Cr18Mn18高氮奥氏体不锈钢高温氧化特性

采用X射线衍射(XRD)、扫描电镜(SEM)分析氧化层的成分和相组成,研究了Cr18Mn18高氮奥氏体不锈钢高温氧化行为和氧化动力学。研究表明,Cr18Mn18高氮奥氏体不锈钢氧化速率常数Kp在950、1 050、1 150℃时,分别为3.10×10^(-5) kg^2·m^(-4)·h^(-1),1.85×10^(-4)kg^2·m^(-4)·h^(-1)和3.71×10^(-4)kg^2·m^(-4)·h^(-1),其氧化激活能Q值为113 881J/mol。

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%。

Mn18Cr18N加压冶炼的氮含量精准控制工艺分析与实验

高氮不锈钢中氮含量的精准控制是生产关键控制要素。以Mn18Cr18N高氮钢为研究对象,利用冶金学原理、Factsage热力学软件及热态实验与检测分析等方法,对加压感应熔炼过程钢种成分、温度及氮气压力与氮含量控制的关系进行研究。结果表明,基于理论数据的“成分-温度-压力”关系方程可信度高,3炉实验的氮气压力理论值、预测值与实际控制值吻合度良好。热态实验验证发现,Mn和Cr含量不变时,依靠提高氮分压可以提高钢锭中N含量,但是w[N]达到约1%时,通过提高氮分压增加氮含量的效果降低。Mn或Cr含量低时,可以通过提高氮分压达到提高氮含量的目的。降低钢中C和Si含量有利于钢中高氮含量的合金化及稳定控制。当需要控制Mn18Cr19N钢中的w[N]≥0.8%时,宜控制加压炉熔炼温度在1500~1550℃,氮气压力在0.225~0.325 MPa。

异种不锈钢1Cr18Ni9Ti/Mn-Ni-Cr/1Cr21Ni5Ti钎焊接头的组织和性能

针对液体火箭发动机燃烧室的焊接制造,采用Mn-Ni-Cr箔材钎料对异种不锈钢1Cr18Ni9Ti与1Cr21Ni5Ti进行了钎焊实验,研究了工艺参数对接头微观组织结构的影响规律,揭示了焊缝区缺陷、第二相的形成过程。通过力学性能测试获得了接头组织结构与力学性能的响应关系,确定了钎焊的最佳工艺参数为1190℃、30 min,其爆破压力达到80 MPa。利用SEM、EDS以及EBSD等表征手段对断口形貌进行了分析,研究了不同工艺规范下接头的断裂机理,为不锈钢燃烧室的焊接制造提供了工艺理论基础。

增氮降镍对12Cr18Ni9奥氏体不锈钢耐晶间腐蚀性能的影响

本实验在12Cr18Ni9奥氏体不锈钢的基础上进行增氮降镍,采用不锈钢硫酸——硫酸铜腐蚀试验法对不同氮含量的试验钢种进行晶间腐蚀试验,分析试验钢的金相组织形貌以及晶间腐蚀沟的深度,结果表明,试验钢的晶间腐蚀程度随着氮含量的提高显著降低.

20 t级1Mn18Cr18N高氮钢的冶炼技术研究

1Mn18Cr18N是一种高强度、高抗腐蚀性的不锈钢,通常用于发电机护环上。它的主要成分为18%的锰、18%的铬和0.47%以上的氮。通过1Mn18Cr18N钢中氮的溶解度计算,确定了其成分控制目标。通过氮的合金化方案控制,得到了成分合适的电极;通过在常压100%N_(2)气氛下进行电渣重熔,成功冶炼了一支重量20 t级的1Mn18Cr18N高氮钢电渣锭,该钢锭成分均匀、纯净度良好,N能达到0.65%及以上的良好水平。

热输入对1Cr18Mn8Ni5N奥氏体不锈钢接头热影响区裂纹的影响

进行了1Cr18Mn8Ni5N不锈钢平板对接刚性拘束焊试验,研究焊接热输入对热影响区（HAZ）裂纹的影响,采用SEM、EDS、XRD等分析了接头热影响区显微组织及裂纹特点。结果表明：该钢HAZ组织为单一的奥氏体。热输入为250～290 J/mm时,接头上下表面出现微裂纹;热输入增加至396.7 J/mm则无裂纹。裂纹自紧邻熔合区一侧的HAZ启裂,沿奥氏体晶界扩展,甚至在紧邻HAZ的母材区也分布着裂纹。这是由于接头HAZ显微组织沿厚度方向上存在差异所致。热输入为250～290 J/mm时,接头上部和下部HAZ的晶粒尺寸大于中部的尺寸,且尺寸均匀性差;当热输入为396.7 J/mm时,整个接头HAZ晶粒充分长大,沿厚度方向的晶粒尺寸趋于一致。

冷轧变形量对高氮奥氏体不锈钢Mn17Cr19N0.6组织和性能的影响

对感应炉-电渣重熔冶炼的节镍型高氮奥氏体不锈钢Mn17Cr19N0.6的3mm热轧板进行变形量10%~60%的冷轧及拉伸实验。结合金相组织观察及XRD物相分析,研究高氮奥氏体不锈钢冷变形过程中微观组织变化规律,得出结论:在冷轧过程中,随着变形量的增加,实验钢中晶粒的形状由块状到压扁拉长状,滑移从单滑移为主到交滑移,孪晶最终被分割破碎。实验钢在不同冷轧变形量后的组织均为单一的奥氏体相,并没有出现其他相,实验钢在冷变形过程中没有发生马氏体转变,因此,实验钢在冷轧过程中没有通过相变强化,以形变强化为主,抗拉强度从冷轧变形量为10%时的1045 MPa升高至变形量为60%时的1880 MPa,因此通过冷变形可以制备出不同强度级别且组织为单一奥氏体的特种材料。

45t AOD精炼高氮奥氏体不锈钢10Cr21Mn16NiN的工艺实践

冶炼高氮不锈钢10Cr21Mn16NiN（/％：0.03 ～0.13C,0.30 ～0.60Si,15.0～ 17.0Mn,≤0.045P,≤0.030S,21.0 ～22.0Cr,1.0 ～ 1.8Ni,0.40 ～0.65N） EAF粗炼钢水主要成分为2.20％C,21.32％Cr.AOD精炼时,采用顶吹和底侧吹氧氮进行脱碳,加入锰铁和镍铁,并加入石灰脱硫,用硅铁还原后再用铝和硅钙粉进行深脱氧;使用金属锰进行锰合金化后钢中Mn含量达16％;在钢水量为45.2 ～46.0 t时,AOD出钢时钢中氮含量为0.49％～0.54％,在出钢过程加入1.34～1.67t氮化锰后钢中氮含量为0.64％ ～0.65％,氮的收得率可达42.1％～50.2％.

06Cr18Ni5Mn7Cu3N奥氏体不锈钢带脱皮缺陷的成因分析及预防工艺措施

2.5mm热轧06Cr18Ni5Mn7Cu3N奥氏体不锈钢带的生产流程为70 t EAF-70 t底吹GOR转炉-LF-180mm×1 240 mm板坯CC-热轧工艺.酸洗后2.5 mm热轧带距边部约30 mm处出现宽度≤20 mm,深≤0.06 mm的脱皮缺陷.分析表明,由于在热轧加热过程中加热温度过高（1 200～1 260℃）,以及加热时间过长（超过210 min）使得富铜相在晶界处大量析出致使在热轧过程形成脱皮缺陷.通过将加热温度调整为1200～1240℃,加热时间为150～210 min后,产生脱皮缺陷的带材由7％降至0.5％以下,产品质量得到了显著的提升.

1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢锻件高温高载荷下断裂

1Cr18Ni9Ti 奥氏体不锈钢锻件长期在高温高载荷下服役后发生断裂。对断口进行了宏观、低倍、OM 及SEM 检验,分析了在长期服役过程中锻件内部析出物的析出和重溶规律,对断裂机理进行深入探讨,创造性地提出了锻件的断裂原因。结果表明:在长期服役过程中晶界处不断积累的σ 脆性相是锻件断裂的根本原因,并针对性地提出了预防措施。

底吹氮气冶炼高氮不锈钢的应用研究

根据对高氮不锈钢冶炼设备和工艺、氮气在高温高压下溶入钢液中的方式和特点,以及底吹增氮的优势的分析,在实验室通过300 g钢水底吹异型坩埚在0.5～1.5 MPa,氮气底吹流量0.14～0.24 m^3/h,1820～1910 K下对高氮不锈钢Cr18Mn18N(/%:0.17C、18.00Cr、18.09Mn、0.25Si、0.010S、0.020P、1.07N)进行增氮试验。结果表明,在1.5 MPa、1890 K,0.15 m^3/h底吹氮气流量下,当底吹时间20～30 min氮含量趋于饱和,可快速冶炼出氮含量≥1.0%高氮不锈钢,具有良好的工艺效果。

奥氏体不锈钢循环离子氮氧共渗工艺研究

对0Cr18Ni9奥氏体不锈钢进行氮氧共渗循环离子渗氮试验,并和常规离子渗氮进行对比。利用光学显微镜、显微硬度计、XRD及磨损仪对渗氮层进行分析。结果表明,氮氧共渗循环离子渗氮比常规离子渗氮的渗氮速度快,渗层比常规离子渗氮厚;表面硬度为920 HV0.05(比常规离子渗氮高20 HV0.05),硬度梯度平缓;渗层中的ε相减少,γ′相增多;且渗层中的微量Fe3O4降低了表面摩擦系数,使工件经氮氧共渗循环离子渗氮后获得更高耐磨性。

1Mn18Cr18N钢无磁性护环锻件的试制

1Mn18Cr18N钢系无磁性高锰奥氏体不锈钢，该钢种合金含量高，可锻温度区间窄，在锻造过程中易出现表面裂纹。采用电炉冶炼、电渣重熔工艺获得优质钢锭。锻造加热温度为1190—1210％，终锻温度在900℃以上。多火次，小压下量锻造，把表面裂纹减轻到最低程度。固溶处理后生产出了满足用户需求的护环锻件。

奥氏体不锈钢磨损腐蚀复合改性技术

介绍等离子体基低能氮离子注入、即等离子体源离子渗氮奥氏体不锈钢低温、低压改性技术。等离子体源离子渗氮1Cr18Ni9Ti,AISI316不锈钢具有耐磨损腐蚀复合改性作用,解决了这类不锈钢表面改性的难题。

含N量对Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的析出行为及力学性能的影响

采用JmatPro软件、OM、SEM和TEM等方法研究了不同含N量的Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的析出行为及其对力学性能的影响。结果表明:析出物主要为六方结构的Cr_2N和少量M_(23)C_6,其中氮化物Cr_2N优先沿着晶界析出,随后以不连续胞状方式向奥氏体晶粒内部生长。随着N含量的增加,Cr_2N氮化物的析出变得更加敏感,当N含量为0.7%时,Cr_2N氮化物的最敏感析出温度为750℃,孕育期仅为10 min;而碳化物M_(23)C_6主要以颗粒状形式形成在奥氏体晶界上,与相邻的奥氏体晶粒保持相同的位向关系。力学性能测试结果表明,Cr_2N氮化物的析出对Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的强度有较小的影响,但对于塑性却有强烈的恶化作用。时效后Cr_2N的析出导致伸长率和断面收缩率明显降低,伸长率从52.9%降低到27.7%,断裂模式也随着Cr_2N氮化物数量的增加从韧性断裂转变为脆性的沿晶断裂和穿晶断裂。TEM分析表明,固溶态试样在拉伸变形过程中通过滑移和孪生方式协调变形,呈现了良好的塑性变形能力。而时效后,位错通过滑移和繁殖最终堆积在Cr_2N片层之间和颗粒状M_(23)C_6周围,降低了Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的塑性变形能力。

Mn18Cr18N奥氏体不锈钢平衡凝固过程中的相变与析出行为

借助Thermo-calc软件对Mn18Cr18N奥氏体不锈钢所属的Fe-(16~19)Cr-(16~19)Mn-(0.4~0.7)N-(0.04~0.1)C-(0.1~0.4)Si-(0.1~0.4)Ni多元体系在凝固过程中的相变及析出行为进行了研究。采用Thermo-calc中TCFE9数据库对该体系的垂直截面图进行计算,分析了不同组元对凝固和冷却过程中相变的影响,并得到了Mn18Cr18N奥氏体不锈钢的平衡凝固相变路径图。结果表明:C、N、Si和Ni含量的提高可扩大γ奥氏体区,Cr和Mn具有稳定铁素体作用。平衡凝固相变路径与M23C6相析出温度主要取决于C含量;Cr2N相析出温度主要取决于N含量;σ相析出温度主要受Cr含量影响。

太钢成功开发Mn18Cr18N不锈钢实现国内零的突破

2008年1月2日，太钢成功开发出发电机护环用不锈钢Mn18Cr18N锻件，经系统测试，各项性能指标均达到进口产品水平，实现了国内大于6000ppm超高氮不锈钢开发零的突破。

太钢成功开发Mn18Cr18N不锈钢实现国内零的突破

2008年1月2日，太钢成功开发出发电机护环用不锈钢Mn18Cr18N锻件，经系统测试，各项性能指标均达到进口产品水平，实现了国内大于6000ppm超高氮不锈钢开发零的突破。

护环用1Mn18Cr18N钢的组织和性能

借助金相显微镜及高分辨扫描电镜等试验手段,研究了不同加热拆卸温度对1Mn18Cr18N奥氏体不锈钢组织和性能的影响规律。结果表明:随加热温度的提高,晶粒内部滑移线变少,在500℃至600℃晶界及滑移线析出相由点状或链状向半网状或全网状析出;析出物的产生对1Mn18Cr18N钢的力学性能影响显著,当加热温度提高到500℃(550℃),析出相弥散分布对冲击(拉伸)性能起到一定的强化作用,当加热温度提高到600℃,全网状析出相使晶界弱化造成1Mn18Cr18N钢的拉伸及冲击性能急剧下降。断口分析表明,随加热温度的提高,1Mn18Cr18N钢断裂形式由韧性断裂向准解理断裂和脆性断裂形式转变。