9Cr3W3Co耐热钢锻造工艺数值模拟及实验研究

通过Deform 3D模拟了9Cr3W3Co耐热钢连续多道次锻造工艺,分析了等效应力、等效应变场和温度场的分布规律。基于模拟结果,优化了锻造工艺,并通过Gleeble-3800热模拟试验机对9Cr3W3Co耐热钢进行不同变形参数多道次热压缩实验,分析了不同变形参数下的热变形行为,结合热模拟真应力-真应变曲线和显微组织,验证了模拟的准确性。结果表明,模拟后的优化锻造工艺为应变速率5 s^(-1),变形方式为先大变形后小变形,变形后的坯料心部温度分布均匀,为951~970℃,等效应变分布均匀,为2.15~2.19。当应变速率为5 s^(-1)时,动态再结晶晶粒尺寸随变形温度的升高而变大,采用先大压下量后小压下量的方式,可获得完全再结晶的等轴晶,平均晶粒尺寸为15μm,变形后组织均匀性更好。结合微观组织演变结果分析,模拟实验具有可行性,实验结果与模拟结果基本吻合。

1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢球座模锻成型工艺模拟与试验验证

通过热压缩模拟实验研究了1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢在热变形过程中的动态再结晶行为,通过Deform 3D有限元数值模拟研究了应变速率和坯料尺寸对1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢球座模锻成型工艺的影响。热压缩试验结果表明,1Cr16Co5Ni2MoWVNbN耐热钢发生动态再结晶、混晶现象不明显的临界变形量约为20%,增大应变速率有利于在小变形量下,获得更加均匀的组织。数值模拟结果表明,随着应变速率提高,模锻件最小变形区域的等效应变与等效应力均增加,随着坯料直径增加,模锻件最小变形区的等效应变下降,等效应力先降低后提高。应变速率为0.1 s^(-1)时,坯料直径ϕ60 mm~ϕ65 mm,最小变形区域工程应变可达到20%以上,且具有较好的锻造成型性。根据数值模拟结果,设计了直径ϕ60 mm、高度74 mm的坯料,以0.1 s^(-1)的应变速率进行模锻验证试验,试制出的锻件成型好、组织与硬度均匀,验证了数值模拟结果的合理与可行性。

9Cr-3W-3Co新型马氏体耐热钢焊接接头不同部位的显微组织和力学性能

采用焊条电弧焊(SMAW)对9Cr-3W-3Co新型马氏体耐热钢进行多层多道焊,通过OM,拉伸、冲击和显微硬度测试等试验,分析了焊接接头不同部位的显微组织和力学性能。结果表明,焊接接头上部和中部的焊缝金属主要由晶粒相对粗大的柱状晶和等轴晶组成,下部几乎全部由晶粒细小的等轴晶组成;焊缝上部和中部金属的显微组织为回火马氏体、大量碳化物颗粒和少量块状M-A组元,焊缝下部金属显微组织由回火马氏体、少量针状δ铁素体和弥散分布的碳化物颗粒组成;焊接接头不同部位的显微硬度分布规律基本一致,从母材经热影响区到焊缝,其硬度逐渐升高,下部焊缝金属的平均硬度为HV288,相对最高;焊接接头不同部位的拉伸和冲击性能存在明显差别,下部焊缝金属的抗拉强度最高(平均726.39 MPa),其冲击吸收功(平均23.3 J)高于母材的(20 J);而上部和中部焊缝金属的抗拉强度和冲击吸收功均低于母材的。

Co8W6Mo5Cr4V3粉末高速钢的热变形行为

采用熔炼、电渣重熔和气雾化法制备Co8W6Mo5Cr4V3粉末,再通过热等静压制备Co8W6Mo5Cr4V3粉末高速钢。在不同变形条件下进行热压缩实验,研究粉末高速钢的热变形行为,根据获得的应力-应变曲线,建立热变形本构方程,绘制热加工图。结果表明:Co8W6Mo5Cr4V3粉末高速钢的流变应力随变形温度升高或应变速率减小而减小;通过本构方程预测的流变应力和实验得到的流变应力间的相关系数为0.995,可用此方程对粉末高速钢在不同变形条件下的应力进行预测;根据热加工图,粉末高速钢最优的变形温度为1 100~1 150℃,应变速率为0.1~1.0 s^(-1)。

9Cr3W3Co叶片钢的热变形行为研究

利用Gleeble-3800热力模拟机,在温度950~1150℃,应变速率0.1~10 s^(-1),变形量为70.9%的条件下,对9Cr3W3Co合金进行了单道次热变形实验。为了更好地模拟现场过程,分别采用道次变形量由大到小以及道次变形量由小到大的方案,进行多道次变形过程模拟,应变速率为5.0 s^(-1),总变形量为70.9%。研究了汽轮机叶片用9Cr3W3Co合金动态再结晶行为的变形特点,得到了合金的应力-应变曲线,并利用动态材料模型构建该合金在不同变形条件下的三维热加工图。结果表明,9Cr3W3Co合金的应力-应变曲线表现出应力随变形温度的升高而降低,随应变速率的增大而增大。为准确描述三者间的关系,建立了双曲正弦本构方程,最终得到其热激活能为655.051 kJ/mol,结合微观组织演变的结果分析,得出合金的最佳热加工区域应为:变形温度1050~1150℃,应变速率0.1~1 s^(-1),并且在快锻变形过程中,先大变形后小变形的锻造工艺有利于获得均匀的晶粒尺寸。

9Cr-3W-3Co新型马氏体耐热钢的热加工性能研究

采用Gleeble 3800热模拟试验机,通过高温热拉伸试验,系统研究了9Cr-3W-3Co钢在变形温度为1060~1260℃和应变速率为0.3~10 s-1条件下的热变形行为,并采用OM、SEM和TEM等研究了不同温度下的组织和析出相。结果表明,试验钢在1200℃以上高温塑性差与合金本身熔点较低、晶粒粗大和晶界有P、S、Cu等元素的偏聚有关;在1100~1200℃之间,块状铁素体是影响高温塑性的主要因素。

9Cr3W3Co钢热变形行为研究

基于9Cr3W3Co钢的热压缩试验,获取了该钢种的真实应力应变曲线,探究了变形温度及应变速率对其流变应力及组织演变的影响规律。结果表明:试验钢在变形时的应变速率越小、变形温度越高,对应的流变应力越小,越有助于发生动态再结晶。在此基础上,通过分析峰值应力、应变速率、变形温度之间的关系,拟合出该钢种的本构方程。根据9Cr3W3Co钢的应力应变数据绘制了0.4应变下的热加工图,分析得出在较高变形温度及较低应变速率下,材料的热加工性能较好,为材料热加工工艺制定提供了试验依据。

焊缝填充量对15Cr2Mo1耐热钢焊接修复性能的影响

【目的】15Cr2Mo1钢属于珠光体耐热钢,在电力和石化等领域应用广泛。但是在长期的使用过程中经常会出现某些区域的裂纹等问题。而补焊工艺具有操作难度不高、代价低和复原能力好等优点。该文旨在揭示焊接修补填充量对焊接接头性能的影响。【方法】采用镍基合金焊条对15Cr2Mo1耐热钢进行不同结构类型和不同坡口类型的补焊试验。【结果】研究结果表明,坡口深度为6.5 mm,13 mm和19.5 mm时,补焊接头的补焊区各焊道布置合理且接头各区域均不存在明显缺陷;3种填充量下的补焊区焊缝组织均为奥氏体组织,晶内析出物呈颗粒状;在原始焊缝区和补焊区之间的熔合区发现有宽度约为15μm过渡层,线扫结果表明,大量奥氏体化元素Ni,Cr,Mn进入该区域,使得该区域的淬硬倾向增加。【结论】3种填充量下的补焊接头均能保持较好的强韧匹配。

Ce^(3+)⁃Cr^(3+)共掺杂Ba_(3)Sc_(4)O_(9)荧光材料的发光性能

红光‐近红外光谱技术在医疗领域具有广泛的应用。但对于当下采用蓝光LED激发荧光材料实现红光‐近红外光谱输出的器件结构而言,则普遍存在蓝光过剩的问题。本文提出了通过构筑Ce^(3+)→Cr^(3+)能量传递从而实现抑制器件蓝光输出的策略。以Ba_(3)Sc_(4)O_(9)为研究对象,采用Ce^(3+)/Cr^(3+)共掺杂,研究了其发光性能。结果表明,共掺杂的Ba3Sc4O9∶Ce^(3+)/Cr^(3+)同时具备了红光和近红外光发射能力,发射主峰分别位于585 nm和835 nm;Ce^(3+)→Cr^(3+)能量传递效率达50.92%。所封装的近红外LED器件的蓝光强度下降了78%,而Cr^(3+)的发射强度增至181%。

深冷处理对W9Mo3Cr4V刀具耐磨性能影响的研究

采用微机控制的刀具深冷处理装置对W9Mo3Cr4V高速钢成品刀具进行深冷处理研究。对深冷处理后的刀具和未经深冷处理的刀具在硬度、耐用度及金相显微结构方面进行了实验对比。结果表明 ,深冷处理可以改变高速钢刀具材料的微观组织结构 ,并在一定程度上提高刀具材料的硬度 ,增强刀具材料的耐磨损性能。

9Cr3W3Co钢高温时效脆化现象与改进方法

采用SEM进行显微组织观察,研究导致9Cr3W3Co钢时效脆化的主要因素。采用Thermo-Calc软件,计算平衡态下不同W含量(2.36%,2.63%,2.96%,3.11%,质量分数)的9Cr3W3Co钢中析出相的含量。利用TEM,SAXS和相分析等实验手段研究时效过程中的组织演变。结果表明:9Cr3W3Co钢的冲击韧度在100h时效后的迅速降低是时效过程中大量析出的富W Laves相所造成的。平衡态的Laves相含量主要由钢中的W含量决定。时效8000h后,W含量最低的钢冲击韧度最好,同时其Laves相的尺寸最小,粗化速率最低。通过降低W含量能够抑制9Cr3W3Co钢的时效脆化。

1Cr12Ni3Mo2VN(M152)耐热钢的脆化机制

12%Cr耐热钢的脆化一直是材料研究的热点问题,借助于力学性能测试、金相分析、断口扫描分析以及TEM微观结构分析,研究了1Cr12Ni3Mo2VN(M152)耐热钢在淬火、回火以及时效过程中产生的脆性,结果表明:淬火时的冷却速度对冲击韧性有显著的影响,冷却速度过慢将导致不可逆脆性,其脆化机制是由于缓冷时M23C6碳化物沿原奥氏体晶界连续析出,以及回火时残余奥氏体发生分解导致M2C碳化物沿奥氏体薄膜连续析出,杂质元素的原奥氏体晶界偏聚不是产生脆化的原因,导致不可逆脆化的淬火缓冷通过的温度区间为820℃～660℃;与回火温度有关的脆性有二类:450℃～500℃回火产生的(475脆性),脆化严重,其脆化机制是杂质元素的原奥氏体晶界偏聚和脆性相的析出,去脆化处理可以恢复其韧性;另一类是在约625℃回火产生的,脆化程度较轻;高温回火后缓冷引起的脆化很复杂,杂质元素的晶界偏聚、粗碳化物的析出以及二次淬火均导致回火脆性,通过去脆化处理均可以恢复其韧性。杂质元素的晶界偏聚是脆化的主导机制,二次淬火引起的脆化受环境影响非常大,引起的脆化也非常严重,是产品质量不稳定的主要原因。595℃长期时效脆化主要是由碳化物的析出以及杂质元素的非平衡晶界偏聚引起的,临界时间约为100h,通过去脆化处理可以恢复其部分韧性。

W9Mo3Cr4V钢软氮化及组织性能

对W9Mo3Cr4V钢进行气体软氮化处理,研究氮化处理对钢组织及性能的影响。结果表明:采用甲酰胺为渗剂进行气体软氮化可得到约50μm的致密渗层,可有效提高W9Mo3Cr4V钢的硬度和耐磨性。经软氮化后,钢的表面硬度达到1150 HV0.1,而磨损速率约为3.9 mg/h,为未经软氮化的1/5。

1Cr12Ni3Mo2VN耐热钢淬火工艺研究

利用金相显微镜、扫描电镜和透射电镜等研究了1Cr12Ni3Mo2VN耐热钢的淬火工艺对组织的影响。结果表明,淬火温度1 030℃以上时,奥氏体晶粒显著长大,淬火后获得粗大的马氏体,抗拉强度和冲击韧度都显著降低;残余奥氏体发生热失稳分解是引起试验钢淬火缓冷后冲击韧度显著降低的主要原因。最佳淬火工艺为(1 010~1 030℃)×1 h油冷,试样具有优良的综合力学性能。

W9Mo3Cr4V钢在织针模具中的应用

Cr12MoV模具钢是目前普遍应用的织针模具材料。在冲裁过程中,由Cr12MoV钢制造的模具刃磨寿命低,影响织针的尺寸精度、尺寸一致性以及织针生产成本,相比Cr12MoV模具钢,W9Mo3Cr4V钢热处理后具有更高的硬度和耐磨性,同时具有高热硬性、高淬透性、足够的塑性和韧性。对Cr12MoV钢和W9Mo3Cr4V钢织针模具的磨损量和刃磨寿命进行研究结果表明,W9Mo3Cr4V钢模具比Cr12MoV钢模具的正常磨损阶段更长,模具的平均刃磨寿命可延长40%,具有明显的优越性。

W9Mo3Cr4V钢高温形变与再结晶组织

研究了W9Mo3Cr4V钢高温形变再结晶的各种组织特征。因残留碳化物和动态析出的影响,W9Mo3Cr4V钢高温形变再结晶组织特征与低碳低合金钢对应组织有本质不同。

高温回火对1Cr12Ni3Mo2VN耐热钢力学性能和组织的影响

研究了1Cr12Ni3Mo2VN钢1010℃1 h油冷,2次580～620℃1 h回火空冷后的力学性能和组织。试验结果表明,在620℃回火拉伸试样中,回火马氏体板条界析出大量聚集的粗化的块状M_(23)C_6碳化物,试样塑性变形以孪晶方式进行,塑性较低;580℃回火拉伸试样塑性变形以滑移方式进行,塑性较好。该钢最佳回火工艺为两次580℃1 h空冷。

淬火冷却速度对耐热钢1Cr12Ni3Mo2VN组织和性能的影响

研究了1040℃1h油冷、炉冷(5℃/min)、1℃/min、0.5℃/min冷却后耐热钢1Cr12Ni3Mo2VN的组织和该钢1040℃1h不同冷却速度淬火+565℃2h空冷后的力学性能。试验结果表明,该钢4种冷却速度淬火均可得到马氏体组织,但油冷+回火的A_(KV2)值为156.5 J,而5～0.5℃/min冷却+回火时为40.5～16.5 J。残余奥氏体发生热失稳分解是导致试验钢淬火缓冷后冲击韧性显著下降的主要原因;在淬火缓冷过程中720～820℃这一温度段,由于原奥氏体晶界上碳化物的大量析出,使残余奥氏体中合金元素和碳含量的显著减少,造成淬火组织中的残余奥氏体稳定性大幅度下降。

热处理工艺对1Cr12Ni3Mo2VN耐热钢力学性能的影响

研究了热处理工艺对1Cr12Ni3M02VN钢力学性能的影响。结果表明，淬火温度超过1030℃时．钢的奥氏体晶粒显著长大，导致抗拉强度和冲击韧度都显著降低；淬火加热时间即奥氏体化时间为0．5～1h时，钢的抗拉强度和冲击韧度均明显下降；淬火加热时间超过1h，二者的变化不大。若淬火和回火冷却速度过低，则沿晶界析出碳化物M23C6，从而导致冲击韧度明显下降。

45Cr9Si3热挤压气门盘部裂口分析

某公司使用45Cr9Si3材料采取热挤压工艺生产气门时出现了气门盘部裂口现象。本文通过OM及SEM+EDS等手段对缺陷样品进行分析,以及模拟材料在热挤压过程中的演变过程,分析出缺陷来源于原材料生产过程中的电渣工序,并提出了解决方案。