多相催化剂的MOVS制备方法

介绍了非均相催化剂的ＭＯＶＳ制备方法．以该法制得的ＭｏＯ３催化剂在甲醇选择氧化制甲醛、ＣＯ加氢制高级醇和喹啉加氢脱氮中均显示出比常规催化剂更为优异的催化性能，并探讨了ＭＯＶＳ催化剂的内在特性与催化性能的关系．

塑料压花辊模具的加工工艺研究

通过分析塑料压花辊模具的加工工艺和优化切削加工参数,选用五轴数控机床完成模具的数控加工实践,有效解决塑料压花辊模具凹模型高硬度难加工问题。经过塑料压花辊模具现场使用验收,尺寸精度与表面粗糙度均达到使用性能要求,验证了模具数控加工工艺的合理性。塑料压花辊模具的加工工艺对类似辊类模具的加工具有一定的借鉴指导意义。

锅炉扁钢用免退火12Cr1MoV盘条控轧控冷工艺优化

为开发免球化退火扁钢用12Cr1MoV热轧盘条,基于形变诱导相变机理,采用830℃终轧温度和800℃的吐丝温度。通过抑制形变奥氏体晶粒回复和再结晶过程增加形变储能,促进奥氏体分解为铁素体和珠光体组织。同时配合轧后风冷辊道速度调节,实现分段控制冷却,延长盘条在630~750℃区间停留时间,可完全消除盘条中马氏体和贝氏体组织。试验结果为:热轧盘条抗拉强度从576 MPa降至520 MPa,断面收缩率从66%提高至74%,淬火组织的消除使盘条变形能力明显优化,避免少量或极少量马氏体组织无法协同变形而产生的心部孔洞或拉拔断裂,经用户多规格批量使用,未发生塑性开裂问题。

12Cr1MoV钢过热器管开裂原因

某公司服役的12Cr1MoV钢过热器管在较短的时间内发生开裂现象,采用宏观观察、化学成分分析、硬度测试、氢气含量分析、扫描电镜分析、金相检验等方法分析其断裂原因。结果表明:由于管坯内部存在原始疏松缺陷,穿孔轧制后缺陷位于钢管内壁;在钢管服役过程中,锅炉气中超标氢分子扩散渗入管壁,在内部缺陷处富集,过热管弯管段存在较大的残余应力,使缺陷处发生氢致应力腐蚀开裂,最终导致过热器管开裂。

12Cr1MoV珠光体耐热钢连续冷却相变研究

采用热膨胀测试仪、激光共聚焦显微镜、显微硬度仪以及扫描电镜等手段,研究了12Cr1MoV珠光体耐热钢连续冷却相变,绘制了实验钢过冷奥氏体连续冷却转变(CCT)曲线,分析了冷却速率对冷却过程相变组织演变规律的影响。结果表明,冷却速率为0.5~30℃/s时,实验钢CCT曲线中会出现铁素体、珠光体、贝氏体以及马氏体四个相变区域。冷却速率为0.5~1℃/s时,转变产物由铁素体和珠光体组成;冷却速率为1.5~10℃/s时,转变产物主要是上贝氏体和铁素体;冷却速率为10~20℃/s,转变产物主要是上贝氏体、下贝氏体以及马氏体混合组织;冷却速率为30℃/s,转变产物主要由马氏体组成。冷却速率为1.5~20℃/s时,过冷奥氏体转变组织出现上贝氏体,会导致材料机械性能下降,容易导致裂纹形成和扩展。基于上述研究结果,提出降低12Cr1MoV钢连铸坯和热轧线下冷速措施,以减少上贝氏体组织,通过调整后棒材表面裂纹得到有效控制。

长时运行过热器12Cr1MoV钢管的内壁氧化层

采用扫描电镜分析、能谱分析、X射线衍射分析、透射电镜分析、X射线光电子能谱分析、力学性能测试等方法对长时运行过热器12Cr1MoV钢管的内壁氧化层进行研究。结果表明:高温服役条件下,12Cr1MoV钢管的晶界析出面心立方结构的Cr23C6碳化物,该碳化物呈弥散分布,使晶界得到强化;钢管基材与内壁氧化层界面未出现明显的分层现象;随着服役时间的延长,晶界Cr23C6碳化物呈链状聚集分布,碳化物逐渐增多,颗粒尺寸逐渐增大,氧化层组织疏松,且与金属基体之间存在明显的分界面。

MoO_3（MOVS）系列催化剂上喹啉的加氯脱氮

将金属氧化物蒸汽合成法（ＭｅｔａｌＯｘｉｄｅＶａｐｏｕｒＳｙｎｔｈｅｓｉｓＭＯＶＳ）制各的Ｎｉ－Ｍｏ（ＭＯＶＳ）－Ｐ／Ａｌ２Ｏ３催化剂用于喹啉的加氧脱氮（ＨＤＮ）。结果表明，与常规方法制备的同类催化剂相比，ＭＯＶＳ催化剂具有较高的ＨＤＮ活性，主要表现在Ｃ－Ｎ键断裂和苯环加氢催化活性的提高。在负载高含量ＭｏＯ３方面，ＭＯＶＳ方法还有待进一步完善。文章还讨论了制备条件（酸度，载体种类等）对催化活性的影响。

长期服役锅炉末级再热器管泄漏分析

某电厂600 MW亚临界机组累计运行14万h后,锅炉末级再热器管发生泄漏。通过宏观观察、金相分析、扫描式电子显微镜(SEM)观察、能谱分析、X射线衍射(XRD)分析、硬度测试、拉伸性能测试等方式,对发生泄漏的末级再热器12Cr1MoV钢管段进行分析。结果表明:发生泄漏的进汽侧12Cr1MoV钢管段已发生明显的组织老化,球化等级为4级,布氏硬度降低至103HBW,屈服强度低于标准值。机组长期运行过程中再热器管内壁的氧化皮发生脱落,使U形弯管的下弯头部位堵塞,从而导致进汽侧直管段发生严重超温。12Cr1MoV材质发生组织老化和性能下降,管内壁氧化皮脱落严重导致壁厚减薄,从而引起爆管泄漏。

壁式再热器裂纹原因分析及应对措施

某电厂壁式再热器在固定/滑动节点位置处12Cr1MoVG管子出现大面积横向微裂纹,对裂纹管段取样进行宏观、成分、力学、金相等分析,并结合机组供热情况、运行工况、结构布置分析壁式再热器裂纹原因。结果表明:壁式再热器滑动节点π型圆钢设计位移余量不足,导致壁式再热器管膨胀受阻,受供热负荷波动、炉膛烟气温度变化等交变荷载作用下,致使壁式再热器固定/滑动节点位置管段产生疲劳裂纹。

高温高压蒸汽系统12Cr1MoV部件材质老化分析及剩余寿命评估

通过试验和理论分析,对高温高压蒸汽系统12Cr1MoV部件材质老化进行分析,并对材质严重老化的部件剩余寿命进行评估,及时掌控高温高压蒸汽系统12Cr1MoV部件的质量情况,采取合理的措施,防止因设备长期带病运行等各种不利因素而引起各类事故,从而提高设备安全运行的可靠性。

1Cr11Ni2W2MoV不锈钢轴承盖表面线性缺陷分析

对多个1Cr11Ni2W2MoV不锈钢轴承盖出现的线性缺陷进行研究,从宏观和微观角度对缺陷进行检测分析,结果表明:轴承盖零件出现的线性缺陷为锻造折叠缺陷,形成原因主要与多火次成形过程中毛坯毛刺被挤入以及捶打位置偏离有关。在此基础上,对锻造折叠的形成机理、危害和预防措施进行相关阐述。

水平集法模拟PCrNi_(3)MoV钢奥氏体晶粒长大组织演变

为了探索PCrNi_(3)MoV钢加热或高温下晶粒长大规律,采用水平集法进行数值模拟,研究其在不同加热条件下的晶粒长大组织演变行为,同时使用Gleeble-1500D热模拟试验机对PCrNi_(3)MoV钢进行1000~1100℃下保温10~2000 s的一系列等温条件下奥氏体晶粒长大试验。采用Burke-Turnbull晶粒长大模型,利用反算法求得材料参数中间变量M_(b)γ_(b)终值在1000℃、1050℃和1100℃时分别为7.51×10^(-6)mm^(2)s^(-1)、2.03×10^(-5)mm^(2)s^(-1)和4.26×10^(-5)mm^(2)s^(-1),时间指数n终值分别为0.5324、0.8026和0.7711,这表明1000℃下晶粒长大趋势显著低于1050℃和1100℃的长大趋势。为了解决n值不一致的问题,改进了Burke-Turnbull晶粒长大模型,改进模型的决定系数R 2为0.9932。采用改进的模型进行水平集法晶粒长大数值模拟,最后分析了水平集法模拟的奥氏体晶粒组织长大规律。结果表明:在2000 s的范围内,1000℃近似长大70%仍然属于细晶、1050℃近似长大500%(1000℃的7倍)、1100℃近似长大600%(1000℃的9倍),后两者属于粗晶,水平集法模拟的晶粒长大结果与试验结果均相吻合。

不同载荷和转速对真空淬火Cr12MoV钢磨损性能的影响

在干摩擦条件下,研究了真空淬火Cr12MoV模具钢在不同载荷和转速情况下的滑动摩擦磨损性能。利用摩擦试验机、电子天平、OM和SEM对试样的摩擦系数、磨损量、显微组织和磨痕形貌进行分析。结果表明:随着载荷增大,试样摩擦系数整体呈先上升后下降趋势,磨损量增加原因为摩擦面黏着撕裂及碳化物硬质颗粒脱落引起;随着转速增大,试样摩擦系数整体呈先上升后下降趋势,磨损量增大原因为摩擦面氧化膜不断形成与剥落引起。低载荷下,试样磨损方式为磨粒磨损,随着载荷增加磨损方式变为磨粒磨损和黏着磨损的混合形式;低转速下,试样磨损方式为磨粒磨损,随着转速增加,试样磨损方式转变为摩擦界面氧化膜不断形成与脱落而引起的剥层磨损。

干式车削不同淬硬状态下Cr12MoV钢表面粗糙度规律分析

为研究干式车削不同淬硬状态的Cr12MoV钢表面粗糙度的规律,首先采用四因素(切削速度v、切削深度a_(p)、走刀量f、硬度H)四水平设计正交试验方案,然后进行车削实验,最后对试验结果进行极差和方差分析,试验结果表明:(1)在影响因素给定的范围内,切削速度v、切削深度a_(p)、走刀量f、工件硬度H等4个因素对粗糙度Ra影响程度由主到次的顺序依次是走刀量f>切削速度v>工件硬度H>切削深度a_(p);(2)以粗糙度最小为优化目标,不同淬硬状态下Cr12MoV钢最优的车削参数为A_(2)B_(3)C_(1),即切削速度v=150 m/min、切削深度a_(p)=0.2 mm、走刀量f=0.05 mm;(3)建立粗糙度预测的指数模型(正交回归法,Orthogonal Regression Methodology)和非线性模型(响应曲面法,Response Surface Methodology),分析并比较可知二次RSM模型预测Cr12MoV淬硬钢车削加工粗糙度的精度比ORM预测模型高。

Cr12MoV钢表面激光熔覆Ni60合金制备无开裂涂层及摩擦磨损性能研究

为了实现损伤Cr12MoV钢激光再制造,采用激光熔覆Ni60合金制备无开裂涂层。利用着色探伤剂、硬度计、光学显微镜(OM)、X射线衍射仪(XRD)和摩擦磨损仪对所制备Ni60合金涂层的表面开裂、硬度、金相组织进行分析,并用摩擦磨损试验机对比研究了Ni60合金涂层和Cr12MoV钢的摩擦磨损性能。结果表明,当Ni60合金涂层长度L≤9 mm时,涂层表面无开裂;当Ni60合金涂层长度L>9 mm时,开裂区出现在母材邻近区,且随着涂层长度增大,开裂区也出现在涂层表面。要抑制激光熔覆过程中Ni60合金近母材区开裂,关键在于减少热输入对母材区的作用时间。最后,通过优选表面硬度相近的Ni60合金涂层和Cr12MoV钢进行摩擦磨损性能测试,发现两者的摩擦系数与耐磨性能相近,可望为损伤Cr12MoV钢激光再制造提供参考。

不同冷却速度下25CrNi2MoV轴承钢的组织与性能

采用Gleeble-3500热模拟试验机、OM、硬度测试、磨损试验等手段,研究了不同冷却速度对25CrNi2MoV轴承钢组织与性能的影响。结果表明:冷却速度在0.2~3.0℃/s范围内,25CrNi2MoV钢组织主要为贝氏体+铁素体,随着冷却速度的升高,25CrNi2MoV钢中铁素体含量逐渐减少,晶粒逐渐细化,其硬度值均在250 HV以下,耐磨性较差。当冷却速度为10℃/s时,25CrNi2MoV钢组织为马氏体和少量贝氏体的混合组织。冷却速度达到30℃/s时,组织中开始生成残余奥氏体。当冷却速度在10~60℃/s范围内,25CrNi2MoV钢的硬度值均在430 HV以上,耐磨性较好。

工艺参数对Cr12MoV表面激光熔覆M2高速钢高硬度涂层的影响

为增强轧辊表面硬度以提升轧辊工作寿命,采用1 kW光纤激光器在Cr12MoV表面制备M2高速钢熔覆层,探索最优激光工艺参数。通过着色探伤剂、X射线衍射仪及显微硬度仪,对不同激光功率和扫描速度下的熔覆层显微组织、成分、物相、硬度进行检测分析。结果表明:激光功率对熔覆层表面成形质量影响较大,扫描速度对其影响不明显;随激光功率增加,熔覆层表面平整度增强,裂纹数量降低,熔覆层组织成分分布越均匀,晶界偏析现象减弱,枝晶组织逐渐粗大,熔覆层显微硬度降低;熔覆层主要由Martensite、Austensite、Fe-Cr、MC、M_(2)C相组成,熔覆层内的组织主要是树枝晶和胞状晶,MC、M_(2)C等硬质相弥散分布在组织内;激光功率为1000 W,扫描速度为180 mm/min时,熔覆层表面无裂纹,最大显微硬度为1092HV_(0.2),是基体的2.63倍,满足工业性能需求。

Cr12MoV钢滚丝轮的失效分析

Cr12MoV钢滚丝轮在使用中发生贯穿性开裂。为揭示滚丝轮开裂的原因,对其进行了宏观检验、化学成分分析、硬度检测、金相检验、断口分析及断口的能谱分析。结果表明:滚丝轮淬火后回火不充分,有尖角状碳化物,具有较高的内应力,韧性较差;滚丝轮的螺纹底部曲率半径过小,是应力集中点。这两方面的因素导致滚丝轮贯穿性开裂。

电脉冲辅助渗氮处理对Cr12MoV钢组织和性能的影响

对Cr12MoV钢进行电脉冲辅助渗氮处理,并对其渗氮层厚度及性能进行了表征与分析。结果表明,电脉冲辅助渗氮处理后,Cr12MoV钢试样表面渗氮层厚度明显增加。当脉冲电压为900 V时,渗氮层厚度随着脉冲频率的增加而增大。当脉冲频率为12 Hz时,Cr12MoV钢的渗氮层厚度由未施加电脉冲处理时的60μm增大到210μm,为常规渗氮处理试样的3.5倍。

32CrNi3MoV厚壁钢管烧蚀影响层组织性能研究

通过X射线衍射(X-ray diffraction,XRD)、扫描电子显微镜(scanning electron microscope,SEM)、电子背散射衍射(electron back-scattered diffraction,EBSD)与显微硬度测试,研究32CrNi3MoV厚壁钢管烧蚀影响层组织性能演变特征。结果表明:烧蚀影响层沿半径向外可分为3层:厚度为2~3μm的奥氏体层、120μm的马氏体层及280μm的基体热影响区。3层之间有明显的平直界面。其中马氏体层又可细分为厚度为45μm的针状马氏体层和厚度为75μm的等轴马氏体层,两者间界面弯曲不明显,表现为一个过渡带。靠近奥氏体的针状马氏体层组织尺寸较大,硬度稍低;等轴状马氏体层硬度沿径向先增后减。在烧蚀影响相变层与原始基体组织间的基体受热回火软化,形成基体热影响层,其硬度沿径向逐渐增高,最终进入原始基体组织(回火索氏体)区,硬度也稳定在其平均水平。