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利用Gleeble热模拟试验机对13Cr超级马氏体不锈钢进行单道次热模拟压缩实验,以研究温度在950~1200℃、应变速率在0.1~5 s~(-1)下的热变形行为,并分析了不同条件下晶粒的组织演变规律;基于Sellars双曲正弦模型构建了13Cr超级马氏体不锈钢的流变应力本构方程。结果表明,随着变形温度的升高和应变速率的降低,峰值应力降低;随着变形温度的升高,晶粒逐渐长大、粗化。随着应变速率的升高,动态再结晶晶粒明显细化。经计算得到了热变形激活能Q=519580.9 J/mol,并得到了Zener-Hollomon参数的表达式。 相似文献
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对11Cr17马氏体不锈钢进行了浸硫氮化处理,利用金相显微镜和显微硬度计测量了渗层的厚度及硬度梯度,在MM-200磨损试验机上分别进行了干磨和油磨的耐磨试验,并用三维超景深显微镜测量了磨痕面积.研究结果表明:11Cr17浸硫氮化试样比11Cr17未处理试样的耐磨性能大幅度提高;11Cr17浸硫氮化与M2高速钢未表面处理相比,油磨性能相当,但干磨性能较后者好. 相似文献
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《热处理技术与装备》2020,(1)
正11Cr17不锈钢在所有耐热钢中,硬度最高,可制造喷嘴、轴承。力学性能:退火硬度≤269 HB、淬火回火硬度≥58 HRC。美国牌号为440C。执行标准:GB/T 1220—1992。化学成份(质量分数,%):0. 95~1. 20 C;≤1. 00 Si;≤1. 00 Mn;≤0. 030 S;≤0. 035 P; 16. 00~18. 00 Cr;≤0. 60 Ni;≤0. 75 Mo。 相似文献
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通过Gleeble-3500热模拟试验机对13Cr超级马氏体不锈钢进行单道次压缩变形试验,系统研究变形温度在950~1150 ℃、应变速率为0.001~10 s-1条件下的热变形行为。利用双曲正弦模型建立了13Cr超级马氏体不锈钢的流变应力本构方程,求得试验钢的热变形激活能为412 kJ/mol,并基于动态材料模型(DMM)理论绘制了材料的热加工图,得出材料的最佳热变形工艺参数窗口为:变形温度1032~1072 ℃,应变速率0.039~0.087 s-1。组织演变结果表明,试验钢在高变形温度和低应变速率的条件下,容易发生动态再结晶。当应变速率一定时(0.01 s-1),变形温度从950 ℃升到1050 ℃,动态再结晶的体积分数从18.7%升高到60.1%,组织的再结晶程度提高,晶粒均匀细小;当变形温度一定时(1050 ℃),随着应变速率的降低,动态再结晶的晶粒长大粗化。 相似文献
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为研究低碳马氏体不锈钢的热变形行为,利用Gleeble-3800热模拟试验机对该材料进行不同温度的压缩变形试验,利用流变应力曲线构建了基于Arrhenius双曲正弦模型的本构方程,并建立试验材料的热加工图,最后对比分析试验材料在不同变形条件下的显微组织。结果表明,材料在高变形温度与低应变速率下变形时主要发生动态再结晶现象,在低变形温度与高应变速率下变形时主要发生加工硬化现象,流变应力的理论值与实测值的线性相关系数为0.995 5,验证了本构方程的准确性;结合热加工图分析和显微组织观察,得出该材料的失稳工艺窗口区域为变形温度1 020~1 120℃、应变速率0.01~1 s-1;材料的最佳工艺窗口区域为变形温度900~1 150℃、应变速率0.003~0.01 s-1。变形温度的提高有利于将粗大变形组织逐渐转变成细小的等轴组织,应变速率的降低同样有利于发生动态再结晶,但过低则会延长变形时间,导致再结晶晶粒逐渐长大与粗化。 相似文献
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高氮马氏体不锈钢以其高硬度、高耐蚀性能顺应了刀剪材料的发展要求。利用Gleeble-1500热模拟试验机,在900~1050℃范围,0.05~0.5 s-1应变速率条件下,对高氮马氏体不锈钢3Cr13N进行了高温轴向压缩试验,测得了钢的高温流变曲线。结果表明,该钢流变应力(或峰值应力σp)和峰值应变εp随着变形温度T的升高和应变速率ε的降低而减小,而且,ln[sinh(0.012σp)]与lnε、ln[sinh(0.012σp)]与T-1都近似成直线关系。由此计算出该钢的动态再结晶激活能为443.45 kJ·mol-1,并确立了该钢的热变形方程。 相似文献
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采用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)、洛氏硬度计、冲击试验机等观察和分析了7Cr17Mo马氏体不锈钢在980~1110℃不同温度淬火下的组织特征和性能变化。结果表明,淬火组织为残留奥氏体和碳化物分布于隐针马氏体基体上,碳化物以(Fe,Cr)23C6为主。随着淬火温度的升高,残留奥氏体含量增加,马氏体过饱和度增加,针状马氏体组织变粗,1060℃时硬度升高到最大值59 HRC。冲击试验结果表明在980~1080℃淬火时,随淬火温度升高,冲击韧性提高,1080℃时冲击韧性最好,其后下降。SEM断口形貌表明室温下冲击断裂方式为微孔聚集型断裂。 相似文献
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采用Thermecmastor-Z热模拟试验机对0Cr24Si Al铁素体不锈钢进行了不同温度(700~1100℃)、特定变形速率2.0 s-1的拉伸和不同温度(900~1150℃)、不同变形速率(0.01~2.5 s-1)的压缩试验,研究了不同温度和不同变形条件下0Cr24Si Al的塑性与变形抗力的关系,建立了变形抗力数学模型热塑性本构方程ε·=3.634×1017[sinh(0.018σ)]3.71exp(-387 847/RT)。结果表明,0Cr24Si Al铁素体不锈钢的热变形激活能为387.847 k J/mol,热变形塑性较好的温度范围是950~1150℃。 相似文献
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《铸造》2019,(10)
采用光学显微镜、扫描电镜、洛氏硬度计等实验设备,通过高温回火+等温球化处理工艺研究了ZGCr17Ni2马氏体不锈钢的软化行为,分析了组织、硬度变化规律。结果表明:回火温度由600℃逐步提高至700℃,组织由铸态的珠光体+马氏体+残余奥氏体+莱氏体+碳化物转变为珠光体+回火索氏体+不稳定残余奥氏体+莱氏体+碳化物,硬度由铸态时的HRC47逐步降低至HRC29。随后进行的等温球化使其基体珠光体进一步球化,但对硬度影响不大。最佳软化处理工艺为:高温回火650℃+2 h,等温球化760℃+2 h-700℃+2 h,炉冷。其组织为粒状珠光体+莱氏体+碳化物,硬度为HRC27。 相似文献
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为研究马氏体TiAl合金的热变形行为,对Ti-42.1Al-8.3V合金进行1320 ℃油淬,得到马氏体,然后利用Gleeble-1500D热模拟试验机研究了马氏体在变形温度为1000~1150 ℃、应变速率为0.001~1 s-1下的热变形行为。利用背散射电子成像(BSE)和背散射衍射(EBSD)研究了热变形参数对TiAl合金显微组织的影响,通过分析真应力-真应变曲线,结合双曲正弦方程建立了本构方程。结果表明,马氏体TiAl合金的流变应力曲线符合动态再结晶特征,峰值应力随着变形温度的降低和应变速率的增大而增大;通过计算得到n为2.175,变形激活能Q为595.79 kJ/mol,并构建了马氏体TiAl合金的本构方程;在热变形后,TiAl合金中近等边三角形排布的马氏体转变成α2/γ片层结构。随着变形温度的升高和应变速率的减小,α2/γ片层逐步被再结晶晶粒替代,最后在变形温度为1100 ℃、应变速率为0.001 s-1条件下全部转化为等轴晶。另外,随着应变速率的降低和变形温度的升高,晶粒充分长大,逐渐粗化。 相似文献
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《铸造技术》2018,(11)
通过DSC404F3差式扫描量热法(DSC)研究了9Cr18马氏体不锈钢的固相线温度和液相线温度,通过对Thermo-Calc热力学模型进行分析,研究了在加热过程中材料的组织变化。在Thermecmastor-Z热模拟试验机上对热轧态和半固态坯料9Cr18不锈钢进行了触变压缩实验,根据所得结果绘制了应力-应变曲线。研究了两种9Cr18马氏体不锈钢在1 300℃,变形速率1 s-1,压缩变形率20%、40%和60%条件下的组织。结果表明,9Cr18马氏体不锈钢的固相线温度为1 279℃,液相线温度为1 413℃。热轧态原料液相大致沿原带状碳化物方向析出,容易导致液相在局部区域聚集阻塞,这种呈带状分布的液相不利于流动通道的畅通;半固态坯料液相在固相颗粒间流动,液相能够相互三维贯通,不会导致偏析等问题,保证了试样宏观形貌完整,只有少部分裂纹。 相似文献
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《热加工工艺》2014,(23)
利用Gleeble-3180热模拟机对铸态12%wtCr马氏体不锈钢进行了高温热压缩实验,研究了该钢在900~1200℃和0.001~10 s-1条件下的热变形行为,建立了热加工图。分析了工艺参数对铸态12%Cr钢微观组织的影响。结果表明:铸态12%Cr钢的流变应力随变形温度的提高和应变速率的降低而增大。动态再结晶晶粒尺寸与Z参数成反比关系。依据动态材料模型,建立了热加工图,流变失稳区集中在900~1050℃、应变速率大于1 s-1的区域,其微观组织表现为变形带和M/δ相界处的微孔、微裂纹。最佳的热加工工艺参数范围为:1050~1200℃和0.001~0.01 s-1,在稳定变形区,粗大的毫米级的柱状晶会被细化到10~40μm。 相似文献
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