，使用实验加热6制造的所述阀座嵌件样本包含高铬铁氧体和面心 立方(FCC)相，以及少量的马氏体，其中所述高铬铁氧体位于枝晶内区域，和所述FCC相位于 所述枝晶间区域。所述枝晶间区域和所述枝晶内区域之间的比率为大约0.95。
[0089]在试验条件下的硬化和回火处理没有显著改变实验加热6的合金的所述晶粒间区 域和所述晶粒内区域之间的比率。在硬化处理(空气淬火)之后，在所述枝晶内区域发生马 氏体相变。在所述硬化条件下，实验加热6具有大约50vol. %马氏体结构，主要位于网格内 区域中，其被网状共晶反应相所包围。此外，在硬化和回火之后，在所述枝晶间区域中发生 碳化物和σ相的显著沉淀。所述枝晶间沉淀的含量是回火温度和加热处理持续时间的函数， 并且倾向于占所述总的枝晶间区域的约3%至约15%。
[0090] 在铸造条件下，实验加热7的微观结构与实验加热6的不同。实验加热7的铸造的微 观结构包含大量的马氏体结构，奥氏体和网状碳化物。在所述硬化条件下，几乎全部的所述 晶粒内区域是马氏体，网状碳化物保留在枝晶间。在硬化和回火处理之后，可清楚观察到枝 晶间的碳化物，并且随着回火温度升高，获得更高的回火效果。在由实验加热7制造的所述 样本中未检测到σ相。
[0091] 对于实验加热10的合金，在所述铸造条件中的微观结构形态类似于实验加热6的 微观结构形态。在硬化条件下，大约85vol. %的所述微观结构是马氏体。所述回火的马氏体 结构仅分布在晶粒内。还存在有显著的晶粒内区，其由固溶相和金属间相组成。
[0092] 实验加热6的所述合金的微观结构和实验加热10的合金微观结构的比较表明碳和 钼对合金体系的影响--两种体系均可定义为Co-Cr-Mo-Fe体系，并且在实验加热10的硬 化加回火微观结构中的回火响应类似于实验加热6。总之，由于实验加热10的合金含有比实 验加热6更少的钼和更少的碳(实验加热10中7.28wt%的钼，相比于实验加热6中13.82wt% 的钼，以及实验加热10中1.395wt%的碳，相比于实验加热6中1.595wt%的碳），因此实验加 热10显示出比实验加热6更加倾向于形成粗糙凝固亚结构。然而，对于这些合金，基本的微 观结构和微观结构分布是基本上相同的。
[0093] 实施例3:压缩和拉伸试验
[0094] 按照ASTM E209-89A(2000)(用于金属材料在高温以及常规或快速加热速率和应 变速率下的压缩试验的标准操作)在高达1 〇〇〇° F的4个温度点评估实验加热6 (J513合金)和 实验加热7(比较)的样品以测定压缩屈服强度。为了比较的目的，还评估了其它阀座嵌件合 金，包括基于钴的合金(J3)和两种基于铁的合金(J130和J160)，它们均可从密歇根州的梅 诺米尼的L.E. Jones公司获得。在图6中阐明了作为实验加热6和实验加热7的温度的函数的 压缩屈服强度与J3、J130和J160的压缩屈服强度之间的比较。
[0095]实验加热7具有与J130和J160合金相似的微观结构，实验加热7同样显示出与那些 合金相当的压缩屈服强度。与此相反的是，如在图6中显示的，实验加热6的J513合金表现出 比其它合金显著更高的压缩屈服强度。不受任何特定理论的限制，相信在J513合金的微观 结构（例如，包括固溶相和金属间相的晶粒间区域，以及仅分布在晶粒内的回火马氏体结 构）中的差异是产生相比于其它合金显著更高压缩屈服强度的因素。
[0096] 按照ASTM E209-89A在高达1200°F的6个温度点进行第二压缩屈服强度分析，评估 J513合金(实验加热20)相比于J3、J130和J160合金的压缩屈服强度。所述压缩屈服强度分 析的结果示于表4中，并在图7进行说明。 表4:作为温度的函数的压缩屈服强度
[0097]如在表3和图7中所示，当试验温度为1100°F或以下时，在所述四种VSI合金中，所 述J513合金表现出最高的压缩屈服强度--也就是说，J3、J130和J160合金各自表现出大 约相同水平的压缩屈服强度，而所述J513合金的压缩屈服强度位于显著更高的水平，远高 于市售的合金的压缩屈服强度。
[0098]这些研究表明所述J513合金可获得比传统基于铁的VSI材料更大的高温强度和热 硬度，并且因此可应用于具有极高发动机燃烧温度和工作压力的应用。
[0099] 还按照ASTM E8-04(2004)(用于金属材料的抗拉试验的标准测试方法）和ASTM E21-05(用于极限拉伸破坏强度的标准测试方法)在高达1200°F的温度评估所述J513合金 (实验加热20)的抗拉强度。该测试的结果总结在表5中，并在图8中进行图示说明。 表5:作为温度的函数的极限抗拉强度(UTS)
[0?00]如上所示和如在图8中所说明的，J513合金表现出与J130合金总体相当的或比 J130合金略高的极限抗拉强度。
[0101] 实施例4:组成微调
[0102] 通过在五个额外的实验加热中微调J513合金的组分，进一步探讨组成变化的影 响。在表6中示出实验加热25-29的组分。在下文中讨论J513合金的性质。 表6:合金体系微调采用的实验加热
[0103] 实验加热25和26探讨了铬和钼含量以及碳含量的组合对整体硬度的影响。实验加 热27、28和29研究了铬与钼的比率对材料的冶金和机械性能的影响。
[0104] 针对实验加热25-29评估了作为回火温度的函数的整体硬度。图9显示出该分析的 结果，其与加热1-11获得的结果重叠。针对900°F至1500°F的回火温度范围，所有五个实验 加热（即实验加热25-29)位于较高的硬度水平。在高达1500°F的回火范围内，发现实验加热 25的硬度最低（具体地，HRc 53)。
[0105] 基于铁的马氏体基体合金已被应用于现代重型发动机阀座嵌件应用，但是当回火 温度为约l〇〇〇°F时，常用的基于铁的马氏体基体合金的整体硬度急剧下降。在高温下硬度 降低主要是一种扩散控制工艺。如果这些材料被加热至非常高的温度，会预见硬度的逐渐 降低。
[0106] 所述J513合金提供了用于发动机配气机构的富铁合金体系，该体系可呈现出在更 高温度范围内（例如从约900°F至约1500°F)持续的硬度行为。以上结果证明了所述J513合 金呈现出适于符合现代内燃发动机的性能要求的在高温范围内（900°F至1500°F)的热硬度 水平。
[0107]实施例5:热硬度
[0108]利用维氏硬度试验技术(相应地，所述热硬度近似反映了在合金中存在硬质相的 效果)在高达1600°F的温度评估两种所述J513合金样本(实验加热25和26)的热硬度。为了 比较的目的，还测试了其它可从L.E. Jones获得的基于铁的合金的热硬度，包括J130(基于 铁的合金)和J153(铁-铬合金）。在表7中示出了在该研究中使用的合金的组成。 表7:热硬度试验采用的实验加热
[0109] 图10对所述分析的合金的热硬度与温度行为进行了比较。如图10中所示，在研究 的合金中，比实验加热25的所述J513合金具有更高的铬（16.13wt%)和钼（12.82wt% )含量 的实验加热26的所述J513合金具有总体最高的热硬度。在1600°F，两种J513加热显示出与 所述J130合金相当的热硬度。这很可能与所述J513合金中的基体强化机制有关，所述机制 与J130的机制不同。在所述J513合金中在1500°F以比在低于1500°F温度显著更高的速率进 行σ相的形成。
[0110] 实施例6:可铸造性和机械加工性评估
[0111] 利用两个生产炉加热(实验加热30和31)进行初步的可铸造性和机械加工性评估。 在表8中概述这两个实验加热的组成。 表8:可铸造性和机械加工性评估采用的实验加热
[0112] 热膨胀和收缩行为
[0113] 由实验加热31制造的样本用于研究J513热膨胀和收缩行为。所有的试验在氩气气 氛下进行。试验进行两次，且每个试验显示出实质上相同的热膨胀和收缩行为。
[0114] 图11和12分别示出了在第一次运行试验和第二次运行试验的铸造条件下J513的 线性热膨胀/收缩行为。该评估表示所述J513合金的奥氏体化温度为约830Γ，马氏体转变 温度大于约335°C。因此，确定了所述J513合金具有高可淬性，并适用于空气淬火。
[0115] 图13示出了在硬化(927°C)加回火(732°C)条件下所述J513合金的线性热膨胀/收 缩行为。利用在图13中示出的膨胀测量结果可以容易地确定奥氏体和马氏体起始温度和最 终温度。在表9中示出了在测试温度范围内典型的热膨胀系数。所述结果表明所述J513合金 的热膨胀性质适用于阀座嵌件应用。 表9:线性热膨胀系数
[0116] 实施例7:耐腐蚀性试验
[0117] 按照ASTM G31-72(重新批准的2004)(用于金属的实验室浸泡腐蚀试验的标准操 作)评估所述J513合金(实验加热22)样品的耐腐蚀性。采用标准样本尺寸(长1"，宽0.6"，厚 0.25"，且小试样挂孔直径为0.145"）。在开始所述试验之前以及在所述试验进行1小时、10 小时和100小时之后期间测定试样重量。
[0118] 酸性试验溶液由硫酸钠(7800ppm S〇42-)和硝酸钠（1800ppm N〇3-)组成。所述溶液 的pH被调节至2.8。为了比较的目的，还评估了其它阀座嵌件合金的耐腐蚀性，包括J109(超 奥氏体VSI合金）、J130和J153(高铬铁氧体/碳化物合金）。所有这些J-系列合金可从位于密 歇根州的梅诺米尼的L. E. Jones公司获得。
[0119] 图14概述了 J513、J109、J130和J153合金的腐蚀试验的结果。与超奥氏体VSI合金 J109和高铬铁氧体/碳化物合金J153相比，J513仅显示了略高的腐蚀速率。与合金J130相 比，J513显示了显著更低的腐蚀速率。
[0120] 实施例8:尺寸稳定性试验
[0121] 通过测定样本阀座嵌件在暴露至高温之前和之后的尺寸变化来评估J513合金样 本的晶体稳定性。该阀座嵌件被加热至约1200° F(约650 °C) 20小时。为了排除所述阀座嵌件 样本表面上的氧化，在加热期间所有样本被封入不锈钢封套内。
[0122] 在热处理之前和之后在两个以180°间隔分隔开的位点测定所述VSI样本的外径 ("0D"）。在热处理之前和之后的0D尺寸之间的差异用来界定所述VSI尺寸稳定性。四种不同 的VSI几何形状用于所述VSI尺寸稳定性研究，表示四种不同的VSI外径、内径（"1矿）、高度 和阀座角（seat angle)尺寸参数。在表10中概述了四种不同阀座嵌件几何形状的尺寸测 定。其它VSI尺寸参数对0D尺寸变化具有影响一一也就是说，所述尺寸稳定性不仅与所述 VSI材料有关，还与样本几何形状(例如，阀座角，阀座高度等)有关。然而