激光冲击1Cr17铁素体不锈钢的组织与性能

针对1Cr17铁素体不锈钢冲击制品硬度随冲击载荷变化增加的情况,进行了一定的实验研究,分析了1Cr17铁素体不锈钢在激光冲击下的组织变化机理,结果表明,随着激光功率增加,1Cr17的加工硬化效应相应提高,得到的硬度越高;在激光冲击后,铁素体的组织主要以调幅分解为主,激光功率增加,调幅分解加剧,形成的格子布形态粗化,并最终在激光功率42 J的冲击过程中导致相变产生,生成类马氏体组织。

14Cr17Ni2不锈钢锥形螺栓断裂分析

某锥形螺栓在摇动时发生断裂,通过对断口进行宏观和微观观察,可知螺栓的断裂性质为沿晶脆断。根据金相组织和维氏硬度检测结果,判断该螺栓硬度偏硬与其组织中无铁素体有关,结合其能谱成分、断裂性质以及回火温度情况,推断该螺栓可能存在回火脆性,最终通过人为打断在570℃回火有铁素体和无铁素体的14Cr17Ni2不锈钢试样,证明无铁素体的试样在570℃回火后脆性更大,断口为沿晶脆断,而有铁素体的试样断口则以准解理为主,确定了锥形螺栓的断裂是因回火温度处于回火脆性区间及组织中无铁素体相互作用而产生的。

Ce对00Cr17高纯铁素体不锈钢热塑性的影响

利用Gleeble-2000热模拟试验机研究了不同Ce含量的00Cr17高纯铁素体不锈钢的热变形行为,并利用光学显微镜、扫描电镜和透射电镜对实验钢在不同温度下的显微组织进行了观察和分析。结果表明:在00Cr17高纯铁素体不锈钢中添加稀土Ce完全抑制了900～1050℃的中温脆性区的产生,改善了1350℃以上的高温脆性区内的热塑性。Ce抑制中温脆性区产生的主要原因是Ce抑制了Cr23C6在晶界上的析出,而改善高温脆性区的热塑性是因为Ce减少了硫、磷等低熔点杂质在晶界的富集,抑制了高温时部分晶界优先熔化而造成的开裂。

高纯Cr17铁素体不锈钢的热变形行为

采用MMS200热/力模拟机及Thermo-Calc热力学计算方法,研究了高纯Cr17铁素体不锈钢在变形温度为600～1 100℃、应变速率为1～10 s-1条件下的热变形规律.结果表明,在热变形过程中,高纯Cr17铁素体不锈钢的组织均以铁素体为主,不存在γ/α相变且仅仅发生较快的动态回复软化;高纯Cr17铁素体不锈钢热的变形激活能为384.985 kJ/mol.在此基础上,确定了Z参数,并得到了高纯Cr17铁素体不锈钢的峰值应力σp与Z参数间的关系.

00Cr17高纯铁素体不锈钢热塑性的研究

为了充分认识00Cr17高纯铁素体不锈钢的热塑性,用Gleeble-2000热模拟试验机研究了00Cr17钢的热变形行为.利用光学显微镜、扫描电镜和透射电镜对实验钢不同温度下的显微组织进行了观察和分析.结果表明,00Cr17高纯铁素体不锈钢在900～1050℃和高于1350℃下均出现了明显的脆性.在900～1050℃中温区,热塑性恶化主要是由于晶界上析出Cr23C6所致,而在1350℃以上的高温区,热塑性恶化主要是由于部分晶界优先开始熔化所致.

退火温度对铁素体不锈钢Y0Cr17SiS组织和性能的影响

热轧状态下的铁素体不锈钢Y0Cr17SiS综合性能较差,不能满足加工使用要求,需进行退火处理,研究了退火温度750℃、800℃、850℃、900℃对Y0Cr17SiS钢Φ11 mm热轧材的组织和性能的影响。结果表明,经900℃2 h空冷退火,Y0Cr17SiS钢组织均匀、无析出物产生,抗拉强度为510 MPa,断后延伸率为36%,断面收缩率为65%,HBW硬度值为171。在不锈钢Y0Cr17SiS 35℃的5%NaCl水溶液的雾腐蚀测试能保持24 h不生锈。

1Cr17Ni2不锈钢表面激光熔覆层的微观组织和性能研究

在1Cr17Ni2不锈钢表在进行激光熔覆。分析了激光熔覆单道熔覆层热裂纹形成机理以及微观组织分布特征;对熔覆层多道多层搭接进行了实验,采用优化的工艺参数堆覆制造了无裂纹、气孔等缺陷的致密薄壁件试样,对试样横截面微观组织特征和硬度分布规律进行了分析。分析表明,激光熔覆组织成分均匀,组织致密、具有快速熔凝组织特征并且性能优于传统铸锻件。

基于V型缺口试样冲击性能确定1Cr17Ni2不锈钢的热处理工艺

对1Cr17Ni2不锈钢进行了不同温度的淬火+回火热处理,研究了其V型缺口试样冲击性能与淬火和回火温度的关系;基于V型缺口试样冲击性能确定了较佳热处理工艺,并测试了该工艺热处理后试验钢的拉伸性能。结果表明:V型缺口试样的冲击吸收功随淬火温度和回火温度的升高而增大;回火温度对其断裂方式的影响大于淬火温度的,随回火温度升高,断裂方式从沿晶和解理的脆性开裂向韧窝型韧性开裂转变;当淬火温度为980℃或1 020℃,回火温度大于650℃时,该钢可满足螺柱冲击韧性和强度的要求,如需二次回火,则推荐二次回火温度应高于620℃。

1Cr17Ni2不锈钢平衡组织的预测及控制

1Cr 17Ni2不锈钢属于火电大机组零部件所采用的材料之一,因其组织中易产生铁素体而使钢的热加工工艺性能和热处理工艺性能下降。采用Thermo Calc软件对不同条件下1Cr 17Ni2不锈钢的平衡组织进行了定量计算,分析了温度和化学成分两因素对钢的平衡组织的影响规律,在此基础上提出了1Cr 17Ni2 不锈钢化学成分的控制范围和热加工及热处理的温度规范。结果表明,Thermo Calc预测结果与现有试验数据基本上吻合,可以用于指导1Cr 17Ni2 不锈钢的生产和使用。

铈对1Cr17不锈钢夹杂物的影响

采用金相显微镜、扫描电镜等分析测试手段研究了Ce对1Cr17不锈钢的净化作用及其夹杂物的形态和颗粒直径的影响。结果表明,Ce可使1Cr17钢中的夹杂物的含量显著降低,夹杂物的形态变小,高温机械性能提高。

1Cr17Mn6Ni5N不锈钢电沉积PbO_2的机理

目前,有关PbO2电极制备机理的研究还不够成熟。采用恒电流法在1Cr17Mn6Ni5N不锈钢基体上电沉积PbO2制成电极,采用循环伏安法对PbO2的沉积过程进行了研究,并用X射线衍射仪(XRD)对沉积层物相进行了表征。结果表明:PbO2的沉积过程分为Pb的低价氧化物PbO的生成、α-PbO2的生成和β-PbO2的生成3步;沉积的PbO2主要为β-PbO2和少量的α-PbO2。

1Cr17Ni4不锈钢金属和陶瓷等离子体喷涂工艺研究

1Cr17N i4马氏体型不锈钢用作传动轴时耐磨损性能有待改善。采用等离子体喷涂方法在1Cr17N i4马氏体型不锈钢表面制备A l2O3-TiO2、Cr2O3陶瓷涂层和N iCrA lY金属涂层及N iCrA lY/A l2O3-TiO2、N iCrA lY/Cr2O3复合涂层,研究了它们的组织结构和磨损特性,讨论了喷涂工艺与耐磨损性能的关系。结果表明,Cr2O3涂层组织致密度高,与基体结合强度高,其耐磨性能好。提高喷涂功率时,A l2O3-TiO2、Cr2O3涂层致密度及与基体结合强度提高,其耐磨性能提高。合金涂层N iCrA lY的熔化状况和平化效果较陶瓷涂层优良,陶瓷涂层只有在较高喷涂功率时才有较好熔化和平化效果,而合金涂层在较低喷涂功率时,就可以得到较好的熔化和平化效果。陶瓷涂层A l2O3-TiO2、Cr2O3在磨损过程中的去除机制为断裂机制,金属涂层N iCrA lY在磨损过程中的去除机制为塑性变形机制。

表面纳米化对1Cr17不锈钢耐氧化性的影响

用热重仪(TGA)、X-射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)及其能谱(EDX),研究了表面纳米化对1Cr17不锈钢在700℃水蒸气中耐氧化性的影响。氧化动力学表明,在氧化开始阶段,表面纳米化后氧化速度高于原始样品,与传统喷丸处理后的耐氧化性能相当,但在氧化2小时时就很快达到钝化,氧化速度明显低于原始样品和经传统喷丸的样品。无论是否纳米化处理和经过传统喷丸处理,高温氧化时都在表面都形成了(FeCr)_2O_3型氧化物。但表面纳米化后由于表层高密度的晶界为Cr原子的扩散提供了快速通道,使得(FeCr)_2O_3型氧化物中Cr的浓度迅速提高,形成了致密的Cr_2O_3层,使得耐氧化性能提高。

热处理对0Cr17Mn14Mo2N双相不锈钢性能的影响

研究了热处理对０Ｃｒ１７Ｍｎ１４Ｍｏ２Ｎ双相不锈钢铸态组织中δ－铁素体的含量、形态以及双相不锈钢性能的影响．结果表明，在１０５０～１２００℃之间加热时，组织为奥氏体基体上分布着的球化的及长条形的δ－铁素体，且加热温度越高保温时间越长铁素体的球化率越高．在１２５０℃加热时，组织为粗大的铁素体等轴晶，其中铁素体以球状均匀分布的０Ｃｒ１７Ｍｎ１４Ｍｏ２Ｎ双相不锈钢的拉伸性能最好．

1Cr17Ni4不锈钢热处理工艺及应用研究

针对热磨机磨片的实际工作条件和性能要求,采用金相组织、硬度测试、冲击试验及断口形貌分析等手段研究了1Cr17Ni4不锈钢在不同淬火加热温度和不同回火温度下的组织和力学性能。结果表明：淬火温度宜选择在1000～1020℃,回火工艺宜选择290～310℃保温3 h;在此条件下,钢的硬度可达到41～43 HRC;回火组织为回火马氏体＋部分铬碳化物;290℃回火时冲击功高达56 J,冲击试样断口形貌为大量韧窝和部分解理面。该工艺目前在某造纸磨片得到成功应用,磨片平均使用寿命2个月以上,且无齿根折断现象发生。

不锈钢1Cr17板坯连铸过程中保护渣液渣层及渣膜的研究

在板坯连铸过程中取不锈钢1Cr17保护渣的液渣和渣膜试样,研究液渣成分和性能的变化,以及渣膜的性质。保护渣的主要成分(%)为:35.46CaO、32.84SiO_2、7.87Al_2O_3、3.04MnO、8.48Na_2O、7.13F、2.6C。结果表明,开浇后液渣中Al_2O_3、Cr_2O_3含量有一定增加,碱度稍有降低,但10 min后趋于稳定;液渣熔化温度和粘度相对于原始渣均有不同程度增加,凝固温度变化较小;保护渣变化后的熔化温度仍处于合理范围内,粘度值最多增加了0.08 Pa·s;保护渣渣膜由结晶层和玻璃层组成,渣膜结晶率约为71%,结晶矿相主要是枪晶石和少量霞石。

扫描速度对GH4169激光修复1Cr17Ni2不锈钢组织及显微硬度的影响

采用GH4169合金对1Cr17Ni2不锈钢进行激光修复试验,研究不同扫描速度对修复试样显微组织和显微硬度的影响。研究表明,熔覆层的显微组织和力学性能与扫描速度的变化密切相关。随着扫描速度的上升,熔覆层的质量与显微硬度得到了明显的改善,但扫描速度过高会对熔覆层的组织及显微硬度造成损害。当扫描速度Vs=0.012m/s时,熔覆层晶粒组织细密,熔覆层平均硬度较不锈钢基体提升了9.78%,熔覆区枝晶干中Nb元素平均质量分数回升至5.58%,Laves相平均体积分数下降至2.3%,性能与基体协调匹配,力学性能良好。修复后熔覆层组织主要由γ相、强化相γ′和γ″以及δ相组成,熔覆层晶粒组织由平行分布的柱状晶组织所组成,无明显的焊接缺陷,熔覆层与基体形成了紧密的冶金结合。

稀土Ce对1Cr17不锈钢组织和硬度的影响与分析

研究了稀土元素Ce对1Cr17不锈钢的影响,观察了稀土Ce加入量不同的1Cr17不锈钢锻态照片,及其不同稀土添加量的Ce对1Cr17不锈钢硬度的影响.结果表明,稀土Ce极少部分固溶在1Cr17中,大部分偏聚在晶界处,稀土Ce具有细化晶粒的作用且随着稀土元素Ce加入量的增加实验钢组织晶粒细化,但是加入过多的稀土将会使钢的热塑性能变差.稀土元素Ce可以提高1Cr17不锈钢的硬度,随着稀土元素Ce含量的增加,1Cr17不锈钢的硬度升高.然而随着稀土元素增加达到1%后,硬度的提高趋于平缓.

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。

1Cr17Mn9Ni4N不锈钢薄板电阻点焊接头的组织和力学性能

用交流电阻点焊机研究了3层1Cr17Mn9Ni4N不锈钢薄板电阻点焊。研究表明,3层1Cr17Mn9Ni4N钢板材点焊熔核组织由熔核周围的柱状树枝晶和中心的等轴树枝晶组成。光镜和扫描电镜观察发现,热影响区奥氏体晶粒无长大,晶界和晶内Cr化合物析出。焊态的电阻点焊接头的熔核和热影响区硬度值高于固溶态的母材。3层板材点焊熔核有形成缩孔或缩松的倾向,要求采用较大的焊接压力和良好的焊机加压系统的随动性以防止缺陷的产生。不同组合形式的3层板材接头具有不同的拉伸剪切承载力和数据的分散性。