FI122657B - Menetelmä korkean muokattavuuden omaavan ferriittis-austeniittisen ruostumattoman teräksen valmistamiseksi ja hyödyntämiseksi - Google Patents

Description

MENETELMÄ KORKEAN MUOKATTAVUUDEN OMAAVAN FERRIITTIS-AUSTENIITTISEN RUOSTUMATTOMAN TERÄKSEN VALMISTAMISEKSI JA HYÖDYNTÄMISEKSI

5 TEKNIIKAN ALUE

Tämä keksintö kohdistuu menetelmään niukkaseosteisen korkean lujuuden, erinomaisen muokattavuuden ja hyvän korroosiokestävyyden omaavan ferriittis-austeniittisen ruostumattoman teräksen valmistamiseksi ja hyödyntämiseksi pääasiassa rullien muodossa. Muokattavuus aikaansaadaan niin kutsutun faa-10 simuutoksen indusoiman plastisuuden (TRIP) tuloksena kontrolloidulla aus-teniittifaasin faasin faasimuutoksella martensiittiseksi.

TEKNIIKAN TASON TAUSTA

Lukuisia niukkaseosteisia ferriittis-austeniittisia tai dupleksiseoksia on ehdotettu 15 kamppailemaan raaka-aineiden, kuten nikkelin ja molybdeenin korkeita kustannuksia vastaan pääasiallisena päämääränä aikaansaada riittävä lujuus ja kor-roosiosuorite. Kun viitataan seuraaviin julkaisuihin, alkuainepitoisuudet ovat paino-%:na, ellei muuta ole mainittu.

20 US-patentti 3736131 kuvaa 10-50 % austeniittia sisältävää austeniittis-ferriittistä ruostumatonta terästä, jossa on 4-11 % Mn, 19-24 % Cr, enintään 3,0 % Ni ja 0,12-0,26 % N ja joka on stabiili ja omaa korkean iskusitkeyden. Korkea iskusit-keys on saatu estämällä austeniitin faasimuutos martensiitiksi.

25 US-patentti 4828630 kuvaa dupleksisia ruostumattomia teräksiä, jossa on 17- 21,5 % Cr, 1-4 % Ni, 4-8 % Mn ja 0,05-0,15 % N ja joka on termisesti stabiili martensiittifaasimuutosta vastaan. Ferriittipitoisuus täytyy pitää alle 60 % aikaansaamaan hyvä sitkeys.

30 Ruotsalainen patentti SE 517449 kuvaa niukkaseosteista dupleksiseosta, jolla on korkea lujuus, hyvä sitkeys ja korkea rakenteellinen stabiliteetti ja jossa on 20-23 % Cr, 3-8 % Mn, 1,1-1,7 % Ni ja 0,15-0,30 % N.

2 WO-patenttihakemus 2006/071027 kuvaa alhaisen nikkelipitoisuuden dupleksi-terästä, jossa on 19,5-22,5 % Cr, 0,5-2,5 % Mo, 1,0-3,0 % Ni, 1,5-4,5 % Mn ja 0,15-0,25 % N ja jolla on parannettu kuumasitkeys samanlaisiin teräksiin verrattuna.

5 EP-patentti 1352982 julkisti välineen viivästyneen halkeilun välttämisen aus-teniittisissa Cr-Mn-teräksissä esittelemällä määrättyjä määriä ferriittifaasia.

Viime vuosina niukkaseosteisia dupleksiteräksiä on käytetty enenemässä mää-10 rin ja US-patentin 4848630, SE-patentin 517449, EP-patenttihakemuksen 1867748 ja US-patentin 6623569 mukaisia teräksiä on käytetty kaupallisesti suuressa määrässä sovelluksia. SE 517449:n mukaista Outokummun LDX 2101® dupleksiterästä on laajalti käytetty varastotankeissa, kuljetusvälineissä, jne. Näillä niukkaseosteisilla dupleksiteräksillä on sama ongelma kuin muilla 15 dupleksiteräksillä, rajoitettu muokattavuus, joka tekee ne vähemmän soveltuviksi korkeasti muokatuissa osissa kuin austeniittiset ruostumattomat teräkset. Dupleksiteräksillä on siksi rajoitettu soveltuvuus komponenteissa kuten levy-lämmönsiirtimet. Kuitenkin, niukkaseosteisilla dupleksiteräksillä on ainutlaatuinen potentiaali parannettuun sitkeyteen, kun austeniittifaasi voidaan tehdä riit-20 tävän alhaiseksi seospitoisuudessa olemaan metastabiili ja antamaan kohoavaa muokattavuutta mekanismilla, joka kuvataan alla.

On muutamia referenssejä, jotka käyttävät metastabiilia austeniittifaasia dup-leksiteräksissä parantamaan lujuutta ja sitkeyttä. US-patentti 6096441 kohdis-25 tuu korkean murtovenymän omaavaan austeniittis-ferriittisiin teräksiin, jotka sisältävät 18-22 % Cr, 2-4 % Mn, vähemmän kuin 1 % Ni ja 0,1-0,3 % N. Marten-siittifaasimuutoksen stabiilisuuteen liittyvä parametri pitää olla tietyllä alueella aikaansaamaan parannettu murtovenymä. US-patenttihakemus 2007/0163679 kuvaa hyvin laajaa austeniittis-ferriittisten seosten valikoimaa, joilla on korkea 30 muokattavuus pääasiassa kontrolloimalla C+N-pitoisuutta austeniittifaasissa.

3

Faasimuutoksen indusoima plastisuus (TRIP) on tunnettu efekti metastabiileille austeniittisille teräksille. Esimerkiksi paikallinen murtokurouma vetokoenäyte-kappaleessa tuotetaan pehmeän austeniitin venymäindusoituneella faasimuutoksella kovaksi martensiitiksi siirtämällä muodonmuutos kappaleen toiseen 5 paikkaan ja aikaansaamaan korkeampi tasainen muodonmuutos. TRIP-efektiä voidaan käyttää myös ferriittis-austeniittisille (dupleksisille) teräksille, jos aus-teniittifaasi mitoitetaan oikein. Klassinen tapa mitoittaa austeniittifaasi tietylle TRIP-efektille on käyttää tuotettuja tai modifioituja kemialliseen koostumukseen perustuvia austeniitin stabiilisuuden kokeellisia lausekkeita, joista yksi on Md3o-10 lämpötila. Md3o-lämpötila määritetään lämpötilana, jossa 0,3 todellisesta venymästä aiheuttaa 50 %:n austeniitin faasimuutoksen martensiittiseksi. Kuitenkin kokeelliset lausekkeet on tuotettu austeniittisille teräksille ja on riski soveltaa niitä dupleksisille ruostumattomille teräksille.

15 On monimutkaisempaa mitoittaa dupleksisten terästen austeniittistabiliteetti, koska austeniittifaasin koostumus riippuu sekä teräskemiasta että lämpökäsitte-lyhistoriasta. Edelleen faasimorfologia ja koko vaikuttavat faasimuutoskäyttäy-tymiseen. US-patentissa 6096441 on käytetty lauseketta bulkkikoostumukselle ja vaatii määrättyä aluetta (40-115), joka vaaditaan aikaansaamaan haluttu 20 efekti. Kuitenkin tämä informaation on käypä vain lämpökäsittelyhistorialle, jota käytetään teräksille tässä erityisessä tutkimuksessa, kun austeniittikoostumus vaihtelee hehkutuslämpötilan mukaan. US-patenttihakemuksessa 2007/0163679 austeniitin koostumus mitattiin ja yleinen austeniittifaasin likaava määritettiin alueelle -30-90 teräksille, jotka osoittavat haluttuja ominai-25 suuksia.

Kokeelliset kaavat austeniittistabiilisuudelle ovat peräisin tutkimuksista austeniittisille standarditeräksille ja niillä on rajoitettu käytettävyys dupleksiteräksen austeniittifaasille, koska stabiilisuusehtoja ei ole rajoitettu vain koostumukseen 30 vaan myös jäännösjännityksille ja faasi- tai raeparametreille. Kuten kuvataan US-patenttihakemuksessa 2007/0163679, suorempi tapa on arvioida martensii-tin stabiilisuus mittaamalla austeniittifaasin koostumus ja sitten laskea marten- 4 siittimuodostuksen määrä kylmämuokkauksessa. Kuitenkin tämä on hyvin pitkällinen ja kustannuksia vaativa menetelmä ja vaatii hyvän luokan metallurgista laboratoriota. Toinen tapa on käyttää termodynaamisia tietokantoja ennustamaan tasapainoinen faasitasapaino ja jokaisen faasin koostumukset. Kuitenkin 5 sellaiset tietokannat eivät kuvaa ei-tasapainoisia olosuhteita, jotka vallitsevat termomekaanisten käsittelyjen jälkeen monissa käytännön tapauksissa. Laaja työskentely osittain metastabiilia austeniittifaasia sisältävien eri dupleksisten koostumusten kanssa osoitti, että hehkutuslämpötiloilla ja jäähdytysnopeuksilla oli hyvin laaja vaikutus austeniittipitoisuuteen ja koostumukseen tehden ennus-10 teet kokeellisiin lausekkeisiin perustuvasta martensiitin muodostumisesta vaikeiksi. Voidakseen täydellisesti kontrolloida martensiitin muodostumista duplek-siteräksissä tieto austeniitin koostumuksesta yhdessä mikrorakenneparametri-en kanssa näyttäisi olevan välttämätöntä, mutta ei riittävää.

15 KEKSINNÖN SELITYS

Tekniikan tason ongelmiin nähden keksinnön varsinainen tapa on sen sijaan mitata eri terästen Md3o-lämpötila ja käyttää tätä informaatiota mitoittamaan op-timikoostumukset ja valmistusvaiheet korkean sitkeyden omaaville dupleksite-räksille. Lisäinformaatio Md3o-lämpötilan mittauksesta saatuna on eri terästen 20 lämpötilariippuvuus. Kun muokkausprosessit tapahtuvat eri lämpötiloissa, on tärkeää tietää tämä riippuvuus ja käyttää sitä muokkauskäyttäytymisen mallintamisessa.

Esilläolevan keksinnön pääasiallinen tarkoitus on aikaansaada niukkaseostei-25 sessa dupleksisessa ruostumattomassa teräksessä venymäindusoidun marten-siittifaasimuutoksen kontrolloitu valmistusmenetelmä saamaan erinomainen muokattavuus ja hyvä korroosiokestävyys. Halutut efektit voidaan toteuttaa seoksella, joka pääasiassa sisältää (paino %:na): vähemmän kuin 0,05 % C, 0,2-0,7 % Si, 2-5 % Mn, 19-20,5 % Cr, 0,8-1,35 % Ni, vähemmän kuin 0,6 % 30 Mo, vähemmän kuin 1 % Cu, 0,16-0,22 % N, tasaus Fe:tä ja väistämättömiä ruostumattomissa teräksissä esiintyviä epäpuhtauksia. Valinnaisesti seos voi lisäksi sisältää yhden tai useamman tietoisesti lisättyjä alkuaineita: 0-0,5 % voi- 5 framia (W), 0-0,2 % niobia (Nb), 0-0,1 % titaania (Ti), 0-0,2 % vanadiinia (V), 0-0,5 % kobolttia, 0-50 ppm booria (B) ja 0-0,04 % alumiinia (AI). Teräs voi sisältää väistämättömiä hivenalkuaineita epäpuhtauksina kuten 0-50 ppm happea (O), 0-50 ppm rikkiä (S) ja 0-0,04 % fosforia (P). Keksinnön mukainen dupleksi-5 teräs sisältää 45-75 % austeniittia lämpökäsitellyssä olotilassa, jäljellä olevan faasin ollessa ferriittiä eikä yhtään termistä martensiittia. Lämpökäsittely voidaan suorittaa käyttäen eri lämpökäsittelymenetelmiä, kuten liuoshehkutus, korkea-taajuushehkutus tai paikallishehkutus, lämpötila-alueella 900-1200 °C, edullisesti 1000-1150 °C. Halutun sitkeysparannuksen saamiseksi mitattu Md3o-10 lämpötila on välillä nolla ja +50 °C. Kokeellisia teräskoostumusten ja termomekaanisten käsittelyjen välistä korrelaatiota kuvaavia kaavoja käytetään mitoittamaan sanottujen terästen optimimuokattavuus. Esilläolevan keksinnön olennaiset tunnusmerkit selviävät oheisista patenttivaatimuksista.

15 Esilläolevan keksinnön tärkeä tunnusmerkki on austeniittifaasin käyttäytyminen dupleksisessa mikrorakenteessa. Työskentely eri seosten kanssa osoitti, että halutut ominaisuudet saadaan ainoastaan kapealla koostumusalueella. Kuitenkin pääidea esilläolevassa keksinnössä on esittää menettelytapa saamaan tiettyjen dupleksiseosten optimisitkeys, missä ehdotetut teräkset edustavat tämän 20 efektin esimerkkejä. Sittenkin seosalkuaineiden välinen tasapaino on kriittinen, koska kaikki alkuaineet vaikuttavat austeniittipitoisuuteen, lisäävät austeniitin stabiilisuutta ja tehostavat lujuutta ja korroosiokestävyyttä. Lisäksi mikrorakenteen koko ja morfologia vaikuttavat faasistabiilisuuteen samoin kuin materiaalin lujuuteen ja täytyy rajoittua kontrolloituun prosessiin.

25

Metastabiilien ferriittis-austeniittisten terästen muokattavuuskäyttäytymisen en-nustettavuushäiriöiden takia esitellään uusi konsepti tai malli. Tämä malli perustuu mitattuihin metallurgisiin ja mekaanisiin arvoihin liitettyinä kokeellisiin kuvauksiin valita asianmukaiset termomekaaniset käsittelyt räätälöidyt ominaisuudet 30 sisältäville tuotteille.

6

Eri alkuaineiden vaikutukset mikrorakenteeseen on kuvattu seuraavassa, alku-ainepitoisuuksien ollessa kuvattuna paino-%:na:

Hiili (C) erottuu austeniittifaasiin ja sillä on voimakas vaikutus austeniitin stabiili-5 suuteen. Hiiltä voidaan lisätä 0,05 % asti, mutta korkeammilla tasoilla on haitallinen vaikutus korroosiokestävyyteen. Mieluummin hiilipitoisuus on 0,01-0,04 %.

Typpi (N) on tärkeä austeniitin stabiloija dupleksiseoksissa ja kuten hiili se lisää stabiilisuutta martensiittia vastaan. Typpi lisää myös lujuutta, venymäkar-10 kenevuutta ja korroosiokestävyyttä. Julkaistut yleiset kokeelliset Md3o-lausekkeet osoittavat, että typellä ja hiilellä on sama voimakas vaikutus austeniitin stabiilisuuteen, mutta esilläoleva työskentely osoittaa typen heikomman vaikutuksen dupleksiseoksissa. Kun typpeä voidaan lisätä ruostumattomiin teräksiin suuremmassa määrin kuin hiiltä ilman haitallisia vaikutuksia kor-15 roosiokestävyyteen, pitoisuudet 0,16-0,24 % ovat tehollisia olemassa olevissa seoksissa. Optimiominaisuusprofiilia varten 0,18-0,22 % on parempi.

Piitä (Si) lisätään normaalisti ruostumattomiin teräksiin deoksidointitarkoituksis-sa sulatossa ja sen ei pidä olla alle 0,2 %. Pii stabiloi ferriittifaasia dupleksite-20 räksissä, mutta sillä on voimakkaampi stabiloiva vaikutus austeniitin stabiilisuu-teen martensiitin muodostusta vastaan kuin on esitetty tämänhetkisissä lausekkeissa. Tästä syystä pii maksimoidaan 0,7 %:iin, mieluummin 0,6 %:iin, mieluiten 0,4 %:iin.

25 Mangaani (Mn) on tärkeä lisäys stabiloimaan austeniittifaasia ja lisäämään typen liukoisuutta teräkseen. Tällä mangaani voi osittain korvata kalliin nikkelin ja tuoda teräkseen oikean faasitasapainon. Liian korkeat tasot pienentävät korroosiokestävyyttä. Mangaanilla on voimakkaampi vaikutus austeniitin stabiilisuuteen martensiittimuodonmuutosta vastaan kuin on osoitettu julkaistussa kir-30 jallissudessa ja mangaanipitoisuuteen täytyy keskittyä huolellisesti. Man-gaaniväli on 2,0-5,0 %.

7

Kromi (Cr) on pääasiallinen lisäys tekemään teräs korroosiota kestäväksi. Ollen ferriitin stabiloija kromi on myös pääasiallinen lisäys luomaan tosiasiallinen faasitasapaino austeniitin ja ferriitin välille. Luodakseen nämä toiminnot kromitaso pitäisi olla ainakin 19 % ja rajoittaakseen ferriittifaasin tarkoituksenmukaisille 5 tasoille olemassa olevaa tarkoitusta varten maksimipitoisuus pitäisi olla 20,5 %.

Nikkeli (Ni) on olennainen seosalkuaine stabiloimaan austeniittifaasia ja hyvälle sitkeydelle ja ainakin 0,8 % täytyy lisätä teräkseen. Suuren vaikutuksen ollessa austeniitin stabiilisuuteen martensiitin muodostusta vastaan nikkeliä pitää olla 10 läsnä kapealla välillä. Nikkelin korkean kustannuksen ja hintavaihtelun takia nikkeli pitäisi maksimoida olemassa olevissa teräksissä 1,35 %:iin ja mieluummin 1,25 %:iin. Ideaalisti, nikkelikoostumus pitäisi olla 1,0-1,25 %.

Kupari (Cu) on normaalisti läsnä 0,1-0,5 %:in jäänteenä useimmissa ruostumat-15 tornissa teräksissä, kun raaka-aine suurelta osin on ruostumattoman romun muodossa sisältäen tätä alkuainetta. Kupari on heikko austeniittifaasin stabiloija, mutta sillä on voimakas vaikutus martensiittimuodostuksen vastustukseen ja se täytyy huomioida olemassa olevien seosten muokattavuuden arvioinnissa. Tarkoituksenmukainen lisäys 1,0 %:iin asti voidaan tehdä.

20

Molybdeeni (Mo) on ferriitin stabiloija, joka voidaan lisätä kohottamaan kor-roosiokestävyyttä. Molybdeeni lisää vastustuskykyä martensiittimuodostukseen, ja yhdessä muiden lisäysten kanssa molybdeenia ei voi lisätä enempää kuin 0,6 %.

25

Esilläolevaa keksintöä kuvataan lähemmin viitaten piirustuksiin, joissa

Kuvio 1 on diagrammi, joka esittää tuloksia Md3o-lämpötilan mittauksesta Sat- magan-laitetta käyttäen,

Kuvio 2 esittää Md3o-lämpötilan ja martensiittipitoisuuden vaikutusta venymä-30 karkenemisessa ja 1050 °C:ssa hehkutettujen keksinnön terästen tasa- venymää,

Kuvio 3a esittää mitatun Md3o-lämpötilan vaikutusta venymään, 8

Kuvio 3b esittää lasketun Md3o-lämpötilan vaikutusta venymään,

Kuvio 4 esittää austeniittipitoisuuden vaikutusta venymään,

Kuvio 5 esittää keksinnön mukaisen seoksen A mikrorakennetta elektronita-kaisinsirontadiffraktion (EBSD) arviointia käyttäen 1050 °C:ssa tapahtuneen 5 hehkutuksen jälkeen,

Kuvio 6 esittää keksinnön mukaisen seoksen B mikrorakenteita 1050 °C:ssa tapahtuneen hehkutuksen jälkeen, ja

Kuvio 7 on kaavamainen kuvaus työkalupakkimallista.

10 Yksityiskohtaisia tutkimuksia martensiittimuodostuksesta suoritettiin muutamille niukkaseosteisille dupleksiseoksille. Erityistä huomiota kohdistettiin martensiit-timuodostuksen ja Md3o-lämpötilan vaikutuksesta mekaanisiin ominaisuuksiin. Tämä tieto, kriittinen optimiominaisuuksisen teräslaadun mitoituksessa, puuttuu tekniikan tason patenteista. Testejä tehtiin muutamalle valikoidulle seokselle 15 taulukon 1 mukaisesti.

Seos C % N % Si % Mn % Cr % Ni % Cu % Mo % A 0.039 0.219 0.30 4.98 19.81 1.09 0.44 0.00 B 0.040 0.218 0.30 3.06 20.35 1.25 0.50 0.49 C 0.046 0.194 0.30 2.08 20.26 1.02 0.39 0.38 D 0.063 0.230 0.31 4.80 20.10 0.70 0.50 0.01 LDX2101 0.025 0.226 0.70 5.23 21.35 1.52 0.31 0.30

Taulukkol. Testattujen seosten kemiallinen koostumus

Seokset A, B ja C ovat esillä olevan keksinnön esimerkkejä. Seos D on US-20 patenttihakemuksen 2007/0163679 mukainen, kun taas LDX 2101 on kaupallisesti valmistettu SE 517449:n esimerkki, niukkaseosteinen dupleksiteräs, jossa on austeniittifaasi, jolla on hyvä stabiilisuus martensiittimuodostuksen muodonmuutokseen. 1

Teräkset valmistettiin vakuumi-induktiouunissa 60 kg:n panoksena pieniksi aihioiksi, jotka kuumavalssattiin ja kylmävalssattiin 1,5 mm:n paksuuteen. Seos 2101 tuotettiin kaupallisesti 100 tonnin panoksena, kuumavalssattiin ja kylmä- 9 valssattiin rullamuotoon. Lämpökäsittely liuoshehkutusta käyttäen tehtiin eri lämpötiloissa 1000-1150 °C, ja sitä seurasi nopea ilmajäähdytys tai vesisammu- tus.

5 Austeniittifaasin kemiallinen koostumus mitattiin käyttämällä pyyhkäisyelektronimikroskoopin (SEM) energiadispersiivistä ja aallonpituusdispersiivistä spekt-roskooppianalyysia ja pitoisuudet on listattu taulukossa 2. Austeniittifaasin osuus (% y) mitattiin syövytetyistä näytteistä käyttäen valo-optisen mikroskoopin kuva-analyysia.

10 Käsittely | °» I "» | «« | t | »» j I ? I "° |*N%|%Y A(1000°C) 0.05 0.28 0.28 5.37 18.94 1.30 0.59 0.00 0.33 73 A (1050°C) 0.05 0.32 0.30 5.32 18.89 1.27 0.55 0.00 0.37 73 A (1100°C) 0.06 0.35 0.28 5.29 18.67 1.32 0.54 0.00 0.41 68 B(1000°C) 0.05 0.37 0.27 3.22 19.17 1.47 0.63 0.39 0.42 62 B(1050°C) 0.06 0.37 0.27 3.17 19.17 1.52 0.57 0.40 0.43 62 B (1100°C) 0.06 0.38 0.26 3.24 19.38 1.46 0.54 0.38 0.44 59 C (1050°C) 0.07 0.40 0.26 2.25 19.41 1.32 0.51 0.27 0.47 53 C(1100°C) 0.08 0.41 0.28 2.26 19.40 1.26 0.48 0.28 0.49 49 C (1150°C) 0.09 0.42 0.25 2.27 19.23 1.27 0.46 0.29 0.51 47 D (1050°C) 0.08 0.34 0.31 4.91 19.64 0.80 0.60 0.01 0.42 73 D (1100°C) 0.09 0.35 0.31 5.00 19.51 0.79 0.52 0.01 0.44 72 °·04 °·39 °·64 5·30 20·5 1·84 °>29 °>26 °·43 54 (1050 O) |_|_I_|_|_|_|_|_|_|_

Taulukko 2. Seosten austeniitt faasin koostumus eri käsittelyjen jälkeen

Todelliset Md3o-lämpötilat (Md3o test temp) selvitettiin venyttämällä vetonäytteitä 0,30:een oikeasta venymästä eri lämpötiloissa ja mittaamalla muodostuneen 15 martensiitin osuus (Martensite %) Satmagan-laitteella. Satmagan on magneettinen tasapaino, jossa ferromagneettisen faasin osuus määritetään sijoittamalla näyte kyllästettyyn magneettikenttään ja vertaamalla näytteen indusoimia magneetti- ja gravitaatiovoimia. Mitatut martensiittipitoisuudet ja tuloksina saadut todelliset Md3o-lämpötilat (Md3o mitattu) mukaan lukien ennustettavat lämpötilat 20 käyttäen Nohara-lauseketta Md30= 551 - 462(C+N) - 9,2Si - 8,1 Mn - 13,7Cr- 10 29(Ni+Cu) - 18,5Mo - 68Nb (Md3o Nohara) austeniittikoostumukselle on listattu taulukossa 3. Martensiitiksi muuttuneen austeniitin mitattu osuus 0,3 oikeasta venymästä testilämpötilan suhteen on kuvattu kuviossa 1.

Seos/ Alkuper. Md30 koe- Marten- AlkuDer Md3o°C Md30°C

Käsittely % γ lämpötila siitti % % p mitattu (Nohara) A (1000°C) 73 -gg -g----jj— 29 37 23°C__36__50 A (1050°C) 73 40°C__17__23 23 22 ___60°C__4__5___ A (1100°C) 63 -gg~-- %----jj— 26 8·5 B (1000=C) 62 —fP§--ff--|f— 27 -4 23°C__28__45 B (1050X) 62 40°C__13__27 17 -6 ___60°C__4__6___ B (1100=0 59 -fg§----------j— 23,5 -13 C (1050=0 53 -|£§----|f— 44 -12 C (1100=0 49 —|P§----If —j— 45 -18 G (1150=0 47 —f|§--| —g— 40 -24 D (1050°C) 73 -ff— - g g- 5 3 D (1100=0) 72 2°3°0CC--- % g" 3 ~2

LDX2101 -40°C__22__40 co OQ

(1050°C)__^__<TC__7__14____'3B

LDX2101 _±0°C___18__34_ (1100=0 l 0°C I 8 l 15 I aa | 40 5 Taulukko 3. Yksityiskohtia Md30-mittauksista

Ferriitti- ja austeniittipitoisuuksien mittauksia tehtiin käyttäen valo-optista kuva-analyysia Beraha-syövytteellä suoritetun syövytyksen jälkeen ja tulokset raportoidaan taulukossa 4. Mikrorakenteet arvioitiin myös rakennehienouden mu-10 kaan ilmaistuina austeniittilaajuutena (γ-width) ja austeniittivälinä (y-spacing). Nämä arvot sisältyvät taulukkoon 4 samoin kuin tasavenymän (Ag) ja murto-venymän (A50/A8o) tulokset pitkittäissuunnassa (long) ja poikittaissuunnassa (trans).

15 11

Seos/ γ-width Md30 °C *A5o% *^0% Ag (%) Ag (%) Käsittely ογ (μιη) (pm)9 (long) (trans) (long) (trans) ~A (1000°C) 73 5.0 2.5 29 ~ 44.7 41 A (1050°C) 73 4,2__2,2__23__47.5 46.4 43 42 A(1100°C) 68 5.6__3J5__26___46^___42 B (1000°C) 62 2.8 2.2__27__43.8___38 B(1050°C) 62 4.2 3.0__17__45.2 44.6 40 40 B (1100°C) 59 4,7 4.1__2a5___4^4___41 C (1Q50°C) 53 3.3 3.4__44__41.1 40.3 38 37 C(1100°C) 49 4,5__4.7__45___40J!___37 C(1150°C) 47 5.5__5Jj__40___4T0___37 D (1050°C) 73 4,9__2Λ__5____38 39 D (1100°C) 72 6.4 2.8__3____40 39 54 2.9 3.3 -52 36 30.0 24 21 (lOoO W)__________ LDX2101 „ „ .

(1100°C) 52 3-3 42 ~59 ____ *Vetokokeet suoritettu standardin EN10002-1 mukaisesti

Taulukko 4. Mikrorakenneparametrit, Md3o-lämpötilat ja sitkeysarvot 5 Esimerkkejä tuloksena saaduista mikrorakenteista on esitetty kuvioissa 5 ja 6. Tulokset vetokokeista (standardi venymänopeus 0,001s'1 / 0,008 s'1) esitetään taulukossa 5.

Seos/Käsittely Suunta Rp1.0(MPa) Rm (MPa) Ag (%) A50(%) A (1000°C) Trans 480 553 825 ~ 45 A (1050°C) Trans 490__538__787___46 A (1050°C) Long 494__542__819 43 43 A (1100°C) Trans 465__529__772___46 B (1000°C) Trans 492__565__800___44 B(1050°C) Trans 494__544__757___45 B (1050°C) Long 498__544__787__40 45 B (1100°C) Trans 478__541__750___46 C (1050°C) Trans 465__516__778___40 C (1050°C) Long 474__526__847 38 41 C(1100°C) Trans 454__520__784___41 C (1150°C) Trans 46Ο__525__755___41 P (1050°C) Trans11- 548__587__809___452) D (1050°C) Long1) 552__590__835 3 8 442) P(1100°C) T rans1) 513__556__780___462) P(1100°C) Long11 515__560__812 40 472) (1050oC) TranS 602 632 797 21 30 (WC) Long 578 6,1 790 24 36 -S-1-------3^ 12 1) Venymänopeus 0.00075s'1 / 0.005s'1 2) A80

Taulukko 5. Täysi vetokoeaineisto

Korroosiokestävyyden tutkimiseksi seosten kuoppakorroosiopotentiaalit mitattiin 5 näytteistä, jotka märkäjauhettiin 320 meshin pintaviimeistelynä 1M NaCI-liuoksessa 25 °C:ssa käyttäen standardi Calomel-elektrodia jännitepyyhkäisyllä 10 mV/min. Kolme yksittäistä mittausta tehtiin jokaiselle laadulle. Tulokset esitetään taulukossa 6.

Tulosi Tulos 2 Tulos 3 Keski- Stddev Max Min

Seos____määrin____

mV mV mV mV mV mV mV

Ä 34Ϊ 320 31Ϊ 324 15 17 13 B 380 400 39Ö 14 TÖ Ϊ0 C 328 326 276 3Ϊ0 29 18 34 304L 373 3Ö6 3Ö7 329 38 44 23 10 Taulukko 6. Kuoppakorroosiotestit

Taulukko 2 ilmaisee, että faasitasapaino ja austeniittifaasin koostumus vaihte-levat liuoshehkutuslämpötilan mukaan. Austeniittipitoisuus laskee nousevan lämpötilan mukana. Koostumuksellinen muutos korvaavilla alkuaineilla on pieni, 15 kun taas välisija-alkuaineet hiili ja typpi näyttävät suurempaa vaihtelua. Kun hiili- ja typpialkuaineilla käytettävissä olevien kaavojen mukaan on voimakas vaikutus austeniitin stabiilisuuteen martensiitin muodostusta vastaan, näyttää olevan kriittistä kontrolloida niiden tasoa austeniitissa. Kuten esitetään taulukossa 3, lasketut Md3o-lämpötilat ovat selvästi matalampia lämpökäsittelyissä korke-20 ämmässä lämpötilassa, osoittaen suurempaa stabiilisuutta. Kuitenkin, mitatut Md30-lämpötilat eivät näytä tällaista riippuvuutta. Seoksille A, B ja C Md3o-lämpötila on hiukan laskeva vain 3 - 4 °C:lla, kun liuoslämpötilaa nostetaan 100 °C:lla. Tämä ero voidaan liittää useaan efektiin. Esimerkiksi korkeampi hehku-tuslämpötila aikaansaa karkeamman mikrorakenteen, jonka on tunnettu vaikut-25 tavan martensiitin muodostukseen. Testatuilla esimerkeillä on austeniittilaajuus tai austeniittiväli noin 2-6 pm. Karkeamman mikrorakenteen tuotteet osoittavat erilaista stabiilisuutta ja poikkeavaa laatua. Tulokset osoittavat, että martensiitin muodostuksen arviointi nykyisiä muodostettuja lausekkeita käyttäen ei ole toimiva, vaikka edistyneitä metallografisia menetelmiä käytetään.

13

Kuviossa 1 esitetään tulokset taulukosta 3 ja käyrät osoittavat, että lämpötilan vaikutus martensiitin muodostumiseen on samanlainen testatuilla seoksilla. Sellainen riippuvuus on tärkeä osa kokeellisia selityksiä mitoitetulle muokattavuu-5 delle, kun teollisissa muokkausprosesseissa lämpötila voi vaihdella huomattavasti.

Kuvio 2 kuvaa austeniitin (mitattu) Md3o-lämpötilan ja faasimuutoksisen veny-mäindusoituneen martensiitin (ca) määrän voimakasta vaikutusta mekaanisiin 10 ominaisuuksiin. Kuviossa 2 testattujen terästen tosiasialliset jännitysvenymä-käyrät esitetään ohuina viivoina. Paksut viivat vastaavat terästen venymäkar-kenemisnopeuteen, jotka viivat on saatu eriyttämällä jännitysvenymäkäyrät. Consideren kriteerin mukaan murtokurouman alkaminen vastaten tasavenymää tapahtuu jännitysvenymäkäyrän ja venymäkarkenemiskäyrän leikkauspistees-15 sä, minkä jälkeen venymäkarkeneminen ei voi kompensoida ohentamisella aiheutetun materiaalin kuorman kantokapasiteetin vähennystä.

Testattujen terästen Md3o-lämpötilat ja martensiittipitoisuudet tasavenymässä on myös esitetty kuviossa 2. On selvää, että teräksen venymäkarkenemisnopeus 20 on olennaisesti riippuvainen martensiitin muodostuksen laajuudesta. Mitä enemmän martensiittia muodostuu, sitä korkeampi venymäkarkenemisnopeus saavutetaan. Täten säätämällä Md3o-lämpötila huolellisesti mekaaniset ominaisuudet, nimittäin murtolujuuden ja tasavenymän yhdistelmä voidaan optimoida.

25 Itse asiassa esilläolevien kokeellisten tulosten perusteella optimi Md3o-lämpötila-alue on olennaisesti kapeampi kuin on ilmoitettu tekniikan tason patenteissa. Liian korkea Md3o-lämpötila aiheuttaa nopeaa venymäkarkenemisnopeuden nousua. Nousun jälkeen venymäkarkenemisnopeus putoaa nopeasti aikaisen murtokurouman alkamisen ja alhaisen tasavenymän tuloksena. Kokeellisten 30 tulosten perusteella teräksen C Md3o-lämpötila näyttää olevan lähellä ylärajaa. Jos Md3o-lämpötila olisi paljon korkeampi, tasavenymä laskisi olennaisesti.

14

Toisaalta jos Md3o-lämpötila olisi liian alhainen, martensiittia ei muodostuisi riittävästi muodonmuutoksen aikana. Siksi venymäkarkenemisnopeus pysyy alhaisena ja sen seurauksena murtokurouman alkaminen tapahtuu alhaisella ve-nymätasolla. Kuviossa 2 LDX 2101 edustaa stabiilin dupleksisen teräslaadun 5 tyypillistä käyttäytymistä alhaisella tasavenymällä. Teräksen B Md3o-lämpötila oli 17 °C, joka oli riittävän korkea aikaansaamaan martensiitin muodostumista varmistaen korkean murtovenymän. Kuitenkin jos Md3o-lämpötila olisi vieläkin matalampi, muodostuisi liian vähän martensiittia ja murtovenymä olisi selvästi matalampi.

10

Kokeiden perusteella kemiallinen koostumus ja termomekaaniset käsittelyt mitoitetaan siten, että tuloksena saatava teräksen Md3o-lämpötila-alue on välillä 0 ja +50 °C, mieluummin välillä 10 °C ja 45 °C, mieluiten 20 - 35 °C.

15 Vetokoetestiaineisto taulukossa 5 osoittaa, että murtovenymä on korkea kaikille keksinnön mukaisille teräksille, kun taas kaupallinen stabiilimman austeniitin omaava niukkaseosteinen dupleksiteräs (LDX 2101) näyttää alhaisempia ve-nymäarvoja, jotka ovat tyypillisiä standardidupleksiteräksille. Kuvio 3a kuvaa austeniitin mitattujen Md30-lämpötilojen vaikutusta sitkeyteen. Käsilläoleville 20 esimerkeille optimisitkeys saadaan Md3o-lämpötiloilla välillä 10 ja 30 °C. Kuviossa 3b on esitetty laskettujen Md3o-lämpötilojen vaikutus sitkeyteen.

Molemmat diagrammit, kuvio 3a ja kuvio 3b, kuvaavat selvästi, että on melkein parabolinen korrelaatio Md30-lämpötila-arvojen ja murtovenymän välillä riippu-25 matta, miten Md3o-lämpötila on määritetty. On selvä poikkeama mitattujen ja laskettujen Md3o-lämpötila-arvojen välillä erityisesti seokselle C. Diagrammit osoittavat, että Md3o-lämpötilan haluttu alue on paljon kapeampi kuin laskelmat ennustavat, mikä tarkoittaa, että prosessin ohjaus tarvitsee optimoida paljon paremmin aikaansaamaan haluttu TRIP-efekti. Kuvio 4 osoittaa, että austeniit-30 tipitoisuus optimisitkeysalueille on 50 - 70 % käytetyissä esimerkeissä. Kuviossa 5 seoksen A Md3o-lämpötila on testattu 40 °C:ssa, jolloin mikrorakenteessa 15 on 18 % martensiittia (harmaa kuvassa) ja noin 30 % austeniittia (musta kuvassa) lopun ollessa ferriittiä (valkoinen kuvassa).

Kuvio 6 esittää seoksen B mikrorakenteita 1050 °C:ssa tapahtuneen hehkutuk-5 sen jälkeen. Kuvion 6 faasit ovat ferriitti (harmaa), austeniitti (valkoinen) ja mar-tensiitti (tumman harmaa, jossa on austeniitin (valkoinen) juovia). Kuviossa 6 osa a) kohdistuu referenssimateriaaliin, osa b) kohdistuu huonelämpötilassa suoritettuun Md3o-lämpötilakokeeseen, osa c) kohdistuu 40 °C:ssa suoritettuun Md3o-lämpötilakokeeseen ja osa d) kohdistuu 60 °C:ssa suoritettuun Md3t>-10 lämpötilakokeeseen.

Md3o-lämpötilan kontrolli on kriittinen aikaansaamaan korkea muodonmuutos-venymä. On myös tärkeää ottaa huomioon materiaalin lämpötila muodonmuutoksen aikana, kun se suuresti vaikuttaa martensiitin määrään, joka voi muo-15 dostua. Aineisto taulukossa 5 ja kuvioissa 3a ja 3b viittaavat kokeisiin huoneenlämpötilassa, mutta vähäistä lämpötilan nousua ei voi välttää adiabaattisen lämmityksen vuoksi. Sen seurauksena alhaisen Md3o-lämpötilan omaavat teräkset eivät voi osoittaa TRIP-efektiä, jos muodonmuutos on korotetussa lämpötilassa, kun taas ilmeisesti liian korkean Md3o-lämpötilan optimisitkeydelle huoneko lämpötilassa omaavat teräkset osoittavat erinomaista murtovenymää korotetuissa lämpötiloissa. Vetokokeet seoksille A ja C eri lämpötiloissa (taulukko 7) osoittivat seuraavia suhteellisia muutoksia murtovenymässä: Lämpötila

Seos ___

20 °C 45 °C 65 °C

Ä 100 % 100 % 85% C 100 % 120 % 115%

Taulukko 7. Vetokokeet seoksille A ja C eri lämpötiloissa

Tulokset osoittavat, että alhaisemman Md3o-lämpötilan omaava seos A osoittaa vähennystä murtovenymässä korotetussa lämpötilassa, kun taas korkeamman 25 16

Md3o-lämpötilan omaava seos näyttää nousevaa murtovenymää, kun lämpötila nousee.

Taulukko 6 osoittaa, että kuoppakorroosiokestävyys, ilmaistuna kuoppakor-5 roosiopotentiaalina 1 M NaClissa, on ainakin yhtä hyvä kuin austeniittisen stan-darditeräksen 304L:n kuoppakorroosiopotentiaali.

Tekniikan taso ei anna riittävää potentiaalia mitoittaa TRIP-efektiä hyödyntäviä dupleksiteräksiä oikein, kun ennustettavuudet teräskäyttäytymisestä käyttäen 10 vakiintuneita kaavoja ovat epävarmoja ja antavat liian laajoja koostumusalueita ja muita spesifikaatioalueita. Keksinnön mukaisesti niukkaseosteisia dupleksiteräksiä voidaan turvallisimmin mitoittaa ja valmistaa optimisitkeydellä valitsemalla tietyt koostumusalueet ja käyttäen erityismenettelyä, joka sisältää todellisen Md3o-lämpötilan mittaamisen ja käyttää erityistä kokeellista tietoa kontrolloimaan 15 valmistusprosesseja. Tämä uusi innovatiivinen lähestymistapa on välttämätöntä voidakseen käyttää todellista TRIP-efektiä korkeasti muokattavissa olevien tuotteiden mitoituksessa. Kuten kuvataan kuviossa 7, työkalupakkikonseptia käytetään siinä, missä mittauksiin perustuvia kokeellisia malleja faasitasapainolle ja austeniitin stabiilisuudelle käytetään valitsemaan seoskoostumukset, jotka ovat 20 kohteena mitoitetun muokattavuuden (austeniittifraktio ja Md3o-lämpötila) erityisille lämpömekaanisille käsittelyille. Tällä mallilla on mahdollista mitoittaa austeniitin stabiilisuus antamalla optimimuokattavuus tietylle asiakas- tai ratkaisu-sovellukselle suuremmalla joustavuudella kuin TRIP-efektiä osoittaville aus-teniittisille ruostumattomille teräksille. Sellaisille austeniittisille ruostumattomille 25 teräksille ainoa tie säätää TRIP-efektiä on valita toinen sulakoostumus, kun taas esilläolevan keksinnön mukaisesti käyttäen TRIP-efektiä dupleksiseokses-sa lämpökäsittely kuten liuoshehkutuslämpötila antaa tilaisuuden viimeistellä TRIP-efekti ilman välttämätöntä uuden sulan tuomista.

Claims (17)

1. Menetelmä hyvän muokattavuuden ja korkean venymän omaavan ferriittis-austeniittisen ruostumattoman teräksen valmistamiseksi, tunnettu siitä, että 5 ruostumatonta terästä lämpökäsitellään niin, että ruostumattoman teräksen mikrorakenne sisältää 45 - 75 % austeniittia lämpökäsitellyssä tilassa, jäljellejääneen mikrorakenteen ollessa ferriittiä, ja ruostumattoman teräksen mitattu Md3o-lämpötila säädetään välille 0 ja 50 °C hyödyntääkseen faasinmuutoksen indusoivaa plastisuutta (TRIP) parantaen ruostumattoman teräksen muokatta-10 vuutta.

2. Patenttivaatimuksen 1 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumattoman teräksen Md3o-lämpötila mitataan venyttämällä ruostumatonta terästä ja mittaamalla faasimuutetun martensiitin osuus. 15

3. Patenttivaatimuksen 1 tai 2 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että lämpökäsittely suoritetaan liuoshehkutuksena.

4. Patenttivaatimuksen 1 tai 2 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että läm-20 pökäsittely suoritetaan korkeataajuisena induktiohehkutuksena.

5. Patenttivaatimuksen 1 tai 2 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että lämpökäsittely suoritetaan paikallishehkutuksena.

6. Jonkin edelläolevan patenttivaatimuksen mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että hehkutus suoritetaan lämpötila-alueella 900 - 1200 °C, mieluummin 1000-1150 °C.

7. Jonkin edelläolevan patenttivaatimuksen mukainen menetelmä, tunnettu sii-30 tä, että mitattu Md3o-lämpötila säädetään välille 10 ja 45 °C, mieluummin 20 - 35 °C.

8. Jonkin edelläolevan patenttivaatimuksen mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumaton teräs sisältää paino-%:na vähemmän kuin 0,05 %C, 0,2-0,7 %Si, 2-5 %Mn, 19-20,5 %Cr, 0,8-1,35 %Ni, vähemmän kuin 0,6 %Mo, vähemmän kuin 1 %Cu, 0,16-0,24 %N, tasaus Fe ja väistämättömiä epäpuhtauk- 5 siä.

9. Patenttivaatimuksen 8 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumaton teräs sisältää valinnaisesti yhtä tai useampaa alkuainetta; 0-0,5 %W, 0-0,2 %Nb, 0-0,1 %Ti, 0-0,2 %V, 0-0,5 %Co, 0-50 ppm B, ja 0-0,04 %AI. 10

10. Patenttivaatimuksen 8 tai 9 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumaton teräs sisältää väistämättömiä pieniä määriä epäpuhtauksina 0-50 ppm O, 0-50 ppm S ja 0-0,04 %P.

11. Jonkin edelläolevan patenttivaatimuksen 8-10 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumaton teräs sisältää paino-%:na 0,01-0,04 %C.

12. Jonkin edelläolevan patenttivaatimuksen 8-10 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumaton teräs sisältää paino-%:na 1,0-1,35 %Ni. 20

13. Jonkin edelläolevan patenttivaatimuksen 8-10 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että ruostumaton teräs sisältää paino-%:na 0,18-0,22 %N.

14. Menetelmä hyödyntää hyvän muokattavuuden ja hyvän venymän omaavaa 25 f e rri ittis-austen i ittista terästä sovellusratkaisuissa, tunnettu siitä, että ferriittis- austeniittista terästä lämpökäsitellään Md3o-lämpötilaan ja austeniittifraktioon perustuen säätämään faasimuutoksen indusoimaa plastisuusefekti (TRIP) halutulle sovellusratkaisulle.

15. Patenttivaatimuksen 14 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että lämpökäsittely suoritetaan liuoshehkutuksena.

16. Patenttivaatimuksen 14 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että lämpökäsittely suoritetaan korkeataajuisena induktiohehkutuksena.

17. Patenttivaatimuksen 14 mukainen menetelmä, tunnettu siitä, että lämpö-5 käsittely suoritetaan paikallishehkutuksena.