采用涂层解决氮化箱的老化

长期以来,用于氮化处理设备中的氮化箱均采用不锈钢或耐热钢制造,以求提高氮化箱的使用寿命。但根据我们的经验,不锈钢制造的氮化箱最高使用寿命也只有一千小时左右。虽然它的寿命比碳钢的高两三倍,但仍很不经济,加工制造也很困难。采用普通碳钢制造氮化箱虽然价格便宜、加工方便,但使用寿命短(约四、五百小时)。针对这些情况,通过试验,用涂层的办法解决了问题,防止了氮化箱的过早老化。 1.大家知道,氮化时氨气在高温下分     

结构钢短时氮化

本文提出了在氨气和含碳气体中短时氮化的研究结果及强化汽车零件的实例。 在装有专门供气系统的井式马弗炉(炉膛直径450毫米、高1200毫米)中进行氮化处理(图1)。这种炉子可同时供氨气和含碳气体(天然气或吸热性气体),可以将零件与炉子一起冷却,或者在马弗炉外用各种介质,如水,空气及油加速冷却。     

气体软氮化概况

气体软氮化是一种由液体软氮化发展起来的、新的化学热处理工艺,其实质是以渗氮为主的低温碳氮共渗。它的特点是处理温度低、时间短,工件变形小,质量稳定,不受钢种限制,能显著提高零件的耐磨性、疲劳强度、抗咬合、抗擦伤等性能,同时还能解决液体软氮化中的毒性问题,避免了公害,因而劳动条件好。此外,设备和操作都简单,容易推广。一、基本原理气体软氮化的原理是在530°～580℃的气氛中产生2CO→[C]+CO_2(渗碳)及2NH3→2[N]+3H_2(氮化)反应,使钢铁表面形成氮化物或碳氮化物。它的过程与其他化学热处理一样,可分三个阶段,即氮化剂分解出活性碳、氮原子;钢的表面吸收活性原子,渗入的原子     

不锈钢零件小孔的离子氮化

本文结合“海豚”发动机燃油附件的生产与试制,对不锈钢零件小孔离子氮化的特点和工艺方法进行了较为详尽的论述。对小孔内光洁度可能对渗层的均匀性产生什么影响,以及在实际氮化过程中如何去除小孔内钝化膜等问题也做了较深入的讨论。并且,在大量试验的基础上最终提出了对φ3毫米及φ1.5毫米小孔进行孔内离子氮化的炉前控制参数。     

高速钢刀具的氧氮化处理

高速钢的氧氮化处理(又称氧氮共渗),是近年来发展起来的化学热处理新工艺,在国外得到了广泛应用,国内正在积极推广,普遍收到了良好效果。氧氮化处理的优点是,提高抗咬合、抗磨粒磨损性能,提高耐腐蚀性,因而显著地延长了高速钢刀具的使用寿命。另外,所需设备简单,处理时间较短,操作中无有害物质产生。现将氧氮化处理简介如下。一、原理高速钢刀具的氧氮化处理,介质是甲酰胺或氨水,也可用氨气和水蒸气组成。我厂使用GB631—65规定的氨水,其NH_3含量为25～     

金属钛对氮化过程的强化及其机理探讨——钛离子氮化及钛氮碳三元离子共渗

五十多年以来,在工业生产中多采用气体氮化。钢制零件经气体氮化,可大大提高表面硬度、耐磨性、疲劳强度和抗腐蚀性,但由于其生产周期特长,故得不到广泛的应用。为了充分发挥氮化可显著改善工件表面性能的作用,世界各国都在不断努力研究强化氮化过程的新工艺。离子氮化、气体软氮化等新工艺就是在生产斗争这一迫切要求的推动下而产生出来的。一九七五年以来,我们在进一步加速氮化过程和碳锕的离子氮化工艺研究等方面进行了许多探索,并取得了一些良好的效果。一、钛对氮化过程的强化作用一九七五年初,太原矿山机器厂的同志在进行镀钛氮化工艺的研究中发现,对于同一炉进行氮化的工件,只需要将其中的半数工件镀钛,而其余未镀钛的工件也可以得到镀钛氮化     

航空发动机氨燃料分析及流量需求计算

为了减少航空发动机由于燃烧含碳燃料产生的碳排放，针对含氨燃料作为航空发动机替代燃料的可行性问题，基于 CFM Leap 1-A发动机的性能参数，运用能量守恒转换关系及氨的化学催化分解反应，对含氨航空燃料的成分配比及航空发动机 氨燃料供应系统和流量需求进行计算。结果表明：氨氢混合物比纯氨具有更好的燃烧性能，可使燃料层流火焰速度达到一些传统碳氢 燃料的水平；氨气可以被分解出氢气并完成氨氢混合，成为一种航空发动机新型替代燃料；确定了新燃料中最优的氨氢比为3∶2； 提出了此种新燃料在航空发动机中的应用方式，并依照航空发动机的性能需求确定了使用新燃料情况下的燃料流量；氨分解所需 热量可由少部分氢气的燃烧来提供。在正确配比燃料中氨氢组分、正确分配燃料流量、并设计氨催化分解系统的前提下，能使得 发动机保持与使用传统碳氢燃料类似的燃烧性能和功率水平，并减少碳排放。     

1Cr11Ni23Ti3MoB材料气体渗氮工艺研究

某零组件渗氮时,其渗氮层易出现裂纹及剥落的问题。经研究发现,1Cr11Ni23Ti3MoB材料渗氮时,由于渗氮温度、氨分解率过低,导致零件表面氮势过高,极易在渗层内产生大量微裂纹,并会导致渗层表面出现剥落的现象。通过控制渗氮温度、渗氮时间、氨分解率,有效的解决该类质量问题。     

离子氮化件工艺装备的结构设计

在离子氮化中,对于零件上不允许进行氮化的部位,目前国内外普遍采用机械屏蔽法予以保护。即根据零件的具体要求,或选用普通的销钉、金属盖板或设计专用的金属夹具将其不允许氮化的部位遮挡起来,使该部位在离子氮化时不产生辉光,从而起到防止渗氮的作用。 一九八二年起我厂承担从法国TM公司引进“海豚”直升机发动机燃调器的试制任务。在该项产品中,共有26种不锈钢零件要求进行离子氮化处理。其中,相当一部分零件属于杠杆类,虽然零件都不大,但形状却比较复杂,具有严格的变形要求。而且多数零件只允许局部氮化。根据上述情况,如何正确合理地选用屏蔽及支承夹具是能否满足零件离子氮化工艺技术要求的关键。     

正交设计在高速钢刃具气体软氮化试验中的应用

一、试验目的 为了延长高速钢刃具使用寿命,提高切削效率,用气体软氮化代替硫、氮共渗的工艺方法,了解气体软氮化中各因素对不同指标的影响,摸索较好的生产条件,为此,安排了这次试验。 试片材料为W_(18)Cr_4V,尺寸20×10×15毫米,表面光洁度(?)_(10)。设备为RJJ—25型渗碳炉。 二、试验方案 1.考察指标: 氮化深度(2～4丝为好) 脆性(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ级) 硬度(HV越高越好)     

高铬不锈钢制件的碳氮共渗

分析了高铬不锈钢零件经液体、气体碳氮共渗的渗层组织成分和性能特性以及渗层黑色组织和裂纹的生成原因；试验论证了气体碳氮共渗不同工艺参数的渗济量和冷却方式等对渗层组织成分和性能方面的影响及其取代液体碳氨共渗在解决渗层黑色组织和裂纹等缺陷方面的作用和效果。     

真空处理对气体氮化层脆性的影响

我厂经气体氮化处理的一些零件常出现表面硬度偏高、脆性较大的情况。对于氮化后脆性高的零件我们以前用氰化钠水溶液在70～80℃温度下煮几小时来降低脆性,但这样处理一次后,脆性仍不能符合要求,需要重复再     

4Cr14Ni14W2 Mo钢零件氮化层对称性剥落的原因分析

一、工艺现状与存在问题我厂某产品中的活门衬套偶件,均使用4Cr14Ni14W2Mo奥氏体耐热不锈钢制造。为提高它的耐磨性,需要进行氮化处理。因为活门偶件对零件的尖边质量要求极为严格,而零件氮化后的脆性又与钢材原始金相组织有直接的关系。因此从原材料入厂到氮化前预先热处理,对原始金相组织的晶粒度、双晶和碳化物分布等都提出严格的要求。     

前导向手用铰刀的离子氮化

三二○厂从1979年10月开始,采用离子氮化工艺处理前导向手用铰刀(铰刀直径16.05D,刃部材料为W18Cr4V,柄部材料为40Cr,总长200毫米),三年来经过上百次工艺试验,摸索出较为合理的工艺参数,成功地处理了40多把铰刀,使用效果良好。主要工艺参数温度:500～520℃保温时间:45分(铰刀随炉冷却至200℃时出炉) 氨气流量:350升/时电流:0.5～2毫安/毫米~2 直流电压:650伏     

变压器油中溶解气体的分析与故障判断

变压器油在变压器运行中受电场和磁场作用的影响易老化和分解,产生的气体大部分溶于变压器油中,分析变压器油中溶解气体,及时处理变压器由此产生的故障,对变压器安全、可靠、平稳的运行具有非常重要的意义。     

高低温循环条件下氟橡胶耐油介质老化性能

为了获得高低温循环条件下某种导弹用密封氟橡胶材料的老化机理,对某牌号的弹用密封氟橡胶试样进行了高低温循环油介质加速老化实验。对其在高低温油介质条件下的压缩永久变形、机械性能、微观形貌、分子结构、动态力学性能的变化规律进行了研究,同时计算了氟橡胶分子几个重要的化学键的离解能。结果表明:高低温循环下特种氟橡胶的最大拉伸强度与拉断伸长率随着循环周期数的增加逐渐降低,油介质中贮存的氟橡胶试样压缩永久变形率在老化前期逐渐增大,老化后期略有恢复,随着老化时间增长氟橡胶分子侧基分解,主链柔顺性增强。     

循环湿热老化对T700/TDE86碳纤维复合材料 层间断裂韧度的影响

对T700/TDE86碳纤维增强树脂基复合材料进行加速循环湿热老化实验,研究不同循环湿热老化天数对Ⅰ型张开以及Ⅱ型滑移两种层间断裂韧度的影响。结果表明:循环湿热老化之后的复合材料Ⅰ型层间断裂韧度出现明显的R曲线,且随着循环湿热老化天数的增加,裂纹初始扩展能量释放率(GIC,init)与裂纹稳态扩展能量释放率(GIC,prop)都获得了大幅提升;复合材料Ⅱ型层间断裂韧度随着循环湿热老化天数的增加,呈现阶梯状下降的趋势,而且在循环湿热老化前期,下降幅度最大,为21.68%。     

"湿热"老化对复合材料胶补金属结构 力学特性的影响

通过玻璃纤维复合材料补片对含穿透双边裂纹的铝合金板进行单面胶接修补,测试修补试件"湿热"(加温浸泡)老化实验前后力学性能,并与未修补试件进行对比,分析老化前后修补结构的破坏模式、失效机理,评估"湿热"老化对修补结构疲劳裂纹扩展寿命和承载能力的影响。结果表明:"湿热"老化降低了复合材料补片削弱疲劳裂纹之间干涉效果的能力,老化试件从裂纹的扩展长度小于未老化试件的;距离补片越近,沿金属板厚度方向疲劳裂纹扩展速率越慢,老化后复合材料补片减缓沿金属板厚度方向疲劳裂纹扩展速率的作用下降;老化严重削弱了修补结构承载能力恢复率和疲劳裂纹扩展寿命,老化试件的承载能力恢复率下降为未老化试件的45%,疲劳裂纹扩展安全寿命下降为未老化试件的63.7%;老化降低了胶层与金属之间的粘合力,造成了复合材料补片的提前脱落,胶层的破坏模式由内聚破坏转变为界面破坏。     

电子束焊接Ti-45Al-1.7Cr-1.7Nb双相钛铝合金组织结构及其裂纹形成机制

研究了电子束焊接Ti-45Al-1.7Cr-1.7Nb双相钛铝合金的接头组织形态及裂纹形成机制.形成裂纹的主要原因是热致应力的产生;冷速过快导致α相分解受到抑制,α2与γ相间的热膨胀系数的差异,以及形成的层片状结构板束间距变化也对裂纹的产生有着重要影响.采用散焦预热、增大焊接线能量可有效防止焊接TiAl固相裂纹的产生.     

循环热载荷下CMAS 侵蚀对EB-PVD 热障涂层微裂纹特性的影响

为考察钙镁铝硅酸盐（Calcium-Magnesium-Alumino-Silicate,CMAS）侵蚀对柱状晶间微裂纹附近温度场、应力场以及能 量释放率的影响规律,建立含微裂纹的电子束物理气相沉积（Electron Beam-Physical Vapor Deposition,EB-PVD）热障涂层数值模 型。分析了材料常数、裂纹角度及裂纹长度对微裂纹尖端场的影响,详细讨论了循环热载荷下CMAS 对微裂纹特性的影响规律,获得 了CMAS 侵蚀对应力场分布影响的3 个不同阶段。结果表明：裂纹尖端应力随CMAS 侵蚀深度和涂层间热失配的增加而显著增大; 随着CMAS 侵蚀时间的延长,涂层的隔热性能降低,裂纹尖端应力显著增大,易造成涂层的分层剥落失效;随着CMAS 侵蚀深度的增 加,裂纹尖端温度场和应力场以及能量释放率明显变化,且受裂纹角度影响显著。