автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Создание интегральной технологии изготовления крупных слитков и поковок из них для повышения ресурса и конкурентоспособности ответственных изделий

На правах рукописи

Дурынин Виктор Алексеевич

СОЗДАНИЕ ИНТЕГРАЛЬНОЙ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ КРУПНЫХ СЛИТКОВ И ПОКОВОК ИЗ НИХ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ РЕСУРСА И КОНКУРЕНТОСПОСОБНОСТИ ОТВЕТСТВЕННЫХ

ИЗДЕЛИЙ

Специальность 05 16 02 - Металлургия черных, цветных и редких металлов

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации иа соискание ученой степени доктора технических наук

003161044

Москва - 2007 г

003161044

Работа выполнена в Обществе с ограниченной ответственностью «ОМЗ-Спецсталь» (в проштом металлургический комплекс ОАО «Ижорских заводов») и Открытом акционерном обществе «Научно-производственное объединение «Центральный научно-исследовательский институт технологии машиностроения» ОАО НПО «ЦНИИТМАШ»

Официальные оппоненты

Доктор технических наук, профессор, Вертман Александр Абрамович

Академик РАН, доктор технических наук, профессор Банных Олег Александрович

Доктор технических наук, профессор Семин Александр Евгеньевич

¿едущая организация - ФГУП «Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии им И П Бардина», г Москва

Защита состоится « 29 » октября 2007 г в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 217 042 01 при Открытом акционерном обществе «Научно-производственное объединение «Центральный научно-исследовательский институт технологии машиностроения» по адресу 115088 г Москва, ул Шарикоподшипниковская, д 4, комн 403

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ОАО НПО «ЦНИИТМАШ»

Автореферат разослан «_»

2007 г

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

И В Валиеовский

/

Актуальность работы. Прогресс современного машиностроения во многом опирается на развитие металлургии и металловедения Создание новых материалов и разработка передовых технологий их производства дает возможность создавать новые, не имеющие аналогов механизмы Разработка новых материалов и технологий стимулирует появление новых технических идей и проектов

Увеличение единичной мощности крупных энергоагрегатов, в том числе АЭС и химических установок требует, для изготовления необходимых им деталей, получение слитков й поковок болыпой массы, которые должны обладать необходимым уровнем свойств и качества, гарантирующих максимальную надежность при эксплуатации изделий Вместе с тем, с повышением массы слитка увеличивается дендритная и зональная ликвации, укрупняются неметаллические включения, изменяется макроструктура, что приводит к снижению стабильности свойств по сечению поковок Поэтому для обеспечения надежности и долговечности работы крупногабаритных изделий актуальным является получение крупных слитков высокого качества Необходимо отметить, что многие дефекты стальных слитков, образуются не только при кристаллизации, но и закладываются уже в жидком металле

До недавнего времени к крупным слиткам относили слитки массой до 100 т Однако в настоящее время для нужд специального машиностроения необходимы слитки массой более 400 т, которые обладали бы максимальной равномерностью по составу, качеству и отсутствием дефектов

До настоящего времени в отечественной литературе отсутствуют комплексные исследования, направленные на совершенствование технологии производства и повышение ресурса ответственных изделий большой массы В России и СНГ подобные исследования возможно проводить только на предприятии ООО «ОМЗ-Спецсталь», обладающим необходимым оборудованием для производства особо крупных слитков Цель и задачи работы. Целью настоящей работы являлось исследование и совершенствование качества металла особо крупных слитков массой более 400т и изготавливаемых из них ответственных изделий Для решения поставленной задачи произведен выбор основных факторов, влияющих на качество крупных слитков и поковок из легированных конструкционных сталей Учитывая важную роль неметаллических включений, особое внимание уделено управлению их морфологией за счет оптимизации технологии раскисления стали, включая углеродное и бескремнистое раскисление, применения модификаторов Показана, за счет внепечной обработки в агрегате «ковш-печь»(УВРВ), возможность повышения качества стали при производстве крупных поковок для энергомашиностроения Разработана технология рафинирования жидкой стали за счет продувки аргоном и вакуумирования

Исследовано влияние осевой и внеосевой зональной ликвации на качество крупных слитков и разработаны мероприятия по их устранению

Исследовано влияние термомеханической обработки на структуру и свойства крупных поковок и разработана технология ее применения

Разработана технология ковки и термической обработки обечаек стали 15Х2НМФА и слитка массой 360т для корпуса атомного реактора

Исследовано влияние технологических факторов производства на качество металла заготовок роторов турбогенераторов из стали 26ХНЗМ2ФА, Э5ХНЗМФА и ЗОХНЗМ1ФА

Проведено исследование и разработана технология производства заготовок из стали SA336Fllcl 2, для изделий ответственного назначения Проведен анализ природы тепловой хрупкости и оценка сопротивления стали тепловому охрупчиванию после отпуска по режиму Step cooling

Исследовано качество металла поковок стали 15ХЗМФ Определен сдвиг критической температуры хрупкости после теплового охрупчивания Определена температура нулевой пластичности Tndi и проведены испытания на вязкость разрушения при низких температурах

Научная новизна результатов работы состоит в следующем

• Разработаны научные основы технологических процессов выплавки, внепечной обработки, разливки, деформации и термообработки сталей специального назначения, позволившие впервые в практике отечественной металлургии получить сверхкрупные слитки высокого качества для изделий атомного, энергетического и тяжелого машиностроения

• Предложена оригинальная технология, вакуумного углеродного раскисления стали, позволившая, в процессе рафинирования на установке внепечного рафинирования и вакуумирования (УВРВ), снизить содержание кислорода до 40 ррш, водорода менее 1,5 ррю

• Установлены закономерности и экспериментально подтверждено влияние химического состава металла и шлака на процесс вакуумирования при внепечной обработке сталей на УВРВ Установлена количественная зависимость степени обезводородораживания металла от интенсивности перемешивания

• Разработаны принципы раскисления металла для получения мелких глобулярных неметаллических включений, равномерно распределенных по сечению слитка с применением вакуумного углеродного раскисления при разливке стали

» На основе большого количества экспериментальных результатов выявлено, что коллекторы водорода являются основным очагом образования флокенов Микрофлокены размером менее 1мм могут сливаться в единую обширную трещину Флокены, образующиеся при механических испытаниях, имеют одинаковые с обычными флокенами микрофрактографические признаки и могут служить причиной образования очагов разрушения при эксплуатации

• Оптимизирована конфигурации крупных и сверхкрупных кузнечных слитков, позволившие получить заданное строение структуры, минимальное развитие физико-химической неоднородности и создать рациональную технологию пластической деформации слитка

• Выявлены основные параметры (температура и содержание легирующих элементов в жидком металле) и их влияние на степень неоднородности крупных слитков, полученных при многоковшевой разливке

• Развита и экспериментально подтверждена модель, которая позволяет прогнозировать протяженность и расположение зоны шнуров внцентренной ликвации, что обеспечивает оптимизацию схемы деформации и необходимое качестао ответственных изделий

Достоверность Результаты исследований и испытаний получены с использованием современного испытательного оборудования Параметры, разработанных технологических процессов, установлены на основании использования современных методик моделирования металлургических процессов, анализа большого массива экспериментальных данных, теоретически обоснованы Контроль качества металла заготовок, изготовленных по разработанным технологическим регламентам, для конкретных промышленных заказов, установил его соответствие самым высоким требованиям, подтвердив достоверность результатов выполненных разработок в условиях их промышленного внедрения;

Практическая значимость и реализация результатов работы. Полученные результаты и технические решения успешно реализованы в фактических результатах работы, выполненных в ОАО «Ижорские заводы» и ООО «ОМЗ - Спецсталь» К ним относятся

- разработка научных основ, технологических принципов проектирования сквозных технологических процессов производства крупных слитков легированных марок стали и поковок из них, для изделий ответственного назначения,

- установление и внесение в технологические инструкции, параметров внепечной обработки стали,

- внедрение усовершенствованного способа раскисления металла, позволившего снизить содержание и осуществить значительное измельчение оксидных неметаллических включений,

- с целью снижения развития ликвационных процессов при отливке сверхкрупных слитков из нескольких ковшей оптимизирован гемнературно-скоростаой режим разливки металла и дифференцированно ■' содержание углерода и молибдена в каждом ковше, применение вакуумного раскисления углеродом в вакуумной камере во время заливки слитка, '

- впервые в практике отечественной металлургии, разработка конструкции изложницы и отливха сверхйруйных слитков, легированной стали, массой до 420т Проведенные испытания подтвердили получение металла заготовок высокого качества, удовлетворяющего требованиям технических условий в полном объеме,

- оптимизация химического состава стали по содержанию вредных и цветных примесей на основе оценки коэффициента охрупчивания и сдвига критической температуры хрупкости,

- разработка температурно-временных режимов ковки и термической обработки крупных поковок из легированных марок стали ответственного назначения,

- на основании выполненных исследований в «ОМЗ - Спецсталь» разработана и внедрена нормативно-техническая документация производства стальных заготовок из крупных слитков на всех технологических этапах изготовления,

По разработанным технологическим режимам на «ОМЗ - Спецсгапь» организовано промышленное производство крупных слитков и поковок из конструкционных хромоникелевых сталей для ответственных изделий по заказам энергетики и нефтепереработки

Поковки из крупных слитков, изготовленные в «ОМЗ - Спецсталь», соответствуют самым высоким требованиям, в том числе и по международным стандартам

Конкурентоспособность Впервые в отечественной практике произведены слитки массой 420 тонн для ответственных заказов энергетики Использование разработанных и внедренных на ООО «ОМЗ-Спецсгаль» технологий позволило существенно повысить эффективность производства крупных слитков Так при производстве поковок из слитков массой 205-420 тонн расход металла снизился на 7-10%, энергозатраты снизились на 5-10%, трудозатраты на 15-20% За счет коренного повышения металлургического качества слитков существенно повысились эксплуатационные характеристики изделий производимых из этих слитков

Апробация работы. Материалы диссертации докладывались на научно-технических советах ОАО «Ижорские заводы», ООО «ОМЗ-Спецсталь» в 1985-2005гг, представлялись на II конгрессе сталеплавильщиков в Липецке в 1993, на Ш конгрессе сталеплавильщиков Москве в 1995, на Международной научно-технической конференции «Современные проблемы металлургического производства в Волгограде в 2002, на XII научно-технической Международной конференции «Проблемы ресурса и безопасной эксплуатации материалов» в Санкт-Петербурге 2006г

Публикации. По теме диссертации опубликованы 1 монография, 41 печатная работа, включая 16 авторских свидетельств и патентов

Структура и объем диссертации. Работа состоит из введения, 8 глав и основных выводов Она изложена на 230 страницах, содержит 86 рисунков и 72 таблицы Список литературы содержит 165 наименований

основное; содержание работы

Введение. Во введении кратко описано современное состояние проблемы технологии производства поково< боль (пой массы ответственного назначения, ¡¡еобходимых для изготовления крупных энергоагрегатов и Химических установок. Обоснована актуальность работы, выделены основные параметры, определяющие повышение качества стали и ресурса изделий. На основании этого определена цел!, работы, показана научная новизна ее результатов и их практическая значимость. Показано, что резкое увеличение массы поковок требует комплексного подхода к решению задачи повышения их качества за счет оптимизации технологии плавка, разливка металла, его ковки и термический обработки.

Глава 1. Аналитический обзор путей оптимизации технологии плавки.

Неметаллические включения играют важную роль в формировании структуры и свойств слитков и пиковок Управление природой неметаллических включений позволяет получать стали с заданными свойствами, улучшать их качество, повышать надежность и долговечность мега^ша. Для улучшения качества металла снижают обш-ге количество включений и проводят их глобуляризацию путем модифицирования.

(.'одержание неметаллических включений в слитках конструкционных сталей составляет всего по объему 0,1-0,3%, а по массе -- в 1,5-2,0 раза меньше Тем ле менее неметаллические включения оказывают весьма существенное влияние на комплекс физико-механических свойств стали, особенно на ударную вязкость и склонность к хрупкому разрушению. Это объясняется тем, что вблизи включений происходит концентрация напряжений, в результате чего вокруг этих частиц образуются области сосредоточенной пластической деформации Величина этих напряжений зависит от химического состава, формы и размера включений, а также от характера и величины приложенной к металлу внешней нагрузки

В окрестностях неметаллических включений происходит наиболее сильное коррозионное разрушение Профшкнрафирование поверхности протравленных образцов стали 27ГЛ показало, что в результате травления в течение 15ми» на месте включений образуются кратеры глубиной 0,3 Ом км (рис 1)

Рис I Профилограмма поперечною разреза рельефа в окрссности неметаллического включения после правления и электропил ирования

1.,г и • 1.1 ■[>..;.сч . глш

В зависимости от химического состава и характера раскисления в стали могут образовываться сульфиды трех типов (по Симсу и Далю):

1 тип - мелкие глобулярные сульфиды и окон сульфиды, которые выделяются в сгалях в междуветвиях денлритов аустенита в виде капель высокосернистой жидкости при раздельном или кооперативном монотектическом превращении Эти капли гфи дальнейшем

охлаждении затвердевают в виде сульфида марганца или оксисульфидных включений Такой тип включений характерен для сталей, содержащих малые количества алюминия,

II тип характерен для хорошо-рзскисденных сталей, но содержащих малые количества избыточного алюминия К этому:;1^у-о!тр[осйтся?эвтектические сульфиды, образующиеся при кооперативно^ (совместной) эвтектической крйстаялизации Они имеют вид пленок, расположенных по границам зерен, что приводит к ре'зкойу ослаблению межкристаллитных связей и существенному снижению пластических- и вязких- Свойств стали

Количество остаточного алюминия, при котором образуются сульфиды второго типа, часто называют «критической концентрацией» Точныйтраницы критических концентраций алюминия зависят от конкретного химического состава стали

Ш тип - ограненные якореобразные и дендритные сульфиды, образующиеся в условиях раздельной эвтектической кристаллизации при дальнейшем увеличении концентрации алюминия Сульфиды этою типа сравнительно крупные, неправильной остроугольной формы частиц Они в меньшей мере снижают качество стали, чем включения второго типа, но все же в большей степени ухудшают свойства металла, чем включения первого типа

В последние годы широкое применение при производстве сталей для слитков и отливок получили ЩЗМ и РЗМ Благотворное влияние этих элементов на механические и эксплуатационные свойства связывают с их высокой раскислительной способностью, рафинирующим эффектом и глобуляризацией неметаллических включений Однако применение этих элементов эффективно после предварительного раскисления алюминием ЩЗМ и РЗМ обладают высоким химическим сродством к кислороду и сере Поэтому в случае недостаточной раскисленности стали они расходуются не на модифицирование и десульфурацию, а на раскисление

КСи, Дж/см2

4СИ

20

2 -

\ ?

Рис 2 Влияние ЩЗМ на ударную вязкость низколегированной стали при температуре -60°С

1-без обработки ШЗМ,

2-е обработкой ЩЗМ

0,02 0,04 0,06 0,08 а1, %

Из рис 2 следует, что при концентрации остаточного алюминия в стали 0,02% наблюдается минимальная ударная вязкость, связанная с образованием пленок сульфидных эвтекгик (П тип включений) Обработка стали силикокальцием малоэффективна в связи с тем, что основная его часть расходуется на раскисление и незначительно уменьшает загрязненность ее пленочными сульфидами Значительное повышение ударной вязкости стали, обработанной ЩЗМ, наблюдается при относительно высоких (> 0,03%) концентрациях алюминия В этом случае кальций принимает активное участие в формировании оксисульфидных глобулярных включений и кроме того вызывает значительное снижение загрязненности стали неметаллическими включениями и уменьшение их размеров

Эффективное очищение стали от вредных примесей и газов достигается при использовании установок внепечного рафинирования и вакуумирования (УВРВ) В них наводится высокоактивный шлак, применяется вакуумное раскисление углеродом и дегазация

Рис .3 Действ тыльное черно низколегированной стали J 4Г2 (а) и стали с карбонит ридным упрочнением 16Г2АФ (б), х200

В табл.1 приведены некоторые показатели выплавки толотолистовой высокопрочной среднелегированной стали марки 35Х2Н4МДФА по двум вариантам. Первый вариант предусматривал обработку полупродукта на УВРВ с применением РЗМ, вакуум и рование, раскисление кремнием на 0,15-0,18% и окончательное раскисление алюминием из расчета 0,3 к г/т с введением РЗМ и количестве также 0,3 кг/т. Второй вариант предусматривал обычную мартеновскую выплавку с раскислением, аналогичным первому варианту

Таблица 1

Содержание кислорода, серы и неметаллических включений

Мсшд выш1здки О, fií S,% Содержание т "1с; ¡5 'г % тго tkrbcmv

суяьфцдо

OMII 0,0021 ((,004 0,015 0,010

ОМ] 1, УВРВ й.003Л.«>9 0,1)1-0,02 0,052 0,015

Обработка на УВР8 позволяет существенна уменьшить содержание Вредных примесей, газов и неметаллический включений, что благоприятно влияет на уровень механических свойств стали, прежде всего се вязкости и пластичности.

Глави 2. Аналитический обтор технологии производства крупны* слитков ответственного назначения.

[i условияч ОАО ИжорСкис заводы (ныне ООО «ОМЗ-Спсцсталь») металл крупных слитков массой более 200т из сталей для изготовления роторов мощных энергоустановок и установок гидрокрекинга проходил внепечную обработку с вакуумированнем Технологическая схема обработки стали предусматривала расплавление металла, дефосфорацию, обезуглероживание в сталеплавильных ai регатах и выпуск в промежуточный ковш (ПК) металла вместе со шлаком На стенде перелива металл из ПК переливали в ковш УВРВ с отсечением печного шлака Ковш УВРВ устанавливали на ковшевоз и подавали на стенд подогрева, где наводили шлак и частично легировали Все операции на У13РВ проводили при включенном электромагнитном перемешивании (ЭМП) и продувке аргоном. Чатем ковш подавали на стенд вакуумирования. После окончания вакуумирования ковш вновь подавали на стенд нагрева, где подогревали до необходимой температуры, проводили раскисление, десульфурацию, легирование, после чего ковш отправляли на разливку в изложницу, установленную в вакуумной камере

Таким образом, процесс обработки металла в УВРВ состоял из трех этапов: перелива из с гаде плав ильного агрегата в ковш УВРВ и подготовки его к вакуумированию. собственно вакуумирования, легирования и рафинировки

При вакуумировании слабо раскисленого металла продувка аргоном создает дополнительную поверхность раздела металл-газ, увеличивает коэффициент массопереноса кислорода на этой поверхности, что должно приводить к возрастанию скорости вакуумного углеродного раскисления Установлено, что соотношение между количеством выгорающего углерода при вакуумировании стали и концентрацией в металле кремния выражается уравнением % ДС = 1,01 ^ - 2,64

Из приведенной зависимости следует, что при уменьшении концентрации в металле кремния с 0,10 до 0,03% количество окисляющегося углерода возрастает с 0,023 до 0,076% На увеличение количества окисляющегося при вакуумировании углерода в случае обработки стали без предварительного раскисления указывается и в ряде других работ

Установлено, что уже через 5-10 минут после раскисления металла алюминием концентрация в стали кислорода достигает минимальных значений, определяемых содержанием в расплаве алюминия Из полученных данных следует, что при концентрации в металле растворенного алюминия больше, чем 0,02% конечное содержание в нем свободного кислорода составляет 5-25ррт При меньшем содержании алюминия концентрация кислорода в стали существенно возрастает

Скорость удаления оксидных включений при электромагнитном перемешивании металла больше, чем при продувке расплава аргоном При одновременном электромагнитном перемешивании металла и продувке аргоном получены наибольшие значения скорости удаления неметаллических включений и наименьший конечный уровень концентрации в стали общего кислорода

Для проведения глубокой десучьфурации стали (ниже 0,010%) присаживаются РЗМ Термодинамические расчеты показывают, что для эффективного удаления серы с помощью РЗМ необходимо понижение концентрации в металле кислорода до значений меньших 5ррт В связи с этим РЗМ вводятся в период повторного подогрева в хорошо раскисленный металл

Оптимальный с точки зрения десульфурации состав шлака в конце периода рафинирования 50-60% СаО, 25-35% АДОз, 10-15% БЮг позволяет получать содержание серы не более 50ррт Повторное вакуумирование под таким ишаком, а также дополнительное применение РЗМ при содержании алюминия боле 0,03% позволяет получать концентрацию в стали кислорода менее 20ррт, а содержание серы не более 20ррт

Использование предложенных режимов раскисления обеспечивает не только повышение качества металла и технологичность процесса обработки, но и дает возможность увеличить степень усвоения легирующих элементов Усвоение кремния при этом повышается до 9598%, а марганца и хрома до 96-100%

Исследования качества стали, прошедшей внепечную обработку, показали, что содержание в ней кислорода и неметаллических включений меньше, чем в стали, выплавленной в традиционных агрегатах Уменьшается размер включений, имеет место более равномерное их распределение Сталь, прошедшая обработку на УВРВ практически не содержит неметаллических включений размером более 75мкм

На ОАО «Ижорские заводы» (ныне ООО «ОМЗ-Спецсталь») разработаны основные положения технологии производства слитков из хромоникелевык конструкционных сталей для крупных изделий энергомашиностроения с использованием УВРВ Основной задачей выплавки металла в обычных сталеплавильных печах является проведение процесса дефосфорации и нагрев металла Специальное обезуглероживание металла С целью его дегазации не проводится

Металл из сталеплавильной печи выпускается в промежуточный ковш без раскисления Для предохранения от выбросов переокисленного металла и шлака из ковша на шлак перед выпуском из печи или в конце перелива в ковш дается ферросилиций из расчета содержания в стали,кремния не более 0,10%

При переливе металла из промежуточного ковша в ковш УВРВ шлак, содержащий до 0,15% Р2О5 во избежание рефосфорации отсекается Новый шлак наводится известью и

плавиковым шпатом и раскисляется молотым коксом и силикокальцием Сразу после перелива в ковш УВРВ металл интенсивно перемешивается за счет аргонной продувки и

эмп

Перед вакуумированием металл нагревается до 1600-161ОТ' Желательное содержание углерода при этом должно быть не менее, чем на 0,02% выше верхнего предела выплавляемой стали, кремния не более 0,03% Содержание Z (FeO + МпО) в пределах 1520% Продолжительность вакуумирования 20-30мин Последние Юмин вакуумирования металл интенсивно продувается аргоном и перемешивается ЭМП с максимальной мощностью К концу вакуумирования содержание в металле кислорода лежит в пределах 40-80ррт и водорода 1,5ррт

После окончания вакуумирования шлак раскисляется ферросилицием из расчета 0,10% по кремнию и порошком алюминия В ковше наводится десульфирующий шлак следующего состава СаО 50-60%, А120з 25-35%, S1O2 10-15% и проводится корректировка химического состава металла Продолжительность периода составляет 30-40мин При этом содержание водорода повышается до 2,0-3,0ррт Металл вновь подогревается до 1б20-1640°С и подвергается повторному вакуумированию Интенсивное перемешивание металла со шлаком аргоном и ЭМП в течение 20мин приводит к снижению содержания кислорода до 20-40ррт, серы до 20ррт и водорода до 1 5ррт В соответствии с температурой металла после второго вакуумирования он либо подогревается к разливке до 1600°С, либо подается на разливку без подогрева Оптимальное содержание кислорода во время разливки в вакууме составляет 40-бОррт Металл разливается в вакуумной камере

Глава 3. Исследование влияния технологии плавки на качество крупных слитков ответственного назначения

В разделе приведены результаты исследований процессов модифицирования, поведения водорода при обработке в агрегатах печь-ковш, влияние режима раскисления на состав и морфологию неметаллических включений в стали

По классификации П А Ребивдера модифицирующие добавки делятся на модификаторы I и II рода Модификаторы II рода увеличивают число зародышей при кристаллизации и тем самым способствуют получению мелкозернистой структуры К иннокудяторам относятся оксиды и нитриды алюминия, бериллия, бора, титана, ванадия, циркония и др элементов

Роль модификаторов I рода сводится к образованию на поверхности растущих кристаллов адсорбционных пленок, тормозящих их рост Наиболее активными модификаторами I рода являются РЗМ и ЩЗМ

Особенно эффективно применение РЗМ и ЩЗМ в виде комплексных сшивов Опыты показали, что максимальное улучшение свойств стали достигается при совместной обработке ее мишметаллом (1-1,5 кг/т) и силикокальцием (1-2 кг/т) Использование РЗМ и ЩЗМ в виде комплексных сплавов имеет ряд преимуществ по сравнению с применением одного мишметалла или ферроцерия раскислительная способность комплексных сплавов выше, чем индивидуальных РЗМ и мишметалла, содержащиеся в комплексных сплавах элементы с низкой температурой кипения (кальций, магний) вызывают дополнительное перемешивание и дегазацию расплава, в составе комплексных сплавов более эффективно используются такие активные элементы как РЗМ, кальций и др , комплексные сплавы позволяют регулировать состав, дисперсность и распределение неметаллических включений, себестоимость единицы РЗМ в комплексных сплавах, получаемых методом восстановления оксидов, значительно ниже, чем в мищметалле, производимым электролизом расплавленные солей

При отношении [P3M]/[S] в пределах 1-2 принципиально меняется состав и форма образующихся неметаллических включений На основании проведенных совместно с ИПЛ HAH Украины исследований определены рациональные составы комплексных сплавов типа сюгакомишметалла для модифицирования стали широкого назначения, масс% РЗМ 15-25, кальций 4-8, алюминий 3-10, кремний 30-45, магний 1-2, железо - остальное

Модифицирование комплексными сплавами было применено с целью повышения качества крупных слитков из сталей, идущих на изготовление деталей парогенераторов АЭС и других ответственных изделий энергомашиностроения

В результате модифицирования происходит принципиальное изменение природы и распределения неметаллических включений в стали

В стали, модифицированной силикомишметаллом, содержание кислорода уменьшается в среднем на 25%, а серы на 30-40% Происходит заметное измельчение размера и состава включений, практически полное исчезновение цепочкообразных сульфидов и сульфидов эвтектического типа. При этом произошло перераспределение серы во включениях и соответствующее уменьшение количества сульфидов Характерными включениями в стали, модифицированной сплавом, являются глобулярные оксисульфиды, представляющие собой оксиды в сульфидных оболочках Такие включения меньше всего охрупчивают сталь по сравнению с другими типами неметаллических включейий Вследствие взаимодействия активных элементов сплава в первую очередь РЗМ, кальция, магния с кислородом и серой происходит дополнительное глубокое раскисление и десульфурация стали В результате взаимодействия модификатора с кислородом и серой происходит заметное уменьшение загрязненности стали неметаллическими включениями (табл2) В процессе охлаждения стали в предкристаллизационный период и особенно в процессе кристализации происходит дальнейшее протекание реакций взаимодействия активных элементов силикомишметалла с серой, что приводит к повышению тугоплавкости сульфидных включений, и они выделяются на более ранней стадии кристаллизации, причем, как правило на поверхности оксидных фаз, формируя глобулярные оксисульфиды Последние захватываются растущими кристаллами и более равномерно распределяются в структуре слитка Микрорентгево-спекгральный анализ показал, что активные элементы сплава входят в состав как оксидных, так и сульфидных фаз

Таблица 2

Влияние модифицирования стали 16ГНМА силикомишметаллом на загрязненность ее неметаллическими включениями_

Кочичество сшива кг/т Индекс загрязненности, 1x1 О*4

сучьфидами оксисучьфидами оксидами общий

- 10,5 5,7 16 17 8

1,4 5,0 6,3 0,8 12,1

20 3,2 73 0,4 10,9

В обычной основной мартеновской стали 10ГН2МФА критическая температура хрупкости колеблется в пределах от -10'С до - 30°С, а в модифицированной стали положение ее более стабильно и она снижается на 15-25°С в сторону более низких температур (рис 4)

В результате модифицирования стали комплексными сплавами из расчета остаточного содержания РЗМ в металле к сере £РЗМ/8>2 произошло снижение химической неоднородности и улучшение макроструктуры крупных кузнечных слитков массой до 200т Снижение химической неоднородности и улучшение макроструктуры поковок обнаружено на сталях марок 10ГН2МФА, 16ГНМА, 25ХЗМФА, 15Х2МФА

Исследование влияния способа диффузионного раскисления стали 15Х2НМФА порошковым алюминием через шлак показало, что при этом происходит значительное измельчение оксидных неметаллических включений Основным видом включений, загрязняющих сталь, являются шпинели алюминатного типа магнезиальная М£0 АЬОз и р-кальциевый глинозем (СаО 6А1гОз) Они располагаются в скоплениях мелких от 5мкм кристаллах, в строчках вытянутых в направлении деформации

о

ШЗ

-10

-30

9 -20

Рис 4 Влияние количества введенного модификатора Сиитмаш-3 на критическую температуру хрупкости стали 10ГН2МФА

-40

0 0,5 1,0 1,5 2,0 Количество модификатора, кг/г

Произошло уменьшение количества включений типа глиноземной шпинели, корунда и сложных алюмосиликатов кальция Размеры строчек, скоплений и сложных по составу частиц уменьшились Характер распределения включений алюминатного и силикатного типов по высоте слитка не изменился Наибольшее количество алюминатов наблюдается в нижней части слитка, а количество силикатов увеличивается к верху В верхней части слитка включения сопровождаются сульфидами марганца в незначительных количествах - до 5% от площади отдельных включений в скоплении Встречаются также отдельные вытянутые эвтектические сульфиды марганца

Внедрение способа диффузионного раскисления порошкообразным алюминием в процессе внепечной обработки привело к измельчению неметаллических включений алюминатного типа Значительно уменьшились размеры сложных оксисульфидов Строчки и скопления мелких включений вытянуты в направлении деформации

Донная часть (конус осаждения) сильнее загрязнена оксидными неметаллическими включениями, чем верхняя подприбыльная часть слитков Содержание кислорода в нижней части слитка - 0,0100%, в верхней - около 0,0020% Массовое кочичество оксидных неметаллических включений в нижней части слитка составило- 0,0140-0,0180%, в верхней -0,0040%

Наличие включений периклаза MgO, не прореагировавших с алюминием, в пробах металла, отобранных перед выездом на разливку, говорит о преимущественно механическом разрушении футеровки ковша. Это наблюдение подтверждается тем, что включений чистой Г^О больше в металле, обработанном в ковше с новой неошлакованной футеровкой

В главе также рассмотрен механизм образования фдокенов и поведения водорода при обработке в агрегатах печь-ковш

Флокен - это хрупкая внутризеренная трещина в виде оторочки (кольца) с радиально направленными рубцами от коллектора водорода. Флокены являются опасными саморазвивающимися при эксплуатации дефектами В изломе флокены выявляются в виде светлых пятен округлой или овальной формы с кристаллической поверхностью серебристого или светлого оттенка в зависимости от марки стали и продолжительности образования дефекта Светлые пятна в изломах следует разделить на трещины с зеркальным блеском (рис 5, а), грубые скопления неметаллических включений округлой формы (рис 5, б) и флокены (рис 5, в, г)

В результате изучения микрорельефа разрушения фдокенов было установлено, что все выявленные флокены, в том числе и флокены, образовавшиеся при механических испытаниях, имеют один механизм развития Они развиваются радиально направленно от коллектора водорода по хрупкому внутризеренному механизму, а именно, вокруг коллектора водорода, имеющего обычно неправильную форму, образуется хрупкая внутризеренная радиально направленная от коллектора трещина, которая обусловливает округлую форму флокена в изломе

Размеры флокенов могут быть от десятков микрон (микрофдокены < 1мм) до 40-60мм

а

а

Рис.5 Светлые пятна в изломах образцов (х2), Испытанных на разрыв: а- горячая трещина кристаллизационного происхождений; в- флокен; г- флокен разрыва; б- 1рубыс скопления неметаллических включений «круглой формы.

е г

Выявленные коллекторы водорода можно разделить на три группы по времени образования их в металле.

1. Кристаллизационного и металлургического происхождения, к которым относятся единичные сульфиды марганца к их скопления, единичные оксиды и их скопления, газовые поры, усадочные дефекты, а также горячие кристаллизационные трещины напряжения.

2. Холодные трещины напряжения, образовавшиеся после ковки или в процессе термической обработки.

3. Трещины-флоксны. которые явились коллекторами водорода для но выл флокенов.

В производственных условиях по частоте случаев неметаллические включения (единичные и скопления), как коллектор водорода, занимаю! первое место, на втором месте -усадочные дефекты.

Таким образом, причиной образования флокенов является повышенное содержание водорода и наличие растягивающих напряжений, когда любой металлургический дефект стали может стать коллектором молекулярного водорода, который при последующих нагревах и охлаждении из коллекторов не уходит, а собирает вокруг себя диффудаон но-подвижный атомарный водород, охруцчивая матрицу.

При эксплуатации изделия молекулярный водород, имеющийся в коллекторах, и добавочные эксплуатационные напряжения (циклические и динамические нагрузки) могут привести к образованию о изделиях эксплуатационных флокенов. В свою очередь эксплуатационные флокеиы — это причина возникновения очагов разрушения изделия в процессе эксплуатации. Поэтом)' появление флокенов механически* испытаний должно служить сигналом для проверки примененной технологии производства заготовок и узлов агрегатов,

В связи с тем, что частью флокена является хрупкая внучризеренная трещина, с позиции линейной механики разрушения чем ниже ирещи постой кость стали, тем больше опасность образования флокенов механических испытаний и эксплуатационных флокенов в процессе работы оборудования.

Отсугстние флокенов во флокен очувств и тельной стали, особенно в крупных поковках, гарантируется при содержании водорода менее 2,Oppin.

Были исследованы факторы, определяющие содержание водорода в период от выпуска стали нз сталеплавильной нечи до окончания обработки в агрегатах внепечной обработки стали.

При использовании УВ№ сталь марки 14ГНМЛ выплавляли в основной мартеновской печи (0MI1) с проведением глубокой дефосфорации и легированием никелем и молибденом по нижнему пределу их содержания. В УВРВ проводили глубокую десульфурацию,

вакуумно-углеродное раскисление, дополнительное легирование и окончательное раскисление Металл подогревали на стенде электронагрева и вакуумировали на вакуумном стенде при разрежении до ЮОПа При подогреве и вакуумировании проводили продувку аргоном через дно ковша и/или электромагнитное перемешивание металла (ЭМП) При повторном подогреве металл корректировали по химическому составу, температуре и разливали на воздухе или в вакууме

Сталь марки 14ГНМА, обработанная по схеме ОМП-УВРВ по сравнению с ОМП, характеризуется более, чем вдвое меньшим содержанием вредных примесей, газов и неметаллических включений

Хотя сталь 14ГНМА, выплавленная в ОМП И ОМП - УВРВ, имеет практически одинаковые прочностные и пластические свойства при разных значениях температуры, ударная вязкость стали ОМП - УВРВ особенно при низкой температуре значительно выше (при -40°С КСУ ОМП-25 против ОМП-УВРВ-вОДж/см2) В табл 3-5 приведено содержание газов и неметаллических включениях в стали 14ГНМА, выплавленной по обеим вариантам

Таблица 3

Содержание газов в стали 14ГНМА, выплавленной в ОМП и ОМП-УВРВ ___(среднее до десяти плавкам) _

Метод выплавки Кислород, % Азот, % Водород ррш

омп 0 0044 0,0015 4,5

ОМП-УВРВ 0,0027 0 0012 2-1

Таблица 4

Количество (п) и состав неметаллических включений в стали 14ГНМА, выплавленной в __________ОМП и ОМП-УВРВ (среднее по десяти плавкам) _

Метод выплавки п,% БЮг % МпО % РеО % А120, %

ОМП 0 0058 ¿0,9 65 28 74,1

ОМП-УВРВ 0,0027 164 2,1 09 54 1

Таблица 5

Неметаллические включения в стали 14ГНМА, выплавленной в ОМП и ОМП-УВРВ

Метод Количество неметаллических включений различного размера (мкм) на площади 80 см2 Всего

выплавки 4-8 8-16 16-32 >32

ОМП 871 240 58 12 1181

ОМП-УВРВ 539 86 21 - 646

Основным технологическим фактором, определяющим степень обезводороживания металла при вакуумировании, является интенсивность вакуумно-углеродного раскисления, которая в свою очередь определяется окисленностью металла и ишака (РеО + МпО), а также содержанием в металле углерода.

За это время удаляется до 80 % всего удаляемого водорода, т е до 3,5ррт Удаление водорода в этот период идет в основном путем его диффузии в пузырьки образующегося СО На это указывает -идентичность регистрограмм, характеризующих состав и скорость удаления этих газов в период вакуумно-углеродного раскисления

Многочисленные анализы промышленных плавок показали, что при вакуумировании нераскисленной или слабо раскисленной стали концентрация водорода в конце

вакуумирования [Н]к не зависит от начальной [Н]н, а степень обезводороживания характеризуется только степенью приближения [Н]к к равновесному значению Глубина обезводороживания связана с интенсивностью перемешивания металла, которая определяется количеством окисленного углерода (рис 6)

50 40 £ 30

а. о.

5 2,0 1,0

О 0 к о

( —"о 3 О о о о

(

о / о 7

/

Рис б Зависимость удаляемого при вакуумировании водорода от количества выгорающего углерода

0,06 008 дс %

Глава 4. Разработка технологии отливки крупных кузнечных слитков ответственного назначения.

Для крупных слитков характерно скопление застывших примесей, обогащающих расплав между дендритами, называемое ликвационной зоной Различают две главные разновидности химической неоднородности - осевую (V - сегрегацию) и внецентрекную (А-сегрегацию)

Внецентренная ликвация в виде шнуров поражает значительную часть тела слитка Зону внецентренной ликвации нельзя удалить в процессе ковки, как поступают с прибыльной частью и иногда с осевой зоной В целях минимизации отрицательного влияния зоны шнуров на качество изделий, необходима количественная информация о степени ее развития и возможностях управления параметрами зоны Наиболее достоверной гипотезой об образовании шнуров является гипотеза зонной плавки (ЗГГГГ), развитая в работах В С Дуба с сотрудниками Суть ее состоит в следующем Имеется твердый образец с жидкой зоной (начальная зона) Начальная зона обогащена примесями и поэтому находится в жидком состоянии Вдоль образца устанавливается температурный градиент в результате чего температуры границ зоны разные Такое распределение температур приводит к тому, что на "горячей" границе начинается растворение твердого металла, а у "холодной" границы - затвердевание, сопровождающееся накоплением в этой области ликвирующих элементов Таким образом, зона как бы продвигается по температурному градиенту Образующаяся в процессе затвердевания, обогащенная лидирующими элементами жидкость может перемещаться по механизму ЗПТГ, оставляя след - шнур внецентренной ликвации

Кремний способствует образованию зоны внецентренной химической неоднородности Применение вакуумно-углеродного раскисления стали с пониженным содержанием кремния (менее 0,1%) обеспечивает значительное снижение химической неоднородности слитка Увеличение содержания углерода, серы и фосфора также способствует развитию внецентренной ликвации Снижение отношения высоты к диаметру слитка позволяет уменьшить развитие внецешренной ликвации

Методика прогнозирования развития зоны внецентренной ликвации разработана ЦНИИТМАШ в совместных исследованиях с ОАО «Ижорские заводы»

В ее основу положена теория образования шнуров по механизму ЗПТГ Полученная модель оказалась адекватной с надежностью 0,95 Анализ возможностей методики прогнозирования внецентренной ликвации позволил выделить направления ее использования при разработке технологии, исключающей или снижающей отрицательное влияние зоны шнуров на качество поковок

Рис 7 Расположение зоны внецешренной ликвации в слитке массой 137,4 т стали 15Х2НМФА

а - схема серного отпечатка, б - расположение границ зоны шнуров, 1 - содержание кремния 0.17%, 2 - содержание кремния 0,35%

Методика позволяет осуществить разработку формы слитка, параметров оснастки и технологии разливки при заданных содержаниях примесей Пример расчетов представлен на рис 7 Приведенные графики позволяют в зависимости от содержания кремния определить протяженность зоны шнуров и координаты ее границ на любом горизонте слитка Данная методика может быть использована для расчета параметров зоны шнуров в слитке с целью оптимизации технологии пластической деформации

На ОАО «Ижорские заводы» разработанный метод был использован при оптимизации технологии ковки деталей атомных реакторов из стали 15Х2НМФА с целью устранения выхода на поверхности этих деталей длинных протяженных шнуров

При использовании скрещивающихся бойков, находящиеся в теле металла шнуры закручиваются относительно оси поковки и не попадают целиком на свободные поверхности поковок Кроме того, применение скрещивающихся бойков приводит к повышению механических свойств металла в тангенциальном направлении, в результате чего снижается коэффициент анизотропии

При исследовании осевой ликвации различают отрицательную ликвацию в донной части слитка и положительную ликвацию в подприбыльной зоне Неравномерность распределения примесей оценивают коэффициентом ликвации К, представляющим отношение фактического содержания элемента в данном месте слитка Сф к его содержанию в маркировочной пробе См К= Сф/См

Степень развития ликвационного процесса по высоте слитка может достигать таких размеров, что химический состав прибыльной и донной частей тела слитка можно рассматривать, как две разные марки стали

Согласно полученным экспериментальным данным с увеличением массы слитков степень зональной ликвации возрастает

Выбор параметров слитка массой 420т производился с целью обеспечения плотной структуры и минимального развития ликвации Исследования, проведенные на ОАО «Ижорские заводы» показали, что с увеличением массы слитка целесообразно соблюдать отношение H/D, близким к единице

Крупные слитки с малым отношением H/D имеют более здоровую осевую зону и их использование более предпочтительно для изготовления поковок роторов, испытывающих большие напряжения

С увеличением конусности слитка его строение становится более однородным

Принятая конструкция слитка массой 420т представлена на рис 8 Слиток 24-х гранный, высота годной части слитка 4030мм, из которых верхняя часть (1200мм) цилиндрическая, а нижняя часть (2830мм) коническая с конусностью на обе стороны 14,1% Верхний диаметр слитка принят 3600мм, нижний диаметр - 3260мм, что дает отношение Н/Дср=1,15

При принятых размерах слитка масса годной части составляет 275т, что соответствует 65,5% от общей массы слитка 420т, масса прибыли 119т, донной части 26т

Прибыльная часть слитка должна обеспечивать питание тела слитка и выведение усадочной раковины в прибыль Жидкая сталь в прибыли теряет тепло вверх через зеркало металла, вниз в тело слитка и в радиальном направлении через огнеупорную футеровку и кожух прибыльной надставки Конструкция надставки должна обеспечивать максимальную передачу тепла в тело слитка и минимум потерь в окружающую среду

Для надежного питания слитка в течение всего периода затвердевания должны быть приняты меры для снижения потерь тепла из прибыли вверх, через зеркало металла, и в стороны через футеровку и кожух надставки Поэтому футеровать прибыльную надставку следует с обязательным применением между кожухом и огнеупорной футеровкой изоляционного кирпича с минимальной теплопроводностью и теплоемкостью, зеркало металла в прибыли по окончании заливки должно быть защищено слоем вермикулита а сама надставка должна закрываться утепляющей крышкой

Отливка слитков производилась в вакуумной камере в следующей последовательности 1 ковш - из кислой мартеновской печи КМП (ОМП-УВРВ-КМП) 135 т, 2 ковш -(ОМП-УВРВ) 145 т, 3 ковш -(ОМП-УВРВ) 140 т

Плавки имели следующий среднеслиточный состав, % С=0Д7, Mn=0,84, Si=0,33, Р=0,006, S=0,006, №=1,06, Мо=0,51

С целью снижения ликвации углерода по высоте тела слитка предусматривалось дифференцация содержания углерода и молибдена по ковшам в первом ковше выше, а во втором и третьем концентрацию этих элементов уменьшали

Химический состав плавок одного из слитков массой 420 т стали 16ГНМА приведен в табл 6

Рис 8 Принципиальная схема литейной оснастки для отливки слитков массой 420т

Таблица 6

Химический состав плавок слитка стали 16ГНМА массой 420т,% _

№ ковша С Мп Si Р S Cr Ni Mo Температура выпускал.

1 0,20 0,85 0,36 0 005 0,006 0 27 1 10 0,56 1625

2 0,16 0,78 0,31 0,005 0 005 0,20 1,12 0,49 1600

3 0,11 0,69 0,28 0,008 0,008 0,16 1,27 0,43 1600

Для уменьшения естественной конвекции в слитке целесообразно в первом и втором ковшах иметь более низкую температуру, чем в последующих В сочетании с повышенным содержанием молибдена в первых ковшах в нижней части слитка металл окажется более холодным и несколько более тяжелым В результате конвекция жидкого металла в слитке должна несколько уменьшиться

Разработанная технология получения слитков массой 420 т обеспечила достаточную плотность и однородность металла, а также незначительное развитие зональной ликвации Так ликвация углерода, серы и фосфора в слитке № I не превышала соответственно 50%, 33%, 80%, в слитке № 2 - 62%, 33%, 37% Ликвация других элементов незначительная

Из слитков были изготовлены поковки и отобраны темплеты от головной и донной частей Проведено исследование темплетов, которое показало, что принятая технология обеспечивает достаточную однородность металла по объему слитка.

Достаточно хорошую однородность металла подтверждают и результаты механических испытаний Механические свойства в головной и донной частях поковки, а также свойства, полученные на продольных, поперечных и вертикальных образцах близки между собой

Таким образом, впервые в России на ОАО «'Ижорские заводы» изготовлены слитки массой 420т для промышленного применения их в машиностроении Разработана технология выилавки и разливки стали Слитки о глиты из нескольких сталеплавильных агрегатов с использованием установки вяепечного рафинирования и вакуумироваяия

Глава 5. Разработка технологии ковки крупных слитков и термической обработки поковок

Высокое качество поковок обуславливается качеством исходного слитка, оптимальной схемой построения процесса ковки, правильностью назначения и точностью выполнения термомеханических режимов ковки и термической обработки заготовок

Ковка, кроме придания заготовке заданной геометрической формы, позволяет улучшить структуру металла и получить гребуемые механические и физические свойства, равномерно распределенные по сечению Благодаря этим преимуществам методом горячей ковки возможно изготовление широкой номенклатуры поковок для деталей ответственного назначения массой до 420т и более

В основу разработки и проведения технологических процессов ковки ответственных крупных поковок заложены два главных принципа - достижение достаточно высокого качества поковок и обеспечение экономичности и минимальной трудоемкости, как самого процесса изготовления поковки, так и последующих операций превращения ее в чистовую деталь

Повышение надежности атомного реактора обусловлено увеличением толщины его стенки и использованием материалов с высокими характеристиками качества. Аттестованной и проверенной в эксплуатации является сталь 15ХЗНМФА, обеспечивающая после технологических отпусков предел текучести при 350°С не менее 400МПа и критическую температуру хрупкости Тк = -10°С в толщинах стенки до 650мм

Для одновременной подготовки 360т жидкой стали были использованы пять сталеплавильных агрегатов основная (ОМП) и кислая (КМП) мартеновские печи, дуговая

печь ДСП-50 и два ковша-печи установки для внепечного рафинирования и вакуумирорания стали Была разработана следующая схема работы этих агрегатов

ОМП-УВРВ-КМП-на разливку - 130т ,ОМП - УВРВ- на разливку - 125т, ДСП-50-УВРВ-две плавки - на разливку - 105т Слитки отливали в 500-тонной вакуумной камере

С целью определения температурного режима ковки мегалла слитка массой 360,0т было проведено исследование температурного интервала пластичности стали 15ХЗНМФА методом осадки

Из проб, отобранных от выдры были изготовлены образцы типа «крешер» по 3 образца на точку Крешер представляет собой цилиндрический образец диаметром 30мм и высотой 40мм с четырьмя симметричными по образующей цилиндрической поверхности надрезами, глубиной 4мм с углом развала 60° Образцы испьггывались в диапазоне температур 700-1250°С, с интервалом через 50°С Образцы осаживались на гидравлическом прессе усилием 100 тс со степенью деформации 75% Способность стали к деформированию оценивалась по 12-ти бальной шкале и определялась по формуле

П = (12-К),

где П - балл пластичности, К- число трещин и надрывов в углах трех образцов, испытанных при одной температуре

Двенадцатому баллу пластичности соотвегствует отсутствие трещин и надрывов на всех двенадцати надрезах тре£. образцов Нулевому баллу -наличие надрывов и трещин на всех двенадцати надрезах трех испытуемых образцов

Испытания показали высокую пластичность стали 15ХЗНМФА в диапазоне температур от 750°С до 1250°С Деформация при температурах ниже 750°С может в зависимости от степени обжатия привести к трещинообразованию

Процесс ковки должен осуществляться за три выноса с выполнением следующих операций, вырубка блока, осадка и прошивка, раскатка до поковочных размеров Были установлены температурные и временные характеристики ковки

Нагрев заготовок на третий вынос имеет особое значение, поскольку температурное поле в поковке в момент окончания ковки оказывает существенное влияние на механические характеристики материала Поэтому нагрев, с одной стороны, должен обеспечить выполнение запланированного объема работ на выносе, с другой стороны, уровень температур по окончании ковки не должен быть слишком высоким (не более 1050°С)

Технолохический процесс ковки слитка массой 360т, представлен на рис 9 Режим нагрева назначался исходя из ранее проведенных исследований температурного интервала пластичности стали 15X3 НМФА 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

Мета)[л 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 — [(Сщах " СщтУСсл ] 100%,

где Ста» Сщш - максимальное и минимальное содержание элементов в слитке, Ссл — среднее содержание элемента в слитке (пдавочный анализ)

4650

Г 1, - ч •

4250 т -

. 3050

<■ 111 .......>п

И

_ о о со

соь 41

о

N

М §

. 3100!^

5"

4| О 0> N

СМ §

Рис 9 Технологический процесс ковки обечайки из слитка массой 360 тонн, стали! 5ХЗНМФА 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 7

Ликвация элементов по внутренней стороне обечайки и по оси выдры

Эчем енг Плавочный состав Обечайка Выдра

Максим содержание, % Мйним содер жание % Коэффициет ликвации, % Максим Содер-жание, % Миним содер-жание, % Коэффициет ликвации %

С 015 0,20 011 60 0,27 0,14 87

Р 0,004 0 007 0,005 50 0,009 0 004 125

в 0,004 0,005 0,003 50 0,0065 0,004 62

S^ 0 27 031 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)

Т,°<С

Рис 10 Режим окончательной термической обработки поковок из стали 15ХЗНМФА Характеристика этапов предварительной термообработки 1 -нагрев по 40°/ч, 2-нагрев 50°/ч, не более, 3-нагрев по 857ч, 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 15ХЗНМФА 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 15ХЗНМФА изучали методами высокотемпературной и количественной металлографии на из стали образцах донной и прибыльной час гей 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 температуряо-временных параметров термической обработки методом дилатометрии были определены критические точки стали 15ХЗИМФА Aci = 770"С, Acs ~ 835°С, A,i » 674 'С, Аг3 = 727 *С. Б„ ~ 506°С, Бк « 342'С

Анализ термокинетичеекой диа1раммы показал, что критическая скорость закалки, при которой полностью отсутствует структурно-свободный, феррит, составляет !град/с, что подтверждается исследованием микроструктур

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

Таблица 8

Средние значения механический; свойств от образцов металла, вырезанных в тангенциальном

направлении

Режим термообработки Температура -*-20 С Температура+350 С т, С

о,, МПа От, МПа 6.% %% а„МПа От, МПа 5,%

Основная термообработка 740-780 640670 20-22 74-77 610-650 550-580 14-16 64-70 Минус 30 Минус 60

Основная термообраоотка+ Дополнительные отпуска 650-640 SSOSSO 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 слиггков массой до 235т сталей марок 26ХНЗМ2ФА, ЗОХНЗМ1ФА и 35ХЮМФА

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 вегшчины 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

Табчица 9

Результаты ковки роторов по различным схемам ______

Укоэ

Схема ковки Диаметр бочки, мм Прибыльная шейка Бочка Донная шейка Результаты УЗК Мате риал изложницы Способ выплавки

Сталь 35ХЮМФА

1205 10,2 4,3 13,7 Годный Чугун ОМП+ ДСП

Без осадки, трехсторонние прожимы радиусным бойком, протяжка в вырезанных и комбинированных бойках 1225 129 4 16 8,16 Годный Чм-ун ОМП+ УВРВ

1225 12,9 4,16 8 16 I одный 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 Сталь 26ХНЗМ2ФА

прожимы радиусным бойком, протяжка в вырезных и комбинированных бойках 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 ¿рения качества металла может быть использована для ковки роторных заготовок при обеспечении укова в максимальном сечении К >3,0

Термокинетическая кривая стали 26ХНЗМ2ФА приведена на рис 11

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

Согласно термокинетической диаграмме конец бейнитного превращения и начало мартенситно! о 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 бейнитаого превращения и критической температурой хрупкости Т50 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

Г 'С

Время с

Рис 11 Термокинетическая кривая распада переохлажденного аустенита стали 26ХНЗМ2ФА

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)

Темперагура первой закалки выбрана с целью юмогенизации 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 26ХНЗМ2ФА 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 26ХНЗМ2ФА

Исследуемая зона с0 2 МПа о„МПа 8,% КСУ,Дж/см2 1- 50

Бочка 1 аш-енциальиые 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 глубине 120мм 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 КСУ=75-185 Дж/см2 щ»и 100% волокна в изломе и значения Тк в пределах минус 40°С

Температура отпуска, из-за высокой отпускоустойчивости стали 26ХНЗМ2ФА, 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 8А336Р11С12 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 ЙА336ЬТ1С12 (1,25%Ст - 0,5%Мо - 0,881), примерно соответствующая отечественной марке 15ХМС

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

Таблица 11

Химический состав стали 8А336 Р15 с12 ,%

С в! Мп Сг Мо № р в Д1 J

0,10 0,5 0 30 1,0 0,5 < < 0 015 <

0,20 1,0 0,80 1,5 1,0 0,30 0,006 0,006 0,035 150

Химический анализ металла производился на образцах для испытаний механических свойств на одной пробе, отобранной на расстоянии % В (В - толщина заготовки обечайки) Коэффициент охрупчивания J=(%Si + %Mn)x(%P + %Sn)xlQ4 <150; содержание вредных примесей Х=(10Р + 5Sb i- 4Sn + As)/100<15ppm

Сдвиг критической температуры хрупкости vTr55, оцениваемый после охрупчивающей обработки по режиму ступеньчатого охлаждения (Step coolhng), не должен превышать 10'С Сдвиг критической температуры хрупкости определялся по формуле

vTr55 + 2 5(vXi55' - vTr55)<lQ 'С, - - -

где

vTr55'- температура перехода по критерию 55Дж после термообработки (послесварочный отпуск),

vTr55' - температура перехода по критерию 55Дж после термообработки и Step cooling (ступенчатого охлаждения)

Таблица 12

Механические свойства стали SA 336 F11 cl 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

о„МПа ъ!хъ МПа 5S,% с0>2, МПа Энергия удара КУ,Дж

Средняя Минимальная

485-660 276mm 20mm 35mm 40mm 120mm 55 mm 48тш

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 + %Мп)х(%Р + %8п)х104 для всех считков 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 бидлетировку слитка, осадку, прошивку, раскатку, протяжку, затем присадку и раскагку до поковочных размеров, яри этом осуществлялся контроль температуры нагрева под ковку (Т>800°С), суммарный уков должен быть Кр>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 ЗО-бОмин 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 7га склонность к охрупчивянию метолом ступенчатого охлаждения (step cooling). Испытания на улар производились па образцах с острым надрезом по Шарпи при температуре ми кус 18"С.

Испытания механических свойств покатали, что оно соответствуют 1ребо»апиям 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 тол шиной стенки более 200мм.

Присутствие в структуре кроме высокоотпущеиного бейнита больших количеств феррита и рачнозернистость на уровне О 7-4 по шкале ASTM способствуют снижению ударной вязкости. Наиболее худшую структуру имели поковки, которые не показали необходимых значений работы удара прн минус 18 *С. Для гарантированного обеспечения низкотемпературной работы удара необходимо иметь однородную структуру бейнита с размером зерна ие крупнее G S'/j и содержанием феррита не более I 5%.

Структура металла при скорости охлаждения при закалке 1,2,3, и 5 грал/с представлена на рис.12, Показшм), что в зависимости от скорости охлаждения она состоит либо только из бейнита при Vam — 5'С/с, либо при более низких скоростях ич бенни га 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 закалкн реальных заготовок толщиной до 200мм составляла только U.8-1,0 °С'е, т.е. в структуре заготовок в толщинах обязательна буает присутствовать некоторое

количество структурно-свободного феррита, поэтому для повышения прокаливаем ости заготовок в толстых сечениях необходимо применять более глубокое и быс ipoe охлаждение путем дополнительной (спреерной) подачи воды на обечайку с ее вращением.

Проведено исследование влияния температуры нщрека на зеренную структуру стали. Известно, что в процессе термообработки при нагреве или изотермической выдержке происходят структурные изменения, в гом числе рост ¡ерен аустенити. что окалывает влияние на механические сюйстна.

Site, 12. Микроструктура образцов, охлажденных при закалке е различными скоростями, ХНЮ a)Vox_n==57c; б).Уохл=37с;г)Уохл=27с; д)Уохл=17е

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 93Q°C

Наиболее распространенным методом одедки склонности тс тепловому охрупчиваиию является определение сдвига критической , температуры гулкости под . воздействием термообработки по режиму ступенчатого охлаждения (step cooling). Это специальный режим охрупчивающей термический обработки со ступенчатым замедленным охлаждением Пробы для испытания отбирались да растоянии 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 13

Режим ступенчатого охлаждения («Step cooling»)

Температура выдержки Время вьедержки,ч Охлаждение

Со скоростью, С/ч | До температуры С

Посадка в хо годную печь, назгрев по мощности печи до Т - 593 С

593 1 56 538

538 15 5,6 524

524 24 5,6 524

496 60 2,8 468

468 100 27,8 315

Or 315*С полное охлаждение на всйду^ г

Из проб изготавливали стандартные образцы с У-образным надрезом типа Шархш по А8ТМ АЗ 70 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 УТг55 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 втабл 14

Таблица 14

Температура перехода в хрупкое состояние

№ поковки 1 - фактор Ожидаемая температура перехода в хрупкое состояние vTr55 С

707209 Ш -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 обшая тенденция к снижению ожидаемой температуры перехода в хрупкое состояние до минус 38С при уменьшении величины 1-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 СТ1-А, %_______

С Si Мп Сг Мо V | S Р AI 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 88 066 0,26 0,006 0,008 0,011 89,54

низ 0,16 0 27 0,44 2,82 0,63 025 0 005 0 007 0 010 75,97

Требования ТУ 0,130,18 0 170,37 0,300,60 2 73,0 0,600,80 0,250,32 < 0,012 < 0,010 - < 120

Примечание 1 J-фактор вычисляли по формуле J=(%Si+%Mn)x(%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 Оод -585 МПа, 5 - 20%, при температуре +350'С Оод- 492МПа, 5 - 16% Режим step coolmg 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 Tndt (NDT-Nil Ductility Transition) определялась на металле от прибыльного конца поковки в состояниях после основной термообработки и после дополнительного отпуска Определение Т^ш проводилось методом иадающею груза на копре при разных температурах Испытания проводили на пластинах, имеющих наплавленный с одной стороны хрупкий валик с надрезом

Результаты испытаний с определением Tndt представлены в табл 16 В обоих исследованных состояниях Тдат = -10°С Статическую трещиносгойкость 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 Резуигет иегьп-аяий

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

\ -15 образец разрушен

Таблица 17

Статическая трещиностойкость стали СТ1-А

Номер образца Т,°С t, "ДМ t„,MM lop, мм b мм Ри„,КГ К с, МПа^м

1 -180 49,8 40,8 55 00 1002 4450 3U

2 -180 50,0 40,9 55,70 1003 4200 30,1

3 -180 50,2 40,4 54,75 101,0 5000 34,2

4 -100 500 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 I - толщина образца, ^ - толщина образца без боковых надрезов, 1ср - средняя дайна трещины, Ь - шприца образца, Ртах - максимальная нагрузка при разрушении ,

Уровень трещиностойкосги стали 15ХЗМФ при -100°С близок к результатам, полученным ранее на листовом прокате стали 15Х2МФА (70-95 МПач'м)

общие выводы

1 Сопоставительный анализ технологии производства крупных энергетических заготовок и их качества позволил разработать полный портфель нормативных документов, в ко юром 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

21 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 дечного шлака на специальный рафинировочный при переливе металла в ковш УВРВ, шлак перед вакуумированием должен быть жидкоподвижным и содержать Е(РеО м МпО) 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 СаО 50-60%, ЭЮг 25-35%, А1гОз 10-15%, £(РеО + МпО) 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 40-80ррт, водорода до 1,5ррт и менее

2 2 Дополнительное раскисление вакуумированного металла ограниченным количеством раскислителей с повторным вакуумированием после раскисления, позволяет снижать содержание водорода до 1ррт 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 М^О АЬОз и р-кальциевый глинозем (СаО 6Л12Оз), 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 слнтков (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 г, 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 Сг-№-Мо-У 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 микрофракгографические 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 стали! 5Х2НМФА Режим окончательной термической обработки состоит из двойной закалки стемнератур 950°С и 920°С и отпуска при температуре 655°С

В результате снижения содержания регулируемых (Б, Р) и ограничения содержания нерегулируемых (Аб, вп, БЬ, В1 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 оси»вных публикаций по теме диссертации.

1 Скок Ю Я, Игнатьев В И, Ключарев В Е, Соболев Ю В, Козлова Э JI, 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 содсржалисм 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 ТИ, Белова ЛП Освоение производства заготовок из хромомолибденовых сталей по зарубежным стандартам для сосудов нефтехимии// Вопросы материаловедения, 2001, №3,С 77-79

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

12 VA Dunmnandoth Magnetic inclusions in01Crl8Mnl8N Steel «Izhorskiye Zavody» S C- the traditional supplier of modern steel products // Euromat 97, v 4, P 467

13 Дуб ВС, Иодковский С А, Куликов АП, Дурынин В А Опыт использования мартеновских печей с агрегатами внепечной обработки для производства высококачественной и высоколегированной стали// Электрометаллургия, 2003, № 1,С 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, С 38-41

15 Дурынин В А, Титова ТИ, Матвеев ГП 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 ТИ, Каган ЭС 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 ЛП, Дурынин В А, Дмитриев ЛХ, Лебедев В В Изготовление длинномерных валов из стали 4Х<5МФ!СА // Электрометаллургия, 2003, №4,С 3537

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 микрЪфрактографии // Электрометаллургия, 2002, №2,С 37-44

20 Дурынин В А, КолпиШОп Э Ю', Корчагин А М, Влияние способа производства на качество высокохрймястой йаЛи // Электрометаллургия, 2004, №2 С 29-31

21 Дурынин В А, Баландин СЮ, Малыхина ОЮ, Титова ТИ, Шульган НА 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 XII 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 XII 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 15ХЗНМФА-А Сборник трудов XII 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, бгол№14//Козлов АФ, Коровкин ЕН,МирсонЛМ, 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, пр26 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 И 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 1 2 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

39 Жаропрочная сталь для роторов паровых турбин, патент № 2272852, пр 19 07 2004

г, оп 27 03 2006, бюл №9 // Колпишон Э Ю, Дурынин В А, Батов Ю М

40 Способ изготовления пакетов для производства крупногабаритных плакированных листов, патент № 2274528, пр 06 05 2004, оп 20 04 2006 г, бюл № 11// Дурынин В А, Титова Т И, Каган Э С, Сорокин А А

41 Сталь, патент № 2141002, пр 15 02 99, оп 10 11 99 // Дуб В С , Лобода А С, Марков

С И, Дурынин В А

ВВЕДЕНИЕ й

ГЛАВА 1. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР ПУТЕЙ ОПТИМИЗАЦИИ Управление морфологией неметаллических включений.

1.2. Раскисление и модифицирование стали.

1.3. Комплексное модифицирование.

1.4 Зарождение, укрупнение и удаление неметаллических включений продуктов раскисления.

1.5 Микролегирование стали карбонитридообразующими элементами.

1.6 Влияние структурных и металлургических факторов на надежность на разрушение стальных изделий.

1.7. Принципы разработки высокопрочных сталей.

1.7.1. Современная концепция высокопрочного состояния.

1.7.2. Механизмы упрочнения и процессы упрочнения напряжения трения кристаллической решетки.

ГЛАВА 2. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА КРУПНЫХ СЛИТКОВ ОТВЕТСТВЕННОГО

НАЗНАЧЕНИЯ.

2.1. Методы внепечной обработки стали.

2.2. Методика проведения исследований.

2.3. Технология обработки стали в агрегатах УВРВ.

2.3.1 Перелив из сталеплавильного агрегата и подготовка к вакуумированию.

2.3.2. Вакуумирование.

2.3.3. Легирование и рафинирование.

2.3.4. Обезводороживание и факторы, влияющие на него.

2.4. Качество стали, прошедшей внепечную обработку.

2.5. Рациональные режимы обработки стали на УВРВ.

2.5.1. Возможные варианты обработки стали на УВРВ.

2.5.2. Основные положения технологии производства хромоникелевых конструкционных сталей для крупных слитков.

Первые парогенераторы, сконструированные Джеймсом Уаттом, изготовлялись из листового проката пудлингового железа. Эти первые парогенераторы должны были склепываться из многих отдельных прокатных полос. Качество металла и организация производства приводили к возникновению аварий, связанных с взрывами котлов. Лишь появление литой стали и мощных прокатных станов, сделало возможным изготовление достаточно надежных парогенераторов. Развивающаяся техника требовала для своей реализации материалов с более высокой прочностью и надежностью, что было достигнуто с помощью специальных сталей, пригодных для закалки на мартенсит и бейнит, благодаря добавлению таких элементов, как никель, хром, молибден, ванадий, ниобий, титан.

Прогресс современного машиностроения во многом опирается на развитие материаловедения. Создание новых материалов и разработка передовых технологий дает возможность создавать новые, не имеющие аналогов механизмы. Разработка новых материалов и технологий стимулирует появление новых технических идей и проектов. Прогресс в области материалов опирается на соответствующие разделы химии, физики твердого тела и механики материалов. Однако следует отметить, что наука о материалах и рациональных областях их применения в основном требует опытов и развивается экспериментальным путем.

Увеличение единичной мощности АЭС, крупных энергоагрегатов и химических установок требует для изготовления необходимых деталей получение слитков и поковок большой массы. Стали должны обладать необходимым уровнем свойств и качества, гарантирующим максимальную надежность при эксплуатации изделий. Вместе с тем, с повышением массы слитка увеличивается дендритная и зональная ликвации, укрупняются неметаллические включения, ухудшается макроструктура и снижается стабильность свойств по сечению поковок. Поэтому для обеспечения надежности и долговечности крупногабаритных изделий необходимо получение слитков высокого качества. Необходимо отметить, что многие дефекты стальных слитков закладываются уже в жидком металле.

До недавнего времени к крупным слиткам относили слитки массой до 100 тн однако в настоящее время для нужд специального машиностроения необходимы слитки массой до 400 тонн и более, которые обладали бы максимальной равномерностью по составу, качеству и отсутствием дефектов.

Резкое увеличение массы изделий требует комплексного подхода к решению задачи повышения их качества за счет оптимизации технологии выплавки, разливки металла, его ковки и термической обработки.

Одним из наиболее прогрессивных методов повышения качества выплавляемой стали в настоящее время, является применение различных методов внепечной обработки (ВО), то есть использование разливочного ковша в качестве главного агрегата для проведения различных рафинировочных процессов и оптимизация температуры разливки. Многочисленные исследования показали, что, используя различные технологические процессы при ВО, возможно обеспечить глубокую десульфурацию, дегазацию, очищение от вредных примесей и включений, что приводит к существенному повышению технологических и служебных свойств сталей различных классов. Предел текучести, удлинение, и ударная вязкость повышаются на 20-25%, снижается температура хрупко-вязкого перехода, повышается изотропность металла в толстых сечениях. Одновременно увеличивается трещиноустойчивость на 20-60% и пластичность при горячей деформации.

Одной из главных задач, стоящих перед металлургами «ОМЗ Спецсталь», является производство крупных и особо крупных слитков и поковок для изготовления ответственных изделий мощных энергоагрегатов, главным образом роторов турбин, генераторов, корпусов реакторов типа ВВЭР и др. «ОМЗ-Спецсталь» (ранее металлургический комплекс «Ижорских заводов») является пионером освоения ковшевой металлургии в России. На предприятии с 1976г. успешно работает УВРВ 150/70, обеспечивающая одновременную полномасштабную обработку двух ковшей емкостью 150 и 70 тонн. Кроме того оно является единственным предприятием, которое обладает необходимым оборудованием для производства крупных слитков, ковочными комплексами мощностью до 12000тс, с соответствующими манипуляторами и ковочными кранами, а также возможностью использовать крупнейший в России и СНГ толстолистовый прокатный стан 5000.

Целью настоящей работы являлось исследование и совершенствование качества металла особо крупных слитков и, изготавливаемых из них, ответственных изделий, включая впервые отлитые в нашей стране слитки легированной стали массой до 420 т. Для решения поставленной задачи был произведен выбор основных факторов, влияющих на качество крупных слитков и поковок из легированных конструкционных сталей.

Учитывая важную роль неметаллических включений, особое внимание уделено управлению их морфологией за счет введения модификаторов, технологии раскисления стали, включая углеродное и бескремнистое раскисление. Исследовано влияние внеосевой и осевой зональной ликвации на качество крупных слитков и проведена разработка мероприятия по ее уменьшению. Разработана технология дегазации жидкой стали за счет продувки аргоном и вакуумирования.

Разработана технология производства поковок из слитков массой более 400 т. проведено комплексное исследование их качества. Исследовано влияние термомеханической обработки на структуру и свойства крупных поковок и разработана технология ее применения. Проведена оптимизация технологии ковки и термической обработки обечаек стали 15ХЗНМФА и слитка массой 360 т для корпуса атомного реактора.

Исследовано влияние технологических факторов производства на качество металла заготовок роторов турбогенераторов из сталей 26ХНЗМ2ФА, Э5ХНЗМФА и ЗОХНЗМ1ФА.

Проведено исследование и разработана технология производства обечаек из стали SA336F11C12, отственного назанчения. Проведен анализ природы тепловой хрупкости и проведена оценка сопротивления стали тепловому охрупчиванию после отпуска по режиму Step cooling.

Исследовано качество металла поковок из стали 15ХЗМФ. Определен сдвиг критической температуры хрупкости после теплового охрупчивания. Опредлеиа температура нулевой пластичности TNDT и проведены испытания па вязкость разрушения при низких температурах.

13 результате выполненных исследований:

• Разработаны научные основы технологических процессов выплавки, впспечпой обработки, разливки, деформации и термообработки сталей специального назначения, позволившие впервые в практике отечественной металлургии получить сверхкрупные слитки высокого качества для изделий атомного, энергетического и тяжелого машиностроения.

• 11редложена оригинальная технология, вакуумного углеродного раскисления стали, позволившая, в процессе рафинирования на установке кнопочного рафинирования и вакуумирования (УВРВ), снизить содержание кислорода до 40 ррш, водорода менее 1,5 ррт.

• Установлены закономерности и экспериментально подтверждено влияние химического состава металла и шлака на процесс вакуумирования при вмененной обработке сталей на УВРВ. Установлена количественная зависимость степени обезводородораживания металла от интенсивности перемешивания.

• Разработаны принципы раскисления металла для получения мелких глобулярных неметаллических включений, равномерно распределенных по сечению слитка с применением вакуумного углеродного раскисления при разливке стали.

• 11а основе большого количества экспериментальных результатов выявлено, что коллекторы водорода являются основным очагом образования флокенов. Микрофлокены размером менее 1мм могут сливаться в единую обширную трещину. Флокены, образующиеся при механических испытаниях, имеют одинаковые с обычными флокенами микрофрактографические признаки и могут служить причиной образования очагов разрушения при эксплуатации.

• Оптимизирована конфигурация крупных и сверхкрупных кузнечных слитков, позволившие получить заданное строение структуры, минимальное развитие физико-химической неоднородности и создать рациональную технологию пластической деформации слитка.

• Выявлены основные параметры (температура и содержание легирующих элементов в жидком металле) и их влияние на степень неоднородности крупных слитков, полученных при многоковшевой разливке.

• Развита и экспериментально подтверждена модель, которая позволяет прогнозировать протяженность и расположение зоны шнуров внцентренной ликвации, что обеспечивает оптимизацию схемы деформации и необходимое качество ответственных изделий. повышение индекса загрязненности малоперлитной низколегированной литой стали с 14,12-10"3 до 19,52-10"3 снижает ударную вязкость KCV60 с 32 до 14 Дж/см2. Эффективность воздействия неметаллических включений зависит не только от их количества, но и от характера их распределения, структурного состояния, фомы и размера. Существенную роль играют механические свойства самих включений.

В работе [3] предложена классификация неметаллических включений по времени их появления в стали: 1) первичные; 2) вторичные, образующиеся при охлаждении металла до температуры ликвидуса; 3) третичные, образующиеся в интервале температур ликвидус - солидус; 4) четвертичные, образующиеся в твердом металле, главным образом в температурном диапазоне 5 - и у- превращения. Таким образом, неметаллические включения образуются при высоких температурах и охлаждаются вместе с металлом. При этом разница между коэффициентами линейного расширения включений и стали приводит к возникновению в металле термических напряжений.

Согласно теории упругости термические, напряжения у включений в общем виде могут быть определены по формуле Ласло: а, = ±Ф[(ссм - ав)ДТ] где Ф - функция, зависящая от модулей упругости включения и металлической матрицы; размеров, формы и взаимного расположения включений; ам - ав - соответственно коэффициенты линейного расширения включения и металла; AT - интервал температур, в котором происходит охлаждение твердого металла.

Таким образом, с увеличением размеров включений, интервала температур, а также разницы коэффициентов линейного расширения и модулей упругости включения и металла концентрация напряжений возрастает. По данным И.П.Волчка все неметаллические включения, за исключением сульфидов железа и марганца, имеют линейные коэффициенты теплового расширения ниже, чем у стали, и, следовательно, способствуют возникновению напряжений.

Исследованиями И.П.Волчка установлено, что при статическом растяжении, ударном изгибе и циклическом нагружении (плоский изгиб) наблюдается три механизма зарождения микротрещин у неметаллических включений: разрушение включения и переход микротрещины из него в металл (I); отделение включения от металлической матрицы и последующий рост образовавшейся полости (II); сгущение полос скольжения и образование вследствие этого микротрещин перед включением (III). В табл. 1.1 приведены результаты измерений вклада разных механизмов для каждого типа неметаллических включений при растяжении плоских образцов-шлифов из стали 20Г2СЛ на приставке к металлографическому микроскопу (аналогичные данные были получены при ударном изгибе и циклическом нагружении). Из этих данных видно, что более 80% микротрещин у включений железомарганцевых сульфидов зарождалось по I и II механизмам, причем вклад каждого из них был примерно одинаковым. Это связано с низкой прочностью как самих сульфидов, так и контактного слоя металл-включение. У таких включений, как оксисульфиды церия, корунд, нитриды титана, силикаты и алюмосиликаты, зарождение микротрещин происходило преимущественно по II механизму, т.е. на поверхности раздела металл-включение. Этот факт объясняется, по-видимому, более высокими механическими характеристиками (модуль упругости, твердость) неметаллических включений указанных типов по сравнению с матрицей (табл. 1.2).

Таблица 1.1.

Механизм образования микротрещин в стали 20Г2СЛ с различными типами неметаллических включений

Тип включения Механизм образования микротрещин,%

I II III 1Д1ДИ (смешанный)

Сульфиды 42,9 40,7 6,4 10,0

MnS-FeS

Оксисульфиды церия 5Д 81,2 11,4 2,3

А1203 - 82,0 13,0 5,0

TiN 0,9 84,0 8,0 7,1

Si02 8,4 61,0 20,0 10,6

Алюмосиликаты 5,6 69,2 15,4 9,8 типа 3 Al203-2 Si02

Анализ литературных данных, приведенных в работах [1,2,4], показал, что состав и физико-механические свойства неметаллических включений в меньшей степени, чем их размер влияет на зарождение трещин, как при растяжении, так и при малоцикловом нагружении. Эта зависимость приведена на рис. 1.1. По ординате приведено значение Кнмв - коэффициента относительного количества включений, вызвавших зарождение микротрещин к общему количеству включений данного вида. Эта зависимость приведена на рис. 1.1. Объясняется это тем, что микротрещины у жестских и прочных включений корунда и нитридов возникают в основном на поверхности раздела или в металлической матрице. В случае же низкопрочных железомарганцевых сульфидов микротрещины чаще всего зарождаются в самих неметаллических включениях и из них переходят в металл.

Таблица 1.2.

Механические характеристики неметаллических включений и стальной матрицы

Атомный номер 12 20 38 56

Относительная молекулярная масса 24,31 40,08 87,62 137,34

Атомный радиус, мм 0,16 0,197 0,216 0,225

Плотность, г/смЗ 1,76 1,55 2,6 3,5

Температура, °С плавления 650 850 770 710 кипения 1103 1489 1357 1734

Давление пара при

1600°С, МПа 1,7 0,16-0,4 0,36 0,035

Kj.

0,8

0,4

1 \ ^ 3 У у / / 1 > /

2 /S yS / / 4 /^^ К г / 8

Размер включений, мкм

Рис. 1.1 Зависимость коэффициента относительного количества включений, способствующих зарождению микротрещин Кнмв от состава и размера включений при растяжении (а), и плоском изгибе (б) (сталь 20Г2С) 1-Mns-FeS; 2-АЬОз; 3-TIN

Это позволяет предположить, что в первом случае зарождение микротрещин происходило в результате высокой концентрации краевых дислокаций перед неметаллическими включениями, а во втором случае зародившаяся во включении микротрещина развивалась подобно трещине Гриффитса.

Таким образом, неметаллические включения в стали являются концентраторами напряжений, причем величина этих напряжений зависит от химического состава, формы и размеров включений, а также от характера и величины приложенной к металлу внешней нагрузки.

Степень участия включений в процессах вязкого и хрупкого разрушения существенно различна. Это объясняется тем, что энергоемкость вязкого и хрупкого разрушений определяется разными параметрами. Влияние включений на вязкое разрушение стали проявляется в механизме образования и коалесценции микропор. В окрестностях неметаллических включений пластическая деформация стеснена вследствие скопления дислокаций, выделения на дислокациях примесных атомов и т.д. Из-за стеснения пластической деформации напряжения растут, что приводит к возникновению микротрещин. Микронапряжения в окрестностях включений, вызванные различием физических свойств металла и включения, достигают 250 МПа. Напряженное состояние вокруг включений усугубляется существующими в металле термическими напряжениями.

Поры, образующиеся вокруг включений, являются более опасными концентраторами напряжений по сравнению с неметаллическими включениями. Вначале при низких деформациях (sp = 0,10-^0,24) поры развиваются от наиболее крупных включений, а при более высоких деформациях (ер = 0,24ч-0,60) процесс зарождения перемещается на границы включений небольших размеров. Следовательно, процесс роста пор тесно связан с увеличением степени деформации металла. При деформации вр > 0,60 начинается завершающий этап процесса разрушения - коалесценция пор

5].

Хрупкие разрушения связаны с наличием внутренних дефектов критического размера. И.П.Волчком [4] экспериментально определен критический размер включений, не вызывающий образования микротрещин в сталях. Этот размер не зависит от природы включений и равен 3,6 мкм при растяжении и 2,0 мкм при циклическом нагружении. Исходя из предположения о том, что включения действуют как источники зарождения трещины, различные авторы получили разные значения критического размера включений (в интервале 5-10 мкм). Как отмечают В.И.Явойский с соавторами [6], на хрупкое разрушение стали оказывают влияние только субмикронные четвертичные выделения по границам аустенитных зерен, преимущественно нитриды и оксиды. Сульфиды оказывают большое влияние на энергоемкость хрупкого разрушения только в случае выделения в виде пленочных или дендрито образных образований II и III тип включений по Симсу-Далю. При этом, если хрупкое разрушение сколом начинается внутри зерна, инициатором развития трещины может быть включение MnS [7]. Металлографические исследования подтвердили точку зрения о том, что включения сульфидов марганца действительно образуются только в междендритных зонах, которые в итоге становятся границами зерен в стали. Сульфидные включения, скопившиеся в плоскостях междендритной сетки, образуют пленки, ответственные за низкие механические свойства и хладостойкость сталей. Инициатором хрупкого разрушения сколом, начинающегося от межзеренных границ, может быть карбидная частица.

Следовательно, для каждой марки стали в соответствии с ее конкретным назначением целесообразно определять критические размеры включений. Вероятность присутствия включений, превышающих критический размер, должна быть минимальной.

Энергоемкость хрупкого разрушения сколом определяется степеньюразвития пластической деформации в вершине трещины (т.е. зависит отсвойств матрицы), а также развитием процессов ветвления трещины при ее продвижении и степенью вовлечения границ зерен в образование ступенек скола. Этим объясняется слабое участие сульфидов в хрупком разрушении. Таким образом, природа и характер неметаллических включений в значительной степени определяют свойства стали.

Загрязненность неметаллическими включениями является одним из важных факторов, определяющих сопротивляемость стали хрупкому разрушению. Надежность сталей обеспечивается, если при температурах эксплуатации разрушение развивается по вязкому механизму, который на микроскопическом уровне осуществляется путем роста и коалесценции микропустот, зарождающихся на неметаллических включениях. В первом приближении энергоемкость разрушения тем выше, чем больше расстояние между неметаллическими включениями, способными (по своим размерам) служить центрами зарождения пор. Неглобулярные включения обычно резко снижают энергетические затраты на зарождение и рост микропустот и способствуют их ранней коалесценции. Поэтому важной задачей современного материаловедения является управление природой включений с целью получения заданных механических характеристик стали. Как будет показано ниже, в значительной мере это достигается применением модификаторов-глобуляризаторов.

Коррозионная стойкость стали также связана с загрязненностью ее неметаллическими включениями. Металлографический анализ образцов после травления показал, что наиболее интенсивное коррозионное разрушение происходит в окрестностях неметаллических включений. Профилографирование поверхности протравленных образцов стали 27ГЛ, приведенной в работе [1] показало, что в результате травления в течение 15 мин на месте включений образуются кратеры глубиной 0,30 мкм (рис. 1.2).

40 80 120 Длина трассы, мкм

Рис 1.2 Типичная профилограмма поперечного разреза рельефа в окрестности неметаллического включения после травления и электрополирования.

160

Коррозионное разрушение локального объема металла в окрестности неметаллических включений вызвано рядом факторов, среди которых основными являются: а) термические напряжения возникающие при кристаллизации стали в результате разницы физико-механических свойств металлической матрицы и включений; б) химическая неоднородность, обусловленная диффузионными процессами перераспределения элементов на границе раздела металл-включение; в) различие электрохимических параметров металлической матрицы и включения, вследствие чего они образуют микрогальваническую пару.

Схема микромеханизма коррозионного разрушения стали в окрестностях неметаллических включений представлена на рис. 1.3. На I этапе разрушению способствуют термические напряжения, на II этапе процесс дополнительно активизируется химической неоднородностью (а +б). На III этапе процесс коррозии усиливается под влиянием различия электрохимических потенциалов матрицы и включения (а + б + в). На этапах IV и V процесс разрушения ослабевает, так как лимитируется действиемтолько двух (а и б ) и одного (а) факторов соответственно.

Рис.1.3 Схема корозионного разрушения стали вблизи неметаллического включения.

1-Y - этапы разрушения; а, б, в- факторы ускоряющие процесс разрушения. 1- электролит, 2- металлическая матрица, 3- зона термических напряжений, 4- зона химической неоднородности, 5-включение

Результаты исследования металла выдры приведены в разделах 4.4 и 4.5 при рассмотрении степени осевой зональной ликвации.

5.2. Термическая обработка поковок.

После окончания ковки поковки прошли предварительную противофлокенную термическую обработку (ПФО). График предварительной термической обработки представлен на рис. 5.4. т, с

900 800 700 600

500 400

300 200 100 о

Ran 21<- cinn r. fififl -70 ОС 67 f nc

600 -6Е ОС 46L 1 5бД

4ч \ / \400 °C чпп f \ / \

25q r \ 25C \

44L i ) ,зоус \ 50C

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 12 13 14 15

Этапы термообработки

Рис. 5.4 График предворительной термической обработки

Характеристика этапо-охлаждение на выдвинутой подине; 4-нагрев по 60°/ч, не более; 6- охлаждение с печьюдо 700°С; 8-Охлаждение на выдвинутой подине; 10- нагрев по 60°/ч, не более; 12- охлаждение первые 3 часа с печью, далее до 400 °С по 40 °С/ч , от 400 °С до 150 °С по 20 в пред

После предварительной термической обработки поковки подвергались частичной механической обработке, после чего была проведена окончательная термическая обработка.

5.2.1. Расчет условий нагрева заготовок обечаек при термической обработке.

Одним из важных этапов в разработке режима термообработки заготовок является определение его температурно-временных параметров. Такими параметрами, в частности, являются температура печи при посадке заготовки, скорость разогрева, длительность выдержек на выравнивание при температуре закалки и отпуска и т.д. Не менее важными при термообработке заготовок являются обеспечение отсутствия трещин и поводок, вызывающих их коробление и изменение геометрии.

С целью определения указанных параметров были проведены рассчетные исследования с использованием электроинтегратора СЭИ -03 и ЭВМ ЕС-1033. Расчет проводился поэтапно: 1 - закалка , 2 - закалка с отпуском. На каждом этапе выполнялись вариантные расчеты и, таким образом, оптимизировались основные температурно-временные параметры. По ходу расчетных исследований производилась проверка по максимальным температурным напряжениям, возникающим в упругой области в стадии нагрева заготовки.

В результате этих расчетов для стали 15ХЗНМФА было установлено, что для того, чтобы в процессе нагрева в упругой области максимальные температурные напряжения не превышали предел текучести, перепад температур по сечению не должен быть более 130°С. Поэтому эта величина явилась определяющей при выборе температуры посадки и скорости разогрева заготовки корпуса в печи.

Выбранный режим термообработки состоит из двух закалок (температура закалки 960° и 920°С) и отпуска при температуре 660°С.

Режим первой закалки характеризует изменение температуры печи, температуры в теплоинерционной точке и на поверхности заготовки, а также перепад температур по сечению.

Наиболее рациональным режимом нагрева заготовки является режим, который характеризуется следующими параметрами:

- температура посадки - 350°С;

- скорость разогрева - 40° С/ч;

- выдержка на выравнивание при температуре закалки -11ч.

Охлаждение заготовки в воде может, осуществляться до различного уровня температур: глубокое - до температуры, близкой к комнатной температуре или, в соответствии с термокинетической диаграммой, до температур несколько ниже конца бейнитного превращения. Во втором случае охлаждение целесообразно проводить в течении трех часов. За это время температура на поверхности заготовки обечайки может снизиться до 28°С, а в теплоинерционной точке - до 246°С.

Если вторая закалка производится из холодного состояния заготовки (температура металла 20°С), то температурно-временные параметры режима близки к соответствующим параметрам первой закалки.

Некоторая разница в длительности процесса образуется за счет более низкой температуры закалки, равной 920°С и увеличивается на 30 мин.

В случае, когда признано целесообразным вторую закалку производить после охлаждения, заготовки в течение 3 часов с некоторым запасом тепла (температура в теплоинерционной точке ~ 246°С), разогрев заготовки можно выполнять быстрее со следующими параметрами:

- температура посадки - 400°С;

- скорость разогрева - 50°С/ч.

При этом общая длительность нагрева заготовки до требуемого выравнивания температуры по сечению сокращается по сравнению с первой закалкой на 1,5 ч.

Охлаждение заготовки .в режиме второй закалки также, как и в случае первой закалки, можно производить двумя способами, описанными выше. В зависимости от этого режим отпуска может быть осуществлен тоже двумя способами в зависимости от начального теплосодержания заготовки. По сравнению с закалкой режим отпуска в связи с более низкой температурой нагрева (температура отпуска 660°С) проходит при меньших температурных напряжениях, а поэтому стадия разогрева может осуществляться с более высокими скоростями.

Режим нагрева при отпуске возможен либо из холодного состояния, либо после 3 ч, охлаждения после второй закалки. Из вариантных расчетов следует, что наиболее рациональным режимом нагрева является процесс со следующими температурно-временными параметрами:

- температура посадки - 400°С;

- скорость разогрева - 85°С/ч.

В отличие от закалки режим нагрева под отпуск более спокойный с точки зрения температурных напряжений, поэтому, независимо от начальных температурных условий заготовки его можно вести по температурному режиму работы печи.

Это связано с тем, что длительность режима для выравнивания температуры по сечению до ~ 15°С обоих вариантов нагрева отличается незначительно около 1,5 ч.

Охлаждение заготовки после нагрева под отпуск производится на воздухе.

Режим фактической окончательной термической обработки приведен на рис.5.5. т,°с

700 600 500 400

900

800

200

300

100 0

Этапы термообработки

Рис. 5.5 Режим окончательной термической обработки.

Характеристика этапов предворительной термообработки: 1-нагрев по 407ч, не более; 2-нагрев по 50°/ч, не более; 3-нагрев по 857ч, не более.

5.2.2. Исследование качества металла после термической обработки.

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

Макроструктура металла поковки, выявленная после травления 10% персульфатом аммония, показала удовлетворительное качество и соответствие требованиям технических условий.

После проведения окончате.льной термообработки произведена механическая обработка поковки под УЗК.

Ультразвуковой контроль производился с чувствительностью 10 мм2.

Звучали по образующей, ручным способом. Обнаружено большое количество мелких дефектов на различных глубинах равномерно по всему телу поковки, которые допускаются техническими условиями. Поковка признана годной.

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

На высокотемпературной установке «Ала-Тоо» образцы нагревали в вакууме до температур 880°, 920°и 960°С и выдерживали в течение 1,3,5 ч. Фотографировали микроструктуру при увеличении х120 и по полученным

- Исследование кинетики роста аустенитного зерна. фотографиям проводили количественный металлографический анализ элементов структуры поверхности образцов. 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.

Сетку границ аустенитных зерен с микрофотографий переносили на кальку с последующей дорисовкой недотравленных и оборванных границ для приведения ее изображения к виду, необходимому для проведения количественного анализа структуры.

Анализ проводили методом случайной секущей с последующим построением распределения хорд по размерам. Гистограммы распределения хорд по размерам составили 5-6 размерных групп из выборок по 100-150 хорд.

Распределение хорд по размерам показало, что на металле донной части выдержка при 880°С и 920°С не приводит к существенному ростцу зерна. Дальнейшее повышение температуры до 960°С 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.

При температуре 960°С процесс объединения групп зерен в более крупные продолжается, причем разнозернистость значительно выше, чем при испытании металла донной части.

Различия в поведении металла донной и прибыльной частей поковки характеризуют незначительное увеличение размеров зерен вплоть до 3 ч выдержки при 960°С и дальнейший бурный рост зерна с сохранением относительно небольшой разнозернистости. Наблюдается изначальный неравномерный рост зерна с последующим затуханием процесса при возрастании значений ТВП режима и сохранении больших различий в размерах зерен.

Такие различия, по-видимому, обусловлены следующим:

- Большей неравномерностью химического состава в микрообъемах металла прибыльной части поковки, приводящем к разнозернистости;

- Присутствием микрочастиц, препятствующих движению границ зерен, которые в случае металла донной части устраняются (растворяются) после выдержки 3-4 ч при 960°С. Об этом свидетельствует смена механизма роста зерна. Они остаются барьерными препятствиями для процесса движения границ в случае металла прибыльной части даже после 5 ч выдержки при 960°С;

Подобными частицами предположительно могут являться карбонитриды ванадия, более мелкие и равномерно распределенные в металле донной части поковки, что сразу препятствует росту зерна. Более крупные частицы, неравномерно распределенные в металле прибыльной

5.2.3. Влияние режима термической обработки на механические свойства стали 15X3НМФА.

После проведения окончательной термической обработки были испытаны образцы для определения механических свойств при температурах 20°С и 350°С. Часть образцов подвергалась двум дополнительным технологическим отпускам при темпепратурах 620°С - 50 ч и 650°С - 30 ч (рис.5.8).

Т, "С

700600500400 1 300200 ■ 100

Отпуск I

Отпуск 11

620 °С 50 ч

645 - 655°С 30 ч

1 , 2, 3,4 ,5 ,6 ,7 8 ,9 ,10,11 ,12 ,13 ,14 15 ,16

Рис 5.8 Дополнительные отпуска на пробах от заготовки обечайки. Этап 1-2- нагрев со скоростью 85 град/ч

Этап 9- нагрев по мощности печи Этап 15-16 — охлаждение с печью до 300°С, далее на воздухе

Этапы термообработки

Уровень механических свойств определялся в тангенциальном, радиальном и продольном направлениях. Результаты испытаний механических свойств приведены в табл. 5.5.

Кроме того, рассчитывался коэффициент анизотропии механических свойств, который вычислялся как отношение величины характеристики в тангенциальном направлении к величине характеристики в продольном направлении К! и величины характеристики в радиальном направлении К2 (табл.5.6).

Заключение

Анализ полученных результатов исследования показывает, что заготовки из стали SA336 Fll cl 2 по уровню механических свойств при нормальной и повышенной температурах и по металлургическому качеству соответствуют требованиям спецификации.

Проведенные более подробные исследования механических свойств и микроструктуры заготовок обечаек и фланцев показывают, что работа удара при минус 18°С на образцах Шарпи является наиболее структурно -чувствительной характеристикой стали SA336 F11 с12. Требование иметь работу удара не менее 55Дж при температуре минус 18°С не обеспечивается стабильно, особенно в толстостенных заготовках с толщиной более 200 мм.

Установлена однозначная зависимость работы удара от структуры стали. Микроструктура годных заготовок после основной термообработки достаточно однородная и представляет собой мелкозернистую смесь высокоотпущенного бейнита и до 15-20% структурно свободного феррита.

Самую неоптимальную структуру и неблагоприятную работу удара имели (G3'/4-7) заготовки, структура которых характеризуется разнозернистостью и сильно выраженной разноструктурностью, то есть большим количеством структурно-свободного феррита и неравномерным распределением бейнитных блоков и зерен феррита. В худшем случае зерна феррита располагаются в виде оторочки бейнитных блоков. Такая структура обладает низким сопротивлением ударным нагрузкам и резко повышает температуру перехода в хрупкое состояние.

Установлена склонность исследуемого металла к росту аустенитного зерна при нагреве. В отличие от действительного зерна, величина которого непосредственно влияет на свойства стали, исходное природное зерно является технологической характеристикой стали. Чем больше величина природного зерна, тем сильнее выражена склонность к росту действительного зерна при нагреве стали, и тем ниже ее ударная вязкость, особенно при низких температурах. Для получения металла надлежащего качества необходимо применять соответствующие технологические приемы при производстве стали, обеспечивающие как мелкое действительное, так и мелкое природное зерно.

Сопротивление ударному разрушению зависит также от химического состава стали и уровня ее прочности. Не следует слишком повышать прочность стали путем увеличения содержания углерода и других легирующих элементов, так как это может ухудшить сопротивление удару. Более высокое содержание марганца и кремния, хотя и может увеличить прокаливаемость, но одновременно приводит к излишнему упрочнению и увеличению J -фактора, т.е. способствует охрупчиванию.

Проведенными исследованиями подтверждено наличие карбидов типа Ме3С и Сг7С3, а также в составе второй избыточной фазы обнаружены следы оловосодержащих фаз типа интерметаллидов Nb3Sn, (3-CuSn и FeSn. Повышенное содержание олова в заготовках могло дополнительно привести к охрупчиванию границ зерна, особенно в случае крупных зерен. Анализ результатов по охрупчиванию стали под воздействием термообработки ступенчатого охлаждения (Step cooling) показывает, что температура перехода в хрупкое состояние находится ниже плюс 10°С. Существенное влияние на эту характеристику оказывает химический состав стали, в частности, примесные элементы. Наиболее значительное охрупчивание и самый низкий уровень работы удара при минус 18°С имели заготовки с самым высоким содержанием олова и величиной J-фактора. Для гарантирования температуры перехода в хрупкое состояние < 10°С содержание олова должна быть < 0,005%, содержание Р < 0,006%), величина J-фактора не более 120.

На механические свойства стали, включая работу удара, безусловно влияют параметры деформирования и термообработки. Увеличение температуры закалки с 930 до 950°С улучшает работу удара без снижения прочностных характеристик. Увеличение продолжительности отпуска не приводит к увеличению работы удара. При значительном увеличении скорости охлаждения заготовок удалось при закалке с температурой 950°С улучшить работу удара, но такая скорость охлаждения в реальных условия не может быть реализована.

В работе установлено, что критическая скорость охлаждения для закалки на бейнит составляет 4,5°С/сек, фактическая скорость охлаждения центра обечаек толщиной 180-200мм составляет 0,8-1,0%ек, т.е. получить полностью бейнитную структуру стали во время охлаждения в воде реальных заготовок нельзя, вследствие быстрого протекания реакции образования полигонального феррита. Ударную вязкость стали можно улучшить только измельчением исходного аустенитного зерна, что одновременно будет снижать температуру хрупко - вязкого перехода. Обычно аустенитное зерно измельчают присадкой алюминия и ванадия (титана, ниобия) на стадии выплавки и применением оптимальных температурно-деформационных параметров при ковке.

Кардинально улучшить структуру и свойства металла двух «плохих» обечаек при проведении различных опытных режимов на малых заготовках в лабораторных условиях не удалось. Установлено, что причиной низких значений работы удара этих обечаек пок. 707195 и 707196, явилось сильно выраженная неоднородность структуры металла, сформированная ковкой из-за нарушений термомеханических условий деформации.

ГЛАВА 8. ИССЛЕДОВАНИЕ КАЧЕСТВА ПОКОВОК ИЗ СТАЛИ 15ХЗМФ.

8.1. Химический состав и оценка структуры стали после термической обработки.

Химический состав одной из плавок стали СТ1-А, примерно соответствующий по отечественному стандарту стали марки 15ХЗМФ, приведен в табл.8.1.

Из этой стали были изготовлены плиты, обечайки и штанги.

Режимы основной термической обработки и дополнительных отпусков двух поковок плиты и обечайки представлеы в табл.8.2

1. Волчок И.П. Повышение сопротивления листовой стали хрупкому разрушению // Прочность конструкций, работающих в условиях низких температур: Сб. науч. тр. /ЛТИХП- М.: Металлургия, 1985. С. 64-68.

2. Солнцев Ю.П., Андреев А.К., Гречин Р.И. М.: Металлургия, 1996.176 с.

3. Явойский В.И., Рубенчик Ю.И., Окенко А.П. Неметаллические включения и свойства стали М.: Металлургия, 1980. - 176 с.

4. Волчок И.П., Федьков В.А., Луштов М.В. Неметаллические включения и разрушение сталей при низких температурах ФХММ. 1977. Т. 13 №2. С. 10-12.

5. Zheng С.О., Radon J.C. The formation of voids in the ductile fracture of a low-alloy steet Proc. ICF Int. Symp. Fract. Mech., Beijing, 22-25 Nov., 1983. -Beijing Utrecht, 1984.-P. 1052-1056.

6. Явойский В.И., Близнюков C.A., Вишкарев А.Ф. и др. Включения и газы в сталях. М.: Металлургия, 1980 - 393 с.

7. Rosenfield A.R., Shetty O.K., Skidmore A.J. Fractographic observations of cleavage initiation in the ductile-brittle transition region of a reactor-presewe-vessel steel // Met. Trans., 1983. A 14. № 7-12. P. 1934-1937.

8. Шульте Ю.А. Хладостойкие стали. M.: Металлургия, 1970 - 224 с.

9. Явойский В.И., Лузгин В.П., Вишкарев А.Ф. Окисленность стали и методы ее контроля. М.: Металлургия, 1970. - 288 с.

10. Явойский В.И. Теория процессов производства стали. М.: Металлургия, 1967-791 с.

11. Лутов М.В., Святенко Б.Н. Раскисление хладостойких хромомарганцевокремнистых сталей // Прочность металлов, работающих в условиях низких температур. Сб. науч. тр. / ЛТИХП. М.: Металлургия,1987.-С. 34-50.

12. Лунев В.В., Аверин В.В. Сера и фосфор в стали. -М.: Металлургия,1988.-256 с.

13. Элиот Д.Ф., Глейзер М., Рамакришна В. Термохимия сталеплавильных процессов.- М.: Металлургия, 1969.-252 с.

14. Григорян В.А., Белянчиков Л.Н., Стомахин А.Я Теоретические основы электросталеплавильных процессов. М.: Металлургия, 1979 - 256 с.

15. Sigwort G.K., Elliot J.F. The Thermodynamic of Liquid Dilute. // Iron Alloys Met. Science. 1974. V. 8. P. 298-310.

16. Свойства элементов: Справочник /Под ред. Г.В.Самсонова. 2-е изд. Ч 1 Физические свойства. - М.: Металлургия, 1976. - 600 с.

17. Солнцев Ю. П., Титова Т.И. Стали для Севера и Сибири. — СПб.:1. Химиздат, 2002.-352 с.

18. Шалимов А.Г., Косой АФ. Неметаллические включения в стали, обработанной совместно жидким синтетическим шлаком и порошкообразным силикокальцием в струе аргона // Чистая сталь /Пер, с англ. М.: Металлургия, 1987. - С. 340-349.

19. Faulring G.M., Ramalingam S. Inclusion precipitation diagram for the Fe-O-Ca-AI system. // Met. Trans. 1980. Bd. 11. №1. - P. 125-130.

20. Олетт M., Гателье С. Влияние добавок кальция, магния или РЗМ на чистоту стали // Чистая сталь / Пер, с англ. М.: Металлургия, 1987. - С. 128143.

21. Faulring G.M., Farrell. W., Hilty D.C. Steel flow throung, nozzles: influence of calcium. Iron and Steelmaker (February 1980), P. 14.

22. Тюркдоган E.T. Раскисление и десульфурация в ковше и неметаллические включения в стали теоретические основы и практические наблюдения. // Чистая сталь. /Пер. с англ. - М.: Металлургия, 1987. - С. 68-99.

23. Greethen Е., Philippel L. Production and application of cleon steels. London, 1972.

24. Поволоцкий Д.Я. Раскисление стали. M.: Металлургия, 1972. 206с.

25. Гольдштейн М.И., Грачев С.В., Векслер Ю.Г. Специальные стали. М.:МИСИС, 1999.-408 с.

26. Матросов Ю.И. Механизм влияния ванадия, ниобия и титана на структуру и свойства малоперлитной стали // МиТОМ, 1979, № 7 С. 2-5.

27. Быков В.И. Совершенствование технологии раскисления кипящей стали. М.: Металлургия, 1980, 167 с.

28. Choh В.Т. Inouvem. The Rate of oxygen Absorption of Zignid Iron. Iransactions ISII 1980 r. v20/775.

29. Vshigama H, Yaasa G. Yajima T. Ladle Furnace (LF) Process in Japan. -Conference Secondary Steelmaking. 5-6 May 1977, London, England S 17/1 -17/50.

30. Новик JI.M., Лукутин А.И., Кацов Е.З. и др. Эффективность внепечной вакуумной обработки нераскисленной стали. Сталь 1974, №5, с. 429 -432.

31. Согеа Т. Mandolsi R. Esperinse fatte con Jimpianto VAD-Finki delle nuova accieria elettrica di Dalmine. Ja metallurgia italiana, 1978, v 70, №12, с 497 -503.

32. Sandberg I, Scand I Metalurgi 1978 (7) №2 с 81 87.

33. Парамончик И.Б. Яковлев Ю.Н., Казачков И.П. Инжектирование воздуха сталью при выпуске ее из печи. Изв. вузов. Черная металлургия,1971 №4, с. 54-57.

34. Лузгин В.П. Газы в стали и качество металла. М.: Металлургия, 1983.-229с.

35. Лангхаммер Г.Ю., Гек Г.Г., Юнне СВ., Шенк Г. Изучение роли кислорода в реакциях, протекающих при выпуске, разливке, кипении и затвердевании кипящей мартеновской стали. Черные металлы, 1967, №12, с 13-23.

36. Борковский В.Л. Исследование процессов вторичного окисления и азотации при выпуске и непрерывной разливке низкоуглеродистой автолистовой стали. Дисс. канд. техн. наук. - М. 1980. - 161 с.

37. Гронский Л.И., Суров В.П., Огурцов А.П. и др. Уменьшение вторичного окисления трубного металла в процессе разливки. В кн.: Взаимодействие металлов и газов в сталеплавильных процессах. - Научные труды МИСиС, №79,1973, с. 189-191.

38. Перевязко А.Г., Попов С.С. Вторичное окисление металла. Сталь, 1971, № 12, с. 1096-1098.

39. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали — М.: Металлургия, 1973. 311 с.

40. Линчевский Б.В., Соболевский А.Л. Раскисление нержавеющей стали углеродом в вакууме. Изв. вузов. Черная металлургия, 1968, №11, с. 60 -63.

41. Линчевский Б.В., Вакуумная металлургия стали. М.: Металлургия, 1970,-258с.

42. Кочетов А.И., Стомахин А.Я., Григорян В.А. и др. Раскислительная способность углерода в вакууме. Изв. вузов. Черная металлургия, 1976, №1 с. 65-68.

43. Кузнецов Л.Б. Исследование взаимодействия углерода и кислорода в жидких металлах в вакууме. Дисс. канд. техн. наук. - М., 1971. -197 с.

44. Иванов А.А. Исследование процессов вакуумной обработки стали на основании информации об окисленности металла и отходящих газов. -Дисс. канд. техн. наук. М., 1980. - 186 с.

45. Клячков А.А., Красильников В.О., Фомин В.И. Применение комплекса внепечной обработки стали для производства качественных сталей. Труды пятого конгресса сталеплавильщиков. Москва 1999 г.

46. Carlson L.E., Lener Т. ASEA-SKF Ladle Furnace. The ASEA Jornal, 1980, v. 2, №3, s. 10-16.

47. Соколов Г.А. Эффективность процессов внепечного рафинирования жидкой стали. Дисс. канд. техн. наук. - М., 1973. - 248 с.

48. Фореман А.,Видмарк X. Реакция между сталью и футеровкой ковша при вакуумной обработке. В кн.: Физ. Хим. основы производства стали. М., Наука, 1971, с. 471-477.

49. Чухлов В.И., Ойке Г.Н., Аншелес И.И. Механизм кипения металла при вакуумировании в ковше. Изв. вузов. Черная металлургия, 1967, №1, с. 41-45.

50. Шигикин М. А., Линчевский Б.В., Тараканов Ю.В. Определение раскислительной способности углерода в вакууме методом э.д.с. Изв. вузов. Черная металлургия, 1975, №2, с. 12-16.

51. Мельников С.Г., Носоченко О.В., Ромадыкин С.Д. Внепечное рафинирование и модифицирование конвертерной стали Третий конгресс сталеплавильщиков. Москва 1996г.

52. Морозов А.Н., Стрекаловский М.М., Чернов Г.М., Канцельсон Я.Е. Внепечное вакуумирование стали. М.: Металлургия, 1975, - 288с.

53. Deive F.D., duderstadt L.G., Kowal R.F. Kinetics of carbon and oxygen removal in the DH-process at low carbon levels Iron and steel. Inst, 1968, v. 206, №12 с 1218-1222.

54. Аншелес И.И. Теоретические основы и технология внепечного вакуумирования жидкой стали. Дисс. д-ра техн. наук. - М., 1970. - 240 с.

55. А.С. 383746 (СССР). Способ вакуумной обработки жидкой стали/ А.И. Лукутин, Е.З. Кацов, Л.М. Новик. Опубл. в Б.И., 1973, №24.

56. Соколов Г.А., Ойкс Г.Н. Кинетика процесса дегазации при вакуумировании жидкой стали в ковше. Изв. вузов. Черная металлургия, 1959, №1, с. 47-58.

57. А.С. 467116 (СССР). Способ управления процессом вакуумной обработки жидкого металла/ Е.М. Кузнецов, В.В. Аверин, А.И. Лукутин. -Опубл. вБ.И., 1973 с. №24.

58. Кузнецов Е.М. Аверин, А.И. Лукутин и др. Использование метода э.д.с. для контроля процесса вакуумной обработки стали. В кн.: Закономерности взаимодействия жидкого металла с газами и шлаками. М., 1976 с. 29-36.

59. Кузнецов Е.М. Электрохимические измерения окислительных потенциалов газов и металлических расплавов с применением газовых электродов сравнения. Дисс. канд. техн. наук. - М., 1977 - 160 с.

60. Кийко Г.В., Казаков М.С. и др. Совершенствование технологии выплавки подшипниковых и конструкционных сталей ОАО «Днепроспецсталь» с обработкой металла на установке «ковш-печь» Труды четвертого конгресса сталеплавильщиков Москва 1997г.

61. Поляков А.Ю. Термодинамические основы применения вакуума в процессах производства стали и сплавов. В кн.: Вакуумная металлургия. -М.: Металлургиздат, 1962, с. 7 - 75.

62. Ойкс Г.Н. Рогулев Б.А., Аншелес И.И. и др. Вакуумирование жидкой стали. Бюллетень ЦНИИЧМ, 1964, №16, с. 39-43.

63. Самарин A.M. Гарнык Г.А., Куценко А.Д. и др. Выплавка трансформаторной стали в конвертере с последующим вакуумированием в ковше. В кн.: Физико-химические основы производства стали. М.: Наука, 1968, с. 207 -211.

64. Фетисов А.А., Технологические особенности внепечной обработки трансформаторного металла на установках «ковш-печь». Четвертый конгресс сталеплавильщиков. 1997г. Москва.

65. Свяжин А.Г. Романович Д. А. Шахназов Е.Х. Удаление неметаллических включений при внепечной обработке стали. Шестой конгресс сталеплавильщиков. Москва 2001г.

66. Кацов Е.З. Исследование процессов получения и свойств вакуумированной в ковше стали для глубокой вытяжки. Автореферат. Дисс. канд. техн. наук, М., 1970, 24 с.

67. Kinsmen G.J., Haseldean G.S.F., Davias M.W. Physicochemical faktors effecting the vacuum deoxidation of steels. J. of the Iron and Steel Institute. 1968, v/207, №11 с 1465-1471.

68. Дьяконов С.И. Исследование процессов раскисления при внепечном вакуумировании конструкционных хромоникелевых сталей: Автореферат. Дисс. канд. техн. наук. Ижевск, 1981. - 25 с.

69. Маркелов А.И. Продувка аргоном при вакуумировании стали в ковше. Сталь, 1976, №2, с. 134 - 136.

70. Ericson A. Zadle Furnau tm Zatest Achievement in steelmaking. The ASEA Journal 1972, v 15 c. 10 -22.

71. Nakanishi К., Szekely J., Fulili Т., u.a. Stiring and its effect on aluminium deoxidation of steel in the ASEA-SKF furnace. Metallurgical Frans. 1975. V. 613 №3, s. 111-118.

72. Лукутин А.И., Кацов E.3., Новик Л.М., и др. Исследование процесса вакуумной обработки кислородно-конвертерной рельсовой стали перед непрерывной разливкой. В кн.: Закономерности взаимодействия металлов с газами и шлаками. - М.: Наука, 1976, с. 154-163.

73. Степашин A.M., Гаврилов А.В., Тарынин Н.Г. Выбор оптимального вида внепечной обработки для производства стали с нормированным уровнем неметаллических включений. Шестой конгресс сталеплавильщиков Москва 2001г.

74. Lange D. Fishcer W.A. Desoxidationsqleichgewichte von Titan, Aluminium und Zirconium in Eisensehmelzen bei 1600°C. Arch fur das Eisinhuttenwenen, 1976, №4, с 195 198.

75. Moritama H. The Process in the 60-ton Ladle and the qualiti of production. Тэцу-то-хаганэ, 1976, v. 62, №4 s. 240 - 241.

76. Ленер Т. Вакуумная обработка, раскисление и десульфурация хромоникельмолибденовой стали. Доклад на Советско-шведскомсимпозиуме.Стокгольм. 1978.

77. Tivelins В., Schlgren Т. Secondary Steelmaking by the ASEA-SKF and the TN-process: a comparison. Iron and Steelmaker, 1978, v. 5, №11, s. 30 - 39.

78. Carlson L.E., Shaw R.B. ASEA-SKF Process. Iron Steel Engineer, 1972. v. 49, №8, s. 53-65.

79. Choh B.T., Jnouye M. The Rate of Oxygen Absorption of Liguid Iron. Transactions JSJJ. 1980, v.20 (775), s. 768 775.

80. Yrenillins N., Yreet P., Kren T. Operational experiement of the ASEA-SKF Ladle Furnace process at Bofors stelworks. Electric Furnace proceclings 1970, v.28, s. 57-62.

81. Балле П. Физическая химия сталеварения. М.: Металлургиздат, с. 228-233.

82. Явойский В.И., Левин С.Л., Баптизманский В.И. и др. Металлургия стали. М.: Металлургия, 1973, - 425 с.

83. Григорян В.А., Беланчиков Л.Н., Стомахин А.Я. Теоретические основы сталеплавильных процессов. М.: Металлургия, 1979. - 225 с.

84. Явойский В.И. Сталь 1954. №10 с. 88.

85. Чуйко Н.М., Перевязко А.Т., Даничек Р.Е. Внепечные способы улучшения качества стали. Киев. Техника, 1978, 127 с.

86. Крамаров А.Д. Физико-химические процессы производства стали. М.: Металлургия, 1954. 220 с.

87. Sieverts A. Zeit Phys. Chem.,1911, Bd. 77, s. 561.

88. Чипман Д., Эллиот Д. Производство стали в электропечах. М.: Металлургия, 1965, 424 с.

89. Поляков А.Ю. Термодинамические основы применения вакуума в процессах производства стали и сплавов. В кн.: Вакуумная металлургия. -М.: Металлургиздат, 1962, с. 7 -15.

90. Verge I. Rev. Metalliirgie, 1964, v. 61, №9, s. 755 - 766.

91. Аншелес И.И. Теоретические основы и технология внепечного вакуумирования жидкой стали. Дисс. д-ра техн. наук. - М., 1970. - 240 с.

92. Морозов А.Н. Водород и азот в стали. М.: Металлургия, 1968,397 с.

93. Соколов Г.А. Эффективность процессов внепечного рафинирования жидкой стали. Дисс. д-ра техн. наук. - Липецк, 1973, - 248 л.

94. Perry Т.Е. Ladle degassiog with indektion stirring and high vacuum. Iron and Steel Engineer, 1965. v. 2, №10, s. 89-94.

95. Uehara H. Steels for the large Forged Producte Refined by means of LF. Токосюко, Spec. Steel, 1980, v.29, №2 s. 40 - 42.

96. Петрова B.E., Зенков И.Б., Лебедев B.B. Дурынин В.А. Классификация флокенов с помощью микрофрактографии «Электрометаллургия» № 2, 2002, с. 7-44.

97. Дуб B.C., Иодковский И.А., Куликов А.П., Дурынин В.А. Опыт использования мартеновских печей с агрегатами внепечной обработки для производства высококачественной и высоколегированной стали «Электрометаллургия» № 1, 2003, с. 31-36.

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

99. Отчет ИЗ № 1084 от 30.10.2003.

100. Шпис Х.-И. Поведение неметаллических включений в стали при кристаллизации и деформации. М, Металлургия, 1971.

101. Макмиллан, Россел и др. Производство слитков для изготовления поковок. Доклад на международной конференции Шефоилд (Англия), 1967.

102. Томплинсон и Штрингер Д. «Шлесинг форжинг кавотес бай», март 1968, стр. 209.

103. Новицкий В.К. Исследование строения и свойств крупных кузнечных слитков с новыми геометрическими параметрами. Отчет ЦНИИТМАШ по теме М. 190, 1972.

104. Новицкий В.К., Дуб B.C. Отчет ЦНИИТМАШ по теме А.40., 1976.

105. Разработка технологии производства слитков массой до 420 кг. Отчет ЦНИИТМАШ, 1978.

106. Кавагучи, Хомме, Токахаса. Производство и усовершенствование процесса изготовления поковок из крупных слитков весом 400 т на заводах фирмы «Джапан стил воркс» (Япония). Доклад на международной конференции по ковке. США. Нью Джерси, 1972.

107. Смит X. Производство крупных поковок роторов генераторов весом свыше 135 т. Доклад на международной конференции по ковке в Тернии (Италия), 1970.

108. Новицкий В.К., Тихомиров Н.В. Отчет ЦНИИТМАШ по теме 66122-11/2,1968.

109. Новицкий В.К., Дуб B.C., Макаров И.И. Отчет ЦНИИТМАШ по теме А-76, 1976.

110. Шмрга JI. Затвердевание и кристаллизация стальных слитков. М.: Металлургия, 1985. 248 с.

111. Прочность дисков из стали ЭИ-415 с неметаллическими включениями /В.П. Рабинович, П.Д. Хинский, Н.П. Петров и др. В сб.: экспериментальные исследования прочности дисков, лопаток и паровых турбин. -М.: ЦНИИТМАШ, 1965, № 56, с. 6-26.

112. Гуляев Б.Б. Затвердевание и неоднородность стали. М.: Металлургиздат, 1950. - 223 с.

113. Дуб B.C. Исследование внецентренной ликвации и разработка методов подавления ее развития в крупных слитках. Диссертация д-ра техн. наук. М.: ЦНИИТМАШ, 1980.

114. Ребрик А. А. Исследование внецентренной химической неоднородности и разработка методов определения ее расположения в крупных слитках. Диссертация канд. техн. наук. М.: ЦНИИТМАШ, 1981.

115. Исследование качества материала ротора высокого давления турбины К-220-44: Отчет/ ЦНИИТМАШ; Руководители работы В.П. Рабинович, B.C. Дуб. Шифр тома Т. 86.-М., 1975.-299 с.

116. Кудрявцев И.В., Шоков Н.А. Анализ случаев разрушения валовроторов крупных турбогенераторов. «Энергомашиностроение», 1980, №11, с. 17-19.

117. Пфанн В.Дж. Зонная плавка. Перевод с англ. М.: Металлургиздат, 1960. - 272 с.

118. Ефименко С.Н., Завгородний Н.Ф., Педопекин О.В., Жук В.И. Анализ гидродинамики расплава и химической неоднородности слитка, затвердевающего под слоем теплоизоляции. Изв. АН СССР, Металлургия, 1981, № 5, с. 81-86.

119. Малиночка Я.Н., Ковальчук Г.З. Сталь, 1963. № 6, с. 555-560.

120. Ефимов В.А. Разливка и кристаллизация стали. М.: Металлургия, 1976. 552 с.

121. Литейное производство / Под ред.Куманина И.Б. М.: Машиностроение. - 1971. - 320с.

122. Smith R.W. The Solidisication on Metals, Disc. Iron and Steel Inst. London, 1968, Publ., № 2, 110, P. 414.

123. Исследование и разработка новых методов воздействия на процесс затвердевания крупных слитков для оборудования АЭС. Отчет ЦНИИТМАШ. М. 1990.

124. Kawaguchi S., Kudo К. Segregation and Heat Treatment of large Ingots konf. v. Temi, 1970.

125. Kawagchi S., Homma R., Takahashi K., Jin T. Forging from gigantic ingot with 3550 mm diameter and 400 metric ton weidht. Konf. v. Cherry-Hill, USA, 1972.

126. Крянин И.Р., Дуб B.C., Соболев Ю.В., Новицкий B.K. Ключарев В.Е. Улучшение технологии производства крушшх слитков. Сталь, 1988, № 4, с. 31-34.

127. Вишняков А.В., Данилов Н.М., Дементьев В.Д., Трифонов О.В., О механизме возникновения химической неоднородности в стальном слитке. Изв. Вузов, Ч.М, 1977, № 2, с. 35-39.

128. Наида Осаму, Окано Шинобу, Эми Тошихико. Оценка процесса формирования внеосевой зональной ликвации в стальных слитках на базе химического состава стали. "Тэцу то хаганэ", 1981, 67, № 7, с. 954-958.

129. Jackson W., Wilckok R.: Optimization of Steel Product Yield, Konf JISI, 1967.136. Smith S.J. nSI, 1970.

130. HochsteinF. Stahl und Eisen, 17, 1975, s. 785-789.

131. Казачков E.A., Ровтов Н.И., Дмитриев A.M., Житник Г.Г. Процессы затвердевания и повышение однородности слитков спокойшй стали. Сталь, 1988, № 4, с. 27-31.

132. Екояма Масайоши. Влияние содержания углерода в стали на структуру кристаллизации непрерывной заготовки. Тэцу то хаганэ, 1985, 71,4, с.206.

133. Сузуки Макото. Влияние содержания углерода на форму дендритов в углеродистых сталях. I. Исследование затвердевания методом направленной кристаллизации. Тэцу то хаганэ, 1985, 71, № 12, с. 1034.

134. Бесхо Ясаму, Нагаока Ютака, Сузуки Акира. Влияние легирующих элементов на расстояние между ветвями первичных дендритов в сплавах на железной основе. Тэну то хаганэ, 1977, 63, № 10, с. 1672-1680.

135. Suzuki Koreaki, Taniguchi Kohzo. The Mexanizm of reducing L-segregates in steel ingots. Tcans. Iron and Steel Inst. Jap., 1981, 21, N 4, 235242.

136. Suzuki Koreaki, Migamoto Takehiro. Influence of alloying elements on the Formation of L-segregates in steel ingot. Trans. Iron and Steel Inst., Jap., 1980, 20, N6, p. 375-383.

137. Голиков И.Н., Масленков С.Б. Дендритная ликвация в сталях и сплавах. М.: Металлургия, 1977, 224 с.

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

139. Флеминге М. Процессы затвердевания: Перевод с англ. М.: «Мир», 1977.-427 с.

140. Гудремон Э. Специальные стали. Т. 1 Второе издание. М.: Металлургия. 1966.

141. Меськин B.C. Основы легирования стали. М.: Металлургиздат, 1959,688 с.

142. Борздыка A.M. Методы горячих механических испытаний металлов. М.: Металлургиздат.

143. Михайлов-Михеев. Тепловая хрупкость стали. М.: Машгиз, 1956.

144. Баранов С.М. Металловедение и термическая обработка металлов, № 12, 1956, с. 40.

145. Лискин А.Г., Игнатьев В.И. Ильин Г.И. и др. Огнеупоры, 1980, № 10, с. 34-40.

146. Страхов В.М., Борисовский Е.С., Соколов А.Н., Игнатьев В.И. -Металлург, 1981, № 10, с. 25-26.

147. Борисовкий Е.С., Шумейко P.M., Калинин В.В., Страхов В. М. Методы исследования и использования огнеупоров в металлургии: Тематич. отрасл. сб. М.: Металлургия, 1983, с. 10-15.

148. Штерн Р. Черные металлы, 1980, № 19, с. 24- 26.

149. Соколов А.Н., Бенделев Ю.Е., Борисовский Е.С. и др. -Огнеупоры, 1981, № 7, с. 10-12.

150. Солнцев Ю.П., Пряхин Е.И., Пирай нен В.Ю. Специальныематериалы в машиностроении. Спб.: Химиздат, 2004, 640 с.

151. Knott J.F., Withey P.A. Fracture Mechanics. Worked Examples. The Institute of Materials London, 1993, 108 p.

152. Волков В.А., Орестов A.M., Карзов Г.П. и др. Экспериментальная оценка применимости методических указаний для опредления характеристик низкопрочных сталей. В кн.: Унификация методов испытаний металлов на трещиностойкость. Изд. стандартов. М.: 1982.

153. Солнцев Ю.П. , Викулин А.В. Прочность и разрушение хладостойких сталей. М.: Металлургия, 1955. - 256 с.

154. Статическая прочность и механика разрушения / Под ред. В.Даля, В.А.Антона. М.: Металлургия, 1986. - 565 с.

155. Поведение стали при циклических нагрузках/ Под ред. В.Даля. -М.: Металлургия, 1983. 565 с.

156. Солнцев Ю.П., Пряхин Е.И., Пирайнен В.Ю. Специальные материалы в машиностроении. СПб.: ХИМИЗДАТ, 2004. - 640 с.

157. Дурынин В.А., Солнцев Ю.П. Исследование и совершенствование технологии производства с целью повышения ресурса изделий из крупных поковок ответственного назначения.- СПб.: ХИМИЗДАТ, 2006.-272 с.