2205双相不锈钢板坯高温热塑性研究

对2205双相不锈钢连铸板坯边部试样进行了高温拉伸,分析了不同温度断面收缩率的变化情况.分别观察了950、1000、1050、1100、1150℃的试样断口金相组织及形貌.结果表明,950～1150℃,随着温度的升高断面收缩率依此升高；断口金相组织由铁素体和奥氏体两相组成,奥氏体呈不规则的多边形分布；1050～1150℃,断口有很多大而深的韧窝存在,体现了在这个温度区间材料有很高的热塑性.     

18％Mn TWIP钢的热塑性研究

利用Gleeble-3500热模拟机对含Mn18％的TWIP钢进行高温拉伸实验,研究了热塑性演变规律及断裂机制.结果表明,试验钢在900 ～1 100℃拉伸时发生动态再结晶,再结晶晶粒尺寸约为37.84 μm.在700 ～1 100℃拉伸时,断面收缩率(Z)随着变形温度的增加而增大,1 100 ～1 300℃时,Z值迅速下降.断裂机制主要为晶界滑移导致晶间裂纹.     

Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的高温力学性能

采用Gleeble-2000热模拟试验机对Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢进行高温拉伸试验,利用扫描电镜-能谱仪对拉伸试样断口形貌及断口附近的显微组织进行观察,用Thermo-Calc软件计算试验钢的相变及析出相,研究了Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的高温力学性能。结果表明,试验钢的第Ⅰ脆性区＞1200 ℃,第Ⅲ脆性区为850~950 ℃,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γ奥氏体向δ铁素体转变引起的,第Ⅲ脆性区的出现是因为沿晶析出M₂₃C₆、M₂(C, N)等硬脆相引起的;试验钢的抗拉强度随着拉伸温度升高而降低,断面收缩率在1000~1200 ℃温度范围内逐渐增大并表现出极佳的热塑性,断面收缩率均在70%以上,温度超过1200 ℃后断面收缩率急剧下降;Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的热锻温度应选择在1000~1150 ℃之间,在此温度范围内试验钢的断面收缩率均在70%以上,并且可以避开第Ⅰ与第Ⅲ脆性区。     

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。     

钒微合金化钢的热塑性探讨

利用 Gleeble-3800对钒微合金化钢的高温塑性进行了测定,并通过扫描电镜对不同温度下试验钢拉断后的断口形貌进行了观察分析。结果表明：随着温度降低,热塑性降低,断面收缩率降低,奥氏体化温度以上拉伸时,断口以深韧窝为主,部分韧窝底部分布着第二相粒子;但铁素体相变温度以下拉伸时,断口呈现沿晶断裂特征,断裂面上分布着浅而小的韧窝,降低了材料的热塑性;随着温度的升高,断面收缩率不断增加,试验钢在 850℃及其以上温度拉伸时的断面收缩率均大于 60%,在连铸坯生产时矫直温度不低于 850℃能够有效减少铸坯表面裂纹发生率,因此,在连铸坯生产时适宜的矫直温度应该不低于 850℃。     

Cr18Mn6Ni4N奥氏体不锈钢连铸坯热塑性及其影响机制

针对Cr18Mn6Ni4N奥氏体不锈钢在实际连铸生产中容易出现表面裂纹问题,对连铸坯样皮下20 mm进行取样,用Gleeble3500测定不同温度下的断面收缩率,并通过Thermo-Calc软件计算与电镜观察相结合的方法得出热塑性变化机制。研究结果表明:当在900～1 250℃温度范围,断面收缩率较高,都在50%以上。当温度低于900℃时,断面收缩率显著下降;采用Thermo-Calc软件计算Cr18Mn6Ni4N在不同温度下的平衡相,并结合电镜观察结果得出,在低于900℃时,平衡相M_(23)C_6与Cr_2(C,N)大量析出,降低了Cr18Mn6Ni4N的热塑性。该研究对了解该钢种的高温特性和制定合理的连铸工艺具有重要意义。     

氮含量对18Mn18CrN钢高温性能的影响

通过热模拟试验研究了不同试验温度下,氮质量分数分别为0.07%、0.34%、0.44%和0.72%的18Mn18Cr N钢的断面收缩率和抗拉强度等力学性能。结果表明:(1)18Mn18Cr N钢的断面收缩率随着试验温度的升高而增大,但当温度高于1 200℃时,略有下降;(2)氮含量增加,钢具有高塑性的温度区变窄,氮质量分数为0.72%的钢,其具有最佳力学性能的温度区缩小至1 150~1 200℃;(3)随着试验温度的升高,18Mn18Cr N钢的抗拉强度均呈线性下降的趋势,且氮含量越高,其高温抗拉强度对温度的变化越敏感;(4)氮含量增加,18Mn18Cr N钢的断面收缩率呈"V"形趋势变化。     

铸态CN617耐热合金的高温热塑性

研究了CN617耐热合金铸锭退火后的高温热塑性,分析了该合金不同温度断裂方式及原因。研究结果表明, 该合金在1000~1160 ℃具有较高的热塑性,断面收缩率在50%~70%之间,1100 ℃以下拉伸变形断裂方式为沿晶界断裂,1100~1150 ℃拉伸变形后断裂方式为韧性断裂;变形温度超过1200 ℃以后,断裂方式为沿晶界脆性断裂,热塑性显著降低,超过1250 ℃变形时,热塑性几乎为零,晶界偏聚的低熔点共晶相及易熔元素是造成塑性恶化的主要原因。     

拉伸温度对Cr18Ni10Ti不锈钢力学性能影响

首先对Cr18Ni10Ti不锈钢进行1050℃固溶处理及650℃时效24 h处理,随后在不同温度(500 ～ 800℃)下以1.43×10-4 s-1拉伸速率对其进行高温拉伸试验.采用扫描电镜与能谱仪分析了试验钢的组织、析出相及断口形貌,采用高分辨透射电镜观察其位错和晶界处的P和S元素的浓度.结果 表明:Cr18Ni10Ti不锈钢的组织主要是奥氏体组织,基体中有富Cr析出相及AlMgTiO复合析出相.当拉伸温度从500℃升高到800℃时,试验钢的屈服强度、抗拉强度均减小,断面收缩率先减小后增大,在650℃拉伸时,断面收缩率最小.当拉伸温度较低时,试验钢出现明显的颈缩现象,随拉伸温度升高,拉伸过程中的颈缩现象不明显,出现韧窝与沿晶混合断口.当拉伸温度升高到800℃时,试验钢发生蠕变断裂,出现冰糖状断口.第二相、拉伸过程的回复与再结晶、P和S元素的晶界偏聚行为以及晶界蠕变等多种因素的影响使得Cr18Ni10Ti不锈钢在500～800℃拉伸时出现不同的强度与断面收缩率.     

Y12Cr18Ni9Cu奥氏体易切削钢的高温塑性变形行为

为了研究Y12Cr18Ni9Cu奥氏体易切削钢的高温力学性能,利用Gleeble-3500热模拟机对Y12Cr18Ni9Cu钢进行了不同温度的高温拉伸试验,并对断口形貌、抗拉强度以及断面收缩率进行了分析。结果表明,随着温度升高试验钢的高温抗拉强度逐渐降低,断面收缩率逐渐增加。试验钢的低温脆性区为800～900℃,未出现高温脆性区。低温脆性区的出现是由于材料在热变形过程中没有发生动态再结晶,并且由于硫化物与基体所能承受的变形能力不同,裂纹在硫化物与基体界面产生,最终导致脆性断裂。在1150～1250℃温度范围内,试验钢发生了动态再结晶并表现出良好的高温热塑性,Y12Cr18Ni9Cu奥氏体易切削钢的热加工温度应选择在1150～1250℃之间。     

轴类锻件用中锰钢的高温热塑性

对轴类锻件用中锰钢进行了高温热塑性研究。在不同温度下对试验钢进行了不同应变速率的高温拉伸试验,绘制了试验钢在不同条件下的高温热塑性曲线,并通过研究高温拉伸断口的形貌和组织分布,分析其断裂机理。结果表明,试验钢在650~1200 ℃范围内断面收缩率均达60%以上,热塑性良好,无脆性温度区。试验钢的高温拉伸断口附近组织为马氏体组织,在热塑性稍差的温度点(750,900 ℃)对应的组织中含有少量先共析铁素体。试验钢在650~1050 ℃范围内的断裂方式为穿晶韧性断裂,在1100~1200 ℃的断裂方式为沿晶断裂。     

热变形温度对254SMo奥氏体不锈钢组织演变的影响

通过等温恒应变速率压缩试验,对254SMo超级奥氏体不锈钢的高温变形行为、微观组织演化以及动态再结晶行为进行了研究。结果表明,当变形温度低于1050℃时,再结晶的体积分数小于30%;当变形条件为1200℃/0.01s~(-1)时,再结晶体积分数接近90%。较高的变形温度有利于254SMo超级奥氏体不锈钢的热加工。     

Cu对00Cr25Ni7Mo4N钢组织及性能的影响

研究了Cu对00Cr25Ni7Mo4N双相不锈钢组织、力学性能、高温热塑性的影响.结果表明,Cu是非常弱的奥氏体形成元素,对扩大奥氏体相区没有明显的作用;加入1.5% 的Cu,可使00Cr25Ni7Mo4N钢固溶处理后的强度增加,冲击韧性降低,并降低了在900～1100℃固溶处理钢的断面收缩率,而在1150～1250℃温度范围固溶处理,两种钢的断面收缩率相近,均大于60%,热塑性较好.     

固溶处理对节镍型2101双相不锈钢组织及力学性能的影响

采用光学显微镜、透射电镜和X射线衍射等研究了固溶处理对2101节镍型双相不锈钢连铸坯边部试样的组织、相比例和力学性能的影响。结果表明:在1050~1150℃固溶处理时,双相不锈钢具有很好的高温塑性;在1000~1150℃温度范围,随着温度的升高,实验钢的断面收缩率和铁素体相比例先减小后增加;随着固溶温度增加,实验钢的抗拉强度逐渐降低,但在1050℃时有所增加,这是由于在此温度固溶过程中,铸态试样相界处Cr2N析出相完全溶解,使得大量的N原子集中在相界处,促进了相界附近的铁素体相发生相变,转变成奥氏体相,导致在此1050℃时实验钢铁素体相的比例减小,断面收缩率减小,抗拉强度增加。     

304奥氏体不锈钢的同温拉伸行为和形变组织研究

利用金相显微镜、SEM、拉伸试验机研究铸态304奥氏体不锈钢在高温下的力学性能和变形组织特征.结果表明,随着温度的升高,304不锈钢的强度在300～950℃迅速下降,950～1250℃下降变缓;延伸率在950℃时达到最大,为86.28％;断面收缩率在950℃时最大,为94.45％.同时对304不锈钢高温拉伸试样断口进行了宏观和微观形貌观察,并探讨了断口形貌的成因及影响材料塑、韧性的因素.     

AZ91镁合金热塑性的试验研究

对铸态和均匀化退火的AZ91镁合金进行不同温度、不同应变速率的热模拟试验,研究了其高温热塑性.结果表明,与铸态合金相比,经均匀化退火的AZ91镁合金断面收缩率有较大提高,抗拉强度明显降低;当变形温度在300℃～420℃时,断面收缩率先增大后减小,在380℃～400℃之间达到最大值,抗拉强度趋势呈近似直线递减.在380℃～400℃范围内变形,塑性最好.均匀化处理的合金,在应变速率为0.05 s-1、0.5 s-1、5 s-1时进行热模拟,断面收缩率在变形温度为380℃时达到最大.在不同变形温度下,应变速率减小,断面收缩率增大,抗拉强度降低,塑性提高.     

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加入不同含量的稀土冶炼了达到目标成分的稀土耐热钢,采用Gleeble-3800型热模拟试验机上进行了850～1050℃温度范围内的热拉伸试验,采用电阻炉在1100℃,1150℃,1200℃下进行了循环氧化试验。结果发现,加入适量稀土提高了耐热钢的热塑性,含稀土0.06%试验钢的断面收缩率比未加稀土的试验钢的平均提高了14.3%;加入稀土提高了耐热钢的抗高温氧化性,含稀土耐热钢在1200℃时仍具有抗氧化能力。     

增氮降镍对316奥氏体不锈钢高温拉伸性能的影响

利用Gleeble-1500D热模拟机对不同成分316奥氏体不锈钢分别在950、1000、1050、1100 ℃以0.05 s^-1的应变速率下进行高温拉伸试验,通过分析试验曲线、断口形貌、变形区以及未变形区组织,研究增氮降镍对试验钢高温拉伸性能的影响。结果表明,增氮降镍使单位截面的杂质偏聚数量上升,恶化了试验钢的断口形貌,从而降低了钢材的热塑性,断面收缩率平均下降了37.5%;增氮降镍使钢材的抗拉强度平均提高了42.5%。     

SPA-H薄板坯高温力学性能研究

在MMS-200热力模拟试验机上进行高温拉伸试验,测试了不同气氛条件下CSP薄板坯连铸工艺生产的SPA-H钢的高温力学性能.结果表明:在氩气保护气氛条件下,应变速率为1×10<'-3>/s时,950～1250℃断面收缩率都大于70%,具有良好的高温塑性.在大气气氛条件下,当拉伸温度超过1050℃后,试样的断面收缩率迅速减小,在1100℃时断面收缩率取得最小值,只有40%左右.显微组织分析得出,这主要是因为Cu的富集相沿晶界向钢内部浸润,降低了铸坯的高温塑性.     

超超临界转子用Inconel 617合金的热塑性

研究了不同温度对Inconel 617合金铸锭高温拉伸热塑性的影响。结果表明,Inconel 617合金在900℃以上有良好的热塑性,拉伸断口有明显的颈缩,断面收缩率均在90%以上。随拉伸温度的升高,颈缩越来越明显,断口韧窝变深,热塑性越来越好。拉伸时发生了局部动态再结晶,随温度升高,再结晶变得充分,高于1200℃拉伸时晶粒快速长大,且断口出现熔融现象。