16Mn钢

摘要： 采用电子束偏向16Mn钢侧的方法对40 mm厚铁素体不锈钢板与16Mn钢板进行电子束焊接,研究了焊接接头不同区域的显微组织和冲击韧性。结果表明:焊缝的显微组织主要为板条马氏体,随着距焊缝上表面距离的增大,焊缝的冲击韧性降低,断口呈现准解理和解理断裂特征。16Mn钢侧热影响区的的组织主要由针状铁素体和羽毛状上贝氏体组成,最大冲击吸收功为113 J,冲击韧性最好,断裂类型为韧性和脆性混合断裂;铁素体不锈钢侧热影响区组织均主要由铁素体、马氏体和颗粒状碳化物组成,冲击吸收功在6~10 J之间,冲击韧性最差,断裂类型为脆性断裂,这与粗化的铁素体晶粒和脆性碳化物有关。

摘要： 注汽管道在高温高压条件下长期运行,管道材料极易加速老化,对现场注汽作业带来风险隐患。本文以高压注汽管道材料16Mn钢为研究对象,通过金相组织观察、SEM观察及EDS分析、TEM观察研究了未服役16Mn钢和服役12年16Mn钢的损伤表征研究,明确材料老化的宏微观机理。

摘要： 注汽管道在高温高压条件下长期运行,管道材料极易加速老化,对现场注汽作业带来风险隐患。以高压注汽管道材料16Mn钢为研究对象,加速老化模拟16Mn钢在高温高压条件下的服役时间,通过金相组织观察、SEM观察及EDS分析、TEM观察研究加速老化实验0h、20h、50h、80h时16Mn钢的损伤表征研究,明确材料老化的宏微观机理。

摘要： 采用热处理试验、拉伸试验、冲击试验、金相检验和断口分析等方法,分析了热处理工艺对16Mn钢锻件的显微组织和力学性能的影响。结果表明:在相同正火温度下,随着正火冷却速率的提高,16Mn钢锻件的抗拉强度、屈服强度和硬度均呈上升趋势,断后伸长率呈下降趋势,断面收缩率变化不明显,-20°C冲击吸收功均高于标准值(不小于41 J);在920°C正火条件下,16Mn钢锻件的综合力学性能最优;在相同正火温度下,采取水冷方式进行冷却后,16Mn钢锻件的综合力学性能优于其他两种冷却方式(喷淋、空冷)获得的锻件综合力学性能;在920°C正火+水冷条件下,16Mn钢锻件的综合力学性能最优,其组织为贝氏体+少量铁素体。

摘要： 为了提高16Mn钢焊接接头疲劳寿命预测的准确程度,首先应用3种不同方法对十字焊接接头的疲劳寿命进行预测,验证了切口应力等效取值法考虑了应力集中对16Mn钢疲劳寿命的影响。其次,采用基于切口应力强度因子理论的切口应力等效取值法对焊接接头的疲劳寿命进行预测。与试验结果对比表明:应用切口应力等效取值法对16Mn钢焊接接头寿命的评估结果存在误差。结合16Mn钢十字焊接接头试验结果,引入切口等效应力修正系数,得到适用于16Mn钢常用焊接接头的修正切口等效应力公式。

摘要： 拜耳法处理高硫铝土矿生产氧化铝过程中,NaOH浓度、S^(2-)浓度、腐蚀时间等因素对设备钢材的腐蚀产生一定的影响。为此,采用电化学和失重腐蚀方法研究NaOH浓度对16Mn钢腐蚀行为的影响,采用扫描电镜分析产物微观形貌,根据元素分布情况分析腐蚀产物的成分变化规律。结果表明:16Mn钢的腐蚀速率随着NaOH浓度的升高而增加,达到最大值后有所减小,NaOH浓度为245 g/L时腐蚀速率最大。随NaOH浓度从235 g/L增加到245 g/L,16Mn钢的容抗弧半径减小,此时腐蚀主要受电荷转移控制,主要发生S^(2-)的吸附;当NaOH浓度为255 g/L时阻抗谱出现典型的韦伯扩散现象,腐蚀过程主要受离子扩散和电荷转移共同控制,主要发生OH-的吸附。

摘要： 针对输送典型酸性天然气(CO_(2)-H_(2)S-H_(2)O共存)管道的腐蚀问题,通过模拟试验,研究了CO_(2)分压、介质流速和H_(2)S含量对16Mn钢冲刷腐蚀行为的影响规律。结果表明:H_(2)S会加剧腐蚀,且随其含量增加腐蚀大幅增加,当H_(2)S体积分数≥5%时,16Mn钢的腐蚀速率是不含H_(2)S时的10倍以上;当CO_(2)分压为0.2 MPa时,临界流速为10 m/s,若大于临界流速,16Mn钢表面会出现点蚀,腐蚀程度大幅增加。

摘要： 选取建筑用16Mn钢作为基材,分别采用低温锌系磷化工艺和中温锌-锰系磷化工艺获得磷化膜,表征了两种磷化膜的微观形貌和成分,并比较了两种磷化膜的耐腐蚀性能.结果表明,两种磷化膜中Zn、P元素含量相差不大,锌系磷化膜的平整度和致密程度相对较好.两种磷化膜腐蚀后表面都有较多缺陷,不同位置的成分也有一定的差别.与16Mn钢相比,锌系磷化膜和锌-锰系磷化膜都表现出较好的耐腐蚀性能,且两种磷化膜的耐腐蚀性能基本相当.自行开发的低温锌系磷化工艺对16Mn钢的磷化效果并不次于成熟的中温锌-锰系磷化工艺.

摘要： 本文就发生在高炉服役后期,针对炉衬损坏、炉皮开裂状况进行的高炉护炉措施(替代型冷却壁)制作中,采用钨极氩弧焊焊接方法实施紫铜与16Mn钢异种材料管板角接缝焊接,紫铜焊丝作为填充材料,通过焊前预热、添加焊剂、焊后缓冷等焊接工艺,合理设计焊接工艺参数,得到了焊缝质量优良的焊接接头.解决了替代型更换水冷壁制作过程中异种金属焊接的关键性问题.

摘要： 利用扫描电镜观察了16Mn钢分别经Al、Ce和SiMg合金处理后的夹杂物和组织变化,并探讨了钢中夹杂物诱发晶内铁素体形核的机制。结果表明:经Al处理后,组织由魏氏组织铁素体和珠光体组成。而分别经Ce和SiMg处理的钢中,形成了大量的晶内铁素体,形核夹杂物为Ce2O2S+CeAlO3+MnS复合夹杂、MgO和MgAl2O4夹杂,尺寸均为2-3μm。Ce2O2S,MgO,MgAl2O4与α-Fe相之间的错配度分别只有1.2%、4.03%和0.6%,这是促进晶内铁素体形核的主要原因。

摘要： 利用扫描电镜观察了16Mn钢分别经Al、Ce和SiMg合金处理后的夹杂物和组织变化,并探讨了钢中夹杂物诱发晶内铁素体形核的机制。结果表明:经Al处理后,组织由魏氏组织铁素体和珠光体组成。而分别经Ce和SiMg处理的钢中,形成了大量的晶内铁素体,形核夹杂物为Ce2O2S+CeAlO3+MnS复合夹杂、MgO和MgAl2O4夹杂,尺寸均为2-3μm。Ce2O2S,MgO,MgAl2O4与α-Fe相之间的错配度分别只有1.2%、4.03%和0.6%,这是促进晶内铁素体形核的主要原因。

摘要： 利用扫描电镜观察了16Mn钢分别经Al、Ce和SiMg合金处理后的夹杂物和组织变化,并探讨了钢中夹杂物诱发晶内铁素体形核的机制。结果表明:经Al处理后,组织由魏氏组织铁素体和珠光体组成。而分别经Ce和SiMg处理的钢中,形成了大量的晶内铁素体,形核夹杂物为Ce2O2S+CeAlO3+MnS复合夹杂、MgO和MgAl2O4夹杂,尺寸均为2-3μm。Ce2O2S,MgO,MgAl2O4与α-Fe相之间的错配度分别只有1.2%、4.03%和0.6%,这是促进晶内铁素体形核的主要原因。

摘要： 采用CO2连续波激光器在16Mn钢基材表面进行Ni基合金熔覆处理,研究了合金涂层的耐冲蚀性,利用SEM对涂层表面进行了观察.研究结果表明,涂层内枝晶组织细小均匀,涂层硬度比基体显著提高.在含有3wt﹪SiO2磨粒的腐蚀介质中,激光熔覆Ni合金涂层的16Mn钢基材的耐冲蚀性得到提高.

摘要： 采用CO2连续波激光器在16Mn钢基材表面进行Ni基合金熔覆处理,研究了合金涂层的耐冲蚀性,利用SEM对涂层表面进行了观察.研究结果表明,涂层内枝晶组织细小均匀,涂层硬度比基体显著提高.在含有3wt﹪SiO2磨粒的腐蚀介质中,激光熔覆Ni合金涂层的16Mn钢基材的耐冲蚀性得到提高.

摘要： 采用CO2连续波激光器在16Mn钢基材表面进行Ni基合金熔覆处理,研究了合金涂层的耐冲蚀性,利用SEM对涂层表面进行了观察.研究结果表明,涂层内枝晶组织细小均匀,涂层硬度比基体显著提高.在含有3wt﹪SiO2磨粒的腐蚀介质中,激光熔覆Ni合金涂层的16Mn钢基材的耐冲蚀性得到提高.

摘要： 采用CO2连续波激光器在16Mn钢基材表面进行Ni基合金熔覆处理,研究了合金涂层的耐冲蚀性,利用SEM对涂层表面进行了观察.研究结果表明,涂层内枝晶组织细小均匀,涂层硬度比基体显著提高.在含有3wt﹪SiO2磨粒的腐蚀介质中,激光熔覆Ni合金涂层的16Mn钢基材的耐冲蚀性得到提高.

摘要： 16Mn钢被广泛使用在各种焊接结构中,其主要原因之一就是它具有良好的焊接性.本文从裂纹与脆化两方面对16Mn钢的焊接性进行分析.

摘要： 16Mn钢被广泛使用在各种焊接结构中,其主要原因之一就是它具有良好的焊接性.本文从裂纹与脆化两方面对16Mn钢的焊接性进行分析.

摘要： 16Mn钢被广泛使用在各种焊接结构中,其主要原因之一就是它具有良好的焊接性.本文从裂纹与脆化两方面对16Mn钢的焊接性进行分析.

摘要： 本发明运用了高线机组的设备优势，精轧及减定径机组采用8+4机型且仅使用前8架精轧机及2架减定径机组、通过优化轧制前的加热制度、控制轧制、控制冷却工艺，降低甚至消除了盘条表面脱碳，提高了成品弹簧的疲劳寿命；减少了氧化铁皮量，提高了金属收得率；改善了金相组织并获得高索氏体率，使其具备取消拉拔前期铅淬火工序的条件，降低了生产加工成本，达到优化65Mn弹簧钢用热轧盘条的金相组织及综合性能的目的。本发明试制生产出的Φ6.5mm的65Mn弹簧钢用热轧盘条的高倍组织质量和力学性能达到了传统65Mn弹簧钢经铅淬火后的水平，能够满足下游用户取消拉拔前期铅淬火的条件，可为用户减少加工工序，降低生产成本。

摘要： 一种具有TRIP效应的低碳C‑Mn‑Si系钢C、Mn综合配分的热处理方法，首先将经过前处理的的低碳C‑Mn‑Si系冷轧钢板在820°C保温5‑10min，然后加热到920°C并保温3min，再将试验钢温度降到870°C，保温3‑7min，接着将钢淬火至240‑260°C，保温10‑30s，最后水淬至室温。本发明特别适用于碳含量为0.1‑0.15ωt

摘要： 本发明涉及一种奥氏体系不锈钢，其以质量％计，含有C：0.3％以下、Si：0.1～1.5％、Mn：5.5～20％、P：0.050％以下、S：0.005％以下、Cr：10～20％、Ni：4.0～12％、N：0.40％以下、Cu：4.0％以下、O：0.02％以下，并含有Ca：0.01％以下、Al：0.3％以下之中的任一者或两者，剩余部分包括Fe和不可避免的杂质；而且满足以下的(1)式：[Ni]+[Cu]+12.93[C]+1.11[Mn]+0.72[Cr]+0.88[Mo]－0.27[Si]+7.55[N]≥29.3 (1)式。

摘要： 一种廉价的不锈钢或者廉价且高强度的不锈钢，即使在超过40MPa的高压氢气中的耐氢环境、或者液态氢中的耐氢环境下使用，也具有优异的耐氢环境脆性，以质量%计，含有C：0.1%以下、Si：0.4～1.5%、Mn：8～11%、Cr：15～17%、Ni：5～8%、Cu：1～4%、以及N：0.01%以上且低于0.15%，其余量为Fe以及不可避免的杂质，δ铁素体的体积率为10%以下，并且退火前的δ铁素体的长径为0.04～0.1mm。

摘要： 本发明公开了一种50Mn钢专用淬火液及50Mn钢轴承套圈的淬火方法，属于热处理淬火技术领域。本发明的淬火液由水玻璃(模数为2.4，波美度为56)、NaOH、氯化钠和水组成，其中，水玻璃的质量分数为18.1～19.1％，NaOH的质量分数为1.1～1.3％，氯化钠的质量分数为25.2～26.3％，余量为水。本发明的淬火液具有冷却速度均匀、淬火性能好等优点，淬火液分散性好，耐储存不易变质。采用本发明的淬火方法对50Mn钢轴承套圈进行淬火，淬硬层深，淬火硬度均匀且内部组织形态均匀，没有淬火裂纹。

摘要： 本发明运用了高线机组的设备优势，精轧及减定径机组采用8+4机型且仅使用前8架精轧机及2架减定径机组、通过优化轧制前的加热制度、控制轧制、控制冷却工艺，降低甚至消除了盘条表面脱碳，提高了成品弹簧的疲劳寿命；减少了氧化铁皮量，提高了金属收得率；改善了金相组织并获得高索氏体率，使其具备取消拉拔前期铅淬火工序的条件，降低了生产加工成本，达到优化65Mn弹簧钢用热轧盘条的金相组织及综合性能的目的。本发明试制生产出的Φ6.5mm的65Mn弹簧钢用热轧盘条的高倍组织质量和力学性能达到了传统65Mn弹簧钢经铅淬火后的水平，能够满足下游用户取消拉拔前期铅淬火的条件，可为用户减少加工工序，降低生产成本。

摘要： 一种具有TRIP效应的低碳C‑Mn‑Si系钢C、Mn综合配分的热处理方法，首先将经过前处理的低碳C‑Mn‑Si系冷轧钢板在820°C保温5‑10min，然后加热到920°C并保温3min，再将试验钢温度降到870°C，保温3‑7min，接着将钢淬火至240‑260°C，保温10‑30s，最后水淬至室温。本发明特别适用于碳含量为0.1‑0.15ωt

摘要： 本发明涉及一种奥氏体系不锈钢，其以质量％计，含有C：0.3％以下、Si：0.1～1.5％、Mn：5.5～20％、P：0.050％以下、S：0.005％以下、Cr：10～20％、Ni：4.0～12％、N：0.40％以下、Cu：4.0％以下、O：0.02％以下，并含有Ca：0.01％以下、Al：0.3％以下之中的任一者或两者，剩余部分包括Fe和不可避免的杂质；而且满足以下的(1)式：[Ni]+[Cu]+12.93[C]+1.11[Mn]+0.72[Cr]+0.88[Mo]－0.27[Si]+7.55[N]≥29.3 (1)式。

摘要： 一种廉价的不锈钢或者廉价且高强度的不锈钢，即使在超过40MPa的高压氢气中的耐氢环境、或者液态氢中的耐氢环境下使用，也具有优异的耐氢环境脆性，以质量%计，含有C：0.1%以下、Si：0.4～1.5%、Mn：8～11%、Cr：15～17%、Ni：5～8%、Cu：1～4%、以及N：0.01%以上且低于0.15%，其余量为Fe以及不可避免的杂质，δ铁素体的体积率为10%以下，并且退火前的δ铁素体的长径为0.04～0.1mm。

摘要： 本发明公开了一种高钢级油井管用37Mn5钢调质处理工艺，具有如下步骤：将采用37Mn5钢制作的油井管表面清理干净；淬火：将油井管送到淬火炉内加热至790±10°C，工件出淬火炉后进行整体水淬，水温为25～35°C，淬火硬度达到45.5HRC以上；回火：把淬火后的油井管送进回火炉中加热至630±10°C，对油井管进行回火处理，出回火炉后空冷；本发明对以37Mn5钢为材料制作的油井管采用790±10°C淬火加630±10°C回火的调质处理工艺后，可以满足APISpec 5CT标准要求，淬火畸变明显减小，基本杜绝了淬裂现象的发生，淬火后油井管的机械性能也非常接近常规的热处理工艺，但淬火温度降低了80～90°C，因此可以大幅度地降低加热所需的天燃气能耗及成本的开支。