擦磨损的磨屑以及由于摩擦产热而引起的氧化物,进而推断出磨损机制.结果表明:摩擦副的摩擦系数随载荷和速度的增加而下降;随着转速和载荷的增加,销表面氧化物逐渐由FeO转变为Fe_3O_4,其磨损机制由黏着磨损转变为严重的氧化磨损.

Mn18Cr18N护环钢多火次锻造微观组织演变及模拟

为研究多火次锻造过程微观组织演变规律,文章采用Gleeble-1500D热模拟试验机进行动态、静态和亚动态再结晶试验,获得动态、静态和亚动态再结晶模型;采用热处理炉进行晶粒长大实验,得到晶粒长大模型;将模型导入有限元软件DEFORM-2D,对其进行微观组织模拟,并进行同条件的锻造试验验证。结果表明,数值模拟与试验结果吻合较好。说明该文使用的微观组织模拟系统,能够用于预测Mn18Cr18N钢护环多火次热变形的微观组织演变规律,为实际护环生产工艺优化提供参考。

表面纳米化预处理对1Cr18Ni9Ti不锈钢渗硫层摩擦学性能的影响

用超声速微粒轰击表面纳米化技术在1Cr18Ni9Ti不锈钢表面制备了晶粒尺寸约为30 nm的具有随机取向的等轴状纳米晶表层,后用低温离子渗硫技术在部分纳米化样品和原始样品表面分别制备了硫化物层。在УТИ-1000型球盘式摩擦磨损试验机上对比研究了干摩擦条件下纳米化处理前后的1Cr18Ni9Ti不锈钢及两种渗硫试样的摩擦学性能。结果表明,纳米化处理明显提高了1Cr18Ni9Ti钢的摩擦学性能和低温离子渗硫的效果,纳米化表面的摩擦因数由0.65降低到0.45,而纳米化预处理后渗硫层厚度由1μm增加到3.5μm。分析认为,这些性能的提升主要与纳米晶表面层具有较高的硬度、强度和化学活性有关。原始1Cr18Ni9Ti钢的主要磨损机制为磨料磨损和粘着磨损,而表面纳米化处理后转变为以疲劳磨损为主。

钛离子注入9Cr18钢的强流脉冲电子束后处理

对9Cr18钢经Ti^+离子注入后又使用脉冲强流电子束进行了表面辐照处理，用AES分析了注入层的成分，考查了电子束处理前后的硬度，并讨论了脉冲强流电子束对离子注入金属材料表面成分产生辐照增强扩散的影响。

氮对Mn18Cr18N护环钢高温力学性能的影响

护环是汽轮发电机的重要部件.用Gleeble-1500热模拟试验机研究了成分(%)为:(1) 0.53C-16.98Mn-3.17Cr,(2) 0.12C-19.57Mn-19.27Cr-0.60N和(3) 0.06C-18.58Mn-19.15Cr-0.69N 3种护环钢在800～1 200 ℃的高温变形应力-应变曲线以及含N护环钢的高温塑性-断面收缩率.结果表明,随钢中氮含量的增加,动态再结晶需要的临界变形量越大,相应的变形抗力逐渐增大;含N钢在1 050 ℃塑性最大,高温塑性随钢中氮含量的增加而减小,因此改善变形方式以提高工艺塑性是防止热裂,提高护环质量的有效途径.