Создание интегральной технологии изготовления крупных слитков и поковок из них для повышения ресурса и конкурентоспособности ответственных изделий

Технологический процесс ковки слитка массой 360т, представлен на рис.9. Режим нагрева назначался исходя из ранее проведенных исследований температурного интервала пластичности стали15Х3НМФА и расчетов выдержки при ковочных температурах, обеспечивающих заданное температурное поле по сечению заготовки.

Величина укова составила за первый вынос со стороны прибыльной части на длине 3600мм К = 1,1, за второй вынос степень осадки К = 1,49, за третий вынос уков при раскатке К = 1,6.

Поковка представляет собой заготовку обечайки для корпуса атомного реактора высокой единичной мощности и повышенной безопасности.

Металл обечайки и выдры из осевой зоны был подвергнут исследованию. Для анализа химической неоднородности были отобраны пробы по внутренней стороне и по оси выдры (табл. 7).

Ликвация определялась по формуле К = [(С_max - С_min)/C_сл]·100%, где С_max, С_min - максимальное и минимальное содержание элементов в слитке, C_сл -- среднее содержание элемента в слитке (плавочный анализ).



Рис 9. Технологический процесс ковки обечайки из слитка массой 360 тонн, стали15Х3НМФА

Первый вынос: а-ковка цапфы, б-обкатка по диаметру.

Второй вынос: в-осадка давлением до высоты 3000мм.

Третий вынос: г-раскатка.

Четвертый вынос: д-раскатка до поковочных размеров.

Таблица 7Ликвация элементов по внутренней стороне обечайки и по оси выдры.

Элемент	Плавочный состав	Обечайка	Выдра
		Максим содер-жание, %	Миним. содер жание, %	Коэффициет ликвации, %	Максим. Содер-жание, %	Миним. содер-жание, %	Коэффициет ликвации, %
С	0,15	0,20	0,11	60	0,27	0,14	87
Р	0,004	0,007	0,005	50	0,009	0,004	125
S	0,004	0,005	0,003	50	0,0065	0,004	62
Si	0,27	0,31	0,28	11	0,30	0,24	22

Из таблицы следует, что ликвация в осевой зоне находится на высоком уровне. Однако исследуемая осевая зона слитка не участвует в изготовлении изделия типа обечаек, так как удаляется при прошивке. При изготовлении деталей типа плит, данные результаты приобретают важное значение.

Режим термообработки заготовок обечаек состоит из двух закалок (температура закалки 950° и 920°С) и отпуска при температуре 660°С (рис.10).

Рис.10. Режим окончательной термической обработки поковок из стали 15Х3НМФА.Характеристика этапов предварительной термообработки: 1-нагрев по 40є/ч, 2-нагрев 50є/ч, не более; 3-нагрев по 85є/ч, не более.

Исследование качества металла после термообработки предусматривало анализ макроструктуры, проведение УЗК, определение уровня механических свойств, исследование кинетики распада переохлажденного аустенита и исследование роста аустенитного зерна стали 15Х3НМФА при нагреве.

Макроструктура металла поковки, выявленная после травления 10% персульфатом аммония, показала удовлетворительное качество и соответствие требованиям технических условий. После проведения термообработки произведена механическая обработка поковки под УЗК. Ультразвуковой контроль производился с чувствительностью 10мм². Обнаружено большое количество мелких дефектов на различных глубинах равномерно по всему телу поковки, которые допускаются техническими условиями.

Кинетику роста аустенитного зерна стали 15Х3НМФА изучали методами высокотемпературной и количественной металлографии на из стали образцах донной и прибыльной частей поковки.

На высокотемпературной установке «Ала-Тоо» образцы нагревали в вакууме до температур 880?С, 920?С и 960?С и выдерживали в течение 1,3,5ч. В результате вакуумного травления на поверхности выявлялись границы действительных аустенитных зерен, которые изменяли свои размеры и форму в зависимости от температурно-временных параметров (ТВП) режима термической обработки.

Распределение хорд по размерам показало, что на металле донной части выдержка при 880?С и 920?С не приводит к существенному росту зерна. Дальнейшее повышение температуры до 960С способствует существенному укрупнению зерен, которое увеличивается с возрастанием времени выдержки.

Иная картина наблюдается на металле прибыльной части. Рост зерен наблюдается уже при 920?С и средний размер зерен существенно выше, чем при испытании металла донной части.

Для обоснования температурно-временных параметров термической обработки методом дилатометрии были определены критические точки стали 15Х3НМФА:

А_с1 ? 770?С, А_с3 ? 835?С, А_r1 ? 674 ?C, A_r3 ? 727 ?C, Б_н ? 506?С, Б_к ? 342?С.

Анализ термокинетической диаграммы показал, что критическая скорость закалки, при которой полностью отсутствует структурно-свободный феррит, составляет 1град/с, что подтверждается исследованием микроструктур.

Уровень механических свойств определялся в тангенциальном, радиальном и продольном направлениях. Результаты испытаний механических свойств приведены в табл. 8.

Таблица 8Средние значения механических свойств от образцов металла, вырезанных в тангенциальном направлении.

Режим термообработки	Температура +20?С	Температура +350?С	Тк ?С
	ув, МПа	ут, МПа	д, %	Ш, %	ув, МПа	ут, МПа	д, %	Ш, %
Основная термообработка	740-780	640-670	20-22	74-77	610-650	550-580	14-16	64-70	Минус 30 Минус 60
Основная термообработка+ Дополнительные отпуска	650-690	530-590	20-23	73-78	460-500	550-580	16-17	70-74	Минус 40 Минус 70
Требования технических условий	Не менее	Не выше
	608	490	15	55	539	441	14	50	Минус 25

Все механические свойства находятся на достаточно высоком уровне. Температура перехода в хрупкое состояние составила от минус 30?С до минус 60?С - после термообработки, (-40?С) - (-70?С) - после основной термообработки с дополнительными отпусками. Анизотропия механических свойств не превышает 10%, что соответствует точности определения характеристик.

Глава 6. Исследование влияния технологии производства на качество металла заготовок роторов турбогенераторов.

Заготовки роторов изготавливали из слитков массой до 235т сталей марок 26ХН3М2ФА, 30ХН3М1ФА и 35ХН3МФА.

Применяли такие специальные способы выплавки, как углеродное раскисление в вакууме при обработке стали на установке внепечного рафинирования и вакуумирования (УВРВ), углеродное раскисление в вакууме при разливке, а также использование особо чистых шихтовых материалов. Все эти способы позволяют получать почти свободную от вредных примесей сталь, что приводит к повышению комплекса механических свойств стальных изделий и повышению ресурса оборудования.

В мировой практике принято оговаривать в технических условиях на поковки минимальную величину укова К ? 3,0, которая обеспечивает проработку металла по сечению. Для достижения этой величины укова часто необходимо выполнять осадку со степенью деформации, зависящей от исходного и конечного размера заготовки.

Для ряда ответственных изделий с целью повышения степени деформационной проработки используют специальные приемы. При изготовлении поковок валов с повышенными требованиями к качеству осевой зоны к таким приемам относятся ковка в вырезных бойках большой ширины, ковка с подстуживанием, ковка с прожимами заготовки в специальных бойках и др.

В кузнечном производстве были реализованы несколько вариантов схем ковки, два, как показавшие наиболее хорошие результаты по УЗК, приведены в табл.9.

Таблица 9 Результаты ковки роторов по различным схемам.

Схема ковки	Диаметр бочки, мм	Уков	Результаты УЗК	Материал изложницы	Способ выплавки
		Прибыльная шейка	Бочка	Донная шейка
Без осадки, трехсторонние прожимы радиусным бойком, протяжка в вырезанных и комбинированных бойках	Сталь 35ХН3МФА
	1205	10,2	4,3	13,7	Годный	Чугун	ОМП+ ДСП
	1225	12,9	4,16	8,16	Годный	Чугун	ОМП+ УВРВ
	1225	12,9	4,16	8,16	Годный	Сталь	ОМП+ ДСП
	1340	10,8	3,3	7,07	Годный	Сталь	ОМП+ УВРВ
	1225	11,7	4,0	11,1	Годный	Сталь	ОМП+ УВРВ
Осадка 36%, трехсторонние прожимы радиусным бойком, протяжка в вырезных и комбинированных бойках.	Сталь 26ХН3М2ФА
	1440	17,5	3,6	10,4	Годный	Чугун	ОМП+ УВРВ

Разработанные и реализованные на ОАО «Ижорские заводы» технологические процессы ковки роторов обеспечивают требуемое по существующим ТУ качество деформационной проработки заготовок.

Любая из представленных схем ковки с точки зрения качества металла может быть использована для ковки роторных заготовок при обеспечении укова в максимальном сечении К ? 3,0.

Термокинетическая кривая стали 26ХН3М2ФА приведена на рис.11.

Анализ термокинетической кривой показал, что чем медленнее скорость охлаждения, тем выше температура бейнитного превращения. Изменение температуры конца бейнитного превращения в зависимости от скорости охлаждения имеет аналогичную тенденцию.

Согласно термокинетической диаграмме конец бейнитного превращения и начало мартенситного превращения наблюдается при температурах 255 - 240?С. Конец мартенситного превращения происходит при температуре 150 - 210?С. При скоростях от 0,04 до 0,10?С/с наблюдается наибольшая область устойчивого аустенита.

Известна сильная прямая корреляция между температурой начала бейнитного превращения и критической температурой хрупкости Т_50. Чем ниже температура бейнитного превращения, тем ниже Т₅₀ , т.е. в осевой зоне, где скорость охлаждения после закалки ниже, естественно, температура начала бейнитного превращения повышается и температура хрупкости также повышается.

Разные температуры конца бейнитного превращения объясняются, вероятно, присутствием доли остаточного аустенита или мартенисита в стали.

Рис.11. Термокинетическая кривая распада переохлажденного аустенита стали 26ХН3М2ФА.

Термическая обработка роторов цилиндров высокого и низкого давления (ЦНД и ЦВД) состоит из 2-х этапов:

1) предварительная обработка (отжиг после ковки);

2) окончательная термическая обработка (закалка с высоким отпуском).

Целью предварительной термической обработки является устранение последствий ковочного перегрева, измельчение зерна, более полный распад аустенита и диффузия атомарного водорода.

Медленное охлаждение поковок при изотермических отпусках преследует цель создания антифлокенного иммунитета в металле и получения низкого уровня остаточных напряжений.

Режим окончательной термической обработки поковок состоял из двойной закалки от температур 900?С и 850?С, выдержек при этих температурах и высокого отпуска при температуре 595 - 630?С в зависимости от требуемой категории прочности (КП).

Температура первой закалки выбрана с целью гомогенизации твердого раствора и подготовки его к окончательной закалке с отпуском. Охлаждение после первой закалки производилось в масле с подстуживанием на воздухе в течение 1ч. Охлаждение после второй закалки - через воду в масло с подстуживанием на воздухе.

Операция охлаждения при закалке является наиболее важной, так как в случае незавершенности процесса превращения при закалке при температурах от 300 до 400?С, это превращение в дальнейшем при температуре отпуска может способствовать распаду остаточного аустенита.

Главная цель отпуска, проводимого после закалки, состояла в придании металлу поковок требуемого уровня механических свойств за счет образования сорбита отпуска при минимальных остаточных напряжениях.

В табл.10 приведены результаты испытаний механических свойств заготовок роторов из стали 26ХН3М2ФА после окончательной термической обработки.

После закалки и отпуска все прочностные и пластические свойства, а также ударная вязкость соответствуют требованиям ТУ. Величина относительного сужения превышает требования ТУ на 30%, а ударная вязкость более чем в 2 раза.

Надо отметить, что при таких высоких прочностных свойствах получена высокая ударная вязкость, превышающая значения ТУ в 2-3 раза и низкая переходная температура хрупкости -70?С - на продольных образцах, - 60?С - на тангенциальных образцах.

Таблица 10 Механические свойства заготовок ротора из стали 26ХН3М2ФА.

Исследуемая зона	у0,2, МПа	ув, МПа	д,%	Ш,%	KCV,Дж/см2	Тк50
Бочка Тангенциальные образцы	690-730	810-860	19-22	69-74	140-195	-60
Шейка Продольные образцы	690-780	820-860	22-23	71-75	203-224	-70
Требования технических условий	590-760	?710	?15	?40	?78	?-40

На некоторых поковках роторов были нарезаны пазы и испытаны механические свойства металла на глубине120мм от поверхности бочки. На образцах из среднего паза наблюдалось снижение всех характеристик механических свойств по сравнению с поверхностными зонами. Прочностные свойства уменьшились на 40-80МПа, ударная вязкость в зоне паза снизилась в среднем в 2 раза, а переходная температура хрупкости повысилась с -60С до 0?С.

Проведенное сопоставление микроструктур показало, что, если в поверхностной зоне микроструктура представляет собой отпущенный бейнит, то в зоне паза наблюдается неравномерная сорбитообразная структура.

Проведение дополнительного отпуска позволило получить высокие значения ударной вязкости KCV=75-185 Дж/см² при 100% волокна в изломе и значения Т_к в пределах минус 40?С.

Температура отпуска, из-за высокой отпускоустойчивости стали 26ХН3М2ФА, целесообразно повысить с 595-600?С до 610-615?С. При отпуске 595-600?С выдержку следует увеличить в 2,5 раза.

Глава 7. Исследование качества поковок обечаек из стали SA336F11C12 и сдвига критической температуры хрупкости после теплового охрупчивания.

Компанией «Нуво Пиньоне», являющейся одной из дочерних фирм «Дженерал Электрик», для изготовления обечаек и фланцев была рекомендована низколегированная сталь SA336F11C12 (1,25%Cr - 0,5%Mo - 0,8Si), примерно соответствующая отечественной марке 15ХМС.

Марочный химический состав стали приведен в табл.11, в табл.12 - требуемые значения механических свойств.

Таблица 11Химический состав стали SA336 F11 c12 ,%

C	Si	Mn	Cr	Mo	Ni	P	S	Al	J
0,10 0,20	0,5 1,0	0,30 0,80	1,0 1,5	0,5 1,0	? 0,30	? 0,006	? 0,006	0,015 0,035	? 150

Химический анализ металла производился на образцах для испытаний механических свойств на одной пробе, отобранной на расстоянии ј В (В - толщина заготовки обечайки). Коэффициент охрупчивания J=(%Si + %Mn)x(%P + %Sn)x10⁴ ?150;

содержание вредных примесей X=(10P + 5Sb + 4Sn + As)/100?15ррm.

Сдвиг критической температуры хрупкости vTr55, оцениваемый после охрупчивающей обработки по режиму ступеньчатого охлаждения (Step coolling), не должен превышать10?С. Сдвиг критической температуры хрупкости определялся по формуле:

vTr55 + 2,5(vTr55Ч - vTr55)?10 ?C,

где

vTr55Ч- температура перехода по критерию 55Дж после термообработки (послесварочный отпуск);

vTr55Ч - температура перехода по критерию 55Дж после термообработки и Step cooling (ступенчатого охлаждения).

Таблица 12 Механические свойства стали SA 336 F11 c1 2.

При температуре 20 ?С	При температуре +430 ?С	При температуре -18?С
После максимальной термообработки, отпуск 32 ч	После минимальной термообработки, отпуск 8 ч
ув, МПа	у0,2, МПа	д5,%	Ш,%	у0,2, МПа	Энергия удара KV,Дж
					Средняя	Минимальная
485-660	276min	20min	35min 40min	120min	55min	48min

Выплавку стали и отливку слитков массой 205 и 235т проводили в основной мартеновской печи и электропечи, с последующим внепечным рафинированием и вакуумированием на УВРВ. Разливка слитков осуществлялась из 2-х ковшей УВРВ в вакуумной камере.

Химический анализ основных элементов во всех плавках соответствует требованиям спецификации. Уровень цветных и вредных примесей находится на низком уровне. Коэффициент охрупчивания J=(%Si + %Mn)Ч(%P + %Sn)Ч10⁴ для всех слитков меньше нормированного спецификацией значения.

Анализ результатов оценки загрязненности металла поковок показывает, что неметаллические включения не превышают 2 балла и состоят в основном из сульфидов, глобулярных оксидов и алюминатов.

Основным требованием, предъявляемым к процессу ковки, является обеспечение высокой изотропности свойств материала. Ковка обечаек проводилась на прессе 12000т. Из слитков массой 205 и 235т было отковано 6 обечаек максимальным диаметром 4290мм и высотой поковок 3900мм. Процесс ковки включал в себя следующие операции: биллетировку слитка, осадку, прошивку, раскатку, протяжку, затем присадку и раскатку до поковочных размеров, при этом осуществлялся контроль температуры нагрева под ковку (Т>800?C), суммарный уков должен быть К_р>2,0.

Основная термическая обработка заготовок состояла из закалки в воду от температуры 940-960?С (допускается закалку производить при температуре 920-980?С) и отпуска при температуре 690-710?С с последующим охлаждением на воздухе. Выдержку при температуре закалки и отпуска назначали из расчета 30-60мин на каждые 25мм толщины. Толщина заготовок под термообработку составляла 180-240мм.

Отпуск проб, моделирующий технологические отпуска после сварки, проводили в малых камерных печах. Для проб задавали термообработку при температуре отпуска 660-680?С, минимальный цикл составлял 8ч, максимальный цикл - 32ч.

Отбирались пробы для испытания свойств после основной термообработки, после дополнительного отпуска с минимальным и максимальным циклом, а также пробы для испытаний на склонность к охрупчиванию методом ступенчатого охлаждения (step cooling). Испытания на удар производились на образцах с острым надрезом по Шарпи при температуре минус 18?С.

Испытания механических свойств показали, что они соответствуют требованиям технических условий. Возникли затруднения лишь с обеспечением требований по работе удара. Требование иметь работу удара не менее 55Дж при испытаниях образцов с острым надрезом типа Шарпи при температуре минус 18?С не обеспечивалось стабильно, особенно в толстостенных заготовках с толщиной стенки более 200мм.

Присутствие в структуре кроме высокоотпущенного бейнита больших количеств феррита и разнозернистость на уровне G 7-4 по шкале ASTM способствуют снижению ударной вязкости. Наиболее худшую структуру имели поковки, которые не показали необходимых значений работы удара при минус 18 ?С. Для гарантированного обеспечения низкотемпературной работы удара необходимо иметь однородную структуру бейнита с размером зерна не крупнее G 5Ѕ и содержанием феррита не более 15%.

Структура металла при скорости охлаждения при закалке 1,2,3, и 5 град/с представлена на рис.12. Показано, что в зависимости от скорости охлаждения она состоит либо только из бейнита при V_охл = 5?С/с, либо при более низких скоростях из бейнита и структурно-свободного феррита, содержание которого может достигать 60%. Критическая скорость охлаждения для закалки на бейнит составляет 3-4?С/с. Фактическая скорость охлаждения для закалки реальных заготовок толщиной до 200мм составляла только 0,8-1,0 ?С/с, т.е. в структуре заготовок в таких толщинах обязательно будет присутствовать некоторое количество структурно-свободного феррита, поэтому для повышения прокаливаемости заготовок в толстых сечениях необходимо применять более глубокое и быстрое охлаждение путем дополнительной (спреерной) подачи воды на обечайку с ее вращением.

Проведено исследование влияния температуры нагрева на зеренную структуру стали. Известно, что в процессе термообработки при нагреве или изотермической выдержке происходят структурные изменения, в том числе рост зерен аустенита, что оказывает влияние на механические свойства.

Рис.12.Микроструктура образцов, охлажденных при закалке с различными скоростями, Х100 а)Vохл=5є/с; б).Vохл=3?/с;г)Vохл=2?/с; д)Vохл=1є/с

Изменение первоначальной зеренной структуры начинается еще в ходе нагрева и к моменту начала изотермической выдержки аустенитное зерно заметно увеличивается уже при температуре 930?С. При температуре аустенитизации 960?С увеличение еще более существенно. Основной механизм роста аустенитного зерна при нагреве - это коагуляция нескольких соседних зерен. К началу изотермической выдержки в результате этого формируется неоднородная зеренная структура, в которой, наряду с мелкими, встречаются крупные зерна. Во время изотермической выдержки рост аустенитного зерна происходит как за счет миграции зерна в тело соседнего, так и за счет объединения нескольких соседних зерен. Это приводит к тому, что дефект зеренной структуры (разнозернистость), возникший к началу изотермической выдержки, не устраняется. Однако, в случае аустенитизации при более высокой температуре (960?С) разница в размерах мелких и крупных зерен не так значительна. Это вызвано тем, что абсолютный размер мелких зерен после изотермической выдержки при 960?С больше, чем при 930?С.

Наиболее распространенным методом оценки склонности к тепловому охрупчиванию является определение сдвига критической температуры хрупкости под воздействием термообработки по режиму ступенчатого охлаждения (step cooling). Это специальный режим охрупчивающей термической обработки со ступенчатым замедленным охлаждением. Пробы для испытания отбирались на растоянии ј В (где В - толщина заготовки) после закалки и основного отпуска. Затем они проходили отпуск, имитирующий минимальный цикл технологических отпусков. После этого проба подвергалась охрупчивающей обработке (табл.13)

Таблица 13Режим ступенчатого охлаждения («Step cooling»).

Температура выдержки	Время выдержки,ч	Охлаждение
		Со скоростью, ?С/ч	До температуры ?С
Посадка в холодную печь, нагрев по мощности печи до Т = 593 ?С
593	1	5,6	538
538	15	5,6	524
524	24	5,6	524
496	60	2,8	468
468	100	27,8	315
От 315?С полное охлаждение на воздухе

Из проб изготавливали стандартные образцы с V-образным надрезом типа Шарпи по ASTM А370 для испытаний на ударный изгиб с построением кривой перехода в исходном состоянии и после охрупчивающей обработки. Температуру хрупко-вязкого перехода определяли по критерию работы удара 55 Дж. Разница между VТr55 для материала в исходном и охрупченном состоянии дает величину сдвига критической температуры в результате охрупчивающей обработки.

Результаты испытаний ожидаемой температуры перехода в хрупкое состояние приведены в табл.14.

Таблица 14Температура перехода в хрупкое состояние.

№ поковки	J - фактор	Ожидаемая температура перехода в хрупкое состояние vTr55 ?C
707209	111	-26
707191	99	-38
707210	122	-22
707192	125	-22

Видно, что ожидаемая температура перехода в хрупкое состояние находится значительно ниже +10С, что соответствует требованиям ТУ. Одновременно показана общая тенденция к снижению ожидаемой температуры перехода в хрупкое состояние до минус 38С при уменьшении величины J-фактора до 99, что еще раз подтверждает влияние содержания таких элементов, как олова, фосфора, кремния и марганца на склонность к охрупчиванию.

Глава 8. Исследование качества поковок обечаек из стали СТ1-А.

Химический состав одной из плавок стали СТ1-А, примерно соответствующий по отечественному стандарту стали марки 15ХЗМФ, приведен в табл.15

Таблица 15 Химический состав заготовки из стали CT1-А, %

	С	Si	Мn	Сг	Мо	V	S	Р	Аl	J-фактор
	плавочный состав
	0,17	0,26	0,45	2,88	0,68	0,29	0,005	0,006	0.007	70,29
	контрольный состав
верх	0,19	0,29	0,45	2,88	0,66	0,26	0,006	0,008	0,011	89,54
низ	0,16	0,27	0,44	2,82	0,63	0,25	0,005	0,007	0,010	75,97
Требования ТУ	0,13- 0,18	0,17- 0,37	0,30- 0,60	2,7- 3,0	0,60- 0,80	0,25- 0,32	? 0,012	? 0,010	-	? 120

Примечание 1. J-фактор вычисляли по формуле J=(%Si+%Mn)Ч(%P+%Sn)·10⁴

Основная термическая обработка состояла из закалки от температуры 990-1005?С в воде и отпуска при 670-685?С в течение 30ч с последующим охлаждением на воздухе. Дополнительный отпуск проводили при температуре 600-675?С с выдержкой 15ч с охлаждением до 300?С вместе с печью, далее на воздухе.

Структура металла представляет собой смесь отпущенного мартенсита и отпущенного бейнита в различных количественных соотношениях.

Загрязненность неметаллическими включениями невелика и лишь в отдельных случаях достигает по силикатам уровня 2 балла по ГОСТ 1778.

Определение механических свойств при температурах 20 и 350?С проводили на металле от прибыльного конца обечайки после основной термообработки и дополнительного отпуска минимальной продолжительности, а также после термообработки по режиму ступенчатого охлаждения «Step cooling», которая имитирует тепловое охрупчивание металла в процессе делительной эксплуатации при повышенных температурах. Механические свойства при обеих температурах выше требований ТУ. Среднее значение при температуре +20?С: у_0,2 - 585 МПа; д - 20%; при температуре

+350?С: у_0,2 - 492МПа; д - 16%. Режим step cooling не привел к существенному изменению этих характеристик.

Металл обечайки из стали СТ1-А был дополнительно испытан падающим грузом и на вязкость разрушения.

Температура нулевой пластичности Т_NDT (NDT - Nil Ductility Transition) определялась на металле от прибыльного конца поковки в состояниях после основной термообработки и

после дополнительного отпуска. Определение T_NDT проводилось методом падающего груза на копре при разных температурах. Испытания проводили на пластинах, имеющих наплавленный с одной стороны хрупкий валик с надрезом.

Результаты испытаний с определением T_NDT представлены в табл.16. В обоих исследованных состояниях T_NDT = -10°С. Статическую трещиностойкость стали СТ1-А определяли при минус 100?С и минус 180?С. Испытания проводили на компактных образцах по ГОСТ 25.506-85. На боковых поверхностях образцов вдоль траектории трещины наносили острые надрезы (канавки) глубиной 5мм. Образцы испытывали статическим нагружением со скоростью нагружения 1 мм/мин. Смещение берегов трещины фиксировали датчиком деформации с базой 10мм.

Перед испытанием образцы захолаживали жидким азотом, контроль температуры осуществляли термопарой, внедренной в тело образца на глубину 15мм на расстоянии

10мм от фронта усталостной трещины. Результаты испытаний приведены в табл.17

Таблица 16 Испытания падающим грузом.

Номер образца	Термическая обработка	Температура, °С	Результаты испытаний
1	Основная	0	образец не разрушен
2		-5	образец не разрушен
3		-10	образец не разрушен
4		-15	образец разрушен
1	Основная и дополнительный отпуск	0	образец не разрушен
2		-5	образец не разрушен
3		-10	образец не разрушен
4		-15	образец разрушен

Таблица 17Статическая трещиностойкость стали СТ1-А

Номер образца	Т,°С	t, мм	tн, ММ	lср, мм	b, мм	Pmax, кг	К с, МПаvм
1	-180	49,8	40,8	55,00	100,2	4450	31,2
2	-180	50,0	40,9	55,70	100,3	4200	30,1
3	-180	50,2	40,4	54,75	101,0	5000	34,2
4	-100	50,0	40,3	53,40	100,0	11500	76,8
5	-100	50,0	40,8	54,80	100,3	12750	88,9
6	-100	50,5	40,6	54,48	100,2	10725	73,3

Обозначения в таблице: t - толщина образца; t_н - толщина образца без боковых надрезов;

l_ср - средняя длина трещины; b - ширина образца; Р_max - максимальная нагрузка при разрушении.

Уровень трещиностойкости стали 15ХЗМФ при -100°С близок к результатам, полученным ранее на листовом прокате стали 15Х2МФА (70-95 МПаvм).

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Сопоставительный анализ технологии производства крупных энергетических заготовок и их качества позволил разработать полный портфель нормативных документов, в котором оперативные результаты оценки качества металла на предыдущем шаге используются для оптимизации последующего шага, то есть разработана интегральная технология.

2. В результате большого комплекса лабораторных, промышленных экспериментальных и аналитических исследований достигнуты следующие результаты:

2.1. Разработана современная эффективная технология выплавки и внепечной обработки легированных сталей для производства крупных слитков для изделий ответственного назначения.

Применение методов внепечной обработки позволило не только повысить производительность сталеплавильных агрегатов, но и резко улучшить качество металла. Установлено, что наиболее универсальными агрегатами для внепечной обработки в условиях сталеплавильных цехов машиностроительных заводов являются агрегаты типа «печь-ковш».

Разработана новая схема обработки стали в УВРВ, учитывающая технологию выплавки в ДСП и предусматривающая двукратное рафинирование и вакуумирование в процессе обработки конкретной стали.

Основные положения технологии обработки в УВРВ состоят: в необходимости замены печного шлака на специальный рафинировочный при переливе металла в ковш УВРВ; шлак перед вакуумированием должен быть жидкоподвижным и содержать У(FeO + MnO) 15-20%; содержание углерода в металле перед вакуумированием и углеродным раскислением должно быть на 0,02% выше верхнего марочного предела выплавляемой стали; рафинировочный шлак должен содержать CaO 50-60%, SiO₂ 25-35%, Al₂O₃ 10-15%, У(FeO + MnO) менее 1%.

2.2. Разработаны основные положения вакуумного углеродного раскисления при внепечной обработке: снижение в вакуумированной стали содержания кремния с 0,15% до 0,03% резко повышает интенсивность вакуумного углеродного раскисления и, как следствие, количество удаляемых кислорода и водорода; установлена необходимость интенсивного перемешивания металла на последних стадиях вакуумирования продувкой аргоном и ЭМП, что способствует повышению степени дегазации металла; продолжительность вакуумирования - не менее 20 мин., из которых в течение 10 мин. должно проходить бурное вакуумное углеродное раскисление. Вакуумное углеродное раскисление позволяет снизить содержание кислорода до 40-80ррm, водорода до 1,5ррm и менее.

2.2. Дополнительное раскисление вакуумированного металла ограниченным количеством раскислителей с повторным вакуумированием после раскисления, позволяет снижать содержание водорода до 1ррm и получить мелкие глобулярные неметаллические включения, распределенные равномерно по сечению металла; этот технологический вариант наиболее целесообразен при выплавке флокеночувствительных сталей, идущих на изготовление ответственных изделий больших сечений.

2.3. При использовании способа диффузионного раскисления металла порошкообразным алюминием через шлак в процессе внепечной обработки происходит значительное измельчение оксидных неметаллических включений; основным видом включений, загрязняющих сталь, являются шпинели алюминатного типа: магнезиальная MgO·Аl₂О₃ и в-кальциевый глинозем (СаО·6Аl₂O₃); они располагаются в скоплениях мелких кристаллов, в строчках, вытянутых в направлении деформации.

Донная часть в слитках массой более 100 т сильнее загрязнена оксидными неметаллическими включениями, чем верхняя подприбыльная часть слитков (содержание кислорода в нижней части слитка ? 0,008%, в верхней ? 0,002%, массовое количество оксидных неметаллических включений в нижней части слитка 0,014, в верхней 0,005%). Эта особенность была учтена при разработке технологий горячей пластической деформации.

2.5. Разработанная технология выплавки и внепечной обработки жидкой стали обеспечивают оптимизацию последующих операций: разливки (температура, многоковшевая разливка); возможность прогноза качества литого металла слитка; технологии горячей пластической деформации и термической обработки.

3. На основании проведенных исследований:

3.1. Произведен выбор конфигурации кузнечного слитка массой 420 т: конусность слитка - 14,1%; отношение высоты к среднему диаметру - 1,15; масса прибыли - 118,9 т; масса тела слитка - 275,65 т; масса донной части - 25,5 т; количество граней - 24. В металлургическом комплексе ОАО «Ижорских заводов», (ныне ООО «ОМЗ-Спецсталь») впервые в России отлиты слитки массой 420т стали 16ГНМА.

3.2. С целью повышения однородности сверхкрупных слитков разработана отечественная технология многоковшевой разливки: для уменьшения естественной конвекции в заливаемом слитке в первом и втором ковшах обеспечивают более низкую температуру металла, чем в последующих; с целью снижения ликвации дифференцировано содержание углерода и молибдена по ковшам в первом ковше оно должно быть выше, а в последующих концентрация этих элементов последовательно уменьшается.

3.3. С использованием теории образования внецентренной ликвации на основе механизма зонной плавки с температурным градиентом проведен расчет коэффициентов осевой зональной ликвации для слитков из Cr-Ni-Mo-V сталей массой до 360 т. Ликвация углерода, серы и фосфора по высоте слитков возрастает в два раза. Развитие осевой ликвации достигает таких размеров, что химический состав прибыльной и донной частей слитка можно рассматривать, как две разные марки стали. Это подтверждается изменением механических свойств по высоте. Используя графики зависимостей коэффициентов ликвации, можно для каждого слитка определенной массы указать возможные колебания состава.

Для слитков, отливаемых из нескольких ковшей, регулируя составы и температурно-скоростные режимы отливки каждого из них получены слитки с близким содержанием элементов по высоте (содержание углерода в верхней части слитка массой 360 т 0,17%, в донной - 0,15%).

Подавлению внецентренной ликвации способствует вакауумное раскисление углеродом при разливке.

4. Определено, что коллекторы водорода являются основным очагом образования флокенов. Микрофлокены размером менее 1мм могут сливаться в единую обширную трещину. Флокены, которые образуются при механических испытаниях соответствуют эксплуатационным флокенам. Они имеют одинаковые с обычными флокенами микрофрактографические признаки в виде коллектора и оторочки с радиально направленными рубцами.

Установлена функциональная связь между содержанием водорода в жидком металле до вакуумной разливки и температурно-временными характеристиками режимов предварительной противофлокенной термической обработки.

5. Исследования кинетики роста аустенитного зерна и кинетики распада переохлажденного аустенита позволили разработать температурно-временные режимы термической обработки обечаек от слитка 360 т стали 15Х2НМФА. Определены критические точки стали15Х2НМФА. Режим окончательной термической обработки состоит из двойной закалки с температур 950°С и 920°С и отпуска при температуре 655°С.

В результате снижения содержания регулируемых (S, P) и ограничения содержания нерегулируемых (As, Sn, Sb, Bi и др.) примесей, обеспечения равномерности состава металла по сечению, минимизации неметаллической фазы температура перехода в хрупкое состояние составила от минус 30 до минус 60°С - после основной термической обработки; от минус 40 до минус 70°С - после основной термической обработки с дополнительными отпусками.

СПИСОК ОСНОВНЫХ ПУБЛИКАЦИЙ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Скок Ю.Я., Игнатьев В.И., Ключарев В.Е., Соболев Ю.В., Козлова Э.Л., Литвак В.А., Иодковский С.А., Дурынин В.А. Свойства стали, рафинированной и модифицированной на установке внепечной обработки.//Прогрессивные способы получения стальных слитков. Киев,1980,С.153-158.

2. Иодковский С.А., Новиков В.А., Куликов А.П., Литвак В.А., Дурынин В.А. Закономерности протекания процесса вакуумирования стали на установке внепечного рафинирования ”ковш-печь”.//сб. научных трудов Челябинского политехнического института, 1984, № 263,С.88-92.

3. Эпштейн С.М., Борисовский Е.С., Семенова А.П., Симун Е.А., Симонов К.В., Дурынин В.А.. Служба безобжиговых хромитопериклазовых огнеупоров в ковшах установок внепечной обработки стали.// Огнеупоры, 1986, № 8,С.50-53.

4. Новиков В.А., Иодковский С.А., Дуб В.С., Игнатьев В.И., Дурынин В.А. Снижение содержания серы и водорода путем внепечной обработки легированной стали.//Сталь,1987,№7,С.26-28.

5. Куликов А.П., Иодковский С.А., Новиков В.А., Римкевич В.С., Дурынин В.А. Перспективы развития технологии внепечной обработки стали в сталеплавильных цехах машиностроительных заводов.//Труды II конгресса сталеплавильщиков. Липецк, 1993,С.216-219.

6. Иодковский С.А., Куликов А.П., Дуб В.С., Дурынин В.А. Разработка технологии производства конструкционных сталей с ультранизким содержанием примесей с внепечной обработкой на агрегате типа «ковш-печь».// Труды III конгресса сталеплавильщиков. Москва, 1995,С.260-262.

7. Дурынин В.А. Ижорские заводы (визитная карточка предприятия).// Металлоснабжение и сбыт, 1997, №1,С.14-15.

8. Дурынин В.А. Основные направления развития металлургии на ОАО «Ижорские заводы».// Балтийские металлы, 1999, №6,С.8-9.

9. Дурынин В.А., Титова Т.И., Козинова О.Ю. Влияние содержания серы и толщины листового проката на склонность к образованию расслоений в изломе стали 10ХСНД.// Электрометаллургия, 2001, №6,С.35-38.

10. Дурынин В.А., Титова Т.И., Белова Л.П. Освоение производства заготовок из хромомолибденовых сталей по зарубежным стандартам для сосудов нефтехимии.// Вопросы материаловедения, 2001, №3,С.77-79.

11. Дурынин В.А. Опыт изготовления плакированной листовой стали повышенной прочности и хладостойкости.// Электрометаллургия , 2003, №8,С.33-35.

12. V.A. Durinin and oth. Magnetic inclusions in 01Cr18Mn18N Steel. «Izhorskiye Zavody» S.C- the traditional supplier of modern steel products.// Euromat 97, v.4, P.467.

13. Дуб В.С., Иодковский С.А., Куликов А.П., Дурынин В.А. Опыт использования мартеновских печей с агрегатами внепечной обработки для производства высококачественной и высоколегированной стали.// Электрометаллургия, 2003, № 1,C.31-36.

14. Дурынин В.А., Иодковский С.А., Куликов А.П., Новиков В.А. Обезводороживание стали при обработке в агрегатах «ковш-печь».// Электрометаллургия,2003, №10, C.38-41.

15. Дурынин В.А., Титова Т.И., Матвеев Г.П. Исследование металлургического качества крупногабаритной обечайки слитка 360 т стали 15Х2НМФА.// сб. трудов Международной научно-технической конференции «Современные проблемы металлургического производства», Волгоград, 2002,С.232-236.

16. Дурынин В.А., Титова Т.И., Каган Э.С.. Опыт изготовления плакированных листовых сталей повышенной прочности и хладостойкости.// сб. трудов Международной научно-технической конференции «Современные проблемы металлургического производства», Волгоград, 2002,С.408-410.

17. Белова Л.П., Дурынин В.А., Дмитриев Л.Х., Лебедев В.В. Изготовление длинномерных валов из стали 4Х5МФ1СА.// Электрометаллургия, 2003, №4,С.35-37.

18. Дурынин В.А., Титова Т.И., Матвеев Г.П. Исследование качества крупногабаритной обечайки из 360-т слитка стали 15Х2НМФА для атомного реактора.// Электрометаллургия, 2003, №9,С.45-48.

19. Петрова В.Е., Зенков И.Б., Лебедев В.В., Дурынин В,А. Классификация флокенов с помощью микрофрактографии.// Электрометаллургия, 2002, №2,С. 37-44.

20. Дурынин В.А., Колпишон Э.Ю., Корчагин А.М., Влияние способа производства на качество высокохромистой стали.// Электрометаллургия, 2004, №2,С. 29-31.

21. Дурынин В.А., Баландин С.Ю., Малыхина О.Ю., Титова Т.И., Шульган Н.А. Улучшение технологии производства кованых заготовок повышенного качества из стали 150ХНМ.// Электрометаллургия, 2005, №12,С. 32-36.

22. Дурынин В.А., Батов Ю.М., Афанасьев С.Ю., Баландин С.Ю.

Основные положения технологии и опыт производства крупногабаритных заготовок роторов из стали Cr-Ni-Mo-V композиции для поставок на рынок Китая.

Сборник трудов ХІІ международной научно-технической конференции “Проблемы ресурса и безопасной эксплуатации материалов”, С-Петербург, 2006г.С.14-19.

23. Дурынин В.А., Батов Ю.М., Афанасьев С.Ю., Баландин С.Ю., Юханов В.А.

Основные положения технологии и опыт производства заготовок обечаек для корпуса реактора ВВЭР 1000 из стали марки 15Х2НМФА-А. Сборник трудов ХІІ международной научно-технической конференции “Проблемы ресурса и безопасной эксплуатации материалов”, С-Петербург, 2006г.С.19-23.

24. Богданов В.И., Дурынин В.А., Цуканов В.В. Свойства крупногабаритной поковки из стали 360 т стали 15Х3НМФА-А. Сборник трудов ХІІ международной научно-технической конференции “Проблемы ресурса и безопасной эксплуатации материалов”, С-Петербург, 2006г. С.23-25

25. Дурынин В.А., Солнцев Ю.П. Исследование и совершенствование технологии производства с целью повышение ресурса изделий из крупных поковок ответственного назначения. ., С-Петербург, ХИМИЗДАТ, 2006г.С.272.

26. Способ выплавки хромсодержащих сталей и сплавов, авт. св.№ 7693,

пр. 10.04.78, оп. 15.04.80, бюл.№14 // Козлов А.Ф., Коровкин Е.Н., Мирсон Л.М., Дурынин В.А.

27. Способ выплавки высокохромистых сплавов и лигатур и шихта для его осуществления, авт.св.№ 1038365, пр. 04.07.80, оп. 30.08.83, бюл. №32// Козлов А.Ф., Мирсон Л.М., Коровкин Е.Н., Дурынин В.А.

28. Ограничитель струи металла для отливки крупных слитков под

вакуумом, авт.св.№ 1443409, пр. 26.03.87// Щербаков В.А., Борзунов

В.П., Соболев, Ю.В., Дурынин В.А

29. Ограничитель струи металла для вакуумной отливки слитков, авт.св. № 1443410, пр. 26.03.87// Щербаков В.А., Борзунов В.П., Соболев Ю.В., Дурынин В.А.

30. Установка для дегазации металла в струе, авт. св. №1450380, пр. 26.03.87 // Щербаков В.А., Борзунов В.П., Соболев Ю.В., Дурынин В.А. и др.

31. Способ отливки крупных слитков в вакууме, авт. св.№1462815, пр.26.03.87 г. // Щербаков В.А., Борзунов В.П., Соболев Ю.В., Дурынин В.А.

32. Ограничитель струи металла для вакуумной отливки крупных слитков,

авт. св.№1535006, пр.26.03.87 г. // Щербаков В.А., Борзунов В.П., Соболев Ю.В., Дурынин В.А.

33. Способ изготовления плакированного металлического листа, патент №

2103130, пр. 11.09.96 г., оп. 27.01.98 г.. бюл.№3// Галиченко Е.Н., Медведев А.П., Зацепин В.Г., Сорокин А.А., Дурынин В.А., Каган Э.С.

34. Сталь «Картэкс 400», патент № 2124575, пр. 16.07.1996 г., оп.10.01.99 г.,

бюл.№1 // Лебедев В.В., Шарапов А.Ю., Дурынин В.А.

35. Высокопрочная сталь, патент № 2219277, пр. 19.04.2002, оп. 20.12.2003, бюл. №35 // Лебедев В.В., Дурынин В.А., Батов Ю.М., Кузнецов В.Ю. и др

.

36. Сталь « Картэкс-500», патент № 2221074, пр.10.06.2002 г., оп. 10.01.2004 г., бюл. №1 // Лебедев В.В., Шарапов А.Ю., Дурынин В.А.

37. Способ получения крупногабаритных плакированных листов, патент №2225781, пр. 14.02.2002, оп. 20.09.2003, бюл. № 26// Дурынин В.А., Титова Т.И., Каган Э.С., Семернина И.Ф.

38. Сталь специальная мостовая «ССМ-400», патент №2250927, пр. 20.05.2003, оп. 20.01.2005, бюл.№12 // Лебедев В.В., Насоновская Л.Б., Дурынин В.А.,

Батов Ю.М.

Размещено на Allbest.ru

...