Диссертация (Разработка технологических основ электрошлаковой сварки чистых корпусных сталей АЭС), страница 10

Установлено также, чтопротяжѐнность ТИХ зависит от скорости нагрева (V) и охлаждения (W).Увеличение V и W однозначно ведѐт к расширению ТИХ и, соответственно,изменению деформационной способности материалов в нѐм. Повышение V иW действует аналогично повышению процентного содержания углерода дляперлитных и бейнитных сталей при нагреве. Подобный эффект наблюдалсяпри изучении Cr – Ni – сталей феррито - бейнитного класса [119].68Важной динамической характеристикой сталейв подликвидусноминтервале температур является значение критического интервала скоростейрастяжения ∆VДЕФ., ниже которого гарантированно отсутствует разрушениеобразцов на ветви охлаждения.

Нагрев до исходной температуры испытанийТi ≤ Tмакс. = ТВ.Г. осуществлялся при свободном термическом расширенииобразцов. Далее их растягивали с разными скоростями при свободномохлаждении в интервале от Тi до ТВ.Г. Зависимости ∆VДЕФ от изменениябезразмерного параметра Ө = Тi / ТВ.Г. для некоторых сталей приведены наРисунке 3.2.Рисунок 3.2. Деформационная способность исследованных сталей в областиТИХ на ветви охлаждения. Тi – температура начала испытаний, Тв.г.

–температура верхней границы ТИХ, цифры на выносках как в Таблице 469Наибольшие значения показателя ∆VДЕФ и динамика его увеличенияпри снижении Ө обнаружены у низколегированной (плавка 5), а наименьшие– у высоколегированных хромомарганцевых сталей (плавки 13-15). Ихкритическиескоростидеформированияблизкикэкспериментальнополученному для Cr – Ni аустенитных материалов граничному интервалу,разделяющему стали на склонные и не склонные к образованию горячихтрещин на ветви охлаждения, Рисунок 3.2.В итоге наиболее высокие показатели деформационной способности попоказателю ∆VДЕФ установлены для корпусных сталей 10ГН2МФА (плавка6) и 15Х2НМФА (плавка 9), а также 08Х14МФ (плавка 12).

Немного хуже поэтому критерию оценивается углеродистая сталь 22К (плавка1).Также установлено, что при увеличении скорости деформированияобразцов в интервале от Тi до ТВ.Г. их пластичность снижается, Таблица 5.Наиболее высокие скорости деформирования выдерживают без разрушениякорпусные стали 10ГН2МФА, 15Х2НМФА и хромистая 08Х14МФ.Т а б л и ц а 5.Влияние скорости растяжения в ТИХ на относительноесужение сталей () на ветви охлаждения ТЦС№плавки,Табл.3.1СтальИнтервалтемпературиспытаний,0С,122К1420 - 1350610ГН2МФА1410 - 1350915Х2НМФА1420 - 13201208Х14МФ1430 - 13501306Х14Г11Ф1380 - 12001408Х14Г12Ф1390 - 11501506Х15АГ161340 - 1000Скоростьрастяжения,-5Х 10 м/с6,8310,509,6612,1616,6718,6713,1615,162,003,001,632,634,004,63, %8,77,19,79,712,410,712,59,74,83,04,33,16,55,1Состояниеобразцов послеиспытанийне разрушеныразрушеныне разрушеныразрушеныне разрушеныразрушеныне разрушеныразрушеныне разрушеныразрушеныне разрушеныразрушеныне разрушеныразрушены70Таким образом, при сравнительном анализе исследованных в Таблице 4сталей разных классов по протяжѐнности ТИХ и характеристикам пластичности в нѐм корпусные перлитные ибейнитные стали нельзя класси-фицировать как склонные к образованию горячих трещин в металле шва.Важно отметить, что применение методики ДСТ-2 позволяет расширить этотвывод и на основной металл, нагретый по ТЦС, т.е.

металл ОШЗ.3.1.2. Влияние легирования и способа выплавки сталиНа втором этапе более детально исследовалось влияние легирования испособа выплавки на ТИХ при испытаниях нескольких опытных и промышленных плавок корпусных сталей с применением методики ДСТ – 2.

Всегобыло исследовано 10 плавок реакторной стали 15Х2НМФА и 6 плавок парогенераторной стали 10ГН2МФА, Таблица 6.Результаты определения ТИХ на ветви охлаждения некоторых плавоккорпусных сталей схематично показаны на Рисунке 3.3. Хорошо заметно,что диапазон подликвидусной хрупкости у корпусных сталей примерноодинаков и составляет 50…110 0С. Однако имеются и выпадающие из общейзакономерности факты, которые удобнее анализировать по зависимостямтипа «ψ - Ө», где ψ – относительное сужение, а Ө = Тi / ТВ.Г.(Рисунок 3.4).Установлено существенное влияние незначительных количеств РЗМ, вчастности, микролегирование церием. Особенно эффективно введение РЗМ встали 10ГН2МФА. В этом случае показатель θ увеличился с 0,93…0,94 длянелегированных Се плавок до значений выше 0,99 при добавке Се (плавка12), что свидетельствует о практически полном исчезновении подликвидусного интервала хрупкости.

Одновременно отмечено снижение относительного сужения при температурах близких к ликвидусу, тогда как у металлаплавки 11 без церия ψ – выше. Аналогичная картина наблюдается для плавки3 стали 15Х2НМФА при сохранении высоких значений ψ в провале пластичности. Влияние церия объясняется высоким сродством к кислороду и сере.Это и приводит к резкому повышению температурного порога ТИХ [120].71Т а б л и ц а 6.№п/пСтальХимический состав и механические свойства корпусных сталей, исследованных на склонность к горячим трещинам1Содержание элементов, % весМетодвыплавкиCSiCrNiMnMoVSPПрочиеMn/SОИП0,170,381,841,300,620,620,100,0260,015Al = 0,053Механические св-ва при +20 0Сσ0,2,σВ,δ, %ψ, %23,8МПа523-528МПа662-66921,0-21,370,6-73,326,7528-540667-67820,3-20,769,8-70,6ОИП0,180,381,841,300,560,620,100,0210,0153ОИП0,170,381,841,300,580,620,120,0200,015Al = 0,045Ce = 0,13029,0566-641833-83714,0-16,768,6-71,6ЭШП0,170,361,841,300,550,620,120,0170,015Al = 0,01732,3641-646743-74817,7-19,070,6-71,6ЭШП0,170,361,841,300,550,620,120,0120,015Al = 0,01745,8573-586686-77317,0-18,773,3-73,8ОМПУВРВУВРВ0,160,160,170,210,200,212,002,082,041,371,381,240,440,380,360,530,560,590,130,130,130,0220,0180,0200,0030,0080,008-22,021,118,061772921,0-22,069,2-72,2631-647741-75517,4-19,867,8-68,7631-647741-75517,4-19,867,8-68,7УВРВ0,220,200,171,992,010,051,311,412,170,330,510,930,540,500,540,110,090,030,0080,0120,0220,0010,0070,021-41,342,442,2587-593687-69021,2-22,075,2-75,6577-562686-70118,2-19,070,0-71,0579-584665-67623,8-25,971,3-72,447,8577-584672-67624,9-25,271,6-73,543,5488-492588-58928,074,050,0502-521612-61923,0-26,073,2-74,544,0502-521612-61923,0-26,073,2-74,54567815Х2НМФА2Al = 0,053Ce = 0,097ЭШС шовОИП0,150,160,1212ОИП0,100,200,052,170,850,540,030,0180,021ОМП0,100,300,132,190,970,460,030,0200,012УВРВ0,110,260,072,050,900,550,020,0180,016УВРВ0,110,260,072,050,880,560,020,0200,01613141510ГН2МФА91011Ce = 0,010-Cu = 0,090Cu = 0,083Ce = 0,064Cu = 0,140Ti = 0,006Cu = 0,160Ti = 0,04Cu = 0,160Ti = 0,04ЭШС шов24,0160,10 0,27 0,14 2,49 0,75 0,76 0,05 0,011 0,014 Cu = 0,130 69,1 485-490 598-608ОИП – открытая индукционная плавка; ЭШП – электрошлаковый переплав; ОМП - основная мартеновская плавка (с обычнымраскислением); УВРВ – основная мартеновская плавка (с внепечным рафинированием и вакуумированием);ЭШС – электрошлаковая сварка.73,0-74,072Косвенно это свидетельствует о заметном влиянии примесей на протяжѐнностьТИХ в корпусных сталях.

Вероятно, другие элементы (Мn, Сr и др.) сповышенным сродством к примесным элементам оказывают подобное влияние напараметрыТИХ.Наэтомфактеоснованоприменениеизвестногометаллургического критерия в виде отношения Mn/S. Данное соотношение устали 10ГН2МФА больше, чем у 15Х2НМФА (Таблица 6), но протяжѐнностьТИХ у этих материалов приблизительно одинакова, Рисунок 3.3.Рисунок 3.3.

ТИХ корпусных сталей на ветви охлаждения- ТВ Г.- ТВ.П.- номер стали по таблице 6: 1…10 – 15Х2НМФА,11…16 – 10ГН2МФА, ТЛ – температура ликвидус73Для разных плавок стали 15Х2НМФА наблюдался разброс свойств.Например, на образцах из металла промышленной мартеновской выплавки(плавка 6) ТИХ меньше, чем у вакуумированного (плавка 7, 8) и соизмерим сУВРВ-металломплавки9.НаибольшийТИХотмеченуметаллаэлектрошлакового шва (плавка 10), однако у этой плавки наиболее высокпоказатель пластичности ψ ~ 9…11% в провале пластичности. У плавок 4, 5(ЭШП - металл), 6 (ОМП - металл), 8, 9 (УВРВ - металл) относительное сужение впровале ψ ~ 2…3% (Рисунок 3.4).Рисунок 3.4.

Протяжѐнность ТИХ на ветви охлаждения корпусных сталей,цифры на выносках соответствуют сталям в Таблице 674Необходимо отметить, что в зоне сплавления промышленных сварныхсоединений из стали 15Х2НМФА плавок 6 (ОМП) и, особенно, 7, 8, 9 (УВРВ)отмечались полости со следами подплавлений на границах действительныхаустенитных зѐрен.Деформационную способность корпусных сталей в интервале ТИХисследовали после перегрева в подликвидусный интервал. Сравнение разныхплавок проводили по критерию ΔVдеф, особенно чувствительному к стойкостиосновного металла против образования горячих трещин в зоне сплавлениясварных соединений. Образцы деформировали в интервале температур Тi ≤ Тmaxдо ТВ.Г, в котором фиксировалось прекращение разрушения металла.Из анализа результатов испытаний для стали 15Х2НМФА (Рис.3.5,а)следует, что наименьший уровень значений ΔVДЕФ и степень его изменения помере снижения температуры начала испытаний показали образцы плавок 1(ОИП), 4 (ЭШП), 10 (металл ЭШС), 7,8 (УВРВ).

Обращает на себя факт, что такназываемые «чистые» плавки (4, 7, 8, 10,) имеют более низкие показатели покритериюΔVДЕФ и темпу его нарастания, чем мартеновский металл илегированный церием. Легирование церием стали 15Х2НМФА (плавка 3) привелок увеличению θ при методически максимально возможной скорости растяжения(~ 180 мм/мин), при этом излом образцов продолжал оставаться вязким.Отмечаласьболееявнаязависимостьдеформационнойспособностирафинированного металла от колебаний химического состава.Для стали 10ГН2МФА (Рисунок 3.5, б), отмечается заметно больший темпувеличения интервала скоростей деформирования, чем для чистых плавок стали15Х2НМФА.