Incoloy825圆钢锻件生产

国劲主营材质：GH系列高温合金：GH1140、GH2132、GH3128、GH3030、GH3044、GH4145、GH4146、GH4169
NS系列耐蚀合金：NS111、NS112、NS113、NS142、NS143、NS312、NS313、NS315、NS321、NS322、NS333、NS334、NS336
精密合金系列：1J30、1J36、1J50、2J22、2J85、3J01、3J09、3J21、3J40、3J53、4J28、4J29、4J36、4J42、4J50、6J20、6J22
Inconel合金：Inconel625、Inconel625LCF、Inconel690、Inconel600、Inconel601,Inconel617、Inconel686、Inconel718、Inconel718

了一维高频与二维低频振动辅助切削皮质骨装置,分析了振动切削与普通切削裂纹扩 展的差异,且较了不同加的骨材料切削力。皮质骨一维高频振动辅助切削可将普通切削产生的大块断裂切屑转变为不连续或连续小块 三角状切屑,裂纹的扩展也由不规律的方向变为主剪切方向,振动辅助切削切屑形态规律、已加骨材料表面裂纹与缺陷。二维低频振 动辅助切削改变了皮质骨普通切削切屑生成,造成了更小的切屑曲率和切屑断裂,同时二维低频振动辅助切削也在不同切削方向了切 削力。 端异种金属焊接接头(DMW)是压水堆核电一回路反应堆冷却剂循环中的薄弱部位,运行历史表明应力腐蚀开裂(SCC)是其主要失效形式 之一。对于异种金属焊接接头材料SCC性的评价,对于现有接头的服役和未来相关构件的设计制造具有重要意义。本论文以国产三代 压水堆端异种金属焊接接头全尺寸见为研究对象,重点关注SCC三要素中材料因素的影响,利用扫描电子显微镜(SEM)、透射电子显微 镜(TEM)、聚焦离子束(FIB)、电子背散射衍射(EBSD)、纳米压痕、原位拉伸、三维X射线成像(3D-XRT)、三维原子探针(3DAP)、透射 电子背散射衍射(t-EBSD)、慢应变速率拉伸(SSRT)、模拟一回路水浸泡实验、动态高温高压水循环和原位快速划伤电极技术等研究 和分析手段,针对镍基合金焊缝材料中的失塑裂纹(DDC)和焊接夹杂等焊接缺陷和焊缝材料的再钝化行为进行多尺度SCC性评价,研究 了焊接缺陷的微观组织、力学性质及其在模拟一回路水中的腐蚀行为,厘清了不同焊接缺陷的产生机制及其对SCC性的潜在影响,通过 对镍基合金焊缝材料再钝化行为的基础性研究了利用再钝化参数快速评估材料SCC性的可行性。

     焊态条件下焊缝金属无析出相析出,经焊后回火热处理,马氏体板条晶内及晶界处有弥散分布的碳化物细小颗粒析出,激光焊接接头上部马氏体板条宽度明显大于自熔焊打底层,但析出相数量相对较少,对析出相进行能谱分析,主要为椭圆形的纳米级M23C6型碳化物。对焊接接头进行不同保温时间的焊后热处理,母材区仍保持原始细小的回火索氏体形貌,热影响区晶粒尺寸由熔合线到母材方向逐渐减小,随着保温时间的延长,该区域晶粒逐渐细化,逐渐均匀,变化梯度逐渐减小。焊后热处理使得焊缝粗大的板条马氏体发生了多边形碎化,转变为板条特征明显的回火马氏体,同时马氏体晶界处出现大量弥散分布的碳化物,保温时间延长,焊缝金属晶粒尺寸有长大的倾向,马氏体板条增大,且其晶内碳化物颗粒向晶界扩散,在马氏体板条晶界处产生聚集现象。CLF-1钢激光焊接接头焊缝处显微硬度明显高于母材,热影响区未见明显软化,经焊后热处理,硬度分布趋势与接头焊态类似,焊缝金属显微硬度下降明显,回火时间加长,焊缝区显微硬度下降不明显。焊接接头具有良好的抗拉强度,焊后热处理将导致接头抗拉强度小幅度下降,回火时间延长,接头抗拉强度进一步降低,但抗拉强度依然相当于母材水平,室温及高温拉伸试样均断裂于远离焊缝的母材中。焊态条件下CLF-1钢激光焊接接头出现焊缝硬化现象,冲击韧性较差,焊后热处理能显著的改善接头的冲击性能,但保温时间过长会使得板条马氏体晶粒度加大,导致冲击韧性一定程度的降低。
耐磨钢基板NM400/450和NM500/550为研究对象,探索热处理工艺对两种耐磨钢基板的和硬度的影响规律,制定符合相应硬度级别(400 HB和450 HB级、500 HB和550 HB级)的优化热处理工艺,并对优化工艺下试制的450 HB和550 HB两种硬度等级耐磨钢成品的磨损性能进行了对比研究,分析了其磨损机制的差异,并探讨此类耐磨钢、硬度与耐磨性能之间的。热处理工艺优化试验表明:NM400/450基板910℃淬火后,在200℃低温回火,能够达到450 HB级耐磨钢硬度要求;在200℃至340℃回火,能够达到400 HB级耐磨钢硬度要求。NM500/550基板在880℃淬火后,在200℃低温回火,能够达到550HB级耐磨钢硬度要求;在290℃以内温度回火,能够达到500 HB级耐磨钢硬度要求。采用优化工艺生产的450 HB级NM450和550 HB级NM550成品马氏体耐磨钢,从表面到心部原奥氏体晶粒细小均匀,都为回火马氏体,表面与心部均匀;NM450和NM550板厚方向平均硬度分别为423 HB和540 HB。磨损试验结果表明:在销盘式滑动磨损条件下,低载下两种耐磨钢的磨损机制都以磨粒磨损为主,NM450存在粘着磨损;高载下NM450存在严重氧化剥层磨损,NM550存在氧化轻微磨损。在环块式滑动磨损条件下,低载下两种耐磨钢的磨损机制都为由犁沟导致的磨粒磨损,并伴随轻微的疲劳磨损;高载下磨粒磨损和疲劳磨损程度加重,NM450犁沟较深,NM550磨损表面剥落较多。在磨粒磨损条件下,两种耐磨钢的磨损机制都为微观切削机制,NM450磨损表面存在横向切削沟槽。在腐蚀磨料磨损条件下,中性介质中的磨损形貌具有冲蚀磨损特征;在酸性介质中两种耐磨钢磨损表面存在明显的腐蚀冲击坑,磨损机制为冲蚀和腐蚀磨损。NM550在以磨粒磨损和氧化轻微磨损为主导机制的高载销盘滑动磨损条件下和以显微切削为主导机制的磨粒磨损条件下,耐磨性能较NM450显著提高;而在环块式滑动磨损条件下和酸性腐蚀磨损条件下,NM550耐磨性的提高幅度较小。

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Incoloy825圆钢锻件生产Sandvik nanoflex是新型准晶强化马氏体时效钢,其抗拉强度可以达3000MPa以上。但是目前对于该新型钢种变形及热处理工艺优化方面的研究比较少。因此,本文首先对该钢种相应的变形及热处理工艺进行理论统计优化研究。利用Design-Expert研究了加工变形量、固溶温度、时效温度及时间对00Cr12Ni9MO4Cu2马氏体钢性能的影响。优化了高强准晶强化钢的加工工艺,具体如下:冷加工变形为85%,1021℃固溶1h,时效温度474.25℃,时效时间为171.6min约3h,此时的硬度为663 HV。验证试验发现,当冷加工变形量为85%,在1021℃固溶1h,在474℃时效171min,测得显微硬度值632HV,与理论佳值的误差率为4.6%,小于5%,理论计算值与试验值吻合良好。同时,还利用SPSS分析软件,对00Cr12Ni9Mo4Cu2未时效的马氏体不锈钢,在1050℃固溶1h,后在475℃下时效3h的热处理工艺下的Ti和Mo对硬度的影响做一个回归分析,确定了Mo、Ti的交互作用,得到成分对硬度影响的量化关系回归方程:H=459.402+133.236Ti%+3.518Mo%其中H为显微硬度,Ti%、Mo%为其成分的质量百分数(wt%)。计算表明,该方程所得结果与其它研究者试验研究结果具有较好的*。利用DTA、SEM、XRD和拉伸试验,对其微观结构和力学性能进行了研究。试验研究发现,经475℃时效后,会生成直径为20-30nm的准晶析出相。在475℃时效,其抗拉强度高于550℃时效状态,但延伸率低于550℃时效状态,奥氏体含量大于475℃时效状态。
P91马氏体耐热钢是目前超（超）临界火力发电机组关键部件的主要用材,*服役于高温高压的环境下,势必会产生蠕变损伤并伴随着材料内部微观的演化,终导致构件结构完整性劣化。因而,研究P91钢的蠕变损伤机制,对准确预测材料的安全状态和蠕变剩余寿命十分关键,同时也是保证超（超）临界火电机组构件安全运行的迫切要求。本文以P91钢为研究对象,首先,在600℃和620℃条件下进行高温单轴拉伸试验,得到相应温度下材料的相关力学性能。随后在给定条件下分别进行高温蠕变持久试验和蠕变间断试验,以得到蠕变数据和蠕变损伤试样。后利用电子背散射衍射（Electron Back-Scattered Diffraction,EBSD）技术和硬度检测技术对蠕变试样的损伤行为进行了评价,取得的主要成果如下:（1）利用高温单轴拉伸试验得到P91钢在600℃和620℃条件下的相关力学性能,例如抗拉强度σb、弹性模量E、屈服强度σ0.2和延伸率δ;通过高温蠕变持久试验获得P91钢在600℃、165MPa和620℃、145MPa条件下的完整蠕变曲线、蠕变断裂时间和断裂应变,蠕变断裂时间分别为219h和110h,断裂应变分别为0.296和0.332;通过蠕变间断试验,制备出了不同蠕变状态下的损伤试样。

（2）利用EBSD技术对蠕变损伤试样进行精细化分析,主要包括晶体取向分布图、晶界分布图和小角度晶界处几何必需位错密度（geometrically necessary dislocations,GNDs）,结果表明,晶粒取向表明晶粒在蠕变过程中存在一定程度的塑性变形;小角度边界的数量在蠕变过程中随着应变的累积和蠕变机制的影响先上升后下降;小角度晶界处GNDs密度在蠕变过程中先迅速上升,在小蠕变率处达到极值后缓慢下降,直到后基本保持不变,与小角度边界数量的变化基本上*。（3）利用相关EBSD损伤评价参数并结合硬度测量进行了系统分析,其中,等效晶粒尺寸能够反应材料蠕变过程中晶粒的粗化现象;局域取向差可以反应损伤过程中材料微观塑性应变的变化;硬度可以反应可动位错密度、析出相粗化以及材料力学性能的变化。结果表明,在同一服役条件下,随着蠕变的进行和应变的累积,等效晶粒尺寸一直在增大,局域取向差先上升后下降,硬度一直下降,且硬度与等效晶粒尺寸之间的关系符合Hall-Petch公式。
随着精密锻造的发展,“纳米结构钢”的提出,低碳钢的热变形行为受到了广泛研究者的关注。因此,本文以20CrMnTiH钢为研究对象,采用Gleeble-3500热模拟试验机对20CrMnTiH钢进行热压缩变形处理,研究其高温热变形行为和低温热变形行为,建立了不同变形条件下的本构关系模型、动态再结晶模型以及热加工图,利用光学显微镜、场发射扫描电镜和透射电镜分析了其微观演化规律,优化了20CrMnTiH钢的热加工区域,探究出了一种20CrMnTiH钢纳米结构马氏体板条的制备方法。本论文获得的研究成果如下:1.通过高温热压缩变形,建立了20CrMnTiH钢包含应力σ、应变速率、变形温度T和变形量ε的热变形本构方程和动态再结晶的临界模型;由热加工图确定了20CrMnTiH钢的优热加工工艺变形温度为900℃~1025℃、应变速率为0.01s-1~0.2s-1。2.20CrMnTiH钢高温热变形微观表明,20CrMnTiH钢在高温实验条件下都呈现出动态再结晶的特征,且当应变速率一定时,再结晶晶粒尺寸、马氏体束尺寸随着变形温度的升高而增大,显微硬度随着变形温度的升高而降低;当变形温度一定时,再结晶晶粒尺寸、马氏体束尺寸随着应变速率的增大而减小,显微硬度随着应变速率的增大而增大。3.20CrMnTiH钢低温热变形微观表明,随着过冷奥氏体的变形温度的降低,奥氏体和马氏体位错密度增加,硬度提高,马氏体细化。20CrMnTiH钢在650-600℃以5s-1的速率变形至50%时,马氏体块尺寸由1.46μm增大至2.84μm,硬度由527.16HV减小到454.54HV。4.随着过冷奥氏体的变形量的增加,淬火后得到的马氏体位错密度增加,硬度提高,马氏体细化。当20CrMnTiH钢在600℃以5s-1的速率变形30%-50%时,马氏体束、块、条的尺寸分别由6.84um,2.21um,230nm减小到4.68um,1.46um,90.29nm,硬度由501.85HV增加至527.16HV,纳米压痕硬度由7.05Gpa增加至7.9Gpa,弹性模量由247.638Gpa增加至259.89Gpa;而在600℃以5s-1的速率变形70%时,马氏体束、块、条的尺寸分别为8.28um,2.63um,340nm,硬度为472.4HV,纳米压痕硬度为6.52Gpa,弹性模量为236.503Gpa。