CC BY
11
УДК 669.15
DOI: 10.24412/0321-4664-2024-4-55-65
ПУТИ УЛУЧШЕНИЯ КАЧЕСТВА КОВАНЫХ ПРУТКОВ ИЗ СЛИТКОВ СПЛАВА ВЖ718, ИЗГОТОВЛЕННЫХ ПО СХЕМЕ ТРИПЛЕКС-ПРОЦЕССА
Дмитрий Андреевич Карягин1, Сергей Витальевич Малютин1, Максим Олегович Смирнов1, Дмитрий Викторович Рынденков1, канд. техн. наук,
Никита Константинович Лазаренко1, Евгений Леонидович Корзун2, докт. техн. наук, профессор
1Ступинская металлургическая компания, Ступино, Россия, e-mail: [email protected]
2Донецкий национальный технический университет, Донецк, ДНР
Аннотация. Кованые прутки из жаропрочного железоникелевого суперсплава ВЖ718 в АО «СМК» производят по схеме триплекс-процесса: выплавка расходуемых электродов диаметром 410 мм в вакуумно-индукционной печи (ВИП), электрошлаковый переплав (ЭШП) полученных электродов в кристаллизаторе диаметром 480 мм и переплав полученных слитков в вакуумно-дуговой печи (ВДП) в кристаллизаторе диаметром 520 мм. Ввиду сложного химического состава, особенностей разливки электродов на вакуумно-индукционной печи и большого диаметра изготавливаемого конечного слитка при переплавных процессах ЭШП и ВДП наблюдаются отклонения от заданных параметров переплава. Это, в свою очередь, влияет на качество готовых прутков, что выражается в искажении макроструктуры конечного слитка, образовании внутренних дефектов в виде шлаковых включений (при ЭШП) и белых пятен (при ВДП). Основным критерием чистоты прутков принято количество несоответствующих сигналов, выявленных при ультразвуковом контроле.
При исследовании технологического процесса разливки на ВИП и внешнего вида получаемых расходуемых электродов было выявлено наличие в них пор и пустот, оказывающих влияние на стабильность процесса ЭШП. Изменение технологических параметров выплавки и разливки не принесли ощутимых результатов. Была опробована промежуточная ковка расходуемых электродов с целью получения однородного монолитного электрода перед переплавными процессами.
В работе изучено влияние операции ковки расходуемого электрода на стабильность процессов ЭШП и ВДП. Приведены сравнительные показатели параметров электрошлакового и вакуумно-духового переплавов, даны рекомендуемые параметры.
Ключевые слова: жаропрочный железоникелевый сплав; вакуумно-индукци-онная плавка, электрошлаковый переплав; вакуумно-дуговой переплав; ковка электрода; неразрушающие методы контроля
Ways to Improve the Quality of Forged Rods Made from VZh718 Alloy Ingots Manufactured Using the Triplex Process. Dmitry А. Karyagin1, Sergey V. Malyu-tin1, Maxim O. Smirnov1, Cand. of Sci. (Eng.) Dmitry V. Ryndenkov1, Nikita K. Laza-renko1, Dr. of Sci. (Eng.), Professor Evgeniy L. Korzun2
1Stupino Metallurgical Plant, Stupino, Russia, e-mail: [email protected] 2Donetsk National Technical University, Donetsk, DNR
Abstract. Forged rods made of VZh718 nickel-iron superalloy are produced at JSC CMK using the triplex process: smelting of 0410 mm consumable electrodes in a VIM
furnace, electroslag remelting (ESR) of the produced electrodes in a 0480 mm crystal-lizer and remelting of the obtained ingots in a vacuum arc furnace (VAR) with a 0520 mm crystallizer. Because of the complex chemical composition, peculiarities of casting of electrodes in a vacuum induction furnace, and the large-diameter of the final ingots, deviations from the specified remelting parameters are observed during the ESR and VAR processes. This, in turn, affects the quality of the finished rods, which is exhibits in distortion of the macrostructure of the final ingot, formation of internal defects in the form of slag inclusions (in case of ESR) and white spots (in case of VAR). The main criterion for the cleanliness of rods is the accepted number of non-conforming signals detected during ultrasonic testing.
When studying the casting process on the VIM furnace and the appearance of the produced consumable electrodes, the presence of pores and voids was revealed in them, which affect the stability of the ESR process. Changing the technological parameters of melting and casting did not yield tangible results. Intermediate forging of consumable electrodes was tested in order to produce a homogeneous monolithic electrode before remelting processes. The paper studies the effect of the forging operation of a consumable electrode on the stability of the ESR and VAR processes. Comparative parameters of electroslag and vacuum-arc remelting are described and recommended parameters are given.
Keywords: heat-resistant nickel-iron alloy; vacuum induction melting; electroslag remelting; vacuum arc remelting; forging of electrode; non-destructive testing methods
Введение
Объектом исследования является технология триплекс-процесса производства желе-зоникелевого сплава ВЖ718. Сплав применяется в турбинах низкого и высокого давления современных авиационных двигателей, отличается высокими показателями жаропрочности, которая достигается путем сложной термомеханической обработки. Помимо высокого комплекса механических свойств, сплав обладает хорошей свариваемостью, которая превосходит свариваемость многих других сплавов на никелевой и железоникелевой основе. Работа в нагруженном состоянии при высокой температуре (550-650 °С) обусловливает высокие требования, предъявляемые к качеству изделий.
Ближайшим аналогом сплава ВЖ718 является зарубежный сплав 1поопе! 718, который в настоящее время один из самых исследуе-
мых сплавов как в отечественных, так и зарубежных публикациях (табл. 1).
Содержание азота в пробе сплава ВЖ718 составило 40 ррт, кислорода 10 ррт. Сплав легирован А! и Т которые являются основными элементами, определяющими формирование у'-фазы. В качестве стабилизаторов ГЦК у-матрицы введен Мо, С и Т1. Кроме того, за счет введения Fe сплав обладает хорошей свариваемостью, превосходящей свариваемость многих других дисперсионно-твердею-щих сплавов на никелевой основе.
В сплаве содержится около 5 % N6, что дает возможность образовывать как упрочняющую у''-фазу, так и 5-фазу (М3^Ь)). Пластины 5-фазы микронного размера ограничивают рост зерен и повышают устойчивость к ползучести. Данная фаза образуется либо перед ковкой слитка, либо во время отпуска на твердый раствор при температуре ниже 5-сольвуса [1]. Конечный комплекс свойств до-
Химический состав сплава Inconel 718 по ITN07763/07 Таблица 1
Сплав С Cr Mo Al Ti Nb Fe S P
Inconel 718 0,0120,036 17,0019,00 2,803,15 0,350,65 0,751,15 5,205,55 16,0019,00 <0,0010 <0,015
стигается за счет мелкодисперсных выделений у'- и у''-фаз, которые образуются при двойном старении [2]. В отличие от метастабильной у''-фазы, которая не несет негативного влияния на свойства сплава, стабильная 5-фаза может приводить к трещинообразованию при термической обработке в определенном диапазоне температур (600-700 °С) при длительной выдержке [3]. Количество данной фазы может достигать 13 % и наряду с у' (№3(А1, И)) и у" она является основной упрочняющей фазой. Кроме того, в сплаве присутствуют карбидные и карбонитридные соединения, сосредоточенные в основном на границах зерен и представляющие собой состав на основе Мо, Сг и N1 [4].
В ходе изготовления слитков сплава ВЖ718 по стандартной схеме были выявлены существенные отклонения от требуемого режима как при ЭШП, так и ВДП. Данные отклонения характеризовались изменением установленной массовой скорости переплава за счет нестабильности других технологических параметров - напряжения, тока, сопротивления.
Цель работы - определение и устранение причин нестабильности технологических параметров переплава ЭШП и ВДП расходуемых электродов сплава ВЖ718. Для достижения этой цели было опробовано введение операции ковки расходуемого электрода для улучшения плотности и, как следствие, стабилизации процесса ЭШП и последующего ВДП.
Материал и методы проведения работы
В работе рассмотрены две технологические схемы производства сплава ВЖ718 на примере двух слитков. Слиток плавки № 1 готовили по стандартной технологии: ВИП -ЭШП - ВДП - ковка в пруток; слиток плавки № 2 - по измененной технологии с подготовкой расходуемого электрода перед электрошлаковым переплавом: ВИП - подготовка -ЭШП - ВДП - ковка в пруток.
Прутки изготавливали многопереходной деформацией с использованием осадок и ковок. Требование по суммарному укову - не менее 9. Деформацию проводили с использованием плоских (осадка) и вырезных бойков (ковка). Первые переходы осуществляли при температуре выше температуры полного
растворения упрочняющей фазы (Тпр), окончательные - ниже Тпр, охлаждение после деформации - на спокойном воздухе. Осадку и ковку выполняли на гидравлических прессах 100 и 40 МН соответственно, заготовки под деформацию нагревали в газовых печах.
Для получения чистого от неметаллических включений и газов слитка требуется введение триплекс-переплава, что позволяет существенно улучшить качество по сравнению с двойным переплавом [5, 6]. В частности, применение электрошлакового переплава обусловлено необходимостью удаления неметаллических включений сложного состава, серы и получения плотной направленной структуры слитка [7-9]. Кроме прочего, ЭШП является достаточно гибким процессом, позволяющим существенно влиять на химический состав слитка и общее качество в целом. В литературе имеются данные по улучшению технологических параметров ЭШП при плавке качественных сталей (переплав с вращением электрода, использование нетипичных окислов в составе флюса для сохранения требуемого химического состава, переплав с использованием переменного тока пониженной частоты и пр.) [10, 11]. В данной работе процесс ЭШП представлен классическим вариантом в статический кристаллизатор для двух рассматриваемых плавок.
ВДП является заключительным переплавным процессом и предназначен главным образом для снижения содержания газов и получения плотной направленной структуры слитка.
Основными параметрами, характеризующими качество кованого прутка являются:
- наличие индикаций при проведении УЗ-контроля с диаметром отражателя 0,8 мм (показатель однородности структуры, размера зерна, полосчатости 5-фазы). Индикации недопустимы по причине высокого риска сохранения участков с крупным зерном и полосчатости в штампованных и термообработанных заготовках, что способно привести к чрезмерному понижению показателей МЦУ и жаропрочности;
- наличие темных и белых пятен при контроле макроструктуры, которые являются зонами локального обеднения и обогащения № соответственно (браковочный признак применительно к слитку ВДП). Индикации недопустимы по причине резкого отличия физико-ме-
ханических свойств данных зон от основного металла, что может привести к преждевременному разрушению конечного изделия при эксплуатации.
В работе приведены сравнительные показатели количества индикаций, выявленных при УЗ-контроле прутков, изготовленных по стандартной и измененной технологии.
Изготовление и переплав расходуемого электрода № 1 по технологической схеме ВИП-ЭШП-ВДП
Исходный литой расходуемый электрод из сплава ВЖ718 получала в вакуумно-индукци-онной печи с применением чистых материалов. В ходе операций при плавлении на ВИП проводили высокотемпературную обработку расплава, что, по данным ряда исследований [12-14], положительно влияет на формирование структуры твердого металла вследствие полного распада у-твердого раствора и увеличения в процессе распада упрочняющей у'-фазы в форме правильных кубоидов. Легирование осуществляли при пониженной температуре, выпуск плавки - при 1540-1570 °С. Масса одного полученного электрода 3200 кг при диаметре изложницы 410 мм.
Исходный электрод подвергали резке головной и донной частей и механической обработке поверхности, далее проводили ЭШП в кристаллизаторе диаметром 480 мм. Расходуемый электрод не имел каких-либо видимых дефектов на поверхности (поры, трещины). ЭШП вели по серийной технологии в статический кристаллизатор с поддержанием заданного массового расхода, установленного на уровне 4,80 кг/мин. Ввиду низкой температуры плавления сплава ВЖ718 химический состав флюса выбирали исходя из получения наиболее низкой температуры его плавления в соответствии с диаграммой тройной системы СаО-Al2O3-CaF2 по данным А. Митчелла [15]. Для предотвращения излишнего окисления титана во флюс также добавляли оксид титана (ТЮ2). Количество флюса соответствовало его высоте в кристаллизаторе на уровне 125-140 мм.
В рассматриваемых плавках (№ 1 и № 2) процесс ЭШП вели по контролю вводимой мощности: установлено определенное значение вво-
димой мощности, соответствующее массовому расходу в 4,80 кг/мин. В случае неконтролируемого резкого падения или увеличения массового расхода, автоматика печи соответственно корректировала мощность путем снижения тока и напряжения. Колебание тока составило ±1,80 кА, колебание напряжения ±5,0 В. При этом система также проводила корректировку сопротивления шлака. Установлено, что при переплаве с текущими технологическими параметрами (диаметр кристаллизатора, установленная скорость переплава, тип и количество шлака, марка сплава) показания сопротивления составляют 3,5-3,8 мОм, что соответствует минимальному заглублению электрода в шлак (микродуговой режим). При падении массового расхода показатель сопротивления снижался до 2,3-2,6 мОм и, наоборот, при резком повышении массового расхода корректировка сопротивления проходила в сторону снижения до 4,1-4,2 мОм.
Стабилизировать переплав на протяжении длительного времени не удалось, что видно на рис. 1. Стабильных участков длительностью более 20 мин не наблюдается. Колебания массовой скорости переплава носят хаотичный характер, зависимости колебаний массового расхода по времени не выявлено. Минимальное и максимальное зарегистрированное показание скорости переплава составило 3,84 и 5,59 кг/мин соответственно.
Причиной колебаний массовой скорости при ЭШП является, судя по всему, наличие не-сплошностей и вторичных усадочных дефектов
Рис. 1. Диаграмма электрошлакового переплава слитка № 1:
1 - напряжение, В; 2 - ток, кА; 3 - массовая скорость, кг/мин; 4 - сопротивление, мОм
в расходуемом электроде. Подобные колебания массовой скорости плавки негативно влияют на формирование слитка и приводят к нарушению макроструктуры, образованию спаев и прочих дефектов. Важно обеспечить как можно более стабильный режим переплава с оптимально подобранной массовой скоростью плавки.
После ЭШП слиток подвергали механической обработке поверхности, технологической отрезке головной и донной частей, далее проводили ВДП в кристаллизаторе диаметром 520 мм.
Расходуемый электрод перед проведением ЭШП не имел дефектов и усадочных раковин. Фактическая скорость переплава составила 3,40 кг/мин (установленный ток 5,70 кА) при диаметре кристаллизатора 520 мм. Столь низкая скорость обусловлена типом сплава и необходимостью поддержания низкой глубины жидкой ванны с целью снижения внеосевой ликвационной неоднородности и получения радиально-осевой структуры [16, 17]. При уменьшении скорости переплава уменьшаются интервал двухфазной области и конусность ванны, что способствует снижению скорости перемещения жидкого металла вдоль фронта кристаллизации.
В ходе переплава на ВДП также заметны колебания массового расхода. Однако они носят упорядоченный и цикличный характер, что видно на рис. 2.
В случае с вакуумно-дуговым переплавом проблема колебаний массового расхода не нова и уже освещена рядом исследователей в публикациях и научных пособиях. В частности, Ф.И. Швед [18] рассматривает перио-
Рис. 2. Диаграмма вакуумно-дугового переплава слитка № 1:
1 - напряжение, В; 2 - ток, кА; 3 - массовая скорость, кг/мин; 4 - уровень вакуума, мбар
дические колебания массовой скорости при переплаве литых электродов как следствие внутреннего строения электродов. Некоторые сплавы склонны к образованию так называемых ^образных усадочных раковин, которые располагаются по всему сечению электрода в осевых частях. Между ^образными раковинами расположены «мосты» плотного металла, который плавится с одинаковой скоростью, однако по мере приближения к ^образной усадочной раковине отвод тепла в верхние слои электрода затрудняется, и остатки «моста» сплавляются быстро (на рис. 2 действительно имеет место повышение скорости). При завершении переплава «моста» и начале плавления усадочной раковины дуга выходит на «холодный» металл, проникает в поры раковины и расход заметно падает. После про-плавления этой зоны цикл повторяется вновь.
Иной подход на данную проблему показан Л.Н. Белянчиковым [19], утверждающим, что основной причиной массовых колебаний скорости плавки является перемещение дуги в зоны с различным давлением металлического пара. Стабилизировать процесс ВДП в данном случае следует изменением подэлектродного промежутка (длины дуги), который существенно влияет на энергию электронов в столбе дуги и скорость плавления электрода.
В зарубежной литературе имеются публикации по аналогичному сплаву 1псопе! 718, раскрывающие особенности триплекс-процесса [20-22]. В частности, рассматривается взаимосвязь между напряжением, мощностью дуги, тока и длины дуги при ВДП, а также механизмы образования дефекта структуры «белое пятно».
Один из основных параметров, по которому можно судить о стабильности и качестве ВДП - массовая скорость. Несмотря на то, что этот показатель является функцией тока, напряжения, капельных замыканий и длины дуги, изучение характера изменения массового расхода позволяет глубже взглянуть на процесс в целом. Колебания массового расхода при ВДП имеет несколько характерных особенностей, которые видны на рис. 2, линия 3:
1) периоды стабильного режима, когда массовая скорость держится на установленном уровне, всегда длятся с интервалами 110120 мин;
2) на выходе из стабильного режима массовая скорость всегда имеет тенденцию к увеличению;
3) максимальное и минимальное значения колебаний массовой скорости находятся примерно на одном уровне (максимум 5,105,40 кг/мин, минимум 2,11-2,30 кг/мин);
4) пик массовой скорости всегда сопровождается скачком вакуума на 25-30 % выше среднего значения.
Если объяснить увеличение массового расхода и показателей максимума и минимума массового расхода возможно четко установленными параметрами тока и напряжения, а также высокой чувствительностью длины дуги от однородности торца расходуемого электрода, то объяснить идеально одинаковые интервалы колебаний в 110-120 мин уже представляется не такой простой задачей.
Для объяснения подобного характера массового расхода рассмотрим показатели переплава (ток, напряжение, капельные замыкания и движение штанги) в близком масштабе в основные периоды переплава: 1) при стабильном течении процесса, когда массовая скорость не изменяется во времени; 2) при максимальном повышении массовой скорости, период пика; 3) при минимальном снижении скорости, период спада.
В случае, если однородный электрод без наличия пор и усадочных дефектов, площадью поперечного сечения Аэ (мм2) и плотностью р (г/мм2) переплавляется с постоянной массовой скоростью М (г/с) в слиток диаме-
тром Ас (мм2), то скорость движения штанги V (мм/мин) будет рассчитываться как:
V =
М
рЛс
^ _ 1 Лэ
60.
(1)
----
/
4) Ч
-- -- ---- -
1)
Устойчивый период
1) — Массовая скорость. 2) -
Период максимального Период минимального массового расхода массового расхода
■Ток. 3)-Напряжение. 4) Капельные замыкания. 5).......Движение штанги
Рис. 3. Характер изменения основных параметров переплава на различных стадиях ВДП
В ходе расчета по формуле (1) для стационарных условий переплава получим значения скорости движения штанги 0,3310 мм/мин. Для оценки реального показателя были сняты данные с АСУТП для всех периодов плавки № 1. Как видно из табл. 2, скорость движения штанги в среднем составляет 0,44-0,17 мм/мин, что полностью совпадает с расчетным значением. Характер движения штанги линейный, равномерный, плавно увеличивающийся. При этом отсутствуют колебания по току (среднее значение 5,75 кА), напряжению (среднее значение 23,55 В) и капельным замыканиям (среднее значение 8,73 шт./с). Показатель тока напрямую влияет на массовую скорость плавки, при этом показатель капельных замыканий является функцией напряжения - с увеличением напряжения количество капельных замыканий снижается, длина межэлектродного промежутка увеличивается. Как было установлено с помощью измерительного оборудования печи VAR (ALD) для данных условий переплава, при показателях капельных замыканий на уровне 6-10 шт./с длина дуги составляет примерно 15-20 мм. На рис. 3 представлены графики, иллюстрирующие основные показатели переплава по данным табл. 2.
Рассматривая период максимальной массовой скорости плавки и проведя расчеты, аналогичные устойчивому режиму, можем сделать вывод, что фактическая скорость переплава также совпадает с расчетной. Массовая скорость в данном периоде максимальная и равна в среднем 4,46 кг/мин. Скорость движения штанги при этом также максимальная и равна в среднем 1,30 мм/мин, что в 3 раза больше, чем при устойчивом режиме. Показатели массовой
Таблица 2 Показания основных параметров, снятые с АСУТП для плавки № 1 с вакуумной дуговой печи
Время Массовая скорость, кг/мин Изменение массы электрода, кг Ток, кА Напряжение,В Капельные замыкания, шт./с Скорость движения штанги, мм
Устойчивый (стабильный) период
12:08:00 3,52 1409,50 5,80 23,38 8,71 69,53
12:09:00 3,52 1406,13 5,72 23,45 8,26 69,88
12:10:00 3,53 1402,37 5,69 23,50 8,44 70,32
12:11:00 3,54 1398,68 5,78 23,75 8,97 70,66
12:12:00 3,54 1395,25 5,73 23,38 10,27 70,82
12:13:00 3,55 1391,80 5,75 23,39 9,52 70,84
12:14:00 3,56 1388,22 5,75 23,72 8,73 71,01
12:15:00 3,55 1384,56 5,84 23,78 8,17 71,13
12:16:00 3,55 1381,19 5,76 23,60 7,50 71,46
Период максимальной массовой скорости
13:40:00 5,18 1047,60 5,76 23,66 3,64 103,73
13:41:00 5,20 1043,03 5,87 23,60 2,75 105,60
13:42:00 5,11 1038,61 5,76 23,30 2,74 106,63
13:43:00 4,93 1033,98 5,75 22,99 2,28 108,48
13:44:00 4,66 1028,59 5,74 22,64 3,31 109,71
13:45:00 4,34 1023,28 5,83 22,91 1,53 111,47
13:46:00 3,95 1019,07 5,74 22,48 2,61 113,66
13:47:00 3,57 1015,54 5,74 22,46 6,96 114,53
13:48:00 3,20 1012,91 5,86 22,14 11,00 115,16
Период минимальной массовой скорости
13:51:00 2,86 1006,47 5,75 23,21 11,19 122,38
13:52:00 2,59 1004,25 5,73 22,92 15,37 122,40
13:53:00 2,39 1001,95 5,86 23,36 17,25 122,41
13:54:00 2,26 999,02 5,78 23,38 17,51 122,42
13:55:00 2,18 996,25 5,75 23,25 17,93 122,43
13:56:00 2,15 993,40 5,52 22,99 15,86 122,44
13:57:00 2,17 990,36 5,80 23,53 17,00 122,46
13:58:00 2,21 987,35 5,68 23,44 16,12 122,47
13:59:00 2,27 984,32 5,77 23,51 15,68 122,48
скорости на диаграмме имеют пик 5,20 кг/мин. Учитывая нестабильный ЭШП электрода плавки № 1, можно предположить, что он имеет микродефекты и ликвацию, это, в свою очередь, приводит к перемещению дуги в зоны с различным давлением металлического пара, вследствие чего происходит неконтролируемое повышение скорости. Об этом факте также может говорить снижение вакуума в пространстве печи на пиковых значениях массового расхода.
Период минимальной массовой скорости прямо противоположен предыдущему, однако имеет одну особенность: при практически полном отсутствии движения штанги (0,0125 мм/мин) значения массы переплавленного металла, полученные с помощью тензодатчиков, регистрирующих изменение массы электрода ежесекундно, достигают 22,15 кг за 8 мин наблюдений (2,76 кг/мин). Расчетная скорость движения штанги электрододержателя при этом составляет 0,2758 мм/мин, а фактическая 0,0125 мм/мин. Данный факт может говорить об инерционности системы АСУТП VAR ALD, так как имеет место явное несовпадение расчетных значений и фактических. При практически полной остановке движения штанги электрода на 10-12 мин неизбежно должно произойти падение массовой скорости почти до нуля (точнее, по формуле (1) до 0,122 кг/мин) из-за значительного увеличения длины дуги, однако в реальности этого не происходит.
Исходя из вышеизложенного можно сделать следующие выводы:
1) на ровном участке диаграммы наблюдается контролируемая, стабильная скорость переплава;
2) на пике массовой скорости имеет место существенное увеличение скорости движения штанги при наибольшей скорости переплава;
3) на участке минимальной массовой скорости отмечена почти полная остановка штанги - она не двигается 10-12 мин, при этом массовая скорость не равна нулю, а составляет 2,76 кг/мин.
После проведения переплава слиток проходил операции термической обработки, ковки и механической обработки до диаметра 220 мм. Качество прутков проверяли УЗ-контролем. На двух прутках, полученных с плавки № 1, были обнаружены эхо-сигналы, превышаю-
щие амплитуду от плоскодонного отражателя диаметром 0,8 мм, в количестве 12 шт.
Изготовление и переплав расходуемого электрода № 2 по измененной технологической схеме ВИП - ковка - ЭШП - ВДП
Для стабилизации процесса ЭШП была разработана схема подготовки расходуемого электрода ВИП с целью устранения внутренних усадочных дефектов расходуемого электрода. Рассмотрим получение и переплав расходуемого электрода № 2 по измененной технологической схеме с добавлением операции ковки: ВИП - подготовка - ЭШП - ВДП.
В вакуумно-индукционной печи получили конический расходуемый электрод диаметром 410/510 мм, который был подвергнут дополнительной подготовке до доведения в диаметре 350 мм. Переплав ЭШП и ВДП электрода плавки № 2 проводили по режиму, аналогичному плавки № 1 (рис. 4).
Как видно на рис. 4, ЭШП прошел стабильно, колебания массовой скорости плавки составили 8 % по сравнению с 19 % на плавке № 1. При этом резких изменений параметров не выявлено. Напряжение, ток, сопротивление приобрели контролируемый характер. Слиток после ЭШП подвергли механической обработке и далее ВДП (рис. 5).
ВДП слитка № 2 имеет существенные изменения по сравнению с плавкой № 1. Из диаграммы на рис. 5 видно, что массовая скорость не
Рис. 4. Диаграмма электрошлакового переплава слитка № 2:
1 - напряжение, В; 2 - ток, кА; 3 - массовая скорость, кг/мин; 4 - сопротивление, мОм
1 2 3 4
/ / / 1 /
---
и
/ /
/
---£
/
Рис. 5. Диаграмма вакуумно-дугового переплава слитка № 2:
1 - напряжение, В; 2 - ток, кА; 3 - массовая скорость, кг/мин; 4 - уровень вакуума, мбар
имеет характерных пиков, как на рис. 2. Отсюда следует, что при нестабильном течении процесса ЭШП велика вероятность нестабильного течения ВДП. Фактические отклонения массовой скорости при ВДП слитка № 2 составили 5 % при отклонениях в 38 % на слитке № 1.
После проведения переплава слиток плавки № 2 подвергали термической обработке, ковке и механической обработке до диаметра 220 мм. Прутки проходили контроль качества методом УЗК. На двух прутках, полученных с плавки № 2, были обнаружены эхо-сигналы, превышающие амплитуду от плоскодонного отражателя диаметром 0,8 мм в количестве 6 шт. Данный результат на 50 % ниже, чем от полученного ранее на плавке № 1, но избежать индикаций полностью не удалось. Это свидетельствует о том, что имеются дополнительные факторы, оказывающие влияние на качество. Однако, учитывая полученный положительный результат, необходимо продолжение работ по сбору статистических данных и корректировке технологии ЭШП и ВДП в части электрического режима.
В табл. 3 приведена статистика показателя индикаций при УЗК (среднее) в зависимости от применяемой технологии изготовления прутков.
Как следует из табл. 3, изменение технологической схемы позволило снизить среднее количество обнаруживаемых сигналов при УЗК на 36 %, что является существенным вкладом в улучшение качества изделий и снижение уровня брака. Учитывая, что несоответствия на прутках не снизились до нулевых значений, дальнейшие усилия будут направлены на корректировку режима ВДП и термической обработки сплава.
Выводы
1. Исходя из полученных результатов исследования, можно утверждать, что характер изменения массового расхода при ЭШП и ВДП сильно зависит как от наличия внутренних усадочных дефектов, так и от ликвации в электроде. Причиной колебаний массового расхода при ЭШП являются именно внутренние скрытые несплошности в виде пор и пустот, в то время как при ВДП - физико-химические особенности конкретного сплава (ВЖ718) и перемещение дуги в зоны с различным давлением металлического пара.
2. ЭШП некачественного электрода, с наличием вторичных усадочных раковин, не приводит к существенному улучшению качества слитка ВДП при триплекс-процессе. Для получения качественного слитка ВДП необходим однородный электрод ЭШП без несплошностей.
3. Операция ковки расходуемого электрода перед ЭШП благоприятно сказывается на качестве переплава и, как следствие, на качестве последующего ВДП.
4. Рекомендуется проводить ковку слитков большого диаметра (более 400 мм) жаропрочных сплавов, склонных к колебаниям массового расхода. Это позволит избежать неконтролируемых отклонений параметров переплава и повысить уровень качества промежуточных заготовок и конечных изделий.
Таблица 3
Показатели индикаций при проведении УЗК прутков из сплава ВЖ718
Тип технологии Количество проверенных прутков, шт. Общее количество индикаций, шт. Среднее количество индикаций, шт./пруток
Литые электроды 20 162 8,10
Кованые электроды 9 47 5,22
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ:
1. Oradei-Basile A., Radavich J.F. А current T-T-T diagram for wrought alloy 718 // Superalloys. 1991. Vol. 18, Р. 325-335, 625 Var. Deriv., TMS.
2. Thomas A., El-Wahabi M., Cabrera J.M., Prado J.M.
High temperature deformation of Inconel 718 // Journal of Materials Processing Tech. 2006. № 177. 469-472.
3. Azadian S. Aspects of Precipitation in the Alloy Inconel 718. Doctoral Thesis 2004:20.
4. Raghavan M., Berkowitz B.J., Scalon J.C. Electron microscopic analysis of heterogeneous precipitates in Hastelloy C-276 // Metallurgical transactions A. 1982. Vol. 13A, June. 979-984.
5. Корзун Е.Л. Развитие научных и технологических основ производства сталей и сплавов с контролируемым содержанием азота и углерода: дис. на соискание ученой степени докт. техн. наук: 05.16.02. Донецк, 2021. 435 с.
6. Сидоров Е.А., Волков С.Е., Павперова И.А. и др. Сравнение качества металла, выплавленного обычным, электрошлаковым и вакуумным дуговым способами // Труды III Всесоюзной конференции по электрошлаковому переплаву. Часть I / Под ред. Па-тона Б.Е. Киев: Наукова Думка. 1969. С. 207-212.
7. Митчелл А. Электрошлаковая технология для производства аэрокосмических сплавов // Электрошлаковая технология. 2008. № 4. С. 37-43.
8. Воробьев А.А., Пожидаев Ю.В. Электрошлаковый переплав: учебное пособие. Новокузнецк: СибГИУ. 2002. 116 с.
9. Агапова Н.П., Казеннов Ю.И., Лазарева Н.А. и др. Влияние электрошлакового переплава на некоторые свойства сталей ЭИ844Б, ЭП450, ЭП168 // Труды III Всесоюзной конференции по электрошлаковому переплаву. Часть I // Под. ред. Патона Б.Е. Киев: Наукова Думка. 1969. С. 191-197.
10. Синякин М.П., Крючкова К.А., Матвеева М.А. Влияние вращения электрода при ЭШП на концентрацию неметаллических включений // Технологии металлургии, машиностроения и материалообработки. 2018. № 17. С. 59-64.
11. Левков Л.Я., Шурыгин Д.А., Киссельман М.А. и др. Новые возможности электрошлакового переплава при производстве современных чистых сталей // Сборник трудов XV Международного конгресса сталеплавильщиков. Москва - Тула: 2018. 15-19 октября. С. 116-123.
12. Тягунов А.Г. Структурные изменения расплавов жаропрочных никелевых сплавов // Вестник ЮУрГУ. Сер. Металлургия. 2016. № 4. С. 16-22.
13. Тягунов Г.В., Барышев Е.Е., Тягунов А.Г., Вандышева И.В., Зайцева Н.А., Мушников В.С. О структуре и свойствах некоторых жаропрочных никелевых сплавов // Вестник ЮУрГУ. Сер. Металлургия. 2020. Т. 20. № 2. С. 57-70.
14. Garcia C.I., Camus D.E., Loria E.A., DeArdo A.J. Microstructural refinement of as-cast Alloy 718 VIA thermomechanical processing // The Minerals, Metals & Materials Society. 1991. P. 925-941.
15. Mitchell A. The chemistry of ESR slags // Canadian Metallurgical Quarterly. 1981. Vol. 20, No. 1. Р 101-112.
16. Горин В.А. О механизме образования внеосевой ликвационной неоднородности // В сб.: Вакуумная дуговая плавка металлов и сплавов. Вып. 7. М.: ВИЛС. 1969. С. 190-195.
17. Горин В.А., Морозов Е.Н. Исследование факторов, определяющих степень развития внеосевой ликвационной неоднородности в слитках вакуумного дугового переплава // В сб.: Вакуумная дуговая плавка металлов и сплавов. Вып. 7. М.: ВИЛС. 1969. С. 181-190.
18. Швед Ф.И. Слиток вакуумного дугового переплава. Челябинск: Издательство Татьяны Лурье. 2009. 428 с.
19. Белянчиков Л.Н. К вопросу стабилизации процесса ВДП стали и сплавов // Электрометаллургия. 2011. № 8. С. 18-23.
20. Moyer J.M., Jackman L.A., Adasczik C.B., Davis R.M., Forbes Jones R. Advances in triple melting superalloys 718, 706, and 720 // The Minerals, Metals & Materials Society. 1994 (Monroe, North Carolina 28110-5030), 39-48.
21. Zanner F.J., Adaszik C., O'Brien T., Bertram L.A. Observation of melt rate as a function of arc power, CO pressure, and electrode gap during vacuum consumable arc remelting of Inconel 718 // Metallurgical transactions B. 1984. Vol. 15B. March. 117-125.
22. Zanner F.J., Bertram L.A., Harrison R., Flanders H.D. Relationship between furnace voltage signatures and the operational parameters arc power, arc current, CO pressure, and electrode gap during vacuum arc melting Inconel 718 // Metallurgical transactions B. 1986. Vol. 17B. June. 357-365.
REFERENCES
1. Oradei-Basile A., Radavich J.F. A current T-T-T diagram for wrought alloy 718 // Superalloys. 1991. Vol. 18, P 325-335, 625 Var. Deriv., TMS.
2. Thomas A., El-Wahabi M., Cabrera J.M., Prado J.M.
High temperature deformation of Inconel 718 // Journal of Materials Processing Tech. 2006. № 177. 469-472.
3. Azadian S. Aspects of Precipitation in the Alloy Inconel 718. Doctoral Thesis 2004:20.
4. Raghavan M., Berkowitz B.J., Scalon J.C. Electron microscopic analysis of heterogeneous precipitates in Hastelloy C-276 // Metallurgical transactions A. 1982. Vol. 13A, June. 979-984.
5. Korzun Ye.L. Razvitiye nauchnykh i tekhnologi-cheskikh osnov proizvodstva staley i splavov s kon-troliruyemym soderzhaniyem azota i ugleroda: dis. na soiskaniye uchenoy stepeni dokt. tekhn. nauk: 05.16.02. Donetsk, 2021. 435 s.
6. Sidorov Ye.A., Volkov S.Ye., Pavperova I.A. i dr. Sravneniye kachestva metalla, vyplavlennogo obych-nym, elektroshlakovym i vakuumnym dugovym spo-sobami // Trudy III Vsesoyuznoy konferentsii po elek-troshlakovomu pereplavu. Chast' I / Pod red. Patona B.Ye., Kiyev: Naukova Dumka. 1969. S. 207-212.
7. Mitchell A. Elektroshlakovaya tekhnologiya dlya proizvodstva aerokosmicheskikh splavov // Elektroshlakovaya tekhnologiya. 2008. № 4. S. 37-43.
8. Vorob'yev A.A., Pozhidayev Yu.V. Elektroshlakovyy pereplav: uchebnoye posobiye. Novokuznetsk: Sib-GIU. 2002. 116 s.
9. Agapova N.P., Kazennov Yu.I., Lazareva N.A. i dr.
Vliyaniye elektroshlakovogo pereplava na nekoto-ryye svoystva staley EI844B, EP450, EP168 / Trudy III Vsesoyuznoy konferentsii po elektroshlakovomu pereplavu. Chast' I // Pod. red. Patona B. Ye. Kiyev: Naukova Dumka. 1969. S. 191-197.
10. Sinyakin M.P., Kryuchkova K.A., Matveyeva M.A. Vliyaniye vrashcheniya elektroda pri ESHP na kont-sentratsiyu nemetallicheskikh vklyucheniy // Tekh-nologii metallurgii, mashinostroyeniya i materialoo-brabotki. 2018. № 17. S. 59-64.
11. Levkov L.YA., Shurygin D.A., Kissel'man M.A. i dr. Novyye vozmozhnosti elektroshlakovogo pereplava pri proizvodstve sovremennykh chistykh staley // Sbor-nik trudov XV Mezhdunarodnogo kongressa sta le-plavil'shchikov. Moskva - Tula: 2018. 15-19 oktyab-rya. S. 116-123.
12. Tyagunov А.G. Strukturnyye izmeneniya rasplavov zharoprochnykh nikelevykh splavov // Vestnik YuUrGU. Ser. Metallurgiya. 2016. № 4. S. 16-22.
13. Tyagunov G.V., Baryshev Ye.Ye., Tyagunov A.G., Vandysheva I.V., Zaytseva N.A., Mushnikov V.S. O strukture i svoystvakh nekotorykh zharoprochnykh nikelevykh splavov // Vestnik YuUrGU. Ser. Metallurgiya. 2020. T. 20. № 2. S. 57-70.
14. Garcia C.I., Camus D.E., Loria E.A., DeArdo А.J. Microstructural refinement of as-cast Alloy 718 VIA thermomechanical processing // The Minerals, Metals & Materials Society. 1991. 925-941.
15. Mitchell А. The chemistry of ESR slags // Canadian Metallurgical Quarterly. 1981. Vol. 20, No. 1. P. 101-112.
16. Gorin V.A. O mekhanizme obrazovaniya vneosevoy likvatsionnoy neodnorodnosti // V sb.: Vakuumnaya dugovaya plavka metallov i splavov. Vyp. 7. M.: VILS. 1969. S. 190-195.
17. Gorin V.A., Morozov Ye.N. Issledovaniye faktorov, opredelyayushchikh stepen' razvitiya vneosevoy likvatsionnoy neodnorodnosti v slitkakh vakuumnogo dugovogo pereplava // V sb.: Vakuumnaya dugovaya plavka metallov i splavov. Vyp. 7. M.: VILS. 1969. S. 181-190.
18. Shved F.I. Slitok vakuumnogo dugovogo pereplava. Chelyabinsk: Izdatel'stvo Tat'yany Lur'ye. 2009. 428 s.
19. Belyanchikov L.N. K voprosu stabilizatsii protsessa VDP stali i splavov // Elektrometallurgiya. 2011. № 8. S. 18-23.
20. Moyer J.M., Jackman L.A., Adasczik C.B., Davis R.M., Forbes Jones R. Advances in triple melting superalloys 718, 706, and 720 // The Minerals, Metals & Materials Society. 1994 (Monroe, North Carolina 28110-5030), 39-48.
21. Zanner F.J., Adaszik C., O'Brien T., Bertram L.A. Observation of melt rate as a function of arc power, CO pressure, and electrode gap during vacuum consumable arc remelting of Inconel 718 // Metallurgical transactions B. 1984. Vol. 15B. March. 117-125.
22. Zanner F.J., Bertram L.A., Harrison R., Flanders KD. Relationship between furnace voltage signatures and the operational parameters arc power, arc current, CO pressure, and electrode gap during vacuum arc melting Inconel 718 // Metallurgical transactions B. 1986. Vol. 17B. June. 357-365.
