12Cr1MoVG厚壁钢管高温正火+回火的组织和性能

通过显微组织观察和室温拉伸试验、室温冲击试验、硬度试验和高温持久性能试验,研究了Φ457 mm×70 mm 12Cr1MoVG(/%:0.13C,0.21Si,0.56Mn,1.07Cr,0.31Mo,0.20V,0.008P,0.004S,0.02Ni,0.004Cu,0.0124Al)钢管在1000℃正火后采用水雾加速冷却和740℃回火的组织和性能。结果表明:显微组织为铁素体+贝氏体,贝氏体量约占65%,晶粒度7~5级;屈服强度为416 MPa,抗拉强度为575 MPa,室温冲击功为206~244 J,布氏硬度187HBW;575℃×10^(5)h持久强度为86 MPa;575℃/100 MPa持久51480 h未断;575℃/120 MPa持久27198 h断裂,试样开裂起源于晶界蠕变孔洞,周边贝氏体基体没有发现严重的球化等现象,组织稳定性优异。

GH4698合金热加工图及微观组织演化

针对GH4698合金进行了热变形行为研究,分析了其在变形温度为960~1160℃、应变速率为0.001~10 s^(-1)下的微观组织演化规律和热加工性能。绘制了GH4698合金的动态再结晶(DRX)图来分析微观组织演化机制。此外,构建了DRX晶粒的平均晶粒尺寸图,分析了DRX对微观组织的影响,构建了3D失稳图和3D功率耗散图来评估热加工性能,获得了最优的热加工区间。结合DRX程度以及DRX晶粒平均尺寸进一步优化了热加工区间,优化后的变形温度为1017~1065℃、应变速率0.001~0.005 s^(-1),以及热变形温度为1087~1160℃、应变速率0.017~0.115 s^(-1)。同时,利用电子背散射衍射技术表征了材料的微观结构。结果表明:材料的组织对应变速率较为敏感,DRX体积分数与应变速率成反比。不连续动态再结晶(DDRX)是GH4698合金的主要变形机制。具体为:低应变速率下主要是DDRX,中应变速率下主要是连续动态再结晶(CDRX),高应变速率下是CDRX+DDRX;低温时DRX的机制为CDRX+DDRX,高温时DRX的机制主要为DDRX。

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。

铁路轴箱轴承用8620钢3 t钢锭轧制产品研发

针对中国铁路客车和货车轴箱轴承用钢主要使用电渣钢的现状,采用铁水+废钢→70 t电弧炉→LF→RH→3 t钢锭→均热坑→1350+750/650轧机轧制的流程生产规格ϕ60~ϕ120 mm 8620钢(质量分数/%:0.18~0.22 C,0.15~0.30 Si,0.75~0.95 Mn,0.45~0.65 Cr,0.45~0.70 Ni,0.15~0.25 Mo,≤0.020 P,≤0.015 S,0.020~0.050 Al)。通过控制出钢留钢留渣、炉后造渣和合金化,真空处理时间≥25 min,氩气弱搅拌,控制钢水过热度,全过程Ar气保护,模铸自动浇注,轧制后控制冷却等工艺措施,生产的产品宏观夹杂物检测含量≤10 mm/dm3,晶粒度8~8.5级,密度达到7.854 g/cm^(3),钢材各项指标满足标准要求。

模拟高温氧化气氛下45钢刻槽演变行为的研究

本文采用45钢刻槽预制缝隙,经不同的加热温度和时间,模拟裂纹的氧化过程。通过观察发现,预制缝隙在加热过程中不仅形成了各类常规氧化铁,缝侧钢基还形成圆点状内氧化物和龟背纹状氧化物。根据试验现象可知45钢裂纹边缘圆点状氧化物是一种高温氧化产物,温度越高,加热时间越长,裂纹边缘圆点状氧化物就越密集,950℃以下短时间内,却很难形成点状内氧化物,因此可以通过点状氧化物的形成特点判断裂纹形成阶段。

YG1900超高强度钢性能指标离散机理分析及工艺改进

6 t真空感应+6t真空自耗双真空工艺冶炼+锻造成材工艺生产的φ200 mm YG1900超高强度钢,在性能检测时发现性能指标有离散现象。本文对性能指标离散的试样显微组织进行扫描电镜及电子探针分析,结果表明:由于W、Mo偏析使组织中碳化物偏聚是导致性能指标离散的原因。将真空自耗冶炼熔速由4~5 kg/min降低到3~4 kg/min,锻造钢锭均质化温度由1200~1220℃提高到1230~1250℃,锻造生产总锻比由24-30增加到50~56,通过工艺改进后改善了YG1900超高强度钢性能指标离散问题。

高强度低合金钢Q420N轧制工艺优化实践

试验高强度低合金钢Q420N(/%:0.16C,0.28Si,1.39Mn,0.015P,0.003S,0.11Cr,0.009N)的生产流程为120 t转炉-LF精炼-RH真空脱气-连铸300 mm×340 mm方坯-热连轧成Φ90 mm棒材。试验研究了普通轧制工艺(开轧1100~1150℃,终轧950~1000℃,上冷床900~950℃,冷却速度0.5~1.0℃/s)和控轧控冷工艺(开轧1100~1150℃,终轧800~850℃,上冷床700~750℃,冷却速度5.0~15℃/s)对Q420N钢热轧显微组织和力学性能的影响。结果表明,随着终轧温度的降低和冷却速度的增大,Q420N钢材的显微组织得到改善,屈服强度明显增加;普通工艺轧制Q420N钢材屈服强度为325~340 MPa,晶粒度为6.0级,控轧控冷工艺轧制Q420N钢材屈服强度为495~515 MPa,晶粒度为9.0级,满足了标准要求,降低了生产成本。

GCr15钢轴承套圈内表面开裂原因

某GCr15钢轴承套圈经机加工后,发现其套圈内表面发生开裂。采用宏观观察、化学成分分析、扫描电镜及能谱分析等方法对开裂套圈进行分析。结果表明:在生产套圈过程中,穿孔顶头发生破碎,产生的异物颗粒嵌入基体,破坏了基体的连续性,最终导致套圈内表面发生开裂。

GCr15棒材热剪切开裂原因

在对某热轧态的GCr15棒材进行热剪切下料的过程中,其剪切面有开裂现象。采用宏观观察、超声波检测、化学成分分析、扫描电镜分析及金相检验等方法分析其开裂原因。结果表明:热轧棒材端部的中心应力裂纹是造成剪切开裂的主要原因,棒材端部的中心应力裂纹与棒材轧制后未及时退火或者缓冷有关。

20CrMnTi钢齿轮锻件表面缺陷产生原因

在车削某20CrMnTi钢齿轮毛坯时,发现其表面有点状缺陷,采用宏观观察、化学成分分析、扫描电镜和能谱分析、金相检验等方法分析点状缺陷的产生原因。结果表明:热锻前加热时,加热炉中的耐火材料颗粒黏附在材料表面,热锻时这些颗粒被挤压在钢材中,从而形成了点状缺陷。

精密车削用16MnCrS5钢棒材生产工艺优化

通过试验确定精密车削用16MnCrS5棒材的生产工艺,研究合适的硫含量、冷却速度和退火温度参数,满足高端汽车销轴精密车削零件要求。结果表明,试验的S含量0.028%~0.035%的16MnCrS5热轧棒材以1.37~1.69℃/s冷却速度冷却后,再采用连续退火炉进行620℃×6 h的去应力退火,可得到硬度满足180~215HBW的去应力退火精密车削用棒材。

GH2907合金VIM+VAR 3t钢锭1190℃均质化过程中Nb和Si的扩散行为

利用光学显微镜、扫描电镜等研究了GH2907(0.02C,38.20Ni,13.92Co,4.92Nb,1.60Ti,0.32Si)合金Φ508 mm 3 t钢锭Nb和Si在1190℃的扩散规律。研究表明,GH2907合金Φ508 mm钢锭的枝晶间距大约110μm,Nb和Si在1190℃的表观扩散系数分别为D=(0.704±0.041)×10^(-14) m^(2)/s,和D=(1.870±0.511)×10^(-14) m^(2)/s。理论计算表明,1190℃Nb扩散44.8~50.3 h,Si扩散14.0~24.5 h可使其残余偏析指数δi达到0.02。

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%。

固溶处理对GH2036合金组织和硬度的影响

利用光学显微镜、扫描电镜、布氏硬度仪等研究了GH2036合金Φ150 mm棒材在1120~1240℃固溶处理的组织演化和硬度变化规律。研究表明,GH2036合金锻后空冷锻材组织中主要存在富Cr和Nb-V两种类型的碳化物,在1220℃固溶处理后碳化物大部分回溶,晶粒尺寸基本均匀。合金HB硬度值随热处理温度的升高而降低,但在1160~1200℃处理时,硬度随温度的升高,HB硬度值由185升至193,这主要与碳化物大幅度向基体回溶有关。

GCr15轴承钢300 mm×400 mm连铸坯1180～1260℃加热时间对Φ60 mm材带状组织的影响

GCr15轴承钢(/%:0.95～1.05C,0.20～0.30Si,0.30～0.40Mn,1.40～1.50Cr)300 mm×400 mm连铸坯的生产流程为120 t BOF-LF-RH-CC-连轧至Φ60 mm材。生产试验了连铸坯1 180～1 260℃高温扩散时间4.5～24 h对Φ60 mm热轧材碳化物带状的影响。结果表明,随保温时间的增加,热轧材带状级别降低,当保温时间为4.5～6.5 h、6.5～10 h和≥13 h时,Φ60 mm材的带状级别分别达2.5级、2.0级和1.5级。可根据不同带状级别要求,设定相应的保温时间。

60tLF精炼终点GCr15轴承钢中氧化物夹杂特性的研究

通过电弧炉出钢加铝铁、硅铁脱氧,LF精炼初渣的组分为(/%:27.39~37.34Al_2O_3,38.42~38.68CaO,14.20~18.38SiO_2,8.50~10.72MgO,0.82~0.89FeO,0.27~0.33MnO,0.69~0.74S,0.66~0.75TiO_2,(CaO)/(SiO_2)=2.09~2.72,(CaO)/(Al_2O_3)=1.04~1.40),LF终点T[O]为0.001 2%~0.0019%,T[N]为0.004 3%~0.005 0%,[Ti]0.002%和[Ca]0.006%~0.009%。GCr15轴承钢LF精炼终点氧化物夹杂分析结果表明,钢中主要氧化物夹杂为镁铝尖晶石(MgO·Al_2O_3)和钙镁铝尖晶石氧化物(CaO·MgO·Al_2O_3)。镁铝尖晶石平均尺寸低于0.5μm,当有MnS、TiN等在其上析出后平均尺寸增大。钙镁铝尖晶石平均尺寸通常在2μm以上,在精炼温度下呈液态,易在钢中聚集长大,其尺寸(1.39~2.12μm)比固态的钙镁铝尖晶石-MnS夹杂物大,且更被精炼渣吸收并上浮去除。随着精炼过程钢液中的硫含量降低,以这两类尖晶石为核心的含MnS的复合夹杂物的平均尺寸降低。适当降低精炼终点渣中MgO的含量、光学碱度和黏度可以减少钢中夹杂物的数量并降低其平均尺寸。

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%。

热处理工艺对40CrMnMo钢低温冲击韧性的影响

通过不同的热处理制度:800、820℃低温淬火+600℃回火,880℃+860℃两次淬火+600℃回火和.860℃一次淬火+600℃回火,对40CrMnMo钢进行热处理试验,并研究了三种热处理工艺对40CrMnMo试验钢组织和性能的影响。结果表明,三种热处理工艺的试验钢抗拉强度相近(936~951MPa),组织为回火马氏体+铁素体,采用800、820℃低温淬火+600℃回火热处理工艺,试验钢的冲击功最高(65~69 J)。

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。

稠油热采井用110SH-1钢级热采套管的开发

根据SY/T6952.2-2013标准要求及稠油热采井工况环境,为减少贵重合金的使用,降低生产成本,大冶特殊钢有限公司采用0.9~1.2Cr-0.3~0.6Mo基低合金+Nb-Ti-V分别为0.01~0.05微合金成分设计,按照"70 t电弧炉冶炼→LF+VD→连铸Φ230 mm圆坯→CPE顶管机组成管→调质热处理"工艺流程生产Φ177.8 mm×9.19 mm无缝钢管,根据试验结果确定了920℃淬火,水冷,660℃回火,空冷的热处理工艺,成功开发出一种高强韧性的110SH-1钢级热采套管。测试结果表明,该钢级的热采套管常规性能、高温蠕变性能、全尺寸爆破、全尺寸挤毁等完全满足SY/T 6952.2-2013行业标准要求。