吹氧返回法冶炼ZG0Cr13Ni6Mo低碳不锈钢

本文简单介绍了吹氧返回法冶炼ZG0Cr13Ni6Mo钢的工艺及冶炼结果,并对冶炼过程中收集的数据进行处理和探讨。     

热处理工艺对新型高热稳定性热作模具钢组织与性能的影响

采用OM、SEM和硬度测试等手段,研究了热处理工艺对5Cr4Ni Mo2VCo钢和H13钢热作模具钢的组织及性能的影响。结果表明:在相同的淬火温度下,5Cr4Ni Mo2VCo钢的淬火硬度高于H13钢,随淬火温度升高,碳化物溶解较多,当淬火温度高于1030℃时,晶粒粗化速率明显增加,淬火温度应不超过1030℃;5Cr4Ni Mo2VCo钢的回火硬度均高于H13钢,两钢的二次硬化峰值温度均为510℃,5Cr4Ni Mo2VCo钢的二次硬化峰值硬度高出H13钢3.7 HRC;在高温阶段,5Cr4Ni Mo2VCo钢具有更好的回火稳定性。     

0Cr13Ni8Mo2Al钢与铝合金和钛台金接触腐蚀与防护研究

通过测定0Cr13Ni8Mo2Al钢与铝合金（LY12）和钛合金（TC4）组成的电偶对的电偶电流的方法,研究了0Cr13Ni8Mo2Al钢在使用中与铝合金和钛合金接触时发生电偶腐蚀的敏感性。研究结果表明:0Cr13Ni8Mo2Al钢与铝合金接触时会产生严重的电偶腐蚀,必须进行防护处理方可使用;与钛合金接触时产生的电偶腐蚀很轻微,可以不进行防护。0Cr13Ni8Mo2Al钢表面进行镀镉钛防护后,与铝合金接触时的电偶电流密度大为减小,相差近10倍;采用环氧锌黄底漆、XM-33-4双组分密封胶防护可以有效地防止0Cr13Ni8Mo2Al钢与铝合金和钛合金接触产生的电偶腐蚀。     

0Cr13Ni4Mo钢拉伸特性分析

本文对多种回火状态下的0Cr13Ni4Mo钢进行载荷-伸长量的精确测定,得出拉伸特性参数并评估材料的断裂韧度的判据。即使屈强比较高,0Cr13Ni4Mo马氏体钢仍有较高的使用安全性。     

0Cr13Ni8Mo2Al钢与铝合金和钛合金接触腐蚀与防护研究

通过测定OCr13Ni8Mo2Al钢与铝合金（LY12）和钛合金（TC4）组成的电偶对的电偶电流的方法，研究了OCr13Ni8Mo2Al钢在使用中与铝合金和钛合金接触时发生电偶腐蚀的敏感性。研究结果表明：OCr13Ni8Mo2Al钢与铝合金接触时会产生严重的电偶腐蚀，必须进行防护处理方可使用；与钛合金接触时产生的电偶腐蚀很轻微，可以不进行防护。OCr13Ni8Mo2Al钢表面进行镀镉钛防护后，与铝合金接触时的电偶电流密度大为减小，相差近10倍；采用环氧锌黄底漆、XM－33－4双组分密封胶防护可以有效地防止OCr13Ni8Mo2Al钢与铝合金和钛合金接触产生的电偶腐蚀。     

PH13-8Mo螺栓锻造工艺分析

0Cr18Ni8Mo2Al(简称PH13-8Mo)是一种采用双真空冶炼方法获得的高强马氏体沉淀硬化不锈钢。突出特点除拥有高强度外,还有优良的断裂韧性,良好的横向力学性能和在海洋环境中的耐应力腐蚀性能。为准确控制合金成分,减少钢中氢气含量,提高钢的纯洁度,在生产中采用VIM+VAR双真空冶炼工艺。     

改善中碳Cr-Mn-Si钢淬透性的合金化研究

借助于传统的末端淬火试验方法研究了添加Mo、Mo+B和Mo+Ni对改善中碳Cr-Mn-Si钢淬透性的有效性。结果表明,中碳Cr-Mn-Si钢及分别添加Mo、Mo+B和Mo+Ni时形成粒状贝氏体相变倾向较大,端淬试样空冷端即形成粒状贝氏体,因此端淬曲线上无法得到符合SAE J406标准的理想临界直径(D_I)等淬透性定量信息。然而,端淬曲线的硬度与微观组织对应关系证明添加Mo、Mo+B和Mo+Ni均可降低粒状贝氏体相变倾向,增大马氏体形成能力,从而改善淬透性。虽然添加Mo+B时抑制粒状贝氏体相变、改善淬透性的效果明显,但易受钢中的冶炼残留Al和N的影响,而添加Mo+Ni复合改善淬透性的作用更具优势,且不受钢中的冶炼残留Al和N的影响,因此添加Mo+Ni成为改善中碳Cr-Mn-Si钢淬透性优选的合金化方向。     

ZG0Cr13Ni4Mo不锈钢铸件凝固相变过程的数值模拟

结合相图分析了ZG0Cr13Ni4Mo(质量分数,%)不锈钢铸件凝固相变过程,提出了适合于数值模拟的物理和数学模型,分别模拟了该材质二维和三维的相变过程.为验证数值计算结果,设计并浇注了两种类型的大型试件,用金相显微镜及扫描电镜观察了铸态下微观组织形态,测定了奥氏体晶粒大小、奥氏体晶粒内马氏体板条束个数和马氏体板条间距.数值模拟结果和实验结果进行了对比,进一步从实验和模拟计算两个方面阐明了ZGOCr13Ni4Mo不锈钢铸件凝固时的相变过程.     

热处理对高强软磁不锈钢OCr13Ni4Mo性能的影响

研究了高强软磁不锈钢OCr13Ni4Mo在不同热处理状态下，钢的电磁性能、力学性能、电化学性能的变化。研究结果表明：OCr13Ni4Mo钢通过1000℃固溶处理，再经580℃回火，控制钢中逆变奥氏体在7％～9％之间，可获得电磁性能、力学性能、耐蚀性能皆化的高强软磁不锈钢．     

复合化学热处理对G13Cr4Mo4Ni4V钢组织和硬度的影响

采用扫描电镜、洛氏硬度计和维氏显微硬度计研究了渗氮140 h对渗碳+淬火+回火G13Cr4Mo4Ni4V钢微观组织及硬度的影响。结果表明,渗碳+淬火+回火后G13Cr4Mo4Ni4V钢有效渗碳层深度为1.45 mm,渗碳层最高硬度为785 HV,心部硬度为420 HV,经渗氮处理后有效渗碳+渗氮层深度降为1.34 mm,渗氮层深度为0.22 mm,渗氮层最高硬度可达到948 HV,心部硬度为451 HV,较未渗氮试样硬度略有提高。渗碳+淬火+回火和添加渗氮处理后G13Cr4Mo4Ni4V钢的表面洛氏硬度相当,均在62~65 HRC 之间,但渗氮处理后试样的硬度波动性较大。添加140 h渗氮的渗碳+淬火+回火后G13Cr4Mo4Ni4V钢实现了“表面硬心部韧”的目标,渗氮层深度满足工程需要,但添加渗氮处理后G13Cr4Mo4Ni4V钢在渗碳层和渗氮层出现类网状碳化物,因此在渗氮过程中需要综合考虑渗氮层深度和微观组织,以获得良好的综合力学性能。     

18Mn12Cr18Ni2N钢船用尾轴的生产试制

通过试制18Mn12Cr18Ni2N钢船用尾轴,确定了该产品的制造工艺:电炉冶炼+电渣重熔,始锻温度1 120℃,终锻温度950℃,初始压下量小于30 mm。     

燃机轮盘锻件用30Cr2Ni4MoV钢冶炼工艺研究及冶金质量评价

介绍了燃机轮盘用30Cr2Ni4MoV超纯净钢的冶炼工艺措施、过程控制及质量评价。通过制定严谨的工艺、精细化的过程控制,所有产品一次性合格。     

压气机轮盘用30Cr2Ni4MoV超纯净钢冶炼工艺研究

详细分析了压气机轮盘用30Cr2Ni4MoV超纯净钢冶炼难点及工艺控制思路,通过严格的过程控制,实现了超低P、低Mn钢的冶炼。     

稀土在含氮奥氏体耐热钢中的作用机理和冶炼工艺

经验证向ＺＧ３Ｃｒｌ８Ｍｎ９Ｎｉ４Ｓｉ２Ｎ耐热钢水中加入一定量的稀土合金，能大幅度地提高其三项高温性能，接近或相当于１Ｃｒ２５Ｎｉ２０Ｓｉ２耐热铜的高温性能。阐述了钢中微量稀土的作用机理，介绍了此钢种的使用范围。同时，重点讨论和分析了装入吹氧法获得此材料的冶炼工艺，并提供了铸造此钢种价廉实用的造型材料和涂料。     

喷焊材料对OCr13Ni4Mo钢表面强化的影响

选用自熔合金粉末Ni60和Ni25B,采用氧－乙炔喷焊技术对0Cr13N4M钢的表面进行强化处理,并对喷焊层的组织、结合强度、硬度及耐磨性进行了研究,结果表明：两种粉末的喷焊层均与基体0Cr13Ni4Mo钢有良好的结合强度;喷焊层的硬度、抗磨损性均高于基体。     

30Cr2Ni4MoV超纯净钢冶炼技术研究

介绍了生产30Cr2Ni4MoV超纯净钢的冶炼技术。结果表明,产品Mn、Si、P、S、As、Sn、Sb等杂质元素含量控制得当,夹杂物评级结果优良,J系数控制稳定,产品最终满足技术要求。     

09MnNiDR高韧性低温钢板的试制

介绍了南阳汉冶特钢有限公司试制低温压力容器用09MnNiDR钢板的化学成分设计,以及冶炼、浇铸、轧制及热处理工艺,并对试制钢板进行了组织和性能检测,结果表明：该产品低温韧性和强度匹配良好,钢质纯净,内部质量好,夹杂物含量低。     

Erfahrungen mit zwei hochlegierten,hochkorrosionsbeständigen Stählen in der chemischen Industrie

Experience from the chemical industry of the use of two high-alloy, highly corrosion resistant steels The steels SANDVIK 2RK65 and 2RE69 described in the article are fully austenitic and have the following nominal compositions:

• 2RK65 = Steel A' ? 0,020 C, 19, s Cr, 25 Ni, 4.5 Mo, 1,5 Cu,
• 2RE69 = Steel B ?0,020 C, 25 Cr, 22 Ni, 2,1 Mo, 0.12 N

Steel A has mechanical properties corresponding to most austenitic stainless steels, whereas Steel B, which is nitrogen alloyed, has somewhat higher strength. Besides very good resistance to non-oxidizing acids such as sulphuric acid and phosphoric acid and to all organic acids, Steel A has excellent resistance to pitting and good resistance to stress corrosion cracking. From the use of tubes of Steel A in highly corrosive environment in various chemical plants, considerable experience is now available, some of which is reported in this article. Steel B is a new steel up to now mainly used as stripper tubes in urea plants. Steel B is characterized by outstanding resistance in oxidizing acid solutions also in the presence of chlorides. As in the case of standard austenitic steels, neither of these two steels offer any fabrication problems.     

Anelastic effects connected with isothermal martensitic transformations in 24Ni4Mo austenitic and 12Cr9Ni4Mo maraging steels

Anelasticity of the austenitic steel 24Ni5Mo and the stainless steel 12Cr9Ni4Mo has been investigated in the austenitic state after quenching with respect to isothermal martensitic transformation during cooling and subsequent heating. Maxima of anelasticity due to isothermal transformation at ≈200 K (24Ni5Mo, 0.002% C) and ≈250 K (12Cr9Ni4Mo; 0.01% C) coincided well with C-curve noses obtained by methods based on magnetic properties and electric resistivity. Corresponding internal friction maxima were found to be dependent on cooling or heating rate, quenching temperature and the frequency of oscillation and may therefore be described using the Delorme approximation. The activation energy of isothermal martensitic transformation calculated from the lower part of the C-curves estimated using the Borgenstam–Hillert and Arrhenius methods (3–8 kJ/mol for 24Ni5Mo and 15–20 kJ/mol for 12Cr9Ni4Mo) are comparable with the energy of impurity–dislocation interaction (≈10 kJ/mol) and interpreted as too low to be caused by diffusion processes: the activation energy for carbon diffusion in austenitic steel 24Ni5Mo is found to be ≈135 kJ/mol and ≈145 kJ/mol for austenite in two-phase 12Cr9Ni4Mo steel. An estimation showed that the activation energy for the isothermal martensitic transformation for the 24Ni5Mo alloy with so-called binary martensitic kinetics was higher in the vicinity of the nose of the C-curve, became lower with a decrease in temperature range and approached zero in the vicinity of the athermal martensitic point. A similar effect was not observed in the 12Cr9Ni4Mo steel.