SAF2205双相不锈钢在高温扭转变形条件下的组织演化（英文）

研究了SAF2205双相不锈钢在高温(600,800和1000℃)扭转变形条件下的微观组织演化。微观组织演化的结果表明,不同程度的再结晶现象出现,对应变形试样中的奥氏体的形貌不同。奥氏体的体积分数随着变形温度的增加而减少。800℃扭转条件下的试样断口形貌和室温下试样断口形貌有很大差异,实验结果表明,当扭转在室温条件下进行时,断口形貌呈现韧性断裂特征,等轴状和抛物线状的韧窝分布在断面上。然而,在800℃条件下扭转的试样的断口形貌主要呈现出沿晶断裂特征。     

SAF2205双相不锈钢在高温扭转变形条件下的组织演化

本文研究了SAF2205双相不锈钢在高温（600℃,800℃和1000℃）扭转变形条件下的微观组织演化。微观组织演化的结果表明不同程度的再结晶现象出现,而且变形试样中的奥氏体的形貌不同。奥氏体的体积分数随着变形温度的增加而减少。800℃扭转条件下的试样的断口形貌和室温下试样的断口形貌有很大差异,实验结果表明当扭转在室温条件下进行时,断口形貌呈现韧性断裂特征,等轴状和抛物线状的韧窝分布在断面上。然而,在800℃条件下扭转的试样的断口形貌主要呈现出沿晶断裂的特征。     

00Cr17Mn6Ni5N的高温塑性变形行为研究

00Cr17Mn6Ni5N奥氏体不锈钢在10 kg真空感应炉内熔炼,并在氮气气氛下加氮化铬进行N合金化。通过Gleeble-1500D热模拟试验机进行高温拉伸试验。采用扫描电镜和蔡司金相显微镜,观察断口形貌及近断口处组织。研究表明,实验钢的高温塑性较好,最佳塑性区间为1050~1150℃,在1200℃附近存在高温脆性区;从1000~1250℃热模拟拉伸断口形貌分析,实验钢的断裂方式以韧性断裂为主,在1200℃脆性区的断裂为微孔或析出物为中心的韧窝断裂。     

加氢反应器用2.25Cr-1Mo-0.25V钢锻件的持久性能

研究了高温持久对2.25Cr-1Mo-0.25V钢断口及显微组织的影响。对热处理态试样的常温、高温及相同温度、不同载荷下的高温持久强度进行分析,并通过扫描电镜(SEM)对持久试样的断口及微观组织进行观察。结果表明,随着加载应力的增加,持久时间显著降低,持久试样断裂后,断口形貌的韧窝中有富Mo析出相,且随着持久断裂时间的延长,析出相中Mo元素含量逐渐增多。     

TC4-DT钛合金电子束焊接接头的疲劳断口研究

采用单边缺口试样,用扫描电镜观察了TC4-DT钛合金母材及电子束焊接接头焊缝区与热影响区的疲劳断口,分别分析了疲劳裂纹起裂源、扩展区及瞬断区的断口形貌特征.结果表明,疲劳裂纹均起裂于试样缺口根部,并由试样的一侧扩展到另一侧,裂纹扩展初期均沿一定的结晶面扩展,属于脆性穿晶断裂;母材和热影响区的瞬断部位均有明显的韧窝出现,属于塑性沿晶断裂,而焊缝区断口上韧窝不明显;热影响区疲劳断口有疲劳条带出现,但在母材和焊缝区断口上很难看见.     

微量Ce对7B04铝合金组织性能的影响

用实验室井式坩埚炉熔炼铸造了2种合金,通过光学显微镜、扫描电镜、电子万能试验机等,研究了添加微量Ce对7B04铝合金的组织变化、成分分布和力学性能的影响。结果表明:添加微量Ce后,因成分过冷的作用,合金铸态晶粒明显细化;经固溶时效处理后,在合金的抗拉强度和屈服强度变化不明显的情况下,添加Ce的合金伸长率提高明显;经断口形貌分析,添加稀土Ce的合金断口形貌晶粒明显细化,韧窝明显增多,属于穿晶断裂为主的形貌,而未添加稀土Ce的合金,断口以沿晶断裂为主,晶界处有裂纹,断口韧窝少。     

23CrNi3Mo钢热塑性行为及断裂机理

利用Gleeble-1500热模拟机进行热拉伸实验,研究了变形温度800~1200℃和应变速率0.002~20 s-1范围内23CrNi3Mo钢热塑性行为及断裂机理。结果表明:23CrNi3Mo钢具有优异的高温塑性。不同的变形温度下,峰值应力随温度线性降低,而随应变速率的增加峰值应力升高。应变速率2 s-1时,热拉伸过程中,高温断裂机制为韧性断裂,断口呈韧窝形貌。随着温度的升高,韧窝直径变小而深度增加。变形温度1050℃时,随应变速率的降低,断裂机制由韧性断裂转变为脆性断裂。应变速率高于0.2 s-1时,断口呈韧窝形貌;而应变速率低于0.2 s-1时,断口呈沿晶断裂形貌。高温拉伸断裂过程中,夹杂物的存在对裂纹的萌生与扩展有一定的影响作用。     

12NiCrMo压力容器钢的高温力学性能

为了得到压力容器钢12NiCrMo的高温力学性能数据,采用Gleeble1500D热模拟试验机在800~1250 ℃范围内进行高温拉伸试验,得到了其高温抗拉强度及热塑性曲线,同时应用扫描电镜(SEM)对试样断口进行形貌观察和X射线能谱测定,分析不同温度区间断裂机理及钢中合金成分对高温力学性能的影响。结果表明,12NiCrMo钢在800~1250 ℃范围内,抗拉强度随着温度的升高而降低,塑性较差区出现在1209~1230 ℃温度范围内,1220 ℃时由于氧化物沿晶界析出严重,试验后出现以沿晶断裂为主的脆性断口。     

热暴露对Ti60合金性能及断裂行为的影响

采用光学显微镜和扫描电镜观察分析了Ti60合金热暴露前后拉伸试样的显微组织、断裂方式及其断口形貌.结果表明:Ti60合金塑性对试样表面富氧层较为敏感,带有富氧层的试样塑性较低;热暴露前后试样断裂方式发生变化,未经热暴露的试样,断裂起源于试样中心部位,断面凹凸不平,为典型的韧窝型断裂;毛坯热暴露断口上呈现出大量的解理小平面,也可以观察到韧窝形貌,为混合型断口;试样热暴露后,裂纹起源于试样表面,在微观断口上除了断裂小平面外,还有大量的撕裂棱,表现为断裂沿着α片层界面扩展的特征;在高温长时间暴露过程中,氧除了污染试样表面,还会溶解在基体中形成脆性富氧层,这是影响Ti60合金热稳定性能的重要原因.     

退火对Ti8LC钛合金组织与性能的影响

采用双重退火对Ti8LC合金进行热处理,测试其室温及高温拉伸性能,并采用扫描电镜对室温拉伸断口形貌进行观察,分析其断裂机制.结果表明,提高双重退火的第一次退火温度,初生α相含量减少,β转变组织逐渐增多,合金强度略有升高,塑性降低;该合金的室温拉伸强度比普通TC4合金高,塑性相当:拉伸断口特征明显,两种退火制度的试样断口均为微孔聚集型韧窝断裂.提高第一次退火温度,试样宏观断口上纤维区减小,放射区和剪切唇区比例增大,这是塑性下降的表现,与试验测得的性能数据相吻合.     

27SiMn钢表面激光熔覆304不锈钢的组织和性能

利用激光熔覆技术在液压支架立柱母材27SiMn钢表面进行了不同激光功率的单道激光熔覆304不锈钢试验,选择出熔覆层质量最佳时的激光功率,并在该功率下进行多层累加激光熔覆304不锈钢试验。分析了熔覆层材料的显微组织,对比分析了27SiMn钢基体和304不锈钢熔覆层的拉伸性能和断口形貌。结果表明,熔覆层和基体之间实现了良好的冶金结合,熔覆层材料中呈现出了具有典型定向凝固特征的柱状晶;熔覆层材料的抗拉强度与基体相当,伸长率明显高于基体;熔覆层和基体材料的拉伸断口处均出现了具有典型塑性断裂特征的韧窝,且熔覆层材料的韧窝尺寸及深度明显大于基体材料。     

中低温热处理对SUS304不锈钢TIG焊接接头组织及力学性能的影响

轨道交通车辆在冲击振动试验后,部分设备SUS304不锈钢焊接件出现断裂失效现象.为了提升SUS304不锈钢焊后机械性能,采用金相显微镜、扫描电镜、硬度测试及拉伸试验等方法,研究了中低温热处理工艺对2 mm厚SUS304不锈钢板TIG焊接接头的组织及力学性能的影响.研究发现,经400℃热处理30 min及焊接后未处理态焊...     

热等静压成形FeCrAl不锈钢的组织及脆性分析

采用Thermo-Calc软件对两种铝含量的FeCrAl不锈钢母合金的近平衡态相构成进行了计算分析,采用光学显微镜、扫描电镜、能谱分析等方法对经雾化制粉和热等静压成形(HIP)制备的FeCrAl不锈钢的组织及力学性能进行了观察和研究。结果表明:试验钢基体相为BCC结构的α相,主要析出相MC碳化物的析出峰值温度约为700 ℃,其极限析出量(质量分数)约0.8%,主要沿铁素体α基体的晶界处呈链状分布析出,并易在三叉晶界等高能量区域粗化长大。滑移系少、质硬的六方结构MC碳化物析出是导致热等静压FeCrAl不锈钢室温冲击脆断的主要原因。800 ℃退火处理后水冷可以减少MC碳化物析出,改善HIP成形FeCrAl不锈钢的冲击性能。     

304L不锈钢在高温高压水蒸气中的应力腐蚀开裂行为

目的 研究304L不锈钢在高温高压水蒸气中的应力腐蚀开裂行为及机理。方法 采用慢应变速率试验分别研究了304L不锈钢在常温常压水、高温高压水、高温高压水蒸气环境中的应力腐蚀开裂行为。利用SEM、三维立体显微镜和XPS，分析试样氧化后断口区域的形貌及元素分布。结果 304L不锈钢在常温常压水中的抗拉强度为730 MPa，拉伸率为94.32%。在高温高压水、高温高压水蒸气环境中的抗拉强度分别为382、379 MPa，拉伸率分别为44.98%、47.38%。304L不锈钢在三种试验环境中慢拉伸后的断口表面布满大量韧窝，断口全貌呈韧性断裂特征，高温高压水、高温高压水蒸气中试样的抗拉强度较常温常压水中明显下降。304L不锈钢在高温高压水环境和水蒸气环境中得到的XPS谱图中各结合能峰位置几乎相同，峰的相对强度因载荷的不同而发生变化。施加载荷后，在高温高压水环境中304L不锈钢表面氧化物中的Cr含量增加，而在高温高压水蒸气环境中的Cr含量略有下降。结论304L不锈钢在高温高压水和高温高压水蒸气环境中具有相似的最大抗拉强度和最大应变值。施加载荷将影响304L不锈钢氧化过程中金属元素扩散的速度，进而影响氧化产物的成分。     

P92钢630 ℃下的高温低周疲劳行为分析

P92钢作为新一代耐热钢,其服役温度正随着超超临界机组的不断推广而逐渐提高,而高温疲劳性能对保证电厂的安全运行具有重大作用.文中通过P92钢630℃下的疲劳试验,研究了其在不同应变幅和应变速率下的疲劳寿命以及应力—应变关系,并结合断口形貌分析了P92钢的断裂机理.结果表明,P92钢属于高温循环软化材料,其疲劳寿命随塑性应变幅的增大而呈指数下降,同时应变速率的增大会导致其疲劳寿命的增大.P92钢疲劳断口分为疲劳源区、裂纹扩展区以及断裂区.高应变幅下蠕变孔洞和二次裂纹的增加是导致其疲劳寿命降低的主要原因.     

Ti对9Cr-3Si-Al铁素体耐热钢微观组织及力学性能的影响

研究了Ti元素对9Cr-3Si-Al系铁素体耐热钢显微组织以及力学性能的影响。研究发现试验钢锻态试样晶粒内分布着大量的碳化物颗粒且细小均匀,经固溶处理后部分碳化物颗粒溶入试样基体。结合XRD以及EDS能谱分析试样表面的碳化物颗粒主要为Ti(C,N)的MX相,而晶界上检测到少量的Cr₂₃C₆相。经600 ℃时效后试样的抗拉强度、屈服强度均明显高于固溶态试样。通过对室温以及650 ℃高温断口形貌观察,发现室温下的断口为脆性断口,呈河流花样状,周围有少量微孔,为准解理断裂;而高温下断口呈微孔聚集型特征,韧窝密度较大,韧性较好。     

铜/钢异种金属搅拌摩擦焊搭接工艺

采用SKD61模具钢搅拌头对2 mm厚铜/钢异种金属进行搅拌摩擦焊搭接,分析了搭接接头微观组织和力学性能. 结果表明,当搅拌针与钢母材直接接触时,随焊接过程的进行搅拌针不断磨损甚至发生断裂. 焊核区前进侧出现流线区域,在搭接界面结合处形成机械冶金结合. 显微硬度测试显示,铜侧焊核区硬度最高,在搭接界面处硬度分布呈中间高两边低的趋势,接头厚度方向搭接界面处硬度最高. 形成良好结合的搭接接头在拉剪试验中断裂于铜侧热影响区,拉伸断口存在大量韧窝,呈典型韧性断裂模式.     

FeCrAl不锈钢包壳管挤压及退火工艺优化

利用光学显微镜、扫描电镜、电子背散射衍射和万能拉伸试验机等对FeCrAl合金包壳管挤压前后的微观组织、析出相及退火后的微观组织、析出相、再结晶及力学性能进行了研究。结果表明:Nb含量对FeCrAl合金中第二相的析出影响显著,高Nb含量下Laves相的析出温度和析出数量均大大提高;降低挤压温度有助于FeCrAl合金管坯中形成细小弥散第二相;随着退火温度升高,细小弥散相的析出数量呈现先增多后减少的趋势;在相同退火工艺下,800 ℃热挤压管坯的室温力学性能比950 ℃热挤压管坯的室温力学性能要更加优异。     

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℃。     

等离子弧增材制造双金属交织结构微观组织及力学性能

以18Ni高强钢和高氮奥氏体不锈钢为丝材,采用等离子弧增材制造高强钢-高氮钢双金属交织结构,通过对高强钢-高氮钢双金属交织结构的微观组织观察、显微硬度及抗拉强度等力学性能试验研究了双金属交织结构的组织转变特征及其与力学性能关系. 结果表明,在高氮钢区域显微组织主要为奥氏体等轴晶及树枝晶,高强钢区域为板条状马氏体. 高强钢区域硬度变化范围为480 ~ 500 HV;高氮钢区域硬度变化范围为310 ~ 320 HV. 拉伸试验结果表明,交织结构在x向抗拉强度均值为1 092 MPa,略低于y向抗拉强度1 189 MPa;x向断后伸长率均值为20.0%,与y向断后伸长率19.5%相差不大;断口呈暗灰色、明显纤维状,分布有大量的等轴韧窝,韧窝尺寸大而深,断口边缘存在明显剪切唇区,属于韧性断裂.