施加氮化钛铝涂层对1Cr11Ni2W2MoV不锈钢力学性能的影响

采用电弧离子镀技术在马氏体热强不锈钢1Cr11Ni2W2MoV样品表面沉积了氮化钛铝涂层，研究了涂层对不锈钢的高温拉伸强度、持久断裂时间以及常温旋转弯曲疲劳寿命的影响。Ti0.7Al0.3N涂层的施加对高温拉伸强度影响不大，高温持久实验表明，Ti0．7Al0．3N涂层显著延长了材料的持久断裂时间；Ti0.7Al0.3N和Ti0．5Al0．5N涂层均使试样的疲劳寿命提高约20％左右；高温持久时间和常温旋转弯曲疲劳寿命的提高与涂层制备过程中高脉冲偏压轰击下不锈钢表面形成的一层结构均匀、组织致密的表面强化层的，以及涂层中的压应力的存在。     

淬火冷速对1Cr11Ni2W2MoV钢组织与性能的影响

1Cr11Ni2W2MoV钢是在12％Cr钢的基础上加入W、Mo、V等合金元素而发展起来的一种马氏体型热稳定不锈钢。由于这种钢具有良好的抗腐蚀性能,又能通过热处理获得高的力学性能,因而被广泛地用来制做航空发动机的压气机叶片、盘及涡轮轴等重要承力零件。该钢在我国航空工业中使用时间较长,暴露出     

1Cr11Ni2W2MoV不锈钢冲击性能不合格原因探讨

通过对99件成分存在波动的1Cr11Ni2W2MoV不锈钢经不同温度回火后的力学性能进行统计分析,探讨了该钢经常出现冲击性能不合格的原因。结果表明:造成该钢冲击性能不合格的原因主要是化学成分的波动和回火温度偏低,将回火温度提高至680~710℃可以有效提高该钢冲击性能的一次合格率。     

激光热处理对1Cr11Ni2W2MoV钢的组织和性能的影响

本文着重研究了1Cr11Ni2W2MoV钢的激光相变硬化处理。结果表明此种工艺可以明显提高材料在550℃以下的力学性能,并证明性能的好坏与激光照射参数有关。初步分析了组织与性能之间的关系。     

预氧化对1Cr11Ni2W2MoV不锈钢渗氮层质量的影响

为了研究渗氮前预氧化处理对1Cr11Ni2W2MoV材料制件渗氮层质量的影响,对调质后的试样在渗氮前进行不同预氧化处理和吹砂处理。目视观察预氧化薄膜颜色,采用金相显微镜和硬度计检测渗氮层的组织、深度、硬度和脆性等。结果表明：渗氮前对该材料在550℃下预氧化5～20 min,可以破坏不锈钢制件表面的钝化膜,使该材料制件渗层的硬度、深度及组织符合渗氮技术要求,且其渗层均匀性及渗氮速度均优于渗氮前仅进行吹砂处理的试样。     

回火温度对1Cr11Ni2W2MoV钢冲击性能的影响

在某厂日常检测中,有多炉批次1Cr11Ni2W2MoV钢棒材出现冲击韧度不合格的现象。为了找到不合格的原因,从化学成分、热处理制度方面来展开分析,并进行了比对试验。结果表明:热处理回火温度是影响1Cr11Ni2W2MoV钢冲击韧度的主要因素;回火温度选择在540~590℃的1Cr11Ni2W2MoV钢试样冲击韧度全部合格,回火温度选择在660~710℃的试样冲击韧度部分不合格。选择回火温度为540~590℃,可提高材料的合格率,确保生产进度。     

晶界富集元素和沉淀相对1Cr11Ni2W2MoV钢性能的影响

富集于晶界的有害元素导致电渣重熔的１Ｃｒ１１Ｍ２Ｗ２ＭｏＶ钢韧性严重下降，它是该钢“６００℃；回火脆性”的主要诱因；颗粒细小、均布于基体和晶界的Ｍ＿（２３）Ｃ＿６沉淀相，使１Ｃｒ１１Ｍ２Ｗ２ＭｏＶ钢具有优良的抗点蚀、应力腐蚀和蠕变性能；反之，颗粒粗大的Ｍ＿（２３）Ｃ＿６晶界沉淀相会使该钢的上述性能严重下降。为此建议修改目前仍推荐的５４０～６００℃不合理的回火制度。     

热处理工艺参数对13Cr11Ni2W2MoV渗氮组织及性能的影响

该文对13Cr11Ni2W2MoV不锈钢材料进行气体渗氮,用金相显微镜观察渗层氮化物组织形态,用显微硬度计检测渗层表面硬度,研究渗氮温度、渗氮时间、Kn值对渗层组织形态和表面硬度的影响。结果表明,渗氮工艺参数中,Kn值对渗层组织形态和表面硬度影响较大,当渗氮温度为600℃,Kn值降低到0.18,渗氮时间为8 h时,可获得完整、致密的渗层氮化物组织和890 HV的表面硬度,并且随着渗氮时间的延长,渗氮层厚度逐渐增加。     

1Cr11Ni2W2MoV钢长期时效时组织性能的变化EI

本文研究了1Cr11Ni2W2MoV钢在不同温度下长期时效后组织与性能的变化。试验证明,该钢经1010℃、1.5h后保温淬火并于570℃、1.5h空冷回火后,分别在250℃和450℃下经500～1000h时效,发生明显的脆化现象。在450℃延长时效时间至4000h,冲击功逐步回升。     

1Cr11Ni2W2MoV不锈钢棒断后伸长率换算公式的拟合及验证

对伸长率换算中经常使用的包氏(Bauschinger)公式及奥氏(Oliver)公式进行简要介绍。通过对不同直径,不同标距的1Cr11Ni2W2MoV不锈钢棒圆形横截面拉伸试样进行室温拉伸试验,测出其断后伸长率,经过数据拟合后得到其Oliver表达式,并验证该表达式的合理性。     

1Cr11Ni2W2MoV钢高压涡轮轴裂纹形成原因

某1Cr11Ni2W2MoV钢高压涡轮轴在进行疲劳试验后,其涡轮轴端面和轴体转接处存在沿圆周方向的长度为200 mm左右的穿透性裂纹。采用宏观观察、金相检验、断口分析等方法分析裂纹形成的原因。结果表明：该裂纹性质为疲劳裂纹,涡轮轴的材料正常,裂纹产生的主要原因是涡轮轴的上、下支撑板轴承安装孔同轴度偏差较大,导致涡轮轴在疲劳试验过程中呈偏转状态,最大应力位置发生改变,在端面和轴体的拐角处产生应力集中,促使裂纹形成。     

1Cr11Ni2W2MoV钢后轴颈模压件锻造裂纹的分析

1973年上钢五厂供应我厂的1Cr11Ni2W2MoV钢后轴颈模压件锻坯,炉号81—1175,81—1183,81—1184,81—1186,81—1187共计199件,在上海重型机器厂12000吨水压机上     

金相法测定1Cr11Ni2W2MoV钢渗碳层深度的条件选择

为选择适合金相法测定1Cr11Ni2W2MoV钢渗碳层深度的热处理状态及其侵蚀剂,在不同热处理状态下对其进行显微组织形貌观察.结果表明,1Cr11Ni2W2MoV钢渗碳层深度在退火状态下测定最佳,使用三氯化铁盐酸水溶液侵蚀剂效果较好.     

13Cr11Ni2W2MoV马氏体热强不锈钢的韧-脆转变及脆化机理

13Cr11Ni2W2MoV马氏体热强不锈钢用于制备航天火工品构件时,服役温度低至-196℃,需其具有良好的低温冲击韧性.为此本实验研究了13Cr11Ni2W2MoV不锈钢在-150～100℃的夏比冲击性能.采用光学显微镜、扫描电子显微镜和透射电镜分析其显微组织及冲击断口形貌,结合冲击能量及脆性断面率确定了韧-脆转变温度(DBTT),分析了韧-脆转变规律.结果表明:13Cr11Ni2W2MoV不锈钢的DBTT为-35.5℃.温度由100℃降低到-150℃,13Cr11Ni2W2MoV不锈钢的冲击吸收功由180 J降低至30 J.断口放射区主要表现为由撕裂棱和解理面共存的准解理断裂模式,随着温度降低,放射区解理台阶的高度减小,撕裂棱的宽度变窄.纤维区及剪切唇区表现为韧性断裂模式,断口以韧窝为主,随温度降低韧窝的数量及深度减少.裂纹萌生能量及稳定裂纹扩展过程中吸收的能量随温度降低显著下降,裂纹扩展的难度变低,因此发生了韧-脆转变.韧-脆转变的可能原因为低温下位错难以产生和滑动.     

1Cr12Ni2W1Mo1V不锈钢表面等离子堆焊司太立熔覆层的组织及性能

为提高1Cr12Ni2W1Mo1V不锈钢的耐水蚀性能,采用等离子堆焊方法在其表面制备司太立熔覆层。研究了涂层的显微组织和显微硬度分布,分析了涂层的抗微粒冲蚀性能和耐水蚀性能。结果表明:司太立熔覆层与基体材料冶金结合良好,熔覆层组织细小、分布均匀,基体为枝晶状Co-Cr固溶体,枝晶间较均匀地分布着黑色碳化物,主要为M7C3和少量WC颗粒;司太立熔覆层的平均显微硬度(382.38 HV4.9 N)约为基材平均硬度(195.29HV4.9 N)的1.96倍,最高硬度值达到了421.00 HV4.9 N;堆焊第2层的硬度明显高于第1层的;司太立熔覆层合金的抗微粒冲蚀性能优于基材,其水蚀速度比基材小,在基材1Cr12Ni2W1Mo1V上堆焊司太立合金能有效提高其耐水蚀性能。     

合金元素Cr对铁素体不锈钢组织和性能的影响分析

合金元素Cr是使铁素体不锈钢具有铁素体组织并具有良好耐蚀性的主要元素。通过研究铁素体不锈钢中Cr含量的变化情况,本文分析了其对铁素体不锈钢韧性、抗拉强度、耐蚀性能的影响。     

银离子注入剂量对2Cr13Ni2不锈钢耐蚀性能的影响研究

通过测定试样的电化学极化曲线研究了银离子注入2Cr13Ni2不锈钢后的耐蚀性能。采用AES测定了试样注入层中各元素含量沿深度方向的变化规律。研究结果表明：银离子注入2Cr13Ni2不锈钢后,其耐蚀性能与注入前相近。在一定范围内,随注入剂量的增大,不锈钢的耐蚀性能逐步改善。当2×10^17～4×10^17ions／cm^2剂量的银离子注入不锈钢后。其耐蚀性能优于未注入银离子的不锈钢。不锈钢表面及注入层内铬含量的降低是大剂量银离子注入后造成不锈钢耐蚀性能下降的主要原因。