中锰钢

摘要： 基于试验得到的显微组织建立了7Mn钢的代表性体积单元(RVE)模型,采用ABAQUS软件对温轧和不同温度(600~630°C)退火后7Mn钢在单轴拉伸过程中的组织演变和应力、应变分布进行模拟,并与试验结果进行对比。结果表明:当残余奥氏体沿着拉伸方向分布时,更容易发生协同变形,从而缓解铁素体中的应变集中,使体系处于较高的应力状态;在600°C退火后残余奥氏体稳定性较高,均匀塑性变形结束时仅有部分残余奥氏体转变为马氏体,而630°C退火后拉伸时残余奥氏体大部分转变为马氏体,模拟得到残余奥氏体含量与试验结果相吻合,相对误差小于5%,验证了基于RVE模型模拟组织演变的准确性;在615,630°C退火后,模拟得到应力-应变曲线与试验结果吻合较好,相对误差小于5%,验证了基于RVE模型模拟单轴拉伸行为的准确性,但在600°C退火后,由于各相本构模型未考虑到细晶强化和固溶强化作用,导致模拟结果与试验结果存在较大偏差。

摘要： 对一系列汽车用高强钢(高强度低合金(high strength low alloy,HSLA)钢、双相(dual-phase,DP)钢、复相(complex phase,CP)钢、相变诱发塑性(transformation induced plasticity,TRIP)钢、孪晶诱发塑性(twinning induced plasticity,TWIP)钢、淬火-碳分配(quenching&partitioning,Q&P)钢、中锰钢)在生产和应用中出现的问题作了回顾,所采用的处理方法也作了介绍。对应用广泛的DP钢和CP钢的特点及其在应用时可能的互为补充作了叙述。列举了提高超高强度TRIP钢塑性的方法;高锰TWIP钢因价高而受市场冷落,但可推荐为价格高且塑性很低的热冲压(hot stamping,HS)钢的替代品;相比之下,中锰钢既有优良的强塑性,又有较低的价格易被汽车商接受。Q&P钢作为低合金钢有很好的强塑性,但钢厂需配备复杂生产线。建议对低碳低合金钢如自回火钢作更多关注和探讨。

摘要： 采用CO_(2)气体保护焊对30 mm厚高强韧中锰钢板进行对焊试验,通过圆棒拉压疲劳试验获得中锰钢焊接接头的应力幅-寿命曲线,测定了其高周疲劳极限并观察其断口形貌。结果表明:在应力比为-1、循环次数为10~7周次条件下,中锰钢焊接接头的高周疲劳极限为353 MPa;当中锰钢焊接接头焊缝中存在明显的焊接缺陷时,疲劳裂纹萌生于微观缺陷处,而当焊缝中无焊接缺陷时,疲劳裂纹萌生于试样表面熔合线位置,疲劳裂纹扩展区表面粗糙,存在着明显的二次裂纹,瞬断区表面存在大量均匀细小的韧窝。

摘要： 使用Gleeble-1500型热机械模拟机在变形温度900~1 100°C、应变速率0.01~10 s下对Fe-10Mn-2Al-0.1C(质量分数/%)中锰钢进行热压缩试验,根据试验数据,采用应变补偿法建立试验钢Zener-Hollomon本构模型并进行了试验验证;基于动态材料模型(DMM)建立试验钢在真应变0.2,0.4,0.6,0.8下的热加工图。结果表明:由建立的本构模型预测得到的流动应力与实测应力的相关系数为0.987,说明该模型可用来描述试验钢的热变形行为;由本构模型计算得到当真应变从0.1增加到0.8时,试验钢的热变形激活能从476 kJ·mol^(-1)降低到342 kJ·mol^(-1);根据热加工图确定试验钢的最佳热加工工艺条件为变形温度900~940°C、应变速率0.01~0.03 s^(-1)和变形温度1 070~1 100°C、应变速率0.1~0.56 s^(-1),该条件下的功率耗散效率在32%~38%。

摘要： 为了研究临界退火中锰钢的微观组织演变规律以及组织对力学性能和变形行为的影响,对冷轧中锰钢(0.1C-7Mn-0.35Si)在570～650°C范围内进行了临界退火处理.研究结果表明,随着退火温度升高,双相"奥氏体+铁素体"组织逐步趋于等轴化且晶粒有粗化的趋势,并且在650°C时出现了马氏体组织;试验钢的抗拉强度随温度升高而增加,而伸长率和屈服强度均呈下降趋势,局部不均匀变形带随着退火温度升高逐步弱化,在620和650°C时完全消失;在相对较高的退火温度下,粗化的等轴奥氏体晶粒中形变诱导马氏体相变的增强和大尺寸的铁素体晶粒中动态回复的减弱,以及更高温度时马氏体的引入等,均改善了屈服阶段的加工硬化能力,从而有效减弱或抑制吕德斯带的扩展.

摘要： 采用基于光学追踪的数字图像相关法(digital image correlation,DIC)的剪切边单轴拉伸试验,研究了冲裁间隙对5 Mn中锰钢冲裁断面质量及边部成形性能的影响.结果表明:当冲裁间隙为板厚的0.03时,冲裁件毛刺最小,剪切边硬化层深度小于1 mm,断后伸长率可达23％,抗拉强度可达720 MPa.随着冲裁间隙的增加,断面质量和边部成形性能迅速降低.冲裁边部由于塑性变形和相变存在严重的加工硬化现象,且随着冲裁间隙的增加愈加严重.冲裁边部由于微孔和加工硬化促使裂纹萌生,形成横裂纹并迅速撕裂.

摘要： 目的 研究热轧和温轧两种轧制工艺对低碳中锰钢的微观组织演变和力学性能的影响规律,阐明两种轧制工艺对马氏体转变和应变硬化行为的影响.方法 通过对热轧和温轧两种轧制工艺得到的实验钢进行拉伸性能测试,分析温轧后实验钢强塑性同步提升的现象,通过EBSD数据分析,测量热轧和温轧实验钢中马氏体的转变量,并对两种轧制工艺拉伸后实验钢的断裂行为进行讨论.结果 高温区轧制后,得到稳定性较差的粗大奥氏体组织,虽然其马氏体转变量较高,但是其伸长率和抗拉强度较低(抗拉强度为757.9 MPa,伸长率为13.1％);两相区温度进行中高温轧制后,可以得到多尺度、稳定性适中的奥氏体组织,显著提高材料的伸长率和抗拉强度(其抗拉强度为1313.2 MPa,伸长率为35.8％),获得较优的综合力学性能.结论 通过合金成分优化设计,采用两相区轧制工艺,调整奥氏体稳定性,可以简化制备流程并获得高强塑性中锰钢.

摘要： 基于准静态和动态拉伸实验,建立Fe-11Mn-4Al-0.2C中锰钢在2×10-3～200 s-1应变速率下变形行为的Johnson-Cook(J-C)本构模型.结果表明,应变速率对弹性变形阶段无影响.在塑性变形初期,实验钢强度随应变速率增加而增加,在塑性变形中后期,实验钢强度随应变速率增加而减少.实验钢应变速率敏感性(SRS)指数m随着应变的增加,由0.013逐渐转变为-0.018.基于实验数据建立J-C本构模型,拟合效果不佳,存在5.1％ 的相对误差;通过改变应变速率强化系数,提出修正J-C模型,模型具有更好的拟合效果,表现出更小的相对误差,约为1.6％.

摘要： 采用光纤激光器对冷轧中锰钢进行对接焊,并对焊接接头进行250和550°C回火处理,研究了回火对焊接接头组织和力学性能的影响.结果表明:焊态试样焊缝组织为全马氏体,回火态试样焊缝组织为回火马氏体.焊态和250°C回火试样均无塑性,为完全界面断裂;550°C回火试样塑性显著提升,断后伸长率达11.7％,约为母材的75.3％,断裂界面存在韧窝.焊后回火可显著提高焊缝的塑性,从而提高焊接接头的力学性能.

摘要： 采用Ar-CO2气体保护焊通过最高硬度试验和斜Y型坡口焊接冷裂纹试验,研究了Q690ZM中锰钢的焊接冷裂纹敏感性.结果表明:当焊接热输入由10 kJ·cm-1增加至20 kJ·cm-1或预热温度由20°C升高至200°C时,中锰钢焊接热影响区的显微硬度均略微降低,最高硬度均高于430 HV,焊接冷裂倾向严重;当焊接热输入为15 kJ·cm-1,预热温度由100°C升高至200°C时,斜Y型坡口焊接裂纹试验中试验焊缝的表面裂纹和根部裂纹逐渐消失,断面裂纹率降低至9.09％.为防止冷裂纹的产生,中锰钢焊前必须进行150～200°C的预热,并进行相应的焊后热处理;粗晶热影响区中粗大的马氏体板条晶体学取向差小,大角度晶界密度低,抵抗解理裂纹扩展的能力弱,因此焊接冷裂纹萌生后沿紧邻熔合线的粗晶热影响区扩展.

摘要： 通过热处理工艺实验及显微组织观察,研究了正火+回火和淬火+回火工艺中,回火工艺对中锰钢显微组织和力学性能的影响.结果表明,在正火+回火工艺中,650°C回火,主要为贝氏体以及少量的逆转变奥氏体;680°C回火,主要为贝氏体,同时存在少量二次马氏体及逆转变奥氏体;710°C回火,主要为贝氏体+二次马氏体+残余奥氏体,二次马氏体板条束特征明显.在两种热处理工艺中,屈服强度和冲击吸收功都随着回火温度的升高而降低.在淬火+回火工艺中,屈服强度和抗拉强度随着回火保温时间的延长而增大,冲击吸收功随着回火保温时间的延长有升高的趋势.

摘要： 本文采用0.2C-5Mn-1Si-1Al成分体系中锰钢,利用SEM、EBSD、EPMA、XRD和拉伸试验等显微组织及力学性能检测手段,研究了退火温度对实验钢组织演变及力学性能的影响.结果表明,随着退火温度的升高,屈服强度逐渐降低,抗拉强度先降低后升高,断后延伸率和残余奥氏体含量先升高后降低,在670°C退火时实验钢获得了最优的力学性能,屈服强度为630MPa,抗拉强度为913MPa,断后延伸率47％,强塑积达到42.91MPa·％,残余奥氏体体积分数达到45.2％.实验钢主要为铁素体+残余奥氏体双相组织,板条状残余奥氏体主要分布在板条状铁素体板条间,块状残余奥氏体主要分布在原奥氏体晶粒边界和板条群边界处.

摘要： 基于实验室实验和工业实验,研究了精炼渣碱度对中锰钢液中Mn与渣中SiO2的反应行为的影响.研究结果表明,随着碱度的增加,渣中SiO2活度降低且渣的黏度增加,渣中平衡MnO含量也随之降低.尽管Mn被渣中SiO2氧化而进入到渣中,但终渣MnO含量都小于1％.尤其是在工业实验中,LF精炼终渣MnO含量也仅为1.02％.生产实践中,推荐使用高碱度精炼渣.

摘要： 对中锰钢(锰含量9％)和HD450钢在模拟矿井淋水工况条件下全浸腐蚀的均匀腐蚀速率进行测试,并用SEM对样品腐蚀后的表面形貌进行了分析.结果表明:两种钢都适合于中性矿井的工况环境;与HD450相比,中锰钢(锰含量9％)更适用于碱性矿井淋水的工况环境.在三种模拟矿井淋水工况实验介质下,两种钢腐蚀表面都由最初的点蚀逐渐发展到晶界、晶间腐蚀,而后晶间腐蚀全面贯通,发生全面腐蚀.

摘要： 研制了ZGMn8CrMo中锰钢化学成分标准物质,对标准物质的制备技术进行了研究,采用合理的熔炼和锻造工艺保证了标准物质的均匀性.分别用F检验和趋势线检验法对研制的标准物质进行了均匀性和稳定性检验,结果表明,研制的中锰钢化学成分标准物质具有良好的均匀性和稳定性.采用6家实验室协作定值,对定值结果的不确定度进行了评定,确定的标准值准确可靠.

摘要： 该文介绍的中碳中锰钢具有较好的冲击韧性(α=32～38J/cm)和较高的初始 硬度(HRC=32～36)，在小能量多冲击下具有很强的加工硬化能力。试验结果表明：钢的终态组织由稳定性很低、并带有大量层错的奥氏体、屈氏体和少量ε马氏体组成。衬板耐磨性比传统的Mnl3铸钢提高了1.6倍，是一种优良的廉价耐磨材料。

摘要： 该文研究了Nb、N、RE＋Si-Ca复合变质剂对中锰钢强度及韧性的影响。结果表明：复合变质剂使铜的力学性能σ、σ、αk、HB分别提高了45℅、43℅、263℅和11℅；氧化物总量从原来的0.035℅降到0.007℅，硫化物总量从原来的0.029℅降到0.01℅，夹杂 物圆度从1.43变为1.04；NbN和NbC可作为奥氏体锰钢的异质结晶核心。

摘要： 相变诱导塑性钢其本质是逆相变奥氏体在变形过程中发生马氏体相变,从而提高材料的力学性能.因此研究逆相变退火工艺对奥氏体的影响十分重要.本文研究了逆相变退火工艺对中锰TRIP钢的微观组织的演变与力学性能的影响,进一步探讨了退火工艺对热轧中锰钢中的奥氏体稳定性的影响规律.实验结果表明:逆相变退火后,热轧中锰TRIP钢的微观组织主要由铁素体、板条状逆相变奥氏体以及少量的HCP马氏体组成;退火过程中板条状奥氏体在原马氏体间和原奥氏体晶界处形核并生长,并随着保温时间的延长,奥氏体体积分数出现逐渐增大至平衡的趋势,且由于元素的扩散,奥氏体形态转变为等轴状;板条状的奥氏体具有更好的机械稳定稳定性,能够有效地提高材料的塑性,具有最佳的力学性能.

摘要： 采用光学显微镜、透射电镜、扫描电镜和XRD等检测技术研究了添加Nb和不添加Nb元素的热轧中锰钢组织与力学性能.结果表明,实验钢添加0.04Nb元素使钢的组织和性能发生了改变.试样经不同温度热处理后得到铁素体和奥氏体组织.在720°C淬火200°C回火后,添加Nb可是中锰钢残余奥氏体含量增加,综合力学性能提高.通过应力应变曲线分析发现含Nb钢在应力作用下发生TRIP效应.

摘要： 本文通过对中锰钢主要成分的优化设计及不同炉前变质处理工艺的试验研究,使材质在铸态条件下显示了良好的耐磨性,在非强烈冲击载荷工况条件下与高锰钢相比,耐磨性能提高了两倍以上.本材质特别适用与中小型磨机及其他中等冲击载荷工况下工作的耐磨件.

摘要： 本发明涉及一种中碳锰钢及低碳锰钢制成品的热处理方法，特别适用于对用所述合金钢制成的工程车轮胎保护链的热处理。将所述合金钢制成品加热至820～850°C，保温1-1.5小时后放入含0.2～0.3%聚乙烯醇水溶液中以40～60°C/sec的速率淬火至100°C以下，再将其加热至360～380°C，保温2小时后，在空气中冷却至室温。这种处理方法使滚动环硬度达到HRC45～50，连接环达到HRC35～40，并且不产生裂纹，其使用寿命达一年以上。

摘要： 本发明公开的高锰钢辙叉的激光熔覆层，由431‑Co‑40粉末熔覆至高锰钢辙叉的轨顶面制成，所述激光熔覆层的单层熔覆厚度为0.5~1.0mm，所述激光熔覆层的厚度为5~7mm。该激光熔覆层能与高锰钢辙叉基体紧密结合，具有较强的硬度和耐磨性，能承受火车车轮的冲击载荷的需求。同时公开高锰钢辙叉的激光熔覆层的制备方法，使用上述激光熔覆层对高锰钢辙叉进行表面改性，其方法易于操作，适用于工业生产与推广，熔覆后的产品稳定性强，从而阶跃性提升超高速熔覆技术的市场可适性，可有效解决传统经固溶强化处理刚高锰钢辙叉，在刚上线时，因硬度较低，在列车的高载荷冲击下易出现磨损，使用寿命短的问题。

摘要： 本发明涉及一种对合金钢40Mn

摘要： 提供对决定晶体粒径的夹杂物、析出物进行控制，能够抑制发生表面损伤的高锰钢钢片、钢板的制造方法及它们的生产中使用的高锰钢铸片的制造方法。在高锰钢铸片的制造方法中，在对含有特定的成分组成的钢液进行连续铸造的过程中，中间罐中的钢液的Ca、O及S的含量满足下述式(1)。0.4≤ACR≤1.4……(1)上述式(1)的ACR由下述式(2)算出。ACR＝{[％Ca]‑(0.18+130×[％Ca])×[％O]}/(1.25×[％S])……(2)上述式(2)的[％Ca]为所述钢液中的Ca的含量(质量％)，[％O]为所述钢液中的O的含量(质量％)，[％S]为所述钢液中的S的含量(质量％)。

摘要： 本发明涉及一种用于汽车用钢板或建筑用钢板等的钢材，更详细地，涉及一种可用于需要防震特性以降低噪音的地方的防震性和成型性优异的高锰钢材及制造该高锰钢材的方法。

摘要： 本发明提供了一种高锰钢辙叉的激光熔覆方法，包括：在高锰钢辙叉的基体上加工出熔覆区；在熔覆区内加入合金粉末，并进行多层激光熔覆处理的步骤。本发明提供的激光熔覆方法，通过加工出熔覆区，保证熔覆层能够堆叠出一定厚度，从而通过多层熔覆层相互堆叠，在熔覆区上制备组织更加均匀致密、层与层之间达到冶金结合，具有较高强度的熔覆层，以强化高锰钢辙叉的结构硬度和耐磨性以及剪切强度，延长高锰钢辙叉的使用寿命。

摘要： 本发明提供了一种获得耐磨高锰钢粒状和细短棒状碳化物组织的方法和一种耐磨高锰钢，涉及金属材料技术领域。本发明包括以下步骤：(1)将水韧处理后的耐磨高锰钢进行超高压热处理，所述超高压热处理的压力为4～6GPa，加热温度为550～650°C，保温保压时间为30～60min；然后停止加热，继续保压自然冷却至室温；(2)将经过步骤(1)处理的耐磨高锰钢进行常压热处理，所述常压热处理的加热温度为650～750°C，保温时间为120～150min；然后空冷至室温。本发明提供的方法能保证耐磨高锰钢组织内出现大量且分布均匀的粒状和细短棒状碳化物，降低耐磨高锰钢的加工硬化效果，改善其塑性及切削加工性。

摘要： 本实用新型涉及一种高锰钢零件，同时涉及一种高锰钢零件加工装置，属于高锰钢零件加工技术领域。本实用新型采用预埋碳钢芯块的方式，碳钢芯块直接把螺纹孔加工好，造型时将碳钢芯块预埋在砂型里面，利用高锰钢与碳钢的浇注温度差异原理，浇注后碳钢芯块就预埋在高锰钢零件所需要的起吊位置，高锰钢零件不用加工用于起吊螺钉装配的螺纹孔，大大节省了后期的加工成本。此外，当高锰钢零件上的螺纹孔需要精确位置时，也可以在芯块部分后期加工螺纹孔；相比在高锰钢材料上直接加工螺纹孔的方式，同样可以缩短高锰钢零件的加工时间，减少后期加工成本。本实用新型可以在高锰钢产品上广泛应用。

摘要： 本发明属于温冲压成形领域，具体涉及一种中锰钢的亚温成形方法，具体包括以下步骤：1)将切削后的中锰钢铸锭加热至900～1200°C保温1～1.5h，进行奥氏体区热轧，空冷；2)把热轧后的中锰钢板料加热至600°C～730°C两相区，保温3‑5min；3)将中锰钢板料快速移至冲压模具，在600°C～730°C两相区进行冲压成形；4)冲压成形后冷却并保压30‑50s，得到中锰钢成形件。本发明提供的中锰钢在工业应用的亚温成形方法，该方法提高了冲压件表面质量，降低了制造成本，且工艺流程简单便于操作，制备的冲压件具有较高的强度和良好的塑性，在汽车产业方面应用广泛。

摘要： 本发明涉及改善中锰钢铸态组织和高温塑性的方法，所述方法在中锰钢的凝固过程中，在中锰钢的钢液处于全液状态、固液共存状态、凝固成全固状态和全固状态高温变形时均施加电脉冲处理，改善中锰钢铸态组织和提升高温塑性。本发明采用低压电脉冲技术可以有效的抑制中锰钢凝固过程中晶界铁素体的析出，同时也可以扩大等轴晶区，提升钢材的铸坯质量和热加工性能，且能够在不引入其他杂质的前提下进行凝固组织调控，有着高效节能和绿色环保的优点。