铁素体不锈钢

2024-06-27

铁素体不锈钢(通用4篇)

铁素体不锈钢 篇1

0 前言

以往铁素体不锈钢用量少,且多含稳定元素Ti,晶间腐蚀事故较少,对铁素体晶间腐蚀重视不够。随着高纯高铬铁素体的发展,铁素体不锈钢的晶间腐蚀逐步引起重视。目前,我国还缺少对铁素体不锈钢晶间腐蚀的评定标准。现有文献对铁素体不锈钢的检验均采用双环电化学动电位再活化( EPR) 法和Cu SO4溶液浸泡腐蚀法,而Cu SO4溶液浸泡法对410S,409L热轧态板材并不适用,浸泡腐蚀时其表面会发生镀铜现象。为此,本工作选用微沸的65% 硝酸溶液腐蚀热轧态430,409L,410S铁素体不锈钢,分析其耐晶间腐蚀性能,并与热轧态304 奥氏体不锈钢进行对比。此外,还采用EPR法研究了4 种不锈钢的晶间腐蚀敏感性,以期为铁素体不锈钢的晶间腐蚀评定提供依据。

1 试验

1. 1 材料处理

以氩-氧脱碳( AOD) 精炼的热轧态304 奥氏体,430,409L,410S铁素体不锈钢作为晶间腐蚀材料,尺寸均为15 mm × 12 mm × 3 mm,其化学成分见表1。304,430,409L,410S不锈钢的化学成分为熔炼样的化学成分,其中C和N采用气体分析方法检验,其余成分采用光谱分析法检验。

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304 奥氏体不锈钢先以650 ℃ 敏化2 h,430,409L和410S铁素体不锈钢采用原始板材。对4 种钢抛光至镜面后浸入酒精溶液中超声波清洗,之后置于干燥箱中干燥后称重。

1. 2 晶间腐蚀与测试

(1)化学浸泡

将430,409L,410S铁素体不锈钢在微沸的65%硝酸溶液中浸泡24 h,而304奥氏体不锈钢浸泡24 h时未出现晶间腐蚀,故将其浸泡时间延长至48 h,以失重量计算腐蚀速率并评价其耐晶间腐蚀性能。

(2)晶间腐蚀敏感性

在0.05 mol/L H2SO4+0.01 mol/L KSCN腐蚀液中进行电化学测试。设备为CHI604C电化学工作站,参比电极为饱和甘汞电极,辅助电极为铂电极,不锈钢为工作电极。采用双环电化学动电位再活化法,以6 V/h扫描速度从腐蚀电位[约-400 mV(vs SCE)]极化到+300 mV(vs SCE),再反向扫描,以相同速度降低至腐蚀电位。分别测定阳极化环和再活化环的最大电流Ia和Ir,并以Ir/Ia值评价晶间腐蚀敏感性,比值越小越耐晶间腐蚀[1~4]。

腐蚀的数据经计算机采集后利用Origin软件拟合,获得相应的电化学参数。

(3)形貌

对4种不锈钢的纵截面抛光后,采用过饱和三氯化铁盐酸溶液擦拭,采用6Me F3金相显微镜及JSM-6700F型扫描电镜(SEM)观察4种不锈钢的化学浸泡晶间腐蚀形貌。

2 结果与讨论

2. 1 不锈钢的金相组织

图1 为4 种不锈钢的金相形貌。从图1 可以看出:304 奥氏体不锈钢呈等轴晶粒,部分晶粒内呈现出孪晶,在轧制方向上出现明显沿加工变形方向分布的条带组织( 较细长条为 δ 铁素体、细小成串颗粒为M23C6) ; 430 铁素体不锈钢的显微组织为条带组织,由沿轧向分布的竹节状铁素体晶粒和晶粒之间大长宽比的( Cr,Fe)23C6碳化物构成; 409L铁素体不锈钢显微组织基本为等轴晶,晶界上有细小碳化物,组织很均匀;410S金相组织呈竹节状铁素体+ 马氏体+ 少量M23C6,呈条带组织特征,白色区域为铁素体,黑色条带区域为马氏体( 约30% ) 。

2. 2 晶间腐蚀行为

2. 2. 1 浸泡腐蚀速率

304,410S,430,409L不锈钢在65% 硝酸溶液中浸泡后的腐蚀速率分别为0. 439,18. 606,1. 255,4. 739g / ( m2·h) 。由此可见: 304 不锈钢的耐沸腾硝酸腐蚀能力最优,430 次之,其次是409L,410S较差; 随着铬含量的降低( 409L含有一定量的Ti,会起到一定的低固碳作用) ,不锈钢的耐沸腾硝酸腐蚀能力逐渐提高;410S含约30% 的马氏体,马氏体的存在降低了其耐沸腾硝酸腐蚀能力,腐蚀速率加速提高。

2. 2. 2 电化学行为

图2 为4 种不锈钢的晶间腐蚀电化学曲线。从图2 可以得到4 种不锈钢的阳极环最大电流Ia值及再活化环的最大电流Ir值,并计算Ir/ Ia值,计算结果见表2。从图2 和表2 可以看出: 虽然304 奥氏体不锈钢在晶间腐蚀前已作650 ℃ 敏化处理2 h,但其回扫的峰值仍为0,说明其耐晶间腐蚀性能较好; 410S不锈钢的再活化峰最高; 409L不锈钢的再活化峰高于430 不锈钢的; Ir/ Ia值最高的是410S不锈钢,达到0. 425,其次是430 不锈钢和409L不锈钢,约为0. 050,最低的是304奥氏体不锈钢,其值为0; 从Ir/ Ia值比较接近的430 不锈钢与409L不锈钢可以看出,409L不锈钢的反扫电流Ir与正扫电流Ia均大于430 不锈钢的,故409L不锈钢的晶间腐蚀敏感性大于430 不锈钢的。综合比较,4 种不锈钢的耐晶间腐蚀能力由优到劣为304 > 430 > 409L> > 410S。

2. 3 晶间腐蚀形貌

图3、图4 为4 种不锈钢在65% 硝酸溶液中晶间腐蚀的金相及SEM形貌。对比图1、图3、图4 可以看出:发生晶间腐蚀的区域为金相组织的黑色部分; 430 不锈钢的碳化物和晶界被腐蚀显示出来,409L不锈钢的晶界及少量碳化物被腐蚀显示出来,腐蚀形貌为沟槽结构; 410S不锈钢发生了严重腐蚀,有晶间腐蚀也有全面腐蚀。304 不锈钢的条带组织主要是较细长条的 δ 铁素体和细小成串颗粒的M23C6,其中 δ 铁素体和碳化物同样会造成其周围的贫铬,但与430 不锈钢、410S不锈钢相比,304 不锈钢中的条带组织和贫铬程度轻微得多,故即便经过敏化处理,其耐晶间腐蚀能力仍很好。

2.4晶间腐蚀特征及机理

2.4.1 304不锈钢

由于304 试样经过敏化处理,碳化物在晶界上析出,碳化物条带和晶界被腐蚀出来,但并没有形成严重的沟槽。尽管304 热轧态不锈钢已基本完成再结晶,但基体上仍有比较明显的沿轧向分布的细短条状 δ -铁素体和细小M23C6颗粒串,它们与基体奥氏体的相界面也是腐蚀的择优地点。因此,304 不锈钢在微沸硝酸长期浸蚀下极易被腐蚀并相互连接,在SEM形貌上形成多条几乎平行的沿轧向、约1 ~3 μm深的较浅腐蚀沟槽。所以基体奥氏体晶界被腐蚀的程度小于上述沿轧向的条带组织结构。这也说明304 奥氏体不锈钢的晶间腐蚀倾向较小。

2.4.2 430不锈钢

430 不锈钢的晶间腐蚀SEM形貌显示,其表面有不少碳化物因晶间腐蚀而脱落留下的微孔,结合腐蚀速率可知,430 不锈钢的晶间腐蚀倾向较小,这是由于其含Cr量较高,可增大碳在奥氏体中的溶解度,降低界面附近的贫Cr度,有利于提高其耐晶间腐蚀性能。

2.4.3 409L不锈钢

409L不锈钢有比较明显的晶界被腐蚀的痕迹,对照显微组织可见二者具有完全的对应性: 其一,晶间腐蚀沟槽勾画出非常完整的晶界; 其二,晶间腐蚀沟槽的大小与其晶粒平均尺寸基本一致; 其三,SEM形貌腐蚀沟槽上的某些点蚀孔以及晶内一些点蚀孔正是其碳化物因界面溶蚀而脱落的结果。

对比304 不锈钢,尽管409L不锈钢的含C量低( 约0. 013% ) ,还含有稳定化元素Ti( 约0. 2% ) ,但409L不锈钢的晶间腐蚀倾向较304 不锈钢的大。原因之一是409L不锈钢的含Cr量( 约11. 5% ) 远低于304不锈钢的( 约18. 2% ) ,故一旦有M23C6晶界析出,则基体内有效含Cr量就会低于其腐蚀电位所要求的临界值。原因之二是热轧态未经过稳定化处理,Ti的固碳作用可能未充分发挥。原因之三是热轧态409L不锈钢的晶粒粗大( 5. 5 级) ,而304 不锈钢的很细小( 8. 5级) ,因而显示出一定的晶间腐蚀倾向来。

2. 4. 4 410S不锈钢

与304,430 不锈钢成强烈对比,410S不锈钢有明显的腐蚀沟槽、凹凸起伏,呈分层剥离腐蚀特征,有较多的因碳化物颗粒腐蚀脱落且周围贫Cr区溶蚀而成的大孔穴,有较耐蚀的竹节状铁素体晶粒残留。410S不锈钢的严重晶间腐蚀与其腐蚀失重最大完全一致。原因是较低的Cr含量和M23C6轧向分布的组织及沿轧向条带分布的30% 马氏体的存在( 马氏体为硬化组织,耐蚀性差) 。

2. 4. 5 晶间腐蚀的评价建议

晶间腐蚀后的SEM微观形貌呈现2 种类型: 其一是409L不锈钢的沿着基体等轴( 铁素体) 晶界发生的晶间腐蚀形貌,这是常见的情况; 其二是410S不锈钢,430 不锈钢及304 不锈钢的晶间腐蚀集中于沿轧向分布的密集、细小碳化物( M23C6) 与基体的界面上,形成多条几乎平行的腐蚀痕迹,这是由于热轧不锈钢含Cr碳化物主要沿轧向析出,必然导致附近特殊分布的贫Cr区,这也是一种与贫Cr区密切相关的局部腐蚀,是晶间腐蚀的一种特殊形式。

对于第二种情况,除了定量分析腐蚀速率外,可用腐蚀条纹的深度、宽度来定性评价其晶间腐蚀的倾向。如430 不锈钢尤其是304 不锈钢的腐蚀条纹浅而细致,故304 不锈钢具有极小的晶间腐蚀倾向; 430 不锈钢有不少碳化物颗粒因其界面腐蚀而脱落的微孔,再结合其腐蚀速率,可认为430 不锈钢的晶间腐蚀倾向较小。

3 结论

( 1) 在硝酸浸泡腐蚀后,304 奥氏体不锈钢及430,409L,410S铁素体不锈钢均发生了严重腐蚀,有晶间腐蚀也有全面腐蚀; 4 种不锈钢晶间腐蚀倾向由小到大依次为304,430,409L,410S不锈钢,含Cr量越高,耐晶间腐蚀能力越强,Ti元素的加入可以提高合金的耐晶间腐蚀能力。与304 奥氏体不锈钢相比,铁素体不锈钢的晶间腐蚀倾向明显。

( 2) 4 种不锈钢的晶间腐蚀微观形貌与金相组织相对应,304 的腐蚀后的条带宽度( 10 μm左右) 和晶粒度( 8. 5 级) 、430 腐蚀后的条带宽度( 20 μm左右) 、410S腐蚀后的片层非常薄( 3 μm左右) 及409L腐蚀后的晶粒度( 5. 5 级) 均与腐蚀前一致。晶间腐蚀的电化学行为、特征与浸泡腐蚀的结果相吻合。

摘要:目前,关于铁素体不锈钢晶间腐蚀的评定还缺少依据及标准。利用化学浸泡法、扫描电镜及金相显微镜研究了热轧态430,409L,410S铁素体不锈钢及304奥氏体不锈钢在硝酸溶液中的耐晶间腐蚀性能、腐蚀形貌及特征。采用双环电化学动电位再活化法研究了4种不锈钢的晶间腐蚀敏感性。结果表明:4种不锈钢耐晶间腐蚀性能大小依次是304>430>409L>410S,增加Cr含量和添加Ti元素可以提高不锈钢的耐晶间腐蚀性能;相对304奥氏体不锈钢,3种铁素体不锈钢晶间腐蚀倾向明显;晶间腐蚀微观形貌与不锈钢金相组织相对应。

关键词:铁素体不锈钢,化学浸泡腐蚀,电化学腐蚀,晶间腐蚀

参考文献

[1]金维松,郎宇平,荣凡,等.EPR法评价奥氏体不锈钢晶间腐蚀敏感性的研究[J].中国腐蚀与防护学报,2007,27(1):54~59.

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[3]Abdel-Karim R,Elmahallawi I,EI-Menshawy K.Microstructure and corrosion properties of nitrogen stless steel316L produced by hipping[J].Powder Metallurgy,2004,47(1):43~50.

[4]Hwang E R,Kang S G.Intergranular corrosion of stainless steel in molten carbonate salt[J].Journal of Materials Science Letters,1997,16:1 387~1 392.

铁素体不锈钢 篇2

铁素体不锈钢与奥氏体不锈钢相比,均具有不锈与耐腐蚀的良好性能,但其合金成分、组织状态及机械、加工性能,与奥氏体不锈钢有较大差别,因此要使铁素体不锈钢薄壁水管在建筑工程中得到广泛合理的应用,就须使其管材、管件的生产技术及工程施工中的连接技术符合铁素体不锈钢的技术特点,选用合适的钢种牌号,采用符合该钢种加工所需的生产工艺,并开发相应的连接技术。本文就铁素体不锈钢的性能、特点,以及应用于薄壁不锈钢水管需关注的技术事项作一浅析,供同行们参考。

1 铁素体不锈钢的种类及特点

钢中铬的含量不小于12%时,钢就具有了不锈与耐腐蚀的性能,成为了不锈钢,但从铁—铬状态图可知,含铬为13%的不锈钢属于部分相变的合金,加热冷却过程中还会经过奥氏体区,产生相变,在含常规碳量时会形成马氏体组织,如:Cr13,2Cr13属于马氏体不锈钢,不适用于水管。只有将含铬量提高到17%以上,才能形成无相变的合金,即加热冷却过程中,不再通过奥氏体区,不发生相变,为单一的铁素体组织,即我们要讨论的铁素体不锈钢。目前,已列入GB/T 12771-2000流体输送用不锈钢焊接钢管的铁素体不锈钢有00Cr17,00Cr18Mo2,0Cr13及0Cr13Al,但综合考虑不锈钢薄壁水管所需的加工性能、焊接性能及耐腐蚀性能,上述钢种仍不理想。

铁素体不锈钢具有体心立方晶体结构,原子排列非常紧密,碳在铁素体中的溶解度极小,均以碳化铬形式存在,因此,即使是含碳量极低的00Cr17,经高温加热后冷却,晶界仍会有碳化铬沉淀,形成贫铬区而产生晶间腐蚀。因此00Cr17钢中必须加入一定量的Ti,将碳稳定在碳化钦中,才能有效防止碳化铬沉淀形成的晶间腐蚀。铁素体不锈钢属于单项铁素体钢,加热冷却过程无相变,但具有较高的晶粒长大倾向,高温加热会使晶粒粗大,且每经一次加热,晶粒会增大一次,使机械性能,尤其是塑性和韧性有较大幅度的下降,只有加入一定量钦、铌稀土元素,才能使其晶粒细化。因此,能合理应用于薄壁不锈钢水管的铁素体不锈钢是022Cr18Ti(439L)及019Cr19Mo2NbTi(444)。

2 022Cr18Ti(439L),019Cr19Mo2NbTi(444)性能简介

022Cr18Ti(439L)及019Cr19Mo2NbTi(444)是低碳,氮含量又加入钦等稳定化元素的铁素体不锈钢,具有较高的塑性、韧性、成型性和焊接性,特别是在氯离子环境下耐应力腐蚀开裂和点腐蚀的性能优于相对应的奥氏体不锈钢。

022Cr18Ti(439L)及019Cr19Mo2NbTi(444)的化学成分与力学性能见表1,表2。

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022Cr18Ti钢的成分已被均衡在所有温度下保持完全的铁素体结构,具有极好的抗应力腐蚀开裂的性能,焊接后能保持足够的延性和耐晶间腐蚀能力,其线热胀系数明显低于奥氏体不锈钢,与碳钢相近,而热传导系数高于奥氏体不锈钢,是制造不锈钢薄壁水管较理想的钢种。

019Cr19Mo2NbTi钢是含铝的铁素体不锈钢,与022Cr18Ti钢相比较,具有更优的耐氯离子腐蚀的性能。

3 铁素体不锈钢022Cr18Ti(439L)的成型与焊接

022Cr18Ti铁素体不锈钢具有较好的塑性和延展性,以退火状态供货的带钢完全能满足钢管成型机所需的技术条件,目前用于生产奥氏体不锈钢薄壁有缝管的生产线,均能生产铁素体不锈钢薄壁有缝管,包括钨及氢弧焊工艺,也适用于铁素体不锈钢薄壁管纵缝的焊接,关键是焊接工艺参数的控制,必须符合铁素体不锈钢焊接性的要求,应严格控制焊接规范,防止焊缝及近缝区形成粗晶组织,同时适当控制焊后的冷却方式,使其在焊后高温区有足够的保温时间,使焊接接头组织均匀化,从而提高塑性和耐蚀性,然后需快速冷却,快速通过475 ℃脆性区,使焊接接头具有足够的塑性、韧性及相应的耐腐蚀能力。

022Cr18Ti钢,由于低碳、氮又添加了钦,从而有效抑制了高温铁素体向奥氏体的转变,焊接区不会生成马氏体,能在所有温度下保持完全的铁素体。因此022Cr18Ti铁素体不锈钢焊接的主要问题是焊缝及近缝区晶粒增大引起的脆化。焊缝金属的晶粒粗大与脆化,可通过采用合适的焊接材料,改变焊缝金属的合金成分与组织来改善,而近缝区的晶粒粗大与脆化,只能通过焊接规范的控制与焊后回火来使接头组织均匀化,从而提高接头的塑性和耐蚀性。

目前,国内已有厂家生产022Cr18Ti铁素体不锈钢薄壁水管产品,从提供的试验资料看,管子的压扁试验是合格的,扩口试验的扩口率可达23.5%,5%盐溶液9 d的静压试验,露天池塘水浸泡及埋地37 d试验,均未出现腐蚀现象。采用022Cr18Ti管子与奥氏体不锈钢(304)管件组成管路所进行的耐压、脉动压力、振动、交变弯曲等试验,均未出现渗漏。从静压破坏试验看,其爆破压力低于奥氏体不锈钢(304),但明显高于铁素体不锈钢(430),从弯管试验结果看,尚难满足管件生产的需要。总之,采用022Cr18Ti铁素体不锈钢生产薄壁水管,技术上是可行的,但缺乏相关的产品标准,有待进一步完善。

4铁素体不锈钢022Cr18Ti薄壁水管的连接技术

铁素体不锈钢022Cr18Ti与奥氏体不锈钢同样具有较好的塑性和韧性,目前应用于奥氏体不锈钢薄壁水管的各种机械连接方法,均可应用于铁素体不锈钢薄壁水管的连接,但由于铁素体不锈钢的加工性能较差,尚不能利用奥氏体不锈钢管件的生产设备与工艺来生产铁素体不锈钢管件,还需另行开发。因此,目前只能采用奥氏体不锈钢管件实施铁素体不锈钢管子间的连接,组成管路。此种连接方式最大的问题是两者的线热胀系数差异较大,连接接头的长期稳定性,特别是热水管路,还有待实践的考验。

关于铁素体不锈钢022Cr18Ti的焊接连接,却有其独特的优势,其焊后状态具有相当好的耐腐蚀性能,不需要奥氏体不锈钢焊后所需的固溶处理,并且,还可通过选用不同的焊接方法与焊接材料来改善焊接接头的机械力学性能与耐腐蚀性能,使铁素体不锈钢薄壁水管的适用范围得到扩大。当然铁素体不锈钢钢管的焊接也有一定的技术难度,特别是施工现场全位置的焊接,必须从焊接接头形式的设计、焊接方法与焊接材料的选用、焊接工艺参数的控制及焊接人员的技能培训等各个方面实施优化组合,那么铁素体不锈钢薄壁水管在工程中的应用将有一个相当大的发展。

综上所述,随着不锈钢冶炼技术的发展,低碳、氮含量又添加了钦的在所有温度下保持铁素体结构的铬不锈钢产品,为铁素体不锈钢薄壁水管的生产创造了条件,特别是022Cr18Ti(439L),019Cr19Mo2NbTi(444)钢种所具有的极好的抗应力腐蚀开裂的性能,良好的焊接性能及焊后能保持足够的延性和耐晶间腐蚀的能力,使铁素体不锈钢薄壁水管不仅在给水系统中具有良好的应用前景,而且在雨水系统,排水系统,特别是真空负压系统中也将有一定的潜在市场。

参考文献

铁素体不锈钢 篇3

宽度精度是热轧带钢产品质量的主要指标,良好的宽度精度不但可以降低带钢切边损耗,提高成材率,而且为后续进一步剪切加工、准确控制切边量创造条件[1]。国内外众多学者在这一领域进行了大量研究,但由于宽展问题的复杂性, 各种模型都有其适用范围。目前宽展模型的研究主要集中在碳钢方面,关于不锈钢的宽展研究较少。本文以409L铁素体不锈钢为例,利用现场实测数据通过数学回归的方法建立了409L粗轧宽展模型,并对宽展影响因素进行了分析。

1 试验方法

1.1 宽展模型参数的回归

自由宽展的计算公式很多,其中卡雷和帕斯林公式与现场实际符合较好,本文以艾-卡雷和帕斯林公式为例进行数学回归,艾-卡雷和帕斯林公式[2]为:

1)自由宽展

式中Sw为宽展系数,w1为入口宽度,h1为入口厚度, R为工作辊直径,r为压下率,a、b、c、d、e为常数。

宽展系数定义:

式中w1为入口宽度,w2为出口宽度,h1为入口厚度,h2为出口厚度。

2)有宽向压下的宽展

图1为有宽向压下的宽展,宽展用式(3)来表示:

其中w2为出口宽度,we为立辊辊缝,Δws为自由宽展,Δwb为狗骨头回展。

求解式(3)主要根据芝原隆公式,本文结合现场数据,回归出芝原公式中的常数,从而对立辊压下后的宽展进行预测。芝原隆公式[2]如下:

式中:Δws为自然宽展,ΔWb为狗骨头回展,we 为立辊辊缝,w1为侧压前宽度,de为立辊压下量,h1为入口厚度,h2为出口厚度,lc为厚度压下的接触弧长, R为工作辊半径,Re为立辊半径,a1、a2、a3、a4、b1、b2、b3、b4、b5为常数。

1.2 变形抗力方程的回归

根据现场轧制参数由SMS轧制力公式[3](9)求出相应的变形抗力,利用变形抗力公式[3](9)回归出常数a、b、m和n,即可得出变形抗力与温度、应变和应变速率的关系。

式中:P为轧制力,Qp为摩擦系数,B为板坯宽度,lc为接触弧长,K为变形抗力,ε为应变,λ为应变速率,Tk为轧制温度,a、b、m、n为常数。

2 试验的结果与讨论

2.1 粗轧过程的自由宽展

回归出艾-卡雷和帕斯林公式中a、b、c、d如表1所示,图2为计算宽度与实测宽度的对比,计算误差在-2mm~2mm之间,模型计算比较准确。

2.2 有宽向压下的宽展

1)立辊辊缝的修正

受标定误差和立辊磨损的影响,立辊辊缝值是不准确的,因此需对立辊辊缝进行修正。以409L为例,本文采用立辊轧制力来反算立辊压下,从而对其辊缝进行修正。求解立辊轧制力过程中涉及的变形抗力由轧制过程的实际数据通过数学回归方法给出,409L的变形抗力a、b、m和n回归结果如表2所示。

立辊轧制力计算公式采用式(9),由于立辊的压下相对较小,变形尚未深入到中心区域,因此立辊的变形量和摩擦影响系数需要修正,立辊压下的有效变形量和摩擦影响系数计算公式[4]如下:

通过联立式(8)~式(11)可以求出立辊压下的修正值。图3为立辊的计算轧制力和实际轧制力对比,两者间的线性关系较好,说明模型的计算基本正确。

2)有宽向压下的宽展(狗骨头宽展)

表3为根据现场数据回归出的芝原隆公式中常数值,图4为计算宽度和实际宽度的对比,利用回归参数计算的宽展值和实际值符合较好。

2.3 宽展影响因素的分析

1)自由宽展规律

图5为粗轧阶段自然宽展与板坯宽度、厚度以及压下的关系,随着板坯厚度和压下的增加、宽度的减小, 自由宽展量增加,由图可以看出,压下量是自由宽展的主要影响因素。

2)狗骨头宽展规律

图6为狗骨头回展与板坯宽度、厚度以及立辊压下的关系,随着板坯宽度和立辊压下的增加、板坯厚度的较小,狗骨头回展是增加的。

以1260mm规格为例,图7为粗轧各道次投入立辊和不投立辊的宽展的变化,不投入立辊时前五道次宽展量较大,6、7道次宽展量在1mm左右,总宽展量为30mm,与实际不投入立辊时的宽展量基本相符。投入立辊后粗轧出口宽度为1271mm,这与现场实测宽度误差在-5mm~5mm范围内,由于立辊轧制的复杂性和立辊辊缝的不确定性,模型计算误差较大。

3结论

1)利用数学回归的方法,建立了409L铁素体不锈钢粗轧宽展模型,计算的粗轧出口宽度与实测值吻合良好。

铁素体不锈钢 篇4

与奥氏体不锈钢相比, 由于铁素体不锈钢不含或少含金属Ni、Mo等价格昂贵的金属而被逐步推广应用。4003铁素体不锈钢是近年来研发出的一种超低碳、低铬的经济型铁素体不锈钢。然而与奥氏体不锈钢相比, 铁素体不锈钢在焊接热作用下晶粒极易长大, 特别是接头的HAZ (Heat Affect Zone, 热影响区) 组织, 从而易导致接头的性能下降, 尤其是冲击韧性下降明显[1,2,3]。冷金属过渡技术CMT (Cold Metal Transfer) 具有热输入量小、无飞溅、焊接速度快、焊接质量好、焊接变形小、焊缝均匀一致等优点[4]。因此, 本文将CMT技术应用于4003铁素体不锈钢的焊接, 并与常规MIG (Metal Inert-Gas Welding, 熔化极惰性气体保护焊) 焊接头对比, 分析了接头的成形性能、显微组织、显微硬度和HAZ冲击性能, 为该钢种的实际生产应用提供理论依据。

1 试验材料及方法

1.1 试验材料

本文选取4003铁素体不锈钢板材作为试验材料, 试样规格为200mm×100mm×6mm, 填充材料选用直径1.2 mm的ER309L焊丝。4003铁素体不锈钢母材显微组织见图1, 母材和填充材料的主要化学成分见表1, 室温力学性能见表2。

1.2 试验方法

分别采用CMT和常规MIG焊工艺焊接。对接试样加工成60°的X型坡口, 保护气体为99.99% (体积分数) 的纯氩, 气体流量为15L/min。通过优化, 最后采用的焊接工艺参数见表3。

2 试验结果与讨论

2.1 宏观形貌分析

CMT和MIG焊试样宏观形貌如图2所示。对比图2 (a) 和图2 (b) 可知, CMT试样成形、外观形貌均优于MIG焊试样。

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2.2 显微组织分析

分别截取CMT和MIG焊接头试样制备金相试样, 在金相显微镜下观察, 得到如图3所示的结果。分析可知, 接头HAZ又可分为明显的两个区, 即由粗大铁素体组织和马氏体组织组成的高温热影响区和细小铁素体组织和马氏体组织组成的低温热影响区。焊接接头HAZ的宽度虽窄, 但是对接头性能却起着至关重要的作用, 尤其是高温热影响区[5];CMT和MIG焊接接头试样的HAZ宽度分别约为1.6 mm和2.1mm, 其中高温热影响区 (即粗晶区) 宽度分别约为460μm和545μm。

2.3 显微硬度分析

分别对CMT和MIG焊接头试样进行维氏硬度测试, 得到如图4所示的曲线。由图4可知, 两种工艺下的接头显微硬度相差不大;CMT焊接试样显微硬度值略高于MIG焊接试样, 这是因为CMT工艺的热输入较小, 冷却速度较快, 形成的马氏体数量较多;母材的显微硬度值最低, 这是因为母材的组织以铁素体为主, 而焊缝和热影响区均存在一定数量的马氏体组织。又因为材料的硬度值在一定程度上可以反映其强度, 因此, 两组工艺接头的强度相近。

2.4 冲击试验分析

分别截取CMT和MIG焊接试样, 根据国标制备1/2冲击试样, 试样尺寸为:5mm×55mm×10mm, 冲击试验在室温下进行。缺口均开在接头的HAZ部位, 两种工艺接头均在同等条件下做3组试样, 冲击试验结果见表4。由表4可知, 采用CMT焊试样的平均冲击吸收功为70.0J, 比MIG焊试样的60.2J提高了16.28%。这主要是由于CMT焊工艺的热输入较MIG焊工艺的热输入小, 接头热影响区的粗晶区晶粒尺寸较小, 且粗晶区宽度较窄, 冲击断裂过程中吸收的能量较大, 即冲击吸收功较大。

3 结论

(1) CMT和MIG焊接头HAZ室温组织组成相同, 均为铁素体和马氏体的混合组织;CMT焊接头的HAZ粗晶区宽度为460μm, 明显窄于MIG焊接头的粗晶区宽度545μm。

(2) CMT和MIG焊两种工艺下接头的显微硬度曲线变化趋势相同, 两者硬度值也相近, 即接头的强度相近。

(3) CMT焊接头HAZ试样的平均冲击吸收功较MIG焊接头试样提高了16.28%。

参考文献

[1]国旭明, 柳春恕, 袁进伟.铁素体不锈钢TIG焊接头组织与性能研究[J].航空材料学报, 2011, 31 (3) :56-59.

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[3]张志昌.德国40 03铁素体不锈钢的焊接[J].电焊机, 2008, 30 (11) :42-44.

[4]张满, 李年莲, 吕建强, 等.CMT焊接技术的发展现状[J].焊接, 2010 (12) :25-27, 32.

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