18Mn—18Cr—0.5N奥氏体钢热变形行为

用热扭转试验及定量金相法研究了１８Ｍｎ－１８Ｃｒ－０．５Ｎ钢热变形条件下的力学行为和动态组织变化。获得了１８Ｍｎ－１８Ｃｒ－０．５Ｎ钢的形变激活能及峰值应力，峰值应变和动态再结晶晶粒尺寸与Ｚｅｎｅｒ－Ｈｏｌｌｏｍｏｎ参数Ｚ之间的关系式。研究了变形温度和应变速率对１８Ｍｎ－１８Ｃｒ－０．５Ｎ钢热加工延性的影响。     

22Mn－13Cr－5Ni－0．25N氮强化高锰奥氏体钢的低温变形与断裂

测定了２２Ｍｎ－１３Ｃｒ－５Ｎｉ－０．２５Ｎ奥氏体钢７７Ｋ温度下的力学性能，并研究了其低温变形和断裂行为，结果表明，该用具有高的低温强度和韧性，已达到超导容器材料所要求的力学性能指标；在拉伸变形过程中产生形变孪晶，先形成的形变孪晶和位错结构阻碍随后的塑性流变；该钢沿｛１１１｝_γ面发生穿晶断裂，断裂面由许多小平面组成，小平面被塑性台阶所连接。     

Mn18Cr18N钢热变形机制的研究

依据Ｍｎ１８Ｃｒ１８Ｎ护环钢的热力学模拟试验进行的热变形微观组织研究,列举了几种典型锻造规范和变形机制。试样在不同温度下热压变形,产生的微观破坏的极限变形值为８５０℃－３９％,９５０℃－４６％,１０５０℃－５３％,１１００℃－４０％,１２３０℃－４７％。     

32Mn－7Cr－1Mo－0．3N奥氏体钢的动态再结晶

用热压缩试验方法研究了３２Ｍｎ－７Ｃｒ－１Ｍｏ－０．３Ｎ奥氏体钢的动态再结晶。结果表明，在１１５０℃变形时，奥氏体已完全动态再结晶；在１１００℃以下变形时，奥氏体发生部分动态再结晶。     

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。     

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。     

阀门钢5Cr21Mn9Ni4N热变形抗力模型

以１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉ不锈钢为参考，在Ｇｌｅｅｂｌｅ１５００热模拟试验机上对５Ｃｒ２１Ｍｎ９Ｎｉ４Ｎ（２１－４Ｎ）阀门钢的热轧变形抗力进行了研究，得到了它们的变形抗力曲线。分析了各典型变形抗力模型的预报精度。用合理的模型结构形成回归了两钢种的热轧变形抗力西式。     

Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的冶炼工艺

为了研究Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的冶炼工艺,采用加压感应炉+保护气氛电渣重熔工艺进行Mn18Cr18N高氮奥氏体不锈钢的冶炼工艺试验,冶炼过程中采用氮化合金与加压氮气渗入相结合的方法增氮。结果表明,随着氮气分压的增加,钢中氮质量分数随之增大;当冶炼过程中氮气分压提高0.03 MPa时,能够成功抑制皮下气泡的生产;试验钢经保护气氛电渣重熔后,钢中夹杂物会普遍降低,主要为细小的方形TiN夹杂。     

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。     

Mn18Cr18N钢护环控制热成形与控制冷却的研究

扼要提出了Ｍｎ１８Ｃｒ１８Ｎ钢护环控制热成形与控制冷却技术的原理和方案。介绍了该钢种的工艺塑性和动态再结晶、静态再结晶的热力模拟试验结果和优选的工艺参数。     

氮含量对1Cr17Mn6Ni5N奥氏体不锈钢高温变形行为的影响

试验用1Cr17Mn6Ni5N钢(/%:0.09~0.11C,0.19~0.29Si,7.33~7.42Mn,0.011~0.015P,0.004~0.007S,16.87~17.24Cr,,5.06~5.19Ni,0.21~0.40N)由10kg真空感应炉熔炼,通过氮气气氛加氮化铬进行N合金化。通过Gleeble-1500D热模拟试验机将实验钢在真空下1150~1 000℃,以应变速率10^-2s^-1和1 s^-1进行压缩60%试验。结果表明,在高温下,以低应变速率压缩时钢的动态再结晶是主要的软化机制;以高应变速率压缩时钢的动态回复是主要的软化机制;与0.21%N和0.29%N试验钢相比,含0.40%N的试验钢具有较高的峰值应力,根据Zener-Hollomon参数的计算得出0.40%N的试验钢再结晶激活能最高,在高温下不易发生动态再结晶。     

40Cr钢热变形行为研究

利用Gleeble-3500热模拟试验机在变形温度900～1 200℃和应变速率0.01～10 s^-1范围内,对40Cr钢试样进行压缩实验。研究了40Cr钢真应力-应变曲线特征,建立了峰值应力、应变速率和变形温度间的本构方程,并确定了40Cr钢热变形激活能为310.625 kJ/mol。研究结果显示：40Cr钢热变形时的流变软化机制为动态回复和动态再结晶;随着变形温度增加和应变速率减小,流变应力减小;试样的变形温度越高,应变速率越低,显微组织中的动态再结晶越完全,并且动态再结晶晶粒越容易长大。     

Cr12MoV钢热变形行为研究

利用Gleeble 1500多功能热力模拟试验机对Cr12MoV钢金属塑性变形抗力进行试验研究,实测了不同变形温度、变形速率、变形程度下Cr12MoV钢的变形抗力,分析了各工艺参数对变形抗力的影响.回归计算得出Cr12MoV钢再结晶激活能;利用最小二乘法回归出峰值应力、峰值应变与Z参数的关系.     

50Mn18Cr5护环钢研制总结

50Mn18Cr5护环钢采用电弧炉氧化法冶炼，该钢含[Mn]高，流动性好，易跑钢，烫模子；由于还原期合金料补加量大，还原期的温度控制成为一大冶炼难题，因此冶炼中采用先调铬，后吹氧化铬，升温，再调锰，这样便很好地控制住了还原期温度，确保[Mn]的收得率达97％左右。另外由于该钢对残余Al要求低，钢液脱氧严禁用Al脱氧。我们采用在薄渣下，终脱氧插Ca方式脱氧，效果较好。     

0．1C—1．5Si—1．5Mn—0．4Cr热轧双相钢的相变和组织

0．1C－1．5Si－1．5Mn－0．4Cr钢获得了0．06C－1．3Si－0．9Mm－0．4Cr－0．35Mo型热轧双相钢（F＋M）的相变动力学,即在CCT曲线上出现了温度间隔为100℃的奥氏体亚稳区。随冷速的降低,Si－Mn－Cr钢的组织中多边形铁素体量增多,贝氏体量减少,当冷速减小到0．5℃／s时,组织中出现针状马氏体。     

Cr5型冷轧工作辊用钢的热变形行为

采用Gleeble-3500热模拟试验机,研究了Cr5钢(%:0.85C、5.0Cr、0.6Si、0.5Ni、0.4Mo、0.1V)在应变速率0.001～1 s^-1、变形温度900～1 200℃条件下的热变形行为。Cr5钢的热变形激活能Q为307 kJ/mol,确定了表征热变形峰值应力与温度和应变关系的Cr5钢的热变形方程,建立了其热加工图(Processing Map);随着变形温度的升高及应变速率的降低,能量消耗效率η逐渐升高;真应变为0.7,变形温度为1 100℃、应变速率为0.001 s^-1时,能量消耗效率达到峰值,约为40%。     

40Mn18Cr3钢的半热锻变形强化

本文根据试验室度验研究数据和工厂试制生产的经验,对影响40Mn18Cr3钢半热锻变形强化的主要因素进行了讨论,并提出了用40Mn18Cr3钢锻制汽轮发电机护环,在进行半热锻时应该注意的各种事项。     

0．33C．1．0Mn．0．8Si钢过冷奥氏体的连续冷却转变及组织细化

利用Gleeble-3500热模拟实验机测定了0.33C-1.0Mn-0.8Si钢的静态(不变形)与动态(变形)CCT(连续冷却转变)曲线,并观察了钢的组织.结果可见.形变可以提高铁索体转变的开始温度,但对转变终了温度基本没有影响,变形后过冷奥氏体的铁素体转变区扩大,动态Ar3的值比相同冷却条件下静态时Ar3高出近100℃,形变对Ar3的影响不明显;随着冷却速度的增大,铁素体晶粒由多边形状变成条状或长片状,珠光体团也变得更细小、弥散,且动态连续冷却组织比静态连续冷却组织细小.     

18Cr18Mn2MoN奥氏体不锈钢在900℃等温过程中的析出行为

用金相法、电镜观察等分析研究了固溶 时效处理过程中18Cr18Mn2MoN高氮奥氏体不锈钢氮(碳)化物及金属间相的析出行为.结果表明,在18Cr18Mn2MoN不锈钢中,随900℃等温时间的延长,Cr2N析出过程为:沿晶界以链条状析出→沿三晶界交汇处以胞状析出并伴随少量的晶内析出→逐渐向晶内生长并与晶内析出物相连呈层片状布满整个晶面;随着氮化物的析出伴随有σ、x和γ'相析出.探讨了各析出物的析出机理,通过析出物形貌的TEM观察和选区衍射分析(SAD)确定了几种析出物的晶体结构及其与基体的位向关系.     

氮对Mn18Cr18N护环钢高温力学性能的影响

护环是汽轮发电机的重要部件。用Gleeble-1500热模拟试验机研究了成分(%)为:(1)0.53C-16.98Mn-3.17Cr,(2)0.12C-19.57Mn-19.27Cr-0.60N和(3)0.06C-18.58Mn-19.15Cr-0.69N 3种护环钢在8001 200℃的高温变形应力-应变曲线以及含N护环钢的高温塑性-断面收缩率。结果表明,随钢中氮含量的增加,动态再结晶需要的临界变形量越大,相应的变形抗力逐渐增大;含N钢在1 050℃塑性最大,高温塑性随钢中氮含量的增加而减小,因此改善变形方式以提高工艺塑性是防止热裂,提高护环质量的有效途径。