（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。

（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。

Incoloy925圆钢锻造厂家

Incoloy925圆钢锻造销售

国劲合金不锈钢材质有:耐热钢(310S,2080),双相不锈钢(2205,2507), 超级奥氏体(904L,254SMO,1.4529,AL-6X),尿素钢(724L,725LN),哈氏合金(Hastelloy C276 ,C4,C22,B,B2,B3),Inconel(Inconel600,Inconel625) Incoloy(Incoloy800,Incoloy800H,Incoloy825),蒙乃尔(Monel400,Monel K-500)等公司主要产品包括不锈钢耐高温材料,不锈钢耐腐蚀材料的不锈钢丝，螺栓、螺母、标准件、紧固件及非标件。我们的追求:更周到、更优质、更高效、更实用,面对经济化的挑战，正利特钢制品有限公司坚持“化、科技化、产业化”发展方向，不断；大力引进设备、和人才，提高综合竞争力；整合资源、发挥优势，增加新的经济增长点；继续深化“正利爱员工、员工爱正利、正利爱用户、用户爱正利、我爱同事、同事爱我”的思想理念，努力将“国劲”打造成。

合金和石墨共存于熔盐中时,不同的状态对 合金的腐蚀行为有较大影响。在两者电绝缘情况下,700℃时G3535合金在FLiNaK熔盐中浸泡100h后的单位面积失重值为0.41mg/cm2, 合金表面的贫Cr层深度约为20μm,其腐蚀机理主要为非电迁移效应,合金中的Cr扩散到合金表面,与熔盐中的氧化性杂质反应后以 Cr2+离子形式溶解进入熔盐中,并在石墨表面发生歧化反应3Cr2+?2Cr3++Cr0,生成的Cr0会与石墨形成Cr7C3。当合金-石墨进行电化 学时,合金试样的单位面积腐蚀失重值为2.73mg/cm2,合金表面的贫Cr层深度约为30μm,腐蚀程度明显大于两者绝缘状态。 这是由于合金和石墨在电位差的作用下形成电偶腐蚀,此时合金作为阳极发生Cr的氧化反应,而石墨作为阴极表面发生离子的还原,在 大阴极小阳极作用下合金的腐蚀加剧。G3535合金在熔盐中的腐蚀可以分为快速腐蚀和腐蚀两个阶段。

快速腐蚀阶段主要是熔盐中氧 化性杂质的驱动,合金中的Cr被氧化生成离子态而进入熔盐,随着熔盐中氧化性杂质消耗殆尽,合金的腐蚀速率逐渐下降后在200- 400hr趋于平衡,此时合金的腐蚀速率主要受控于Cr元素在合金内部的扩散。当合金与石墨绝缘,腐蚀趋于状态下（400h）合金的年腐 蚀深度为8μm/year;在合金与石墨两者电化学时,合金的年腐蚀深度为75μm/year;对腐蚀动力学曲线进行数据拟合,两种情况下合金 的腐蚀失重值和浸泡时间之间均幂函数关系。（2）进行了熔盐中杂质离子对合金腐蚀行为影响的实验研究。熔盐中影响合金腐蚀行 为的杂质包括总氧、含氧酸根离子和金属离子等。其中氧化性杂质如SO42-的存在会造成合金的晶间腐蚀开裂,需严格控制含量;而存 在非氧化性杂质O2-的熔盐体系中,相LiF-NaF-KF（FLiNaK）熔盐中的316合金腐蚀电流密度下降约80%,电荷转移电阻值增大约10倍, 通过SEM-EDS、XRD、拉曼结果研究发现O2-通过参与腐蚀反应,使316合金表面的腐蚀产物发生由Cr2O3和Fe3O4向Fe2O3和LiCrO2的转 变,LiCrO2作为屏蔽层从而有效延缓了合金的腐蚀。（3）进行了熔盐中铁的价态和电化学行为研究。Fe离子是影响合金腐蚀的常见 氧化性杂质,首先采用电化学明确了Fe在熔盐中的存在价态,结果显示Fe（Ⅱ）和Fe（Ⅲ）均可存在于FLiNaK熔盐中。Fe（Ⅱ）在熔 盐中一步两个电子而还原为Fe,Fe（Ⅱ）的扩散系数为3.8×10-5 cm2 s-1;Fe（Ⅲ）的还原分为两步,分别对应Fe（Ⅲ）/Fe（Ⅱ）（ -0.15V）及Fe（Ⅱ）/Fe（-0.58V）。动电位极化表明:当熔盐中添加Fe2+时,合金腐蚀的阴极反应为:0)2++2e-→Fe,腐蚀主要受阴极 区的Fe2+浓度扩散控制。静态浸泡腐蚀的结果发现,熔盐中存在的Fe2+离子可与合金组分Cr会发生置换反应Fe2++Cr→Cr2++Fe,生成 的Fe沉积在合金表面,并在浓度梯度的作用逐渐向合金内部扩散,合金组元Cr则通过反应生成Cr2+进入熔盐。因此,合金试样的变化包 括组元Cr的溶解析出及Fe的沉积扩散,通过SEM-EDS研究晶界是Cr/Fe两元素的主要扩散通道。

Inconel 718（以下简称IN718）高温合金是以镍、铁、铬为主要元素,能在650°C以下高温及复杂应力条件下*服役的一类合金材 料。因其优异的高温力学性能,IN718高温合金在等高温部件领域中被广泛地应用。目前,的合金加严重制约了IN718合金的生产及应 用。而激光熔覆（Laser Cladding,LC）技术作为一种*的激光增材制造因其冷却速率快、晶粒及界面冶金结合等优点而被广泛应 用于IN718高温合金的加及再制造中。然而,在激光快速凝固,IN718合金由于元素偏析,会在后凝固的树枝晶间产生大量的低熔点共晶 产物Les相,从而诱发裂纹并合金的综合力学性能。因此,基于激光熔覆技术的优势与IN718高温合金性,本文采用高斯激光光源及具有 平顶性的近均匀激光光源两种能量分布形式不同的激光光源对IN718高温合金进行激光增材制造。对研究了这两种激光光源条件下熔 覆层的沉积性、显微组织、合金元素Nb的偏析及Les相析出行为、熔覆层力学性能、固液界面等合金凝固性。同时结合数值模拟对两 熔覆层的热及非平衡溶质再分配系数进行模拟计算,通过实验结果与模拟结果对,进一步揭示了激光熔覆IN718高温合金元素偏析的行 为机制及影响因素,为激光增材制造IN718高温合金中元素偏析行为的控制提供更多的理论依据及实验证明。 本文的主要研究结论如下:（1）在本文实验参数下能量呈均匀分布的激光光源熔覆IN718合金（ELD-IN718）和能量呈高斯分布的激 光光源熔覆IN718合金（GLD-IN718）制备的熔覆层均成形良好、气孔较少且无明显裂纹缺陷,两熔覆层与基体均形成良好的冶金结合 。ELD-IN718熔覆层底部较为平坦,树枝晶生长相对,枝晶间距约为15.712μm;而GLD-IN718熔覆层底部较陡,树枝晶生长细长,枝晶间 距约为9.05μm。（2）ELD-IN718熔覆层的元素偏析程度及Les形成量相GLD-IN718偏低,前者整体Les相平均含量约为5.6 vol.%;而在 GLD-IN718熔覆层中Nb元素的偏析相更为严重,各个区域的Les相的含量较多,其整体Les相平均含量约为8.12 vol.%。

（3）数值模拟 结果表明,GLD-IN718熔池内温度及其垂直方向温度梯度均高于ELD-IN718,横向温度梯度低于ELD-IN718,使得GLD-IN718形成较低的平 衡分配系数,即GLD-IN718熔覆层的非平衡分配系数kv值约为0.540.57,低于0.550.58的ELD-IN718熔覆层,该结果与实验中GLD-IN718 中更高的元素偏析及Les相形成量相吻合。（4）拉伸结果表明,ELD-IN718熔覆层的抗拉强度约为953MPa,GLD-IN718熔覆层的775.6 MPa的抗拉强度了约23%。然而显微硬度结果表明GLD-IN718熔覆层的平均硬度约为270V0.3,高于ELD-IN718约250 V0.3的硬度。Les相 含量的了GLD-IN718的硬度,但由于Les相消耗了基体较多的强化元素,使得基体γ相软化,终合金抗拉强度的。 蠕变-疲劳以及蠕变-屈曲失稳是钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor,TMSR)反应堆压力容器(简称“堆容器”)的主要失效形 式。对于这两种失效形式,目前高温核设计规范(如AE-N)主要采用性或非性进行分析与评定。TMSR堆容器关键部位(如接管区域)的蠕 变效应显著,且应力水平超过了性分析准则的限值,故需要进行非性蠕变-疲劳损伤分析。另外,高温结构的屈曲失稳评定也要求进行 非性的蠕变-屈曲分析。然而,目前采用非性分析进行TMSR堆容器的蠕变-疲劳损伤与蠕变-屈曲分析还存在以下问题:一方面,缺少 TMSR堆容器关键结构材料——镍基UNS N10003合金的蠕变损伤与蠕变-疲劳损伤理论模型的相关研究;另一方面,与蠕变损伤及蠕变- 屈曲相关的数值模拟技术尚不成熟。这给TMSR堆容器的高温结构完整性评定作带来了较大的困难和挑战。本文基于连续损伤力学理 论,建立了适用于高温镍基UNS N10003合金的非性蠕变损伤模型,并发展了其数值模拟技术;研究了该合金的非性多轴蠕变-疲劳损伤 模型,并进行了参数性分析及寿命模型的对;同时基于蠕变损伤模型,对长圆柱壳蠕变-屈曲的数值计算进行了探讨;后应用上述理论模 型与数值计算对TMSR堆容器进行了非性蠕变-疲劳损伤以及蠕变-屈曲的分析与评定。