Cr22Ni13Mn5Mo2N奥氏体不锈钢的热轧工艺

运用Gleeble-3800热模拟试验机研究了00Cr22Ni13Mn5Mo2N奥氏体不锈钢在变形温度为1000～1200 ℃,变形量为50%、60%、70%,应变速率为0.05 s^-1条件下的热压缩变形行为,并观察分析变形后试样组织形貌和经1080 ℃固溶热处理后试样的组织形貌。观察试样固溶热处理前后的组织形貌得到在1000~1150 ℃下进行热压缩变形,随着变形量的增加,动态再结晶越完全;经过固溶热处理后,静态再结晶就越充分。但在1200 ℃时,温度过高,再结晶已完成并且晶粒发生长大。在变形量分别为50%、60%和70%时,随着变形温度的升高,再结晶越完全,经固溶热处理后,再结晶更完全。00Cr22Ni13Mn5Mo2N奥氏体不锈钢热轧最佳轧制温度为1100 ℃,压缩变形量为70%。     

Nb对00Cr21Ni6Mn9N不锈钢显微组织和晶间腐蚀敏感性的影响

为了研究Nb对00Cr21Ni6Mn9N不锈钢固溶后显微组织和耐晶间腐蚀性能的影响,分别在950、1000、1050、1100、1150和1200 ℃对含Nb量(质量分数,下同)为0.057%和不含Nb的00Cr21Ni6Mn9N不锈钢进行1 h固溶处理,并观察其微观组织。结果表明,固溶温度在950~1200 ℃时,00Cr21Ni6Mn9N不锈钢的晶粒尺寸随着固溶温度的升高而增大,Nb的加入促进00Cr21Ni6Mn9N不锈钢中混晶组织的出现,提高其完全再结晶温度。不含Nb的试验钢在1000 ℃以上固溶后即可获得晶粒大小均匀的组织,而含0.057%Nb的试验钢则需要在1100 ℃以上才可以获得均匀组织,且其尺寸略大于无Nb钢在1000 ℃时完全再结晶的晶粒。随着固溶温度的升高和晶粒尺寸的长大,析出的Z相含量降低,晶粒界面能减小,在1150 ℃和1200 ℃固溶1 h后,Nb对晶粒的细化作用和温度升高造成的晶粒长大程度变得不再明显。两种成分的钢均具有较低的晶间腐蚀敏感性,含Nb量为0.057%的00Cr21Ni6Mn9N不锈钢其再活化率R_a值较不含Nb的钢进一步降低。     

氮及热处理制度对028合金微观组织的影响

借助Thermo-Calc热力学计算软件,分析了028合金主要元素对氮饱和溶解度和平衡相析出温度的影响,设计了不同氮含量的试验合金。采用光学显微镜、扫描电镜等方法研究了不同固溶温度下试验合金的微观组织。结果表明,Cr、Mo和Mn提高氮的饱和溶解度,Ni、Cu降低氮的饱和溶解度;Ni显著降低σ相析出温度,Cr、Mo显著提高σ相析出温度。随着固溶温度的升高,晶粒的等轴性提高,在1080 ℃固溶时,试验合金充分固溶获得再结晶完全的等轴晶。当固溶温度超过1110 ℃时,试验合金回复再结晶完全,晶粒迅速长大;固溶温度相同条件下,氮含量越高,试验合金的平均晶粒尺寸越小,说明氮可以起到细化晶粒的作用。     

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 研究了950~1300℃固溶处理对00Cr25Ni7Mo4N超级双相不锈钢组织的影响。结果表明,≤1000℃固溶处理时,钢中有σ相析出,要消除热轧态的σ相,固溶温度应大于1050℃;随着固溶温度升高,铁素体相含量增加,奥氏体相含量下降。最佳固溶处理温度在1050℃~1100℃之间,此时两相比例接近1：1;随着固溶温度的提高,两相的晶粒尺寸在逐渐增大,到了1250℃晶粒明显长大。     

固溶处理对06Cr19Ni9NbN钢微观组织与力学性能的影响

在变形温度1100 ℃,变形量30%的条件下进行平面应变压缩,并对压缩后的06Cr19Ni9NbN钢进行微观组织观察及力学性能测试。将压缩后试样进行1050 ℃保温2 h 的固溶处理,观察固溶处理后试样微观组织及力学性能的变化。结果表明:热压缩过程中,变形量越大的区域发生动态再结晶的程度越高,晶粒尺寸越小,组织越均匀。固溶处理后,细小的再结晶晶粒逐渐长大,组织变得较为均匀,晶粒尺寸增加到100 μm后逐渐趋于稳定。固溶处理对该钢的伸长率影响不大,但固溶处理后其屈服强度降低约20 MPa。     

高锰氮Cr25超级双相不锈钢热加工工艺研究

通过Gleeble-3800热模试验机对真空感应熔炼的00Cr25Ni2Mo3Mn10N0.5超级双相不锈钢的铸态样品进行了高温拉伸实验。结果表明,00Cr25Ni2Mo3Mn10N0.5超级双相不锈钢的变形抗力随变形温度升高而减小,随应变速率增加而增加。变形温度1 000℃以下,因σ相析出,热加工性能较差,高于1 200℃时因奥氏体/铁素体界面出现锯齿状形态,热加工性能变差。00Cr25Ni2Mo3Mn10N0.5超级双相不锈钢在1 000～1 200℃范围内具有较佳的热加工性能。     

热变形对含铌奥氏体不锈钢07Cr18Ni11Nb再结晶行为的影响

采用热模拟压缩及中试热轧的试验方法,研究了热变形对含铌奥氏体不锈钢07Cr18Ni11Nb再结晶行为的影响。结果表明:热压缩变形时,试验钢再结晶程度随变形温度、变形量的升高以及变形后保温时间的延长逐渐增大;变形温度越高、变形量越大,发生再结晶所需的保温时间越短;保温时间越长,再结晶晶粒长大越明显;轧制变形时,热轧板1/4厚度处更容易发生再结晶,随着轧制温度和变形量的升高,1050 ℃轧制变形25%时可在全厚度获得完全再结晶组织。     

00Cr22Ni5Mo3N双相不锈钢热加工性能的试验研究

采用热压缩和热拉伸试验方法,对00Cr22Ni5Mo3N双相不锈钢的高温变形抗力、高温塑性以及在高温变形时的奥氏体相的数量进行了研究。试验结果表明,00Cr22Ni5Mo3N双相不锈钢的高温变形抗力和高温塑性较0Cr18Ni10Ti奥氏体不锈钢低,在1100～1250℃变形时,钢中奥氏体相的数量可以控制在适合热加工的范围,使钢具有较好的热加工性能。     

0Cr20Mn21Ni2N奥氏体不锈钢锻件组织性能研究

研究了无磁钻铤用0Cr20Mn21Ni2N奥氏体不锈钢圆棒锻件横截面的室温强度、硬度和韧性等力学性能,并从微观角度进行了分析。在圆棒表层区域观察到了锻造变形态晶粒组织,而直径四分之一区域为再结晶组织,平均晶粒尺寸为80μm,芯部再结晶晶粒尺寸粗化为150μm,这些差异是由不同的变形温度和降温速度造成的。这种组织差异导致的室温拉伸性能和冲击韧性也有相应的变化趋势。研究结果表明,在900、1000℃以0.5 s-1的应变速率压缩的0Cr20Mn21Ni2N试验钢样品,其应力应变曲线具有一定的加工硬化特征,其芯部硬度比应变速率为0.1 s-1的样品分别提升了28、15 HB。在700、800℃以20%以上的变形量进行压缩时,峰值抗力显著提高,而在900、1000℃以10%~50%的变形量进行压缩时,峰值抗力均无明显提高,可保证顺利的变形过程。     

奥氏体不锈钢06Cr19Ni9NbN的动态再结晶行为

采用Gleeble-1500D热模拟机模拟高温压缩实验,研究奥氏体不锈钢06Cr19Ni9NbN在900~1200℃、应变速率0.005~0.5s-1变形条件下的热变形行为,通过对实验数据的分析,得到了该钢的流动应力曲线,高温塑性本构方程,热变形激活能,建立了06Cr19Ni9NbN钢动态再结晶动力学模型和动态再结晶晶粒尺寸模型,为优化高温条件下的锻造加工工艺提供理论依据。结果表明,当变形温度越高、变形速率越小时,越易发生动态再结晶,同时在能够发生动态再结晶的条件下,变形量越大,动态再结晶越充分。     

Crl5Mn9Cu2NilN奥氏体不锈钢的热变形本构特性

利用热/力模拟试验机对Crl5Mn9Cu2NilN奥氏体不锈钢进行热压缩试验,在变形温度为950℃～1200℃,应变速率为0.01s-1～2.5s-1,得到其流变应力变变曲线.以经典的双曲正弦形式的模型为基础,采用线性同归分析方法建立了这种钢的热变形本构方程,其中热变形激活能为488.16kJ/mol.与Ni-Cr奥氏体不锈钢相比,由于这种钢具有较高Mn含量,热变形激活能相埘较高.通过压缩试样热变形后的显微组织观察发现,这种钢在温度为1000℃变形时,冉结晶开始发生,1100℃以上时,可获得完全再结晶组织.     

再结晶退火对冷变形00Cr22Ni5Mo3N双相不锈钢显微组织的影响

对一定冷变形00Cr22Ni5Mo3N双相不锈钢再结晶退火后的显微组织进行了研究.结果表明:退火温度从1000℃开始依次增加50℃至1200℃,通过XRD的检测,确定了试样组织由β、γ两相组成,在再结晶退火温度下没有新相产生;经退火处理后得到大小均匀的等轴晶;在较高退火温度下的铁素体的体积分数明显比在较低退火温度下的铁素体的体积分数要高;较低退火温度比较高退火温度的品粒细化的效果要好.在较高退火温度下导致晶粒的长大;不同的再结晶退火温度与试样的显微硬度表现出复杂关系.     

无磁钻铤用0Cr19Mn21Ni2N高氮钢的高温塑性变形行为

采用Gleeble-2000热模拟试验机对无磁钻铤用0Cr19Mn21Ni2N高氮奥氏体不锈钢进行高温拉伸试验,用扫描电镜和能谱仪对拉伸试样断口及断口附近的组织进行分析,用Thermo-Calc软件计算试验钢的相变及析出相,研究了0Cr19Mn21Ni2N高氮奥氏体不锈钢的高温塑性变形行为。结果表明,试验钢的第Ⅰ脆性区＞1150 ℃,第Ⅲ脆性区为800~950 ℃,未出现第Ⅱ脆性区。第Ⅰ脆性区的出现主要是在加热过程中试验钢由奥氏体向δ铁素体转变引起的,第Ⅲ脆性区的出现是因为M₂(C, N)析出相及Al₂O₃夹杂物引起的。试验钢的高温抗拉强度随温度升高而逐渐降低,断面收缩率在1000~1150 ℃温度范围内表现出极佳的热塑性,温度超过1150 ℃后断面收缩率逐渐下降,因此0Cr19Mn21Ni2N高氮奥氏体不锈钢的热锻温度应选择在1000~1150 ℃之间,在此温度范围内断面收缩率均在73%以上,并且可以避开第Ⅰ与第Ⅲ脆性区。     

1Cr18Mn14N双相不锈钢在腐蚀介质中的抗空蚀性能

利用磁致伸缩空蚀实验机研究了1Cr18Mn14N双相不锈钢在3%NaCl和05 mol/L HCl溶液中的空蚀行为.结果表明：在3%NaCl溶液中，低硬度的Cr18Mn14N双相不锈钢的抗空蚀性能优于高硬度的水轮机常规用材0Cr13Ni5Mo.1Cr18Mn14N双相不锈钢的空蚀破坏首先在铁素体相发生，铁素体相的失效方式为脆性失效，而奥氏体相是延性失效.奥氏体相区由滑移和孪生引起的塑性变形耗散了空泡溃灭产生的冲击能量，从而提高1Cr18Mn14N双相不锈钢的抗空蚀性能.在05 mol/L HCl溶液中，1Cr18Mn14N的抗空蚀性能不如0Cr13Ni5Mo，结果与3%NaCl溶液中的正好相反，这是由于阳极溶解和氢共同作用的结果.     

低Ni型LNG钢的热变形行为及力学性能

通过单道次、双道次压缩试验,研究了低Ni型LNG钢的高温奥氏体动态再结晶及静态再结晶行为,并采用两阶段控制轧制及超快速冷却技术进行不同轧制工艺下的热轧试验,通过热模拟及热轧试验研究了低Ni型LNG钢的热变形行为及力学性能。结果表明,在高温(1000~1050 ℃)、低应变速率(0.1~0.5 s^-1)下奥氏体容易发生动态再结晶,确定了发生再结晶的临界条件,并建立了动态再结晶动力学模型。试验钢在较高温度(800~1050 ℃)、较长道次间隔时间(60 s)下静态软化现象明显,容易发生静态再结晶。依据热模拟试验结果制定热轧试验工艺,通过控制精轧开轧温度和终轧温度调控高温奥氏体再结晶行为,从而细化晶粒,改善低Ni钢的冲击性能。精轧开轧温度920 ℃、终轧温度770 ℃时,低Ni钢的低温冲击吸收能量为180.1 J,屈服强度为595.1 MPa,抗拉强度为717.8 MPa。     

INTERGRANULAR CORROSION AND PHOSPHOR SEGREGATION AT GRAIN BOUNDAR1FS OF NON-SENSITIZED SUPERPURE AUSTENITIC STAINLESS STEEL 00Cr25Ni22Mo2N

The corrosion behaviour and mechanism of superpure austenitic stainless steel00Cr25Ni22Mo2N in urea processing environment was studied using metallography,SEM,TEM,SIMS and AES techniques.The results show that the gas extraction tube made ofnon-sensitized 00Cr25Ni22Mo2N steel suffered intergranular corrosion.Corrosive mediapenetrated not only into the tube wall through grain boundaries but also expanded from theboundary towards the interior of the grain.Neither depletion of Cr nor precipitates were foundat the grain boundaries.However,P(and Si)was segregated at the grain boundaries to a greatextent.Semiquantitative calculation indicates that the P content at the grain boundaries isabout 25 wt-%,three orders of magnitude higher than the content within the grain.Sugges-tion is made that the potential difference between the grain and its boundary due to the segre-gation results in the observed intergranular corrosion.