铸态30CrMnSiNi2A钢的热变形行为与热加工图

目的研究铸态30CrMnSiNi2A钢的热变形行为,并建立热加工图评估出合适的热变形参数。方法在变形温度900~1200℃和应变速率0.01~10 s^(−1)条件下开展热压缩实验,分别构建应变0.2、0.4、0.6、0.8下的热加工图,结合扫描电镜对变形后的微观组织进行分析。结果30CrMnSiNi2A钢在压缩过程中真应力的变化是加工硬化和动态软化协同作用的结果;在低应变速率时(0.01、0.1 s^(−1)),流动曲线在应力值达到峰值应力(σp)后都表现出流动软化现象,而在高应变速率下流动曲线则表现出连续的加工硬化现象。结论根据变形试样的微观组织和塑性流动是否稳定,可将热加工图分为3个区:流动失稳区、不完全动态再结晶区、完全动态再结晶区,在完全动态再结晶区内的晶粒细小均匀,所以将变形温度1100~1180℃、应变速率0.01~0.5 s^(−1)确定为适合于30CrMnSiNi2A钢的加工窗口。

30CrMnSiNi2A管材补焊件疲劳失效行为模拟

为了探究补焊次数对30CrMnSiNi2A管材焊接接头疲劳寿命的影响,运用有限元模拟软件Ansys Workbench以及疲劳分析软件Ansys nCodeDesign Life,基于焊接件实际形状尺寸建立管材补焊试件模型,并对其疲劳寿命进行了模拟计算。结果表明,补焊热影响区的力学性能随着补焊次数的增加而下降,疲劳寿命也随之降低;应力、应变集中主要出现在补焊热影响区,除第一次补焊外,其余补焊次数下的焊件疲劳失效起始位置均在补焊热影响区。

火箭橇滑靴用30CrMnSiNi2A钢的静、动态力学行为

30CrMnSiNi2A钢因其良好的塑性、韧性及抗冲击性能,已作为滑靴材料应用于高超声速火箭橇试验中。获得30CrMnSiNi2A钢宽温度域、宽应变速率范围内的本构模型是基于数值方法开展火箭橇刨削问题研究的必要条件。通过准静态压缩实验和动态冲击实验研究了30CrMnSiNi2A钢在25~800℃温度区间、0.0005~10000 s^(-1)应变速率范围内的静、动态力学性能,分析了应变速率和温度对30CrMnSiNi2A钢流动行为的影响,讨论了该材料的应变速率敏感性和温度敏感性,并进一步利用准静态压缩实验数据与动态冲击实验数据,建立了能够考虑应变速率和温度效应的Johnson-Cook本构模型。结果表明:30CrMnSiNi2A钢的极限抗压强度并非单一地随应变速率的变化而变化,并且应变速率对极限抗压强度的影响不大;不管是承受准静态压缩还是动态冲击,30CrMnSiNi2A钢均表现出较强的热软化效应,温度敏感系数随着温度的升高而升高;Johnson-Cook本构模型能够有效预测出不同温度、不同应变速率条件下30CrMnSiNi2A钢的真实响应行为。

30CrMnSiNi2A钢起落架激光熔覆修复失效机理

【目的】通过对30CrMnSiNi2A钢起落架激光熔覆修复后表面镀Cr、除氢处理开裂现象进行分析,研究了其失效机理。【方法】利用体视镜、扫描电镜、能谱分析及金相组织分析对失效件的外观、断口宏微观组织形貌观察,同时对比检测了基体及熔覆区硬度和熔覆区氢含量。【结果】结果表明,外筒熔覆层形态均匀、材料致密,近内壁的断面微观棱线非常明显,低倍呈羽毛状,高倍呈解理断裂特征;靠近外壁的断面低倍呈颗粒状,高倍以沿晶断裂特征为主、穿晶解理断裂为辅,晶粒表面可见典型的鸡爪痕特征,且整个断面上未见明显污染物。外筒由内向外的径向硬度梯度呈现先下降再升高,逐渐稳定的趋势,且氢含量波动较大,最高达到4×10^(−6)。【结论】外筒修复区的裂纹为氢致脆性裂纹,氢致脆性裂纹主要与内壁熔覆区在电镀过程中氢脆敏感性大有关。

某30CrMnSiNi2A肩轴热处理质量控制

对某30CrMnSiNi2A肩轴零件的热处理工艺进行分析,采取真空油冷淬火代替以往的硝盐等温淬火,并结合生产中出现的问题,针对性的采取改进措施。通过热处理前增加去应力回火、淬火油温加热到50~90℃和不搅拌冷却,减少了肩轴的热处理变形;采用压力可控的压力机,明确了对变形肩轴的热校规范,避免了反复校正;通过在肩轴零件上切取硬度测量试样,避免因肩轴尺寸过大引起的操作不当导致硬度测量值不准确的问题,确保了肩轴零件热处理质量的稳定性。

超声冲击对30CrMnSiNi2A钢补焊接头显微组织和性能的影响

对30CrMnSiNi2A钢3次补焊接头焊趾区域进行超声冲击处理,通过组织观察、拉伸试验、硬度测试和残余应力测试等方法研究了超声冲击对补焊接头显微组织、力学性能和残余应力的影响。结果表明:超声冲击使得在距离补焊接头表面约100μm区域产生晶粒细化和塑性变形;由于超声冲击影响层的厚度与补焊件相比较小,因此超声冲击对补焊接头拉伸性能的影响不大;超声冲击使得补焊接头表面的显微硬度显著提高,这与补焊接头表面产生的晶粒细化和位错运动阻力增大有关;超声冲击可将补焊接头在多次补焊过程中累积的残余拉应力转化为残余压应力。

多次补焊对30CrMnSiNi2A电子束焊接头力学性能的影响

研究了多次补焊对30CrMnSiNi2A超高强度钢电子束焊接头力学性能的影响。通过对不同补焊次数的焊缝接头进行分层拉伸试验和冲击试验,研究了电子束补焊技术修复焊缝的可行性。试验结果表明:随着电子束焊补焊次数的增加,试板焊接残余角变形量单调增大,补焊1次、2次和3次的角变形量分别约为2.1°,4.0°和5.5°;多次补焊对接头的抗拉强度影响较小,不同补焊次数下强度变化幅度不超过1.5%,但随着电子束焊补焊次数的增加,接头整体塑性下降,接头冲击韧性单调降低。本文结果对30CrMnSiNi2A超高强度钢结构焊接生产具有指导意义。

30CrMnSiNi2A钢电子束焊接接头的应力腐蚀特性研究

研究了在腐蚀介质为3.5wt%的NaCl溶液及恒温(35±1)℃条件下,不同初始弹性应力状态下28 mm厚30CrMnSiNi2A超高强钢电子束焊接接头及母材的应力腐蚀情况,采用电镜观察分析了接头和母材的应力腐蚀形貌及应力腐蚀开裂特征,同时计算分析了接头和母材的应力腐蚀速率。结果表明,当初始弹性应力分别为屈服强度的75%、80%和85%时,试样经过672 h的应力腐蚀后,试样表面均出现了黑色的腐蚀产物及腐蚀产物剥落现象,试样的腐蚀情况与初始施加应力水平呈一定的正相关关系。相同载荷水平条件下,接头的耐腐蚀性能要弱于母材。接头试样应力腐蚀开裂后最大的裂纹宽度分别为1.89、3.54和6.84μm;接头试样应力腐蚀速率的平均值分别为1.361、1.536和1.892mm/a。接头母材区、热影响区和焊缝区各区域的显微组织差异较小,均为回火马氏体。

冷拔变形量对30CrMnSiNi2A六角材晶粒度及脱碳判定的影响

分析30CrMnSiNi2A钢冷拔六角材总脱碳不合原因,结果表明:当冷拔一次拔制变形量处于临界变形区间时,经690℃退火后冷变形区域晶粒较为粗大,影响总脱碳判定。当冷拔一次拔制变形量在21%~30%时,经热处理后冷变形区域再结晶晶粒得到细化。从而消除因变形量处于临界变形区间导致拔制退火后晶粒粗大而影响总脱碳判定准确性。通过生产实践将冷拔一次变形量控制在20%~25%,并降低退火温度到630℃,生产的S22 mm六角材总脱碳满足标准要求,且脱碳层改善效果明显。

飞机起落架30CrMnSiNi2A下扭力臂裂纹分析

飞机起落架30CrMnSiNi2A下扭力臂在使用过程中出现裂纹,影响产品的正常使用。通过宏观形貌观察、SEM观察、金相分析、能谱分析及化学成份分析等方法,对下扭力臂出现裂纹的原因进行分析。结果表明,下扭力臂锻件在锻造过程中的终锻温度偏低和未及时进行去应力回火,导致锻件拐角区域出现裂纹。

多次电镀铬对30CrMnSiNi2A疲劳寿命和氢脆性能的影响

飞机在服役过程中会多次返修,在30CrMnSiNi2A表面进行多次电镀铬处理,因此系统研究多次电镀对30CrMnSiNi2A疲劳寿命和氢脆性能对飞机返修中的零件重复利用有重要的意义。本文对电镀前和多次电镀后的30CrMnSiNi2A进行疲劳寿命、氢脆性能和疲劳断口形貌分析,考察了多次电镀对30CrMnSiNi2A性能的影响。疲劳寿命测试和断口分析表明,一次电镀铬后,30CrMnSiNi2A的疲劳寿命降低60%以上;多次电镀后的试样与一次电镀后的试样的疲劳寿命维持在相同水平。未经电镀的试样断口呈现单一疲劳源的韧性断裂特征,多次电镀后的试验断口呈现多疲劳源的脆性断裂特征。疲劳裂纹主要起源于镀层和材料基体的界面,疲劳寿命降低与镀铬层的特性相关。氢脆实验结果说明多次电镀对30CrMnSiNi2A的氢脆性能无明显影响。

30CrMnSiNi2A钢表面激光熔覆两种高强钢粉末的对比研究

分别在30CrMnSiNi2A钢表面激光熔覆1Cr12Ni2与AM355两种高强钢粉末,制备了熔覆1Cr12Ni2试样与熔覆AM355试样,测定了两种熔覆试样的力学性能,采用金相显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪观察了熔覆试样的组织与断口形貌。结果表明:两种试样的熔覆层均为马氏体组织,但熔覆AM355试样中清晰可见胞状晶组织。熔覆1Cr12Ni2试样的力学性能相对较低,抗拉强度达到1300 MPa,断后伸长率为3%,冲击韧性为27 J/cm^(2)。AM355熔覆层的合金元素含量更多,固溶强化作用更明显,此外奥氏体稳定化元素镍含量更高,奥氏体量较多,塑性与韧性较好,因此熔覆AM355试样具有好的综合力学性能,抗拉强度达到1380 MPa,断后伸长率达到5%,冲击韧性达到55 J/cm^(2)。熔覆AM355试样拉伸断口的熔覆层区域为撕裂型伸长韧窝,冲击断口的熔覆层区域为局部区域起伏的小韧窝形貌,显示出了更好的塑韧性。

30CrMnSiNi2A钢真空等温淬火工艺研究

通过对材料进行真空等温淬火和盐浴等温淬火系列对比试验,研究了等温温度对30CrMnSiNi2A钢的表观质量、金相组织和力学性能的影响,获得了30CrMnSiNi2A钢真空等温淬火的工艺参数。

超高强度钢30CrMnSiNi2A动态力学性能实验研究

运用SHPB实验研究超高强度钢30CrMnSiNi2A在应变率500-5000s^-1时的应力应变关系，并对典型试样进行了金相观察．实验得到30CrMnSiNi2A钢的屈服强度随着应变率的增加从1655MPa增加到1908MPa．基于试样金相和断口分析，30CrMnSiNi2A钢在高应变率冲击加载条件下产生了韧窝型沿晶断裂，导致材料宏观上表现为剪切破坏．结合准静态实验数据，确定了30CrMnSiNi2A钢的Johnson-Cook本构模型的材料参数．

30CrMnSiNi2A钢焊接接头热处理后的组织与性能

研究了 30CrMnSiNi2A钢电子束焊接接头热处理后的组织和性能。试验结果表明 ,该钢电子束焊接接头焊缝为典型的粗大针状马氏体加残余奥氏体组织 ,HAZ(热影响区 )为中温组织 ;经过 90 0℃油淬加低温回火处理后 ,焊缝和热影响区组织转变为回火马氏体和残余奥氏体。焊态下 ,由于母材的强度较低 ,此种电子束焊接接头的拉伸试验断裂部位均在母材 ;经过上述热处理 ,母材的强度有了大幅度的提高 ,焊缝的强度虽然稍有降低 ,但伸长率提高了将近 1倍 ,获得了良好的综合力学性能。但上述热处理后 ,焊缝和热影响区的冲击韧度和断裂韧度值较低 ,这主要是因为中碳马氏体中含碳量略高造成的。焊缝由于组织细小且均匀 ,与热影响区相比 。

表面完整性对30CrMnSiNi2A钢疲劳极限的影响

采用喷丸强化和振动冲击强化两种表面形变强化方法改变 30CrMnSiNi2A钢的表面完整性 ,用升降法测定了 10 7循环周次下光滑试样的疲劳极限。试验结果表明 ,振动强化使疲劳极限提高 11% ,喷丸强化使疲劳极限提高 16 %。

腐蚀对30CrMnSiNi2A钢结构疲劳寿命的影响

采用周期浸润加速腐蚀试验与疲劳试验相结合的方法,研究了腐蚀及腐蚀与疲劳交替作用对某型飞机30CrMnSiN i2A机翼主梁疲劳寿命的影响。结果表明,腐蚀环境的影响会引起30CrMnSiN i2A高强度结构钢的疲劳寿命明显降低。与未腐蚀状态相比,预腐蚀5、10、15天后,某型飞机机翼主梁模拟件的平均疲劳寿命分别下降了17.3%、20.5%、33.2%;而在腐蚀与疲劳交替作用下,其平均疲劳寿命下降了22.8%。在给定的腐蚀环境和疲劳载荷谱作用下,平均疲劳寿命N50随预腐蚀时间t的变化可以用N50=1044.541-219.978t描述。

30CrMnSiNi2A钢在模拟油箱积水环境中的腐蚀行为研究

通过分析探讨腐蚀面积、腐蚀失重速率、模拟油箱积水中的溶解氧含量和pH值、材料表面腐蚀电位等变化,研究了30CrMnSiNi2A高强钢在模拟油箱积水环境中的腐蚀行为。研究发现:30CrMnSiNi2A高强钢在模拟油箱积水中的腐蚀可分为三个阶段:快速腐蚀阶段(0～24h),腐蚀面积小,腐蚀速率快;中速腐蚀阶段(24～168h),腐蚀面积大,腐蚀速率相对减慢;慢速腐蚀阶段(168～480h),发生全面腐蚀,腐蚀产物的大面积覆盖使得腐蚀速率缓慢。随着腐蚀的进行,模拟油箱积水中的溶解氧含量从开始的逐渐减少到保持稳定;pH值从开始的迅速增大到小幅度波动变化;腐蚀电位在整个腐蚀过程中呈指数函数递减变化。另外,电化学交流阻抗谱和Tafel极化曲线测试结果表明,30CrMnSiNi2A钢在三个特征pH值处的腐蚀速率快慢为V4.2>V4.8>V5.2。

表面加工对30CrMnSiNi2A钢疲劳性能的影响

对 30CrMnSiNi2A钢采用粗磨削、精磨削、振动光饰、振动强化和喷丸强化等不同的表面加工方式获得了不同的表面状态 ,研究了不同表面加工条件下的表面粗糙度、表面残余应力对其疲劳性能的影响。结果表明 ,30CrMnSiNi2A钢的疲劳性能对表面状态敏感 ,其中喷丸强化可使疲劳寿命在相同的应力 (90 0MPa)条件下由粗磨削的 3 16× 10 3循环周次提高到 3 31× 10

热处理对30CrMnSiNi2A钢力学性能的影响

研究了热处理对 3 0 Cr Mn Si Ni2 A钢性能的影响。试验结果表明 :该钢的最佳热处理制度为 890℃或90 0℃保温 2 0～ 45 m in油冷 ,然后 2 60～ 3 0 0℃回火 2 .5 h。经该热处理制度处理的钢具有较好的强度和韧性配合。在 3 5 0～ 5 5 0℃温度区间回火时 ,该钢出现了明显的回火脆性。冲击韧性的降低是片状渗碳体的析出造成的。 60 0℃以上回火时马氏体边界的渗碳体开始聚集和球化 。