CH637696A5 - Eisenlegierung. - Google Patents

Description

Die Erfindung betrifft eine Eisenlegierung, die hochfest, austenitisch und nichtmagnetisch ist und in Umgebungen benutzt werden kann, wo sie Spannungsrisskorrosion und/oder is Wasserstoffversprödung ausgesetzt ist. Derartige Legierungen sind allgemein verwendbar ; besonders günstig einsetzbar sind sie aber für Teile von grossen elektrischen Generatoren (typischerweise Generatoren mit einer Leistung von 1250 Megawatt), insbesondere aber für die Endwicklungshalteringe und 20 Prallplattenringe derartiger Generatoren. Um die vorliegende Erfindung leichter verständlich zu machen, wird sich die vorliegende Beschreibung mit der Anwendung dieser Legierungen für ein spezifisches konkretes Problem befassen, nämlich mit der Anwendung der Legierung für die Rückhalteringe und die 25 Ablenkplattenringe von grossen Generatoren.

Ein Rotor eines grossen Generators besteht im wesentlichen aus einem einzigen grossen Schmiedestück, dessen Hauptkörper eine Anzahl von Längsschlitzen aufweist, die die Kupferleiter der Gleichstromfeldwicklung halten. Die Leiter werden in 30 den Schlitzen mit Hilfe von nichtmagnetischen Metallkeilen gehalten, die in Nuten nahe der Oberseite eines jeden Schlitzes verankert sind. An den Enden des Hauptkörpers des Rotors treten die Leiter aus den Schlitzen aus, um sich an Umfangsbogen-teile der Wicklung anzuschliessen und dadurch eine fortlau- 35 fende Serienwicklung zu bilden, die um die ungeschlitzten Polteile des Schmiedestückes herumgewickelt sind. Der Teil der Windung, der jenseits des Endes des Schmiedekörpers vorhanden ist, wird als Endwindung bezeichnet und muss gegen die Zentrifugalkräfte gehalten werden, die auf sie einwirken, und 40 zwar bis zu Drehzahlen, die 20% über der normalen Betriebsdrehzahl (typischerweise 3600 U/min) liegen, oder auch höher sind. Diese Rückhaltefunktion wird durch den Rückhaltering bewirkt. Der Ring rotiert mit dem Rotor und wird zusätzlich zu der Belastung durch die Kupferendwindungen, denen er ausge- 45 setzt ist, auch einer zusätzlichen Ringspannung unterworfen, die proportional zur Ringdichte und zum mittleren Ringradius ist. In der Tat werden bei Stahllegierungen etwa 68% der Ringbelastung durch die Ringmasse selbst verursacht.

Ein wesentliches Merkmal der Rotorkonstruktion ist, dass 50 der Ring an seinem einen Ende auf eine Passung des Rotorkörpers aufgeschrumpft wird. Der Eingriff an der Passung ist ausreichend, um sicherzustellen, dass bei 20% Überdrehzahl (4320 U/min für eine Nenndrehzahl von 3600 U/min bei einer zweipoligen Maschine) keine Lockerung auftritt. Zwischen der 55 Wicklung und dem Ring muss eine Isolation für Spannungen im Bereich von 300 bis 700 V Gleichspannung vorgesehen sein.

Seit mehreren Jahrzehnten gab es einen ständigen Bedarf an Turbinengeneratoren mit immer höheren Leistungen. Diese Anforderungen machten eine entsprechende Erhöhung der 60 Rotordurchmesser erforderlich, um diese vergrösserten Leistungen ohne übermässige Rotorlängen zu ermöglichen. Ver-grösserung des Rotordurchmessers bedeutet höhere Belastung für alle rotierenden Teile und erfordert Materialien von höherer Festigkeit. Die am stärksten belasteten Bauteile eines Rotors 65 sind die Halteringe.

Die Verarbeitungsschritte bei der Herstellung der Halteringe umfassen die Einschmelzung in einem elektrischen Ofen,

manchmal die Elektrozuschlagrückschmelzungzur Erlangung eines saubereren Barrens mit einem Minimum an Entmischung, heisses Schmieden, heisses Durchstossen, heisses Expandieren, Lösungsmittelbehandlung, Abschrecken, Kaltstreckung und Temperung zur Beseitigung von Spannungen. Die hohe Zugfestigkeit von Ringen wird durch die Kaltstrek-kung erreicht, die mit Hilfe von mechanischen Mitteln erreicht wird, nämlich durch Keilen, durch hydraulischen Druck oder durch Explosivformung. Manchmal werden auch Kombinationen dieser Verfahren angewendet. Im Falle der Explosivformung gibt es Nachweise dafür, dass die Intensität der Schockwellenbelastung möglichst klein gemacht werden sollte, um erhöhte Anfälligkeit gegenüber Spannungsrisskorrosion zu vermeiden.

Kurz gesagt, einige der gewünschten Eigenschaften des Materials für die Halteringe sind die folgenden: eine hohe Zugfestigkeit zur Vermeidung von plastischer Deformation oder hoher Belastung, eine niedrige Dichte und ein hoher Elastizitätsmodul zur Verringerung der Auslenkung während der Überdrehung sowie ein hoher thermischer Expansionskoeffizient, um die Temperatur zu verringern, die erforderlich ist, um die Schrumpfpassung zu ermöglichen (um dadurch thermische Schäden auf die elektrische Isolierung zu vermeiden).

Ein anderer Gesichtspunkt ist der, dass die Halteringe nicht magnetisch sein dürfen. Die Anwendung von magnetischen Ringen bei einem Rotor führt zu grösseren Leckagen bezüglich des magnetischen Endflusses mit daraus sich ergebender zusätzlicher Erhitzung der Statorspulenenden und den Eisenverlusten im Endbereich des Kerns. Zusätzliche Erregung wird erfordert, um diese Leckagen zu kompensieren, wodurch sich der Gesamtmaschinenwirkungsgrad verringert.

Die ungünstigste Annahme bezüglich der Ermüdungsbelastung eines Halteringes ist, dass er während seiner Lebensdauer einmal pro Tag gestartet und gestoppt wird und dass er einmal im Monat einem 10%-Überdrehzahltest unterworfen wird. Bei einer Lebensdauer von 30 bis 40 Jahren entspricht dies einem Maximum von etwa 14 500 Stresszyklen. Im Falle der Halteringe gibt es somit das Erfordernis einer Mindestzahl von Belastungszyklen, die bis zum Ermüdungsbruch ausgehalten werden müssen.

Prallplattenringe sind ringförmige Glieder von ungefähr 13 cm2, die auf den Rotorkörper an mehreren Stellen längs seiner Längserstreckung aufgeschrumpft sind, um den Strom von Kühlgas zu kanalisieren. Prallplattenringe werden nach dem gleichen Verfahren und aus der gleichen Legierung hergestellt wie die Rückhalteringe, und es werden bei ihnen im wesentlichen die gleichen Eigenschaften erfordert.

Die Rückhalte- und die Prallplattenringe sind bei Anwendung in einem wasserstoffgekühlten Generator trockenem Wasserstoffgas mit einem Druck von etwa 1 bis 6 bar ausgesetzt, so dass die Legierungen für diese Anwendungen resistent sein sollten gegen durch statische Belastung hervorgerufene und wasserstoffunterstützte Rissfortpflanzung (Wasserstoffversprödung). Das Erfordernis der hohen Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion ist dagegen nicht so offensichtlich, da die Generatorumgebung diese Materialien normalerweise nicht derartigen Spannungsrisskorrosionsbedingungen aussetzt.

Doch wurde bei einem von einer anderen Firma gebauten wassergekühlten Generator kürzlich ein Wasserleck festgestellt, das zu einem Spannungsrisskorrosions-Versagen des Rückhalteringes geführt hat, der gemäss dem Stand der Technik aufgebaut war.

Ausserdem gibt es während der Herstellung der Ringe oder während der Lagerung oder des Versands zahlreiche Möglichkeiten für die zufällige Einwirkung von potentiell korrosiven Umgebungen, wie beispielsweise feuchte Industrieatmosphäre oder Meeresluft, Salzsprühnebel, Schweissdämpfe, Feuerlöscherpulver, Flüssigkeits-Verschüttungen oder Leckagen oder

637 696 4

auch Schnee oder Regen. Die Restbelastungen der Kaltverfor- eher mit dem in Fig. 4 dargestellten Gerät durchgeführt wurde, mung waren bei bisher verwendeten Ringen ausreichend, um Kihä stellt die Belastungsintensität unter den gleichen zu Spannungsrisskorrosion bei Halteringen zu führen, die die- Bedingungen für H2S dar.

sen Bedingungen ausgesetzt waren [siehe C. Gibbs, Institution K|C, die Ebenenbelastungsbruchfestigkeit, misst den Wider-

of Mechanical Engineers, Band 169 (29), Seiten 511-538 5 stand des Materials gegenüber einem Bruch in einer neutralen

(1954)]. Noch höhere Belastungen sind vorhanden, nachdem Umgebung bei Vorhandensein eines scharfen Risses unter der Ring auf den Rotor aufgeschrumpft wurde, oder auch auf- schwerem Zugzwang, so dass der Zustand der Belastung nahe grund der Zentrifugalkräfte bei laufendem Generator. Es hat der Rissfront sich einer Dreiebenen-Zugbelastung annähert zahlreiche Beispiele gegeben, bei denen die Halteringe während und der plastische Bereich der Rissspitze klein ist verglichen des Generatorbetriebs versagten, wobei dieses Versagen einer 10 mit der Rissgrösse und den Probenabmessungen in Richtung Spannungsrisskorrosion zugeschrieben wurde [siehe Metal Pro- des Zwanges. Die Berechnung von Kjc basiert auf Verfahren, gress, Band 70 (1), Seiten 65-72,1956, sowie O. Lissner, Engi- die von der American Society for Testing and Materials Stan-neers Digest, Band 18 (12), Seiten 571-574,1957]. dard E399-72 festgelegt wurden.

Das beste Suchverfahren zur Ermittlung der Eignung von Es gibt viele Cr-Mn-Ni-CN-X-Stähle gemäss dem Stand

Materialien zum Betrieb bei Generatoren stellt die Testung der 15 der Technik, wobei das X für ein oder mehrere zusätzliche Bruchzähigkeit von Proben in dieser Umgebung dar. Eine Legierungselemente wie Mo, W, V, Nb usw. steht. Obwohl ermüdungsvorgebrochene WOLr(wedge-opening-loading = einige dieser Legierungen die gleichen Elemente enthalten kön-Keilöffnungsbelastung) oder CT-(compact tension = Kompakt- nen, wie sie bei der Legierung gemäss der Erfindung vorhanden belastung)-Probe, vorzugsweise gross genug, um Ebenenbela- sind, unterscheiden sie sich doch bezüglich von Menge und stungsbedingungen zu ermöglichen, wird in verschiedenen 20 Verhältnis der Legierungselemente in einer oder mehreren Umgebungen, wie beispielsweise in Salzwasser, H2 oder H2S, Weisen von erfindungsgemässen Legierungen. Die folgende bezüglich der statischen Risswachstumsrate (da/dt) als Funk- Tabelle I zeigt die Zusammensetzung einer Anzahl dieser tion der Belastungsintensität, um auf diese Weise KISco Kih; bekannten Legierungen, einschliesslich zahlreicher Legierun-oder KIH:s zu bestimmen, und der Ermüdungsbruchwachstums- gen, die benutzt und vorgeschlagen worden sind zur Anwen-rate (da/dN) als Funktion von AK getestet, wobei 25 dung für Rückhalteringe und Prallplattenringe grosser Hoch-

a die Bruchlänge, leistungsgeneratoren. Bei weitem die meisten Legierungen von

N die Anzahl der Ermüdungszyklen, Tabelle I werden jedoch nicht für Halteringe und für Prallplat-

AK der Belastungsintensitätsbereich, der für die Ermüdung tenringe grosser Leistungsgeneratoren benutzt oder vorgese-der Probe benutzt wurde, hen, sondern statt dessen für völlig andere Zwecke, wie bei-

da/dN die Änderung der Risslänge pro Zeiteinheit und 30 spielsweise als Schweissmaterial im abgelagerten Zustand oder Kiscc die Schwellwertbelastungsintensität in Vielfachen für Hochtemperaturlegierungen in einem lösungsbehandelten von 110 bar Vcm darstellt, unterhalb derer ein scharfer Riss Zustand. Derartige Legierungen werden normalerweise nicht unter Ebenenbelastungsbedingungen in einer korrosiven kaltbearbeitet. Die Zahl in der dritten Spalte von links in dieser

Umgebung wie beispielsweise Salzwasser, Wasserstoff- oder Tabelle bezieht sich auf die beigefügte Liste von Literaturzita-Schwefelwasserstoffgas nicht wächst. KIScc hängt von der 35 ten.

Zusammensetzung der Umgebung, von der Temperatur, dem Da gefunden wurde, dass Cr das wichtigste Element für die

Druck und der Einwirkungszeit ab. KiH2 (anscheinend) stellt Steuerung der Spannungsrisskorrosion eines Materials ist, das beispielsweise die Belastungsintensität für eine Rissfortpflan- schnell abgekühlt wird (obwohl dieses Element nicht das ein-zung in Wasserstoffgas mit einem Druck von 5,5 bar bei Raum- zige ist), sind einige bekannte Legierungen nach ansteigendem temperatur (21 °C) dar, mit einer Belastungsratensteigerung 40 Cr-Gehalt in Tabelle I geordnet, um die Diskussion zu erleich-von 8,8 N/min bei einem Test mit steigender Belastung, wel- tern.

Tabelle I t bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen 7 Rest im wesentlichen Eisen

Vorgeschlagen von

Bezeichnung

Zi-*

tat Nr.

Cr

Mn

Ni

C

N

Si Mo

McCoy

E9

8

0

16

0,3

McCoy

E5

8

0

20

0,26

McCoy

E3

8

0

25

0,29

Abex

9

0

14

2

0,45

2

Baumel

6

64

0,26

20,8

0,1

0,46

0,002

Bungardt

10

3,9

9,2

8,4

0,7

Manganello

Ii

4,5 •

17,5-19,5

0,45-0,6

0,06-0,12

Suzuki

12

4,7

18

X>9

0,42

0,01-0,1

Kroneis

13

5

18

0,36

0,12

Speidel

5

5

18

0,1

0,5

Standard Steel

14

5

18

0,5

Japan Steel

MV 3

15

5

18

0,5

3

McCoy

E7

8

5

15

0,3

General Elee.

16

3,5-6

16,5-20,5

0,4-0,6

Westinghouse

17

4-6

16-20

<2

0,4-0,6

fakultativ

<0,5

Leitner

18

5-25

3-18

3-27

<0,3

0,3-6

Cihal

17483

19

8,2

19,4

0,13

0,04

0,37 0,56

Clarke

20

9-14

4-20

4-10

0,1-0,4

<0,3

0-3,5

Dyrkacz

21

9-15

8-15

0,6-1

0,25-1,25 1,5-4

Heger

. 21

62

8,0

8,7

4,1

0,38

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen on *■4 os ON

Vorgeschlagen von

Bezeichnung zi~*

tat Nr.

V

McCoy

E9

8

McCoy

E5

8

McCoy

E3

8

Abex

9

0,8

Baumel

6

64

Bungardt

10

2,04

Manganello

11

Suzuki

12

Kroneis

13

Speidel

5

Standard Steel

14

0,5-1,8

Japan Steel

MV3

15

0,8

McCoy.

E7

8

General Elee.

16

0,25-1

Westinghouse

17

<0,2

Leitner

18

Ci hai

17183

19

0,49

Clarke

20

0-0,75

Dyrkacz

21

Heger

21

62

0,43

Nb

Ta

Ti Cu

B

0,2-0,5

fakultativ

0,15-0,35

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

Vorgeschlagen von

Bezeichnung

Zitat Nr.

McCoy

E9

8

McCoy

E5

8

McCoy

E3

8

Abex

9

Baumel

6

64

Bungardt

10

Manganello

11

Suzuki

12

Kroneis

13

Speidel

5

Standard Steel

14

Japan Steel

MV3

15

McCoy

E7

8

General Elee.

16

Westinghouse

17

Leitner

18

Cihal

17483

19

Clarke

20

Dyrkacz

21

Heger

21

62

Antìere

2,03 Co

£ V,Ti,Ta,Zr,Co,Si<3; Mo+W = 0,3r6 C+N >0,3

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni

Vorge- Be-

schlagen zeich- tat von nung

Nr.

Cr

Mn

Heger

21

62

0-

20

##

Prause

365

63

8,

0

23,

9

Japan Steel

15

10

18

Japan Steel

15

10

18

Schempp

22

10-

30

0,5-

15

Fleischmann

23

10-

20

5-

10

Norwood

24

10-

30

0,5-

7

Böhler

25

10-

23

4,7-

9

Cihal

17482

19

10

'.8

18,

1

DeLong

26

11-

20 10,5-

19

DeLong

27

11-

21

9-

19

DeLong

28

11-

21

9-

19

Drykacz

29.

31,5-

13,5

16-

20

Clarke

30

U,5-

15,5

0-

16

Böhler

31

12

18

Kohl

6

12

18

Jennings

32

12-

30

7-

20

Hsiao

33

12-

28

10-

28

Jennings

34

12-

30

3-

12

Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

(Fortsetzung 1)

•Ni

C

N

Si

Mo w

0-12

0,25-1 0,02 0,5 0,5

0,16

1-4 3

3-25

0,2-0,3

<0,4

<3

<3

<3

10-20

<0*1

0,1-0,2

0,4

4-8

0

K\

1

•=T

0,01-0,5

0-0,2

i,5-10,2

0,08-0,2 0,10

0,02

0,8-1,5 0,5

0-4

0,15-0,5

0-0,3

0-5

0-5

0-4

0,2-0,6

0-0,3

0-5

0-5

0-4

0,2-0,85

0-0,3

0-5

0-5

0,2-0,4

0,1-0,25

0,15-0,75

2-4

0-8

0-0,2

0-0,2

0-rl

0-3

2,2

0,06

1,05

0,57

0,6

1,9

0,15

0,15

0,5

0,3-0,6

0,01-1

0,3-0,6

<4

0-9

0,15

0,1-0,8

0,1-0,8

0,25

2-35

0,08-1,5

0,06-0,4

<0,45

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

Vorgeschlagen

Be-

Zi-

zeich- tat

(Fortsetzung 1)

von nung

Nr.

V

Nb

Heger

21

62

0,3-3

Prause

365

63

Japan Steel

15

1,7

Japan Steel

15

1,5

Schempp

22

Fleischmann

23

Norwood

24

0^05-0,25

lOxC

Böhler

25

Cihal

17482

19

0,55

DeLong

26

0-2

0-2

DeLong

27

0-2

0-2

DeLong

28

0-2

0-2

Drykacz

29

0,6-0,95

Clarke

30

0-1

Böhler

31

Kohl

6

Jennings

32

Hsiao

33.

Jennings

34

Ta

Ti

Cu

B

0,15-1

0,01-0,5

0,1-0,4

1-5

on w

on vo on

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

(Portsetzung 1)

Vorge

Be

Zi

schlagen zeich tat

von nung

Nr.

Andere

Heger

21

62

1,2-1 AI,** Genügend Mn zur Bildung von

Prause

365

63

Japan Steel

15

Japan Steel

15

Schempp

22

0-3 Mo+W; Ni + Mn = 12-30; C+P >0,15

Fleischmann

23

Norwood

21

Böhler

25

Cihal

17182

19

DeLong

26

Mn + 2 Ni = 13-22

DeLong

27

Mn + 2 Ni = 13-22

DeLong

28

0-5 Mo+W; 0-2 V+Nb

Drykacz

29

Clarke

30

0-0,5 Ti,S,Se,Be

Böhler

31

Kohl

6

Jennings

32

Hsiao

33

Jennings

31

C + N ,>0,4

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

(Portsetzung 2)

Vorgeschlagen von

Bezeichnung

Zi"V

tat Nr.

Cr

.Mn

Ni

C

N

Si

Mo W

Jennings

35

12-30

>12

2-35

0,08-1,5

<0,6

<0,45

1,5-9

Linnert

36

12-30

14,7-23,1

7-35

<0,08

<3

0-4

Gimmill

37

12-18

3-10

6-10

0,05-0,25

0,5-4 0-3,5

Korchynsky

38

12-25

10-20

4-18

<0,6

0,1-0,6

2-6 1-4

Franks

39

12-18

1-22

0-14

0-0,1

0,05-0,18

Kroneis

A6

13

13,5

19,5

0,12

0,25

Kroneis

A7

13

14

25

0,50

0,25

Araki

40

14-22

4-13

5-18

0,1-0,4

<0,5

0,5-4 1-4

Lûtes

41

14,5

14

1

0,35

0,62

1,65

Kroneis

B1

13

14,6

20,6 *

0,53

0,20

Furman

42

15-25

5-15

10-25

0,3-0,5

0,05-0,5

0,9-1,5

Whittenberger

43

15-21

12-18

0-3

0,1

0,25-045

0,5

Suzuki

12

15,6

20,7

0,56

0,25

0,55

Becket

44

16-22

5-15

<0,3

Becket

45

16-22

5-15

<0,3

Becket

46

16-22

5-14

<0,12

Becket

47

16-22

3-12

2-11

«5,3

Becket

48

16-22

5-11

3-6

<0,15

DeLong

49

16

16

1

0,25-0,45

0-4 0-4

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

(Fortsetzung 2)

Vorgeschlagen von

Bezeichnung

ï1;*

tat Nr.

V Nb

Jennings

35

Linnert

36

0-1,5

Gimmill

37

0-1,75 0,25-2

Korchynsky

38

Franks

39

Kroneis

A6

13

Kroneis

A7

13

Araki

HO

<1

Lûtes

11

0,62

Kroneis

B1

13

1,3

Furman

42

0,75-1,5

Whittenberger

43

Suzuki

12

2

Becket

44

Becket

45

Becket

46

i—i i

CM *

o-

Becket

47

Becket

48

0,25-1,5

DeLong

49

0-2 0-1

Ta

Ti Cu P B

0-1,5 0-5

<2,5

0,026

0-3

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen

Vorge- Be- z*~,k schlagen zeich- tat von nung Nr. Andere

Jennings

35

Linnert

36

Gimmill

37

Korchynsky

38

Franks

39

Kroneis

A6

13

Kroneis

A7

13

Araki

40

Lûtes

41

Kroneis

B1

13

Furman

42

Whittenberger

43

Suzuki

12

Becket

44

Becket

45

Becket

46

Eecket

47

Becket

48

DeLong

49

Mo + W <4; Nb + Y < 2

Mn + Ni = 6-14

Mn > Ni; Mn + Ni < 14

Rest im wesentlichen Eisen

(Fortsetzung 2)

Os W nJ

ON \C

on'

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen - Rest im wesentlichen Eisen

Vorgeschlagen von

Bezeichnung

ZiV tat

Nr.

Cr

Mn

^Ni

C

N

(Fortsetzung Si Mo

Aborn

50

16'

17

1

0,15

Reidrich

68

51

16,6

12

1,2

<0,06

0,2-0,25

<0,2

Cihal

17460

19

17-20

7-10

4-rf •

<0,12

0,12-0,25

<0,9

Carney

52

17-38,5

14-20

0*05-1

0,06-0,15

0,25-1

0,25-1

Gunsburg

53

17-18

2-8,7

2-6,3

0,12-0,4

0,4-0,65

Amer. Silver

Magnil

54

17-19

14,5-16

<0,75

0,08-0,12

>0,35

0,3-1

d'Imphy

NMFX1

55

17,3

12

0,12

0,37

0,27

Spaeder

56

18

15

5,5

0,08

0,4

0,4

d'Imphy

NMFX2

55

18

12

0,2

0,37

0,4

Crucible

Gaman R

57

18

12,5

0,2

0,35

0,4

Benson

58

18

15,9

5,5

0,08

0,4

0,4

Franks

59

20-30

2-6

5-25

0,01-0,5

0,01-0,5

Armco

22-4-9

60

20-23

7-10

3-5

0,45-0,6

0,3-0,5

<1

Payson

61

21-27

9-15

0,55-0,8

0,3-0,5

0-2,5 0-2

W

0-2

# Siehe Liste von Literaturzitaten

Tabelle I - bekannte Mn-Cr-Ni-Legierungen

Vorge- Be- 2*"^

schlagen zeich- tat von nung Nr. V Nb Ta

Aborn 50

Reidrich 68 51

Cihal 17460 19

Carney 52

Gunsburg 53 Amer. Silver Magnil 54

d•Imphy NMFX1 55

Spaeder 56

d1Imphy NMFX2 55

Crucible Gaman R 57

Benson 58

Franks 59

Armco 22-4-9 60

Payson 61 0-2

* Siehe Liste von Literaturzitaten

Rest im wesentlichen Eisen

(Fortsetzung 3)

Ti Cu P B Andere

0,3-0,5

0,5-3,5 Mo, Ti oder Nb

637 696 16

Die besonders günstigen bekannten Legierungen zur bar ist, jedoch besonders geeignet ist, um Rückhalteringe und

Anwendung für Halteringe und Prallplattenringe sind Stahlle- Prallplattenringe für grosse Generatoren von immer grösserer gierungen, einschlieslich Legierungen mit den folgenden Nennleistung herzustellen.

Bestandteilen in Gewichtsprozent : Mangan 18%, Chrom 5% Die vorliegende Erfindung soll also eine austenitische,

und Kohlenstoff 0,5%, und, wie in Tabelle I gezeigt, kleine 5 nichtmagnetische Legierung zur Verfügung stellen, die kaltbe-

Mengen anderer Elemente zusätzlich zu dem Eisen, das den arbeitet und dann gealtert werden kann, um die Härte und die Rest ausmacht. Wie sich aus Tabelle I ergibt, gibt es viele Legie- Zugfestigkeit zu erhöhen und doch eine gute Beständigkeit rungen für andere Zwecke, die mehr als 10 Gew.-% Chrom und gegen Spannungsrisskorrosion und gegen Wasserstoffversprö-

auch Mangan in wesentlichen oder erheblichen Mengen auf- dung zu behalten.

weisen. l o Günstig wäre es auch, wenn die austenitische Legierung in

Die aus 18 Gew.-% Mangan, 5 Gew.-% Chrom und 0,5 Lösungen behandelt und in grossen Abschnitten mit Dicken bis Gew.-% Kohlenstoff bestehende bekannte Legierung wurde zu etwa 10 bis 15 cm abgeschreckt und dann kaltbearbeitet wer-kaltbearbeitet, um die Zugfestigkeit immer weiter zu erhöhen den können, bis eine hohe Zugfestigkeit erreicht wird, wobei und den Anforderungen zu genügen, die immer weiter stei- trotzdem die nichtmagnetischen Eigenschaften sowie die gende Rotorgrössen stellten. Wenn Umgebungsfaktoren 15 Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion und Wasserstoffberücksichtigt werden, wurde die Festigkeitsgrenze für diese versprödung erhalten bleien, selbst wenn das Innere eines Legierungen im wesentlichen erreicht. Weitere Erhöhungen grossvolumigen Abschnittes, das durch Bearbeitung freigelegt der Rotordurchmesser erfordern die Verwendung von Rück- wird, danach während der Herstellung, der Lagerung oder dem halteringmaterialien mit höherer Festigkeit, als sie durch die Betrieb einer aggressiven Umgebung ausgesetzt Legierungen des Standes der Technik geliefert wird, und mit 20 wird.

verbessertem Widerstand gegenüber der Verschlechterung in Insbesondere soll die erfindungsgemässe Legierung also

Betriebsumgebung bei diesen hohen Belastungspegeln. weniger empfindlich gegen Spannungsrisskorrosion und Was-

Die Notwendigkeit von verbesserten Legierungen wurde serstoffversprödung sein, als es bei den bekannten Legierungen durch Feldexperimente sowie durch andere Untersuchungen der Tabelle I der Fall ist.

gezeigt. Beispielsweise hat M.O. Speidel kürzlich den mechani- 25 Besonders günstig ist es dabei, dass bei Kohlenstoffstählen sehen Bruch angewendet, um die Eigenschaften eines explo- mit Mangan und Chrom sich eine Zugfestigkeit von etwa 11770

sionsgeformten 18 Mn-5 Cr-0,5 C-Rückhalteringes zu untersu- bis 14515 bar ergibt, insbesondere zur Anwendung bei grossen chen. Bei einer Zugfestigkeit von 11994 bar und mit der ausge- elektrischen Generatorteilen, wobei die Legierungen zeichneten Bruchzähigkeit in Luft von 14630 bar Vcm (133 ksi gegenüber Spannungsrisskorrosion und Wasserstoffversprö-

VinT) betrug die Schwellwertbelastungsintensität, KIScc, für die 30 dung resistent sind.

Fortpflanzung eines Risses in verschiedenen wässrigen Lösun- Die erfindungsgemässe Aufgabe wird gemäss den Merkmagen nur 704 bar Vcm (6,4 ksi VînT). Dies entspricht einer kriti- len des Anspruchs 1 gelöst.

sehen Fehlergrösse unterhalb der Grenze der Erkennung bei Es wurde ermittelt, dass bei Anwendung der vorliegenden Anwendung der besten Ultraschalluntersuchungsverfahren. Erfindung der Chromgehalt der Legierung besonders wichtig Ein anderer Nachteil der gegenwärtig verwendeten 18 Mn-5 35 bei der Steuerung der Spannungsrisskorrosion ist. Bei einem Cr-0,5-Legierung liegt darin, dass diese Legierung leicht sensi- Chromgehalt von wenig mehr als 6 Gew.-% (z.B. bei 6,25 oder bilisiert wird und dies nachteilige Wirkungen auf die Beständig- 6,5 Gew.-%) gibt es bei kaltbearbeiteten, austenitischen Man-keit gegen Spannungsrisskorrosion hat. Beispielsweise hat Kohl gan-Chrom-Kohlenstof f-Stahllegierungen einen dramatischen (Zitat Nr. 6) gezeigt, dass die Sensibilisierung durch unabsicht- und unerwarteten Anstieg in der Beständigkeit gegen Spanliche oder gewollte Alterung im Temperaturbereich der schnei- 40 nungsrisskorrosion. Dieser Anstieg unterscheidet die erfüllen Karbidausscheidung zu einer Erhöhung der Empfindlich- dungsgemässen Legierungen von den Legierungen des Standes keit gegen Spannungsrisskorrosion führen kann. Da die Halte- der Technik, die höchstens 6 Gew.-% Chrom enthalten.

ringe massive Schmiedestücke mit grossem Querschnitt und Tabelle I zeigt eine zweite Gruppe von sieben Legierungen, niedriger thermischer Leitfähigkeit sind, ist es möglich, wenn die den Chromgehaltsbereich von 6 bis 9 Gew.-% teilweise einer bestmöglichen Abschreckung nicht dadurch besondere 45 überlappen, sich aber in anderen wesentlichen Aspekten unterAufmerksamkeit gewidmet wird, dass ein grosses Volumen scheiden. Beispielsweise ist Leitners Legierung (Zitat 18) Abschreckungsflüssigkeit mit heftigem Sprühen oder Rühren begrenzt auf schmelzgeschweisste Gegenstände, die zum Teil 3 angewendet wird, dass insbesondere im Mittwandbereich des bis 27 Gew.-% Nickel und weniger als 0,3 Gew.-% Kohlenstoff Ringes während der Abkühlung der Lösungstemperaturen enthalten. Der hohe Nickelgehalt und der niedrige Kohlen-durch den kritischen Temperaturbereich von etwa 760 bis 50 stoffgehalt würde eine unannehmbar niedrige Kaltverfesti-538 °C Karbidausscheidung auftreten könnte. gungsrate erzeugen, so dass hochfeste Rückhalteringe oder ähn-Unter den günstigsten Abschreckbedingungen beträgt die liehe Gegenstände nicht hergestellt werden könnten. Cihal und Kühlrate an der Mittwandstelle eines Ringes mit einer Dicke Poboril (Zitat 19) beschreiben eine Legierung, die für von 14,5 cm, der aus einer Legierung gemäss dem Stand der Hochtemperaturanwendung gedacht ist, bei der der Gehalt von Technik besteht, 1,2 °C/s. Die Kühlrate am Zentrum des Rück- 55 0,13 Gew.-% C und 0,04 Gew.-% N wiederum viel zu niedrig halteringes ist wichtig, genauso wie die an der Oberfläche, weil wäre, und zwar aus den bereits oben angegebenen Gründen, nach der Streckung als einfacher Hohlzylinder eine Bearbei- Clarkes Legierung (Zitat 20, Tabelle I) enthält 0,15 bis 0,3 5 tung des Endes zur Formung das Innere des Ringes an die Gew.-% P als Legierungszuschlag, während Phosphor bei der Umgebung freilegt. Es gibt einen kleinen Vorteil beim Kühlen erfindungsgemässen Legierung eine Verunreinigung darstellt, infolge der Wärmeextraktion vom Ende während des Abschrek- 60 die vorteilhaft weniger als 0,08 Gew.-% betragen sollte. Auch kens, jedoch ist der Effekt in einer Entfernung von 8,9 cm vom das Vorhandensein von 4 bis 10 Gew.-% Nickel in der Clarke-Ende nicht gross. Ausserdem wird das Material häufig vom Legierung würde die Bearbeitungshärtungsrate auf zu niedrige Ende des Ringes abgenommen, um mechanische Teste durch- Werte vermindern. Dyrakaczs Legierung (Zitat 21) enthält nur zuführen, wodurch der effektive Abschreckabstand erhöht 8 bis 15 Gew.-% Mangan. Es wurde gefunden, dass ein niedriger wird. 65 Mangangehalt die Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion Aufgabe der Erfindung ist es daher insbesondere, diese bei schlackenabgeschreckten und dann kaltbearbeiteten Legie-Schwierigkeiten und Nachteile des Standes der Technik zu ver- rungen verringert, so dass ein Minimalgehalt von 17 Gew.-% meiden und eine Legierung zu schaffen, die allgemein anwend- Mn erforderlich ist. Die Werte der Heger-Legierung (Zitat 62)

17

637 696

für Cr und Ni sind extrem breit, und der Mn-Gehalt wird nur dadurch festgelegt, dass eine austenitische Struktur erhalten wird. Der Mn-Gehalt in Prauses Legierung (Zitat 63) überschreitet die Grenze von 23 Gew.-%, und der Gehalt von (C+N) ist zu niedrig, um eine ausreichende Bearbeitungshärtung zu liefern.

Es wurde gefunden, dass, obwohl die Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit von kleinen wasserabgeschreckten und kaltbearbeiteten Proben bei Gehalten von 10 bis 15 Gew.-% Chrom bei einer Legierung, die beispielsweise 18 Gew.-% Mn, 0,4 Gew.-% Si und 0,5 Gew.-% C enthält, gut ist, bei diesen Legierungen Schwierigkeiten bei niedrigeren Abkühlraten auftreten, wie sie bei Abschreckung von grossen Schmiedestücken auftreten können. Der Gehalt an Mn muss über einen Wert von 18 Gew.-% angehoben und der Gehalt an Cr auf einen Wert unter 10 Gew.-% abgesenkt werden. Ein anderer Nachteil des Cr-Gehalts von 10 Gew.-% und darüber ist der, dass die Zugduktili-tät und die Schlagfestigkeit von kaltbearbeiteten Legierungen verschlechtert werden. Die Kosten für die Legierung werden auch erhöht, und die Entmischung könnte auch ein Problem werden. Der Cr-Gehalt von Legierungen gemäss der Erfindung wird daher auf 6 bis 9 Gew.-% eingeschränkt.

Die Erfindung wird nachfolgend anhand von Ausführungsbeispielen näher erläutert, die in den Zeichnungen dargestellt sind. Es zeigt:

Fig. 1 eine teilweise in Längsrichtung geschnittene Teilansicht eines Rotors eines grossen Hochleistungsgenerators, dessen Teile aus einer erfindungsgemässen Legierung zusammengesetzt sind;

Fig. 2 eine perspektivische Ansicht einer U-förmig gebogenen Probe, die zur Ermittlung der erfindungsgemässen Legierung angewendet wurde ;

Fig. 3 eine im wesentlichen diagrammartige Seitenansicht einer WOL-Testprobe, die zur Ermittlung der erfindungsgemässen Legierung benutzt wurde;

Fig. 4 eine teilweise längsgeschnittene perspektivische Ansicht zur Darstellung eines Gerätes zur Durchführung der Spannungsrisskorrosionsbeständigkeitsteste, wobei die Probe mit einer niedrigen Rate belastet wurde, um zu den erfindungsgemässen Legierungen zu gelangen;

Fig. 5 eine grafische Darstellung zur Erläuterung des Effektes der Kühlrate nach der Lösungsmittelbehandlung der Legierung auf die Spannungsrisskorrosion ;

Fig. 6 und 7 grafische Darstellungen zur Erläuterung der Effekte von unterschiedlichen Gehalten an Chrom auf die Spannungsrisskorrosion sowie Härte und Struktur einer 18 Mn-0,5 C-0,4 Si-Stahllegierung;

Fig. 8 und 9 ähnliche Darstellungen für 19 Mn-0,5 C-0,4 S-Stahllegierungen ;

Fig. 10 und 11 ähnliche Darstellungen für 20 Mn-0,5 C-0,4 Si-Stahllegierungen ;

Fig. 12 und 13 grafische Darstellungen zur Erläuterung des Effektes von unterschiedlichen Mangangehalten auf die Span-nungsrisskorrosions-Beständigkeit sowie die Härte und Struktur von 5 Cr-0,5 C-0,4 Si-Stahllegierungen;

Fig. 14 und 15 grafische Darstellungen zur Wiedergabe der Effekte von unterschiedlichen Verhältnissen von Cr zu Mn bei einem Gehalt (Mn+Cr) von 25 Gew.-% auf die Spannungsrisskorrosion und Härte und Struktur von Mn-Cr-0,5 C-0,4 Si-Stahllegierung;

Fig. 16 und 17 ähnliche Darstellungen, bei denen (Mn+Cr) 30 Gew.-% beträgt;

Fig. 18 und 19 grafische Darstellungen zur Wiedergabe des Einflusses von unterschiedlichen Nickelgehalten auf die Spannungsrisskorrosion und Härte von 18 Mn-8 Cr-0,5 C-0,4 Si-Stahllegierungen;

Fig. 20 eine grafische Darstellung zur Wiedergabe des Einflusses von unterschiedlichen Gehalten an Molybdän auf die

Spannungsrisskorrosion von 19 Mn-7 Cr-0,5 C-0,4 Si-Stahllegierungen;

Fig. 21 eine grafische Darstellung zur Erläuterung des Einflusses von unterschiedlichen Molybdängehalten auf die Span-5 nungsrisskorrosion bei 18 Mn-8 Cr-0,5 C-0,4 Si-0,8 V-Stahllegie-rungen;

Fig. 22 eine grafische Darstellung des Einflusses von unterschiedlichen Vanadiumgehalten auf die Spannungsrisskorrosion von 19 Mn-6 Cr-0,5 C-0,4 Si-1,5 Mo-Stahllegierungen; io Fig. 23 eine grafische Darstellung zur Erläuterung des Effektes von unterschiedlichen Columbiumgehalten auf die Spannungsrisskorrosion bei 19 Mn-7 Cr-0,55 C-0,4 Si-0,1 N-Stahllegierungen; und

Fig. 24 eine grafische Darstellung des Einflusses unter-15 schiedlicher Verhältnisse C/N auf die Spannungsrisskorrosion von erfindungsgemässen Legierungen.

Das in Fig. 1 dargestellte Gerät ist das Ende 31 eines Rotors 33 eines grossen Generators. Der Rotor 33 ist ein einzelnes grosses Schmiedestück und umfasst Leiter 35, die die Endwin-20 düngen von den Feldwicklungen darstellen und die aus den Schlitzen (nicht dargestellt) austreten, um Umfangsbogenteilen der Wicklungen zu folgen. Die Leiter 35 sind voneinander sowie von einem Kontakt mit dem Rückhaltering durch isolierende Abstandshalter 37 und 38 getrennt. Die Leiter 35 werden 25 gegenüber den auf sie einwirkenden Zentrifugalkräften durch einen Rückhaltering 39 gehalten, der auf eine Passung 41 des Körpers des Rotors 33 aufgeschrumpft ist. Der Ring 39 muss eine hohe Zugfestigkeit aufweisen und ist zu diesem Zweck kaltbearbeitet. Der Ring 39 muss auch nichtmagnetisch sein 30 und eine hohe Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion sowie gegen Wasserstoffversprödung aufweisen. Gemäss einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung besteht dieser Ring 39 aus einer der erfindungsgemässen Legierungen.

Die erfindungsgemässen Legierungen wurden dadurch auf-35 gefunden, dass U-gebogene Proben 43 dieser Legierungen, wie sie in Fig. 2 dargestellt sind, getestet wurden.

U-förmige Proben 43 der unterschiedlichen Legierungen zur Auffindung der Wirkung der Zusammensetzung auf die Spannungsrisskorrosion wurden typischerweise auf die fol-40 gende Art hergestellt: 50 g gepresste Ausgangsmaterialien einer jeden bewerteten Legierung wurden unter Argongas in einem gekapselten Ofen in einer wassergekühlten Kupferform geschmolzen und dann in Argon levitationsgeschmolzen und in Kupferformen zu Barren gegossen, die eine typische Grösse 45 von 0,63x2,54x3,17 cm aufwiesen. Diese Miniaturbarren wurden homogenisiert, heiss gewalzt und dann 1 Stunde lang bei 1038 °C in einer Lösung behandelt.

Die Streifen wurden nach der Behandlung in der Lösung entweder mit Wasser abgeschreckt oder durch den Karbid-50 niederschlagsbereich von 816 bis 538 °C mit einer Rate von 0,17 °C/s abgekühlt. Die niedrige Abkühlrate wurde bei der Bestimmung des Einflusses der Sensibilisierung auf die Spannungsrisskorrosion der verschiedenen Legierungen berücksichtigt, auch um eine Anzeige dafür zu geben, was die Folge wäre, 55 wenn ein Rückhaltering schlecht abgeschreckt wird.

Schliesslich wurden die Streifen kaltgewalzt, um 30%ige Querschnittsverringerung und einen kaltbearbeiteten Streifen von hoher Härte zu erhalten. Nach Schleifen wurden die erhaltenen Streifen von 0,18x 1,3x9,5 cm unter Bildung einer U-Bie-60 gung in einer Spannvorrichtung um einen Dorn mit einem Durchmesser von 2,5 cm herumgebogen. Die sich ergebende U-Biegung war eine starke Feder, deren Enden 45 gegen ein Zurückfedern durch einen Schraubbolzen 47 festgehalten wurden. Der Bolzen war elektrisch von der Probe isoliert, um galva-65 nische Korrosionseffekte zu verhindern.

Unter ausreichender Belastung und nach Vergehen einer ausreichenden Zeit kam es vor, dass die U-Biegung 45 einen Riss 49 entwickelte, der sich über den Apex des U erstreckte

637 696 18

und bis zu einer Tiefe 51 von etwa 90% der Dicke eindrang. In Gerät besitzt eine Kammer 81, die durch O-Ringe 83 an den einigen Fällen wuchs der Riss 49 langsam so tief, dass die U-Bie- Verbindungspunkten ihrer Wände 82 und an der Oberseite 97 gung 43 unter der Federspannung seiner Arme aufsprang. In und der Basis 91 vakuumabgedichtet ist. Die Kammer 81 besitzt anderen Fällen kam es vor, dass nach Bildung eines kleinen einen Einlass 84 für Gas, um die Korrosion (oder die Versprö-Risses dieser katastrophenartig bis zum Versagen anwuchs. Es 5 dung) zu erzeugen, und ist mit einem Druckmessgerät 85 verseist diese letzte Art des Verhaltens, die bei Teilen im Betrieb ver- hen, um den Druck des Gases zu messen. Eine vorgebrochene mieden werden muss. Probe 90, die im wesentlichen ähnlich der Probe 61 der Fig. 3

Die Rissbildung bei U-Bögen aus empfindlichen Legierun- ist, ist in der Kammer mittels eines Bügels 87 auf einer Stange gen tritt bei Raumtemperatur selbst in destilliertem Wasser auf, 88 montiert, die durch die Basis 91 über eine O-Ringdichtung obwohl die Rate in Lösungen beschleunigt wird, die beispiels- io 89 hindurchgeführt ist. Eine mit Gewinde versehene Stange 93, weise Fluorid-, Chlorid-, Jodid-, Bromid-, Nitrat- oder Bikarbo- die die Kammer durch eine O-Ringdichtung 95 in der Oberseite nat-Zusätze enthalten. Die Proben wurden in destilliertem Was- 97 betritt, ist in die Oberseite der Probe 90 eingeschraubt. Um ser mit einem Gehalt von 0,17% KHCOî für eine anfängliche die Verschiebung zu messen, ist ein Clip-Messgerät 99 vorgese-Aussortierung getestet. Die Proben, die 500 Stunden lang nicht hen. Das Messgerät 99 ist an einen Ausgangsanschluss 101 versagten, wurden in eine Lösung von 3,5% NaCl eingegeben. 15 angeschlossen. Die Probe 90 wird durch Anlegen einer Zug-Die Versagenszeit, die in den grafischen Darstellungen (Fig. 5 Spannung zwischen den Stangen 88 und 93 belastet.

bis 22) und in den Tabellen II, V und VI angegeben werden, ist Um den Einfluss der Kühlrate von der Lösungstemperatur die Gesamtzeit bei dem Test, die erforderlich ist, um eine Riss- abwärts auf die Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit zu zei-bildung einzuleiten und über die volle Breite bis zu 90% der gen, wurden Streifen, die aus zwei im Handel erhältlichen Dicke der gebogenen Probe voranzubringen. Der Ausdruck 20 Chargen von bekanntem 18 Mn-5 Cr-0,5 C-Stahl zur Anwen-«zerbrach in Luft» bedeutet, dass die U-förmig gebogenen und dung für Prallblechringe hergestellt waren, 1 Stunde lang bei verschraubten Proben vor dem Einbringen in den Elektrolyten einer Temperatur von 1038 °C in einem Lösungsmittel behan-zerbrachen. Die Belastungen und die Elektrolyten, die für den delt und mit sechs unterschiedlichen Raten abgekühlt. Nach Spannungsrisskorrosions-Test benutzt wurden, sind härter, als der Kaltwalzung mit einer 29%igen Querschnittsverringerung sie bei einem Rückhaltering unter normalen Betriebsbedingun- 25 wurden Spannungsrisskorrosions-Teste an U-Biegungsproben gen auftreten würden. Die Versagenszeiten entsprechen daher mit einer Dicke von 0,31 cm, wie in Fig. 2 dargestellt, in einer nicht den Betriebslebensdauerzeiten, sondern wurden lediglich 0,17%igen KHCOs-Lösung in destilliertem Wasser und bei benutzt, um die relativen Qualitäten der unterschiedlichen einer anderen Gruppe in einer 3,5%igen NaCI-Lösung ausge-

Legierungen beurteilen zu können. führt, und zwar 7 Tage lang. Fig. 5 ist eine Darstellung der Riss-

Fig. 3 zeigt die Vorbelastung der WO Wrobe 61 (Keilöff- 30 tiefe für zwei Legierungen in beiden Lösungen als Funktion der nungsbelastungsprobe) für die Teste zur Ermittlung der Emp- Abkühlungsrate von 760 auf 538 °C, jeweils in °C/s (10 F/s = findlichkeit gegen Spannungsrisskorrosion. Die Probe 61 hat 5/9° C/s). Fig. 5 zeigt, dass bei NaCl der Bruch unverändert ein Loch 62. Der Block 64 in Form eines Segmentes eines Zylin- blieb, bis die langsamste Rate erreicht war. Bei KHCO3 verhielt ders wird an der unteren Grenze des Loches angebracht. Der sich das Material A in der gleichen Weise, jedoch zeigte sich Block endet in einer flachen Oberfläche 66. Der Schlitz 63 ist 35 beim Material B ein fortlaufender Anstieg der Rissbildung bei am inneren Ende durch eine Ermüdungsbelastung mit einem einer Abnahme der Abkühlrate. Es ist daher deutlich, dass mit niedrigen Belastungsintensitätsbereich (AK) vorgebrochen. Ein den Abkühlraten, die im Zentrum der Rückhalteringe erreich-. scharfer Riss 65 wird auf diese Weise erzeugt. Die Probe 61 wird bar sind, einige Chargen des 18 Mn-5 Cr-0,5 C-Stahls einer aus-durch einen Schraubbolzen 67 mit einem flachen Ende vorbela- reichenden Ausscheidung unterliegen, um gegen Spannungsstet, und zwar auf eine bestimmte Belastungsintensität (K;). Der 40 risskorrosion hochempfindlich zu sein. Es ist daher das wich-Schraubbolzen 67 schraubt sich in die obere Klaue 68 der Probe tige Ziel dieser Erfindung gewesen, Legierungen zu schaffen, 61 ein, wobei das flache Ende des Schraubbolzens 67 an der die eine verbesserte Beständigkeit gegen Spannungsrisskorro-Oberfläche 66 anliegt. Die Klauen 68 und 69 der Probe 61 wer- sion zeigen, selbst dann, wenn grosse Abschnitte des Materials den somit bis zum gewünschten Ausmass auseinandergezogen. eine ungenügende Abschreckung erfahren.

Ein Clip-Messgerät 71 misst die Verschiebung, die ein Mass von 45 In der folgenden Tabelle II sind die Ergebnisse der Teste mit K; ist. U-Bogenproben (Zitat 43) dargestellt, die aus bekannten Legie-

Das in Fig. 4 dargestellte Gerät dient zur Durchführung der rungen sowie aus repräsentativen erfindungsgemässen Legie-Teste bezüglich der langsamen Belastungsrate Kiscc- Dieses rungen bestehen.

19

637 696

Tabelle II

Versagenszeit von U-Biegungen aus kaltverformten austenitischen Mn-Cr-Stählen in einem Belastungs-Korrosions-Test *, **, ***,

*♦**

Legie- Mit Wasser Abkühlen rung abge-schreckt im Ofen

{Vi °C/s)

Nr. Mn Cr Ni Mo V Nb Si C N HV Std. HV Std.

54

18

5

0,4

0,5

413

7,2

415

3,3

102

18

5

1,5

0,4

0,5

449

100

422

90

47

18

5

3 0,8

0,4

0,5

398

40

432

40

219

18

5

0,4 , 0,5

0,55

0,1

441

3,5

449

: 4>5

Einfache erfindungsgemässe Legierungen

257

18,5

6,5

0,4

0,5

415

694

411

29

135

20

9

0,4

0,5

406

1750

415

134

19,5

7,5

0,4

0,5

422

1175

415

4

152

17

8

0,5

0,5

406

565

425

1,7

124

22

8

0,4

0,5

406

2740*

418

16

216

20

7

0,4

0,5

436

764

418

65

62

18

8

0,4

0,5

441

. 482

415

5,5

468

23

7

0,4

0,5

406

4415*

425

50

131

19

7

0,4

0,5

411

1300

418

10

Bevorzugte erfindungsgemässe Legierungen mit

Zusätzen von Ni, Mo, V, Nb und N

247

19

7

1,0

0,4

0,5

432

885

391

635

238

18

8

0,4

0,7

410

4200*

377

4080*

236

20

7

0,4

0,7

400

4200*

393

4080*

226

22

8

0,5

0,4 0,4

0,55

0,1

413

4200*

427

765

224

20

7

0,5

0,4 0,4

0,55

0,1

400

1534

434

960

431

19

7

0,2 0,4

0,55

0,1

454

1275

439

645

165

18

8

2

0,4

0,5

393

4130*

373

672

217

20

7

0,5

0,4

0,5

439

1100

406

630

251

20

7

0,5

0,6

0,4

0,5

377

1246

400

408

324

19

7

1

1,5 0,8

0,4

0,5

429

1050

429

1030

252

19

7

3 0,8

0,4

0,5

420

4200*

429

698

253

19

7

0,5

3 0,8

0,4

0,5

393

4200*

441

650

65

18

8

0,5

3 0,8

0,4

0,5

446

1460

404

620

177

18

8

0,5

1,5 0,8

0,4

0,5

413

4130*

400

672

178

18

8

0,5

1,5 1,5

0,4

0,5

434

4130*

434

768

280

22

8

0,5

1,5 0,8

0,4

0,5

373

4200*

429

635

297

19

7

0,5

1,5 1,5

0,4

0,5

429

4200*

444

635

298

19

7

0,5

0,6

0,4

0,4

0,2

387

1870

391

1006

317

19

7

0,5

0,8

0,4

0,5

457

790

465

590

394

18

8

0,5

1,5 0,8

0,4

0,7

409

5590*

422

5590*

388

17

9

0,4

0,7

396

810

398

5590*

393

19

7

0,5

0,8

0,4

0,2

0,4

398

3673

411

5590*

474

18

8

0,5

0,8

0,4

0,5

422

4415*

429

561

241

18

8

2

0,4

0,7

370

4200*

402

72

* Bis zu 550 Stunden in 0,17%igem KHCCb in destilliertem

Wasser und dann in eine Lösung von 3,5% NaCl überge führt

** Rest mindestens zum grössten Teil Eisen *** Nenngehalt in Gew.-% - geforderte Analysen

****HV = vickershärte

In dieser Tabelle stellt die erste Spalte die Legierungsnummer dar, die nächsten neun Spalten die Nennzusammensetzung 55 einer jeden Legierung, die elfte und zwölfte Spalte geben die Vickershärte (HV) und die Versagenszeiten in Stunden für wasserabgeschreckte Proben, während die dreizehnte und vierzehnte Spalte HV bzw. Versagenszeiten für die langsam abgekühlten Proben (0,17 °C/s) wiedergeben. 60

Basierend auf Tabelle II können die Effekte der Zusammensetzung auf die Spannungsrisskorrosion von U-Biegungen aus kaltbearbeiteten Mn-Cr-Legierungen, die in Kaliumbikarbonat und Natriumchlorid behandelt wurden, wie folgt zusammenge-fasst werden. Die herkömmlichen Halteringlegierung, 18 Mn-5 65 Cr-0,5 C, besitzt kurze Versagenszeiten sowohl im wasserabgeschreckten wie auch im langsam abgekühlten Zustand. Zusätze von Mo oder Mo + V sind hilfreich, reichen aber nicht aus, um einen Betrieb in aggressiven Umgebungen zu ermöglichen. Nb hat keine Wirkung.

Die zweite Gruppe von neun Legierungen in Tabelle II repräsentiert einfache Legierungen, die in den Bereich der vorliegenden Erfindung fallen. Innerhalb des Breitenbereiches 17 bis 23 Gew.-% Mn und 6 bis 9 Gew.-% Cr hat schnell abgekühltes Material bemerkenswert verbesserte Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion. Bauteile mit kleinerem oder mittlerem Querschnitt aus diesen Legierungen zeigen, wenn sie drastisch abgeschreckt werden, ausgezeichnete Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion. Aus Mangel an Betriebskontrolle oder geeigneter Ausrüstung kann es vorkommen, dass grössere Abschnitte und Bauteile unzureichend abgeschreckt werden und dadurch gegen Spannungsrisskorrosion empfindlich sind. Bei kritischen Anwendungen, wie beispielsweise für

637 696

20

Halteringe oder Prallplattenringe für grosse elektrische Generatoren, ist es vorzuziehen, ein Element oder auch mehrere Elemente aus der Gruppe, die Ni, Mo, V, Nb und N umfasst, hinzuzufügen. Die letzte Gruppe von 24 Legierungen in Tabelle II repräsentiert einige typische Zusammensetzungen, die unter die Erfindung fallen. Es sollte bemerkt werden, dass diese Legierungen sich dadurch auszeichnen, dass sie sowohl im abgeschreckten als auch im langsam abgekühlten Zustand gute Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit sowie auch eine angemessene Rate der Kaltverfestigung während der Kaltdeformie-rung zeigen.

Die in Tabelle II aufgelisteten Daten stellen nur einige der über 1000 Testversuche an etwa 500 Legierungszusammensetzungen dar, die für die vorleigende Erfindung durchgeführt worden sind. Die übrigen Daten dieser 1000 Versuche sind in den Fig. 6 bis 24 aufgetragen. Die Fig. 6 bis 24 sind tatsächliche Messpunkte, die aus den Versuchen abgeleitet wurden, und auf denen die dargestellten Grafiken beruhen. Die Beschriftungen unterhalb der grafischen Darstellungen zeigen die Bestandteile der Legierungen in Gewichtsprozent, ausgenommen des Restes von Eisen, sowie den Bestandteil, dessen Anteil in Gewichtsprozent verändert wird. Die grafischen Darstellungen repräsentieren daher die Zusammensetzungen der Legierungen entsprechend einem jeden Punkt. Beispielsweise stellt der ausgefüllte Punkt auf der extremen rechten Seite der Fig. 6, der einer Versagenszeit von etwa 500 Stunden entspricht, eine Legierung dar, die die folgende Zusammensetzung in Gewichtsprozent aufweist:

Mn 18

C 0,5

Si 0,4

Cr 19

Fe Rest

Die grafischen Darstellungen zusammen mit ihren Bezeichnungen sprechen für sich selbst. Beispielsweise stellt die Fig. 6 grafisch die Zeit bis zum Versagen dar, die auf der Ordinate in logarithmischem Massstab dargestellt ist, und zwar als Funktion des Chromgehaltes in Gewichtsprozent, welcher auf der Abszisse für Legierungen aufgetragen ist, deren Grundzusammensetzung 18 Gew.-% Mn, 0,5 Gew.-% C, 0,4 Gew.-% Si und Rest Fe ist. Die ausgezogene Kurve gilt für Legierungen, die von der Lösungstemperatur mit Wasser abgeschreckt wurden (schnelle Abschreckung), während die unterbrochene Kurve für Legierungen gilt, die mit einer Rate von Ve °C/s abgekühlt worden sind. Fig. 7, obere Kurve, stellt die Härte in VH (Vik-kershärte) als Funktion des Chromgehaltes für die gleichen Legierungen dar, während die untere Kurve der Fig. 7 den äquivalenten Ferritgehalt (8-Ferrit oder Martensit) in Gewichtspro-eznt als Funktion des Chromgehalts wiedergibt.

Basierend auf Fig. 6 bis 24 und Tabelle II können die folgenden Schlüsse gezogen und damit die Lehren der Erfindung gewonnen werden, und zwar bezüglich der Funktionen der Hauptlegierungsbestandteile der erfindungsgemässen Legierungen:

Chrom

Chrom hat einen bemerkenswerten Einfluss auf die Span-nungsrisskorrosion von kaltbearbeiteten, austenitischen 18 Gew.-% Mn-0,5 Gew.-% C-Stahllegierungen. Wie in Fig. 6 dargestellt ist, ergibt sich wenig über 6 Gew.-% Chrom, beispielsweise bei 6,25 oder 6,50 Gew.-% Chrom, ein sprunghafter über mehrere Dekaden laufender Anstieg der Zeit bis zum Versagen von wasserabgeschreckten Proben. Der obere Bereich für Chrom für gegenwärtig erhältliche Halteringlegierungen beträgt 6 Gew.-%. Ein höherer Chromgehalt erhöht auch die Rate der Bearbeitungshärtung. Andererseits wird, wenn der Cr-

Gehalt grösser als 9 Gew.-% wird, die Streckduktilität und die Einschlagenergie der Legierung verschlechtert. Abhängig von der Menge der anderen Elemente kann Cr unter 6 Gew.-% den Wert Md (die Temperatur, bei der sich Martensit bildet, wenn 5 das Material deformiert wird) über die Raumtemperatur erhöhen, so dass sich beim Kaltbearbeiten a'-Martensit bildet.

Wenn andererseits Cr über 12 Gew.-% liegt, kann dies zur Bildung von 8-Ferrit führen. Weder Martensit noch 8-Ferrit sind ferromagnetisch und würden die nichtmagnetischen Eigen-io Schäften des Halteringes verschlechtern. Bei langsam abgekühlten Proben ist die Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion schlecht, und ein hoher Cr-Gehalt ist in der Tat nachteilig, wenn Mn >18 Gew.-% (Fig. 14 und 16).

Bei komplizierteren Legierungen, die nützliche Zusätze von 15 Ni, Mo und V enthalten, wie noch im folgenden beschrieben wird, hat Cr einen wichtigen Einfluss auf die Biegeduktilität. Diese Eigenschaft bezieht sich auf die Fähigkeit der Legierung, einer schweren Kaltexpansion zu widerstehen, wie sie benutzt wird, um die gewünschte Zugfestigkeit bei einem Rückhalte-2o ring zu erhalten. Beispielsweise besassen vier experimentelle Legierungen, die in der bereits beschriebenen Weise hergestellt wurden die folgenden Nennzusammensetzungen in Gewichtsprozent:

Legierung

Mn

Cr

Ni C

Si Mo

V

Fe

Nr.

451

17

9

0,5 0,5

0,4 1,5

0,8

Rest

452

16

10

0,5 0,5

0,4 1,5

0,8

Rest

445

21

9

0,5 0,5

0,4 1,5

0,8

Rest

446

20

10

0,5 0,5

0,4 1,5

0,8

Rest

Härte und Versagenszeit bei U-Biegungs-Spannungsrisskor-

rosions-Versuchen von kaltbearbeiteten Streifen waren fol gende:

Legierung

wasser-abgeschreckt

'A °C/s

Ofenkühlung

Nr.

%Cr

VH

Stunden*

VH

Stunden*

451

9

413

4700*

449

597

452

10

459

2540

439

X

445

9

400

4700*

396

640

446

10

418

4225

418

X

X = gebrochen während des Biegens

* Zeit in Stunden bis zum Versagen beim Spannungsrisskorro-50 sions-Test.

Bei den wasserabgeschreckten und kaltbearbeiteten Streifen begann die Versagenszeit abzusinken, wenn Cr von 9 auf 10% erhöht wurde. Jedoch war der wichtigste beobachtete Effekt, dass die von der Lösungstemperatur langsam abgekühlten Strei-55 f en, die danach kalt bearbeitet wurden, während der Bildung der U-Biegung brachen. Das Cr in den Legierungen gemäss der vorliegenden Erfindung ist daher in einer Menge vorzusehen, die nicht grösser als 9 Gew.-% ist.

Der breite Bereich des Cr in den erfindungsgemässen Legie-60 rungen reicht daher von 6 bis 9 Gew.-% kann also beispielsweise bei 6,5 bis 9 Gew.-% liegen, vorzugsweise aber zwischen 7 und 9 Gew.-%.

Mangan

63 Wie sich aus Fig. 12 ergibt, steigt die Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion sowohl bei wasserabgeschreckten als auch bei langsam abgekühlten Proben mit dem Mn-Gehalt an, wobei dieser bis zu 26 Gew.-% betragen kann. Mn trägt zu Stabi-

21 637 696

lität von Austenit in diesen Legierungen bei. Der Neigungsan- Standes der Technik. Da Cr ein 8-Ferrit bildendes Element und stieg in der Härtekurve gemäss Fig. 13 bei Gehalten von unter Mn bei den Mn-Gehalten, die hier von Interesse sind, auch ein

17 bis 18 Gew.-% Mn entspricht den Zusammensetzungen, bei Ferritbildner ist (siehe Zitat 7), sind hohe Anteile an Austenit-denen während der Kaltbearbeitung Martensit gebildet wird, bildnern notwendig, um einen stabilen Austenitbestandteil zu was die Legierungen ferromagnetisch macht. Die Legierung s behalten und die Bildung von 8-Ferrit bei der Verfestigung oder gemäss der vorliegenden Erfindung enthält 17 bis 23 Gew.-% während der Wärmebehandlung sowie die Bildung von a'-Mar-Mn. Oberhalb von 17 Gew.-% Mn vermindert sich die Bearbei- tensit während der Kaltbearbeitung zu vermeiden. Die häuf ig-tungshärtungsrate linear mit dem Anstieg im Mn-Gehalt, und sten Austenit bildenden Elemente, die benutzt werden, sind C, die allgemeine Korrosionsbeständigkeit wird negativ beein- N und Ni. Die Gehalte an C und N werden begrenzt durch fiusst, wenn der Mn-Gehalt 23 Gew.-% überschreitet. Die erfin- io Bearbeitungsüberlegungen, und zwar auf 0,35 bis 0,8 Gew.-% dungsgemässen Legierungen werden daher auf einen Bereich (C+N), vorzugsweise weniger als 0,8 Gew.-%, so dass jedes von 17 bis 23 Gew.-% Mn, vorzugsweise auf einen Bereich von zusätzlich Austenit bildende Potential, das benötigt wird,

18 bis 22 Gew.-% Mn, begrenzt. Bei Legierungen mit einem der- üblicherweise von Ni geliefert wird.

artigen Zusammensetzungsbereich ergibt sich eine niedrige Sta- Es wurde gefunden, dass Nickel nützlich ist bei der Verbespelfehlerenergie, und die extensive Streckung, die während des is serung der Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion von kalten Bearbeitens auftritt, trägt zu der gewünschten hohen kaltbearbeiteten austenitischen Mn-Cr-C-Si-Stahl. Beispiels-Rate der Kaltverfestigung bei. Es wurde gefunden, dass die bes- weise wird bei einer Legierung mit 18 Mn-8 Cr-0,5 C-0,4 Si seren Eigenschaften erhalten werden, wenn Mn und Cr nicht sowohl bei wasserabgeschreckten als auch bei langsam abge-gleichzeitig am entsprechenden unteren oder oberen Ende ihrer kühlten Proben ein Maximum in der Zeit bis zum Versagen Bereiche liegen. Es ist erforderlich, dass die Summe von 20 bezüglich des Spannungsrisskorrosions-Testes erreicht, wenn

(Mn+Cr) grösser als 24, jedoch geringer als 31,5 Gew.-% ist. ungefähr 2 Gew.-% Ni (Fig. 18) benutzt wird. Jedoch hat Nickel einen ungünstigen Einfluss auf die Kaltverfestigungsrate, unge-Cr/Mn-Verhältnis fähr proportional zu der Menge, die vorhanden ist, wahrschein-

Der Effekt des Cr/Mn-Verhältnisses bei einem konstanten lieh deshalb, weil Ni die Stapelfehlerenergie erhöht. Fig. 19 Gehalt von (Mn+Cr) = 25 Gew.-% ist in Fig. 14 wiedergegeben. 25 zeigt, dass die Härte für einen konstanten Betrag der Kaltbear-Bei wasserabgeschreckten Proben korrodieren Legierungen mit beitung mit ansteigendem Ni linear abnimmt. Es ist daher vorhohem Mn- und niedrigem Cr-Gehalt schnell, und obwohl sich teilhaft, dass Ni unterhalb von etwa 2,75 Gew.-% gehalten wird, früh Risse bilden, wachsen diese sehr langsam. Die Versagens- so dass die Legierung mit einem Minimum an Deformation bis zeit hat ein Minimum bei etwa 5 Gew.-% Cr. Oberhalb 6 zu einer nützlichen Zugfestigkeit kaltbearbeitet werden kann.

Gew.-% Cr wird die allgemeine Korrosionsbeständigkeit 30 Tatsächlich muss der optimale Nickelgehalt ein Kompro-

erhöht, während die Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit bis miss zwischen den sich gegenüberstehenden Faktoren der Kalthinauf zu 10 Gew.-% Cr gut ist. Die langsam abgekühlten Pro- verfestigungsrate und der Spannungsrisskorrosionsbeständig-ben zeigen gemäss Fig. 14 einen fortschreitenden Abfall der keit darstellen. In dem breiten Nickelbereich von 0,2 bis 2,75 Versagenszeit, wenn das Verhältnis von Cr zu Mn anwächst. Gew.-% wird das untere Ende des Bereiches (0,2 bis 1 Gew.-%) Obwohl die Härte bei höheren Verhältnissen von Cr zu Mn 35 für besonders hochfeste Legierungen bevorzugt, während das ansteigt, wird dies aufgewogen durch einen Anstieg im Ferro- obere Ende des Bereiches ( 1 bis 2,75 Gew.-%) für eine optimale magnetismus, der durch das Erscheinen von 8-Ferrit verursacht Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion bevorzugt wird, wird, wie in Fig. 15 dargestellt ist.

Bei einem höheren Gesamtlegierungsgehalt (Mn+Cr) = 30 Silizium Gew.-% ist die Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit über den 40 Ein Siliziumgehalt im Bereich von 0 bis 1,5 Gew.-% ergab gesamten Zusammensetzungsbereich, der in Fig. 16 dargestellt keinen wesentlichen Einfluss auf die Spannungsrisskorrosion ist, ausgezeichnet. Wiederum haben die Legierungen mit dieser Legierungen. Die meisten Legierungen enthielten 0,4

hohem Mn- und niedrigem Cr-Gehalt eine schlechte allge- Gew.-% Si als Desoxidationsmittel.

meine Korrosionsbeständigkeit und eine niedrige Rate der Kaltverfestigung (Fig. 17). Die Empfindlichkeit gegen Span- 45 Molybdän nungsrisskorrosion steigt mit Cr (Fig. 16) im langsam abgekühl- Molybdän ist nützlich bei der Reduzierung der Empfind-ten Zustand bis zu einem Gehalt von 14 Gew.-% Cr an. Legie- lichkeit gegen Spannungsrisskorrosion bei austenitischen Mn-rungen mit höherem Cr-Gehalt und niedrigerem Mn-Gehalt Cr-C-Si-Stählen. Bei der üblichen 18 Mn-5 Cr-0,5 C-0,4 Si-als dieser sind nicht geeignet, und zwar wegen ihrer Sprödigkeit Legierung wird die Zeit bis zum Versagen von U-Biegungen und des Anstiegs des Ferromagnetismus, der sich aus dem Vor- 50 von sowohl wasserabgeschreckten als auch langsam abgekühl-handensein von 8-Ferrit ergibt (Fig. 17). ten Proben erheblich verbessert, jedoch noch nicht ausrei-

Aus allen obigen Überlegungen ergibt sich, dass der Gehalt chend, um unter den Bedingungen arbeiten zu können, die bei an Cr für richtig abgeschreckte Materialien 6 bis 9 Gew.-% Halteringen auftreten können. Bei den erfindungsgemässen betragen sollte, und dass er für schlecht abgeschreckte Materia- Legierungen, beispielsweise bei 19 Mn-7 Cr-0,5 C-0,4 Si, ist die lien im Bereich von 6,5 bis 7,5 Gew.-% Cr und 18,5 bis 17,5 55 Zeit bis zum Versagen bei wasserabgeschreckten Proben lang Gew.-% Mn liegen sollte. Eine derartige Zusammensetzung ist und unabhängig vom Gehalt an Mo, während bei langsam eine wesentliche Verbesserung gegenüber der herkömmlichen abgekühlten Proben die Versagenszeit ansteigt, wenn Mo bis zu Legierung mit 18 Gew.-% Mn und 5 Gew.-% Cr, jedoch ist noch einem Gehalt von etwa 0,6 Gew.-% hinzugefügt wird, und sich eine weitere Verbesserung bezüglich der Spannungsrisskorro- dann abflacht, wie in Fig. 20 gezeigt.

sionsbeständigkeit der abgeschreckten Legierungen und insbe- 60 Fig. 21 zeigt, dass bei einer unterschiedlichen Grundzusam-sondere der Legierungen im langsam abgekühlten Zustand mensetzung, die aber immer noch innerhalb des Bereichs der wünschenswert. Es wurde entdeckt, dass dies dadurch erreicht Erfindung liegt, nämlich bei einer Legierung 18 Mn-8 Cr-0,5 werden kann, dass ein oder mehrere Elemente aus der Gruppe, Ni-0,8 V-0,5 C-0,4 Si, Molybdän besonders nützlich bei der Verdie Ni, Mo, V, Nb und N umfasst, hinzugefügt werden, wie nun- besserung der Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion von mehr erläutert wird. 65 langsam abgekühlten Proben, wie auch bei der Verbesserung von wasserabgeschreckten Proben ist. Im Bereich von 0 bis 3,5 Nickel Gew.-% hat Mo einen geringen Effekt auf die Kaltverfesti-

Nickel ist ein üblicher Bestandteil von Cr-Mn-Stählen des gungsrate oder die magnetischen Eigenschaften der Legierung.

637 696

22

Der breite Bereich von Mo bei den bevorzugten Legierungen ist 0,5 bis 3,5 Gew.-%, während der bevorzugte Bereich bei 1,5 bis 3,25 Gew.-% liegt.

Vanadium

Vanadium erhöht die Kaltverfestigungsrate. Auch in Verbindung mit einem hohen C- oder N-Gehalt, der charakteristisch ist für diese Legierungen, kann Vanadium Ausscheidungshärtung hervorrufen, wenn die kaltbearbeitete Legierung gealtert wird, beispielsweise 5 bis 10 Stunden lang bei Temperaturen zwischen 482 und 650 °C.

Die Reaktion auf die Alterung ist unterhalb von 0,6 Gew.-%

V minimal, wird jedoch erheblich bei 0,8 Gew.-% V und darüber. Die Alterungsreaktion scheint durch das Vorhandensein von Mo erhöht zu werden. Der Nachteil der Alterung ist der, dass sie die Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion vermindert.

Fig. 22 zeigt, dass bei einer Legierung, die 19 Gew.-% Mn, 6 Gew.-% Cr, 0,5 Gew.-% Ni, 1,5 Gew.-% Mo, 0,5 Gew.-% C und 0,4 Gew.-% Si enthält, V die Spannrisskorrosionsbeständigkeit von wasserabgeschreckten oder langsam abgekühlten Proben innerhalb des Bereiches von 0,5 bis 1,5 Gew.-% Vanadium erhöht. Der breite Bereich von V in bevorzugten Legierungen ist 0,4 bis 1,7 Gew.-%. Höhere Gehalte an V vermindern die Biege- und Zugduktilität und die Schlagenergie und könnten zu Entmischungsproblemen führen. Ein bevorzugter Bereich von

V ist 0,75 bis 1,25 Gew.-%. Es wurde gefunden, dass mit Ni, Mo und V im angegebenen Ausmass der Gehalt an Cr bis herab zu 6 Gew.-% betragen kann.

Niob

Niob erhöht die Härte der Legierungen wesentlich, wahrscheinlich durch ungelöste Niobkarbidteilchen oder eine Verfeinerung der Korngrösse. Nb beeinflusst die Spannungsrisskorrosion von wasserabgeschreckten Proben nicht, ist jedoch hilfreich bei der Verringerung von Spannungsrisskorrosion (stresscorrosion cracking = SCC) bei langsam abgekühlten Proben (Fig. 23). Der breite Bereich von Nb bei bevorzugten Legierungen ist 0,05 bis 0,45 Gew.-%. Nb in einer grösseren Menge als 0,5 Gew.-% könnte zu Ausscheidungs- und zu Rissbildungs-problemen während der Kaltstreckung führen. Der vorzugsweise Bereich für Nb ist 0,1 bis 0,4 Gew.-%.

Kohlenstoff

Die Härte und die Festigkeit von austenitischen Mn-Cr-Legierungen wird stark vom Kohlenstoffgehalt beeinflusst. Im lösungsbehandelten Zustand wird Kohlenstoff als Einlagerungsmischkristall gehalten. Kohlenstoff stabilisiert den Austenit und erhöht die Festigkeit und die Kaltverfestigungsrate der Legierung. Die Härte kann zum Kohlenstoffgehalt in Bezug gesetzt werden durch die folgende Gleichung, die für eine 18 Mn-5 Cr-Legierung mit Querschnittskaltreduktion gilt: HV (Vickershärte) = 346 + 135 (% C).

Der breite Bereich des Kohlenstoffs in der bevorzugten Legierung beträgt 0,35 bis 0,8 Gew.-%. Bei niedrigeren Gehalten können die gewünschten Festigkeiten nicht erreicht werden, während bei höheren Gehalten die Duktilität und die Schlagzähigkeit verschlechtert werden. Der bevorzugte Bereich • für den Kohlenstoffgehalt ist 0,45 bis 0,65 Gew.-%.

Stickstoff

Stickstoff verhält sich insofern wie Kohlenstoff, als er als Einlagerungsmischkristall vorliegt, den Austenit stabilisiert und die Festigkeit und die Kaltverfestigungsrate erhöht. Wenn Stickstoff den Kohlenstoff ganz oder teilweise ersetzt, verbessert sich die Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit der Legierung. Beispielsweise ist in Fig. 24 für eine Legierung, die 19 Gew.-% Mn, 6 Gew.-% Cr, 0,5 Gew.-% C, 0,4 Gew.-% Si enthält,

40% und mehr des Kohlenstoffs durch N ersetzt, wodurch die Zeit bis zum Versagen von langsam abgekühlten Proben um ungefähr den Faktor 10 verbessert wird. Der breite Bereich für N in den bevorzugten Legierungen ist 0 bis 0,8 Gew.-%, mit der Einschränkung, dass (C+N) = 0,35 bis 0,8 Gew.-%. Sorgfalt und besondere Verfahren beim Einschmelzen, beispielsweise das Einschmelzen und Giessen unter positivem Stickstoffdruck, kann erforderlich sein, um Stickstoffgehalte von 0,3 bis 0,8 Gew.-% zu erhalten. Wenn der Kohlenstoff durch Stickstoff ersetzt wird, kann der Chromgehalt bis herab zu 6 Gew.-% betragen.

Basierend auf den oben beschriebenen Auswahlversuchen von U-Biegungen bezüglich der Empfindlichkeit gegen Spannungsrisskorrosion wurden Laboratoriumsbarren von 22,6 kg Gewicht aus zahlreichen Legierungen hergestellt, um die Zugfestigkeit und Schlagfestigkeitseigenschaften und auch die Belastungs-Korrosions-Rissbildung sowie die Km; und KiHjS-Eigenschaften zu ermitteln. Die Zusammensetzungen der Barren sind in der folgenden Tabelle III aufgelistet :

Tabelle III

Analysierte Zusammensetzung von 22,6-kg-Barren in Gewichtsprozent (Rest im wesentlichen Eisen)

Barren-Nr. VM Mn

Cr

C

Si

Ni

Mo V

Cb N

2045 17,2

5,09

0,51

(0,4)*

<0,03

1921 19,5

5,09

0,33

(0,4)

0,47

1926 18,9

5,04

0,022 (0,4)

0,22

1923 26,2

5,02

0,42

0,39

1924 20,0

14,9

0,48

(0,4)

2046** 18,6

6,21

0,20

(0,4)

0,15

1927** 22,1

6,47

0,44

(0,4)

1925** 19,5

8,08

0,47

(0,4)

2041** 19,2

7,15

0,53

(0,4)

0,54

<0,05

0,34 0,19

2042** 18,1

7,18

0,51

0,38

0,53

0,82

2044** 17,2

8,58

0,47

(0,4)

0,54

1,62 1,53

2043** 18,1

7,45

0,49

(0,4)

0,53

1,84 0,78

1928** 18,9

8,03

0,43

(0,4)

0,50

3,02 0,80

* (0,4) - Nennwert

** Legierungen innerhalb des Bereichs der Erfindung

Kaltgegossene Barren wurden 18 Stunden lang bei 1177 °C homogenisiert, bei 1121 bis 1177 °C heissgeschmiedet und bei 1038 °C zu Knüppeln, Lummen und Schienen gewalzt. Nach der Lösungsbehandlung und Wasserabschreckung wurden die Knüppel auf eine Querschnittsfläche von 2,9x5,7 cm kaltgealzt (35,7% Querschnittsverringerung), um Ausgangsmaterial für Bruchzähigkeitsteste in Wasserstoff und Schwefelwasserstoff zu erhalten. Das Lummenausgangsmaterial wurde kaltgeschmiedet mit einer Querschnittsverringerung von 0,15,25,34 und 42%, um festzustellen, wie die Zugfestigkeit und die Duktilität von der Höhe der Kaltbearbeitung beeinflusst wird. Das Schienenausgangsmaterial wurde nach der Lösungsmittelbehandlung mit drei unterschiedlichen Raten abgekühlt, um den Einfluss der Abkühlrate auf die Sensibilisierung zu untersuchen:

wasserabgeschreckt - hohe Rate l,7°C/s - mittlere Rate

0,17 °C/s - niedrige Rate

Die mittlere Rate ist annähernd die Rate, mit der der Mit-tenwandteil des Halterings bei guter Wasserabschreckung abge-

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

23

637 696

kühlt wird. Die niedrigste Rate entspricht der niedrigen Rate, Die Zugfestigkeitseigenschaften dieser Legierungen sind in die bei den Siebungstesten benutzt wurde. Die Schienen wur- der folgenden Tabelle IV als Funktion der prozentualen Quer-den kaltgewalzt mit einer 35%igen Querschnittsverringerung. schnittsverringerung durch Kaltschmiedung aufgelistet.

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i—i

CM

c—

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CM

VO

i—1

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CM

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CM

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CM

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ON

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ON

0

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rH

ro ro ro ro r—1

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G

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CM

ro

rH

CM

ro

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1

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CQ

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rH

ro

1 T3

cm cm

S C

on

On

> 3

rH

rH

O Q W (x<

cq o q w

■=r cm o\

(H

Tabelle IV (Fortsetzung) - Zug- und Schlagfestigkeitseigenschaften bei Raumtemperatur mehrerer Legierungen als Funktion der Kaltbearbeitung

% Quer- Charpy-

schnitts- V-Kerb- 0,2 %- Bruchminderung schlagzä- Dehn- festig- Längen- Ein-

VM-Chargen-Nr. und -Code

Lösungs-Temp. °C

durch Schmieden

VH

higkeit Nm grenze

N/mm keit N/mm

änderung %

schnürung %

1925 B

1077

0

207

300

363

863

79,1

63,1

C

16,4

330

l4l

774

1034

43,9

59,2

D

25,2

370

98

1047

1165

31,4

55,2

E

33,7

390

73

1234

1302

21,4

49,8

F

42,4

405

39

1379

1521

12,9

46,2

\

/

1926 B

1038

0

207

304

325

875

66,7

68,2

C

14,9

291

117

732

1022

42,4

64,8

D

24,6

336

58

994

1156

27,2

56,3

E

32,0

367

23

1003

1274

22,0

54,7

F

40,8

401

23

1276

1431

17,1

44,6

\

/

1927 B

1038

0

205

285

338

924

79,9

66,1

C

14,0

317

155

758

1020

44,6

58,5

D

25,1

368

110

1020

1138

33,0

55,2

E

33,2

385

88

1150

1268

24,3

50,3

F

N

/

41,8

394

56

1405

1460

15,7

50,5

2041 DO

1149

0

240

470

996

64,5

60,5

D

25,4

413

58

1379

1386

26,3

48,2

E

35,6

432

31

1594

1663

12,6

42,4

F

N

t

41,9

441

.24

1747'

1802

9,4

40,3

2042 DO D E F

2043 DO D E F

2043 DA "N EA W FA j

2044 DO D E F

2045 DO D E F

1038

V

ino

V

ino

V

1149

V

1149

V

1038

V

0

>325

24,3

364

137

36,6

371

81

42,4

413

62

0

>325

26,6

368

130

36,6

396

92

42,1

406

69

26,6

409

124

3 6,6

409

79

42,1

441

50

0

> 325

26,3

375

125

36,7

391

77

42,9

4o6

57

26,3

409

87

36,7

434

56

42,9

451

33

0

>325

26,3

358

104

36,2

396

53

41,9

406

56

368

925

65,1

61,9

1095

1220

32,4

54,6

1511

1518

12,2

43,7

1642

1677

9,6

39,4

418

865

69,1

65,6

1157

1227

28,6

55,7

1469

1490

14,7

47,0

1642

1642

9,9

43,7

1196

1309

27,5

49,8

1490

1524

20,2

40,7

1677

1711

10,4

38,6

432

843

66,4

68,5

1171

1234

26,7

53,8

1493

1504

13,0

49,4

1642

1663

10,3

44,5

1299

1379

24,4

43,3

1573

1601

13,7

44,5

1747

1795

9,9

32,3

352

886

77,6

65,9

1081

1199

29,5

50,3

1427

1427

13,0

42,0

1552

1573

12,2

51,1

Tabelle IV (Fortsetzung) - Zug- und Schlagfestigkeitseigenschaften bei Raumtemperatur mehrerer Legierungen als Funktion der Kaltbearbeitung

% Querschnitts-minderung VM-Chargen-Nr. Lösungs- durch und -Code Temp. °C Schmieden

2046 DO D E F

1928 B Cl Dl El Fl

VH

1038

1113

1113

0

Charpy-V-Kerb-schlagzä-

higkeit Nm

>325

0,2 %- Bruch-

Dehn- festig- Längen- Eingrenze keit änderung schnürung

N/mm N/mm % %

352

797

59,6

70,6

V

24,1

358

53

1143

1192

22,4

52,7

35,5

360

23

1417

1420

12,0

43,7

42,8

370

30

1483

1531

10,3

42,9

0

252

271

419

854

77,7

66,9

17,6

332

136

876

1069

40,8

55,4

26,1

383

96

1114

1187

29,1

52,5

34,1

408

81

1330

1369

22,9

53,5

42,5

410

54

1476

1545

12,7

49,4

17,6

362

950

1119

41,3

56,3

26,1

402

1195

1278

30,0

46,7

34,1

449

1422

1447

22,7

52,1

42,5

505

I6l8

1660

15,3

44,5

sK Vergleiche C bis F jeweils einzeln -bei 538 °C nach Kaltbearbeitung zeigt erhöhte Härtung durch Alterung während 5 Stunden

27

637 696

Die besonders interessierenden Punkte bezüglich der Tabelle IV sind die Chargen 1923 (26,2 Gew.-% Mn, 5,0 Gew.-% Cr) und 1926 (8,9 Gew.-% Mn, 5,04 Gew.-% Cr, 0,22 Gew.-% N), die niedrige Raten für die Kaltverfestigung aufweisen, und die Charge 1924 (20,0 Gew,-% Mn, 14,9 Gew.-% Cr), die niedrige Zugduktilität aufweisen. Die Alterung von Chargen wie 1928, 2043 und 2044, die V enthalten, kann eine wesentliche Erhöhung der Festigkeit ergeben, ohne dass wesentliche Duktilität verlorengeht. Beispielsweise konnte die Charge 1928 durch Kaltwalzen mit 34% Querschnittsverminderung und durch 5stündiges Altern bei 538 °C eine Zugfestigkeit von 1420 N/mm2 mit einer 52%igen Querschnittsverringerung erzielen. Die Charge 2041, die Nb enthielt, hatte selbst ohne Alterung besonders hohe Festigkeitseigenschaften.

Tabelle IV zeigt auch, dass die Charpy-V-Kerbschlagzähig-keit, wie zu erwarten war, mit ansteigendem Mass an vorheriger kalter Bearbeitung abfällt. Die Chargen 1924,1926,2041 und 2044 haben wesentlich geringere Kerbschlagzähigkeiten s als die anderen Chargen.

Alle Chargen waren nicht ferromagnetisch, mit der Ausnahme von 1926, die sich bei einem Gehalt von nur 0,24 Gew.-% (C+N) während der Deformation zu etwa 10% ferro-magnetischem Martensit transformierte.

io Die Ergebnisse von U-Biegungstesten in zwei Lösungen, 0,17%igem KHCO3 und 3,5%igem NaCl, beide in destilliertem Wasser, sind in der folgenden Tabelle V wiedergegeben.

Tabelle V - U-Biegungs-Spannungsrisskorrosions-Teste an experimentellen Haltering-Legierungen (Versagenszeit in Stunden)

Legierung Nr. vm 1921 1923 1924 1925 1926 1927 1928 2045 2046 2042 2041 2043

2044

Kühlrate

Lö- AI-

Abschrecken mit Wasser (Code 1)

sung #

khc03

te-

rung

453

3200 '

4050+

4050+

4050+

168

4050+

166

2600+

1750

2600+

2600+

2600+

NaCl

—

453

860

4050+

1820

1

1030

4050+

340

430

2060

2060

2060

2600+

khco3

*

740

29p

2600+

X

X

60

40

NaCl

*

X

340

X

X

197

197

l,l-ls7°C/sec. (Code 3)

khco3

—

x

654

18

x

1

42

2660

X

1600+

45

1600

40

96

NaCl

—

X

654

18

X

1

236

453

X

168

100

90

168

96

khco3

*

138

X

384

16

24

10

18

NaCl

*

X

168

12

31

100

48

0,17 °C/sec. (Code 2)

khco3

—

X

168

X

8

523

42

66

2

1850

10

X

290

X

NaCl

—

X

168

X

X

1

18

168

2

250

18

X

166

X

khco3

*

40

150

1750

X

X

40

X

On y

ON

£

hO 00

NaCl *

190 340

18

#Lösungen: 0,17 $iges KHCO^ und 3,5 ftiges NaCl; X = brach beim Biegen; * » 5 Stunden bei 538 °C gealtert.

29

637 696

In den Daten, auf denen die Tabelle V basiert, ist die Zeit bis Zur Bestimmung der Bruchzähigkeit (K[SCC) in Wasserstoff zum Versagen als die Zeit genommen, nach der ein Spannungs- und Schwefelwasserstoff wurden WOL-Proben 90 (Fig. 4) von korrosions-Riss einsetzt und die volle Breite überschreitet und kaltgewalzten Knüppeln bearbeitet und mit Nuten 111 verse-

90% der Dicke der Probe durchdringt, die 3,2 mm dick ist. Das hen. Typischerweise waren die Proben etwa 3,9 cm hoch (H =

Symbol «X» wird benutzt, um einen Bruch während der Kalt- 5 1,55"), 5,1 cm breit (W = 2,0") und 2,5 cm dick (T = 1 ").

biegung und vor dem Eintauchen in die Lösung anzuzeigen. Es Nuten, die senkrecht zur Walzrichtung lagen, entsprachen der ist zu bemerken, dass alle wasserabgeschreckten Streifen sich radialen Orientierung in einem Haltering, während Nuten par-

zufriedenstellend biegen Hessen, während manchmal Schwie- allei zur Walzrichtung der Umfangsorientierung entsprachen,

rigkeiten bei den langsam abgekühlten oder gealterten Streifen Die Proben wurden bis zu einer Tiefe von etwa 0,5 cm vorge-auftraten, bei denen Korngrenzenkarbidausscheidung aufgetre- io brochen, indem sie unter Luftatmosphäre bei Raumtemperatur ten sein könnte. Höherer Mn-Gehalt oder das Hinzufügen von ermüdet wurden, wobei ein AK von 1650 bis 2200 bar Vcm ( 15

starken Karbidbildern, wie Nb, Mo oder Mo+V, oder ein bis 20 ksi Vîm) benutzt wurde.

Ersatz von C durch N verbesserte die Biegeduktilität unter Bestimmungen von K]SCc bei ansteigender Last wurden in nachteiligen Abkühlbedingungen. der Kammer 81 (Fig. 4) entweder mit reinem H2 oder mit

Bei diesen Versuchen verminderte sich die Zeit bis zum Ver-15 HîS-Gas mit einem Druck von 3,51 kg/cm2 und einer fortlau-

sagen dramatisch mit dem Abnehmen der Abkühlrate von der fenden Belastungsrate von 9,1 kg/min durchgeführt. Teste mit

Temperatur der Lösung, wodurch wiederum die Bedeutung ansteigender Last in H2S-Atmosphäre wurden als ein nützlicher einer wirksamen Abschreckung demonstriert wird. Selbst die Siebungstest für die Bestimmung von kIScc vorgeschlagen, weil

Wasserabschreckung von schmalen Streifen sicherte keine die Risswachstumsraten bei hochfesten Stählen in HîS-Gas

Immunität gegen Spannungsrisskorrosion bei allen Legierun- 20 grössenordnungsmässig um 3 bis 4 Grössenordnungen höher gen. Die abgeschreckten Legierungen mit höherem Cr-Gehalt, sind als sowohl in Seewasser als auch in Wasserstoffgas. KiSCC

beispielsweise die Legierungen 1924,1925,1928, waren am wird als der K-Wert an dem Punkt, gewählt, an dem die Lastver-

beständigsten, und einige dieser Proben waren noch nach 4050 schiebungskurve wegen Risswachstums von der Linearität

Stunden ohne Bruch, zu welcher Zeit die Versuche abgebro- abweicht. Proben für statisches Risswachstum wurden in einer chen wurden. Wenn eine schlechte Abschreckung wahrschein- 25 (nicht dargestellten) Kammer angeordnet, die evakuiert und lieh ist, ist das Vorhandensein zusätzlicher Elemente, wie Ni, dann mit Hî-Gas von einem Druck von 5,5 bar gefüllt wurde.

Mo und V, die bei der Charge 1928hinzugefügt waren, sehr Die Proben waren über Vakuumabdichtungen bis zur wünschenswert. Obwohl eine Alterung nützlich ist, um Festig- gewünschten Anfangsbelastungsintensität (K;) schraubbolzen-

keit zu erreichen, zeigt die Tabelle V, dass eine Alterung die belastet (Fig. 3). Wenn die Risse innerhalb von etwa 1100 Stun-

Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit der meisten Legierun- 30 den nicht wuchsen, wurde angenommen, dass KIH! > K; war.

gen nachteilig beeinflusst. Stickstoff, insbesondere dann, wenn Die Ergebnisse der Bestimmung von KiHi und KiHis in den er anstelle von Kohlenstoff verwendet wird, wie bei der Charge radialen und den Umfangsrissebenenorientierung sind in den 2046, ist besonders nützlich bei der Verbesserung der Beständig- folgenden Tabellen VI und VII zusammengefasst.

keit gegen Spannungsrisskorrosion, unbhängig von der

Abkühlrate. 35

Tabelle VI - Kj-gçç von experimentellen Rückhalteringlegierungen in Wasserstoff-Schwefelwasser stoffgas (angegebene Werte in bar /cm)

oder

Char- ansteigende bolzen- bolzen- . ansteigende ansteigende ansteigende durchschnitt-ge Last ** belastet belastet Last Last Last liehe 0,2 %-

3,4 bar Hp 5,5 bar H2 5,5 bar H? 3,4 bar H?S 3,4 bar H?S 3,4 bar HpS Dehngrenze, Radial 1 Radial 3 Umfang 4 Radial 2 Radial 3* Umfang HJr N/mm2

1921

10670

>10593

>7282

7997

7964

6578

979 0

1923

10868

>10538

>7227

4466

7084

4235

1110

1924

11594

>10934

7227

7623

9306

6094

IO83

1925

12298

>10703

7975

7106

9999

6336

1124

1926

4323

4290

1122

2552

—

—

979 e

1927

11088

9614

8l40

7128

—

6919

1110

1928

9867-10945

>10670

>8272

>11374

12298

11814

1124 e

12276

1928 12243 III32 10241 1324 G

gealtert 0

* erneute Testung von Radial 3

•ïé erneute Testung von Umfang 4 ?

0 > 69 N/mm Streuung der Dehngrenze ** Belastungsrate = 89 N/min für alle Anstiegslastteste 0 5 Stunden lang bei 538 °C gealtert.

Tabelle VII - KIC und KISCC von hochfesten nichtmagnetischen Legierungen in Wasserstoff- oder Schwefelwasserstoffgas (radiale Richtung)

Spannungsrisskorrosion, (scheinbar) , bar Vcm

Chargen-Nr. VM

Abkühlrate Bruchzähig-

Code keit KIC'

bar Vcm

3,4 - 5,5 bar H~

5,5 bar H2 gealtert 0

3,4 bar H2S 3,4 bar H2S gealtert 0

2045

H

7480

7480

4400

J

7150

5940-7150

3960

1921

H

10670

7975

1926

H

4290

2530

1923

H

10890

4400-7040

1924

H

11550

7590-9240

2046

H

6930

5170

3740

J

7040

5500

3630

1927

H

9570-11110

7150

1925

H

12320

7150-9900

2041

H

6930

6600

5390

J

5500

5720

5170

2042

H

9900

9240-9900

5720

J

7920

7920

4290

2044

H

7480

7590

5940

5500

J

6600

5500

3410

5390

2043

H

10340

9350

6710

6490

J

8690

7770

5940

4950

1928

H

9900-11000

IO56O-1221O

10340-12210

9570-11110

Code H = Wasserabschreckung Code J = Abkühlrate etwa 1,1 °C/s

0 5-stündige Alterung bei 53 °C # Versuch mit ansteigender Last - 89 N/min.

637 696

32

Die Tabelle VII umfasst die radialen K]Scc-Daten in H2 und H2S der Tabelle VI und zusätzliche Daten für die Proben 2041, 2042,2043,2044,2045 und 2046.

Die Tabelle VI zeigt, dass bei den Spannungsrisskorrosions-Schwellwertversuchen Kiscc die KIH2- oder Km,s-Festigkeit von Legierung 1926 drastisch niedriger war, als für irgendeine andere Legierung in der Gruppe. Die Teste mit ansteigender Last für 3,4 bar H2 bei den andern sechs Legierungen ergaben Werte für KIHj um 11000 bar Vcm für radiale Proben und von ca. 7700 bar Vera für Umfangsproben. Bolzenbelastete Radialproben zeigten Werte von KIH2 > 10450 bar Vcm und Umfangsproben Werte von Kjh2 >7150 bar Vcm.

Bolzenbelastete Proben, die nicht brachen, wurden entlastet, bei 260 °C in Luft wärmegefärbt, um diese mittlere Rissposition zu kennzeichnen, und mit Versuchen mit ansteigender Last Kiscc unter HzS-Gas von 3,4 bar erneut getestet. Dies lieferte eine Überprüfung der ursprünglichen KiH2s-Bestimmun-gen. Anstiegslastteste in H2S mit Umfangsrissorientierung zeigten Werte für KiH2s von etwa 0,8 vom Wert der radialen Richtung Tabelle VI). Jedoch erwies sich die Charge 1928 insofern als bemerkenswert, als sowohl KiHz wie auch KIH2s grösser als 11000 bar /cm waren, sei es nun in radialer oder in Umfangriss' ebenenorientierung. Ausserdem ergab sich nach einer Alterung zur Erhöhung der Festigkeit bei der Charge 1928 das folgende:

0,2%-Dehngrenze = 1400 N/mm2

Bruchfestigkeit = 1496 N/mm2

Längenänderung = 14,9%

Einschnürung = 38,2%

Kiscc in H2 und H2S wurden auf einem hohen Wert gehalten (Tabelle VI), obwohl die Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion nachteilig beeinflusst war (Tabelle V).

Die folgenden Bemerkungen basieren auf den Ergebnissen der Teste der 22,6-kg-Chargen: Rückhalteringe müssen bestimmte Eigenschaften und Charakteristika aufweisen. In der Vergangenheit wurde der Dehngrenze und der Kerbzähigkeit die grösste Aufmerksamkeit gewidmet. Ein wichtiger Vorteil der vorliegenden Erfindung ist die Entwicklung von Legierungen, die nicht nur eine hohe Dehngrenze (yield strength) und Kerbzähigkeit (impact energy) aufweisen, sondern die auch eine verbesserte Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion, Wasserstoffversprödung und durch die Umgebung unterstützte Ermüdungsbruchwachstumsraten zeigen.

Die Charge 1923 mit dem höchsten Mangangehalt (ungefähr 26 Gew.-%) hat eine zu niedrige Rate der Kaltverfestigung. Diese Charge ist daher kein Kandidat für superfeste Rückhalteringe. Legierung 1924 mit dem höchsten Chromgehalt (15 Gew.-%) hat eine ausreichende Festigkeit und gute Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit, hat jedoch wesentlich niedrigere Zugduktilität und Kerbzähigkeit als andere Legierungen. Die Zusammensetzung der Charge 1926 ist nicht geeignet für einen Haltering, weil der Austenit nicht stabil ist. Ungefähr 10% des Austenits transformiert sich zu Martensit, wenn er deformiert wird, und die Legierung wird stark ferromagnetisch. Die Zug-und Schlageigenschaften der Chargen 1926 sind nicht ausreichend. Die Zugeigenschaften der Legierungen innerhalb der Erfindung sind zufriedenstellend für Halteringe, insbesondere solche Legierungen, die Zusätze von einem oder mehreren Elementen aus der Gruppe enthalten, die aus Mo, V und Nb besteht.

Bei den U-Biegungs-Spannungsrisskorrosions-Testen verminderte sich mit nur einer Ausnahme die Zeit bis zum Versagen beim Abnehmen der Abkühlrate. Die abgeschreckten Legierungen mit höherem Chromgehalt, z.B. die Legierungen 1924,1925 und 1928, waren am beständigsten. Langsam abgekühlte Proben der Legierungen 1921,1925,2045,2041 und 2044 brachen während des Biegens.

Legierung 1926, in der Martensit vorliegt, war extrem empfindlich gegen Rissbildung in NaCl. Die Risse begannen nach nur wenigen Minuten und schritten tatsächlich mit sichtbarer Rate über die Probe und durch diese hindurch fort, wobei ein Versagen innerhalb einer Stunde auftrat. Von anderen Experimenten an völlig austenitischen Legierungen, die Stickstoff enthielten, beispielsweise Charge 2046 in Tabelle V, ist klar, dass Stickstoff von Nutzen statt von Schaden ist. Es ist daher wahrscheinlich, dass die hohe Empfindlichkeit der Legierung 1926 gegen Spannungsrisskorrosion auf dem Vorhandensein von Martensit statt auf dem Stickstoffgehalt beruht.

Im Falle einer unzureichenden Abschreckung würden die Legierungen 1923,1927 und besonders die Legierungen 1928 und 2046 sich besser verhalten als andere Legierungen. Aus den Spann 11 ngsrisskorrosions-Testen ergibt sich jedoch, dass auf jeden Fall sichergestellt werden sollte, dass eine drastische Abschreckung der Halteringe von der Temperatur der Lösung erfolgt.

Basierend auf den obigen Ermittlungen wurde ein Testring . mit einem inneren Durchmesser von 112 cm, einem äusseren Durchmesser von 130 cm und einer Länge von 42 cm mittels üblicher Verfahren aus einer erfindungsgemässen Legierung hergestellt, die die folgende Zusammensetzung hatte : 18,1 Gew.-% Mn, 6,45 Gew.-% Cr, 0,73 Gew.-% Si, 0,23 Gew.-% Ni, 0,14 Gew.-% N, 0,14 Gew.-% V, 0,57 Gew.-% C, Rest Fe.

Nach der Behandlung in der Lösung und der Kaltexpansion wurde der Ring 12 Stunden lang bei 570 °C gealtert.

Die mittwandigen Umfangszugfestigkeitseigenschaften waren:

0,2%-Dehngrenze = 1227 N/mm2

Bruchfestigkeit = 1345 N/mm2

Längenänderung = 22%

Einschnürung = 35%

Die Bruchzähigkeit des Ringes in Luft war > 14080 bar Vcm ; in destilliertem Wasser hatte eine radiale Probe ein K^cc von 9922 bar Vcm, in 5,5 bar trockenem H2 war KIHl > 11286 bar Vcm, und in 3,4 bar H2S betrug Kihis 4730 bar Vcm. In Umfangsrichtung war KIScc etwa halb so gross wie die obigen Werte. Obwohl diese Eigenschaften besser sind als die für Rückhalterringe gemäss dem Stand der Technik, gibt die Alterung dem Stahl eine verschlechterte Bruchzähigkeit in Betriebsumgebungsbedingungen. Ausserdem waren die U-Biegungen der Proben aus diesem Ring empfindlich gegenüber Spannungsrisskorrosion in Lösungen aus KHCO3 und NaCl. Für Anwendungen mit den höchsten Anforderungen sind daher Legierungen vorzuziehen, die etwas höhere Gehalte an Cr, Ni, Mo, V, Cb und/oder N enthalten.

Beispielsweise lieferte ein kommerzieller Lieferant für Rückhalteringe, basierend auf den ihm gegebenen Spezifikationen zur Ausführung der Erfindung, Rückhalteringe von voller Grösse aus einer Legierung mit einer bevorzugten Zusammensetzung. Die Abmessungen des Ringes nach der Lösungsbe-handlung waren: Aussendurchmesser 93,5 cm, Innendurchmesser 65,4 cm, Länge 108,7 cm. Die Zusammensetzung der Legierung war die folgende: 19,8 Gew.-% Mn, 8,2 Gew.-% Cr, 3,03 Gew.-% Mo, 0,95 Gew.-% V, 0,59 Gew.-%Ni, 0,51 Gew.-% Si, 0,55 Gew.-% C, 0,07 Gew.-% N, 0,026 Gew.-% P, 0,004 Gew.-% S, 0,010 Gew.-% AI, Rest Fe. Nach der Kaltstreckung auf einen äusseren Durchmesser von 123,4 cm und einem inneren Durchmesser von 101,6 cm zur Kaltverfestigung der Legierung waren die Mittwandzugfestigkeitseigenschaften die folgenden:

5

10

is

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

33

637 696

In Spannungskor- 10 Stunden kaltgestrecktem rosion gelöst 10 gealtert bei Zustand 41,7% Stunden bei 575 °C

300 °C

0,2%-Dehngrenze, 1241-1269

1233

1365

N/mm2

Bruchfestigkeit, 1289-1303

1303

1448

N/mm2

Längenänderung, 18,6-23,5

22

18

%

Einschnürung, % 36,6-40,4

30

27

Die Charpy-V-Kerbschlagzähigkeit betrug etwa 27 Nm. Ein Test für die Wasserstoffversprödung wurde an einer gealterten Probe in 5,5 bar Wasserstoffgas mit einer Belastungsrate von 22 N/min durchgeführt. KIH! besass den bemerkenswert hohen Wert von 13970 bar Vcm trotz der entsprechenden hohen 0,2%-Dehngrenze von 1365 N/mm2. Diese Zugfestigkeits-, Kerbzä-higkeits- und KIScc-Eigenschaften befriedigen die hohen Anforderungen für Halterringe, wie sie vorher aufgezählt wurden.

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5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

Claims (13)

1. 637 696

   2

   PATENTANSPRÜCHE 1. Eisenlegierung, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   17 bis 23 Gew.-% Mangan

   6 bis 9Gew.-% Chrom bis zu 0,8 Gew.-% Kohlenstoff bis zu 0,8 Gew.-% Stickstoff

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen

   6,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,45 bis 0,65 Gew.-% Kohlenstoff

   0,2 bis 1 Gew.-% Silizium

   0,4 bis 1 Gew.-% Nickel

   1 bis 2 Gew.-% Molybdän

   0,7 bis 1,25 Gew.-% Vanadin

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen

   10

   wobei der Gehalt an Mangan plus Chrom grösser als 24 und geringer als 31,5 Gew.-% ist und der Gehalt an Kohlenstoff plus Stickstoff zwischen 0,35 und 0,8 Gew.-% liegt.
2. 2. Legierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet,

   dass sie noch die folgenden Elemente enthält : i
3. 8. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   0,2 bis 2,75 Gew.-% 0,6 bis 3,5 Gew.-% 0,6 bis 1,7 Gew.-% 0,1 bis0,4Gew.-% bis zu 1,5 Gew.-%

   Nickel

   Molybdän

   Vanadin

   Niob

   Silizium

   18 bis 22 Gew.-% Mangan

   6,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,45 bis 0,65 Gew.-% Kohlenstoff

   15 0,2 bis 1 Gew.-% Silizium

   0,05 bis 0,15 Gew.-% Stickstoff

   0,1 bis 0,4 Gew.-% Niob

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen

   20 9. Legierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:
4. 3. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   18 bis 22 Gew.-% Mangan

   6,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,45 bis 0,65 Gew.-% Kohlenstoff

   0,2 bis 1 Gew.-% Silizium

   0,4 bis 1 Gew.-% Nickel

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen
5. 4. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   18 bis 22 Gew.-% Mangan

   6,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,45 bis 0,65 Gew.-% Kohlenstoff

   0,2 bis 1 Gew.-% Silizium

   0,6 bis 1 Gew.-% Molybdän

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen
6. 5. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   18 bis 22 Gew.-% Mangan

   6,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,45 bis 0,65 Gew.-% Kohlenstoff

   0,2 bis 1 Gew.-% Silizium

   0,4 bis 1 Gew.-% Nickel

   0,6 bis 1 Gew.-% Molybdän

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen
7. 6. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   18 bis 22 Gew.-% Mangan

   6,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,45 bis 0,65 Gew.-% Kohlenstoff

   0,2 bis 1 Gew.-% Silizium

   1 bis 2 Gew.-% Molybdän

   0,7 bis 1,25 Gew.-% Vanadin

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen
8. 7. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   19 Gew.-% Mangan

   6 Gew.-% Chrom

   25 0,5 Gew.-% Nickel

   1,5 Gew.-% Molybdän

   0,5 Gew.-% Kohlenstoff

   0,4 Gew.-% Silizium

   0,75 bis 1,25 Gew.-% Vanadin

   3o Rest mindestens zum grössten Teil Eisen
9. 10. Schweissstahllegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

   35 18bis20Gew.-% Mangan

   7,5 bis 9 Gew.-% Chrom

   0,35 bis 0,6 Gew.-% Kohlenstoff

   0,3 bis 0,6 Gew.-% Silizium

   0,4 bis 1 Gew.-% Nickel

   40 2,75 bis 3,25 Gew.-% Molybdän

   0,6 bis 1,0 Gew.-% " Vanadin

   Rest mindestens zum grössten Teil Eisen
10. 11. Legierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, 45 dass sie

    0,1 bis 0,7 Gew.-% 0,0 bis 0,6 Gew.-%

    Stickstoff und Kohlenstoff so enthält, wobei die Summe aus Kohlenstoffgehalt plus Stickstoffgehalt zwischen 0,35 und 0,7 Gew.-% liegt.
11. 12. Legierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Legierung einen Chromgehalt zwischen 6,5 und 9 Gew.-% hat.

    55 13. Eisenlegierung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie als wesentliche Bestandteile enthält:

    19 Gew.-% 6 Gew.-% 60 0,4 Gew.-% 0,2 Gew.-%

    0,35 bis 0,7 Gew.-%

    Rest mindestens zum grössten Teil

    Mangan

    Chrom

    Silizium

    Kohlenstoff

    Stickstoff und

    Kohlenstoff

    Eisen

    65

    18 bis 22Gew.-%

    Mangan
12. 14. Verwendung einer Legierung nach Anspruch 2 für Teile eines elektrischen Generators, die einem hohen Ausmass an Kaltverformungshärtung im lösungsbehandelten Zustand aus

    637 696

    gesetzt wurden und im wesentlichen austenitisch und nichtfer-romagnetisch sind, sowohl im abgeschreckten Zustand als auch nach der Kaltverformung, und die eine hohe Beständigkeit gegen Spannungsrisskorosion und Wasserstoffversprödung haben.
13. 15. Verwendung nach Anspruch 14 einer Legierung nach Anspruch 11 oder 12.

    10