20SiMn2MoVE钢氢脆形成机制和消除措施

针对20SiMn2MoVE钢原材料进厂复验力学性能塑性指标低的情况,采用电子显微镜对拉伸和冲击试样断口进行了分析。结果表明,20SiMn2MoVE钢塑性指标低是钢的第二类氢脆导致的氢致损伤缺陷,它一般只发生在应变速率较慢的拉伸试样上,而对应变速率较快的冲击试样基本没有影响。通过在210℃长时间保温脱氢处理后,消除了氢脆,钢材的延伸率和断面收缩率两个塑性指标得到了恢复。

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。

20Mn2钢链条断裂原因分析

某厂20Mn2钢链条在使用中断裂。为找出链条断裂的原因,检测了断裂链条的化学成分、硬度、显微组织和断口形貌。结果表明:链条表面脱碳严重,导致表面疲劳强度和硬度下降;心部有大量铁素体和氧化物夹杂,导致其力学性能降低。是这两个因素导致链条在使用中断裂。

20Cr2Ni4钢的渗碳工艺试验

20Cr2Ni4钢是一种高Cr、Ni渗碳合金钢,具有良好的淬透性、硬度和心部韧性。采用“渗碳+高温回火+二次加热淬火+低温回火”及“渗碳+直接淬火+冷处理+低温回火”两种工艺对20Cr2Ni4钢进行热处理,并从显微组织、渗层硬度梯度、表面及心部硬度、耐磨性与冲击性能等方面进行对比。结果表明:“渗碳+高温回火+二次加热淬火+低温回火”处理后的试样渗碳效果、表面硬度更好,“渗碳+直接淬火+冷处理+低温回火”处理后的试样则减少了淬火变形与表层氧化脱碳。

预氧化处理对20Cr2Ni4钢渗碳淬火工艺的影响

在渗碳热处理前增加预氧化工序,可以使产品的渗层更趋均匀,并适量提高渗速。本研究在不同预氧化温度和预氧化时间下对20Cr2Ni4钢进行预氧化,再进行“渗碳+直接淬火+冷处理+低温回火”热处理,检测不同工艺下所得试样的显微组织与性能,探究预氧化时间和温度对热处理试样的显微组织、硬度、渗碳层深度及耐磨性等相关性能的影响规律,从而确定最佳预氧化时间及温度。结果表明:预氧化并不会影响试样渗碳淬火后的组织,500℃预氧化60 min后热处理试样的渗碳层不均现象得到改善,其表面硬度、渗碳速度以及耐磨性亦有所提升。

20SiMn铝镇静钢夹杂物演变及探伤缺陷分析

20SiMn材质常用于水电水轮机、发电机轴锻件上,钢水纯净度的提升是提高轴类锻件使用寿命的关键所在。通过采用Al镇静钢工艺生产下注20SiMn钢锭的试验,分析了各个节点炉渣成分、夹杂物形貌及成分变化。研究表明:精炼结束炉渣碱度为6.3,VD后炉渣中CaO含量降低、SiO_(2)含量升高,炉渣碱度降低至4.9。整个精炼过程夹杂物主要为CaO-SiO_(2)-Al_(2)O_(3)-MgO、SiO_(2)-MnO-Al_(2)O_(3)两类,不同节点夹杂物类型单一。精炼结束、软吹后钢水中夹杂物以CaO-SiO_(2)-Al_(2)O_(3)-MgO为主,软吹后夹杂物中SiO_(2)、Al_(2)O_(3)含量有所增加。VD后钢水中夹杂物以SiO_(2)-MnO-Al_(2)O_(3)为主,Al_(2)O_(3)含量较低,该类夹杂物在软吹后大量去除。通过对锻件无损检测缺陷处进行取样分析,缺陷处形貌为微裂纹,缺陷区域未发现夹杂物和元素偏析,说明缺陷是由于锻造或锻后热处理过程内应力过大导致开裂造成的。

20SiMn2MoV合金结构钢的低温冲击性能

针对石油钻采设备的服役条件，考察了20SiMn2MoV合金结构钢在-60℃-20℃内的冲击性能以及热处理工艺、毛坯尺寸等因素的影响。试验结果表明，20SiMn2MoV钢的冲击性能在试验温度范围内随温度降低而逐渐下降。在低温（略高于Ac3）淬火＋高温回火时，毛坯尺寸对冲击性能的温度依赖性有显著影响，毛坯尺寸越大，冲击性能随温度下降而降低的变化率越高。在高温淬火＋低温回火时，20SiMn2MoV钢表现出较低的冲击性能，但温度对冲击性能的影响相对较小。适当降低淬火温度，提高回火温度有利于改善20SiMn2MoV钢的冲击性能。冲击断口分析表明，断口上存在着团簇状的碳化物和氧化物颗粒及其脱落后而形成的孔洞，对于钢的冲击性能产生不利影响。

20SiMn钢冲蚀和空蚀的失效行为研究

用CMS 12 0旋臂式真空冲蚀试验机和KS 6 0振动空蚀磁致伸缩仪对 2 0SiMn钢 90°攻角冲蚀和空蚀进行了试验研究 .结果表明 :2 0SiMn钢冲蚀分为孕育期、增重期和稳定期 3个阶段 ;空蚀由孕育期、急剧上升期、衰减期和稳定期 4个阶段组成 ;冲蚀、空蚀裂纹主要沿晶界萌生和扩展 ,失效机制是因局部微区机械力作用造成沿晶断裂和晶内蚀坑 ;晶粒脱落是空蚀的重要失效方式之一 .

“零保温”淬火对20SiMn2MoV钢冲击性能的影响

研究了＂零保温＂淬火对20SiMn2MoV钢冲击性能的影响。实验表明,常规热处理制度下,20SiMn2MoV钢的低温冲击韧度不满足API-8C标准,而＂零保温＂淬火温度为910~950℃时,其冲击韧度及拉伸性能均满足标准要求。＂零保温＂淬火温度为870～950℃时,随淬火温度的升高,20SiMn2MoV钢试样的冲击韧度逐渐升高;与常规的热处理工艺相比,＂零保温＂淬火试样的晶粒度要高出一个等级,这是材料具有优良强韧性的主要原因。

ZG20SiMn铸钢的高周疲劳行为

针对不同应力比下ZG20SiMn铸钢的高周疲劳行为进行了研究,确定了应力比对ZG20SiMn铸钢的高周疲劳寿命和疲劳极限等的影响。研究结果表明,在R=0.5的高应力比下,ZG20SiMn铸钢的疲劳极限明显高于R=0.1下的疲劳极限;在相同的外加应力幅下,当R=0.1时,ZG20SiMn铸钢的疲劳寿命明显高于R=0.5时的疲劳寿命。疲劳断口形貌的扫描电子显微分析结果表明,在不同的疲劳加载条件下,裂纹均以穿晶方式萌生于ZG20SiMn铸钢试样表面,并以穿晶方式扩展。此外,钢中的鱼骨状硫化物夹杂或者呈链状分布的含钼和锰的球状化合物相会显著降低ZG20SiMn铸钢的疲劳寿命。

亚温淬火对20SiMn2MoV钢低温韧度的影响

采用常规热处理工艺和亚温淬火工艺对20SiMn2MoV钢进行热处理,以研究亚温淬火对20SiMn2MoV钢低温韧度的影响。研究结果表明,亚温淬火工艺可使20SiMn2MoV钢获得板条马氏体+针状铁素体的组织,能有效地提高其低温韧度;亚温淬火温度在800～840℃时,随着淬火温度的升高,铁素体的形态由块状变为针状,材料的低温韧度得到提高;常规热处理工艺试样的低温韧度不满足API 8C标准要求,而采用预备热处理为900℃淬火、最终热处理为840℃淬火+200℃回火的亚温淬火工艺,可使材料的低温冲击韧度和拉伸性能均满足API 8C标准要求。

20SiMn2MoVA钢冲击性能偏低的原因

采用光学显微镜、扫描电镜、透射电镜和电子探针等分析了20SiMn2MoVA钢冲击性能明显偏低的原因,并提出了改进措施。结果表明:该钢经淬火、低温回火后钢中化学成分出现偏析,继而产生较多非马氏体组织及析出碳化物是造成该钢冲击性能偏低的主要原因;适当提高其淬火温度和冷却速率可以降低钢中非马氏体的含量,改善冲击性能,对不合格产品进行修复。

脱氧工艺对U20Mn2SiCrNiMo钢中夹杂物的影响

研究了实际生产中脱氧剂硅钙钡的加入量及加入时间对U20Mn2SiCrNiMo钢中夹杂物的影响。研究结果表明,虽然试验炉次硅钙钡脱氧剂加入量较原工艺减少180 kg,但是调整其加入工艺,试验炉次终点钢中总氧量基本保持不变。精炼后期钢水发生增氧及增氮现象,表明钢水发生了二次氧化。应适当降低VD破空后软吹气体流量,加强中间包保护浇铸,防止钢液裸露造成二次氧化。减少硅钙钡的加入量后,精炼渣碱度及Al_(2)O_(3)质量分数较原工艺有所降低,VD精炼后夹杂物的平均尺寸较原工艺有所降低,夹杂物平均成分发生了较大变化,CaO质量分数降低,SiO_(2)质量分数升高,Al_(2)O_(3)质量分数降低,MgO质量分数升高,在相图中夹杂物平均成分朝高熔点区移动,更有利于夹杂物上浮去除。

20SiMn2MoVA钢氢脆断口的分析及消除

针对 2 0SiMn2MoVA高强钢拉伸试验中断面收缩率低的情况 ,利用扫描电镜和能谱仪等手段对拉伸试样断口进行了分析。试验结果表明 ,出现在 2 0SiMn2MoVA高强钢拉伸试样断口表面上的圆形白亮斑点是一种氢致缺陷。它是在氢和拉伸应力共同作用下 ,在应变过程中形成的一种独特断裂面 ,也是引起钢材断面收缩率低的主要原因。通过采用低温去氢处理后 ,钢材的断面收缩率得到明显恢复 。

回火对20SiMn3NiA钢组织和力学性能的影响

研究了20SiMn3NiA钢860℃正火,900℃40 min油淬,180～650℃90～150 min回火的组织和力学性能。结果表明,该钢较佳的回火温度为200～250℃,230℃回火后得到板条马氏体、细棒状碳化物析出相和残余奥氏体,在250℃回火时该钢的抗拉强度(R_m)超过1 500 MPa,冲击韧性(A_(KY))超过80 J,有较好的强韧性匹配。20SiMn3NiA钢在320℃中温回火时,碳化物析出相呈连续的片状分布,使得该钢的冲击韧性值很低,当在320～600℃区间回火时,20SiMn3NiA钢具有明显的回火脆性。

20SiMn水轮机顶盖铸钢件断裂原因分析

对重约 10t的水轮机顶盖铸钢件的断裂事故进行分析 ,从铸钢件本体断裂部位取料制样 ,通过成分分析、拉伸和冲击试验、脆性转变温度测定、显微组织观察和扫描电子显微镜微观断口分析 ,确定了裂纹萌生的位置、扩展过程和微观断裂机制 ,评定了顶盖铸钢件的冶金质量、铸造及热处理工艺 ,解释了断面的各种特征。指出 :在高的内应力作用下 ,由冒口缺陷处萌生裂纹 ,导致顶盖发生冷脆断裂。提出了改进措施保证了新顶盖的浇铸成功。

油田20号钢弯头的失效原因

通过理化性能检测、组织分析、腐蚀形貌、产物膜分析、流体和冲刷腐蚀数值模拟等手段,并结合现场服役工况,系统分析了某油田20号钢弯头短期内3次腐蚀穿孔的原因。结果表明:CO_(2)吞吐过程导致弯头部位出现CO_(2)腐蚀,生成的腐蚀产物膜疏松多孔,同时介质中固体颗粒的存在导致弯头外弧侧出现冲刷腐蚀。在CO_(2)腐蚀和冲刷腐蚀的共同作用下,弯头外弧侧FeCO3产物膜破坏,金属基体裸露,外弧侧壁厚迅速减薄最终发生穿孔。最后,给出了避免或减缓此类弯头失效的建议。

20钢在油气田中CO_(2)与H_(2)S共存环境下的腐蚀行为及机理

利用高温高压动态反应釜模拟油气田CO_(2)和H_(2)S共存环境的实际工况,通过腐蚀试验分析了20钢在不同CO_(2)分压(0.01,0.05,0.21,0.50 MPa)和H_(2)S分压(0.0003,0.003,0.01,0.05 MPa)下的腐蚀行为以及CO_(2)和H_(2)S分压对均匀腐蚀和点蚀的影响程度。结果表明:在H_(2)S分压为0.003 MPa条件下,当CO_(2)分压为0.01,0.05 MPa时,20钢主要发生均匀腐蚀,随着CO_(2)分压的继续增大,点蚀越来越严重;在CO_(2)分压为0.05 MPa条件下,当H_(2)S分压为0.0003 MPa时,20钢表面腐蚀轻微,随着H_(2)S分压的增大,腐蚀加剧,但仍主要发生均匀腐蚀;H_(2)S和CO_(2)分压对20钢的均匀腐蚀速率和点蚀速率均具有十分显著的影响,H_(2)S分压对均匀腐蚀的影响程度较大,而CO_(2)分压对点蚀的影响程度较大。

20Cr2Ni4A钢的高温热变形行为及热加工图

利用热模拟试验机,在变形温度800~1050℃、应变速率0.01~5 s^(-1)条件下对20Cr2Ni4A钢进行单道次热压缩试验,对获得的真应力-真应变曲线进行摩擦修正,根据摩擦修正后的曲线,分析了其高温热变形行为,构建了热变形本构模型,绘制了热加工图。结果表明:通过摩擦修正计算得到的流变应力小于实测应力,二者差距随应变增加而增大;当变形温度为850~1050℃,应变速率为0.01~0.1 s^(-1)时,试验钢在热压缩过程中的动态再结晶较明显;构建的热变形本构模型能够很好地预测试验钢在高温变形时的峰值应力,预测值与实测值的平均相对误差在3.44%;由建立的热加工图结合显微组织,得出试验钢适宜的热变形工艺参数为变形温度875~925℃、应变速率0.01~0.02 s^(-1)和变形温度925~1050℃、应变速率0.01~1 s^(-1)。

残留奥氏体含量对20SiMn2MoV钢强韧性的影响

采用新型Q-P-T（淬火-碳分配-回火）工艺对20SiMn2MoV钢进行热处理，通过改变淬火介质温度（QT）和碳分配＋回火时间（PT＋TT），改变其组织，旨在提高钢的强韧性。利用扫描电镜（SEM）、X射线衍射仪（XRD）和力学性能测试等手段，研究了新型Q-P-T工艺对20SiMn2MoV钢、微观组织及其对力学性能的影响。结果表明，20SiMn2MoV钢经Q-P-T工艺处理获得了板条马氏体＋含量较多的残留奥氏体，残留奥氏体含量为8％～11％；试样拉断后，测量试样中残留奥氏体的体积分数变化，显示了残留奥氏体量明显减少。通过对比应力-应变曲线发现，在缩颈前试样曲线斜率发生了明显变化．因此，20SiMn2MoV钢在拉伸过程中表现出明显的相变诱发塑性（TRIP）效应；淬火介质温度为110℃，碳分配90s时。钢的抗拉强度为1331MPa，伸长率达23．0％，强塑积为30613MPa％，具有优良的强韧性匹配．强韧性得到提高。