ZA400-560泵體成形工藝設(shè)計含6張CAD圖.zip
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ZA400-560 泵體成形工藝設(shè)計
摘 要
本論文主要內(nèi)容是 ZA400-560 泵體成形工藝設(shè)計。首先講述了當前海內(nèi)外泵體的發(fā)展趨勢、國內(nèi)泵體的研究水平與國外的差距以及當前國內(nèi)鑄造行業(yè)的發(fā)展形式。同時對本次設(shè)計泵體的材料進行了了解，本次鑄件的材料為 3A 鋼，屬于雙向不銹鋼材料，其型號相當于國內(nèi)的 25Cr-5Ni-Mo-N。其次本文對泵體的構(gòu)造進行了分析，對零件中的不合理結(jié)構(gòu)進行更改，優(yōu)化了泵體的結(jié)構(gòu)。依據(jù)泵體的構(gòu)造，確定了泵體的澆注位置與分型面。同時還計算了泵體的鑄造工藝參數(shù)，包括鑄件圓角的選擇、不鑄孔的確定、機械加工余量的等級以及砂芯的設(shè)計等。并且本文還對冒口、澆注系統(tǒng)進行了計算和設(shè)計： 冒口的設(shè)計方法為模數(shù)法；澆注系統(tǒng)選擇開放式澆注并以底注的方式進行澆注。在文中對澆注系統(tǒng)的各澆道的尺寸進行了詳細的計算和設(shè)計并對鑄造的型砂進行了選擇確定。在進行澆注時將金屬液的溫度設(shè)定為 1500℃。之后按著鑄造工藝圖設(shè)計了模型圖和芯盒圖。最后確定了該泵體在澆注成形后所要進行的熱處理方式和熱處理溫度：熱處理為固溶處理，在 1060℃進行保溫。
關(guān)鍵詞：3A 鋼；泵體；鑄造；熱處理
I
Abstract
The main content of this paper is ZA400-560 pump body forming process design. Firstly, the development trend of domestic and overseas pump bodies, the gap between the research level of domestic pump bodies and foreign countries, and the current development mode of the domestic foundry industry are described. At the same time, the materials for the design of the pump body are known at the same time. The material of the current casting is 3A steel is a two-way stainless steel material, and its model is equivalent to domestic 25Cr-5Ni-Mo-N. Secondly, this paper analyzes the structure of the pump body, changes the unreasonable structure in the part, and optimizes the structure of the pump body. According to the structure of the pump body, the pouring position and the parting surface of the pump body were selected. At the same time, the casting process parameters of the pump body were calculated, including the selection of casting fillets, the determination of non-cast holes, the level of machining allowance, and the design of the sand core. In addition, the calculation and design of the riser and gating system are also carried out in this paper. The riser is applied to calculate and design with the modulus method. The gating system is selected for open casting and is poured in a low injection method. In this paper, the size of each runner of the gating system is calculated and designed in detail, and the casting sand is selected and determined. The temperature of the molten metal was set to 1500°C at the time of casting. Afterwards, the model diagram and core box diagram were designed according to the casting process diagram. Finally, the heat treatment method and heat treatment temperature of the pump body after casting are determined: the heat treatment method is solution treatment, and the holding temperature is 1060°C.
Keywords: 3A steel; Pump body; Casting; Heat treatment
目 錄
摘 要 I
Abstract II
1 前言 1
1.1 泵的概述 1
1.2 泵的發(fā)展概況 1
1.3 離心泵的原理 2
1.4 鑄造的發(fā)展趨勢 2
1.5 樹脂砂及其優(yōu)缺點 3
1.6 3A 鋼的化學成分及雙相不銹鋼的力學性能 3
2 鑄件的結(jié)構(gòu)分析 5
3 鑄件澆注位置的確定與分型面的選擇 6
4 鑄造工藝參數(shù)的確定 7
4.1 機械加工余量及芯頭的設(shè)計 7
4.2 鑄件中的最小鑄出孔 9
4.3 鑄造圓角的確定 11
5 澆注系統(tǒng)及冒口的設(shè)計 13
5.1 冒口的設(shè)計 13
5.2 澆注系統(tǒng)的設(shè)計 17
6 模型圖的設(shè)計 22
6.1 鑄件模型材料的選用 22
6.2 模型的設(shè)計 22
7 芯盒圖的設(shè)計 25
7.1 芯盒模型材料的選擇 25
7.2 芯盒模型的設(shè)計 25
8 型砂的選用 26
8.1 原砂及粘結(jié)劑的選擇 26
8.2 硬化劑的選擇 26
8.3 混砂工藝 26
9 鑄件的熱處理 27
10 結(jié)論 28
參 考 文 獻 29
附錄 2：外文翻譯 30
附錄 2：外文原文 37
致 謝 43
ZA400-560 泵體成形工藝設(shè)計
1 前言
1.1 泵的概述
泵是把原動機的機械能轉(zhuǎn)化為液體能量的機械，由泵體、葉輪、泵蓋三部分組成。廣泛應(yīng)用于國民經(jīng)濟的各個領(lǐng)域 ，無論是航空航天、核電站、核潛艇，還是農(nóng)業(yè)排灌、城市供水、石油、化工、火力發(fā)電等國家建設(shè)各個方面都離不開各種類型的泵。據(jù)統(tǒng)計， 泵的耗電量約占全國總發(fā)電量的 20%，其耗油量約占全國總油耗的 5%，它是僅次于電機的應(yīng)用最為廣泛的通用機械[1]。
1.2 泵的發(fā)展概況
1.2.1 國內(nèi)泵業(yè)的發(fā)展趨勢
國內(nèi)泵業(yè)迄今尚未形成真正的品牌優(yōu)勢。泵業(yè)的發(fā)展主要還是依靠國內(nèi)強勁的需求。由于未來幾年國內(nèi)需求旺盛，因此，國內(nèi)泵業(yè)有發(fā)展的空間。但競爭激烈，包括和國外 泵業(yè)競爭。由于國內(nèi)泵業(yè)比較優(yōu)勢的逐漸喪失，以及出口條件的劣化，泵的出口預計會 受到打壓。預計泵的產(chǎn)品會多元化，配套能力會進一步提高。由于國內(nèi)鼓勵國產(chǎn)化新品 的政策首次由政府單綱，預計由國內(nèi)研制急需的高端泵會得到強勁的推動。一些新的產(chǎn) 品，如節(jié)能環(huán)保電磁熱泵等會在政策的指引下得到推廣應(yīng)用。泵的設(shè)計水平會和先進的 制造技術(shù)在大型的泵制造廠進一步得到提升，兩項技術(shù)的結(jié)合會給泵制造廠帶來質(zhì)的飛 躍。前面說過，國內(nèi)泵業(yè)競爭加劇，這樣就導致一些不上規(guī)模的泵制造企業(yè)和技術(shù)跟不 上要求的企業(yè)會被逐漸淘汰。
1.2.2 國內(nèi)泵產(chǎn)品的進展和差距
（1）國內(nèi)泵產(chǎn)品的進展由于近些年內(nèi)需擴充所需，國內(nèi)泵業(yè)獲得了一定發(fā)空間， 泵產(chǎn)品由此取得一些新的進展，表現(xiàn)在流程泵的品種和規(guī)格增多，一些依靠引進技術(shù)生產(chǎn)的流程泵多已系列化，部分老產(chǎn)品也在吸收引進技術(shù)的基礎(chǔ)上有所改進。低比轉(zhuǎn)數(shù)的小流量高揚程泵、耐腐蝕泵以及無密封泵均擴大了供貨的空間。特別是關(guān)鍵的流程泵和大型水泵，如石化行業(yè)用的加氫進料泵、輻射爐進料泵、立式和臥式高速泵、低溫泵等等許多高端泵，經(jīng)過制造廠和用戶的不懈努力都相繼研制成功并應(yīng)用。此外，有些泵制造廠可根據(jù)用戶要求提供自動監(jiān)測和控制技術(shù)，以保證關(guān)鍵部位泵安全、可靠地在高效區(qū)運行。據(jù)統(tǒng)計，目前國產(chǎn)泵可以滿足國內(nèi)需要的 85％，但仍有一些急需的高端泵需要進口。
（2）盡管我國的泵制造業(yè)取得不小的成績，但也應(yīng)看到與國外產(chǎn)品相比還存在一定的差距。相當數(shù)量的國產(chǎn)泵效率比發(fā)達國家產(chǎn)品低 5%~10%。總體看，國產(chǎn)泵的品種
31
與規(guī)格仍然偏少，產(chǎn)品型譜規(guī)格跨度偏大，增加了泵的選擇難度，某些時候不得不加大了泵的余量，直接導致了無功耗的增加。有些泵質(zhì)量不穩(wěn)定。產(chǎn)品改進、開發(fā)、換代的速度比較慢，跟不上裝置大型化的步伐和實際的需要，如千萬噸級煉油廠需要的流量達
1000 立方米每小時以上的原油進料泵及初餾塔底、常壓塔底、減壓塔底等關(guān)鍵部位泵，
PX 裝置需要的高溫、高揚程、大流量泵；乙烯裝需要的急冷油泵、急冷水泵、大流量泵，常輸管線需要的高效管道輸油泵以及大型空分裝置的大流量、低壓頭、低溫液體泵等。 總之，我們希望一般泵產(chǎn)品要做精。高端的、急需的泵產(chǎn)品要有專業(yè)的制造廠或?qū)I(yè)部門不斷地對需求和產(chǎn)品進行研究并付諸行動。
1.3 離心泵的原理
離心泵的工作原理就是利用泵軸轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的離心力作用，表現(xiàn)在實際運轉(zhuǎn)上就是經(jīng)電機帶動泵軸轉(zhuǎn)動，驅(qū)動葉輪工作，產(chǎn)生離心力，物料在葉輪內(nèi)受到離心力的作用，產(chǎn)生動能，在葉輪出口具有一定的速度，經(jīng)泵體出口流向管道出口進而實現(xiàn)輸送液體的目的，液體經(jīng)泵體排出，使得葉輪人口處形成負壓，在壓力差的作用下液體物料源源不斷的被泵體排出，實現(xiàn)物料的連續(xù)[2]。
1.4 鑄造的發(fā)展趨勢
現(xiàn)如今我國鑄造業(yè)的專業(yè)化生產(chǎn)已初具規(guī)模。如今已經(jīng)形成了一批頗具特色的專業(yè)化鑄造生產(chǎn)企業(yè)。這些企業(yè)主要包括:高緊實度造型+先進制芯+雙聯(lián)熔煉的發(fā)動機鑄件鑄造企業(yè)，大批量機械化生產(chǎn)的剎車轂、制動盤、排氣管等汽車鑄件廠，樹脂自硬砂為主體的機床、箱體、風電等大型鑄件生產(chǎn)廠，V 法工藝為主體的鑄造廠和消失模鑄造廠， 金屬型或金屬型覆砂為主的曲軸、磨球生產(chǎn)廠，硅溶膠或硅酸乙脂為粘結(jié)劑的高檔熔模精密鑄造廠，水玻璃為粘結(jié)劑的普通鋼件精鑄廠，離心球鐵鑄管廠和離心灰鐵鑄管廠， 有色合金砂鑄壓(高/低/差)鑄廠等等。
從歷史悠久的鑄造技術(shù)發(fā)展到今天的現(xiàn)代鑄造技術(shù)或液態(tài)凝固成形技術(shù)這不僅與金屬與合金的結(jié)晶與凝固理論研究的深入和發(fā)展、各種凝固技術(shù)的不斷的出現(xiàn)和提高、計算機技術(shù)的應(yīng)用等有關(guān)，而且還與化學工業(yè)、機械制造業(yè)、制造方法和技術(shù)的發(fā)展密切相關(guān)。
凝固理論的發(fā)展結(jié)晶與凝固是鑄件形成過程的核心，它決定著鑄件的組織和缺陷的形成，也決定了鑄件的性能和質(zhì)量。近 30 年來，借助于物理化學、金屬學、非平籬熱力學與動力學、高等數(shù)學和計算數(shù)學，從傳熱、傳質(zhì)和固液界面幾個方面進行研究，使金屬凝固理論有了很大的發(fā)展，這不僅使人們對許多條件下的凝固過程和組織特征有了深入的認識，而且促使了許多凝固技術(shù)和液態(tài)凝固成形方法的提出、發(fā)展和生產(chǎn)應(yīng)用。例如凝固理論已建立了鑄件冷卻速度和品粒度以及晶粒度與鑄件力學性能之間的一些函數(shù)關(guān)系，從而為控制鑄造工藝參數(shù)和鑄件力學性能提供了依據(jù)。
1.5 樹脂砂及其優(yōu)缺點
樹脂砂是以樹脂為粘結(jié)劑配置的型砂。與其他型砂相比，其主要優(yōu)點是：鑄件表面質(zhì)量好，尺寸精度高。不需要烘干，縮短了生產(chǎn)周期，節(jié)約了能源。樹脂砂型的強度高， 透氣性好，鑄件缺陷少，廢品率低。樹脂砂流動性好，易緊實。潰散性好，容易落砂、清理，大大減輕了勞動強度。其主要的缺點是：因原砂粒度、粒型、SiO2 含量及堿性化合物等都能對樹脂砂性能產(chǎn)生較大的影響，所以對原砂要求較高。操作環(huán)境的溫度、濕度對樹脂砂硬化速度及硬化強度影響較大。與無機粘結(jié)劑相比，樹脂砂的發(fā)氣量較大。樹脂和催化劑有刺激氣味，要求車間內(nèi)通風良好。樹脂的價格較高[3]。
1.6 3A 鋼的化學成分及雙相不銹鋼的力學性能
1.6.1 3A 鋼的化學成分
雙相不銹鋼組織結(jié)構(gòu)通常是由鐵素體與奧氏體構(gòu)成，其最大的優(yōu)勢在于將鐵素體不銹鋼與奧氏體不銹鋼疼特征匯聚一體。其強度高、塑性、抗腐蝕性以及韌性處于較高層次上，易于焊接。本次設(shè)計采用的材料為 3A 鋼，其型號相當于國內(nèi)的 25Cr-5Ni-Mo-N， 具體化學成分見表 1.1。
表 1.1 3A 鋼的化學成分
牌號
C
Mn
P
S
Si
Ni
Cr
Mo
N
3A
0.06
1
0.04
0.04
1
4.0-6.0
24-27
1.75-2.5
0.15-0.25
1.6.2 雙相不銹鋼的力學性能 1)有遠高于奧氏體不銹鋼的屈服強度，性能可以通過改變組織中的鐵素體量加以
調(diào)節(jié)。有文獻報道了國外一種 Zeron 牌號 (C ≤0.03%、24%~26% Cr、5%~8%Mo、
3%~4%Ni、0.2%~0.3%N、0.5 %~1% Cu、0.5%~1%W)的鑄造雙相不銹鋼與鑄造奧氏體不銹鋼 CF-8M 及相對應(yīng)的變形合金 AISI316 的力學性能對比屈服強度約為奧氏體鋼的
2 倍。
2)有良好抗蝕能力，特別是抗應(yīng)力腐蝕開裂能力超過奧氏體不銹鋼能力超過奧氏體不銹鋼 。
3)雙相不銹鋼含鎳量較低，可使用一定量氮代替鎳，成本上有較大優(yōu)勢。雙相不銹鋼有鉻鎳型和鉻 錳氮型兩大類 。 我 國 鑄 造 雙 相 鋼 有 兩 個 牌 號 ， 即
ZG1Cr17Mn9Ni4Mo3Cu2N 和 ZG1Cr18Mn13Mo2CuN，均為節(jié)鎳的鉻錳氮型。與國外相比， 一是碳量較高影響耐蝕性能、二是錳量較高影響工藝性能。我國鑄造雙相鋼成本較低， 性能方面有差距。應(yīng)在積極擴大鑄造雙相不銹鋼應(yīng)用的同時，大力發(fā)展性能更高的低
碳鉻鎳型雙相鋼[4]。
雙相不銹鋼具有比奧氏體不銹鋼更高的力學性能，有優(yōu)良耐蝕性，特別是抗應(yīng)力腐蝕開裂能力。雙相不銹鋼含鎳量低于奧氏體不銹鋼，生產(chǎn)成本上有較大優(yōu)勢。因此， 雙相不銹鋼是近年研究發(fā)展最快的鋼種之一。在雙相不銹鋼中，含氮雙相不銹鋼的發(fā)展有特殊意義。氮不僅是強奧氏體形成元素，在不銹鋼中加入少量氮可取代大量昂貴的鎳，而且氮作為合金元素， 既可提高不銹鋼的強度，改善疲勞、蠕變性能，又可明顯提高不銹鋼耐蝕性，尤其是耐點蝕和縫隙腐蝕性能。我國在發(fā)展含氮不銹鋼方面有很好基礎(chǔ)，近年在雙相不銹鋼方面的研究也較活躍，性能優(yōu)良且價格低的含氮雙相不銹鋼的應(yīng)用會越來越多[4]。
因為雙相不銹鋼組織結(jié)構(gòu)通常是由鐵素體與奧氏體構(gòu)成，則雙相不銹鋼的高抗腐蝕性和優(yōu)異的機械性能的結(jié)合可以通過它們的化學成分和大致相當?shù)蔫F素體和奧氏體體積分數(shù)的微觀結(jié)構(gòu)來解釋[13]。
2 鑄件的結(jié)構(gòu)分析
本次設(shè)計的零件為泵體，因為泵體構(gòu)造比較復雜，要對泵體的具體構(gòu)造進行分析， 了解泵體的詳細構(gòu)造，從而確定了泵體的鑄造工藝參數(shù)。泵體的構(gòu)造如圖 2.1 所示：
圖 2.1 泵體結(jié)構(gòu)圖
根據(jù)圖 2.1 可以得到：鑄件的最小、最大壁厚分別為 20mm、65mm。在壁厚不均勻的部位容易出現(xiàn)熱節(jié)，再設(shè)計時我們要給予適當?shù)男拚?。鑄件長、寬、高的最大值分別為
900mm、572mm 、1320mm。根據(jù)鑄件的構(gòu)造，算得鑄件的體積，且鑄件的材料為不銹鋼， 查表得到其密度為 7.9g/????3,求得鑄件質(zhì)量為 544kg?？s率為 2%。通過分析可得到泵體的構(gòu)造適宜用鑄造的方法來成形。
3 鑄件澆注位置的確定與分型面的選擇
在確定澆注位置時應(yīng)當確保：泵體主要的面以及泵體中截面較大的部位要放在底部， 并且要確保泵體在成形時能夠完全充滿，并以液體的凝固的方式為順序凝固。
在選擇分型面時要盡可能使分型面的數(shù)量越少越好，全部鑄件或者其主要的加工面 盡可能安排在一個砂箱中。分型面一般會選在鑄件的面積最大的部位并且我們在確定分 型面以后要保證不會因為分型面的選擇而使鑄件的強度遭到破壞。在這些條件的基礎(chǔ)上， 我們要盡量減少砂芯的使用并保證最后順利的下芯、驗型與合型。
由于本次設(shè)計的零件結(jié)構(gòu)比較復雜，所以不適合將整個零件放在一個砂箱中，并且分型面也應(yīng)該選在零件的最大水平投影出，還要保證分型后零件的結(jié)果強度也不會被破壞或減弱，綜上多重考慮最終確定此次設(shè)計鑄件采用上、中、下三種方式進行分型。
該泵體的澆注位置和分型面如圖 3.1：
圖 3.1 泵體的澆注位置及分型面
4 鑄造工藝參數(shù)的確定
4.1 機械加工余量及芯頭的設(shè)計
為了保證零件加工面尺寸和精度，在鑄件工藝設(shè)計時，將加工面上留出的、準備切去的金屬層厚度，稱之為機械加工余量[5]。
砂芯是構(gòu)成鑄件的孔和內(nèi)壁結(jié)構(gòu)的重要部位。而芯頭是砂芯中的伸出來的部位，不會形成泵體的輪廓，其作用是：對砂芯進行準確的定位，在澆注時砂芯所產(chǎn)生的空氣會由芯頭釋放到的外部，承擔砂芯自己的重力和熔液注入后對砂芯產(chǎn)生的浮力 。
根據(jù)鑄件的結(jié)構(gòu)和加工要求，本次設(shè)計對鑄件機械加工余量和芯頭的尺寸設(shè)計進行了選擇和設(shè)計，具體的結(jié)構(gòu)設(shè)計和參數(shù)如下：
1) 泵體局部構(gòu)造如圖 4.1 所示，查表確定泵體此處的機械加工余量等級 J，又泵體此處的直徑最大為 715mm，可以查表得泵體的機械加工余量為 10mm。又因為
L>500mm 且 D=560mm，所以查表得到?1 = 40????，垂直芯頭的斜度α=10°，間隙為 3.5mm。具體形狀及尺寸見圖 4.2 所示。
圖 4.1 頂部零件局部圖
圖 4.2 頂部鑄造工藝局部圖
2) 泵體局部構(gòu)造如圖 4.3 所示，查表確定泵體此處的機械加工余量等級 J，又泵體此處的直徑最大為 620mm，可以查表得泵體的機械加工余量為 9mm。又因為
L>500mm 且 D=366mm，所以查表得到 h=70mm，垂直芯頭的斜度α=5°，間隙為
2.5mm。具體形狀及尺寸見圖 4.4 所示。
圖 4.3 底部零件局部圖
圖 4.4 底部鑄造工藝局部圖
3) 泵體局部構(gòu)造如圖 4.5 所示，查表確定泵體此處的機械加工余量等級 J，又泵體此處的直徑最大為 620mm，可以查表得泵體的機械加工余量為 9mm。又因為
L>1250mm 且 D=400mm，所以根據(jù)表格可得到 l=120mm，芯座與芯頭的之間的距離為 5mm，詳細的構(gòu)造見圖 4.6 所示。
圖 4.5 左側(cè)零件局部圖 圖 4.6 左側(cè)鑄件工藝局部圖
4.2 鑄件中的最小鑄出孔
在鑄造過程中，零件上的孔、槽和臺階一般應(yīng)盡可能的鑄造出來，這樣既可以節(jié)省金屬的損耗，減少后期機械加工量，從而降低成本，同時又可以使鑄件的壁厚更加均勻， 減少形成縮孔、縮松等缺陷，從而提高鑄件的質(zhì)量，但在零件中通常存在一些不易鑄造出來的孔、槽和臺階，如果采用機械加工出來反而更加方便[5]。
本次設(shè)計零件的材質(zhì)為 3A 鋼，通過分析零件的具體結(jié)構(gòu)以及查表 4.1 可以得到本次設(shè)計中泵體可鑄出的最小孔直徑。
表 4.1 鑄件的最小鑄出孔
本次泵體為成批生產(chǎn)，且泵體屬于鑄鋼件，由表 4-1 知，能鑄出的最小直徑在30~50mm 之間。為了降低成形的工時，本設(shè)計將直徑≤50mm 的孔均不鑄，該零件中存在
20 個直徑為 30mm 的螺紋孔，兩個直徑 33mm 的通孔，4 個直徑為 12mm 的 G1/2 內(nèi)螺紋孔，2 個直徑為 15mm 的 G3/4 內(nèi)螺紋孔以及 32 個大小為 36mm 的孔。這些孔均在成型后再加工，不予鑄出。不鑄孔的位置如圖 4.7 所示：
圖 4.7 不鑄孔位置圖
4.3 鑄造圓角的確定
在進行鑄造工藝設(shè)計時，通常會在零件的拐角或直角處加上鑄造圓角，其目的是為了防備金屬液流動時在拐角處產(chǎn)生落砂。
鑄造圓角的尺寸通常為相鄰壁厚的1?3 ~ 1?2左右。設(shè)計中圓角的尺寸要根據(jù)泵體的
真實構(gòu)造來得出。在圖中未注圓角的尺寸為 10mm，其它圓角的實際尺寸均已標出。具體見圖 4.8，圖 4.9，圖 4.10。
圖 4.8 圓角設(shè)計前后結(jié)構(gòu)對比圖
圖 4.9 圓角設(shè)計前后結(jié)構(gòu)對比圖
圖 4.10 圓角設(shè)計前后結(jié)構(gòu)對比圖
4.4 鑄造收縮率
金屬液在注入后隨著時間的流逝液體會發(fā)生收縮。收縮到最后就可能應(yīng)運而生各類缺陷，如縮孔、縮松、裂紋等。為了避免這類事情的發(fā)生，我們需要對鑄型中的金屬液進行適當?shù)难a縮，從而獲得合格的鑄件。
各種鑄造合金的鑄造收縮率值，可以憑據(jù)零件的質(zhì)料、和鑄型構(gòu)造，查閱相應(yīng)的手冊得到。本次設(shè)計的零件所選用的材料為 3A 鋼，屬于雙相不銹鋼，查表后得到其鑄造收縮率為 2%。
5 澆注系統(tǒng)及冒口的設(shè)計
5.1 冒口的設(shè)計
冒口是在鑄型內(nèi)人為設(shè)置的儲存金屬液的結(jié)構(gòu)體，在鑄件形成時補給金屬液，用以補償鑄件形成過程中可能產(chǎn)生的補縮，有防止縮孔、縮松、排氣和集渣的作用[6]。
由于在澆注過程當中，冒口要對鑄型補縮金屬液，所以在設(shè)計冒口時，要確保冒口中液體的冷卻速率要小于鑄件的冷卻速率。并且冒口能夠供給總的金屬補縮液量也要大于鑄件在整個凝固收縮過程當中所需要的金屬液總量，以確保鑄型能夠完全充滿。在滿足以上的要求的條件下，冒口的體積要盡量小些，這樣不僅可以節(jié)省金屬液的使用量， 而且還能提升鑄件的工藝出品率及成品率。
而冒口的位置要設(shè)在合理的位置，從而使冒口的作用發(fā)揮到最大如：盡量把冒口設(shè)立于結(jié)構(gòu)中出現(xiàn)熱節(jié)的上部或側(cè)方、不應(yīng)該把冒口設(shè)立于結(jié)構(gòu)中的重要地方。避免鑄件組織因為孕育時間較長使組織粗大，而破壞其本來的力學性能。鑄件中要放置的冒口的實際數(shù)量通過冒口的有效補縮距離來計算得到的[7]。
本次設(shè)計使用的材質(zhì)為 3A 鋼，其型號相當于國內(nèi)的 25Cr-5Ni-Mo-N。由于材料中
含有 N 元素，而空氣中含有大量的 N 元素，為了避免空氣中的 N 元素混入金屬液中而人為的改變金屬液中的化學成分的含量，所以不能使用明冒口，而全部設(shè)計成暗冒口。對于頂部的冒口將選用直徑相同的金屬環(huán)放在冒口的頂部，并在金屬環(huán)的頂部放一層石灰棉，然后再在石灰棉上面進行鋪砂，從而形成暗冒口。
依據(jù)鑄件的形狀，以及鑄件冒口設(shè)計的基本準則，盡可能將冒口設(shè)計在鑄件的最高、最厚、以及存在熱節(jié)的地方。
冒口的設(shè)計要保證金屬液在冷卻時以順序凝固的方式進行冷卻，經(jīng)分析確定在鑄件中設(shè)立三種不同尺寸的冒口，具體設(shè)計如下：
5.1.1 頂部冒口
本泵體中冒口用模數(shù)法進行計算，詳細步驟如下：
冒口的有效補縮距離：L=4T=4×80=320mm，L=2010mm，冒口個數(shù) n=2010/320≈6 個。鑄件被補縮部位的模數(shù) M=0.5T=0.5×81.2=40.6mm≈41mm。
冒口的模數(shù) M 件=1.2M 件=48.7mm≈49mm。
鑄件冒口的高度 h=343mm,設(shè)冒口的半徑為 r，則有 M 件=rh/2(r+h),將以上數(shù)據(jù)帶入得到鑄件冒口的半徑 r=137mm。
具體結(jié)構(gòu)如圖 5.1，5.2 所示：
圖 5.1 頂部冒口主視圖
圖 5.2 頂部冒口俯視圖
5.1.2 端部冒口
本泵體中冒口用模數(shù)法進行計算，詳細步驟如下： 鑄件被補縮部位的模數(shù) M=0.5T=0.5×49mm=24.5mm。冒口的模數(shù) M 冒=1.2M 件=29.4mm≈29mm。
鑄件冒口的高度 h=343mm，設(shè)冒口的半徑為 r，則有 M 件=rh/2(r+h)，將以上數(shù)據(jù)帶入得到鑄件冒口的半徑 r=85mm。
具體結(jié)構(gòu)如圖 5.3 所示
圖 5.3 端部冒口主視圖
5.1.3 底部冒口
本泵體中冒口用模數(shù)法進行計算，詳細步驟如下：
冒口的有效補縮距離：L=4?? = 4 × 127 = 508mm，l = πr2 = 1948mm，冒口個數(shù)
n = 1948 ÷ 508 ≈ 4 個。
鑄件被補縮部位的模數(shù) M 件=0.5T=0.5×127mm=63.5mm≈64mm。冒口的模數(shù) M 冒=1.2M 件=76.2mm≈76mm。
4????3
冒
設(shè)冒口的半徑為 r，則有?? = 3
4????
2=76mm，將以上數(shù)據(jù)帶入得到鑄件冒口的半徑
r=137mm。
具體結(jié)構(gòu)如圖 5.4，5.5 所示。
圖 5.4 底部冒口主視圖
圖 5.5 底部冒口俯視圖
冒口的放置位置如圖 5.6 所示：
圖 5.6 冒口的位置
5.2 澆注系統(tǒng)的設(shè)計
澆注系統(tǒng)是鑄型中引導液態(tài)金屬流入型腔的一系列通道，通常是由澆口杯、直澆道、直澆道窩、橫澆道和內(nèi)澆道等單元組成[5]。
澆注系統(tǒng)在設(shè)計時除了確保液體能夠順利注入型腔之外，還要確保液體在澆道中的流動比較平穩(wěn)，并且不會帶入異物，并可以使鑄型中的氣體有序的排除型腔外以防止產(chǎn)生夾砂、砂眼等缺陷。金屬液在澆道內(nèi)流動的距離也不易過長，要盡可能的使金屬液以最合適的距離和時間充滿鑄型，而且鑄型中的金屬液的上升速度也不宜過快或過慢，要獲得合適的上升速度從而得到完整的鑄型輪廓。金屬液在凝固時，要盡可能讓各部分溫差不要太大，并且不影響鑄件的收縮，以避免鑄件產(chǎn)生缺陷。最后在保證鑄件質(zhì)量的基礎(chǔ)上，澆注系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)要盡可能的簡單，以便工人師傅在加工時容易操作。澆注系統(tǒng)的尺寸在保證順利澆注的情況下要越小越好，這樣可以削減材料的損耗，提高鑄件的工藝出品率。
由于鑄件選用的材料為 3A 鋼，屬于雙相不銹鋼，而液態(tài)的 3A 鋼在空氣中易氧化， 所以要使用開放式澆注系統(tǒng)，并根據(jù)泵體的結(jié)構(gòu)我們在注入金屬液時選擇底注的方式。具體結(jié)構(gòu)設(shè)計如下。
5.2.1 澆注時間τ的確定
已知鑄件的工藝出品率=鑄件質(zhì)量/（鑄件質(zhì)量+冒口中金屬液質(zhì)量+澆注系統(tǒng)中金屬液的質(zhì)量）≈50%。又根據(jù)鑄件的結(jié)構(gòu)圖計算得到鑄件質(zhì)量 m=544kg，又知鑄件的工藝出
品率大約在 50%上下，計算得到流經(jīng)阻流斷面的液體總質(zhì)量 m 總=1088kg。查表得泵體的注入時間τ=40s。
5.2.2 流量系數(shù)μ的確定
本次設(shè)計鑄型采用干型，阻力大小適中，查表得鑄件的流量系數(shù)μ=0.38。本次液體的注入溫度為 1500°C，高于 1280°C，所以μ值增加 0.05，又澆注系統(tǒng)存在兩個內(nèi)澆
道，μ值減小 0.05,所以μ總=0.38+0.05-0.05=0.38。
5.2.3 平均靜壓力頭 Hp 的計算
根據(jù)具體情況取 L=1500mm，得α=7°~8°，所以最小剩余壓頭 Hm≥Ltanα=184.2mm，取 Hm=190mm，所以 Hp=190+699=889mm≈890mm=89cm。
5.2.4 阻流面積??阻的確定
通過奧贊公式確定鑄件的阻流面積 A 阻，見公式（1）：
??阻
= ??
0.31????√????
（1）
阻 1
阻 阻 1
將以上獲得結(jié)論帶入公式（1），求得 A =24.5cm2，因為是鑄鋼件，且鑄件的材料為 3A 鋼，其液體在流動時粘度相對于其它金屬較大，所以在所得的鑄件阻流面積 A 阻 1 的基礎(chǔ)上擴大 30%。所以 A =A ×1.3=31.8cm2≈32cm2。設(shè)其長為 58mm、寬為 50mm、高為 55mm，其結(jié)構(gòu) 如圖 5.7 所示。
圖 5.7 澆道阻流面積圖
通過阻流面積與各個澆道的關(guān)系可求得澆注系統(tǒng)中的直澆道、橫澆道、直澆道窩以及內(nèi)澆道截面積的具體數(shù)值如下：
橫 阻
A直=1.1A阻=35.2cm2≈35cm2 A =1.2A =38.4cm2≈38cm2
A內(nèi)=1.3A阻=41.6cm2≈42cm2
各部分結(jié)構(gòu)具體尺寸如下：
1) 直澆道
直澆道截面采用圓形，由于面積已知為35????2，所以可求得 D=66mm，直澆道斜度取
2°，其構(gòu)造見圖 5.8：
圖 5.8 直澆道結(jié)構(gòu)圖 圖 5.9 直澆道窩結(jié)構(gòu)圖
2) 直澆道窩
由于液態(tài)金屬對澆口底部有很強的沖擊力，金屬液將會把大量的夾雜物帶入到鑄型中。因此為了避免出現(xiàn)這種情況，通常會在直澆道下加上一個直澆道窩，讓金屬液得到緩沖，并使金屬液中的氣泡有時間浮出。尺寸計算如下：
D 窩=1.5D 直=99mm，取 D 窩=100mm，h=2D=132mm；結(jié)構(gòu)如圖 5.9 所示。
3) 橫澆道
橫澆道主要用于銜接直澆道和內(nèi)澆道，并將金屬液平均、平緩的分到每個內(nèi)澆道中， 同時它還是澆注系統(tǒng)中最后的一道擋渣關(guān)口。當金屬液從直澆道窩流出后，如果第一個 內(nèi)澆道距直澆道較近的話，當金屬液經(jīng)過內(nèi)澆道時會出現(xiàn)一個急轉(zhuǎn)彎。為了避免這種情 況，我們要將第一個內(nèi)澆道到直澆道的距離加長，使金屬液的流動距離加長從未變的平 緩（通常 L≥5h 橫）。此外，在澆注開始時，由于第一股冷流液會帶有很多的夾雜物，所以橫澆道末端距最后一個內(nèi)澆道的間距要增加，這樣有利于減小末端內(nèi)澆道的吸動作用， 經(jīng)驗證明加長段不應(yīng)該 75mm，此次設(shè)計在橫澆道末端加長 123mm 具體尺寸如下：
H=D=66cm,b=5.75cm≈5.8cm=58mm。
結(jié)構(gòu)如圖 5.10 所示:
圖 5.10 橫澆道結(jié)構(gòu)圖
圖 5.11 澆注系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖
4) 內(nèi)澆道
橫澆道中的液體在經(jīng)過內(nèi)澆道時，會出現(xiàn)兩個不同的流動方向：一個方向向前，一個流向內(nèi)澆道。所以當金屬液流經(jīng)內(nèi)澆道時會被吸入時，我們將這種行為稱之為“吸動作用”。如果當吸動的作用范圍超過內(nèi)澆道的斷面的話，當混有夾雜物的液體流經(jīng)內(nèi)澆道時就會將雜質(zhì)和液體一同吸入。
吸動作用的有效范圍和內(nèi)澆道中液流速率快慢成正比。當內(nèi)澆道高度與 h 內(nèi)/h 橫較小
時，橫澆道的阻砂能力較好。所以內(nèi)澆道高度要盡可能的小一些，其高度大約在橫澆道
高度的1 ~ 1最適宜。尺寸計算如下：
6 5
b=58mm，l=7.2cm=72mm
具體結(jié)構(gòu)如圖 5.10 所示。
整個澆注系統(tǒng)的構(gòu)造見圖 5.11。
6 模型圖的設(shè)計
6.1 鑄件模型材料的選用
鑄件的模型就是在泵體圖的上加上機械加工余量、收縮率、圓角等得到的最后的外輪廓，用來進行造型。在造型時需要模型的強度和硬度要大一些。綜合考慮發(fā)現(xiàn)松木的實用性能比較好、所得到的模型表面比較光滑，而且耐用性較好，可以重復使用，所以我們選用松木作為我們鑄件的造型材料。
6.2 模型的設(shè)計
由于鑄件的結(jié)構(gòu)比較復雜，所以在第三章節(jié)鑄件澆注位置的確定與分型面的選擇中我們就提出采用上、中、下三種方式進行分型，所以我們的模型也采用這種方法，將模型分為上中下三部分，分別進行設(shè)計。
模型的尺寸計算為：
A 模=（A 件+A 藝）（1+K）式中 A 模--模樣的工作尺寸A 件 -- 零 件 尺 寸A 藝--零件工藝尺寸
K--鑄造的收縮率
在第二章鑄件結(jié)構(gòu)分析中我們得到鑄件的收縮率為 2%，所以我們可得到具體的鑄件模型圖，如圖 6.1，圖 6.2，圖 6.3，圖 6.4，圖 6.5，圖 6.6 所示:
圖 6.1 上模型圖主視圖
圖 6.2 上模型圖俯視圖
圖 6.3 中模型圖主視圖
圖 6.4 中模型圖俯視圖
圖 6.5 下模型主視圖
圖 6.6 下模型俯視圖
7 芯盒圖的設(shè)計
7.1 芯盒模型材料的選擇
芯盒的主要作用是用來對砂芯進行成形。成形時，將型砂放入芯盒模型中，即可獲得砂芯的結(jié)構(gòu)，由于在填砂時要使砂芯更加更加結(jié)實，所有填砂時，芯盒收到的力較大， 需要芯盒模型的材料強度要大一些。所得的砂芯表面也要盡可能的光滑，這樣可以使所得鑄件的表面更加光滑。綜合斟酌，仍然選用松木作為芯盒模型的材質(zhì)。
7.2 芯盒模型的設(shè)計
在填砂造型結(jié)束后，為了能夠?qū)⒁淹瓿傻男竞心Ｐ蜔o障礙取出，決定在設(shè)計時將芯盒分成兩部分。
在 4.4 章節(jié)中我們說到了金屬液的收縮問題，為了能夠在冷卻結(jié)束后得到標注尺寸的結(jié)構(gòu)，我們在造型時要將芯盒的尺寸在原來零件工藝尺寸的基礎(chǔ)上縮小 2%，這樣可以保證金屬液收縮后得到的鑄件的尺寸合格。具體尺寸如圖 7.1 所示：
圖 7.1 芯盒圖
8 型砂的選用
按照樹脂砂的特點（見 1.5 章節(jié)），決定將樹脂砂用作本次工藝設(shè)計的造型材質(zhì)。樹脂砂的組成包括：原砂、粘結(jié)劑、硬化劑及添加劑[3]。
8.1 原砂及粘結(jié)劑的選擇
原砂的對樹脂砂的性能以及鑄件的表面質(zhì)量都有很大的影響，由于石英砂的價格比較便宜且性能良好，滿足我們的要求，所以本次樹脂砂選用的原砂為石英砂。
當前鑄造行業(yè)常采用樹脂作為型砂的粘結(jié)劑，當前粘結(jié)劑的種類有很多。本次設(shè)計所選用的砂粘結(jié)劑為冷固樹脂。
8.2 硬化劑的選擇
目前該行業(yè)的硬化劑種類很多如：硫酸乙酯、有機磺酸等。從硬度上看，強酸使樹脂硬化速度最快，但是強度較低，弱酸硬化速度慢，但是最終強度較高[8]。
如果硬化劑的強度太高可能會影響金屬液的收縮導致形成缺陷，綜合考量，本次設(shè)計所選用的硬化劑為強酸樹脂。
8.3 混砂工藝
混砂工藝流程通常如下：
干混
濕混 混碾
干砂 + 添加劑1~1.5min + 硬化劑5~6min + 樹脂1~2min 出砂
在造形結(jié)束后會在鑄型內(nèi)腔涂上一層鋯英粉涂料，從而使鑄件表面變的光滑，降低鑄件表面的粗糙度。
9 鑄件的熱處理
本次設(shè)計的零件所選用的材料為 3A 鋼，屬于雙相不銹鋼，在得到鑄件后需要對鑄件進行熱處理，以消除鑄件中所存在的應(yīng)力。我們使用固溶處理的辦法，對不銹鋼的固溶熱處理的目的是要把在以前各加工工序中產(chǎn)生或析出的合金碳化物以及α相重新溶解到奧氏體中，得到單一的奧氏體組織，以保證材料具備良好的性能，充分地消除應(yīng)力和冷作硬化現(xiàn)象[9]。
固溶處理能夠提高鑄后零件的塑性和韌性，使固溶體得到加強，消除相應(yīng)的應(yīng)力， 達到了提高 3A 鋼材料的力學性能的要求。固溶處理溫度一般在 1050~1100℃之間， 加熱時間相對較長，溫度相對較低，此次設(shè)計選擇處理溫度為1060℃。其熱處理工藝圖如圖 9.1。
圖 9.1 熱處理工藝圖
10 結(jié)論
1) 泵體的最小、最大壁厚分別為 20mm、65mm。
2) 該泵體在澆注時采用開放式，液體凝固方式為順序凝固。
3) 選用樹脂砂作為造形材料。
4) 冒口均采用暗冒口。
5) 泵體中直徑≤50mm 的孔均不鑄。
6) 鑄件的收縮率為 2%。
參 考 文 獻
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附錄 2：外文翻譯
相變及其對 2205 雙相不銹鋼力學性能和耐點蝕性能的影響
摘要
研究了相變對 2205 雙相不銹鋼的力學性能和點蝕性能的影響，850℃熱處理 60 min，試樣中σ相的變化量最大可達 6％。結(jié)果表明：σ相顯著提高了試樣的硬度，降低了試樣的沖擊韌性，但極限拉伸強度和屈服強度的增加趨勢不明顯，而總伸長率隨時效時間從 5 SEM 觀察顯微圖像分析表明，當試件老化 5-60 分鐘時，沖擊斷口類型由韌性模式變?yōu)榫w模式，而且點蝕電位降低的程度與溫度密切相關(guān)，在較高溫度下更顯著。在σ相成核的潛伏期，點腐蝕試驗溫度和老化時間顯然取代了潛在的牽引電位并沒有那么高貴的價值。在 15 分鐘之后，較高溫度比衰老時間更有助于降低點蝕電位。
關(guān)鍵詞：雙相不銹鋼;相變;力學性能;點蝕
雙相不銹鋼的高抗腐蝕性和優(yōu)異的機械性能的結(jié)合可以通過它們的化學成分和大致相當?shù)蔫F素體和奧氏體體積分數(shù)的微觀結(jié)構(gòu)來解釋[1]。這些比較常見的不銹鋼具有幾個優(yōu)點。雙相鋼的強度是傳統(tǒng)奧氏體鋼的兩倍左右，與鐵素體鋼相比，具有優(yōu)越的延展性和可焊性[2]。它們的鉻含量通常高于耐腐蝕奧氏體不銹鋼，其鉬含量約為鎳含量的一半。高鉻和鉬的組合是實現(xiàn)良好抗氯化物誘導的點蝕和縫隙腐蝕的經(jīng)濟有效的方法。因此，他們通常選擇用在局部腐蝕潛在問題的地方，例如在海洋結(jié)構(gòu)，船舶，石油化工廠和油氣生產(chǎn)系統(tǒng)中[3]。然而，由于高溫暴露而導致的韌性和耐腐蝕性的惡化是雙相不銹鋼用戶的典型問題[4-5]。熱處理導致一系列的微觀結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變，這些轉(zhuǎn)變發(fā)生在鐵素體或晶界[6]，除馬氏體外，還形成奧氏體。高水平的元素穩(wěn)定鐵素體，例如作為鉻，鉬和硅， 可以促進σ相的形成。σ是一種硬而脆的中間相，含有鐵，鉻，鉬，并形成不銹鋼的鐵素體相[7]。這個階段可以在凝固過程中形成，隨后的熱處理、塑性變形或使用過程中的老化，都對雙相不銹鋼的可加工性和壽命有顯著影響[8-10]。因此，近年來，σ相吸引了眾多研究人員的關(guān)注。目前工作的重點是研究 2205 雙相不銹鋼σ相的析出對機械性能的影響，并進行了耐點蝕性能的研究。本文進行了微觀結(jié)構(gòu)研究，力學性能測試和電化
31
學腐蝕試驗。在老化過程中，在基體中析出的 相等金屬間化合物相合理地被忽略，因為與σ相相比，所有的體積分數(shù)都低于σ相，并且對σ相的性能影響要小得多[11]。
1 實驗
測試材料取自在溶液處理條件下供應(yīng)的熱軋雙相不銹鋼板。為了析出不同數(shù)量的σ相，這些試樣在 850℃進行了不同的熱處理。2205 雙相不銹鋼的化學成分如表 1 所示。
表 1 測試材料的化學組成 （質(zhì)量百分比，％）
C
Cr
Ni
Mo
Si
Mn
P
S
N
Fe
0.025
21.95
5.1
3.1
0.55
1.2
0.028
0.003
0.015
平衡
為了表征微觀結(jié)構(gòu)，將樣品在標準研磨和拋光技術(shù)下進行電化學蝕刻，然后使10 Vol / L NaOH 中在 2 V 電壓下持續(xù) 3 s。制備的樣品用 Canon PowershotS70 彩色光學顯微鏡檢查。Q 通過光學顯微鏡自動圖像分析計算機程序進行不同時效時間的微觀結(jié)構(gòu)相的定向金相測量。能量色散 X 射線光譜分析（EDS）用來確定化學組成， HB-3000B 硬度計用于測量負荷為2.94×104N 的布氏硬度，以及評估時效硬化效果。每個試樣至少取 3 個壓痕，并報告平均硬度值。硬度測量誤差約為記錄的布氏硬度值（BHN）的±1.5％。室溫拉伸測試使用計算機控制的 ZDM-50 測試機器以 0.5mm
/ min 的橫跨速度進行。根據(jù) ASTM 標準（ASTM A370）制備試樣，由機器輸出確定屈服強度（YS）、極限拉伸強度（UTS）和總伸長率（TEL，％）。YS 和 UTS 測量值的誤差記為±1.5 ％，延伸百分率為±2.5％。儀器化的 Charpy-V 按照 ASTM A370 標準樣品制備成 10 mm×10 mm×55 mm 的標準樣品。沖擊試驗在 20℃和-20℃ 下進行，使用最大容量為 650J 的 JB-30B 沖擊機。在沖擊試驗之后，通過使用掃描電子顯微鏡（SEM）觀察斷裂表面來確定斷裂機理（型號：Leo438VP）。
在 30℃和 50℃條件下，在 3.5％的 NaCl 溶液（以質(zhì)量百分數(shù)計）中基于電化學方法進行耐點蝕腐蝕性試驗。在測試中采用了具有大表面 Pt 箔作為反電極和飽和甘汞電極（SCE）作為參比電極的常規(guī)三電極電池，并且浸泡在電解質(zhì)中 30 分鐘后進
行測量。使用所研究的樣品的工作電極用金剛砂紙拋光至 1200 格，用酒精除油，在水中沖洗并用熱空氣干燥。腐蝕行為通過點蝕電位（Ep）的絕對值和極化曲線的形狀來評價。
2 結(jié)果與討論
2.1 微觀結(jié)構(gòu)分析
圖 1 顯示了 2205 雙相不銹鋼試樣在 850℃老化的橫向斷面的不同老化時間的彩
色光學顯微組織。圖 1（a）顯示了老化 5 分鐘的樣品的微觀結(jié)構(gòu)。從圖中可以看出， 實現(xiàn)了由體心立方鐵素體（α基體）和面心立方體奧氏體（γ二次相）組成的雙相組織，沒有任何其他的第二相。在圖 1（b）中，可以發(fā)現(xiàn)沿著 /α和α/α的相界或晶界的窄鐵素體區(qū)域沉積微小的 相。這些界面作為 相的非均勻析出的優(yōu)先成核位點是眾所周知的。隨著老化時間的增加，圖 1（c）中觀察到的新成形體和原始 相的尺寸都增加， 相增長 s 進入相鄰的鐵氧體區(qū)域。許多研究[4-6,12-13]已經(jīng)證明， 相沉淀的機制是在 600℃至 1000℃的溫度范圍內(nèi)發(fā)生的α → + ??2的共析反應(yīng)，其中??2相被稱為二次奧氏體以區(qū)分原始奧氏體。通過圖像分析確定這些顯微組織中的相的百分比，如表 2 所示。鐵素體相含量隨著 相沉淀的增加而減小，隨著 相的增加，表 3 列出了在 EDS 評估的在 850℃老化 60 分鐘的樣品中相（ 和??2）的組成。
圖 1 在 850℃老化 5 min（a），15 min（b）和 60 min（c）的樣品的光學顯微結(jié)構(gòu)
2.2 機械性能
表 4 是力學性能的結(jié)果，包括硬度值、屈服強度、極限拉伸強度和總伸長率。在 850℃時效處理過程中的布氏硬度值顯示在表 4 中。在一段潛伏期后，硬度隨老化時間延長而增加。隨著老化時間從 15 分鐘增加到 60 分鐘，測量的硬度增加。據(jù)推測，在老化期間獲得的 相的存在導致硬度的顯著增加。如圖 1（a）至（c）所示， 硬度值與微觀組織演變基本一致。顯然等溫時效時間較長對雙相不銹鋼的硬化是有效的。表 4 還顯示了等溫時效后獲得的拉伸性能。結(jié)果表明，老化時間從 5 分鐘延
長到 15 分鐘，屈服強度和極限拉伸強度略有提高，同時伴隨著延伸率的少量降低。
時效 15 分鐘至 60 分鐘，得到顯著的延伸率降低。這可能是由于 相的密度增加以及向α相的增長所致，如圖 1（b）和（c）所示。
老化試樣在 850℃時的沖擊韌度與鋼的夏比沖擊能量之間的關(guān)系如圖 2 所示。在
20℃和-20℃下測定縱向和橫向老化試樣的夏比沖擊韌度?？梢钥闯?，兩個方向的韌
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性隨著老化時間而減少。在 15 分鐘內(nèi)發(fā)生韌性的急劇下降，其中沖擊能量沿縱向從
285J（老化 5 分鐘）降低到 228J（老化 15 分鐘），并且 210J（老化 5 分鐘）到 176J
（老化 5 分鐘）時效 15 min），由于α/ 界面處角鐵粒子的析出和鐵素體晶粒間的吸引，吸收的能量急劇下降。在 相析出范圍（15-60min），沖擊試驗中吸收的能量很低，在-20℃時觀察到類似的行為，這種韌性的嚴重退化歸因于脆性σ相的析出。并且還發(fā)現(xiàn)橫向沖擊能量低于縱向沖擊能量，這是由于裂紋易于長距離穿過鐵素體相。
表 2 不同時效溫度下 850℃老化試樣中 ，α和 相的含量（體積百分比，％）
時效時間/分鐘
σ相含量
α相的含量
γ相的含量
0
0
44
56
5
0
43
57
15
2.5
34
63
60
6.0
25
69
表 3 在 850℃下老化 60 分鐘的樣品的相的 EDS 分析（質(zhì)量百分比，％）
相
Si
Cr
Fe
Ni
Mo
σ
1.33
29.27
55.53
3.14
10。47
γ2
1.02
20.91
68.12
6.36
3.59
表 4 在 850℃老化的樣品的力學性能
老化時間/分
鐘
BHN
YS/MPa
UTS/ MPa
TEL/%
0
212
520
770
31。5
5
220
520
775
31
15
225
525
780
30
60
280
536
810
10
圖 2 老化時間對鋼的夏比沖擊能量的影響
圖 3 顯示了 SEM 對不同時效處理后的沖擊斷口圖。典型的韌性斷裂模式如圖 3
（a）所示，時效 5 分鐘。 然而，當時效 60 min 時，斷口表面由小的準解理面和撕裂邊緣均勻分布，如圖 3（b）所示。由于 相的 TCP 結(jié)構(gòu)，鋼的小變形可能造成轉(zhuǎn)變，形成脆性的 相顆粒微裂紋[12]。由于析出的 小會損害鋼的韌性，必須采取措施控制其析出。
圖 3 沖擊試驗后 850℃，5 分鐘（a）和 60 分鐘（b）老化后的試樣 SEM 照片
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2.3 耐點蝕性
圖 4 顯示了鋼
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