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变形对奥氏体不锈钢管喷丸效果的影响

为研究奥氏体不锈钢喷丸直管在后继弯管加工过程中喷丸硬化层的微观组织结构和性能变化规律,对不同类型拉伸、弯曲形变试验后的内壁喷丸奥氏体不锈钢管样进行体镜、金相、电镜和硬度等分析。结果表明:弯曲和拉伸变形不改变喷丸层碎化晶层形态,对喷丸硬化层的硬度没有明显影响;内壁喷丸处理不会降低管材的弯曲、压扁和拉伸性能;管材的形变强化能力愈强,则喷丸层形变强化效果愈大;为了得到优良的内壁喷丸层,喷丸层累积循环变形量应显著大于最大均匀形变量。

奥氏体不锈钢S30432(类似于日本住友Super 304H)钢管是超超临界锅炉过热器和再热器主要候选材料之一,为进一步提高这种材料的抗蒸汽氧化性能,通常采用内壁喷丸处理,使其内表面及其亚表层产生加工硬化,由于硬化层中高密度的位错和亚晶界为铬元素的快速扩散提供大量的便捷通道,在运行过程中钢管内壁表面很快就会形成一层结构致密的Cr2O3保护膜,从而使后继运行过程中的蒸汽氧化速度大大降低。

不锈钢管喷丸就是将大量钢丸高速喷向不锈钢管内壁表面形成小凹坑的过程,在凹坑处形成压应力。塑性材料压缩时只发生压缩变形而不断裂,因此,经多次循环塑性变形后,不锈钢管内壁表面产生极为强烈的塑性形变,形成一定厚度的喷丸硬化层。此硬化层经多次循环塑性变形发生晶粒破碎、晶格歪曲、高密度的位错、奥氏体转变为马氏体等变化;同时喷丸过程中在硬化层产生很大的应力,喷丸层表面具有较大的压应力,见图1(a)[10]。在外力作用下,

喷丸硬化层还会降低由外载荷引起的表面应力,见图1(b)[10]。晶粒细化及高密度位错会明显提高不锈钢管内壁抗蒸汽氧化能力;晶粒细化和压应力状态会显著提高不锈钢管内壁的抗疲劳和抗应力腐蚀能力[11-14]

目前喷丸处理工艺大都是针对受热面管屏制造安装以前的直管实施的,喷丸直管在后继弯管加工过程中喷丸硬化层的微观组织结构和性能的变化规律尚未见相关报道,有必要在实验室条件下开展相关试验研究。本文通过弯曲、压扁、拉伸等形变性能试验,获得变形对奥氏体不锈钢管喷丸效果的影响机制,对于超超临界锅炉用奥氏体不锈钢管的金属监督具有重要指导意义。

1  试验材料及方法

本试验所用2根原始管样均为内壁喷丸处理的锅炉管,其中,1#管样为国产喷丸处理的S30432不锈钢管,规格为45×8.9mm2#管样是从日本住友公司进口喷丸处理的Super 304H不锈钢管,规格为48.3×8.5mm2根管样的晶粒度均为7级,力学性能(见表1)和化学成分分别符合ASME Code Case 2328A 213/A 213M-07标准的要求。2原始管样内壁喷丸层组织和性能对比分析结果表明:1#管样喷丸硬化层的碎化晶层较薄,局部不连续,硬化层厚度和硬度分布不均匀,而2#管样喷丸硬化层的碎化晶层较厚且均匀,硬化层的厚度和硬度分布均匀性都优于1#管样。

对弯曲、压扁和拉伸形变后试样,用体视镜观察分析内壁的宏观形态,用金相显微镜分析组织特征、测量喷丸形变层的深度等,用显微硬度计进行维氏硬度分析,用扫描电镜进行内壁表面背散射电子图像和二次电子图像观察分析。

2  形变性能试验结果及分析

2.1  弯曲试验

1#2#管样各加工2个长150mm、宽10mm的条状弯曲试样,试样保留原管内外壁状态。弯心直径为1.53.0倍壁厚,原内壁表面为弯曲的外侧,弯曲方式为导向弯曲。遵照GB/T232——1999“金属材料弯曲试验方法”进行弯曲试验。试样弯曲处外表面的喷丸层金属上无肉眼可见因弯曲变形产生的缺陷,内表面喷丸管的弯曲性能合格。

2.2  压扁试验

1#2#管样各加工2个长50mm的管段压扁试样,试样保留原管内外壁状态。按照GB/T246——2007“金属管压扁试验方法”进行压扁试验。闭合压扁,要求试样内表面接触的宽度至少为试样压扁后其内宽度的1/2;内表面接触的实际宽度:1#27mm(内宽度为42mm)2#30mm(内宽度为50mm)。压扁试验结果可看出试验后各试样均无肉眼可见裂纹,内表面喷丸管的压扁性能合格。

2.3  拉伸试验

1#2#管样各加工2个保留原管内外壁状态的板状拉伸试样,试样标距为50mm,按照GB/T228——2002“金属材料室温拉伸试验方法”进行室温拉伸试验,试验机加载轴线与试样轴线重合,载荷缓慢施加,应变与应力同步,并绘制应力-应变曲线。其拉伸试样的试验结果见表1。从应力-应变曲线可以看出,各试样从开始拉伸到断裂均要经过弹性变形阶段、屈服阶段、均匀变形阶段(冷变形强化)、缩颈阶段(集中变形)直至最终断裂。标距内均匀变形最大值等于最大均匀形变的位移除以试样平行长度,其计算结果列于表2

从表2数据及应力-应变曲线测量的结果可看出:1#2#拉伸样品的标距内均匀形变最大值分别为47%45%,说明S30432钢试样有较强的均匀形变能力;内壁喷丸处理对均匀形变能力不产生不利影响。

2.4  控制变形拉伸试验

为了便于分析变形对喷丸效果影响,对1#2#管样进行控制拉伸变形试验,变形量分别为7%14%21%,试验结果列于表3,从数据可看出:随着控制拉伸变形量增大,达到控制变形量所需的应力升高,S30432钢形变强化效应较强;当控制变形量相同时,2#管样达到的控制变形量的应力均高于1#管样达到的控制变形量的应力,这表明:2#管样材料的形变强化效应大于1#管样。

依据2.1~2.4节试验分析结果,变形对内壁喷丸管样的性能影响如下:内壁喷丸处理不会降低管材的弯曲、压扁和拉伸性能;管材的形变强化效应能力影响喷丸层形变强化效果,管材的形变强化效应越强,则喷丸层形变强化效果越大。

3  变形后内壁表面形态、微观组织及硬度分析

3.1  变形后管样内壁表面形态

用肉眼和OPTON高级体视显微镜观察分析管样拉伸、弯曲变形后内壁的形态,见图2,据试验分析结果,变形对内壁喷丸表面质量影响如下:弯曲半径大于3.0a时,内壁喷丸层表面基本上观察不到横向细缝隙;拉伸变形量低于14%,内壁喷丸层表面观察不到横向细缝隙;喷丸处理使不锈钢管内表面原始加工遗留缺陷被掩盖,而拉伸变形又使内壁表

面被掩盖缺陷重新暴露;弯曲变形使内壁喷丸层表面粗糙度增大。

3.2  变形后各管样微观特征

ZEISS Imager.A1m研究型金相显微镜和Fei Quanta 400HV型扫描电子显微镜对拉伸样进行观察,分析各管样的喷丸形变层和基体组织特征及测量喷丸形变层的层深,组织特征见图3,拉伸变形组合样的内壁喷丸形变层的层深测量结果列于表4

可以看出变形对内壁喷丸层的影响如下:拉伸变形不改变碎化晶层的形态;随着拉伸形变量增大,喷丸形变层层深有增大趋势;拉伸变形使内壁喷丸层的多滑移分层厚度增厚,形变量增大厚度增加;形变量达最大均匀拉伸变形量(是指试样在标距内均匀拉伸变形至断裂时的变形量)时,晶粒多滑移充满整个壁厚。

3.3  维氏硬度

1#2#样及其拉伸变形组合后取横向样品,进行维氏硬度试验,试验载荷为200g,喷丸硬化层测量位置距管内壁60mm处,母材基体硬度测点在管壁中部。1#样母材硬度为167 HV0.2,喷丸硬化层硬度为285 HV0.2,喷丸硬化层和母材硬度差值为118HV0.22#样母材硬度为175HV0.2,喷丸硬化层硬度为308HV0.2,喷丸硬化层和母材硬度差值分别为133 HV0.2。拉伸变形组合样试验结果见表5。从测量数据可看出:1)随着拉伸形变量增大,1#2#管样变形组合样母材的维氏硬度持续上升,至最大拉伸均匀形变量,分别达到276 HV0.2282HV0.2。由此可知,1#管样的喷丸硬化效果与最大均匀形变强化效果类同,2#管样的喷丸硬化效果显著大于最大均匀形变强化效果;2)经拉伸形变后,1#2#管样变形组合样喷丸硬化层和母材硬度差值缩小,可能使管样弯头的喷丸硬化层和母材硬度差值达不到企业标准要求;3)拉伸形变量对喷丸硬化层的维氏硬度没有明显的影响。

因此,为了得到优良的内壁喷丸层,喷丸层的强化效果应显著地高于最大均匀形变的强化效果。

4  分析讨论

变形对内壁喷丸处理效果影响的实质是喷丸塑性变形和后加变形的叠加作用。

由图4可知,典型的喷丸形变层可分为3层,即最外层的碎化晶层,次外层的多滑移层和靠近母材处的单滑移层,各层的变形量不同,碎化晶层变形量最大,显著大于多滑移层的变形量。对比控制应变的拉伸变形试验结果得知:变形量为7%时,母材小部分晶粒呈现单滑移;变形量为14%时,母材部分晶粒呈现单滑移;变形量为21%时,母材大部分晶粒呈现多滑移和单滑移;拉伸最大均匀变形量(45%)时,母材晶粒均呈现多滑移和单滑移。喷丸变形层的多滑移层与拉伸最大均匀变形量时的组织类似,变形量应相当。因此,喷丸形变层的多滑移层累积变形量约处于21%至某一临界变形值(显著大于45%)之间,碎化晶层的累积变形量应大于此临界变形值,单滑移层累积变形量约为7%~ 21%

因此弯曲变形对内壁喷丸处理效果的影响基本上不改变喷丸形变层的碎化晶层的形态,而增大多滑移层厚度。

5  结论

1)弯曲和拉伸变形不改变喷丸层碎化晶层的形态,对喷丸硬化层的维氏硬度(距管内壁60m)没有明显影响。

2)喷丸处理使不锈钢管内表面原始加工遗留缺陷被掩盖,拉伸变形又使内表面被掩盖的缺陷重新暴露,而弯曲变形使内壁喷丸层表面粗糙度增大。

3)内壁喷丸处理不会降低管材的弯曲、压扁和拉伸性能。

4)管材的形变强化能力愈强,则喷丸层形变强化效果愈大。为了得到优良的内壁喷丸层,喷丸层的累积循环变形量应显著地大于最大均匀形变量。

文章作者:不锈钢管|大口径不锈钢管|不锈钢厚壁管|大口径厚壁钢管|厚壁不锈钢管

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