0Cr21Ni6Mn9N奥氏体不锈钢的应变强化行为

研究了不同氮含量的0Cr21Ni6Mn9N奥氏体不锈钢的塑性流变行为。结果表明,其形变强化特性可用Ludwigson模型来表示。钢在不同的应变下表现出不同的塑性流变行为,存在一个瞬变应变。当应变量低于它时,流变行为与Ludwik方程存在一个正偏差;而应变量高于它时,则符合Ludwik模型。造成这一差异的主要原因是位错滑移模式发生了改变,低于瞬变应变时为单系滑移,高于瞬变应变时为多系滑移。氮对位错滑移模式的影响主要表现为对瞬变应变的影响。随氮含量的增加,瞬变应变被推向更高的水平,这意味着氮原子使位错在更大的应变下才产生多系滑移和交滑移。     

00Cr21Ni2Mn5N双相不锈钢的高温变形

采用Gleeble-3800热/力模拟实验等方法研究了00Cr21Ni2Mn5N奥氏体-铁索体双相不锈钢(LDSS)在温度为850～1150℃、应变速率为5～50s^-1,压下量60%的热变形行为及组织变化。结果表明,00Cr21Ni2Mn5N双相不锈钢的流变应力随温度的增加而降低,随应变速率的增加而增加,该钢的软化机制与Zener-Hollomon(Z)参数有关,00Cr21Ni2MnSN双相钢的表观应力指数为4.82,热变形表观激活能(Q)为219 kJ/mol     

N对奥氏体不锈钢OCr18Ni9N热塑性的影响

采用Gleeble 1500热模拟试验机研究了0.008 7%～0.150 0%N对热轧0Cr18Ni9N钢(%:0.044～0.049C、0.41～0.51Si、1.46～1.52Mn、17.92～18.15Cr、9.09～9.24Ni、0.01～0.03Ti)以应变速率5×10~(-3)s~(-1)和1s~(-1)在800～1300℃的拉伸和压缩性能的影响,并分析了N含量对该钢动态再结晶性能的影响。结果表明,随着N含量的增加,该钢断面收缩率显著下降,同时其最佳热塑性的温度区间提高;当N含量低于0.0500%时,最佳热塑性区间为950～1100℃;而当N含量为0.0800%～0.1500%时,则为1150～1250℃。     

1Cr22Mn16N高氮奥氏体不锈钢的热变形行为

高氮奥氏体不锈钢高温热塑性差,需要掌握其可控成型参数。以1Cr22Mn16N高氮奥氏体不锈钢为实验材料,采用Gleeble 3800热模拟实验机进行热压缩实验,探究了其在不同变形温度(850～1 100℃)和应变速率(0.001～10 s^-1)下的热变形行为。基于动态材料模型构建了1Cr22Mn16N的本构方程和热加工图,确定了最佳热加工参数,并结合EBSD分析了材料变形过程中的组织演化行为。研究结果表明,1Cr22Mn16N的热压缩流变应力随变形温度的升高和应变速率的降低而降低,沿晶界发生的不连续动态再结晶是其主要软化机制。通过计算得到高氮奥氏体不锈钢高温变形表观活化能(Q)为350.9 kJ/mol,并建立了Arrhenius本构关系。热加工图表明,1 050～1 100℃,0.001～0.1 s^-1为其最佳热加工窗口。通过微观组织观察发现,随着变形温度的升高和应变速率的降低,晶粒尺寸逐渐均匀。研究结果可为1Cr22Mn16N不锈钢锻造、轧制等高温热变形工艺的制定提供理论参考。     

节镍型奥氏体不锈钢1Cr17Mn9Ni4N的组织和力学性能

从热处理工艺对室温拉伸性能的影响和试验温度对拉伸性能的影响两个方面分析了1Cr17Mn9Ni4N钢组织和力学性能之间的关系。试验结果表明：随着固溶处理温度(950～1075℃)的提高,强度降低、塑性提高;水冷或空冷对力学性能的影响不大;材料的锻比对力学性能具有一定的影响;与同类钢相比,1Cr17Mn9Ni4N钢具有优异的室温和低温力学性能。该钢在低温变形时的TRIP效应是低温综合力学性能良好的根本原因。     

N对奥氏体不锈钢0Crl8Ni9N热塑性的影响

采用Gleeble 1500热模拟试验机研究了0.008 7%～0.1500%N对热轧0Cr18Ni9N钢(%:0.044～0.049C、0.41～0.51 si、1.46～1.52Mn、17.92～18.15Cr、9.09～9.24Ni、0.01～0.03Ti)以应变速率5×10-3s-1和18-1在800～1 300℃的拉伸和压缩性能的影响,并分析了N含量对该钢动态再结晶性能的影响.结果表明,随着N含量的增加,该钢断面收缩率显著下降,同时其最佳热塑性的温度区间提高;当N含量低于0.0500%时,最佳热塑性区间为950～1100℃;而当N含量为0.0800%～0.150 0%时,则为1150～1 250℃.     

AOD精炼高氮奥氏体不锈钢1Cr22Mn15N的工艺实践

用 20 t AOD精炼成分(%)为1.84C ,2.18Mn ,24.88Cr的粗炼钢水 ,经吹O2 、N2 ,加电解锰、硅铁、铝块以及NCr合金成分微调 ,冶炼出(%) 0.12C ,0.42Si,14.96Mn ,0.026P ,0.001S ,22.57Cr,0.56N的高氮奥氏体不锈钢 1Cr22Mn15N。精炼钢水浇铸成590kg锭 ,初轧轧成 135mm × 157mm坯 ,再经连轧成Φ8～12mm的棒材。成品材固溶处理后的屈服强度为565～585MPa ,抗拉强度920～955 MPa ,延伸率为54.5 %～56.5% ,具有优良的耐腐蚀性能     

00Cr25Ni22Mo2N奥氏体不锈钢的高温氧化行为

采用静态增重法研究了00Cr25Ni22Mo2N奥氏体不锈钢在不同温度下的循环氧化动力学曲线.结果表明,00Cr25Ni22Mo2N不锈钢在700℃时的氧化动力学曲线是一条平行于时间轴的直线,这说明其在该温度下氧化反应非常微弱;在800和900℃时的氧化动力学曲线遵循抛物线氧化规律,具有良好的抗氧化性能.利用扫描电镜、能谱分析和X射线衍射对氧化膜的表面形貌、截面形貌和相组成进行研究,发现该钢在3个温度下都生成了致密和黏附性好的保护性氧化膜,700℃生成的氧化膜主要由Cr2O3和Fe2O3组成,氧化膜很薄;800℃生成的氧化膜由Cr2O3、Fe2O3和少量的NiCr2O4、FeCr2O4组成,氧化膜厚度增加;900℃生成的氧化膜由Cr2O3、Fe2O3和NiCr2O4组成,氧化膜厚度进一步增加.认为氧化膜组成和结构是00Cr25Ni22Mo2N不锈钢具有良好抗高温氧化性能的重要原因.     

1Cr17Ni1双相不锈钢的热变形行为及其热加工图

 运用Gleeble-3800热模拟试验机研究了1Cr17Ni1马氏体-铁素体双相不锈钢在变形温度为950～1 150 ℃、应变速率为0.1～10 s－1条件下的热压缩变形行为。运用双曲正弦函数构建了本构方程,得到了表观激活能为391.586 kJ/mol,并基于动态材料模型绘制了1Cr17Ni1钢不同应变量下的热加工图。观察变形后的组织形貌得到较低温度下发生动态回复与动态再结晶,较高温度只发生动态回复,综合热加工图与变形后组织得到最佳热变形工艺：热加工温度范围为950～1 000 ℃、热加工变形速率范围为0.1～0.3和5～10 s－1。     

氮对节镍奥氏体不锈钢高温变形的影响

通过热，力模拟实验机。进行氮含量不同的两种铸坯试样高温拉伸试验。绘制两种试样在不同温度下热变形的应力应变曲线、热变形屈服应力和峰值应力与变形温度的关系曲线、断面收缩率与变形温度的关系曲线；制备金相试样，观察热变形区域的组织变化。试验结果表明：氮含量高的试样容易发生动态回复，当温度高于1200℃，在较小的变形量下就可以通过动态回复使材料软化,降低晶界应力集中,从而获得很好的高温塑性，以便于材料热变形；而氮含量低的试样不容易发生动态回复,当温度高于1050℃,在足够的变形量下才能发生动态再结晶，降低晶界的应力集中。在拉伸试验中表现出相对较差的高温塑性。同时,氮含量高的试样奥氏体晶粒尺寸细小,而氮含量低的试样奥氏体晶粒尺寸较大。     

1Mn15Cr17Ni2N高氮奥氏体不锈钢的研制

采用25 t EAF-VOD+LF-680 kg铸锭工艺冶炼0. 14%C-0.35%N 的奥氏体不锈钢1Mn15Cr17Ni2N。VOD精炼后,[N]为0.040%,[0]为0.0158%;通过LF吹氮45 min,吹氮量50 m³,分析得出[N]为0.139%, [O]为0.0033%,吹入氮气平均回收率为33.07%。再加人500 kg氮化铬(8.60%N)和150 kg氮化锰(5.13%N),取样分析[N]为0.35%, [O]为0.0029%,加氮化铬和氮化锰的氮综合回收率为87.41%。     

热变形对高氮奥氏体不锈钢Mn18Cr18N组织和显微硬度的影响

试验用Mn18Cr18N钢(/%:0.03C、19.25Cr、17.96Mn、0.59N)经100 kg加压真空感应炉冶炼,锻造开坯并轧成12 mm板。用Gleeble 3800热模拟机研究了温度(750～1150℃)和变形(15%～60%)对Mn18Cr18N高氮钢显微硬度和组织的影响,并得高氮钢的再结晶图。试验结果显示,处于未再结晶区时高氮钢Mn18Cr18N的显微硬度随着变形温度升高缓慢下降,部分再结晶区时快速下降,完全再结晶区时又缓慢下降;在完全再结晶区时,细晶强化是试验钢主要强化方式,显微硬度与晶粒尺寸符合Hall-Petch经验公式;在未再结晶区时,应变强化是主要强化方式;未再结晶区变形强化效果要明显高于再结晶区。     

不同变形量对0Cr21Ni6Mn9N不锈钢力学性能的影响

研究了不同变形量对不同氮含量的OCr21Ni6Mn9N不锈钢力学性能的影响。结果表明,不同氮含量的0Cr21Ni6MngN不锈钢都具有很强的加工硬化特性,冷变形使强度和硬度得到大幅度提高,但塑性会有所降低。氮的质量分数为0．20％～0．48％的0Cr21Ni6MngN不锈钢,控制变形量在20％以下,屈服强度可达到745MPa以上,同时保持伸长率在25％以上。分析表明,不同变形后钢的屈服强度与产生同等变形量的真应力具有很好的对应关系,且两者随变形量的变化规律基本相同。该钢的加工硬化行为明显分为两种情况,应变水平低于约20％时,强度提高幅度很大,而应变水平高于约20％后,强度提高幅度相对较小了,其原因是变形机制不同。     

温度对Mn16Cr22Ni1.6N0.6高氮钢的热变形行为和组织的影响

通过Gleeble 1500D热模拟实验,研究了Mn16Cr22Ni1.6N0.6高氮奥氏体不锈钢(%:0.12C、22.05Cr、15.52Mn、1.64Ni、0.58N)在900～1 300℃,应变速率(ε)0.005 s~(-1)时拉伸热变形行为及其组织变化。结果表明,该高氮钢在1 100～1 250℃时塑性较好。1 220℃断面收缩率最大为59%。拉伸断口处组织的观察表明,900～1 000℃拉伸时,已发生再结晶,有较细的晶粒生成;1 000～1 100℃时,再结晶的晶粒长大,有锯齿状的晶界;1 100～1 300℃时有铁素体出现,而且随温度的升高,铁素体含量增多,1 300℃时晶界发生了融化现象。     

稀土铈对1Cr18Mn8Ni5N不锈钢力学性能的影响

通过金相、扫描电镜观察、能谱分析和力学性能检测,研究了稀土Ce对1Cr18Mn8Ni5N不锈钢力学性能的影响。在相同的热处理工艺条件下,分别加入不同含量的稀土Ce,与不添加稀土Ce的1Cr18Mn8Ni5N不锈钢的力学性能进行比较。研究结果表明:稀土Ce加入量在适当的范围内可显著提高不锈钢的强度、塑性、冲击韧性。当稀土Ce的质量分数为0.016%时,1Cr18Mn8Ni5N不锈钢可获得最佳的综合力学性能。     

06Cr17Mn6Ni4Cu2N低镍奥氏体不锈钢热变性行为研究

通过对06Cr17Mn6Ni4Cu2N低镍奥氏体不锈钢热变性行为研究：在一定的变形温度和变形程度下,流变应力随着应变速率的增加而增加;在一定的应变速率下,随着变形温度的升高,流变应力逐渐下降;热加工图呈现出两个峰值区域和三个失稳区域。     

稀土Ce对1Cr18Mn8Ni5N不锈钢耐均匀腐蚀性能影响

利用电化学的极化曲线及交流阻抗技术研究了不同稀土含量的1Cr18Mn8Ni5N不锈钢在硫酸介质中的腐蚀行为。应用扫描电镜对试样的腐蚀形貌及夹杂物形态进行了观察,利用EDS对夹杂物成分进行了分析。结果表明:钢中加入稀土Ce可改变夹杂物形态,并使其交流阻抗的极化电阻增大,极化曲线的腐蚀电位正移,降低了腐蚀电流密度,抵制了均匀腐蚀,改善了1Cr18Mn8Ni5N不锈钢的耐蚀性。当钢中稀土Ce质量分数为0.022%时,1Cr18Mn8Ni5N不锈钢可获得最好的耐均匀腐蚀性能。