Все о металле, его обработке и переработке
Партнеры
  • .

ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕДЕЛА СЛИТКОВ НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ

1. ПОДГОТОВКА СЛИТКОВ К ДЕФОРМАЦИИ

Несмотря на значительные успехи, достигнутые при совершенствовании технологии разливки нержавеющей стали, качество поверхности слитка в ряде случаев оста­ется неудовлетворительным, в связи с чем оказывается целесообразной организация ремонта слитков.

Для удаления поверхностных дефектов используют­ся три вида ремонта: а) обдирка поверхности слитков на токарных станках; б) полная или выборочная мест­ная зачистка поверхности слитков с помощью абразив­ных станков; в) огневая зачистка поверхности слитков с помощью специального резака.

Обдирку поверхности слитков производят при нали­чии массовых’ дефектов глубиной до 10—15 мм. Этот метод позволяет надежно удалять большинство дефек­тов и получать качественную поверхность проката. Не­достатком метода является перевод большого количест­ва металла в стружку, низкая производительность то­карных станков (даже при оборудовании их несколькими резцами).

Однако для некоторых трещиночувствительных ста­лей обдирка является единственно приемлемым спосо­бом ремонта слитков. Зачистка поверхности слитков на абразивных станках позволяет производить удаление отдельных дефектов и благодаря этому сокращать за­траты труда и металла. Зачистке следует подвергать не­которые прочные марки нержавеющих сталей, например 3X13F14CT и т. п. Для слитков, предназначенных для прокатки или продольной ковки, глубина зачистки де­фектов допускается до 20—50 мм (в зависимости от се­чения) с развалом 1 :6. Для кузнечных слитков, которые подвергаются осадке, глубина выточек ограничивается до 30 мм при развале 1 : 10.

Весьма часто сочетают обдирку на токарных станках с последующей абразивной зачисткой оставшихся по­верхностных дефектов либо обдирку наиболее поражен­ной дефектами зоны и местную зачистку дефектов в ос­тальной части слитка.

Огневой зачистке обычно подвергают крупные листо­вые слитки нержавеющей стали, глубина дефектов у ко­торых более 5 мм, и их общая площадь занимает бо­лее 1/3 грани. Такую зачистку осуществляют на специ­альных открытых участках с помощью газовых резаков.

Для развития высокой температуры в зоне реза ме­талла к головке резака по питательным штангам под­водят природный газ и кислород (около 99% О), а так­же порошковую смесь: на два объема порошка силико­кальция один объем порошка ПАМ-4. При сгорании в кислороде порошка ПАМ-4 (50% Al и 50% Mg) раз­вивается температура около 2500°С, что обеспечивает плавление тугоплавких элементов, входящих в состаз нержавеющей стали.

Отрицательным моментом в абразивной и огневой зачистке металла является получение немобильных от­ходов металла с потерей ценных легирующих элементов.

Известны и другие способы ремонта поверхности слитка. Например, итальянская фирма «Инноченти» производит фрезерные станки, которые позволяют ре­монтировать слитки в горячем состоянии. Набором фрез производится снятие в стружку поверхностного слоя слитка примерно при 800°С с механизированной кантов­кой слитка на станке. Иногда зачистку производят на дробеметных установках.

Ремонт поверхности слитков является вынужденной операцией. Поэтому усилия технологов должны быть направлены на улучшение качества поверхности слит­ков при разливке.

2. ОБЩИЕ ОСОБЕННОСТИ ДЕФОРМАЦИИ НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ

Пластичность нержавеющих сталей

Как правило, нержавеющие стали обладают пони­женной пластичностью, т. е. пониженной способностью деформироваться без разрушения. Пластичность стали зависит от ее природы, характера напряженного состоя­ния при деформации, а также температурных и скорост­ных условий деформации.

Наибольшее влияние на горячую пластичность ока­зывает химический состав стали, определяющий ее свой­ства и фазовый состав при деформации. Образование избыточных фаз различного состава, находящихся в ме­талле в виде включений, прослоек и пленок, существен­но затрудняет протекание процесса пластической дефор­мации. В этой связи влияет и ликвация химического, а следовательно, и фазового состава металла в слитке.

Выбор оптимального химического состава стали да­же в пределах марки, подавление процесса ликвации при разливке, диффузионное выравнивание состава при термообработке или нагреве под прокатку являются су­щественными условиями повышения пластичности ме­талла. К природе стали следует также отнести ее мик­росостав: с одной стороны, наличие вредных элемен­тов — цветных металлов: свинца, цинка, висмута, сурь­мы, олова, мышьяка и др.; с другой — наличие поверх­ностно активных элементов в определенных дозах: бора, кальция, магния, церия и других РЗЭ.

Микросостав стали определяется составом шихтовых материалов, методом и технологией выплавки, составом футеровки печи и оказывает существенное влияние на поведение металла при деформации. Например, если удаление ряда цветных металлов при вакуумном дуго­вом и электроннолучевом переплавах положительно сказывается на уровне пластичности, то испарение маг­ния может привести к ухудшению способности к дефор­мации.

Большое влияние на пластичность оказывают темпе — ратурно-скоростиые условия, при которых осуществляет­ся деформация металла. В большинстве случаев с повы­шением температуры пластичность металла возрастает, сопротивление деформации уменьшается, повышается

Производительность станов. В связи с этим обычно стре­мятся деформировать металл при более высоких тем­пературах.

Однако для нержавеющих сталей при выборе тем­пературы нагрева и деформации следует учитывать не только опасность пережога, но и фазовое состояние ме­талла, рост зерна и т. п. факторы, существенно влияю­щие на горячую пластичность и свойства прокатанной


Юоо

Тог

Ili

1 § >

§ & 120 О /JOOlit S

N

‘-ч

N

N

I…………. I

6

I

HOO

T,°c

1300 чз

Рис. 72. Влияние температуры нагрева на соотношение фаз и технологичность Ста л си’.


A — ферритного н феррито-аустеиитного классов; б — аустенитного класса (а-фаза <20%); 1 — технологичность; 2 — соотношение фаз

Стали. Схематически это влияние по данным А. А. Ба­бакова приведено на рис. 72.

Значительное влияние на пластичность металла ока­зывает и характер напряженного состояния. Хотя на­пряженное состояние металла при прокатке и свободной ковке рассматривают как соответствующее всесторонне­му неравномерному сжатию, в действительности в ре­зультате неравномерности деформации оно может быть различным, включая схемы с растягивающими напря­жениями. При этом снижается пластичность стали.

Таким образом, при разработке технологии передела необходимо обеспечить наибольшую пластичность ме­талла.

Механические свойства и сопротивление деформации

Нержавеющих сталей

Нержавеющие стали имеют, как правило, высокие прочностные свойства при температурах деформации. Данные по пределу прочности, полученные в одинако­вых условиях, обобщены в работе [215].

289

Сопротивление деформации сталей Х18Н10Т и 4X13 превышает эту характеристику для Ст.1 в 1,8 раза.

19-27

Повышенным сопротивлением деформации обладают стали с наибольшей легированностью аустенита, особен­но содержащие интерметаллидные соединения и карби­ды вольфрама и молибдена.

Сопротивление деформации зависит от температуры: и с понижением оно увеличивается. Верхний предел температуры деформации определяется температурой перегрева и пережога стали, которая на 100—200 град ниже температуры плавления стали, и кривой пластич­ности стали. Если сталь обладает высокой температу­рой начала рекристаллизации, то ограничивают и тем­пературу конца прокатки (ковки). Она должна быть выше температуры рекристаллизации, так как при сни­жении температуры происходит упрочнение стали и рост сопротивления деформации. Для однофазных феррит — ных сталей рекомендуется оканчивать прокатку при по­ниженных температурах, чтобы обеспечить мелкую и равномерную структуру, хотя при этом и возрастает сопротивление деформации.

Для многих нержавеющих сталей необходимо произ­водить деформацию в узком интервале температур, но при этом нежелательно применять малые обжатия по проходам, так как большое число проходов ведет к ухуд­шению качества металла.

Станы для прокатки нержавеющих сталей должны учитывать эти особенности и иметь повышенные проч­ность и мощность двигателя: контрольно-измерительная аппаратура должна обеспечить высокую точность темпе­ратурного режима нагрева.

Уширение и опережение нержавеющих сталей

Нержавеющие стали всех классов при деформации уширяются больше, чем углеродистая сталь. Например, ферритные стали уширяются больше углеродистой стали примерно в 1,6 раза, аустенитные — в 1,4 раза, мартен — ситные — в 1,3 раза. С ростом температуры уширение нержавеющих сталей возрастает. Повышенное уширение должно учитываться при калибровке валков и разра­ботке схем деформации, так как в противном случае трудно обеспечить удовлетворительное качество поверх­ности прокатанного металла.

Хромистые и хромомарганцевые стали при всех об­жатиях характеризуются большим опережением, чем

Ст. 1, тогда как сталь Х18Н10Т имеет меньшее опереже­ние.

Процесс передела нержавеющих сталей характеризу­ется также рядом других особенностей: при нагреве и охлаждении металла (в связи с чувствительностью ряда сталей к напряжениям), при деформации (склонность к налипанию), при порезке и зачистке прокатанного ме­талла.

3. ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕДЕЛА СЛИТКОВ ХРОМИСТЫХ НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ

Для хромистых нержавеющих сталей характерна по­ниженная теплопроводность, которая лишь немного вы­ше теплопроводности стали Х18Н10Т. Отсюда необходи­мо слитки нагревать медленно под горячую обработку. При быстром нагрева слитков из-за разницы темпера­тур поверхности и середины возникают внутренние на­пряжения, которые приводят к «скворечникам».

Высокое сопротивление деформации требует осторож­ной прокатки металла с относительно небольшими об­жатиями.

Пластичность ферритных хромистых сталей доста­точно высока. Стали типа 1-2X13, Х17Н2, ДИ-1, ЭИ961 и т. п. являются двухфазными при температурах дефор­мации.

С учетом выбора температурной (фазовой) зоны де­формации устанавливаются суженные пределы химиче­ского состава металла при выплавке (табл. 44).

Как правило, предпочитают прокатку в аустенитной области, хотя при этом ниже температура прокатки и выше сопротивление деформации. Лишь стали, имеющие очень широкий интервал двухфазного состояния, целесо­образно нагревать высоко, до перехода в ферритное со­стояние. Для этих сталей особенно важна точность тем­пературы нагрева, так как превышение заданной тем­пературы сразу ведет к пережогу. Рекомендуется также нагрев производить в ближайших к стану нагреватель­ных колодцах Ii выдавать слитки небольшими партиями, чтобы сохранять при деформации ферритную структуру стали, определяемую высокой температурой металла. При задержках на стане необходимо слитки или недока — ты возвращать в нагревательные колодцы.

291

Мартенситные стали 2-4X13 и некоторые другие об­ладают повышенной чувствительностью к напряжениям,

19*

Таблица 44

Суженные пределы химического состава ряда сталей

Марка стали

С

Mn

Si

Cr

Ni

Фазовая область деформации

1X13

0,09— 0,12

13,0— 14,0

Ферритная

2X13

0,19— 0,24

12,0— 13,0

Аустенитная

1Х17Н2

0,11- 0,14

17,0— 18,0

1,5— 2,0

Ферритная

2Х15НЗМ (ДИ-1)

0,17— 0,21

14,5— 15,5

Аустенитная

1Х12Н2ВМФ (ЭИ961)

0,13— 0,16

0,4— 0,6

0,25— 0,4

10,5— 11,5

1,65— 1,8

»

1Х14НЗВФР (ЭИ736)

0,12— 0,14

0,4— 0,6

0,25— 0,4

13,0— 14,0

3,0— 3,4

»

1Х12ВНМФ (ЭИ952)

0,14- 0,18

0,5— 0,8

11,0- 12,0

»

1Х16Н4Б (ЭП56)

0,09— 0,12

0,25— 0,4

15,0— 16,0

3,75— 4,40

»

В связи с чем их нужно медленно нагревать и медленно охлаждать по окончании горячей механической обработ­ки. Ферритные стали Х25, Х28, Х25Т менее чувствитель­ны к нагреву стали. Температура конца прокатки или ¦ковки ферритных сталей поддерживается довольно низ­кой из-за необходимости получения мелкозернистой структуры: эти стали очень склонны к росту зерна при высоких температурах. Рост зерна происходит и в про­цессе прокатки.

Оптимальная температура конца горячей деформа­ции находится в диапазоне 800—850° С. Более высокая температура приводит к получению крупного зерна, бо­лее низкая — к наклепу. Желательно быстрое охлажде­ние металла после горячей деформации для получения мелкозернистой структуры.

Нагрев слитков хромистых нержавеющих сталей мо­жет производиться с холодного и горячего посада. Хо­лодные слитки стали типа 0-1X13, 1Х17Н2 массой 2—3 т сажают в подогревательную камеру рекуперативных на­гревательных колодцев, имеющую температуру не выше 550°С. Общее время нагрева слитков в подогревательной ячейке составляет 7—8 ч, при этом в течение 1 ч слитки выдерживают без подачи газа, затем равномерно нагре­вают до 800° С и в течение 2 ч выдерживают при этой температуре.

Подогретые слитки пересаживают в нагревательные ячейки с температурой около 1000°С. В последних тем­пературу повышают с максимальной скоростью (прак­тически за 2—3 ч) до 1320° С, а затем до 1350—1360° С. При этих температурах слитки выдерживают по 2—2,5 ч. Такой режим нагрева обеспечивает удовлетворительную прокатку металла, температура которого в конце про­катки превышает 900° С. Если слитки подаются из стале­плавильного цеха в прокатный в горячем состоянии, то, естественно, нагрев в подогревательной ячейке не про­изводится. Нагревательная ячейка, в которую сажают горячие слитки, имеет температуру, отличную от темпе­ратуры слитков не более чем на 250—300 град. По окон­чании посадки слитки выдерживают без подачи газа 15— 30 мин, после чего нагревают по режиму слитков холод­ного всада. Из-за склонности стали 1Х17Н2 к образова­нию рванин по ребрам раскатов на некоторых заводах слитки массой 1100 кг подвергают ковке на 7-т молотах после нагрева в методических печах до 1200° С.

На одном из заводов слитки массой 2,7 т прокатыва­ют на блюминге за два передела с зачисткой промежу­точной заготовки сечением 300X300 мм и обеспечением удовлетворительной поверхности крупного сорта.

Заметный эффект дает и промежуточный подогрев горячих раскатов 300X300 мм. Однако такая технология значительно осложняет производство.

Холодные слитки сталей (0)Х17Т, Х25Т и др. сажа­ют в подогревательную ячейку, имеющую температуру не выше 300° С, и выдерживают без подачи газа 2 ч. В этой ячейке производится подогрев до 800° С в течение 8—9 ч со скоростью около 60 град/ч. После выдержки 1 ч слитки пересаживают в нагревательную ячейку с тем­пературой не выше 900° С. В этой ячейке производится равномерный подъем температуры до 1200° С (по потен­циометру) за 2 ч 30 мин и томление при этой температу­ре в течение 1 ч 30 мин (для горячего всада 1 ч).

Нагрев холодных слитков стали 4Х9С2 и 4Х10С2М ведется в два этапа: сначала в подогревательной ячейке с температурой при посадке не более 400° С (выдержка без подачи газа 1 ч, нагрев до 800° С 5 ч, выдержка 2 ч) и затем в нагревательной ячейке (температура при по­садке слитков не более 900° С, нагрев до 1270°С в тече­ние 3 ч 15 мин и выдержка при 1270°С 1 ч 45 мин). Для горячих слитков допускается температура нагреватель­ной ячейки IOOO0C и время нагрева и томления сокра­щается на 15 мин. Нагрев слитков стали 2X13, ЭИ961, ДИ-1, ЭИ736, ЭИ952, ЭП-56 имеет существенные отли­чия, так как он должен обеспечить аустенитную структу­ру металла и максимально равномерный прогрев слитка. Поэтому нагрев производится с максимальной скоростью до 1200°С, и после выдержки 1 ч температуру снижают до 1160° С. Через 2 ч слитки выдают в прокат. Слитки 3-4X13 нагревают до 1270° С и выдерживают 2—3 ч.

На одном из заводов слитки развесом 1,2 т прокаты­вают на стане 800 с нагревом их в методических печах. Посадка слитков производится в методическую печь при температуре хвоста печи: для стали 1X13 не выше 800° С, для стали 2-4X13 не выше 600° С. Минимальная продол­жительность нагрева 10 ч. Температура стенок у окна выдачи 1220°С. Температура в сварочной зоне печи для стали 1-2X13 1250+20° С, для стали 3-4X13 1230+20° С. Температура слитка после второго прохода на стане — около 1140°С. Однако, как правило, нагрев сортовых слитков производится в рекуперативных нагревательных колодцах.

Прокатка слитков на заготовку и сорт

Прокатка слитков хромистых сталей на заготовку производится по режимам, приведенным в работе [215]. Слиток стали типа 1X13, Х25Т сечением 540X540 мм прокатывают на заготовку 190 мм за 21 проход с 9 кан — товками.

Характерно, что при прокатке аналогичного профиля из стали Х18Н10Т требуется 15—17 проходов при 7 кан- товках. Снижение обжатий, несмотря на меньшее сопро­тивление деформации, которое имеют ферритные стали, связано с тем, что’они при прокатке значительно уширя­ются. Кроме того, при прокатке в ящичных калибрах наблюдается свертывание раската. Сталь типа 1Х17Н2, 1X13 рекомендуется прокатывать в калибрах без подачи воды на валки.

Охлаждение металла после прокатки слитков на об­жимном стане производится на разных заводах по не­сколько отличающимся режимам. Обычно заготовку ста­ли 0-1X13, Х25, Х25Т, 1Х17Н2 охлаждают на воздухе в штабелях. Заготовку и круглый сорт стали 2-4X13, ЭИ736, ЭИ961 охлаждают в неотапливаемых колодцах в течение не менее 60 ч с обеспечением температуры ме­талла при выгрузке из колодцев не выше 150°С. С умень­шением сечения проката до квадрата 100—120 мм дли­тельность охлаждения соответственно снижается до 40 ч.

Металл загружается в колодцы с температурой не ни­же 700°С. Штанги стали 3-4X13 в верхние ряды не ре­комендуется укладывать. Температуру в колодце замеря­ют каждые 4 ч. По истечении 50% общего времени ох­лаждения при температуре не более 500° С разрешается ускорять темп снижения температуры путем открывания лючков и всей крышки. После выгрузки из колодцев сорт сталей 2-4X13, 4Х9С2, 4Х10С2М не позднее 8 ч подвер­гается отжигу.

Охлаждение стали 2-4X13 после прокатки может про­изводиться в печах для изотермического отжига по сле­дующему режиму: температура печи 500—650°С. По окончании загрузки выдвижной платформы печи горя­чим металлом садку подстуживают до 400° С. Затем платформу закатывают в печь, температура повышается за 3 ч до 700° С. При этой температуре садку выдержи­вают 18—30 ч (при садке 60—100 г). По окончании вы­держки металл выдают из печи, и дальнейшее охлажде­ние производится в спокойном воздухе.

На одном из заводов блюмы сечением 200—300 мм стали 3-4X13 после проката отжигают в термической пе­чи по режиму: нагрев со скоростью 100 град/ч до 880 °С, выдержка 12—20 ч в зависимости от садки, охлаждение до 650° С со скоростью 30 град/ч, затем на воздухе.

При охлаждении заготовок стали 1Х17Н2 на воздухе их отжигают через 24—72 ч после конца прокатки. При замедленном охлаждении этой стали в песочных дорож­ках в течение 72 ч получали до 30% брака по термиче­ским трещинам. Поэтому для мартенситных сталей сле­дует рекомендовать охлаждение в штабелях с посадкой на отжиг.

Нагрев заготовки хромистых нержавеющих сталей "существляется в методических печах по режимам, при­веденным в табл. 45.

Обычно прокатку нержавеющей хромистой стали на


I

О

Tt<

I о ю о

T1I

Эжин зн ‘Oo 4<ич1экм иозою • иь tfadsu) HMiBMOdu козном fcdXiedauKMj,

К

EP О) С

К

Г 0) О. Ю

Не более

СИ СЗ

Ч Ч

H-

0) г

0) 0) =г

О О

I не менее

Д 0> а.

СЗ

Я л

H О о

X M

Ч

А)

X

О

СО

К

СЗ

Не более!

S *

Ч о

Sf о а. С

X J3 Ч X

S о h-

0

1 X а> S

OJ X

S

А.

Вное KBHqirHWOX

Температура печи : нагреве, 0C

Ее X О СП

К

(Q

«

S К

О

А

СЗ

Д

I верх

Эгшчя зн 4Oo

4HhSU BHHO OJOHhOt?

-вэои A Bd^iBdauwsx

Ww ‘имвоюлве PiBdfBaM dawsBcj

Группа марок стали

O

Сорт производят по калибровкам и схемам прокатки, принятым для стали Х18Н10Т с ограничением темпера­туры конца прокатки: для стали марок 2-4X13, Х17, Х9С2, Х10С2М не ниже 850° С, для стали марок 1X13, Х25, Х25Т примерно 800° С.

Охлаждают металл после прокатки на сортовых ста­нах либо на воздухе, либо в неотапливаемых колодцах, либо в термостатах. Стали 2-4X13, 4Х9С2, 4ХЮС2М ох­лаждают в колодцах с закрытыми крышками 30—48 ч, стали Х17Н, 1-2Х17Н2—24—36 ч. Металл этих марок по­сле охлаждения передается на отжиг не позднее чем че­рез 8 ч, стали 0-1X13, 1Х13М, X17, 0Х17Т, Х25(Т) охлаж­даются в штабелях на воздухе. Температура металла при загрузке в колодцы должна быть для размеров 75 мм и выше не ниже 700° С, для меньших размеров — не ниже 450° С.

К моменту выгрузки температура должна быть не вы­ше 150° С. Для этого разрешается ускорять охлаждение металла подъемом или раздвиганием крышек. Охлажде­ние сталей 2-4X13, 4Х9С2, 4Х10С2М может производить­ся в термостатах.

В ряде случаев слитки хромистых нержавеющих ста­лей подвергают ковке. В этом случае нагрев слитков про­изводится в методических печах. Температура печи на посадке должна быть не более 600° С. Общая продолжи­тельность нагрева слитков массой 1,0 т составляет 9— 14 ч, 0,5 г —7—13 ч, 0,3 т — 6—11 ч. Температурный ре­жим печи (но потенциометру) приведен в табл. 46.

Температура металла (по оптическому пирометру) в конце ковки должна быть не ниже 850° С для сталей

Таблица 46

Температурный режим нагрева слитков хромистой нержавеющей стали

Марки

Стали

Показатели

4XHC2, <1Х10С2М

9X18

I-IXKi1 Х17

XW(T)1

X 28

Температура, °С:

Сварочной зоны. . томильной зоны

Выдержка в томильной зоне, ч—мин ….

1220 1230

1—00

1220 1250

1—00

1220 1250

1-00

1100 1130

1—00

X17, 4Х9С2, 2-4X13 и примерно 800—850° С для сталей Х25, Х25Т и Х28. В томильной зоне методической печи слитки обязательно раскантовывают не менее двух раз, причем между слитками следует оставлять промежутки размером не менее 1/2 сечения слитка.

В работе [5] приведены диаграммы рекристаллиза­ции сталей полуферритного и ферритного типов, иллюст­рирующие склонность к укрупнению зерна у сталей фер­ритного класса по сравнению с аустенитными. Крупно — зернистость сталей, ковка или прокатка которых заканчивалась при высокой температуре, не может быть исправлена последующей термической обработкой. В свя­зи с этим следует особенно тщательно соблюдать уста­новленные для каждой группы сталей температуры окон­чания деформации.

Охлаждение поковок производится практически так же, как и прокатанных заготовок соответствующих про­филей и марок сталей. При нагреве заготовки под ковку на-сорт температура печи у посадочного окна допуска­ется не выше 850° С. Режим нагрева заготовок приведен в табл. 47.

Таблица 47

1-4X13

9X18

Показатели

Режим нагрева заготовки хромистых нержавеющих сталей под ковку иа сорт

4Х9С2, 4Х10С2М

Х17, X25, Х25Т, ХХ28

Продолжительность нагрева, ч—мин

Размер заготовки квад­

Рат, мм:

230—250 ….

5—00

6—00

6—00

7—00

200—220 ….

4—20

5—20

5—20

6—00

160—180 ….

3—40

4—20

4—20

5—00

120—140 ….

2—20

3—00

3—00

3—40

90—115 ….

2—00

2—30-

2—30

2—40

75—85 ………………………….

2—00

2—30

2—30

2—40

Температура, 0C

Сварочная зона. . .

1200

1180

1200

950

Томильная зона. . .

1220

1260

1250

1020

Начало ковки ….

1080

1140

1120

950

Конец ковки ….

850—900

900—950

850—900

750—800

Если в процессе ковки заготовки сталей Х25(Т), Х28 на сорт необходимо произвести подогрев второго конца, то его нагревают в печи до температуры IlOO0C. При Этом откованный конец штанги нагреву не подвергается, что исключает рост зерна и ухудшение механических свойств, возникающих при высокотемпературном нагре­ве деформированного металла.

Таблица 48

Режимы термообработки хромистых нержавеющих сталей

Марка стали

Длительность нагре­ва до температуры отжига, ч—мин

Температура отжи­га, 0C

Выдержка при тем­пературе отжига,

Ч—MUH

Снижение до тем­пературы, 0C

Суммарная выдерж­ка при двух темпе­ратурах, ч—мин

Охлаждение до тем­пературы, 0C

Скорость охлажде­ния до температуры конца отжига, град/ч

1—4X13 . . .

___

4—00

—.

4Х9С2, 4ХЮС2М

5—00

880

2—00

860

12—00

700

30

(в зависи­

Мости от

Садки)

Х17………………….

3—00

800

2—00

770

То же

670

40—50

Х28 ….

3—00

700

4—

—.

Выдача на

12—00

Воздух

Охлаждение кованого сорта производится по той же технологии, что и катаного. Важным элементом при этом является подогрев неотапливаемых колодцев перед по­садкой нержавеющей стали. Хромистые нержавеющие стали проходят смягчающую термообработку по опреде­ленным режимам (табл. 48).

Затем пакеты металла вынимают из печи на воздух и устанавливают на специальные стеллажи. Для некото­рых марок стали разрешается через некоторое время по­сле установки на стеллажи производить принудительное охлаждение металла вентилятором.

Указанные режимы термообработки обеспечивают Следующие значения твердости хромистой нержавеющей стали:

Арка стали…………………………………. IXI3 2X13 3X13

Иаметр отпечатка, мм. . . 4,4—5,0 4,3—4,9 4,2—4,8


Марка стали………………

4X13 4,0-4,6

Х17 4,3-5,0

Х28 4,4—4,9

Диаметр отпечатка, мм


4. ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕДЕЛА СЛИТКОВ ХРОМОИИКЕЛЕВЫХ И ДРУГИХ НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО И АУСТЕНИТО-ФЕРРИТНОГО (МАРТЕНСИТНОГО) КЛАССОВ

Выше отмечалось, что на пластичность нержавеющих сталей значительное влияние оказывает фазовый состав металла и микроприрода стали.

Технология горячей обработки стали типа Х18Н10Т должна строиться с учетом изменения сопротивления деформации по мере роста температуры металла, пони­женной теплопроводности стали, макроструктуры и фа­зового состава металла в литом состоянии, химического состава, в том числе микросодержания полезных и вред­ных элементов. Фундаментальные исследования Н. С. Ал­феровой [216] показали повышение пластичности хромо — никелевой нержавеющей стали с титаном и ниобием по мере повышения температуры, но до определенного пре­дела (рис. 73). Одновременно была показана понижен­ная пластичность аустенитной нержавеющей стали, осо­бенно с повышенным содержанием а-фазы, по сравнению с углеродистой и ферритной нержавеющей сталью. Наи­большая пластичность стали типа Х18Н10Т была при 1175—1250° С.

Изменение пластичности металла связано с измене­нием микроструктуры по мере нагрева металла: измене­нием количества и формы выделения а-фазы. С повыше­нием температуры нагрева от 1000 до 1200° С снижается количество а-фазы (происходит фазовый переход а->-у). Это же явление наблюдается при увеличении выдержки металла в указанном диапазоне температур. При нагре­ве выше 1250° С происходит рост и укрупнение а-фазы.

Аналогичные выводы были получены в работах Е. И. Астрова, В. П. Францова и др. [217—220]. Было установлено, что уменьшение количества а-фазы в ин­тервале температур 1000—1200° С происходит значитель­но медленнее в литой стали, чем в деформированной. Это является одной из причин большой трудности прокатки слитков с одного нагрева и меньшего влияния ферритной составляющей при повторной прокатке заготовки на лист



И сорт. Так как при нагреве стали выше 1250° С проис­ходит выделение зерен а-фазы преимущественно вокруг неметаллических включений, с увеличением степени за­грязненности стали процесс перехода у-раствора в а (6)- раствор получает большее развитие.

Альфа-фаза неравномерно распределяется по сече­нию слитка (рис. 74). Например, содержание а-фазы в стали с 0,09% С, 1,46% Mn, 0,43% Si, 0,03% Р, 0,008% S, 17,9% Cr, 8,5% Ni, 0,58% Ti и 0,25% Cu составляет око­ло 30% у поверхности слитка и 40—45% —в централь­ной осевой части. В литой стали участки а-фазы имеют грубое строение.

Повышенное содержание а-фазы на поверхности слит­ков и является одной из основных причин образования рванин на поверхности раската при горячей деформации. Нами исследовано влияние бора и церия на фазовый со­став литого металла [121]. На продольных разрезах слитков плавок измеряли магнитные свойства металла. Показания а-фазометра для осевой зоны и поверхности слитков представлены в табл. 49.

Таблица 49

Показания а-фазометра при исследовании слитков стали Х18Н10Т


90 30

2 3

4*

5**

7,65 15,00 2,06

15,60 21,40 7,35

10,60 15,10

0,53 0,58 0,55

0,49 0,52

9,45 8,50 10,65

9,76 8,65

17,45 17,90 17,80

18,00 17,44

0,44 0,43 0,44

0,46 0,44

1,28 1,46 1,35

1,40 1,14

0,09 0,09 0,10

0,10 0,10

1560 1560 1550

1550 1550

Sf § ш о

Ni

Cr

Mn

Ti

Si

О W C X

Химический состав,

О.

А 1 OJ D

S 4

S ч, о я CJ

H НО

Средние по­казания при­бора


* Присадка ферроцерия. ** Присадка сплава бора иа 0,003% В.

Как видно из представленных данных, повышение со­держания никеля на 0,1% приводит к снижению содер­жания а-фазы в среднем на 0,6—0,7% в центре слитка и на 0,5—0,8% на его поверхности. Добавка церия сни­жает содержание а-фазы на 2,7—4,7%, бора — на 5— 6%. С уменьшением общего содержания а-фазы возрас-


Тает разница в содержании ее между поверхностью и центром слитка. На металле тех же плавок исследовали содержание а-фазы после деформации. В деформирован­ном металле влияние церия и бора на содержание а-фа — зы заметнее, чем в литом. Снижение а-фазы улучшило пластичность стали с микродобавками. Однако в целом микролегирование при сни­жении никеля в стали на 1 % не позволяет сохранить прежний уровень а-фазы.

^ i,

«3 §

^ J

Г

^ 1

О

Рис. 76. Зависимость пластичности металла от содержания в нем крем­ния (цифры у точек — число пла­вок) :

Балл 1 — грубые рванииы; балл 2 — средние; балл 3 — мелкие; балл 4 — отсутствие рвании

Нами [221] были опро­бованы режимы нагрева стали Х18Н9Т, представлен­ные на рис. 75. При нагреве по режимам I—III почти 70% плавок имели на рас­катанном металле рванины, что привело к отбраковке 5,3% штанг.

36 vSt

0,21-0,30 WHltO ОМ-0,50 0,51-0,60 ’0,60 Si. %

Значительно лучшие результаты получены при про­катке металла обычных плавок (9,25% Ni), нагретого по режиму IV (отбраковано металла 0,85%).

/

L /

I i’

, X

N

Д___

Л

V

\

\

/

/

1M

Sw

/

W,

А

U

\]

-Jl

900 WOO 1100 IZOO 1300 T°C

Рис. 77. Зависимость содержания б — фазы в стали X17H13M2T от тем­пературы нагрева (цифры на кри­вых — продолжительность иагре — ва, ч)

Статистическая обработка данных (рис. 76) показала значительное влияние содержания кремния на качество поверхности проката из стали Х18Н9Т, оцениваемое по четырем условным категориям. Ограничение в стали со­держания кремния до 0,45%, замена ферротитана метал­лическим титаном и внедрение микролегирования бором позволили применить ускоренный режим V. Позднее на основе режима V был разработан дифференцированный режим, учитывающий химический состав стали, легирую­щий материал и присадку бора. При этом выдержка при 1250° С составляет от 4 до 18 ч (табл. 50).

Таблица 50

Длительность выдержки (томления) слитков стали Х18Н9-10Т массой 2,8 т

H=CiVNi + +[6]+T\bo6

Выдержка при 1250 °С, не менее, ч—мин

Я=Сг/№ +

+Si+TiCB06

Выдержка прн 1250 "С, не менее, ч—мин

Легирова­ние метал­лическим тит аном

Легирова­ние фер — ротитаном

Легирова­ние метал­лическим тнтаиом

Легирова­ние фер — ротитаном

<2,40

4—00

5—00

2,61—2,70

6-00

11—00

2,41—2,50

4—00

6—00

2,71—2,80

8—00

14—00

2,51—2,60

5—00

8—00

2,81—3,0

11—00

18—00

Примечание. Для слитков массой 3,3 т длительность томления увели чивается на 1 ч.

Пературы и увеличении продолжительности нагрева из — меняются количество, природа, форма и расположение избыточной фазы в стали Х17Н13М2Т (рис. 77). При 1250° С содержание 6-фазы в стали минимальное и после Ю-ч выдержки эта фаза располагается в структуре рав­номерно в виде единичных округлых зерен, что обеспечи­вает наибольшую пластичность металла. Наилучшее ка­чество проката этих сталей обеспечивается при нагреве стали в рекуперативных колодцах до 1250° С с выдерж­кой 8 ч и затем при 1270° С 4 ч. Посадка слитков в ближ­ние к стану колодцы и сокращение времени прокатки способствуют получению качественной поверхности за­готовки. Эти же особенности характерны для нагрева и прокатки слитков стали Х23Н18 [222].

При нагреве феррито-аустенитной стали Х21Н5Т (ЭИ811) необходимо обеспечить снижение содержания ¦у-фазы, что достигается томлением слитков массой 2,8— 3,3 т при 1300° С в течение 2,5—3 ч. Минимальная двух — фазность и быстрая прокатка слитков обеспечивают вы­сокую пластичность металла и удовлетворительную по­верхность заготовок.

Хромомарганцевые аустенитные нержавеющие стали, как правило, имеют удовлетворительную пластичность. Режимы нагрева слитков этих сталей близки к стали Х18Н10Т. При наличии двухфазной структуры металла необходимо сузить пределы химического состава марки и подобрать температурно-временный режим нагрева с целью снижения избыточной фазы. К сожалению, влия­ние технологии плавки, в частности раскисления этих сталей, на пластичность изучено недостаточно, и некото­рые стали подвергают ковке.

Ввиду относительно высокой пластичности нержаве­ющих сталей типа Х18Н10Т и др. калибровка валков для прокатки слитков применяется обычная, принятая и для других марок стали. Величина обжатий выбирается в за­висимости от мощности стана: при применении обычных обжатий нагрузка на двигатель значительно повышает­ся, для сохранения нагрузки обжатия необходимо умень­шить почти в два раза.

В табл. 51 приведен режим обжатий при прокатке слитков стали Х18Н10Т массой 3,3 т на заготовку 150Х X150 мм.

303

Нагрев заготовки для прокатки на сорт производится обычно в методических печах.

20-37

Таблица 51

Режим обжатий при прокатке заготовки из слитков массой 3,3 т стали типа Х18Н10Т сечением 590X590 мм на стане 950

Номер

Номер

Ширина,

Обжатие,

Уширение,

Калибра

Прохода

Высота, MAt

MM

MM

MM

1

555

595

35

5

2 К*

520

600

35

5

3

575

525

25

5

4

550

530

25

5

I

5

525

535

25

5

500

540

25

5

7

490

505

50

5

8

440

510

50

5

9

390

520

50

10

IOK

345

530

45

10

И

380

355

50

10

12

435

365

45

10

TT

13

390

375

45

10

U

14К

345

385

45

10

15

325

360

60

15

16

265

375

60

15

17

320

278

55

13

Пг

18К

265

290

55

12

Iii

19

240

275

50

10

20 К

195

285

45

10

TV

21

220

208

65

13

1 V

22 К

160

220

60

12

23

170

170

50

10

V

24 К

145

180

25

10

25

150

150

30

5

* К — кантовка после прохода.

В последние годы большинство нержавеющих сталей, которые ранее ковали на молотах с массой падающих ча­стей 3—7 т, было переведено на прокатку (X17H13M2-3T, Х23Н18, ДИ-1 и др.). Однако слитки ряда малопластич­ных сталей аустенитного класса (ЭИ654, ЭИ844Б, ЭИ847, Х20Н14С2, ЭИ257, ЭП222 и др.) по-прежнему подвергаются ковке, хотя кованую заготовку затем про­катывают на сортовых станах.

5. ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕДЕЛА ЛИСТОВЫХ СЛИТКОВ

НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ

Некоторые особенности имеет прокатка нержавеющих сталей на лист, особенно на непрерывных станах. Слит­ки до 10—17 т ряда аустенитных, ферритных и других сталей успешно прокатываются на слябинге, а затем на непрерывных станах без каких-либо серьезных непола­док в отношении работы прокатного оборудования, хотя, естественно, производительность станов при этом снижа­ется в два-три раза.

При прокатке стали Х18Н10Т установлено сущест­венное влияние на качество слябов и листа химического состава стали. В связи с этим на ряде заводов, например, ограничено отношение содержания хрома к никелю: не более 1,8—1,85.

При производстве полированного и шлифованного ли­ста слябовые слитки перед прокаткой обязательно под­вергают огневой зачистке на глубину не менее 5 мм. На­грев листовых слитков на одном из заводов производят в регенеративных нагревательных колодцах, отапливае­мых газовой смесью с теплотворной способностью 4,28 Мдж/м3 (1050 ккал/м3). Коэффициент избытка воз­духа при нагреве равен 1,1, при томлении 0,7.

В период томления через каждые 1,5 ч обязательно раскантовывают слитки (поворот на 180°). Давление в ячейке в период томления поддерживают от 9,8 до 19,6 н/м[7] (от +1 до +2 мм вод. ст.).

В табл. 52 приведены режимы нагрева листовых слит­ков массой 9—17 т (толщиной 640 мм) в нагреватель­ных колодцах одного из заводов. Прокатку слитков ста­ли типа Х18Н10Т, Х23Н18, Х14Г14НЗ, 15Х12НВФМА, Х15Н5Д2Т и др. производят по режимам обжатий, пре­дусматривающим обжатие за пропуск в горизонтальной клети от 50 до 7 мм, в вертикальной — от 0 до 15 мм.

Для уменьшения подстуживания металла регламенти­руют число проходов, производят кантовку раската на 180° после каждого шестого-десятого прохода, а также сокращают расход воды на валки (отключают воду пол­ностью при прокатке слитков сталей X17H13M2-3T, Х23Н18, Х21Н5Т, 15Х12НВФМА, Х15Н5Д2Т, 0X13, 1Х16Н4Б и т. п.) и прекращают подачу воды на ролики рольгангов. Температуру металла в конце прокатки на слябинге для сталей 0Х18Т1 и 0Х17Т ограничивают 950° С, сталей 0X13, Х21Н5Т, Х23Н18—1080° С, для ос­тальных марок — 1000°С.

Слябы стали некоторых марок замедленно охлажда­ют, а затем подвергают термообработке в печах с вы­движным подом. При назначении на строжку поверхно­сти слябы предварительно правятся на Гидравлическом прессе с усилием 1200 т и рабочим ходом плунжера 100 мм. Отдельные дефекты удаляются с помощью на­ждачных станков. После ремонта слябы нагревают в ме­тодических печах и прокатывают на горячекатаный лист или подкат. По заказам потребителей изготавливаются холоднокатаный нержавеющий лист и лента, а также по­лированные пластины. Для обеспечения удовлетвори­тельной пластичности некоторых сталей при прокатке на слябинге был проведен ряд исследований. Для удовлет­ворительной прокатываемое™ стали ЭИ962 оказалось необходимым сузить пределы содержания элементов: углерода — до 0,14—0,16%, хрома — до 10,5—11,2%, никеля — до 1,6—1,8%, т. е. уменьшить содержание ферритной составляющей в структуре при высоких тем­пературах [223]. Попытки добиться улучшения пластич­ности стали за счет изменения технологии выплавки (вы­плавка на чистых шихтовых материалах, с рудным ки — пом, с продувкой аргоном и т. п.) эффекта не дали.

Микролегирование стали Х23Н18 бором на 0,005% (по расчету) позволило существенно повысить пластич­ность металла, ликвидировать рванины при прокатке и снизить расходный коэффициент металла от слитков до слябов с 1503 до 1357 кг/т.

6. ОСОБЕННОСТИ ПРОШИВКИ ТРУБНОЙ ЗАГОТОВКИ

СТАЛИ Х18Н10Т И 0Х23Н18

Для изготовления нержавеющих цельнотянутых труб ответственного назначения наиболее часто применяют стали Х18Н10Т и Х18Н12Т. В последние годы освоена прокатка труб из очень многих нержавеющих сталей, в том числе X17H13M2-3T, (0)Х23Н18, Х21Н5Т, Х8 и др.

Большие работы проведены по улучшению прошивае — мости стали Х18Н10Т и 0Х23Н18.

Прошивка труб является специфическим видом го­рячей деформации, предъявляющим повышенные требо­вания к пластичности металла. Хорошей прошиваемости стали Х18Н10Т достигают путем установления узких пре­делов содержаний легирующих элементов. Многолетняя практика показала, что при изготовлении трубной заго­товки в стали следует иметь содержание хрома 17,0— 17,8%, никеля 10,2—10,8% и титана 5СЧ-5С+0Д, где С — процент углерода в стали.

Наибольшее влияние химический состав металла ока­зывает на выход годных гильз из трубной заготовки больших сечений (диаметром 140—180 мм). Влияние хи­мического состава в определенной степени проявляется через содержание в металле а-фазы. В последнее время технология производства труб существенно усовершенст­вована, что позволило значительно снизить отбраковку труб по внутренним и внешним пленам, трещинам и дру­гим дефектам. Только уточнение режима нагрева по дан­ным [224] позволило снизить количество гильз с внут­ренними пленами с 72 до 32,7%. Авторы отмечают, что трубную заготовку перед прошивкой необходимо нагре­вать лишь в течение минимального времени, обеспечива­ющего нормальный нагрев.

Большие работы проведены по улучшению пластично­сти трубной заготовки. Так, проведенные на заводах «Днепроспецсталь» и Южнотрубном заводе исследова­ния показали, что при комплексном микролегировании стали Х18Н10Т бором и кальцием достигается обычный выход годных труб при снижении содержания никеля в металле до 9,5—10,0%, что дает значительную экономию никеля. Эффективно также микролегирование бором ста­ли Х23Н18.

В табл. 53 приведены данные, характеризующие раз­браковку труб, полученных из стали Х23Н18 различной технологии выплавки. Преимущества стали с добавкой бора очевидны.

Из менее пластичных нержавеющих сталей трубы из­готовляются с помощью горячего прессования.

Таблица 53 Результаты разбраковки труб из стали X23HI8 различной технологии выплавки


Выход годных труб, %

Вариант технологии

Тонн

Обрезь труб по пленам, %

Труб тонн


93,4 99,24

22,0 5,5

6,6 0,76

Обычная технология. С присадкой бора. .


ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В настоящей книге авторы сделали попытку обоб­щить опыт производства нержавеющих сталей в нашей стране как в более ранний период ее освоения, так и осо­бенно за последние 15 лет. Применение кислорода в электрометаллургических процессах явилось техниче­ским рубежом для выплавки нержавеющих сталей, пос­ле которого производство ее стало стремительно увели­чиваться. Эта технология была принята повсеместно, да и сейчас она является основным методом ее массового производства.

Наиболее перспективными направлениями развития производства нержавеющих сталей, на наш взгляд, яв­ляются:

1) расширение сортамента нержавеющих сталей, осо­бенно сталей с повышенной коррозионной стойкостью, с многокомпонентным легированием, увеличение произ­водства сталей с низким содержанием углерода, легиро­ванных азотом, а также двухфазных сталей, сталей пе­реходного класса и мартенситно-стареющих сталей;

2) повышение требований к металлургическому ка­честву сталей: улучшению их чистоты и однородности, снижению содержания газов, неметаллических включе­ний, фосфора, серы, вредных примесей: свинца, висмута и др., устранению поверхностных и внутренних дефектов;

3) усложнение профилей готового проката и поковок.

В ближайшие годы следует ожидать существенных

Сдвигов в вопросах повышения требований к шихтовым материалам и ферросплавам, совершенствования техно­логии плавки за счет применения аргоно-кислородной продувки в специальном агрегате, ускорения методов контроля химического состава металла, микролегирова­ния, вакуумирования, использования новых методов разливки (непрерывной, под регулируемым давлением, с экзосмесями), применения переплавов в вакууме, под шлаком и в среде инертных газов (ЭШП, ВДП, ЭЛП, ПДП).

При переделе более широко будет использоваться вакуум — при отжиге для обезуглероживания тонких труб и листа и вместе с инертными средами — для по­лучения требуемой структуры и поверхности деформи­рованного металла. В ряде случаев будет применяться и прокатка в вакууме. Сужение температурного интер­вала от выдачи слитков из нагревательных печей до кон­ца деформации за счет подогрева будет способствовать улучшению качества поверхности металла.

Широкое внедрение методов автоматического контро­ля качества металла позволит снизить его расход на пе­ределах, а также повысить надежность поставляемой продукции.

Эти и другие направления развития производства не­ржавеющих сталей безусловно позволят удовлетворить все возрастающие потребности многих отраслей на­родного хозяйства.


СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Коррозионная и химическая стойкость материалов. Справочник. Под ред. Н. А. Доллежаля. M., Машгиз, 1954.

2. T у ф а н о в Д. Г, Коррозионная стойкость нержавеющих сталей. M., «Металлургия», 1969.

3. Акимов Г. В. Теория и методы исследования коррозии метал­лов. M., изд-во АН СССР, 1945.

4. Эвапс Ю. Р. Коррозия, пассивность и защита металлов. ГНТИ, 1941.

5. Г у д р е м о и Э. Специальные стали, т. I. M., Металлургиздат, 1959.

6. Б а б а к о в А. А. Нержавеющие стали. Свойства и химическая стойкость в различных агрессивных средах. M., Госхимиздат, 1956.

7. X и м у ш и н Ф. Ф. Нержавеющие стали. M., «Металлургия», 1967.

8. SchaeffIer A. Metall Progr., 1949, v. 56, р. 680.

9. ThieIemanR. ASTM Bull., 1940, v. 40, p. 788.

10. В i п d е г W., BrownC., FranksR. Trans. Amer. Soc. Metals, 1949, v. 41, p. 1301.

11. Henry О., Clanssen G., Linnert J. Ainer. Welding Soc., 1949, v. 28, p. 201.

12. PostC., E b e r 1 i W. Trans. Amer. Soc. Metals, 1947, v. 39, p. 868.

13. Сперанский В. Г., Бородулии Г. М. Технология произ­водства нержавеющей стали. M., Металлургиздат, 1957.

14. Franks К., BinderW., Thompson G. Trans. Amer. Soc. Metals, 1955, v. 47, p. 231.

15. Григорьев А. Т. Сплавы железа с хромом и марганцем. M., изд-во АН СССР, 1952.

16. Королев М. Я. Азот как легирующий элемент. M., Металлург­издат, 1961.

17. Стали с пониженным содержанием никеля. Справочник. M., Ме­таллургиздат, 1961.

18. Меськин В. С. Основы легирования стали. M., Металлург, издат, 1959.

19. К о л о м б ь е Л. И., Г о х м а н И. Нержавеющие и жаропрочные стали. M., «Металлургиздат», 1958.

20. Медовар Б. И. Сварка жаропрочных аустенитных сталей и сплавов. M., «Машиностроение», 1966.

21. T р у б и н К — Г., О й к с Г. Н. Металлургия стали. M., Металлург­издат, 1957.

22. Б у н г а р д т K-, П а к у л л а Э., ТешеК — Проблемы современ­ной металлургии, 1953, № 2, с. 15.

23. Производство стали в основной мартеновской печи. M., Метал­лургиздат, 1959, с. 67.

24. Ч у й к о Н. М. и др. Производство трансформаторной стали. Mli «Металлургия», 1970, с. 58.

25. Ч и п м а н Д., Самарин А. М. Новости иностранной метал­лургии, 1937, № 1, с. 1.

26. Marshall S., С h i р m a n J. Trans. Amer. Soc. Metals, 1942, v. 30, p. 695.

27. K P а м a p о в А. Д. Физико-химические процессы производства стали. M., Металлургиздат, 1964.

28. Ростовцев С. Т. Теория металлургических процессов. M., Me — таллургиздат, 1956.

29. T а р к д о г а н Е. и др. Проблемы современной металлургии, 1957, № 1, с. 3.

30. Ф у в а Г., Ч и п м а н Д. Проблемы современной металлургии, 1961, № 3, с. 3.

31. Филиппов С. И. Теория процесса обезуглероживания стали. M., Металлургиздат, 1961.

32. Ч у й к о Н. М. Сталь, 1946, № 5, с. 28.

33. Hilty D. С. Trans. Metallurg. Soc. AIME, 1955, v. 20, p. 253.

34. Производство стали в электропечах. Под ред. В. А. Григоряна. M., «Металлургия», 1965.

35. R i s t A., ChipmanJ. The Physical Chemistry of Steelmaking. New Iork, 1958, p. 3.

36. Ф и л и п п о в С. И. В сб. «Применение кислорода в сталепла­вильном производстве». Металлургиздат, 1957, с. 5.

37. Б а п т и з м а н с к и й В. И. Механизм и кинетика процессов в конвертерной ванне. M., Металлургиздат, 1960.

38. К а д и н о в Е. И., X и т р и к С. И. Изв. вузов. Черная металлур­гия, 1962, № 10, с. 50.

39. M и х а й л о в О. А. Производство электростали с применением кислорода. M., Металлургиздат, 1954.

40. Галкин М. Ф. Автоматизация электроплавки стали. M., «Ме­таллургия», 1967.

41. Д р о з Д о в Н. Н. и др. Изв. вузов. Черная металлургия, 1964, № 9, с. 16.

42. Л и н ч е в с к и й Б. В., Соболевский А. Л. Изв. вузов. Чер­ная металлургия, 1968, № 11, с. 60.

43. PachaliE. Stahl und Eisen, 1953, № 8, S. 461.

44. Teshe R. Arch. Eisenhuttewesen, 1961, Bd. 32, № 8, S. 508.

45. К а д и н о в Е. И. и др. В сб. «Металлургия и коксохимия». Киев, «Техника», 1968, № 11, с. 3.

46. Меджибожский М. Я. Применение сжатого воздуха в мар­теновском производстве. M., Металлургиздат, 1965.

47. К р а м а р о в А. Д. Производство стали в электропечах. M., «Ме­таллургия», 1964.

48. Cokcen N., Chipman J. J. Metals, 1953, № 2, р. 14.

49. H i 11 у D. С., VoraftsW. J. Metals, 1950, № 2.

50. X а н Б. X. Раскисление, дегазация и легирование стали. M., Ме­таллургиздат, 1960.

51. Хан Б. X. В сб. «Вопросы производства стали». M., изд-во АН СССР, 1956, вып. 4, с. 14.

52. Мошкевич Е. И. и др. Металлург, 1963, № 4, с. 22.

53. Ч и с т я к о в С. Л. и др. Сталь, 1970, № 12, с. 1093.

54. К а м а р д и н В. А., К а д и н о в Е. И., Мошкевич Е. И. Изв. вузов. Черная металлургия, 1966, № 6, с. 80.

55. К а м а р д и н В. А., К а д и н о в Е. И. Изв. вузов. Черная метал­лургия, 1966, № 10, с. 37.

56. Мошкевич Е. И. и др. В сб. «Физико-химические основы про­изводства стали». M., «Наука», 1968, с. 189.

57. Ч у й к о Н. М. В сб. «Физико-химические основы производства стали». M., изд-во АН СССР, 1957, с. 333.

58. Галактионова Н. А. Водород в металлах. M., Металлургиз­дат, 1959.

59. В и н о г р а д М. И. Включения в стали и ее свойства. M., Ме­таллургиздат, 1963, с. 112.

60. 3 а м о р у е в В. М. Сталь, 1938, № 10, с. 25.

61. Нико но в И. Н. Сталь, 1939, № 10—11, с. 31.

62. С а м а р и н А. М. Электрометаллургия. M., Металлургиздат, J 943.

63. Зуев М. И. Бюлл. ЦИИНЧМ, 1955, № 16—17, с. 50.

64. Барздайн П. Я-, Тунков В. П. В сб. «Применение кислоро­да в сталеплавильном производстве». M., изд-во АН СССР, 1955, № 3, с. 18.

65. Шнееров Я. А., Сладкоштеев В, Т. Применение кислоро­

Да в мартеновском производстве. Труды НТО ЧМ, т. XVIII, ч. 1. M., Металлургиздат, 1957, с. 315.

66. Еднерал Ф. П. Электрометаллургия. M., Металлургиздат, 1963.

67. Крамаров А. Д. Производство стали в электропечах. M., Ме­таллургиздат, 1958.

68. XIII Конференция электрометаллургов США. Сталь, 1957, № 2, с. 523.

69. Бокшицкий Я. М. В сб. «Производство стали с применением кислорода. M., Металлургиздат, 1956, с. 340.

70. Филиппов С. И. В сб. «Металлургия СССР» (1917—1957), т. I. M., Металлургиздат, 1958, с. 361.

71. Симонов В. И., Филиппов С. И. Изв. вузов. Черная ме­таллургия, M., «Металлургия», 1968, № 3, с. 67.

72. Б о р о д у л и н Г. М. Применение кислорода в электрометаллур­гии стали. M., Металлургиздат, 1959.

73. Г е л ь д П. В., E си н О. А. Процессы высокотемпературного восстановления. M., Металлургиздат, 1957.

74. Л и и ч е в с к и й Б. В., Самарин А. М. Изв. АН СССР, ОТН, 1953, № 5, с. 691.

75. Аверин В. В., Поляков А. Ю„ Самарин А. М. Изв. АН CCCP1OTH, 1959, № 1, с. 13.

76. Лапицкий В. И. Теория и практика металлургии, 1936, № 10, с. 22.

77. Лапицкий В. И. Теория и практика металлургии, 1937, № 8, с. 42.

78. К р а м а р о в А. Д. Металлург, 1938, № 6, с. 14.

79. Я во некий Е. И., Дземяп С. К. Сталь, 1947, № 4, с. 335

80. Жи р а р д и Д. Ж„ X и л г и Д. К — Проблемы современной ме­таллургии, 1953, № 3, с. 32.

81. Аверин В. В., Самарин А. М. ДАН, т. 120, 1958, № 6, с. 41.

82. Kp а с н ор я д ц е в Н. Н. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1967, № 1, с. 48.

83. Г у р е в и ч Ю. Г., С к о р н я к о в Б. Я. Изв. вузов. Черная ме­таллургия, 1968, № 6, с. 57.

84. M о ш к е в и ч Е. И. Металлургическая и горнорудная промыш­ленность, 1962, № 3, с. 80.

85. С т а р к Б. В., Ф и л и п п о в С. И. Сталь, 1947, № 5, с. 439.

86. Кларк Г. Б., Акимов Г. В. Труды Института физической хи­

Мии, M., изд-во АН СССР, J952, вып. IV, с. 14.

87. Акимов Г. В. Исследования по нержавеющим сталям. Труды коррозионной комиссии. M., изд-во АН СССР, 1956, вып. 2, с. 15.

88. Б а б а к о в А. А., Зотова Е. В. Исследования по нержавею­щим сталям. M., изд-во АН СССР, 1956, № 2, с. 3.

89. Том аш ов Н. Д. Теория коррозии и защиты металлов. M., изд-во АН СССР, 1959.

90. Дятлова В. H., 3 о л о т и и ц к и й М. М. Коррозионная и хи­мическая стойкость материалов. Справочник. M., Машгиз 1954.

91. Кларк К. Жаропрочные сплавы. Металлургиздат, 1957.

92. Соколов О. Н. и др. Металлург, 1962, № 1, с. 14.

93. Казачков И. П., Хитри к С. И. Развитие ферросплавной промышленности в СССР. Киев, Гостехиздат, 1961.

94. Хитрик С. И. Ii др. Научные труды ДМеТИ, 1958, вып. 37, с 39

95. X II т р и к С. И. и др. Бюлл. ЦНИИЧМ, 1960, № 21.

96. X и т р и к С. И., Кади нов Е. И. Физико-химические основы производства стали. Металлургиздат, 1961.

97. Ав ер ин В. В., Самарии А. М. ДАН СССР, 1958, т. 120, № 6, с. 65.

98. Б о р о д у л и н Г. М. и др. Сталь, 1963, № 1, с. 27.

99. Г у р е в и ч Ю. Г. и др. Сталь, 1959, № 1, с. 30.

100. Гуревич Б. Е. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1969, № 4, с. 42.

101. ИодковскийС. А., С а щ и х и u Н. И. Труды ЦНИИТМАШ, ОНТИ ЦНИИТМДШ, 1960, № 13, с. 15.

102. M о ш к е в и ч Е. И. и др. Сталь, 1966, № 4, с. 323.

103. Пота к Я. М. и др. Металловедение и термическая обработка, 1960, № 5, с. 24.

104. Мелихов П. И. Сталь, 1964, № 4, с. 320.

105. Кондратьев А. И., ГнучевС. М. Изв. вузов. Черная ме­таллургия, 1968, № 3, с. 56.

106. Кондратьев А. И. Изв. АН СССР, Металлы, 1969, № 2, с. 44.

107. Нижельский П. E., Рыскипа С. Г. Изв. АН СССР, Ме­таллы, 1969, № 4, с. 257.

108. Cosma Dante. Arch. Eisenhiittenwesen, 1970, Bd. 41, № 2, S. 195.

109. Нижельский П. E., Рыскипа С. Г. Изв. вузов. Черная металлургия, 1970, № 1, с. 56.

110. Бабаков А. А. и др. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1969, № 9, с. 48.

111. Ж а л ы б и и В. И. и др. Сталь, 1970, № 7, с. 612.

112. Редкоземельные элементы в сталях и сплавах. M., Металлург­издат, 1959.

113. Вопросы теории и применения редкоземельных металлов. M., «Наука», 1964.

114. Приданцев М. В. Влияиие примесей и редкоземельных эле­ментов на свойства сплавов, Металлургиздат, 1962.

115. Кии ие Г. и др. Изв. вузов. Черная металлургия, 1962, № 9, с. 25.

116. Гуровцева 3. M., Кунин П. П. Анализ газов в металлах. М„ изд-во АН СССР, 1959.

117. И с а е в В. Ф., Морозов А. Н. Изв. АН СССР. Металлургия и горное дело, 1964, № 2, с. 13.

118. Фридляпд М. А., Семенова Е. И. Свойства редких эле­ментов. M., Металлургиздат, 1953.

119. Бобков Т. М. и др. Металловедение и термическая обработка металлов, 1963, № 8, с. 55.

120. Мошкевич Е. И. Бюлл. ЦИИН ЧМ, 1964, № 22, с. 47.

121. К и с и н а Л. Б. и др. Черметинформация, 1964, серия 11, инф. 14,

122. M а н и и з о Ii Р. Д. и др. Металловедение и термическая об­работка металлов, 1967, № 1, с. 22.

123. Мошкевич Е. И. и др. Металлург, 1966, № 4, с. 18.

124. Мошкевич Е. И. и др. Черметинформация, 1965, серия 6, инф. 8.

125. Мошкевич Е. И. и др. Сталь, 1964, № 8, с. 738.

126. Г1 о в о л о ц к и й Д. Я. и др. Изв. вузов. Черная металлургия, 1970, № 10, с. 108.

127. Просвирин В. И. и др. В сб. «Вопросы металловедения аустенитных сталей». M., Машгиз, 1952, с. 162.

128. Сидоренко М. Ф. н др. Труды ЦНИИТМАШ, 1965, № 51, с. 87.

129. Сидоренко М. Ф., Крещаповский Н. С. В сб. «Произ­водство стали и стального литья». M., «Металлургия», 1968, вып. VI, с. 175.

130. Ланская К. А. Жаропрочные стали. M., «Металлургия», 1969, с. 135.

131. Браун М. П. Изв. вузов. Черная металлургия, 1969, № 12, с. 108.

132. Волкова Р. М. и др. Изв. АН СССР, Металлы, 1967, № 5, с. 195.

133. Ш е л г а е в Ю. Н. и др. Сталь, 1969, № 3, с. 256.

134. X а с и н Г. А. и др. Металлург, 1968, № 3, с. 25.

135. Воинов С. Г. и др. Рафинирование стали синтетическими шлаками. M., «Металлургия», 1970.

136. Мырцымов А. Ф. Бюлл. ии-та «Черметинформация», 1967, № 3, с. 13.

137. Якубович М. А. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1968, № 19, с. 4.

138. Гуревич Б. Е. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1970, № 21, с. 10.

139. Iron and Steel Eng., 1968, v. 45, № 1, p. 124.

140. Самарин A. M. и др. Изв. АН СССР, Металлы, 1970, № 6, с. 21.

141. Кама р дин В. А. и др. Сталь, 1970, № 8, с. 708.

142. С м о л я к о в В. Ф., Мошкевич Е. И. Литейное производ­ство, 1963, № 2, с. 7.

143. Волков С. Е. и др. Изв. АН СССР, Металлы, 1969, № 2, с. 10.

144. Липчевский Б. В. Вакуумная металлургия стали и спла­вов. M., «Металлургия», 1970.

145. Шалимов А. Г., Бояршинов В. А. Черметинформация, 1970, серия 20, инф. 2.

146. Окороков Г. Н. и др. Черметинформация, 1970, серия 20, инф. 1.

147. Чу п р ин К. К. и др. В сб. «Применение вакуума в металлур­гии». M., Изд-во АН СССР, 1963.

148. Бокщнцкий Я. М. и др. Сталь, 1968, № 6, с. 521.

149. Беля и чинов Л. Н. Основы расчета вакуумных дуговых пе­чей. M., «Металлургия», 1968.

150. Б е л я и ч п к о в Л. Н. и др. Изв. вузов. Черпая металлургия, I960, № 2, с. 39.

151. Вульфович М. С. и др. Металлург, 1968, № 11, с. 22.

152. Бояршинов В. А. и др. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1967, № 3, с. 42.

153. BundgardtK., FolmerH. Stahl und Eisen, 1962, № 7, S. 401.

154. Вальтер М. и др. Черные металлы, 1968, № 22, с. 22.

155. Борисов А. Я — и др. В сб. «Металлургия». M., Судпромгиз, 1965, № 8, с. 25.

156. Антропов О. Ф. В сб. «Проблемы стального слитка». M., «Металлургия», 1969, № 4, с. 266.

157. Лейбе Ii зон С. А., ТрегубенкоА. Ф. Производство ста­лей методом электрошлакового переплава. M., Металлургиздат, 1963.

158. Латаш Ю. В., Медовар Б. И. Электрошлаковый переплав. M., «Металлургия», 1970.

159. Клюев M., Каблуковский А. Ф. Металлургия электро­шлакового переплава. M., «Металлургия», 1969.

160. Медовар Б. И. Сварка жаропрочных аустеиитных сталей и сплавов. M., «Машиностроение», 1966.

161. Мошкевич Е. И. и др. В сб. «Проблемы стального слитка», 1969, № 3, с. 163.

162. X а с и и Г. А. и др. Сталь, 1971, № 1, с. 66.

163. Me ль кум ов И. Н. и др. Сталь, 1970, № 5, с. 460.

164. Нехендзи Ю. А. Стальное литье. M., Металлургиздат, 1948, с. 704.

165. Ефимов В. А. Теоретические основы разливки стали. Киев, изд-во АН УССР, 1960.

166. Ефимов В. А. Стальной слиток. M., Металлургиздат, 1961.

167. Колосов М. И., Кульбацкий А. П. Разливка стали. M., Металлургиздат, 1957.

168. Прохоренко К. К- Выплавка и разливка качественных ста­лей. M., «Металлургия», 1964.

169. Ефимов В. А. Пути усовершенствования разливки стали. M., Металлургиздат, 1963.

170. ЖмуроваА. Е. Сталь, 1953, № 5, с. 448.

171. Богородский А. Л., Микульчик А. В. В сб. «Произ­водство стали». M., Металлургиздат, 1958, № 3, с. 76.

172. Ч е р к а ш и н а Н. П. Сталь, 1967, № 4, с. 353.

173. Додип Я — Л. и др. Изложницы для слитков легированных ста­лей. M., Металлургиздат, 1963.

174. С е р г е е в Г. Н. и др. Сталь, 1962, № 4, с. 309.

175. Поволоцкий Д. Я., Петров А. К — Производство легиро­ванных сталей. M., «Металлургия», 1967, с. 64.

176. Охримович Б. П. Бюлл. ЦИИНЧМ, 1954, № 24, с. 20.

177. Петров А. К., Охримович Б. П. Сталь, 1957, № 2, с. 130.

178. Мошкевич Е. И. Разливка высококачественной стали. M., Металлургиздат, 1963.

179. Ефимов Л. М. Бюлл. ЦИИНЧМ, 1963, № 14, с. 19.

180. Сб. «Эффективность различных методов утепления прибыли». M., Металлургиздат, 1959.

181. Бак уме и к о С. П. и др. Снижение отходов стального слитка. M., «Металлургия», 1967.

182. Смирнов Ю.’ Д. Бюлл. ЦИИНЧМ, 1963, № 1, с. 14.

183. X а с и и Г. А. и др. Разливка легированной стали с петролату­мом. M., Металлургиздат, 1963.

184. Коновалов К. Н. и др. Сталь, 1964, № 3, с. 229.

185. Шел гаев Ю. Н. и др. Металлург, 1964, № 12 с. 21.

186. И в а н о в К. Н. Сталь, 1963, № 2, с. 168.

187. Осипов В. П. и др. Сталь, 1961, № 5, с. 415.

188. Осипов В. П. и др. В сб. «Вопросы производства стали». Киев, «Наукова Думка», 1961, вып. 8, с. 15.

189. Осипов В. П. В сб. «Разливка стали и формирование слитка». M., «Металлургия», 1966, № 1, с. 169.

190. Сб. «Проблемы стального слитка». M., «Металлургия», 1969, № 3, с. 270.

191. Д о и е ц И. Д. и др. Сталь, 1968, № 3, с. 236.

192. StarattF. W. J. Metals, 1965, v. 17, № 12, p. 1359.

193. Якубович М. А. Бюлл. ин-та «Черметинформация», 1967, № 23, с. 17.

194. Ф о г е л ь с X. А. и др. Черные металлы, 1966, № 15, с. 27.

195. П а т о н Б. Е. и др. Сталь, 1969, № 3, с. 225.

196. Бойченко М. С. и др. Непрерывная разливка стали. Метал­лургиздат, 1961.

197. Б о й ч е и к о М. С. Сталь, 1958, № 11, с. 983.

198. Не мет и Л. и др. В сб. «Непрерывная разливка». M., «Метал­лургия», 1966, с. 113.

199. Пер мин ов В. П. и др. Бюлл. ии-та «Черметинформация», 1969, № 18, с. 43.

200. Колпаков А. И. и др. Черметинформация, 1967, серия 6, №6.

201. Астр ов Е. И. и др. Сталь, 1969, № 10, с. 898.

202. E в т е е в Д. П. и др. Сталь, 1970, № 4, с. 308.

203. Калинина 3. М. Дефекты легированных сталей. M., Метал­лургиздат, 1960.

204. Бабаков А. А. и др. Черметинформация, 1965, серия 11, инф. 7.

205. Данилов А. М. Сталь, 1952, № 1, с. 26.

206. ДавидюкВ. Н. Сталь, 1953, № 11, с. 1038.

207. Б а б а к о в А. А., К а р е в а Е. Н. Сталь, 1954, № 8, с. 735.

208. К и с с и’п а Л. Б. Сталь, 1964, № 3, с. 263.

209. Мошкевич Е. И. и др. Бюлл. ин-та «Черметинформация»,

1965, № 16, с. 42.

210. Ж а л ы б и н В. И. и др. Сталь, 1965, № 10, с. 941.

211. Мошкевич Е. И. и др. Бюлл. ин-та «Черметинформация»,

1966, № 16, с. 40.

212. Мининзон Р. Д. и др. Бюлл. ии-та «Черметинформация», 1966, № 20, с. 37.

213. Смол яков В. Ф. и др. Заводская лаборатория, 1967, № 2, с. 203.

214. Cnepa некий В. Г., Забалуев И. П. Контроль качества электростали. M., «Металлургия», 1964.

215. Чижиков Ю. М. Процессы обработки давлением легирован­ных сталей и сплавов. M., «Металлургия», 1965.

216. Алферова Н. С. Бюлл. ЦИИН ЧМ, 1948, № 17, с. 10.

217. А с т р о в Е. И. Сталь, 1953, № 7, с. 632.

218. Фрацов В. П. и др. Бюлл. ЦИИН ЧМ, 1962, № 15, с. 20.

219. Чижиков Ю. М. Прокатное производство. M., Металлургиз­дат, 1952.

220. С лавки и В. С. Бюлл. ЦИИН ЧМ, 1950, № 7, с. 1.

221. Мошкевич Е. И. и др. Черметинформация, 1964, серия 11, инф. 2.

222. Синельников М. И. и др. Сталь, 1970, № 9, с. 814.

223. Мошкевич Е. И. и др. Бюлл. ЦИИНЧМ, 1962, № 14, с. 38.

224. О с л о н Н. Л. и др. Сталь, 1955, № 6, с. 537.



[1] И «8

[2] Здесь и далее приняты содержания компонентов в процентах.

[3] Журж А. Г. Автореферат диссертации, Москва, 1965.

Ка. Как обычно, прибыльная часть утепляется люнке — ритом.

Исследование влияния жидких шлаков на затверде­вание слитка показало, что применение быстросгораю — щих экзотермических смесей, создающих шлаковую ру­башку толщиной 1—2 мм, приводит к некоторому замед­лению кристаллизации, тогда как использование тлею­щей смеси (толщина гарниссажа 0,5—1,25 мм) не влия­ло на скорость кристаллизации (табл. 33).

Теплофизические исследования В. П. Осипоза [190] также показали, что вследствие образования шлаковой прослойки между слитком и изложницей скорость про­движения твердой фазы в первые 10—15 мин снижается, а температура поверхности слитка выше на 70—100 град. Однако замедление формирования твердой корочки за­держивает образование зазора, что способствует вырав­ниванию скоростей затвердевания.

Разливка под шлаком обеспечила кардинальное улучшение качества поверхности слитков.

Исследование макроструктуры наружных слоев слит­ков показало, что при разливке под шлаком почти пол­ностью устраняются все поверхностные дефекты, связан­ные с пленообразованием. Это позволило организовать их прокатку с горячего всада без предварительной за­чистки (табл. 34),

Хотя металл после ЭШО уступает по качеству метал­лу ЭШП, однако по степени очищения металла от серы, неметаллических включений и газов, по улучшению тех­нологической пластичности и изотропности механических свойств он заметно превосходит металл, отлитый в из­ложницы.

17-27 257

В последние годы разработаны методики научного расчета режимов нагрева слитков, позволяющие выбрать оптимальные условия с помощью вычислений результа­тов теплотехнических процессов на электронносчетных машинах.

Металлографическим методом в лабораторных усло­виях определяют требуемый режим нагрева металла. За­тем рассчитывают тепловой режим работы печи с учетом законов горения, движения газов и теплопередачи. Такой метод позволил использовать резервы в продолжитель­ности нагрева и обосновать целесообразность повышения температуры печи (колодца) сверх оптимальной на оп­ределенный период времени (при отставании темпера­туры металла). При этом достигается также равномер­ность нагрева по сечению слитка [222].

Некоторые особенности имеет нагрев слитков хромо — никелемолибденовых нержавеющих сталей типа X17H13M2-3T. Исследование литой структуры при нагре­ве до 900—1300° С с выдержками при конечной темпера­туре в течение 1 — 10 ч показало, что при повышении тем-

[7] я к Stfsa Ojsa Я о и °