DE3903774C2 - Verfahren zum Herstellen eines legierten Stahlblechs - Google Patents
Verfahren zum Herstellen eines legierten StahlblechsInfo
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- DE3903774C2 DE3903774C2 DE3903774A DE3903774A DE3903774C2 DE 3903774 C2 DE3903774 C2 DE 3903774C2 DE 3903774 A DE3903774 A DE 3903774A DE 3903774 A DE3903774 A DE 3903774A DE 3903774 C2 DE3903774 C2 DE 3903774C2
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Description
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Herstellen eines warmgewalzten
legierten Stahlblechs mit austenitischer
Struktur. Durch geeigneten Zusatz von Legierungsbestandteilen
und durch Steuerung der Warmwalzbedingungen soll das
Stahlblech eine überragende Kombination aus Festig
keit und Verformbarkeit in warmgewalztem Zustand erhalten.
Eine der Hauptaufgaben der Forscher, welche sich mit Fe-Al-
Mn-C-Legierungen beschäftigen, war in neuerer Zeit die
Schaffung einer Fe-Al-Mn-C-Legierung, welche einen legierten
Stahl mit hoher Festigkeit und sehr guter Verformbarkeit ergab.
Es wurde festgestellt, daß sich diese beiden Eigenschaften
eines Stahls dadurch erreichen lassen, daß der Gehalt an
Aluminium, Kohlenstoff und Mangan in der Weise gesteuert
wird, daß eine vollkommen austenitische Struktur erzielt
wird, und indem die Wärmebehandlung einschließlich des Lösungs
glühens, des Abschreckens und der Alterung in der Weise durch
geführt werden, daß feine (Fe,Mn)₃AlCx-Karbide entstehen,
welche zusammenhängend innerhalb der austenitischen Matrix
ausfallen. Die Wärmebehandlungsprozesse und ihre Auswirkungen
auf die Mikrostrukturen und mechanischen Eigenschaften wurden
sehr eingehend studiert. Diese Merkmale wurden im einzelnen
in mehreren Druckschriften, z. B.
"The Structure and Properties of Austenitic Alloys Containing
Aluminium and Silicon" von D. J. Schmatz, Trans. ASM., Vol. 52,
S. 898, 1960; "Fe-Mn-Al Precipitation-Hardening Austenitic
Alloys" von G. L. Kayak, Metal Sci. and Heat Treatment, Vol. 2,
S. 95, 1969, beschrieben. Aus
diesen Druckschriften ergibt sich, daß die chemische
Zusammensetzung in folgendem Bereich geprüft wurde: 7-16
Gew.-% Al, 20-40 Gew.-% Mn, 0,3-2,0 Gew.-% C, 0-2,0 Gew.-%
Si, 0-10 Gew.-% Ni, Rest Eisen. Um die gewünschte Festigkeit zu erreichen,
sollte die Legierung mit der chemischen Zusammensetzung in
obenstehendem Bereich einem Lösungsglühen bei Temperaturen
von 950 bis 1200°C unterworfen werden, dann sehr rasch in
Wasser, Öl oder anderen geeigneten Medien abgeschreckt werden
und schließlich bei Temperaturen zwischen 450 und 750°C während
unterschiedlicher Zeitspannen gealtert werden. Auf Grund der
vorgenannten Druckschriften können die Auswirkungen der Alte
rungstemperatur auf die Mikrostrukturen und die mechanischen
Eigenschaften annähernd in die nachfolgenden zwei Stufen
unterteilt werden: (1) Erste Stufe (400 bis 550°C): Wenn
die Legierung innerhalb dieses Temperaturbereiches gealtert
wurde, so begannen feine (Fe,Mn)₃AlCx-Karbide zusammenhängend
innerhalb der Austenit-Matrix auszufüllen. Die Abmessung der
(Fe,Mn)₃AlCx-Karbide betrug etwa 300 bis 600 Å je nach der
chemischen Zusammensetzung, der Alterungstemperatur und der
Alterungszeit. Auf Grund der Bildung feiner (Fe,Mn)₃AlCx-
Karbide innerhalb der Austenit-Matrix wurde die Festigkeit
bemerkenswert erhöht, ohne daß sich ein bemerkenswerter
Verlust in der Verformbarkeit ergab. Der Spitzenwert der Festig
keit wurde erreicht, wenn die Legierung bei etwa 550°C während
Zeitspannen von 4 bis 16 Stunden gealtert wurde. Die End
festigkeit, die Dehngrenze und die Dehnung, welche auf diese
Weise in den Bereichen erzielt wurde, betrugen 951-1213 N/mm²
bzw. 889-1138 N/mm² bzw. 46-22%. (2) Zweite Stufe (550°C bis
750°C): Zwei Arten von Ausfällungen, nämlich (Fe,Mn)₃AlCx-
Karbide und Al₃ β-Mn konnten beobachtet werden, wenn die
Legierung innerhalb dieses Temperaturbereiches gealtert wurde.
Die Ausbildung von (Fe,Mn)₃AlCx-Karbiden und Al₃ β-Mn-Aus
fällungen an den Korngrenzen führte zu einem Brüchigwerden
der Legierung.
Aus Vorstehendem kann geschlossen werden, daß die Fe-Al-Mn-C-
Legierung eine hohe Festigkeit bei sehr guter Verformbarkeit
besitzen können, nachdem sie bei etwa 550°C gealtert wurden.
Es ist jedoch erforderlich, die komplizierte Wärmebehandlung
einschließlich des Lösungsglühens, des Abschreckens und der
Alterung durchzuführen.
Die mechanischen Eigenschaften von Legierungen auf der Basis
von Fe-Al-Mn-C in warmgewalzten Zustand wurden in nach
stehenden Druckschriften beschrieben: "An Assessment of Fe-
Mn-Al Alloys as Substitutes for Stainless Steel" von J. C. Benz
et al, Journal of Metals, S. 36, März 1985; und "Low Tempe
rature Mechanical Behavoir of Microalloyed and Controlled-
Rolled Fe-Mn-Al-C-X Alloys" von Young G. Kim et al. Metal.
Trans. A, S. 1689, Sept. 1985. Die in diesen beiden Druck
schriften beschriebenen chemischen Zusammensetzungen und
mechanischen Eigenschaften sind in den weiter unten stehenden
Tabellen I und II im Vergleich mit erfindungsgemäß her
gestellten Stählen aufgeführt. Aus Tabelle II ergibt sich ein
deutig, daß die Festigkeit dieser Legierungen im warmgewalzten
Zustand nicht ausreichend hoch genug ist.
Bekannt (DE-AS 12 62 613) ist auch die Verwendung von warm
gewalzten Stahlblöcken hoher Festigkeit aus 0,15 bis 2,0%
Kohlenstoff, 4,0 bis 20,0% Aluminium, 18,0 bis 40,0% Mangan, 0
bis 1,0% Stickstoff, 0 bis 4,0% Niob, 0 bis 3,0% Silizium,
Rest Eisen, als Werkstoff für Bauteile im Flugwesen und dgl.
Ohne Wärmebehandlung nach dem Warmwalzen sind jedoch die
Zähigkeitswerte verhältnismäßig niedrig.
Die Aufgabe der Erfindung besteht daher darin, durch geeig
neten Zusatz von Legierungsbestandteilen und durch Steuerung
der Warmwalzbedingungen ein Stahlblech zu erzeugen, welches
eine überragende Kombination an Festigkeit und Formbarkeit
bereits im warmgewalzten Zustand besitzt. Die mechanischen
Eigenschaften des erfindungsgemäß hergestellten Stahlbleches
sollen ebenso gut oder sogar besser sein als die der anderen
in neuerer Zeit entwickelten Fe-Al-Mn-C-Legierungen, welche
eine komplizierte Wärmebehandlung erfahren haben.
Hierzu lehrt die vorliegende Erfindung ein Verfahren zum
Herstellen eines legierten Stahlblechs mit hoher Festigkeit
und starker Verformbarkeit, wobei eine Stahlbramme aus 4,5 bis
9,5 Gew.-% Aluminium, 22,0 bis 36,0 Gew.-% Mangan, 0,40 bis
1,25 Gew.-% Kohlenstoff, wenigstens einem der nachfolgenden
Bestandteile, nämlich 0,06 bis 0,50 Gew.-% Titan, 0,02 bis
0,20 Gew.-% Niob, 0,10 bis 0,40 Gew.-% Vanadium sowie im Rest
aus Eisen auf eine Temperatur von 1050 bis 1250°C erwärmt,
warmgewalzt und aus einer Endwalzentemperatur von 800 bis 100°C
mit Luft auf Raumtemperatur abgekühlt wird, wobei im Zuge des
Warmwalzens und anschließenden Abkühlens in einer Astenit
matrix kohärent ausgefällte (Fe, Mn, M)₃AlCx-Karbide mit M für
Titan, Vanadium oder Niob gebildet werden.
Die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigenschaften von
Fe-Al-Mn-C-Legierungen mit oder ohne Silizium und Nickel
wurden eingehend untersucht und die Resultate sind wie folgt
zusammengefaßt: (1) Die Menge an (Fe-Mn)₃AlCx-Karbiden,
die in der warmgewalzten Legierung ausgefällt waren, hängt
hauptsächlich von dem Gehalt an Aluminium und Kohlenstoff ab.
(2) Wenn die Legierung kontinuierlich warmgewalzt und von
der Endwalztemperatur auf Raumtemperatur luftgekühlt wurde,
so neigten die innerhalb der Austenit-Matrix ausgefällten
(Fe,Mn)₃AlCx-Karbide dazu, grob zu werden, und die Form der
Karbide ergab eine blattartige Morphologie mit bestimmten
bevorzugten Orientierungen. Ganz allgemein gesagt, waren
diese Karbide etwa sechsmal größer als die in einer Legierung
mit der gleichen chemischen Zusammensetzung nach dem Lösungs
glühen, Abschrecken und Altern bei etwa 550°C. (3) Wenn
die Legierung kontinuierlich warmgewalzt und dann aus der
Endwalztemperatur sehr rasch in Wasser abgeschreckt wurde,
wurden keine (Fe,Mn)₃AlCx-Karbide innerhalb der Austenit-
Matrix oder an den Korngrenzen gefunden. Das Resultat zeigte,
daß (Fe,Mn)₃AlCx-Karbide während der Luftkühlung aus der
Endwalztemperatur auf Raumtemperatur ausgefällt werden sollten.
(4) Der Zusatz von Silizium und Nickel begünstigte nicht die
Ausfällung von (Fe,Mn)₃AlCx-Karbiden. (5) Die Resultate
der Zugfestigkeitsprüfungen zeigten, daß die Fe-Al-Mn-C-
Legierungen mit oder ohne Silizium und Nickel in warmgewalztem
Zustande keine zufriedenstellende Festigkeit erreichen konnten.
Einige chemische Zusammensetzungen dieser Legierungen und
ihre mechanischen Eigenschaften in warmgewalztem Zustande
sind in Tabelle I, Tabelle II bzw. in den Beispielen zum
Vergleich mit denen des erfindungsgemäß hergestellten Stahl
bleches aufgeführt.
Um infolgedessen eine überragende Kombination an Festigkeit
und Verformbarkeit in warmgewalztem Zustande zu erreichen,
sollte das erfindungsgemäße Stahlblech im wesentlichen aus
den folgenden Elementen bestehen (angegeben in Gewichts
prozenten): 4,5 bis 9,5% Aluminium, 22,0 bis 36,0% Mangan,
0,4 bis 1,25% Kohlenstoff, weniger als 0,5% Nickel, weniger
als 1,2% Silizium, weniger als 0,5% Molybdän, weniger als
0,5% Wolfram, weniger als 0,5% Chrom und wenigstens einem
der nachstehenden Elemente, und zwar 0,06 bis 0,50% Titan,
0,02 bis 0,20% Niob und 0,10 bis 0,40% Vanadium. Der Aus
gleich besteht aus Eisen. Dabei gibt es
zwischen dem Gehalt an Aluminium und Kohlenstoff bestimmte
Beziehungen. Wenn der Aluminiumgehalt unter 9,5 Gew.-%
beträgt, kann der Kohlenstoffgehalt 1,25 Gew.-% erreichen.
Wenn jedoch der Aluminiumgehalt 9,5 Gew.-%
beträgt, sollte der Kohlenstoffgehalt weniger als 1,10 Gew.-%
betragen.
Erfindungsgemäß sollte die chemische Zusammensetzung des
warmgewalzten Stahlbleches innerhalb der vorstehenden Grenzen
liegen. Die Gründe hierfür sind folgende:
Veränderungen im Aluminiumgehalt haben starke Auswirkungen
sowohl auf die Menge wie auf die Verteilung von (Fe,Mn)₃AlCx-
Karbiden im erfindungsgemäßen warmgewalzten Stahlblech,
wobei der Buchstabe "M" für Titan, Niob und/oder Vanadium
steht. Wenn der Aluminiumgehalt weniger als 4,5 Gew.-% beträgt,
ergibt sich keine wahrnehmbare Menge an (Fe,Mn,M)₃AlCx-
Karbiden als Präzipitate in der Austenit-Matrix, und das
Blech kann keine zufriedenstellende Festigkeit im warm
gewalztem Zustand erreichen. Wenn der Aluminiumgehalt
zwischen 4,5 und 9,5 Gew.-% beträgt, wird eine bedeutende
Menge an (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbiden zusammenhängend in der
Austenit-Matrix ausgefällt, so daß das Stahlblech eine aus
gezeichnete Festigkeit zusammen mit einer sehr guten Verform
barkeit besitzen kann. Wenn der Aluminiumgehalt über
9,5 Gew.-% beträgt, so beginnen die (Fe-Mn-M)₃AlCx-Karbide,
sich an den austenitischen Korngrenzen zu bilden, zusätzlich
zu den innerhalb der austenitischen Matrix. Die Menge und
die Abmessung der Karbide an den Korngrenzen nimmt mit
zunehmendem Aluminiumgehalt zu. Die Bildung von Karbiden
an den Korngrenzen ist nicht nur wirkungslos, um die Festig
keit zu erhöhen, sondern sie verschlechtert auch die Verform
barkeit des warmgewalzten Stahlbleches sehr schnell. Ent
sprechend den Versuchsergebnissen der Erfindung sollte der
Aluminiumgehalt auf den Bereich von 4,5 bis 9,5 Gew.-%
begrenzt werden.
Die Auswirkungen des Gehaltes an Aluminium und Kohlenstoff
auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigenschaften
wurden im Rahmen der Erfindung eingehend untersucht. Einige
Resultate sind in Fig. 2 und den Beispielen 2-4 dargestellt.
Fig. 1 zeigt die Beziehungen zwischen dem Aluminiumgehalt,
dem Kohlenstoffgehalt und den mechanischen Eigenschaften der
in Stahl-Legierung mit 29,8 Gew.-% Mn, 0,12 Gew.-% Ti,
0,08 Gew.-% Nb, Rest Eisen, wobei der Gehalt an Aluminium und Kohlenstoff
von 3,55 bis 11,5 Gew.-% bzw. von 0,30 bis 1,50 Gew.-% verändert
ist. Die Resultate der Versuche zeigen, daß: (1) das
Vorhandensein einer bedeutenden Menge an (Fe-Mn-M)₃AlCx-
Karbiden innerhalb der Austenit-Matrix eine grundlegende
Bedingung dafür ist, daß der Stahl eine zufriedenstellende
Festigkeit besitzt. Um diese Aufgabe zu erreichen, sollte
der Stahl wenigstens 4,5 Gew.-% Aluminium und 0,4 Gew.-% Kohlen
stoff enthalten. (2) In den Stählen, welche 4,5 bis
9,5 Gew.-% Aluminium und weniger als etwa 1,25 Gew.-% Kohlen
stoff enthalten oder 0,5 bis 10,5 Gew.-% Aluminium und weniger
als etwa 1,10 Gew.-% Kohlenstoff, fallen feine (Fe-Mn-M)₃AlCx-
Karbide nur innerhalb der Austenit-Matrix aus und es bilden
sich keine Karbide an den Korngrenzen. Die Resultate der Zug
festigkeitsprüfungen zeigen, daß die Festigkeit zunimmt im
Zusammenhang mit einem Anstieg der Aluminium- und Kohlenstoff
gehalte, ohne merkbaren Verlust bei der Verformbarkeit. (3) In
den Stählen, welche 4,5 bis 9,5 Gew.-% Aluminium und über etwa
1,25 Gew.-% Kohlenstoff enthalten oder welche 0,5 bis 10,5
Gew.-% Aluminium und über etwa 1,10 Gew.-% Kohlenstoff ent
halten, nimmt die Verformbarkeit sehr schnell ab, was durch
das Vorhandensein gröberer Karbide an den Korngrenzen ver
ursacht wird. (4) Der Stahl mit einem Aluminiumgehalt von
mehr als 10,5 Gew.-% hat eine sehr schlechte Verformbarkeit.
Während des Warmwalzens zeigt sich eine beträchtliche Menge
von Rissen über das gesamte Stahlblech.
Eine große Menge an Mangan wird zugesetzt, um die austeni
tische Struktur zu stabilisieren, was sich auf die Verarbeit
barkeit und Verformbarkeit des Stahls günstig auswirkt. Zur
Erzielung einer ausgezeichneten Verarbeitbarkeit und Verform
barkeit sollte der erfindungsgemäße warmgewalzte Stahl
wenigstens etwa 22,0 Gew.-% Mangan enthalten. Wenn der Mangan
gehalt jedoch 36,0 Gew.-% übersteigt, bilden sich während
des Warmwalzens einige Risse im Stahlblech. Infolgedessen
sollte erfindungsgemäß der Mangangehalt auf den Bereich
zwischen 22,0 und 36,0 Gew.-% begrenzt werden.
Der Zusatz von kleinen Mengen an Titan, Niob und/oder Vanadium
im Zusammenhang mit den gesteuerten Walzbehandlungen führt
zur Bildung von extrem feinen (M)₃AlCx-Karbiden (wobei
M für Titan, Niob und/oder Vanadium steht), welche
zusammenhängend in der austenitischen Matrix bei Endwalz
temperatur im Stahlblech der Erfindung ausfallen. Während der
Kühlung aus der Endwalztemperatur auf Raumtemperatur durch
Luft wirken die vorhandenen extrem feinen Karbide innerhalb
der austenitischen Matrix als Kerne für wachsende Präzipitate,
so daß eine große Menge von feinen (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbiden in
der austenitischen Matrix entstehen.
Um die Auswirkungen von Titan, Niob und/oder Vanadium als
Zusatz sowohl auf das Ausfällen von Karbiden wie auch auf
die mechanischen Eigenschaften zu demonstrieren, wurde eine
Reihe von Versuchen durchgeführt.
Nach dem kontinuierlichen Warmwalzen und dem anschließenden
raschen Abschrecken in Wasser von der Endwalztemperatur
zeigte die Mikrostruktur des Stahlbleches, welches kein
Titan, Niob und/oder Vanadium als Legierungsbestandteile
enthielt, keine in der austenitischen Matrix ausgefällten
Karbide. Wenn das Stahlblech kontinuierlich warmgewalzt
wurde und aus der Endwalztemperatur auf Raumtemperatur durch
Luft abgekühlt wurde, waren die in der austenitischen Matrix
ausgefällten Karbide sehr grob. Die Abmessung dieser Karbide
betrug etwa 3600 bis 32 000 Å in der Länge und 520 bis 2200 Å
in der Breite, wie dies Beispiel 1 zeigt. Die Zugfestigkeits
prüfung zeigte, daß das Stahlblech keine zufriedenstellende
Festigkeit erreichen konnte.
Wenn das Stahlblech, welches wenigstens einen der Legierungs
bestandteile Titan, Niob und/oder Vanadium enthielt,
kontinuierlich warmgewalzt und dann sehr schnell in Wasser
aus der Endwalztemperatur abgeschreckt wurde, so konnten im
Gegensatz zu den vorgenannten Resultaten extrem feine (M)₃AlCx-
Karbide festgestellt werden, welche zusammenhängend in der
austenitischen Matrix ausgefällt waren. Wenn der Stahl konti
nuierlich warmgewalzt und mit Luft auf Raumtemperatur abgekühlt
wurde, waren die in der austenitischen Matrix ausgefällten
Karbide sehr fein. Die Abmessungen dieser Karbide betrug etwa
100 bis 300 Å. Dies ist der Grund, warum das erfindungsgemäße
Stahlblech eine ausgezeichnete Zugfestigkeit zusammen mit
einer sehr hohen Verformbarkeit in warmgewalztem Zustand
besitzen kann.
Die Auswirkungen von Titan-, Niob- und/oder Vanadium-Zusätzen
auf die mechanischen Eigenschaften des warmgewalzten Stahl
bleches sind in Fig. 2 dargestellt. In Fig. 2 ist zu sehen,
daß die Festigkeit des warmgewalzten Stahlbleches auffällig
ansteigt, wenn der Gehalt an Titan, Niob oder Vanadium auf
etwa 0,06 bzw. 0,02 bzw. 0,10 Gew.-% erhöht wird, und die
Festigkeit erreicht einen Maximalwert, wenn der Gehalt auf
etwa 0,50 bzw. 0,20 bzw. 0,40 Gew.-% erhöht wird.
Aus den vorgenannten Resultaten ergibt sich eindeutig, daß
das warmgewalzte Stahlblech gemäß der Erfindung wenigstens eines
der Elemente Titan, Niob und Vanadium enthalten sollte. Der
Titangehalt wird auf 0,06 bis 0,50 Gew.-%, der Gehalt an
Niob auf 0,02 bis 0,20 Gew.-% und der Gehalt an Vanadium auf
0,10 bis 0,40 Gew.-% begrenzt.
Nickel wird in zahlreichen handelsüblichen legierten Stählen,
wie z. B. AISI 4340, in einer Menge von bis zu etwa 1,8 Gew.-%
zugesetzt und in einer Menge von bis zu 8,0 Gew.-% in handels
üblichen austenitischen rostfreien Stählen, wie z. B. ASTM 304.
In den legierten Stählen wird Nickel zugesetzt, um die Kerb
zähigkeit durch Absenken der Übergangstemperatur von der
Verformbarkeit zur Brüchigkeit zu senken. Bei den austeniti
schen, rostfreien Stählen wird ausreichend Nickel zugesetzt,
um die Verformbarkeit zu verbessern, indem
ermöglicht wird, daß die austenitische Struktur (FCC) bei
Raumtemperatur bestehen bleibt.
Für das Fe-Al-Mn-C-Legierungssystem wird über die Auswirkung
des Nickelzusatzes auf die mechanischen Eigenschaften in der
US-PS 3 111 405 berichtet: Es
wurden drei legierte Stähle mit der chemischen Zusammen
setzung von 10,0 Gew.-% Al, 0,27 Gew.-% C, 33,8 Gew.-% Mn,
2,3 Gew.-% Ni, Rest Eisen bzw. 12,5 Gew.-% Al, 0,30 Gew.-% C, 33,0
Gew.-% Mn, 4,3 Gew.-% Ni, Rest Eisen bzw. 0,3 Gew.-% Al, 0,34 Gew.-% C,
35,4 Gew.-% Mn, 6,4 Gew.-% Ni, Rest Eisen geprüft.
Alle drei legierten Stähle sollen nach Erhitzung
auf 2000°F und anschließender Abschreckung in Öl oder Abkühlung
im Ofen auf Raumtemperatur eine überragende Dehnung im Bereich
von 25 bis 45% besitzen.
Im Rahmen der vorliegenden Erfindung wurden ins einzelne
gehende Versuche in Bezug auf die Auswirkungen des Nickel
zusatzes auf die Mikrostrukturen und mechanischen Eigen
schaften durchgeführt. Die Resultate zeigen Fig. 3 und das
Beispiel 6. Die chemische Zusammensetzung des untersuchten
Stahles war 8,0 Gew.-% Al, 28,5 Gew.-% Mn, 0,90 Gew.-% C,
0,30 Gew.-% Ti, Rest Eisen bei unterschiedlicher Nickelmenge von 0 bis
5,0 Gew.-%. Das Resultat ist äußerst überraschend. Wenn der
Nickelgehalt weniger als etwa 0,5 Gew.-% beträgt, wird die
Verformbarkeit des warmgewalzten Stahlbleches
etwas erhöht. Wenn allerdings der Nickelgehalt über etwa 1,0
Gew.-% beträgt, beginnen sich einige stabförmige Präzipitate in
Widmanstätten-Struktur in der austenitischen Matrix
auszubilden, was zu einer merkbaren Abnahme der Verformbarkeit
führt. Auf Grund der Analysen der Trans
missions-Elektronenmikroskopie (TEM) kann bestätigt werden,
daß diese stabartigen Präzipitate eine geordnete körper
zentrierte kubische Struktur besitzen, welche zum B2-Typ
(NiAl) gehört, wie dies Beispiel 6 zeigt. Die Menge der
B2-Typ-geordneten Phase nimmt mit zunehmendem Nickelgehalt
zu. Wenn der Nickelgehalt etwa 2,5 Gew.-% erreicht, kann eine
beträchtliche Anzahl von Rissen über das gesamte Stahlblech
nach dem Warmwalzen festgestellt werden. Erfindungsgemäß
sollte daher der Nickelgehalt strikt auf unter etwa 0,5 Gew.-%
begrenzt werden.
Im Rahmen der Erfindung wurden auch die Auswirkungen von
Silizium-Zusätzen sowohl auf die Mikrostrukturen als auch die
mechanischen Eigenschaften untersucht. Einige Resultate sind
in Fig. 4 und im Beispiel 7 dargestellt. Die chemische Zu
sammensetzung des untersuchten Stahls war 6,0 Gew.-% Al,
25,0 Gew.-% Mn, 0,75 Gew.-% C, 0,16 Gew.-% Nb, Rest Eisen bei unter
schiedlichen Mengen von Silizium im Bereich von 0 bis 2,0
Gew.-%. Die Resultate zeigen, daß, wenn der Siliziumgehalt
unter etwa 1,2 Gew.-% liegt, die Festigkeit des warmgewalzten
Stahlbleches mit zunehmendem Siliziumgehalt etwas ansteigt,
ohne daß ein bedeutender Verlust in der Verformbarkeit
eintritt. Wenn der Siliziumgehalt jedoch ungefähr
1,2 Gew.-% oder darüber erreicht, so nimmt die Verformbarkeit
bemerkenswert ab, und zwar durch die Bildung
der DO₃-Typ-geordneten Phase, wie Beispiel 7 und Fig. 4 zeigen.
Gemäß der vorliegenden Erfindung sollte daher der Silizium
gehalt auf unter etwa 1,2 Gew.-% begrenzt werden.
Chrom, Molybdän und Wolfram sind sehr starke Karbidbildner.
Sie werden im allgemeinen zugesetzt, um die mechanischen
Eigenschaften der handelsüblichen legierten Stähle zu
steigern. Im Rahmen der Erfindung wurden ins einzelne
gehende Versuche bezüglich der Auswirkungen von Chrom,
Molybdän und Wolfram-Zusätzen auf das Ausfällen von Karbiden
und die mechanischen Eigenschaften durchgeführt. Einige
Resultate sind jeweils in den Beispielen 8 bis 10 dargestellt.
Die Resultate zeigen, daß, wenn der Gehalt an Chrom, Molybdän
oder Wolfram geringer ist als etwa 0,5 Gew.-%, die Festigkeit
des warmgewalzten Stahlbleches mit zunehmendem Chrom-, Molyb
dän- oder Wolframgehalt etwas zunimmt, ohne daß ein bemerkens
werter Abfall in der Verformbarkeit eintritt.
Einige grobe Präzipitate beginnen jedoch, sich an den Korn
grenzen, den Zwillingsgrenzen und innerhalb der Austenit-
Matrix zu bilden, wenn Chrom, Molybdän oder Wolfram bis auf
etwa 1,0 Gew.-% oder darüber zugesetzt wird, was eine bemerkens
werte Abnahme in der Verformbarkeit ergibt. Auf
Grund der Analysen der Transmissions-Elektronenmikroskopie
werden diese Präzipitate als (Fe,Cr)₇C₃-Karbide in Cr-führen
den Legierungen, als (Fe,Mo)₆C-Karbide in Mo-führenden Legie
rungen und als (Fe,W)₆C-Karbide in W-führenden Legierungen
bestimmt, wie dies in den Beispielen 8-10 dargelegt ist. Die
Menge dieser groben Karbide nimmt offensichtlich mit an
steigendem Chrom-, Molybdän- oder Wolframgehalt zu. Die
Bildung dieser groben Karbide versucht die Bloßlegung von
Kohlenstoff, was das Ausfällen von extrem feinen (Fe,Mn,M)₃
AlCx-Karbiden unterdrückt. Erfindungsgemäß sollte daher der
Chrom-, Molybdän- oder Wolframgehallt auf unter etwa 0,5 Gew.-%
strikt begrenzt werden.
Ein weiteres wichtiges Merkmal der Erfindung ist die Steuerung
der Durchlauf-Warmwalzbedingungen. Die Gründe hierfür sind
folgende:
Die Auswirkungen der Endwalztemperatur sowohl auf die Mikro
strukturen wie die mechanischen Eigenschaften des warm
gewalzten Stahlbleches wurden im Rahmen der Erfindung unter
sucht. Nach 2-stündiger Erhitzung auf Temperaturen von 1050°C
bis 1250°C wurde der Stahl in einer Abmessung von 80 mm
Breite, 40 mm Dicke und 300 mm Länge im Durchlauf oder kon
tinuierlich auf eine abschließende Dicke von 5,0 mm warm
gewalzt und dann in Luft von der Endwalztemperatur auf Raum
temperatur gekühlt. Die Endwalztemperatur wurde derart
gesteuert, daß sie zwischen 800 und 1000°C lag. Die Resultate
zeigten, daß, wenn die Endwalztemperatur zwischen 920 und
1000°C lag, die (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbide zusammenhängend in der
Austenit-Matrix ausfielen. Wenn jedoch die Endwalztemperatur
annähernd zwischen 800 und 920°C lag, blieb in der Austenit-
Matrix eine hohe Dichte von Dislokationszellen zurück, und
eine große Menge von winzigen (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbiden wurde
an den Dislokationszellen gebildet. Auf Grund der Ausbildung
der Dislokations-Zellen-Substruktur und der Ausfällung von
winzigen (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbiden ergab sich eine bemerkens
werte Steigerung der Festigkeit des warmgewalzten Stahlbleches
ohne bemerkenswerte Abnahme in der Verformbarkeit,
wie das Beispiel 5 und Tabelle II zeigen.
Um die Vortrefflichkeit der vorliegenden Erfindung zu demon
strieren, ist außerdem ein Teil der chemischen Zusammen
setzungen und der Resultate der Zugfestigkeits-Tests bei
warmgewalzten legierten Stahlblechen der Erfindung in den
Tabellen I bzw. II aufgeführt. Zu Vergleichszwecken sind
in den Tabellen außerdem die Merkmale bekannter handels
üblicher warmgewalzter Stahlbleche und weiterer bekannter
Fe-Al-Mn-C-Legierungen aufgeführt. Die dargestellten Resultate
sollen lediglich die Merkmale der erfindungsgemäß hergestellten, warmgewalzten
Stahlbleche darlegen, sie sollen jedoch nicht den Umfang
der vorliegenden Erfindung festlegen.
(1) Nr. 1 bis Nr. 43 zeigen die chemischen Zusammensetzungen
der erfindungsgemäß hergestellten Stahlproben;
(2) Nr. 44 bis Nr. 53 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der für den Vergleich verwendeten Stahlproben;
(3) Nr. 54 und Nr. 55 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der zu Vergleichszwecken verwendeten Stähle (entsprechend der Druckschrift "An Assessment of Fe-Mn-Al Alloys as Substitutes for Stainless Steel" von H. W. Leavenworth, Jr. and J. C. Benz, Journal of Metals, S. 36, 1985);
(4) Nr. 56 bis Nr. 58 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der zum Vergleich verwendeten Stähle (gemäß der Druck schrift "Low Temperature Mechanical Behavior of Micro alloyed and Controlled-Rolled Fe-Mn-Al-C-X Alloys" von Young G. Kim et al., Metal. Trans. A, S. 1689, Sept. 1985);
(5) Nr. 59 und Nr. 60 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der zum Vergleich verwendeten Stähle. (Zwei handels übliche Fe-Ni-Cr-Mo-legierten Stahlbleche entsprechend der Druckschrift "The Making, Shaping and Treating of Steel" veröffentlicht von United States Steel, 9th edi tion S. 1141-1142.)
(2) Nr. 44 bis Nr. 53 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der für den Vergleich verwendeten Stahlproben;
(3) Nr. 54 und Nr. 55 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der zu Vergleichszwecken verwendeten Stähle (entsprechend der Druckschrift "An Assessment of Fe-Mn-Al Alloys as Substitutes for Stainless Steel" von H. W. Leavenworth, Jr. and J. C. Benz, Journal of Metals, S. 36, 1985);
(4) Nr. 56 bis Nr. 58 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der zum Vergleich verwendeten Stähle (gemäß der Druck schrift "Low Temperature Mechanical Behavior of Micro alloyed and Controlled-Rolled Fe-Mn-Al-C-X Alloys" von Young G. Kim et al., Metal. Trans. A, S. 1689, Sept. 1985);
(5) Nr. 59 und Nr. 60 zeigen die chemischen Zusammensetzungen der zum Vergleich verwendeten Stähle. (Zwei handels übliche Fe-Ni-Cr-Mo-legierten Stahlbleche entsprechend der Druckschrift "The Making, Shaping and Treating of Steel" veröffentlicht von United States Steel, 9th edi tion S. 1141-1142.)
(1) Nr. 1 bis Nr. 43 zeigen die mechanischen Eigenschaften der
Stahlproben der Erfindung. ("*" bezeichnet die Endwalz
temperatur bei 830°C, während sie für die anderen 920°C
beträgt);
(2) Nr. 44 bis Nr. 53 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stahlproben;
(3) Nr. 54 und Nr. 55 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stähle (gemäß der Druckschrift "An Assessment of Fe-Mn-Al Alloys as Substitutes for Stainless Steel" von H. W. Leavenworth, Jr. and J. C. Benz, Journal of Metals, S. 36, 1985);
(4) Nr. 56 bis Nr. 59 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stähle (gemäß der Druckschrift "Low Temperature Mechanical Behavior of Microalloyed and Controlled-Rolled Fe-Mn-Al-C-X Alloys" von Young G. Kim et al., Metal. Trans. A, S. 1689, Sept. 1985);
(5) Nr. 59 und Nr. 60 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stähle (zwei handelsübliche warmgewalzte Fe-Ni-Cr-Mo-legierte Stähle gemäß der Druck schrift "The Making, Shaping and Treating of Steel" ver öffentlicht von United States Steel, 9th edition S. 1141-1142). Die mechanischen Eigenschaften werden erhalten, wenn die Stähle austenisiert, anschließend abgeschreckt und dann bei etwa 565°C getempert werden.
(2) Nr. 44 bis Nr. 53 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stahlproben;
(3) Nr. 54 und Nr. 55 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stähle (gemäß der Druckschrift "An Assessment of Fe-Mn-Al Alloys as Substitutes for Stainless Steel" von H. W. Leavenworth, Jr. and J. C. Benz, Journal of Metals, S. 36, 1985);
(4) Nr. 56 bis Nr. 59 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stähle (gemäß der Druckschrift "Low Temperature Mechanical Behavior of Microalloyed and Controlled-Rolled Fe-Mn-Al-C-X Alloys" von Young G. Kim et al., Metal. Trans. A, S. 1689, Sept. 1985);
(5) Nr. 59 und Nr. 60 zeigen die mechanischen Eigenschaften der zum Vergleich verwendeten Stähle (zwei handelsübliche warmgewalzte Fe-Ni-Cr-Mo-legierte Stähle gemäß der Druck schrift "The Making, Shaping and Treating of Steel" ver öffentlicht von United States Steel, 9th edition S. 1141-1142). Die mechanischen Eigenschaften werden erhalten, wenn die Stähle austenisiert, anschließend abgeschreckt und dann bei etwa 565°C getempert werden.
Von den beiliegenden Zeichnungen zeigt
Fig. 1 die Auswirkungen der Aluminium- und Kohlenstoffgehalte
auf die (a) Dehngrenze, (b) die Dehnung der Fe-Mn-Ti-Nb-Al-C-
Legierung mit 29,8 Gew.-% Mn, 0,12 Gew.-% Ti und 0,08
Gew.-% Nb;
Fig. 2 die Auswirkungen von Titan, Niob oder Vanadium auf die
Dehngrenze der Fe-Al-Mn-C-X-Legierung mit 7,0 Gew.-% Al, 26,0
Gew.-% Mn und 0,60 Gew.-% C, wobei X für Titan, Niob
oder Vanadium steht;
Fig. 3 die Auswirkungen des Nickelgehalts auf die Dehngrenze
und die Dehnung der Fe-Al-Mn-C-Ti-Ni-Legierung mit 8,0 Gew.-% Al,
28,5 Gew.-% Mn, 0,90 Gew.-% C und 0,30 Gew.-% Ti;
Fig. 4 die Auswirkungen des Siliziumgehaltes auf die Dehngrenze
und Dehnung der Fe-Al-Mn-C-Nb-Si-Legierung mit 6,0 Gew.-% Al, 25,0 Gew.-%
Mn, 0,75 Gew.-% C, 0,12 Gew.-% Nb;
Fig. 5 TEM-Mikrografien der erfindungsgemäß hergestellten Stahlproben Nr. 6
(die Stahlprobe wurde im Durchlaufverfahren ab 1200°C
warmgewalzt, dann aus der Endwalztemperatur von 920°C
auf Raumtemperatur mit Luft gekühlt), (a) Hellfeld
mikrografie-(b)-(f) ausgewählte Flächen-Diffraktions-
Bilder aus dem Mischbereich der Austenit-Matrix und
feinen Präzipitate [die Zonenachsen der Austenit-Matrix
sind jeweils (001), (011), (11), (12) und (23)
(Matrix: hkl, (Fe,Mn,M)₃AlCx:hkl)], (g) Dunkelfeldmikro
grafie;
Fig. 6 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zum Vergleich ver
wendeten Stahlprobe Nr. 44 [die Stahlprobe wurde kon
tinuierlich ab 1200°C warmgewalzt und dann mit Luft
aus der Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur
abgekühlt];
Fig. 7 TEM-Mikrografie der Stahlproben nach kontinuierlichem
Warmwalzen ab 1200°C und anschließendem Abschrecken in
Wasser aus der Endwalztemperatur von 920°C, (a) und
(b) die Hellfeldmikrografie bzw. das ausgewählte
Flächendiffraktionsbild der erfindungsgemäß hergestellten Stahl
probe Nr. 6 [der helle Pfeil ist der Diffraktionsspot
der Präzipitate], (c) das ausgewählte Flächendiffrak
tionsbild der zum Vergleich verwendeten Stahlprobe
Nr. 44;
Fig. 8 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der erfindungsgemäßen
Stahlprobe Nr. 2 [die Stahlprobe wurde kontinuierlich
warmgewalzt und dann mit Luft aus der Endwalztempe
ratur von 920°C auf Raumtemperatur abgekühlt];
Fig. 9 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zu Vergleichszwecken
verwendeten Stahlprobe Nr. 48 [die Stahlprobe wurde
kontinuierlich warmgewalzt und dann mit Luft aus der
Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur ab
gekühlt];
Fig. 10 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der erfindungsgemäß hergestellten
Stahlprobe Nr. 4 [die Stahlprobe wurde kontinuierlich
warmgewalzt und dann mit Luft aus der Endwalztempe
ratur von 920°C auf Raumtemperatur abgekühlt];
Fig. 11 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zu Vergleichs
zwecken verwendeten Stahlprobe Nr. 47 [die Stahlprobe
wurde kontinuierlich warmgewalzt und dann mit Luft
aus der Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtempe
ratur abgekühlt], (a) die Mikrostruktur im austeni
tischen Korn, (b) das Vorhandensein von groben
(Fe,Mn)₃AlCx-Karbiden an den austenitischen Korn
grenzen [die mit einem Pfeil markierten Teilchen
sind die Karbide an den Korngrenzen];
Fig. 12 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der erfindungsgemäß hergestellten
Stahlprobe Nr. 5 [die Stahlprobe wurde kontinuierlich
warmgewalzt und dann mit Luft aus der Endwalztempe
ratur von 920°C auf Raumtemperatur abgekühlt];
Fig. 13 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zu Vergleichszwecken
verwendeten Stahlprobe Nr. 45 [die Stahlprobe wurde
kontinuierlich warmgewalzt und dann mit Luft aus der
Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur ab
gekühlt];
Fig. 14 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zu Vergleichszwecken
verwendeten Stahlprobe Nr. 46 [die Stahlprobe wurde
kontinuierlich warmgewalzt und dann mit Luft aus der
Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur ab
gekühlt];
Fig. 15 TEM-Mikrografien der erfindungsgemäß hergestellten Stahlprobe
Nr. 20 [die Stahlprobe wurde kontinuierlich bei 1200°C
warmgewalzt und dann mit Luft aus der Endwalztempe
ratur von 830°C auf Raumtemperatur abgekühlt], (a) und
(b) die Hellfeld-TEM-Mikrografien wurden von der
gleichen Fläche bei verschiedener Vergrößerung aufgenommen,
(c) eine Dunkelfeld-TEM-Mikrografie der gleichen Fläche
wie in Fig. 15 (b);
Fig. 16 Mikrografien der Fe-Al-Mn-C-Ti-Ni-Legierung mit 8,0 Gew.-% Al, 28,5 Gew.-%
Mn, 0,90 Gew.-% C, 0,30 Gew.-% Ti, 4,0 Gew.-% Ni
nach kontinuierlichem Warmwalzen ab 1200°C und an
schließender Luftkühlung aus der Endwalztemperatur
von 920°C auf Raumtemperatur, (a) eine optische Mikro
grafie, (b) eine Hellfeld-TEM-Mikrografie, (c) bis
(d) ausgewählte Flächendiffraktionsbilder, lediglich
von einem stabartigen Präzipitat [die Zonenachsen sind
(001) bzw. (011).];
Fig. 17 optische Mikrografiien der Fe-Al-Mn-C-Nb-Si-Legierung mit 6,0 Gew.-% Al,
25,0 Gew.-% Mn, 0,75 Gew.-% C, 0,12 Gew.-% Nb
in warmgewalztem Zustand, (a) 1,2 Gew.-% Si, (b) 1,4
Gew.-% Si, (c) 1,8 Gew.-% Si und (d) 2,0 Gew.-% Si;
Fig. 18 TEM-Mikrografie der Fe-Al-Mn-C-Nb-Si-Legierung
mit 6,0 Gew.-% Al, 25,0 Gew.-% Mn, 0,75 Gew.-% Mn, 0,75 Gew.-% C,
0,12 Gew.-% Nb, 1,4 Gew.-% Si in warmgewalztem Zustand, (a) eine Hellfeld-
TEM-Mikrografie, (b) bis (c) ausgewählte Flächendif
fraktionsbilder einer in Fig. 18 (a) gezeigten Fläche,
(d) bis (e) Dunkelfeld-TEM-Mikrografien durch Ver
wendung von DO₃-Reflektionen (111) bzw. (200) (Matrix:
hkl, DO₃ : hkl);
Fig. 19 TEM-Mikrografien der Fe-Al-Mn-C-Ti-Mo-Legierung mit 6,20 Gew.-% Al,
31,3 Gew.-% Mn, 0,77 Gew.-% C, 0,28 Gew.-% Ti, 1,0 Gew.-%
Mo in warmgewalztem Zustand, (a) eine Hellfeld-
TEM-Mikrografie, (b) ein ausgewähltes Flächendiffrak
tionsbild eines (Fe,Mo)₆C-Karbides und der es umgeben
den Austenit-Matrix [die Zonenachsen der Austenit-
Matrix bzw. des Karbides sind (011) bzw. (011)
(Matrix:hkl, (Fe,Mo)₆C : hkl)];
Fig. 20 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zu Vergleichszwecken
verwendeten Stahlprobe Nr. 51 [die Stahlprobe war kon
tinuierlich warmgewalzt ab 1200°C und dann aus der
Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur mit Luft
abgekühlt];
Fig. 21 TEM-Mikrografien der Fe-Al-Mn-C-Ti-W-Legierung in warmgewalztem
Zustand mit 6,22 Gew.-% Al, 29,66 Gew.-% Mn, 0,81 Gew.-%
C, 0,42 Gew.-% Ti, 1,0 Gew.-% W, (a) eine Hell
feld-TEM-Mikrografie, (b) ein ausgewähltes Flächen
diffraktionsbild eines (Fe,W)₆C-Karbides und der es
umgebenden Austenit-Matrix [die Zonenachsen der
Austenit-Matrix bzw. der (Fe,W)₆-C-Karbids sind (111)
bzw. (011) (Matrix:hkl (Fe,W)₆C : hkl)];
Fig. 22 eine Hellfeld-TEM-Mikrografie der zu Vergleichszwecken
verwendeten Stahlprobe Nr. 52 [die Stahlprobe war kon
tinuierlich warmgewalzt ab 1200°C und dann mit Luft
aus der Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur
abgekühlt];
Fig. 23 TEM-Mikrografien der zu Vergleichszwecken verwendeten
Stahlprobe Nr. 53 [die Stahlprobe war kontinuierlich
warmgewalzt ab 1200°C und dann aus der Endwalztempe
ratur von 920°C auf Raumtemperatur mit Luft abgekühlt],
(a) eine Hellfeld-TEM-Mikrografie, (b) bis (d) aus
gewählte Flächendiffraktionsbilder eines Cr₇C₃-Karbids
[die Zonenachse sind (110) bzw. (116) bzw. (11)].
Dieses Beispiel soll zeigen, daß bei der Endwalztemperatur
sich bereits extrem feine (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbide homogen
innerhalb der Austenit-Matrix des erfindungsgemäß hergestellen Stahl
bleches verteilt haben. Während der Luftkühlung aus der End
walztemperatur auf Raumtemperatur wirken diese bereits vor
handenen extrem feinen Karbide als Kerne für die wachsenden
Präzipitate, was zu einer Bildung einer großen Menge von
feinen Karbiden in der Austenit-Matrix führt. Mit diesem
Merkmal besitzt daher das erfindungsgemäß hergestellte Stahlblech eine
ausgezeichnete Zugfestigkeit zusammen mit einer starken Ver
formbarkeit in warmgewalztem Zustand.
Zwei Probestähle, welche die chemischen Zusammensetzungen der
in Tabelle I aufgeführten Nr. 6 und Nr. 44 besaßen, wurden in
diesem Beispiel geprüft. Dabei handelt es sich bei der Nr. 6
um die Stahlprobe der Erfindung und bei Nr. 44 um die zu Ver
gleichszwecken verwendete Stahlprobe. Die chemische Zusammen
setzung der Stahlprobe Nr. 44 ist der Stahlprobe von Nr. 6
gleich mit Ausnahme dessen, daß sie kein Titan und Chrom
enthält. Zwei Stahlbarren mit den chemischen Zusammensetzungen
der Nr. 6 und Nr. 44 wurden in einem Hochfrequenz-Induktions
ofen hergestellt. Die Abmessung der Barren betrug 80 mm Breite,
40 mm Dicke und 300 mm Länge. Nach zweistündigem Erhitzen bei
1200°C wurden die Stahlbarren kontinuierlich auf eine end
gültige Dicke von 5,0 mm warmgewalzt und dann aus der Endwalz
temperatur von 920°C mit Luft auf Raumtemperatur abgekühlt.
Die Dickenminderung betrug etwa 87,5%.
Die Fig. 5(a) bis 5(b) zeigen die TEM-Mikrografien der
Stahlprobe Nr. 6 nach Durchlaufen des vorgenannten Verfahrens.
Feine Präzipitate mit sie umgebenden hellen Kontrasten sind
klar in der Fig. 5(a) zu sehen, welche eine Hellfeld-TEM-
Mikrografie ist. Die ausgewählten Flächendiffraktionsbilder
des Mischbereiches der Austenit-Matrix und der feinen Präzi
pitate zeigen die Fig. 5(b) bis 5(f). Die Zonenachsen der
Austenit-Matrix sind jeweil (001), (011), (11), (12) und
(23). Zusätzlich zu den der Austenit-Matrix entsprechenden
Spots bestehen die Diffraktionsbilder auch aus kleinen Über
struktur-Spots infolge des Vorhandenseins feiner Präzipitate.
Aufgrund der Analysen der Diffraktionsbilder kann bestätigt
werden, daß die feinen Präzipitate innerhalb der Austenit-
Matrix (Fe,Mn,M)₃AlCx-Karbide mit L′1₂-Type Struktur sind.
Fig. 5(g), eine Dunkelfeld-TEM-Mikrografie in der gleichen
Fläche wie in Fig. 5(a), zeigt eindeutig, daß die ausgefällten
Karbide innerhalb der Austenit-Matrix sehr kleine Abmessungen
haben, und zwar von etwa 100-300 Å. Das Resultat der Zugfestig
keitsprüfung zeigt, daß die Endfestigkeit, die Dehngrenze
und die Dehnung der Stahlprobe Nr. 6 in warmgewaltztem Zustand
jeweils 1268 N/mm², 1234 N/mm² bzw. 36,8% betragen. Im Gegensatz
zu dieser Beobachtung wurde eine große Menge gröberer Karbide
in der Stahlprobe Nr. 44 festgestellt, welche innerhalb der
Austenit-Matrix ausgefällt waren, wie Fig. 6 zeigt. Die Ab
messung der Karbide beträgt hier 3600-32 000 Å in der Länge
und 520-2200 Å in der Breite. Das Resultat der Festigkeits
prüfung zeigt, daß die Endfestigkeit, die Dehngrenze und
die Dehnung der Stahlprobe Nr. 44 in warmgewalztem Zustand
jeweils 848 N/mm², 614 N/mm² bzw. 27,8% betrugen.
Außerdem wurden, um ein weiteres Material der Erfindung zu
demonstrieren, zwei Stahlbarren mit den gleichen chemischen
Zusammensetzungen wie die Stahlproben Nr. 6 und Nr. 44 kon
tinuierlich ab 1200°C warmgewalzt und anschließend sofort in
Wasser abgeschreckt, statt aus der Endwalztemperatur von
920°C durch Luft auf Raumtemperatur abgekühlt zu werden. Die
Fig. 7(a) und 7(b) zeigen die Hellfeld-TEM-Mikrografie
bzw. das ausgewählte Flächendiffraktionsbild der Stahlprobe
Nr. 6 in abgeschrecktem Zustand. Fig. 7(c) zeigt das ausgewählte
Flächendiffraktionsbild der Stahlprobe Nr. 44. Ein Vergleich
der Fig. 7(b) mit der Fig. 7(c) zeigt, daß extrem feine Karbide
in der Austenit-Matrix der Stahlprobe Nr. 6 bereits bei der
Endwalztemperatur ausgefällt wurden. Andererseits zeigt das
Diffraktionsbild der Stahlprobe Nr. 44 nur Diffraktionsspots
der Austenit-Matrix und keine Diffraktionsspots von Präzi
pitaten. Dies bedeutet, daß in der Stahlprobe Nr. 44 bei der
Endwalztemperatur keine Präzipite gebildet worden sind.
Aufgrund dieser Beobachtungen und Analysen darf angegenommen
werden, daß bei der Endwalztemperatur extrem feine Karbide
bereits zusammenhängend innerhalb der Austenit-Matrix bei
der Stahlprobe Nr. 6 der Erfindung ausgefällt wurden. Bei der
Luftkühlung wirken diese bereits bestehenden, extrem feinen
Karbide als Kerne für nachwachsende Präzipitate. Die ent
stehenden Karbide sind nicht nur feiner, sondern sie haben
auch eine tropfenartige Morphologie, während die Karbide in
der Stahlprobe Nr. 44 nicht nur wesentlich gröber sind, sondern
auch eine plattenartige Morphologie mit bestimmten bevor
zugten Orientierungen aufweisen. Dies zeigt eindeutig, warum
das erfindungsgemäße hergestellte Stahlblech eine wesentlich bessere Zug
festigkeit zusammen mit einer höheren Verformbarkeit
besitzt. Dies ist ein sehr wichtiges Merkmal der vor
liegenden Erfindung.
Dieses Beispiel soll die Auswirkungen des Aluminiumgehaltes
auf die Mikrostrukturen und mechanischen Eigenschaften auf
zeigen. Zwei Probestähle mit den jeweiligen chemischen Zu
sammensetzungen der in Tabelle I aufgeführen Nr. 2 und Nr. 48
wurden hier geprüft. Dabei handelt es sich bei der Nr. 2 um
den Probestahl der Erfindung und Nr. 48 um einen zum Vergleich
verwendeten Probestahl. Die chemische Zusammensetzung der
Stahlprobe Nr. 48 ist die gleiche wie die der Stahlprobe Nr. 2
mit Ausnahme dessen, daß sie weniger Aluminium enthält. Nach
kontinuierlichem Warmwalzen und Luftkühlung aus der Endwalz
temperatur von 920°C auf Raumtemperatur war eine große Menge
feiner Karbide zusammenhängend innerhalb der Austenit-Matrix
der Stahlprobe Nr. 2 ausgefällt, während in der Austenit-Matrix
der Stahlprobe Nr. 48 sehr wenig Karbid ausgebildet worden war,
wie dies Fig. 8 bzw. Fig. 9 zeigen. In Tabelle II ist zu sehen,
daß die Festigkeit dieser beiden Stahlproben weit voneinander
abweicht. Aus diesem Beispiel und der Fig. 1 kann ge
schlossen werden, daß zur Erzielung einer zufriedenstellenden
Festigkeit in warmgewalztem Zustand das Stahlblech mehr als
4,5 Gew.-% Aluminium enthalten sollte.
Auch dieses Beispiel soll die Auswirkungen des Aluminium
gehaltes auf die Mikrostrukuren und mechanischen Eigen
schaften aufzeigen. Zwei Stahlproben mit den chemischen
Zusammensetzungen der in Tabelle I aufgeführten Nr. 4 und
Nr. 47 wurden hierzu geprüft. Dabei handelt es sich bei der
Nr. 4 um die Stahlprobe der Erfindung und bei der Nr. 47 um
eine zum Vergleich verwendete Stahlprobe. Die chemische
Zusammensetzung der Stahlprobe Nr. 47 ist die gleiche wie die
der Stahlprobe Nr. 4 mit Ausnahme des Aluminiumgehaltes. Die
Fig. 10 und 11 zeigen Hellfeld-TEM-Mikrografien der Stahl
proben Nr. 4 und Nr. 47 nach kontinuierlichem Warmwalzen und
Luftkühlung aus der Endwalztemperatur von 920°C auf Raum
temperatur. In diesen beiden Mikrografien ist zu sehen, daß,
wenn der Aluminiumgehalt 5,0 Gew.-% und der Kohlen
stoffgehalt 1,10 Gew.-% beträgt, die in der Austenit-Matrix ausgefäll
ten Karbide recht fein sind und an den Korngrenzen sehr wenige
Karbide ausgefällt sind, welche kleine Abmessungen besitzen.
Das Resultat des Zugversuches zeigt, daß die Verformbarkeit
äußerst hervorragend ist. Wenn andererseits der Kohlenstoff
gehalt auf etwa 1,10 Gew.-% gehalten wird und der Aluminium
gehalt auf 11,30 Gew.-% erhöht wird, sind nicht nur die in der
Austenit-Matrix ausgefällten Karbide wesentlich gröber,
sondern die Menge und die Abmessungen der Karbide an den Korn
grenzen wachsen sehr schnell an. Infolge des Vorhandenseins
gröberer Karbide an den Korngrenzen sinkt die Verformbarkeit
drastisch.
Dieses Beispiel soll die Auswirkungen des Kohlenstoffgehaltes
auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigenschaften
aufzeigen. Drei Stahlproben mit den chemischen Zusammensetzun
gen der in Tabelle I aufgeführten Nr. 5, 45 und 46 wurden hier
bei geprüft. Dabei handelt es sich bei der Nr. 5 um eine erfin
dungsgemäß hergestellte Stahlprobe, während die Nr. 45 und 46 zum Vergleich
verwendete Stahlproben sind. Die chemischen Zusammensetzungen
der Stahlproben Nr. 45 und 46 sind die gleichen wie bei der
Stahlprobe Nr. 5 mit Ausnahme dessen, daß sie mehr Kohlenstoff
enthalten. Die Fig. 12 bis 14 zeigen die Hellfeld-TEM-
Mikrografien der Stahlproben Nr. 5, 45 und 46 jeweils in warm
gewalztem Zustand. Aus diesen Mikrografien zeigt sich, daß
die Karbide bei der Stahlprobe Nr. 5 nur innerhalb der Austenit-
Matrix ausfällten. Einige gröbere Karbide fällten jedoch auch
an den Korngrenzen zusätzlich zu den in der Austenit-Matrix
sowohl in der Stahlprobe Nr. 45 wie in der Stahlprobe Nr. 46
aus. Aus diesen Beobachtungen und der Fig. 1(b) kann geschlos
sen werden, daß zur Verhinderung der Ausbildung von gröberen
Karbiden an den Korngrenzen der Kohlenstoffgehalt auf unter
etwa 1,25 Gew.-% begrenzt sein sollte.
In diesem Beispiel sollen die Auswirkungen des kontinuierlich
gesteuerten Warmwalzens auf das Ausfällen von Karbiden und
die mechanischen Eigenschaften aufgezeigt werden. Ein Stahl
barren mit der chemischen Zusammensetzung des in Tabelle I
unter Nr. 20 aufgeführten Stahls wurde für diese Prüfung her
gestellt. Die Abmessung des Barrens betrug 80 mm in der Breite,
40 mm in der Dicke und 300 mm in der Länge. Nach zweistündiger
Erwärmung auf 1200°C wurde der Stahlbarren kontinuierlich auf
eine Endstärke von 5,0 mm warmgewalzt und dann aus der Endwalz
temperatur mit Luft auf Raumtemperatur abgekühlt. Die Endwalz
temperatur wurde anstelle der in Tabelle II angegebenen Tem
peratur von 920°C auf 830°C gesteuert.
Nach Durchlaufen dieses Verfahrens wurde in der genannten
Stahlprobe eine starke Dichte an Dislokationen in der Austenit-
Matrix festgestellt, wie dies Fig. 15(a) zeigt. Fig. 15(b), eine
Hellfeld-TEM-Mikrografie der gleichen Fläche wie in Fig. 15(a),
jedoch mit einer stärkeren Vergrößerung, zeigt deutlich, daß
die Dislokationen in einer typischen Dislokationszellen-Sub
struktur angeordnet sind. Eine Dunkelfeld-TEM-Mikrografie
zeigt, daß eine große Menge feiner Karbide an den Disloka
tionszellen ausgefällt war, wie Fig. 15(c) zeigt. Die Abmessung
der feinen Karbide betrug etwa 60 bis 130 Å. Diese Figur zeigt
auch, daß eine starke Dichte viel winzigere Karbide auch
innerhalb der Dislokationszellen zusätzlich zu den Karbiden
an den Zellen ausfielen. Die Abmessung dieser winzigen
Karbide betrug weniger als etwa 50 Å.
Aus vorstehenden Beobachtungen zeigt sich, daß, wenn die End
walztemperatur gesenkt wird, winzige Karbide während
des Warmwalzens an den Dislokationen auszufallen beginnen und dann eine
Haftwirkung auszuüben, was die Bewegung der Dislokationen
behindert. Die sich ergebende Struktur ist eine hohe Dichte
von Dislokationszellen, welche in der Austenit-Matrix ver
bleiben. Das Resultat der Zugfestigkeit zeigt, daß
die Zerreißfestigkeit, die Dehngrenze und die Dehnung der hier
behandelten Stahlprobe in warmgewalztem Zustand 1620 n/mm² bzw.
1503 N/mm² bzw. 29,7% betragen. Es zeigt sich daher, daß die
Zugfestigkeit der hier behandelten Stahlprobe etwa 165 N/mm²
höher ist als die der Nr. 20 in Tabelle II. Der bemerkenswerte
Anstieg in der Festigkeit ist wahrscheinlich dem Ausfällen
winziger Karbide und der Ausbildung des Dislokationszellen-
Substruktur zuzuordnen. Es ist daher ein weiteres wichtiges
Merkmal der Erfindung, die Warmwalzbedingungen zu steuern.
In diesem Beispiel sollen die Auswirkungen des Nickelgehalts
auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigenschaften
aufgezeigt werden. In diesem Beispiel wurde ein Probestahl
mit der chemischen Zusammensetzung von 9,0 Gew.-% Al, 28,5 Gew.-%
Mn, 0,90 Gew.-% C, 0,30 Gew.-% Ti, 4,0 Gew.-% Ni, Rest Eisen geprüft.
Die chemische Zusammensetzung dieser Stahlprobe ist die gleiche
wie die der Stahlprobe Nr. 12 in Tabelle I mit Ausnahme dessen,
daß sie wesentlich mehr Nickel enthält.
Fig. 16(a) zeigt eine optische Mikrografie der Stahlprobe in
warmgewalztem Zustand, welche das Vorhandensein stäbchen
artiger Präzipitate in der Austenit-Matrix offenbart. Die
Hellfeld-TEM-Mikrografie bzw. die ausgewählten Flächen
diffraktionsbilder eines stäbchenartigen Präzipitats sind in
den Fig. 16(b) bis 16(d) dargestellt. Aufgrund der Analysen
der ausgewählten Flächendiffraktionsbilder kann bestätigt
werden, daß die stäbchenartigen Präzipitate eine geordnete
bcc-Struktur aufweisen, welche zur geordneten B2-(NiAl)-Phase
gehört. Das Resultat der Zugfestigkeitsprüfung zeigt, daß die
Zerreißfestigkeit, die Dehngrenze und die Dehnung der Stahl
probe in warmgewalztem Zustand 1296 N/mm² bzw. 1248 N/mm² bzw.
6,5% betragen.
Aufgrund der Analysen der Mikrostrukturen und Fig. 3 ist fest
zustellen, daß, wenn der Nickelgehalt unter etwa 0,5 Gew.-%
beträgt, keine geordnete B2-Phase innerhalb der Austenit-
Matrix in warmgewalztem Stahlblech gebildet war. Die Verform
barkeit des Stahlbleches stieg mit zunehmendem Nickelgehalt
leicht an. Eine Erhöhung des Nickelgehalts bis auf etwa
1,0 Gew.-% oder darüber ergibt andererseits die Ausbildung
von geordneter B2-Phase in der Austenit-Matrix, was nicht nur
für eine Erhöhung der Festigkeit wirkungslos ist, sondern
auch die Verformbarkeit sehr schnell verschlechtert.
In diesem Beispiel sollen die Auswirkungen des Silizium
gehaltes auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigen
schaften aufgezeigt werden. Vier Stahlproben mit den chemi
schen Zusammensetzungen von 6,0 Gew.-% Al, 25,0 Gew.-% Mn,
0,75 Gew.-% C, 0,20 Gew.-% Nb, Rest Eisen mit unterschiedlichen
Mengen an Silizium wurden hierbei geprüft. Die Silizium
gehalte, die den vier Stahlproben zugesetzt wurden, betrugen
1,2 bzw. 1,4 bzw. 1,8 bzw. 2,0 Gew.-%. Nach kontinuierlichem
Warmwalzen ab 1200°C und Luftkühlung aus der Endwalztemperatur
von 920°C auf Raumtemperatur wurden die Mikrostrukturen der
vier Stahlproben untersucht, wobei die optische Mikroskopie
und die Transmissions-Elektronenmikroskopie angewendet wurden.
Die Fig. 17(a) bis 17(d) zeigen jeweils die optischen
Mikrografien der vier Stahlproben in warmgewalztem Zustand.
In diesen Mikrografien ist zu sehen, daß ein Siliziumgehalt
von über etwa 1,2 Gew.-% zu der Ausbildung einer zweiten Phase
(d. h. in den Figuren mit "D" markiert) führt, und daß die
gesamte Volumenfraktion der zweiten Phase mit zunehmendem
Siliziumgehalt ansteigt.
Die Fig. 18(a) bis 18(e) zeigen die TEM-Mikrografien einer
Stahlprobe mit 6,0 Gew.-% Al, 25,0 Gew.-% Mn, 0,75 Gew.-% C,
0,20 Gew.-% Nb, 1,40 Gew.-% Si in warmgewalztem Zustand.
Fig. 18(a), eine Hellfeld-TEM-Mikrografie, wurde von einer
Fläche genommen, welche der in Fig. 17 mit "D" markierten
zweiten Phase entspricht. Die Fig. 18(b) bis 18(c) zeigen
die ausgewählten Flächendiffraktionsbilder der in Fig. 18(a)
gezeigten Fläche. Aufgrund der Analysen der Diffraktions
bilder kann bestätigt werden, daß die zweite Phase eine
geordnete flächenzentrierte kubische Struktur besitzt, welche
zur geordneten DO₃-Phase gehört. Die Fig. 18(d) und 18(e),
Dunkelfeld-TEM-Mikrografien, welche mit (111) bzw. (200)
DO₃-Reflektionen aufgenommen sind, zeigen das Vorhandensein
von DO₃-Teilchen.
Die Auswirkungen des Siliziumgehaltes auf die Dehngrenze und
die Dehnung einer Fe-Al-Mn-C-Nb-Si-Legierung mit 6,0 Gew.-% Al, 25,0 Gew.-% Mn,
0,75 Gew.-% C, 0,25 Gew.-% Nb sind in Fig. 4 dar
gestellt. Es ist zu sehen, daß, wenn der Siliziumgehalt
weniger als etwa 1,0 Gew.-% beträgt, die Dehngrenze mit zu
nehmendem Siliziumgehalt ansteigt, ohne daß ein bemerkens
werter Verlust in der Verformbarkeit eintritt. Während der
Siliziumgehalt etwa 1,2 Gew.-% oder darüber erreicht, hat die
Verformbarkeit eine bemerkenswerte Abnahme, wobei angenommen
wird, daß dies durch die Bildung der geordneten DO₃-Phase
verursacht wird.
In diesem Beispiel sollen die Auswirkungen des Molybdän
gehaltes auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigen
schaften aufgezeigt werden. Zwei Stahlproben mit 6,20 Gew.-%
Al, 31,3 Gew.-% Mn, 0,77 Gew.-% C, 0,28 Gew.-% Ti,
1,0 bzw. 4,5 Gew.-% Molybdän, Rest Eisen wurden hierbei untersucht. Die
chemischen Zusammensetzungen der beiden Stahlproben sind
dieselben wie die der Stahlprobe 18 in Tabelle I mit Ausnahme
dessen, daß sie wesentlich mehr Molybdän enthalten. Nach kon
tinuierlichem Warmwalzen ab 1200°C und anschließender Luft
kühlung aus der Endwalztemperatur von 920°C auf Raumtemperatur
wurden die Mikrostrukturen der beiden Stahlproben durch TEM
untersucht, wie dies in den Fig. 19 bzw. 20 dargestellt
ist.
In der Fig. 19(a) ist zu sehen, daß einige grobe Teilchen in
der Austenit-Matrix gebildet sind. Fig. 19(b) zeigt das aus
gewählte Flächendiffraktionsbild eines groben Teilchens und
seiner es umgebenden Matrix. Aufgrund der Analysen des Dif
fraktionsbildes kann festgestellt werden, daß diese groben
Teilchen (Fe,Mo)₆C-Karbide mit einer komplexen f.c.c-Struktur
mit Gitterparameter 1=11, 12 Å sind. Die Menge an (Fe,Mo)₆-
Karbiden nimmt mit zunehmendem Molybdängehalt zu, wie Fig. 20
zeigt. Die Abmessung dieser groben Karbide beträgt etwa 2000
bis 4500 Å. Die mechanischen Eigenschaften der Legierung mit
6,24 Gew.-% Al, 31,1 Gew.-% Mn, 0,79 Gew.-% C, 0,30 Gew.-% Ti,
4,48 Gew.-% Mo in warmgewalztem Zustand sind in
Tabelle II (Nr. 51) angegeben. Ein Vergleich der Stahlproben
Nr. 18 und Nr. 51 in Tabelle II zeigt eindeutig, daß die Aus
fällung dieser groben (Fe,Mo)₆C-Karbide keine merkbare Ver
besserung der Festigkeit ergibt, jedoch die Verformbarkeit
des warmgewalzten Stahlbleches sehr schnell verschlechtert.
Die Versuchsergebnisse zeigen, daß der Molybdängehalt auf
unter etwa 0,5 Gew.-% begrenzt werden sollte.
Dieses Beispiel soll die Auswirkungen des Wolframgehaltes
auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigenschaften
aufzeigen. Zwei Stahlproben mit 6,22 Gew.-% Al, 29,6 Gew.-% Mn,
0,81 Gew.-% C, 0,42 Gew.-% Ti sowie etwa 1,0 bis 3,0
Gew.-% Wolfram, Rest Eisen wurden hier untersucht. Die chemischen Zusammen
setzungen der beiden Stahlproben sind die gleichen wie die der
erfindungsgemäßen Stahlprobe Nr. 42 der Tabelle I mit Ausnahme
dessen, daß sie wesentlich mehr Wolfram enthalten. Die Fig. 21
und 22 zeigen die TEM-Mikrografien der beiden Stahlproben
in warmgewalztem Zustande. In der Fig. 21(a) ist zu sehen, daß
einige grobe Präzipitate in der Austenit-Matrix ausgebildet
sind. Die Abmessung dieser groben Präzipitate beträgt etwa
1250 bis 3000 Å. Das ausgewählte Flächendiffraktionsbild,
welches von der gemischten Region aufgenommen wurde, welche
ein Präzipitat und die es umgebende Austenit-Matrix bedeckt,
ist in Fig. 21(b) dargestellt. Aufgrund der Analysen des Dif
fraktionsbildes ist festzustellen, daß diese groben Präzipitate
(Fe,W)₆-Karbide sind, welche eine komplexe f.c.c.-Struktur mit
einem Gitterparameter a=11,978 Å aufweisen. Mit zunehmendem
Wolframgehalt auf bis etwa 3,0 Gew.-% nimmt die Menge an
(Fe,W)₆C-Karbiden sehr schnell zu, wie Fig. 22 zeigt.
Entsprechend den TEM-Beobachtungen sind, wenn der Wolfram
gehalt weniger als etwa 0,5 Gew.-% beträgt, keine (Fe,W)₆C-
Karbide in der Austenit-Matrix im warmgewalzten Stahlblech
zu finden. Bei einer Erhöhung des Wolframgehaltes bis auf
etwa 1,0 Gew.-% oder darüber, beginnen jedoch die (Fe,W)₆C-
Karbide, sich in der Austenit-Matrix zu bilden. Aus dem
Vergleich der Stahlproben Nr. 42 und Nr. 52 in Tabelle II ist
zu sehen, daß die Bildung dieser groben (Fe,Mo)₆C-Karbide
keine eindeutige Verbesserung bezüglich der Festigkeit ergibt,
jedoch die Verformbarkeit des warmgewalzten Stahlbleches sehr
schnell verschlechtert.
In diesem Beispiel sollen die Auswirkungen des Chromgehaltes
auf die Mikrostrukturen und die mechanischen Eigenschaften
aufgezeigt werden. Hierbei wurde eine Stahlprobe mit der
chemischen Zusammensetzung der Stahlprobe Nr. 53 aus Tabelle I
untersucht. Die chemische Zusammensetzung der Stahlprobe Nr. 53
ist die gleiche wie die der Stahlprobe
Nr. 37 mit Ausnahme dessen, daß sie wesentlich mehr Chrom
enthält. Die Fig. 23(a) zeigt die Hellfeld-TEM-Mikrografie
der Stahlprobe Nr. 53 in warmgewalztem Zustand. Die ausgewählten
Flächendiffraktionsbilder, welche lediglich von einem groben
Teilchen aufgenommen wurden, sind in den Fig. 23(b) bis
23(d) dargestellt. Aufgrund der Analysen der Diffraktions
bilder kann festgestellt werden, daß diese Präzipitate
Cr₇C₃-Karbide sind mit einer komplexen h.c.p.-Struktur mit
Gitterparametern a=13,98 Å und c=4,52 Å. In Tabelle II ist
zu sehen, daß die Verformbarkeit der Stahlprobe Nr. 54 wesent
lich schlechter ist als die der Stahlprobe
Nr. 37, was durch die Bildung grober Cr₇C₃-Karbide verursacht
wird.
Claims (1)
- Verfahren zum Herstellen eines legierten Stahlblechs mit hoher Festigkeit und starker Verformbarkeit, wobei eine Stahlbramme aus 4,5 bis 9,5 Gew.-% Aluminium, 22,0 bis 36,0 Gew.-% Mangan, 0,40 bis 1,25 Gew.-% Kohlenstoff, wenigstens einem der nachfolgenden Bestandteile, nämlich 0,06 bis 0,50 Gew.-% Titan, 0,02 bis 0,20 Gew.-% Niob, 0,10 bis 0,40 Gew.-% Vanadium sowie im Rest aus Eisen auf eine Temperatur von 1050 bis 1250°C erwärmt, warmgewalzt und aus einer Endwalztempera tur von 800 bis 1000°C mit Luft auf Raumtemperatur abgekühlt wird, wobei im Zuge des Warmwalzens und anschließenden Abkühlens in einer Austenitmatrix kohärent ausgefällt (Fe, Mn,M)₃AlCx-Karbide mit M für Titan, Vanadium oder Niob gebildet werden.
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Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US9677146B2 (en) | 2008-11-12 | 2017-06-13 | Voestalpine Stahl Gmbh | Manganese steel strip having an increased phosphorous content and process for producing the same |
Families Citing this family (16)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
RU2074900C1 (ru) * | 1991-12-30 | 1997-03-10 | Поханг Айрон энд Стил Ко., Лтд. | Способ обработки стали (варианты) |
WO2006082104A1 (en) * | 2005-02-02 | 2006-08-10 | Corus Staal Bv | Austenitic steel having high strength and formability, method of producing said steel and use thereof |
US7491136B2 (en) * | 2005-03-04 | 2009-02-17 | Taylor Made Golf Company, Inc. | Low-density FeAlMn alloy golf-club heads and golf clubs comprising same |
US8858364B2 (en) * | 2005-03-04 | 2014-10-14 | Taylor Made Golf Company, Inc. | Welded iron-type clubhead with thin high-cor face |
DE102005057599A1 (de) * | 2005-12-02 | 2007-06-06 | Volkswagen Ag | Leichtbaustahl |
TWI321592B (en) * | 2006-03-07 | 2010-03-11 | Univ Nat Chiao Tung | High strength and high toughness alloy with low density |
DE102011000089A1 (de) * | 2011-01-11 | 2012-07-12 | Thyssenkrupp Steel Europe Ag | Verfahren zum Herstellen eines warmgewalzten Stahlflachprodukts |
JP5409708B2 (ja) * | 2011-06-16 | 2014-02-05 | 株式会社日立製作所 | 析出硬化型マルテンサイト系ステンレス鋼と、それを用いた蒸気タービン長翼 |
KR101836714B1 (ko) * | 2016-10-12 | 2018-03-09 | 현대자동차주식회사 | 고망간강 |
US20190062881A1 (en) * | 2017-08-24 | 2019-02-28 | Corvid Technologies | High aluminum containing manganese steel and methods of preparing and using the same |
CN109457168B (zh) * | 2018-12-24 | 2021-07-06 | 宁波正直科技有限公司 | 家用燃气灶燃气管合金及其制备方法和燃气管 |
CN111663085B (zh) * | 2020-07-02 | 2021-08-27 | 武汉科技大学 | 一种超高强度和塑性的热轧奥氏体低密度钢及生产方法 |
US11420296B2 (en) * | 2020-09-17 | 2022-08-23 | Te-Fu FANG | Welding filler wire for fusion welding precipitation-hardened austenitic Fe—Mn—Al—C alloys |
CN115572885A (zh) * | 2022-09-09 | 2023-01-06 | 钢铁研究总院有限公司 | 一种高强度高韧塑性奥氏体型低密度钢的制造方法 |
WO2024084274A1 (en) * | 2022-10-19 | 2024-04-25 | Arcelormittal | Metal powder for additive manufacturing |
CN116426840A (zh) * | 2023-04-04 | 2023-07-14 | 燕山大学 | 一种超高强度轻质钢及其制备方法和应用 |
Family Cites Families (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
GB841366A (en) * | 1957-07-02 | 1960-07-13 | Langley Alloys Ltd | Improvements in iron aluminium alloys |
US3193384A (en) * | 1957-07-02 | 1965-07-06 | Langley Alloys Ltd | Iron aluminium alloys |
US3111405A (en) * | 1958-06-16 | 1963-11-19 | Langley Alloys Ltd | Aluminum-manganese-iron alloys |
BE600063R (fr) * | 1960-02-25 | 1961-05-29 | Langley Alloys Ltd | Perfectionnements apportés aux alliages de fer et d'aluminium |
FR1435958A (fr) * | 1965-03-09 | 1966-04-22 | Loire Atel Forges | Perfectionnements apportés aux aciers austénitiques de faible densité présentant une grande résistance aux températures élevées |
SU348089A1 (ru) * | 1970-02-14 | 1978-05-25 | Предприятие П/Я М-5641 | Жаропрочную сталь |
-
1989
- 1989-01-18 US US07/298,043 patent/US4968357A/en not_active Expired - Lifetime
- 1989-01-27 GB GB8901885A patent/GB2227495B/en not_active Expired - Lifetime
- 1989-02-03 CA CA000590106A patent/CA1333556C/en not_active Expired - Lifetime
- 1989-02-09 DE DE3903774A patent/DE3903774C2/de not_active Expired - Lifetime
- 1989-02-13 JP JP1033505A patent/JPH0684534B2/ja not_active Expired - Lifetime
- 1989-02-28 FR FR8902580A patent/FR2643650B1/fr not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US9677146B2 (en) | 2008-11-12 | 2017-06-13 | Voestalpine Stahl Gmbh | Manganese steel strip having an increased phosphorous content and process for producing the same |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
GB8901885D0 (en) | 1989-03-15 |
JPH0684534B2 (ja) | 1994-10-26 |
FR2643650A1 (fr) | 1990-08-31 |
GB2227495A (en) | 1990-08-01 |
GB2227495B (en) | 1993-05-19 |
JPH02228449A (ja) | 1990-09-11 |
CA1333556C (en) | 1994-12-20 |
FR2643650B1 (fr) | 1993-05-21 |
US4968357A (en) | 1990-11-06 |
DE3903774A1 (de) | 1990-08-16 |
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