MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
“COMPORTAMIENTO DE LA RESITENCIA A LA TENSION DE LA ZAC DE UN ACERO DE ALTO MANGANESO POR LA PRESENCIA DE DISCONTINUIDADES
INTERCRISTALINAS”.
Enrique Curiel Reyna; José Juan Contreras Espinosa; Ramón Osorio Galicia; Irma Razo Marañon. Facultad de Estudios Superiores-Cuautitlán, Universidad Nacional Autónoma de México.
Dr. Jiménez Cantu S/N, Atlamica, Cuautitlán-Izcalli, Edo. de Méx., CP 54750. Tel. (01-55) 5817-3478 y 79, Fax (01-55) 5817-0590 y 89;
E-mail: [email protected], [email protected], rosoriog@sevidor,unam,mx, [email protected]
Jorge Terán Guillen Instituto Mexicano del Transporte
Carretera Querétaro-Galindo-San Fandila, Km. 12 Municipio Pedro Escobedo Querétaro
E-mail: [email protected]
RESUMEN.
Los aceros de alto Manganeso son usados donde se requiere resistencia al impacto o fricción; para tales
condiciones de servicio tan severas, el material sufre fallas por desgaste o la presencia de fracturas debido a
transformaciones en su estructura metalúrgica, por dichas condiciones; la reparación, reconstrucción o
recuperación de piezas o equipos por medio de la soldadura, es una actividad normal en la industria que usa este
tipo de acero. Sin embargo, los fracasos una vez hecha la soldadura son frecuentes y costosos, por las fallas que
se presentan en la zona afectada por el calor (ZAC), después de realizarse la soldadura en este tipo de aceros. La
muestra original del material que fue sometido al trabajo de desgaste por alto impacto y fricción por el quebrado
de piedra a través de un tiempo de 13 meses, se preparó con un tratamiento térmico de homogenización de
estructura, para su observación con microscopia óptica con lo que se pudo detectar la presencia de huecos en los
limites de grano del material y carburos presentes, además se realizó el ensayo de tensión cuasi estático para la
determinación de resistencia a la tensión y otras propiedades de las muestras antes soldadas y enfriadas con un
sobre calentamiento controlado de 300 ºC.
ABSTRACT.
The steels of high Manganese are used where resistance is required to the impact or friction. The
conditions of service are severe. The material suffers failures for wear or the presence of fractures for to
transformations in metallurgically structure, for these conditions. The repair, reconstruction or recovery of pieces
or teams by means of the welding, it is a normal activity in the industry that uses this steel type. However, the
failures once made the welding are frequent and expensive, for the failures that are presented in the Heat
Affected Zone (HAZ). The welding was made after in this steels type. The original material was subjected to the
wear for work of high impact and friction for the broken of stone through a time of 13 months. The sample got
prepared with a heat treatment of homogenizing structure, for their observation with optic microscopy, for to
detect the presence of holes in the grain boundary of the material. The quasi static tension test characterization, it
was also carried out for the resistance determination to the tension and other estates of the samples before
welding and controlled cooled to 300 ºC.
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
725
INTRODUCCION.
Los aceros con alto contenido de Manganeso y Carbono es un material que contiene 0.7-1.45% C, 11.0-
14.0% Mn, como elementos principales de su composición química. En su fabricación se obtiene por medio de
un enfriamiento rápido de temple en agua, la cual permite la formación de una estructura de tipo austenítica
(f.c.c.) metaestable en forma homogénea[1]. La adición de una cantidad elevada de manganeso como un elemento
formador de Austenita, provoca la estabilidad de la gama por abajo de la temperatura ambiente. En el grupo de
los elementos que producen el efecto austenitizante en el fierro, se encuentra el Manganeso y como átomos
intersticiales el carbono, sin embargo, su efecto depende del aleante y concentración del mismo en el acero; para
la estabilidad de la Austenita[2]. La presencia de la estructura cristalina de los aceros Hadfield como carburos,
perlita o Martensita dependerán de la velocidad de enfriamiento, masa de la pieza y composición química[3]. Las
características de un acero al alto Manganeso en resistencia y tenacidad después del temple en agua, se debe a la
homogenización de la estructura austenítica, sin embargo, pueden aparecer carburos que dependiendo de su
continuidad y localización, imparten fragilidad en el material[4]. La sensibilidad de la Austenita en este acero, la
hace que sea un material con una respuesta elevada a los efectos térmicos, ya que en el rango de temperatura de
300 a 900 °C, la presencia de carburos en los limites de grano y en el interior del mismo en planos preferenciales
modifican en forma significativa sus propiedades mecánicas[5]. Los rangos de temperatura comunes usados para
austenitización completa es de 990-1100°C; a menor temperatura, no todos los carburos se disuelven en la
solución sólida de la Fe-γ y los carburos remanentes no disueltos pueden formar placas o glóbulos en los límites
de los granos originales, El tiempo de permanencia no es crítico pero se puede establecer entre 30 a 45 minutos
por pulgada de sección[6]. También estos aceros tienen un elevado riesgo de decarburización por el elevado
porcentaje de carbono y su alta temperatura de austenitización[5]. Las aplicaciones del acero Hadfield en la
industrial son: En la Industria minera en molinos, quebradoras y martillos de molienda; en la industria de
ferrocarriles en los cambios de vías y en la industria de movimiento de tierras en los dientes de cargadores
frontales, perforadoras en torres de petróleo, fabricación del cemento, en bombas que manejan grava y rocas;
debido a que este material resiste el desgaste metal-metal, es usado en piñones, engranes, ruedas de ferrocarril,
entre otras. En estas condiciones tan severas de servicio, el material sufre fallas por desgaste o la presencia de
fracturas debido a las transformaciones en su estructura metalúrgica; la reparación, reconstrucción o
recuperación de piezas o equipos por medio de la soldadura, es una actividad normal en las industrias que usan
este tipo de acero. Pero, los fracasos una vez hecha la soldadura son frecuentes y costosos, por las fallas que se
presentan en la zona afectada por el calor (ZAC), después de realizarse la soldadura en este tipo de aceros. Las
investigaciones sobre los mecanismos de falla que se presenta después de la soldadura, han permitido concluir
que los enfriamientos rápidos del tipo temple en agua, son los mas recomendados para hacer soldadura[12].
Cuando se realiza un proceso de soldadura, se considera que existen tres materiales definidos que son: Material
de aporte, Zona Afectada por el Calor del material base (ZAC) y metal base material que no se altera por el
calor, de los cuales el que sufre el mayor sobrecalentamiento en estado sólido es la zona afectada por el calor. En
esta zona es donde el acero Hadfield es más sensible al fenómeno térmico, para producir sus cambios
estructurales, que en principio se consideran los causantes de las fisuras y fracturas que sufre el material[7].
Cuando se calienta un acero de alto Manganeso por arriba de 3180C, su fragilización se verá aumentada por la
presencia de carburos de Manganeso que se precipitan a borde de cristal, la precipitación se ve favorecida entre
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
726
más alta sea la temperatura del sobre calentamiento y tiempo de permanencia en la masa del material y que
además no sobrepase Acm. Los carburos también precipitan durante un enfriamiento lento qué provocan la
fragilización del acero[12]. La nucleación de huecos en la falla dúctil puede ser dividida en tres etapas:
nucleación, crecimiento y coalescencia de huecos. Existen varios criterios para describir el proceso de
nucleación de huecos; algunos se basan en una tensión crítica, otros en una deformación crítica, ambos criterios
se basan en el hecho de un esfuerzo crítico en la interfaz de una inclusión con la matriz del metal o en el centro
de una inclusión, que causarán la desunión o fractura de la partícula, respectivamente[8]. Para un hueco muy
pequeño en el material entre huecos mucho más grandes, la influencia de los aumentos de tensión locales
inducida por los huecos más grandes será un estudio de interés de si es o no en el resultado del aumento de
tensión local en la inestabilidad de la cavitación del hueco diminuto, aun cuando los niveles medio de la tensión
global están por debajo de aquellos requeridos para el crecimiento de una cavidad inestable[10].
OBJETIVO
� Realizar el estudio experimental, para explicar las condiciones en las cuales los aceros de alto
Manganeso sin aleantes, pierden sus propiedades de resistencia a la tensión en su ZAC, por la presencia
de discontinuidades que se forman por el calor generado del proceso de soldadura de arco eléctrico
manual.
TRABAJO EXPERIMENTAL.
Realizar la condición en la zona afectada por el calor, para obtener la presencia de discontinuidades por
el efecto del sobrecalentamiento a 300 ºC después de la soldadura, para posteriormente estudiar la propiedad de
resistencia a la tensión y estructura metalúrgica.
ELABORACION DE LA SOLDADURA EN LAS MUESTRAS.
Para la investigación se prepararon 6 muestras de 115 X 20 X 5 mm para ser sometidas a un tratamiento
térmico de homogeneización de 1100°C, con un tiempo de permanencia de 45 minutos, las cuales fueron
previamente empacadas con grafito para evitar la decarburización y templadas en agua; para obtener una
estructura homogénea de Austenita, posteriormente se sometieron al proceso de soldadura y se introdujeron a un
horno a una temperatura de 300 ºC por un tiempo de 1 hora.
Se les aplicó un cordón de soldadura con un material del tipo E FeMn – A según la norma A.W.S., de 5/32” de
diámetro, utilizando un amperaje entre 135 y 145 amperes. Figura 1
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
727
Figura 1
CARACTERIZACION DE LOS EXPERIMENTOS
Las muestras se prepararon metalográficamente para su estudio, en un microscopio metalográfico
Marca Unión modelo Versamet 5.
También se prepararon probetas para la realización de ensayos de tensión cuasi-estáticos de 5 X 20 X 230 mm
con soldadura, para aplicarles una velocidad de carga de 0.350 kg/seg., con un extensómetro de 25.4 mm, en una
máquina universal marca Instron modelo 8503 de 100 Ton.
RESULTADOS OBTENIDOS.
Análisis Metalográfico.
Las muestras que se obtuvieron del material original desgastado por el alto impacto y abrasión y las
muestras de soldadura, mostraron en el microscopio metalográfico, lo siguiente: La muestra homogenizada de la
figuras 2a y b donde se observan huecos de diferentes tamaños en borde de grano, así como la `presencia de
pequeños carburos no continuos intercristalinos.
MATERIAL DE APORTE
ZONA AFECTADA POR EL CALOR
METAL BASE
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
728
Figura 2a. Tomada a 400X
Figura 2b. Tomada a 600X
La figuras 3a tomada a 50X de la muestra soldada y sobrecalentada a 300 ºC en un horno de mufla por 1
hora, presenta una vista panorámica de la soldadura y zona afectada por el calor (ZAC), donde se pueden
apreciar la presencia de microfisuras intercristalinas así como carburos intercristalinos precipitados. La figura 3b
Carburos
Borde de grano
Carburos
Carburos
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
729
tomada a 600X, muestra una fisura con carburos precipitados de diferentes tamaños, así como la presencia de
huecos unidos por una microfisura, también la presencia de carburos trascristalinos en planos preferenciales.
Figura 3a. Tomada a 50X
Figura 3b. Tomada a 600X
Línea de Fusión
Fisuras
Carburos
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
730
Ensayo de tensión cuasi estático.
Los resultados de las curvas tensión-deformación ingenieriles de las muestras homogeneizada y
sobrecalentada a 300 ºC de la máquina Instron con su extensómetro, se encuentran en las gráficas 1 a y b de las
muestras realizadas para posteriormente obtener el límite de cedencia, resistencia máxima y límite de
proporcionalidad (tabla 1) para poder determinar el comportamiento del material en cada uno de los casos
experimentales. El ensayo de tensión proporciono la resistencia máxima de ambas muestras que fue de 385.35
MPa , para la homogeneizada y de 64.64 para la muestra sobrecalentada a 300 ºC.
Gráfica 1a
MUESTRA HOMOGENEIZADA
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018
DEFORMACION INGENIERIL
ES
FU
ER
ZO
ING
EN
IER
IL
Límite de Proporcionalidad 235.0 MPa
Limite de cadencia 385.53 MPa
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
731
Gráfica 1b
Tabla 1
Homogeneizada
300 ºC
Límite Elástico 385.53 MPa
64.52 MPa
Elongación
0.00361 mm/mm
0.00239 mm/mm
Resistencia Máxima 448.042 MPa
64.642 MPa
Elongación
0.01525 mm/mm
0.00319 mm/mm
Límite de Proporcionalidad
235 MPa
11.8 MPa
MUESTRA SOBRECALENTADA A 300 °C
0
10
20
30
40
50
60
70
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01
DEFORMACION INGENIERIL
ES
FU
ER
ZO
ING
EN
IER
IL
Límite de Cedencia64.64 Mpa
Límite de Proporcionalidad 18.91 Mpa.
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
732
Con los datos anteriores se determinaron las gráficas de tensión deformación verdaderas (gráficas 2 a y
b), coeficiente de endurecimiento (gráficas 3 a y b) y el modulo de Young (gráficas 4 a y b). Posteriormente se
calculo la cantidad de energía que se consumió en cada una de las pruebas de tensión deformación por medio del
área bajo la curva de tensión deformación verdadera.
Gráfica 2a
MUESTRA HOMOGENEIZADA
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02
DEFORMACION VERDADERA
ES
FU
ER
ZO
VE
RD
AD
ER
O
Límite de Cedencia
418.0 MPa
Límite de Proporcionalidad235.0 MPa
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
733
Gráfica 2b
MUESTRA POSTENFRIADA A 300 °C
0
10
20
30
40
50
60
70
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02
DEFORMACION VERDADERA
ES
FU
ER
ZO
VE
RD
AD
ER
O
Límite de Proporcionalidad18.91 MPa
Límite de Cedencia64.68MPa
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
734
Gráfica 3ª Gráfica 3b
MUESTRA HOMOGENEIZADA
y = 1.0885x + 0.004
R2 = 1
0.001
0.01
0.1
1
10
100
1000
0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000
DEFORMACION LOGARITMICA VERDADERA
ES
FU
ER
ZO
LO
GA
RIT
MIC
O V
ER
DA
DE
RO
Coeficiente de Endurecimiento
POSTENFRIADO A 300 °C
y = 1.0026x + 0.0008
R2 = 1
0.001
0.01
0.1
1
10
100
0.001 0.01 0.1 1 10 100
DEFORMACION LOGARITMICA VERDADERA
ES
FU
ER
ZO
LO
GA
RIT
MIC
O V
ER
DA
DE
RO
Coeficiente de Endurecimiento
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
735
Gráfica 4a Gráfica 4b
MUESTRA POSTENFRIADA A 300 °C
y = 147137x - 1.5129R2 = 0.8839
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
0.00004 0.00005 0.00006 0.00007 0.00008 0.00009 0.0001
DEFORMACION VERDADERA
ES
FU
ER
ZO
VE
RD
AD
ER
O
Módulo de Young
MUESTRA HOMOGENEIZADA
y = 317324x - 6.3859R2 = 0.9967
0
50
100
150
200
250
0 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006 0.0007 0.0008 0.0009
DEFORMACION VERDADERA
ES
FU
ER
ZO
VE
RD
AD
ER
O
Módulo de Young
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
736
Tabla 2
DISCUSIÓN DE RESULTADOS
La observación de la muestra original del martillo quebrador, mostró la presencia de varios microhuecos
intercristalinos, en los cuales se pueden ver etapas como la formación de microhueco a partir de otros más
pequeños, para dar al final una coalescencia de un macrohueco, así como la precipitación de pequeños carburos.
Las observaciones de la muestra sobrecalentada a 300 ºC, fue principalmente para observar la presencia
de discontinuidades intercristalinas y transcristalinas que se presentan, así como una gran variedad de huecos de
diferentes tamaños y formas, los cuales se encuentra con mayor frecuencia en el camino de las grietas y fisuras
intercristalinas. Estos microhuecos se pueden considerar que vienen desde el origen de la muestra desgastada.
Los resultados de la resistencia a la tensión tienen varias condiciones que hay que resaltar. El límite de
cedencia y resistencia máxima del material en la ZAC, se puede observar que el efecto del tratamiento térmico
en el material es determinante, ya que el material de la muestra que fue sometida a mayor calor por efecto del
proceso de soldadura y sobrecalentamiento, los valores de su límite de cedencia y resistencia máxima fueron
menores, así como en los resultados mostrados en su curvas verdaderas.
Las curvas tensión-deformación ingenieril de las muestras homogeneizada y sobrecalentada presentan
una disminución en las propiedades del material, ya que se ve disminuida la resistencia máxima, limite elástico y
deformación del material, en comparación a un material de un acero nuevo sin trabajar.[5], ya que están por
debajo de las de un material nuevo, ya que estas son:[13]
Límite elástico 338.6 MPa
Resistencia máxima 828.5 MPa
Homogeneizada
300 ºC
Límite de Proporcionalidad
235.0 MPa
11.8 MPa
Modulo de YOUNG
317324 MPa
147137 MPa
Límite de Elástico 390.0 MPa
64.68 MPa
Coeficiente de endurecimiento
1.0885
1.0026
Energía consumida
3614 Kjoules/m3
206 Kjoules/m3
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
737
En comparación, el material homogeneizado conserva aproximadamente un 80% su propiedad del
límite elástico, con respecto a un material nuevo sin trabajado mecánico, el material sobrecalentado sus
propiedades de resistencia a la tensión decrecen dramáticamente.
En el coeficiente de endurecimiento, tanto el material homogeneizado como el sobrecalentado da un
valor de 1, lo que indica que ambos materiales son de apariencia frágiles, o sea, que no son deformables, lo cual
eso no puede ser posible ya que ambos están formados principalmente por una matriz de Austenita, sin embargo
hay que hacer notar que la deformación en los dos casos es muy pequeña, con lo cual la fractura que se obtuvo es
del tipo que se considera frágil.
CONCLUSIONES.
La presencia de huecos y microhuecos intergranulares en la muestra homogeneizada, se considera que
su origen puede ser por el proceso de fabricación, o como resultado del fenómeno de fatiga por el trabajo de alto
impacto con abrasión al cual es sometida la pieza, o ambos, lo cuales se presentarán como puntos de
concentración de esfuerzos para el inicio de una microfisura.
El tiempo que permanece el calor en el acero depende de la velocidad de enfriamiento, ya que a
velocidades lentas de enfriamiento la presencia de grietas, fisuras, microfisuras y precipitación de carburos es
más abundante, que cuando la velocidad de enfriamiento es alta, como es el caso de la muestra homogeneizada
La formación de fisuras o microfisuras se presenta casi en forma normal entre los huecos o microhuecos
con una gran involucramiento de la presencia de la precipitación de carburos.
El tratamiento de homogeneización que se recomienda en este acero, es para que no existan fases duras
en la estructura del acero, sin embargo la metalografía de la muestra homogeneizada se identifican la presencia
de pequeños carburos de Manganeso[9].
En conclusión, la presencia de los mecanismos de falla como son huecos, microhuecos carburos, grietas
y microfisuras intercristalinas en la ZAC, provocan que el material se comporte altamente frágil sin una
deformación plástica con lo que pierden dramáticamente sus propiedades mecánicas.
RECONOCIMIENTOS
Agradecemos la colaboración del CDr. Tomás Rangel Ortiz, Ing. Noé Cortes Guerrero e Ing. Yajaira Curiel Razo por su participación en la elaboración de las probetas y funcionamiento del equipo de ensayos de tensión cuasi estáticos.
MEMORIAS DEL 14 CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 17 al 19 DE SEPTIEMBRE, 2008 PUEBLA, MÉXICO
ISBN 978-968-9773-03-8 Derechos Reservados © 2008, SOMI
738
BIBLIOGRAFÍA:
[1] Borik, F.; Scholz, W.G. Effects of Time and Temperature on Ductility and Toughness of Modified Austenitic
Manganese Steels. Climax Molybdenum Company AFS Transactions; Greenwich Connecticut USA; 1971; 71-
110 to 71-115.
[2] Dushin, Yu. A; Kunilovskii, V.V. and Volodin S.I. The role of Manganese in the behavior of Materials at
high Temperatures. Russian Metallurgy USA; 1993; vol 4; 158-162.
[3] Gooch, T.G.; Honeycombe J. Welding Variables and Microfissuring in Austenitic Stainless Steel Weld
Metal. Welding Research Supplement of AWS Miami Florida USA; 1980; 233s-241s.
[4] Kujanpää, V. P.; David, S. A. and White, C. L. Characterization of Heat-Affected Zone Cracking in
Austenitic Stainless Steel Welds. Welding Research Supplement of AWS Miami Florida USA; 1987; 221s-228s
[5] Metals Handbook ASM. Austenitic Manganese Steel. 9a Ed.; 1980, Vol. 3; Chapter Wear Resistant
Materials; 568-588.
[6] Oliferuk, Wiera; Korbel, Andrzej; Grabski Maciej W. Slip behavior and energy store process during uniaxial
tensile deformation of austenitic steel. Materials Science and Engineering A 234-236; 1997; 1122-1125.
[7] Plotnikov, G. N.; Shadrov, N Sh. and Krasil’nikova, N. I. Wear Resisting Steels for Casting used in Crushing
and Milling Equipment. Russ Cast Techno; 1994; vol 1, 26-27.
[8] Ponomarenko, V. P.; Shvartser, A. Ya.; Stoiko, V. P. and Stroganova; G. V. Examination of Cold Brittleness
of High-Manganese Steels. Problemy Spetsial'noi Elektrometallurgil 1985; vol 1; 119-121
[9] Roberts G.; Cary R. Tool Steels. 4a Ed. American Society for Metals, Metals Park, Ohio USA. Chapter 5, pp
188-190
[10] Stephens, J. R.; Devletian, J. H. and Witzke W. R. Mechanical Properties of Weldments in Experimental
Fe-12Mn-0.2Ti and Fe-12Mn-1Mo-0.2Ti Alloys for Cryogenic Service. Welding Research Supplement of AWS
Miami Florida USA; 1981; 177s-184s.
[11] Tianfu, Jing; Fucheng Zhang. The Work-hardening behavior of medium manganese steel under impact
abrasive wears condition. Materials Letters 31; 1997; 275-279.
[12] Welding Handbook AWS. Austenitic Manganese Steel. AWS Miami Florida USA 7a Ed.; 1984, Chapter 4;
195-209.
[13] Young-Kook, Lee; Chong-Sool, Choi. Driving Force for γ ε Martensitic Transformation and Stacking
Fault Energy of γ in Fe-Mn Binary System. Metallurgical and Materials Transactions A 2000; vol 31A; 355-360.
Top Related