40Cr钢棒材剪切开裂原因

某公司生产的40Cr钢棒材在冷剪切下料过程中发生开裂。采用宏观观察、化学成分分析、扫描电镜分析、金相检验等方法分析了该棒材开裂的原因。结果表明:棒材表面局部存在加工硬化层,导致棒材发生了剪切开裂;加工硬化层的产生原因是棒材在精整过程中,矫直及砂轮扒皮工艺不当。

热连轧粗轧辊磨损的有限元数值模拟和工艺优化

针对轧钢厂GCr15轴承钢240mm×240mm方坯粗轧阶段轧辊磨损较严重的情况,采用Archard磨损数学模型模拟分析了轧件压下量、轧辊硬度、热传导系数及摩擦因子在一道次成形后对轧辊磨损规律的影响。模拟结果表明,轧辊硬度越高,轧辊抗磨损能力越强;热传导系数对轧辊磨损的影响较小;当摩擦因子f>0.25时,其摩擦因子对轧辊磨损量变化明显;当轧件压下量在从<50 mm时,轧件压下量对轧辊的磨损量影响显著。根据所得结果,结合现场轧制工艺和轧辊材质,将使用的球墨铸铁Ⅰ轧辊[抗拉强度≥400 MPa,硬度HRC值40,热传导系数18 kW/(m^2·℃),摩擦因子0.3]改成球墨铸铁Ⅱ轧辊[抗拉强度≥500 MPa,硬度HRC值45,热传导系数17kW,/(m^2·℃),摩擦因子0.2],并将压下量由70 mm降至50 mm,使轧辊单槽过钢量由优化前10000 t提高至优化后的18000~20 000 t。

响应曲面法分析和优化铁水KR法脱硫工艺

运用响应曲面法（RSM-response surface method）统计分析和研究了脱硫剂（/%：80.55CaO,0.04S,0.01P,4.34SiO2,6.06CaF2,0.05H2O）加入量（650950 kg）,搅拌时间（711 min）,搅拌桨转速（90110 r/min）,搅拌桨插入熔池深度（8501 150 mm）等参数对115117 t铁水（0.03%0.06%S,1 2501 350℃C）KR法脱硫效率的影响,并得出回归模型方程。结果表明,采用脱硫剂加入量820 kg、搅拌9 min、搅拌桨的转速101 r/min、搅拌桨插入熔池的深度985 mm的优化工艺参数,进行铁水KR预脱硫,脱硫效率预测值为91.99%,实际值为90.18%,相对误差为2.0%;优化后脱硫工艺所使用的脱硫剂消耗有所降低,且产品的一次合格率从88.35%提高到95.88%。

汽车曲轴用含硫易切削钢C38N2硫化物控制的工艺实践

C38N2钢(/%:0. 36～0.40C,0. 50～0.65Si,1. 40～1. 55Mn,≤0. 025P,0. 010～0.040S,0.10～0.25Cr,≤0.01Al,0. 015～0.020N)的生产工艺流程为120 t BOF-LF-RH-410 mm×530 mm连铸坯-连轧成Φ170 mm材。统计分析了精炼渣碱度(2. 0～5. 5)、成品钢中Ca含量(0～0. 075%)、中间包覆盖剂碱度(5. 94和1. 70)、二冷水(0. 14～0. 24 L/kg)和结晶器搅拌电流(250 A和100 A)对钢中硫化物的影响,通过采用2～3低碱度精炼渣,控制[Ca]/[S]>0. 03,使用1.70碱度中间包覆盖剂,二冷水0.24 L/kg,结晶器搅拌电流100 A等工艺措施,使钢中A类细系硫化物≤2.5级的比率从工艺改进前80%提高至95%,钢中小尺寸、弥散分布的球形或纺锤形硫化物明显增多。

Φ16mm GCr15轴承钢棒材KOCKS轧机热连轧工艺数值模拟和分析

采用DEFORM-3D三维大变形热力耦合弹塑性有限元软件对Ф21.5 mm GCr15轴承钢坯料在四架KOCKS轧机连轧成Φ16 mm棒材工艺过程进行了数值模拟。分析了棒材在KOCKS轧机孔型中轧制时的等效应力、等效应变、温度场以及轧制力等轧制工艺参数。结果表明,棒材在KOCKS机组中的变形主要发生在延伸孔型,精轧孔型的变形量较小,尤其在最后一道次;棒材在KOCKS机组中的宽展是不均匀,在靠近轧辊的区域宽展较小,在辊缝处宽展较大并产生鼓形;棒材在KOCKS机组中等效应变已达到芯部渗透,这对保证组织致密度和成品内部质量是非常有利的,现场各道次轧制力的实测值与模拟值的相对误差<2%。

不锈钢022Cr25Ni22Mo2N电渣锭锻造裂纹原因分析和工艺改进

20 t EAF-VOD-LF-VD-铸棒-2. 5 t电渣重熔锭锻成Φ200 mm圆棒上发现大量表面横向裂纹,采用扫描电镜对裂纹的微观形貌进行观察,分析结果表明,裂纹是由于锻造前加热温度过高,导致了晶界熔融而造成的。通过试验和生产实践得出,022Cr25Ni22Mo2N钢电渣锭加热温度由原1 180℃降至1 110℃时,消除了锻材裂纹。

P91钢材表层裂纹分析

采用连铸工艺生产的P91钢材在精整时发现钢材表面存在多条短条状的裂纹,且经过表面扒皮处理后表面会出现新的短条状裂纹,采用金相显微镜及扫描电镜过对钢材表层的裂纹以及相应炉号的连铸坯进行分析,发现钢材表层的裂纹是由连铸坯上的皮下气泡经加热轧制所产生的。连铸坯上的皮下气泡是由于钢中氧含量偏高所形成的。通过控制钢的氧含量,可以有效控制这种缺陷的产生。

20MnCr5钢齿轮轴渗碳淬火后表面缺陷原因分析

某公司生产的20MnCr5钢齿轮轴经渗碳淬火处理,精加工后发现齿轮轴表面局部可见明显斑疤。采用宏观观察、化学成分分析、扫描电镜分析和金相检验等方法对齿轮轴表面缺陷的产生原因进行了分析。结果表明:渗碳热处理前使用的防渗碳涂料中的金属铜渗入钢材的晶界,使钢材发生脆化开裂,继而防渗碳涂料中其他低熔点物质也渗入钢材的晶界,破坏钢材基体的连续性,因此精加工后齿轮轴表面出现斑疤状的缺陷。

氩气保护气氛对电渣重熔过程1Cr18Ni9Ti钢钛烧损的影响

进行常规大气条件1.2t电渣炉和氩气保护气氛5.0t电渣炉重熔1 Cr18Ni9Ti奥氏体不锈钢[/%：0.05~0.09C,17.13~18.24Cr,9.73~10.6Ni,5×（C-0.02）~0.80Ti]的生产试验,分析氩气保护气氛对钢中钛烧损的影响。结果表明,在70CaF2-30Al2O3二元提纯渣配加5.0%TiO2的条件下,常规大气条件1.2 t电渣重熔锭平均钛烧损率为48.33%;氩气保护气氛5.0 t电渣重熔锭平均钛烧损率为2.61%;同时5.0 t电渣炉重熔时除用氩气保护气氛外采用同钢种底垫固渣引燃,钢锭底部涨[C]现象得到明显改善。

注塑机用38CrMoAl钢料筒表面产生黑斑的原因

注塑机用38CrMoAl钢料筒,在机械加工过程中,其表面出现大量黑色斑点。采用宏观观察、扫描电镜分析、金相检验等方法,分析料筒表面产生黑斑的原因。结果表明:注塑机用38CrMoAl钢料筒表面渗氮不均匀,在机械加工过程中,料筒表面白亮层较厚区域发生沿晶开裂及氮化层剥落,形成点状凹坑,这是料筒表面出现黑斑的主要原因。

耐蚀塑料模具钢的耐蚀性探索

通过盐雾试验对2Cr13、2Cr13ESR、4Cr13、4Cr17MoESR等4种耐蚀塑料模具钢的耐蚀性能进行了比较,其中4Cr17Mo ESR耐蚀性能最好、4Cr13耐蚀性能最差.并通过分析讨论,总结了4种材料耐蚀性能差异的原因.

改善0.3C-1.6Si-0.8Mn-1.1Cr-0.48Mo-0.1V钢断裂韧性的VIM-VAR工艺实践

超高强度钢(/%:0.3C-1.6Si-0.8Mn-1.1Cr-0.48Mo-0.1V)采用6 t真空感应加真空自耗双联工艺冶炼。通过对比真空感应工序不同浇注温度冶炼钢的组织和力学性能,结果表明,当VIM浇注温度从(1 600±10)降至(1 560±10)℃时,带状评级结果从2.5级降为1级,断裂韧性均值从85 MPa. m^(1/2)提高到116.3 MPa.m^(1/2)。因此,低温浇注是改善材料均匀性的关键方法。

高碳铬轴承钢中带状碳化物评定的标准讨论

通过对GB/T 18254—2016、SEP 1520—1998、ISO 5949—1983等3个碳化物评级标准,从标准名称、适用范围、取样方法、热处理制度、评级方法等方面进行对比,为检验高碳铬轴承钢带状碳化物提供理论依据。通过讨论表明,GB/T 18254—2016标准沿袭了前苏联ГОСТ标准体系,与欧洲标准SEP 1520—1998、国际标准ISO 5949—1983差异较大;GB/T 18254—2016标准关于取样方法、热处理制度的规定较SEP 1520—1998、ISO 5949—1983标准的规定更加具体,操作性更强;SKF D30标准在SEP 1520—1998标准的基础上细化了评级原则,值得借鉴。

高强度弹簧钢60Si2CrVAT拉伸试样异常断裂原因分析

某公司生产的高强度弹簧钢60Si2Cr VAT圆棒材,出厂之前检测力学性能时发现部分试样抗拉强度及屈服强度满足标准要求,但断面收缩率及断后伸长率指标均明显低于标准要求。利用体视显微镜及扫描电子显微镜（SEM）对力学性能异常试样断裂原因进行了分析。结果表明,性能不合格试样属于异常断裂,试样制备过程中表面产生加工硬化、甚至出现微裂纹是引起拉伸试样异常断裂的主要原因。改善样坯热处理后的加工方式可消除此类异常断裂现象。

精轧控冷工艺对20CrMoH齿轮钢带状组织影响

为减轻20CrMoH齿轮钢带状组织,进行了Φ80mm棒材在精轧区的3种穿水冷却试验。结果表明:精轧前穿水冷却,轧制温度处在两相区轧制,带状组织级别为2.5~3.0级;精轧后以及精轧前、后进行穿水冷却,轧制温度处在奥氏体区轧制,带状组织级别为1.0~2.0级,尤其在奥氏体未再结晶区轧制时,带状组织级别为1.0~1.5级。

GCr15轴承钢LF精炼过程中夹杂物的演变机理研究

为了探索国内某钢厂GCr15轴承钢LF精炼过程中夹杂物的存在形式及形成机理,针对LF精炼过程进行了系统取样,利用ASPEX自动扫描电镜并结合FE-SEM,研究分析了LF精炼过程中夹杂物的演变过程。研究发现,GCr15轴承钢LF精炼开始稳定时,非金属夹杂物主要为Al2O3类夹杂物,到LF精炼终点逐渐演变成近似球形的D类夹杂物。D夹杂物的主要存在形式为Al-Mg-Ca-(S)类复合夹杂物,其次为少部分被CaS包裹的镁铝尖晶石类夹杂物。根据FE-SEM面扫描分析结果,Al-Mg-Ca-(S)类复合夹杂物存在两种形式,一种为CaS包裹的中心均匀分布的CaO-MgO-Al2O3夹杂;另一种中心为MgO·Al2O3夹杂,外围被CaO-Al2O3夹杂包裹,彼此界面清晰。同时,提出了精炼终点D类夹杂物的形成机理。

H13模具钢心部缺陷原因分析

利用H13棒材镦粗作为模具坯料,对镦粗后的模具坯料超声波探伤检测时发现部分坯料心部存在超标缺陷,不同部位钢材镦粗后缺陷大小有所差异。为查明缺陷原因,分别对原棒材及镦粗有缺陷坯料取样分析,利用金相显微镜、扫描电镜、电子探针显微分析仪等设备进行观察。结果表明密集粗大的一次碳化物是引起镦粗后心部缺陷的主要原因;钢锭冒口端钢材(冒口端)比非冒口端钢材(非冒口端)心部一次碳化物更密集、粗大,因此仅冒口端经镦粗后心部出现缺陷;冶炼时采用合理工艺参数是防止产生一次碳化物的主要手段;一旦出现一次碳化物,采用多次镦拔工艺成材可改善钢材心部质量。