JP7236569B2

JP7236569B2 - 高強度ステンレス鋼ローター及びその製造方法

Info

Publication number: JP7236569B2
Application number: JP2021576893A
Authority: JP
Inventors: 振宝劉; 剣雄梁; 曉輝王; 永慶孫; 長軍王; 志勇楊
Original assignee: Central Iron and Steel Research Institute
Current assignee: Central Iron and Steel Research Institute
Priority date: 2020-04-29
Filing date: 2021-04-29
Publication date: 2023-03-09
Anticipated expiration: 2041-04-29
Also published as: US20220331856A1; CN111471940A; WO2021219056A1; US11951530B2; ZA202203034B; JP2022538131A; CN111471940B

Description

（関連出願の相互参照）
本出願は２０２０年４月２９日に中国特許庁に提出され、出願番号２０２０１０３５７７９９．５、発明の名称「高強度ステンレス鋼ローター及びその製造方法」の中国特許出願の優先権を要求し、そのすべての内容は参照により本出願に組み込まれる。

本発明は、金属材料の熱処理の技術分野、特に高強度ステンレス鋼ローター及びその製造方法に関する。

高強度ステンレス鋼は、高強度、靭性、耐食性を備えて、優れた構造材料であり、石油、化学工業、民間船、航空宇宙、民間機等の分野で広く使用されている。現在、高強度ステンレス鋼鍛造品が広く使用されており、鍛造プロセスが研究されている。

高速ローターはジャイロスコープの重要な部品であり、高強度ステンレス鋼は、高強度、高靭性、高寸法安定性、耐食性などの特性を備えているため、高速ローターの製造に使用すると、より優れたサービス性能を実現できる。従来技術では、１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉステンレス鋼を用いて自由鍛造プロセスで棒材を製造し、次に切削加工で高速ローターを製造しているため、切削加工量が多いため、原材料を大量に浪費し、コストを増加させる。同時に、棒材によって機械加工されたローターの金属の流線は閉じられておらず、使用中の安全上の問題があり、また、１Ｃｒ１８Ｎｉ９Ｔｉステンレス鋼材料で製造されたローターの強度はわずか５６０ＭＰａであり、強度が低いため耐用年数が短くなる。

上記の分析を考慮して、本発明の実施例は、従来技術におけるローターの低強度、短耐用年数、および鍛造中の切削プロセスにおける原材料の多くの無駄、高いコストという問題を解決するために、高強度ステンレス鋼ローター及びその製造方法を提供することを目的とする。

本発明は以下の技術的解決手段により実現される。

高強度ステンレス鋼ローターであって、ローターの元素組成は、質量百分率で計算される：Ｃ：０．０３％～０．０５０％、Ｃｒ：１４．９０％～１５．８０％、Ｎｉ：５．００％～５．７０％、Ｃｕ：２．２０％～２．８０％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．３５％～０．４４％、Ｍｏ：０．４５％～０．５４％、Ｖ：０．０６％～０．１０％、Ｓｉ：０．２０％～０．６０％、Ｍｎ：０．４０％～０．８０％、Ｐ≦０．０１０％、Ｓ≦０．０１０％、Ｏ≦０．００３％、残部が鉄と避けられない不純物元素である。

さらに、前記ローターの元素組成は、質量百分率で計算され、Ｃ：０．０４３％、Ｃｒ：１５．４％、Ｎｉ：５．３５％、Ｃｕ：２．５２％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．４１％、Ｍｏ：０．５３％、Ｖ：０．０８％、Ｓｉ：０．２５％、Ｍｎ：０．４６％、Ｐ：０．００５％、Ｓ≦０．０１０％，Ｏ≦０．００３％であり、残部が鉄と避けられない不純物元素である。

高強度ステンレス鋼ローターの製造方法であって、上記高強度ステンレス鋼ローターを製造するために使用され、
ローターステンレス鋼ブランクを準備するステップ１と、
前記ローターステンレス鋼ブランクを１回目に加熱した後、自由鍛造を行い、その後、自由鍛造後に１回目の焼鈍と表面処理を行い、鍛造用材を得るステップ２と、
前記鍛造用材を２回目に加熱し、２回目の加熱後に型鍛造を行い、型鍛造後に２回目の焼鈍処理と固溶化処理を行って鍛造品を得るステップ３と、
前記鍛造品を粗加工、時効処理、仕上げ加工した後に高強度ステンレス鋼ローターを得るステップ４と、を含む。

さらに、前記ステップ１において、ローターステンレス鋼ブランクの長さは４５０～４８０ｍｍ、直径はφ３５０ｍｍである。

さらに、前記ステップ２において、１回目の加熱プロセスは次のとおりである。ガス炉の温度を７５０℃に上昇させ、ブランクをガス炉に入れ、温度を１．５～２時間維持した後、２００～３００℃／ｈの速度で１１４０～１１７０℃まで温度を上昇させ、温度を２～３時間維持する。

さらに、前記ステップ２において、自由鍛造には、ローターのステンレス鋼ブランクの２回のアプセットと１回の打ち延ばしが含まれ、一回にアプセットして直径φ４４０～４６０ｍｍにした後、直径φ３５０～３８０ｍｍに打ち延ばし、２回にアプセットしては直径φ４４０～４６０ｍｍにし、ローターステンレス鋼ブランクの自由鍛造初期温度は１１４０～１１７０℃、最終鍛造温度は９００℃以上であり、自由鍛造後、ブランクスタックを３００℃に冷却して分散させ、室温まで空冷する。

さらに、前記ステップ２において、１回目の焼鈍処理は、自由鍛造後のブランクを抵抗炉に入れ、６４０℃～６６０℃に加熱し、１２時間～２０時間保持した後、炉で室温まで冷却して鍛造用材を得るというものである。

さらに、前記ステップ３において、２回目の加熱は、ガス炉の温度を７５０℃に上昇させ、鍛造用材を装填し、１．５～３時間保持した後、１００～１５０℃／ｈの速度で１１２０℃～１１５０℃に上昇させ、温度を１～２時間保持する。

さらに、前記ステップ３において、型鍛造プロセスは以下のとおりである。２回目の加熱後の鍛造用材を型鍛造機に入れて型鍛造を行い、型鍛造の初期鍛造温度は１１２０～１１４０℃であり、最終鍛造温度は９００℃以上であり、型鍛造後、鍛造用材を室温まで空冷する。

さらに、前記型鍛造の過程では、下型で鍛造品を下に押圧する変形方法を採用し、５回の押圧変形を行い、前記５回の押圧変形は以下の通りである。

１回目の押圧変形では、２０００～３０００トンの圧力で上型によって鍛造用材を押圧する。
２回目と３回目の押圧変形では、上型を使用して５０００トン以上の圧力で鍛造用材を押圧する。
４回目の押圧変形では、４５００トンの圧力で鍛造用材を押圧する。
５回目の押圧変形では、４０００トンの圧力で鍛造用材を押圧し、３０～４０秒間保持する。

さらに、前記型鍛造後、得られた鍛造用材の厚さ方向を２８０ｍｍから１００～１２０ｍｍに押圧し、鍛造比を２以上にする。

さらに、前記ステップ３において、２回目の焼鈍処理は、型鍛造後の鍛造用材を抵抗炉に入れ、６４０℃～６６０℃まで温度を上昇させ、２５時間～３０時間保持し、室温まで冷却することである。

さらに、前記ステップ３において、固溶化処理は、２回目の焼鈍処理の鍛造用材を抵抗炉に置いて１０３５～１０４５℃に加熱し、１～１．５時間保持した後、鍛造用材を３２℃以下に空冷して鍛造品が得られることである。

さらに、前記ステップ４において、時効処理は、粗加工された鍛造品を抵抗炉に入れて５５０～５６０℃に加熱し、４～４．５時間保持し、室温まで空冷することである。

さらに、仕上げ加工した前記高強度ステンレス鋼ローターの表面品質はＲａ１．６に達する。

従来技術に比べて、本発明は、以下の有益な効果のうちの少なくとも１つを達成することができる。
１、本発明は、高強度ステンレス鋼材料を採用して、自由鍛造と型鍛造の２つの鍛造工程を組み合わせて使用し、自由鍛造と型鍛造前にそれぞれ加熱し、自由鍛造と型鍛造後にそれぞれ焼鈍処理を行い、最後の焼鈍処理後、鍛造品に固溶化処理、粗加工、時効処理、仕上げ処理を施した後、ローターの引張強度Ｒ_ｍは１１００ＭＰａ以上、降伏強度Ｒｐ_０．２は１０００ＭＰａ以上、破壊後の伸長率Ａは１５％以上、断面収縮率Ｚは５５％以上、硬さは３６ＨＲＣ以上であり、既存のローター強度よりも５００ＭＰａ以上高く、ローターの耐用年数を改善する。
２、本発明は、最初に自由鍛造、次に型鍛造の製造プロセスを採用し、自由鍛造の鍛造比は３より大きく、型鍛造の鍛造比は２より大きく、そして自由鍛造と型鍛造の累積鍛造比は５より大きく、横方向、縦方向の両方に大きな変形があり、オーステナイト結晶粒度が細かく、結晶粒が大きく壊れており、結晶粒度が細かく（グレード６以上）、鍛造品の横方向と縦方向の機械的性質を一致にし、ローターの高速回転部品の疲労寿命を改善し、安全性と信頼性を向上させる。
３、本発明におけるブランクの自由鍛造は、２回のアプセットプロセスおよび１回の打ち延ばしプロセスを含む。ブランクを１回目に直径φ４４０～４６０ｍｍにアプセットし、その後に直径φ３５０～３８０ｍｍに打ち延ばし、２回目に直径φ４４０～４６０ｍｍにアプセットする。ブランクに２回のアプセット及び１回の打ち延ばしを行った後、自由鍛造を開始する。ブランク自由鍛造の初期鍛造温度は１１４０～１１７０℃、好ましくは１１４０～１１５０℃である。ブランクの自由鍛造において、２回のアプセットと１回の打ち延ばしの目的は、ブランクの変形量を大きくし、結晶粒を小さくすると同時に、ブランクの横方向と縦方向の結晶粒サイズを均一に一致することである。
４、本発明では、自由鍛造後の１回目の焼鈍処理と型鍛造後の２回目の焼鈍処理を採用する。鍛造プロセス中に初期鍛造と最終鍛造の温度範囲を厳密に制御し、自由鍛造の初期鍛造温度は１１４０～１１７０℃、最終鍛造温度は９００℃より大きい、型鍛造の初期鍛造温度は１１２０～１１４０℃、型鍛造の最終鍛造温度は９００℃より大きいであり、この温度での鍛造用材は熱可塑性に優れており、毎回の変形量や変形サイズを制御することで変形に有利であり、鍛造プロセスでの材料の可塑性を確保し、より大きな鍛造比を得て、ひび割れなどの欠陥がない。
５、本発明の鍛造品は、固溶化処理後の粗加工により工具損失を低減し、非常に小さな仕上げ代を残し、時効後の仕上げ加工を行うことで、材料の硬さの上昇による工具摩耗を低減することができる。
６、本発明では、自由鍛造と型鍛造とを組み合わせた製造プロセスを採用して、鍛造品の形状に沿って閉じた金属流線を得ることができ、製造されたローターは、金属流線全体が閉じられており、鍛造品の耐疲労性と使用安全性を向上させ、１０年以上のサービスサイクルに適している。
７、本発明の鍛造品は、切削量が少なく、使用する原材料の量を節約し、コストを効果的に削減し、従来の技術では、棒材を直接切削して鍛造品の形状に加工すると、大量の加工と原材料の浪費の問題を回避し、そして、製品の一致性は良好で、合格率は１００％に達する。

本発明において、上記の技術的解決手段を互いに組み合わせて、より好ましい組み合わせ解決手段を達成することもできる。本発明の他の特徴および利点は、以下の説明で説明され、一部の利点は、明細書から明らかになるか、または本発明を実施することによって理解され得る。本発明の目的および他の利点は、明細書および図面で具体的に指摘された内容を通じて実現および得ることができる。

図面は、具体的な実施例を説明する目的でのみ使用され、本発明の限定とは見なされない。図面全体を通して、同じ参照記号は同じ構成要素を表す。

図１はローター型鍛造品の模式図である。
図２はローターの模式図である。
図３は、実施例１の高速ローターのコアの結晶粒度を示している。
図４は、実施例１の高速ローターのエッジの結晶粒度を示している。
図５は、比較例１の高速ローターのコアの結晶粒度を示している。
図６は、比較例１の高速ローターのエッジの結晶粒度を示している。

本発明の好ましい実施例は、添付の図面を参照して以下に詳細に説明される。ここで、図面は本出願の一部を構成し、本発明の実施例とともに、本発明の原理を説明するために使用され、本発明の範囲を限定するために使用されない。

本発明の一つの具体的な実施例は、高強度ステンレス鋼ローターを開示している。その元素組成は、質量百分率で計算され、Ｃ：０．０３％～０．０５０％、Ｃｒ：１４．９０％～１５．８０％、Ｎｉ：５．００％～５．７０％、Ｃｕ：２．２０％～２．８０％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．３５％～０．４４％、Ｍｏ：０．４５％～０．５４％、Ｖ：０．０６％～０．１％、Ｓｉ：０．２０％～０．６０％、Ｍｎ：０．４０％～０．８０％、Ｐ≦０．０１０％、Ｓ≦０．０１０％、Ｏ≦０．００３％であり、残部が鉄と避けられない不純物元素である。

高強度ローターを得るために、５．００～５．７０％のＮｉを添加してマルテンサイト組織を得る。強化元素Ｃｕ（２．２０～２．８０％）を添加し、第２相ε－Ｃｕを析出させる。Ｎｂを添加してＮｂＣ析出相を取得する。Ｍｏの添加は固溶強化効果がある。疲労性能を確保するために、ＰとＳを０．０１％以下に低減し、酸化物不純物の含有量を低減して疲労性能を向上させるために、Ｏを０．００３％以下に低減し、ローターの耐食性を向上させるために、合金配合ではＣｒ元素が１４．９０～１５．８０％である。

一方、本発明は、高強度ステンレス鋼ローターの製造方法を提供する。本発明は、高強度ステンレス鋼ローターの製造方法を提供し、
ローターステンレス鋼ブランクを準備するステップ１と、
ブランクを１回目に加熱した後、自由鍛造を行い、自由鍛造後に１回目の焼鈍と表面処理を行い、鍛造用材を得るステップ２であって、
１回目の加熱プロセスは次のとおりである。ガス炉の温度を７５０℃に上昇させ、ブランクをガス炉に入れ、温度を１．５～２時間維持した後、２００～３００℃／ｈの速度で１１４０～１１７０℃まで温度を上昇させ、温度を２～３時間保持する。自由鍛造には、ブランクの２回のアプセットと１回の打ち延ばしが含まれ、一回にアプセットして直径φ４４０～４６０ｍｍにした後、その後に直径φ３５０～３８０ｍｍに打ち延ばし、２回にアプセットしては直径φ４４０～４６０ｍｍにし、ブランクの自由鍛造の初期鍛造温度は１１４０～１１７０℃、最終鍛造温度は、９００℃以上であり、鍛造後、ブランクスタックを３００℃に冷却した後、分散させ、室温まで空冷する。１回目の焼鈍処理は、自由鍛造後のブランクを抵抗炉に入れ、６４０℃～６６０℃に加熱し、１２時間～２０時間保持した後、炉で室温まで冷却して鍛造用材を得るというものであることと、
鍛造用材を２回目に加熱し、２回目の加熱後に型鍛造を行い、型鍛造後に２回目の焼鈍処理と固溶化処理を行って鍛造品を得るステップ３であって、
２回目の加熱は、ガス炉の温度を７５０℃に上昇させ、鍛造用材を装填し、１．５～３時間保持した後、１００～１５０℃／ｈの速度で１１２０℃～１１５０℃に上昇させ、温度を１～２時間保持することである。型鍛造プロセスは、鍛造用材を型鍛造機に入れて型鍛造を行い、初期鍛造温度は１１２０～１１４０℃であり、最終鍛造温度は９００℃以上であり、鍛造後、鍛造用材を室温まで空冷することである。２回目の焼鈍処理は、型鍛造後の鍛造用材を抵抗炉に入れ、６４０℃～６６０℃まで温度を上昇させ、２５時間～３０時間保持した後、室温まで冷却することである。固溶化処理は、２回目の焼鈍処理後の鍛造用材を抵抗炉に置いて１０３５～１０４５℃に加熱し、１～１．５時間保持した後、３２℃以下に空冷し、鍛造品を得ることであることと、
鍛造品を粗加工、時効処理、仕上げ加工した後に高強度ステンレス鋼ローターを得るステップ４であって、
時効処理は、粗加工された鍛造品を抵抗炉に入れて５５０～５６０℃に加熱し、４～４．５時間保持し、室温まで空冷してローターを得ることであることと、を含む。

具体的には、ステップ１において、直径φ３５０ｍｍの高強度ステンレス鋼棒材を準備し、長さ４５０～４８０ｍｍのブランクを切断して表面のバリを取り除く。後続の鍛造プロセス中の角での応力集中を軽減し、潜在的な安全上の危険を排除するために、本発明は、ブランクの２つの端面で角Ｒ２０を丸める。

ステップ２において、具体的なステップは以下のとおりである。

ステップ２１：ブランクをガス炉で１回目に加熱することであって、
ガス炉の温度を７５０～７６０℃に上昇させた後、ブランクを入れて、温度を１．５～２時間保持した後、２００～３００℃／ｈの速度で１１４０～１１７０℃に上昇させ、温度を２～３時間保持する。ブランクを７５０～７６０℃で炉に入れることを選択すると、ブランクが４００～４７０℃の脆性温度範囲をすばやく通過し、ブランクの脆性を低減する。ブランクを４００～４７０℃の温度範囲で長時間保持すると、組織内に強化相が析出し、内部熱応力の影響で材料に亀裂が生じやすくなる。

従来技術のガス炉の温度上昇速度が１００℃／ｈであることと比較して、本発明のブランクは、温度上昇速度２００～３００℃／ｈで、温度が１１４０～１１７０に急速に上昇する。温度上昇時間を短縮し、エネルギー消費量を削減し、生産効率を向上させる。同時に、温度上昇速度を短くすると、高温でのステンレス鋼ブランクのオーステナイト結晶粒の成長を抑制し、ブランクの強度を高め、ブランクの可塑性を低下させることもできる。ブランクを１１４０～１１７０℃で２～３時間保持すると、鍛造前のブランクの温度と組織の均一性を確保できる。

ステップ２２：ブランクの自由鍛造であって、
ブランクの自由鍛造は、２回のアプセットプロセスおよび１回の打ち延ばしプロセスを含む。ブランクを１回目に直径φ４４０～４６０ｍｍにアプセットし、その後に直径φ３５０～３８０ｍｍに打ち延ばし、２回目に直径φ４４０～４６０ｍｍにアプセットする。ブランクに２回のアプセット及び１回の打ち延ばしを行った後、自由鍛造を開始する。ブランク自由鍛造の初期鍛造温度は１１４０～１１７０℃、好ましくは１１４０～１１５０℃である。ブランクの自由鍛造において、２回のアプセットと１回の打ち延ばしの目的は、ブランクの変形量を大きくし、結晶粒のサイズを小さくすると同時に、横方向と縦方向の結晶粒サイズを均一で一致にすることで、型鍛造のために準備を行うことである。

従来技術では、棒材はローターに直接機械加工されており、棒材は変形せず、鍛造比もない。本発明は、鍛造法により棒材の鍛造比を大きくし、自由鍛造の鍛造比が３より大きいため、結晶粒が大きく変形し、蓄積されたエネルギーは、変形した結晶粒の境界に新しい結晶粒核形成コアを形成し、再結晶化して、小さくて均一な等軸結晶粒を形成させる。

また、本発明では、ブランクが十分に変形し、結晶粒が壊れて細かくなり、鍛造プロセス中にブランクにひびが入らないようにするために、最終鍛造温度は９００℃より大きい。自由鍛造後、鍛造用材スタックを３００℃に冷却した後に分散し、空冷する。主な目的は、過度の冷却速度により、鍛造用材のコアや表面に不均一な熱応力が発生したり、亀裂が発生したりするのを防ぐことである。ブランクを自由鍛造した後に鍛造用材を得る。

ステップ２３：ブランクの１回目の焼鈍処理であって、
鍛造用材を抵抗炉で６４０～６６０℃、好ましくは６４０～６５０℃に温度上昇させ、１２時間～２０時間、好ましくは１２～１５時間保持する。１回目の焼鈍処理は、不均一な鍛造変形によって引き起こされる組織欠陥を排除し、鍛造品の結晶粒間の転位密度を低減し、組織を均一にし、残留応力を排除するためである。

従来技術では、ブランクの焼鈍温度は６２０～６４０℃であるか、焼鈍処理なしである。従来技術の６２０～６４０℃の焼鈍温度と比較して、本発明の焼鈍温度範囲が高い。これは、自由鍛造における鍛造用材の鍛造比が大きく、変形が大きく、内部応力が大きく、より高い焼鈍温度によって内部応力を排除するからである。

ステップ２４：ブランクを焼鈍処理した後、表面処理して鍛造用材を得ることであって、
鍛造品の表面処理は、ショットブラスト機を使用して、鍛造後の鍛造用材の表面酸化皮膜を洗浄し、鍛造品の表面欠陥を研磨する。表面処理の目的は、その後の型鍛造プロセス中に表面亀裂などの欠陥が部品の内部に侵入するか、または亀裂を続けて歩留まりを低下させ、鍛造品の性能に影響を与えることを防ぐことである。

ステップ３において、具体的なステップは以下のとおりである。
ステップ３１：上記の表面処理後、鍛造用材を２回目に加熱することであって、
２回目の加熱は、表面処理された鍛造用材を加熱して、型鍛造の準備をすることである。ガス炉の温度を７５０～７８０℃に上昇させた後、鍛造用材を入れて１．５～３時間保持した後、１００～１５０℃／ｈの速度で１１２０℃～１１５０℃まで温度上昇させ、１～２ｈ温度保持する。鍛造用材を７５０～７８０℃で炉に入れ、鍛造用材の加熱温度に４００～４７０℃の脆性温度範囲をすばやく通過させ、温度をこの温度範囲に長時間保持すると、組織内に沈殿強化相が析出し、内部熱応力の影響で材料が割れる傾向が大幅に増加する。温度は１００～１５０℃／ｈの速度で１１２０℃～１１５０℃に上昇し、好ましい上昇速度は１２０～１５０℃／ｈであり、この温度上昇速度を使用すると、加熱プロセス中の鍛造用材の表面からコアまでの温度をより均一にすることができ、温度勾配は小さくなり、１１２０℃～１１５０℃、保持時間１～２ｈを使用することで、エネルギー消費量を削減でき、次に、高温でのオーステナイト結晶粒の成長を抑制し、材料組織の均一性を確保する。

特に、本発明において、温度上昇速度は２つの加熱工程で異なる。１回目の加熱は自由鍛造前の加熱であり、加熱速度がより速い。２回目の加熱は金型鍛造のための加熱であり、鍛造用材の内部と外部の温度を同じにするため、加熱速度が遅くなる。また、１回目の温度上昇速度が速いのは加熱時間を短くするためであり、加熱時間が長すぎると結晶粒が成長する。２回目の加熱速度の低下は、加熱速度が速すぎるため、内外の温度勾配が大きくなり、熱応力が発生し、熱塑性が低下し、鍛造変形に影響を及ぼすためである。

ステップ３２：鍛造用材を２回目の加熱後に型鍛造することであって、
鍛造用材の型鍛造の初期鍛造温度は１１２０～１１４０℃、好ましい鍛造温度は１１２０～１１３０℃である。この温度での鍛造用材は熱可塑性に優れており、変形に有利である。型鍛造の最終鍛造温度は９００℃より大きい。型鍛造工程の角に応力集中を避けるため、最終鍛造温度はできるだけ高くする必要があるが、同時に、結晶粒が十分に破壊され、微細な結晶粒が得られることを考慮するため、好ましい最終鍛造温度は９５０℃よりも高くなる。型鍛造後、鍛造品を室温まで空冷して鍛造品を得る。

型鍛造過程では、下型で鍛造用材を下に押圧する変形方法を採用し、５回の押圧変形を行い、まず、マニピュレータを使用して、２回目の加熱後の鍛造用材を型鍛造機の下型のキャビティ内に配置し、鍛造プロセス中の偏心を避けるために、鍛造用材の軸心を金型軸心と合わせるように調整し、１回目の変形では、２０００～３０００トンの圧力で上型によって鍛造用材を押圧し、鍛造用材が中心合わせ且つ下型のキャビティ内に固定されていることを保証し、２回目と３回目の変形では、上型を使用して５，０００トン以上の圧力で鍛造用材を押圧し、より大きな鍛造比が得られ、結晶粒を十分に破壊することができ、４回目の変形では、鍛造用材を４５００トンの圧力で押圧し、上下の型のキャビティを鍛造用材で満充填することができ、５回目の変形では、鍛造用材を４０００トンの圧力で押圧し、かつ３０～４０秒間保持すると、鍛造用材で上下の型キャビティをさらに満充填することができ、同時に、鍛造用材をキャビティ内に３０～４０秒間保持すると、角での応力が解放され、鍛造用材の内側と外側の温度と組織がより均一になり、外形寸法は要件を満たすことを保証できる。型鍛造後、鍛造用材の厚さ方向を２８０ｍｍから１００～１２０ｍｍに押圧し、鍛造比を２より大きくして型のキャビティを満充填し、型鍛造により、高速ローターに似た形状の鍛造品が得られ、その後の加工量が少なく、横方向、縦方向ともに大きな変形を保証でき、材料性能は、すべての方向に一致している傾向にある。

ステップ３３：型鍛造後の鍛造用材に対して、２回目の焼鈍工程を行うことであって、
型鍛造後の鍛造品を抵抗炉に入れ、６４０℃～６６０℃まで温度上昇させ、２５時間～３０時間保持した後、炉で室温まで空冷する。好ましい焼鈍温度は６４０～６５０℃であり、二次焼鈍は、型鍛造品の組織欠陥を排除し、再び結晶粒間の転位密度を低減し、組織を均一にし、残留応力を排除することができる。

ステップ３４：型鍛造後の鍛造用材を、２回目の焼鈍工程後に固溶化処理し、鍛造品が得られることであって、
固溶化処理により、合金元素や析出相を高温オーステナイトに固溶化し、時効過程での析出相の分散・析出のために準備し、組織をより均一にすることができる。したがって、固溶化処理中、型鍛造後の鍛造用材を抵抗炉内で固溶温度１０３５～１０４５℃まで加熱し、好ましい固溶温度は１０４０℃であり、保持時間は１～１．５時間、好ましくは１時間であり、その後、鍛造用材を３２℃以下に空冷し、３２℃以下に空冷することは、マルテンサイトの相転移を完全させ、鋼の高強度を保証する。

ステップ４において、具体的なステップは以下のとおりである。
ステップ４１：鍛造品の粗加工であって、鍛造品では、フライス盤や旋盤で型鍛造品を粗加工し、１～１．５ｍｍの仕上げ代を残す。
ステップ４２：鍛造品を、粗加工後、時効処理することであって、抵抗炉で粗加工した鍛造品を５５０～５６０℃に加熱し、４～４．５時間保持し、室温まで空冷する。ここで、好ましい温度は５５０℃であり、好ましい保持時間は４時間である。時効処理により、豊富なＣｕやＮｂ（ＣＮ）などの微細で分散した強化相が鋼中に大量に析出し、鋼の強度が大幅に向上し、機械的性質の使用要件を満たすことができる。
ステップ４３：最後に仕上げ加工した後、鍛造品が完成することであって、工作機械を使用して、時効後の鍛造品を仕上げ加工し、最終的な表面品質とサイズの要件を満たし、最終的な表面品質はＲａ１．６に達し、図１に示すように、型鍛造品の形状はジャイロ形状である。

実施例１
本実施例は、高強度ステンレス鋼ローターを提供し、その元素組成は、質量百分率で計算され、Ｃ：０．０４３％、Ｃｒ：１５．４％、Ｎｉ：５．３５％、Ｃｕ：２．５２％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．４１％、Ｍｏ：０．５３％、Ｖ：０．０８％、Ｓｉ：０．２５％、Ｍｎ：０．４６％、Ｐ：０．００５％、Ｓ≦０．０１０％、Ｏ≦０．００３％、残部が鉄と避けられない不純物元素であった。

一方では、本発明は、高強度ステンレス鋼ローターの製造方法を提供し、
ローターステンレス鋼ブランクを準備するステップ１であって、
φ３５０～４６５ｍｍの高強度ステンレス鋼ブランクを準備し、表面のバリを取り除き、端面に角Ｒ２０を丸めたことと、
ブランクを１回目に加熱した後、自由鍛造を行い、自由鍛造後に１回目の焼鈍と表面処理を行い、鍛造用材を得たステップ２であって、
ブランクをガス炉で１回目に加熱したステップ２１であって、
ガス炉の温度を７５０℃に上昇させた後、ブランクを入れて１．５時間保持した後、２５０℃／ｈの速度で１１４０℃に上昇させ、２．５時間保持したこと、
ブランクを自由鍛造するステップ２２であって、
ブランクを１０００トンの高速鍛造機に入れ、最初に一回目のアプセットを実行し、ブランクを直径φ４５０ｍｍ、高さ約２８０ｍｍにアプセットし、直径φ３６５０ｍｍ、高さ約４４０ｍｍに打ち延ばし、２回目のアプセットを直径φ４５０ｍｍ、高さ２８０ｍｍに実施し、初期鍛造温度は１１４０℃であり、最終鍛造温度は９５０℃であり、鍛造後、鍛造用材スタックを３００℃に冷却した後に分散し、空冷した。鍛造比は約４．５であったこと、
ブランクを自由鍛造した後、１回目の焼鈍と表面処理を行い、鍛造用材を得たことであって、
自由鍛造後、ブランクを抵抗炉に入れて６４０℃まで加熱し、１２時間保持し、室温まで冷却した。ショットブラスト機を使用して、鍛造後のブランクの表面酸化皮膜を洗浄し、鍛造の表面欠陥を研磨したことと、
鍛造用材を２回に加熱し、２回目の加熱後に型鍛造を行い、型鍛造後に２回目の焼鈍処理と固溶化処理を行って鍛造品を得たステップ３であって、
鍛造用材を２回目に加熱したステップ３１であって、
ガス炉の温度を７５０℃に上昇させた後、鍛造用材を入れて２時間保持した後、１５０℃／ｈの速度で１１３０℃まで温度上昇させ、１ｈ温度保持したこと、
２回目の加熱後に鍛造用材を型鍛造したステップ３２であって、
ガス炉で２回に加熱した後の鍛造用材を、６０００トンの型鍛造機に入れて型鍛造し、型鍛造工程では、１回目の変形で３０００トンの圧力で上型を使用して鍛造用材を押圧し、鍛造用材を中心合わせに配置して下型のキャビティに固定し、２回目と３回目の変形では、上型を使用して５３００トンの圧力で鍛造用材を押圧し、４回目の変形では、鍛造用材を４５００トンの圧力で押圧し、鍛造用材を上下の型のキャビティに満充填し、５回目の変形では、鍛造用材を４０００トンの圧力で押圧し、かつ３０秒間保持した。鍛造用材の厚さ方向を２８０ｍｍから１０５ｍｍに押圧し、上下型のキャビティを満充填し、初期鍛造温度は１１２０℃、最終鍛造温度は９５０℃であった。鍛造後、室温まで空冷したこと、
型鍛造後に鍛造用材に対して、２回目の焼鈍を行うことであって、
鍛造後の鍛造用材を抵抗炉に入れ、６４０℃に加熱し、２５時間保持した後、室温まで冷却したこと、
２回目の焼鈍後、鍛造用材を固溶して鍛造品を得たステップ３４であって、
２回目の焼鈍後の鍛造用材を抵抗炉で１０４０℃に加熱し、１時間保持した後、３２℃以下に空冷したことと、
鍛造品を粗加工、時効処理、仕上げ加工した後に高強度ステンレス鋼ローターを得たステップ４であって、
鍛造品の粗加工ステップ４１であって、
フライス盤及び旋盤で型鍛造品を粗加工して１ｍｍの仕上げ代を残したこと、
時効処理のステップ４２であって、
粗加工された鍛造品を抵抗炉に入れ、５５０℃に加熱し、４時間保持した後、室温まで空冷したこと、
時効処理後の鍛造品の仕上げ加工ステップ４３であって、
工作機械を使用して、時効後の鍛造品を仕上げ加工し、最終的な表面品質とサイズの要件を満たし、最終的な表面品質はＲａ１．６に達し、図１に示すように、型鍛造品の形状はジャイロ形状であったことと、を含む。

実施例２
実施例１で説明した方法によると、異なることは次のとおりであった。自由鍛造の初期鍛造温度は１１５０℃、最終鍛造温度は９００℃であった。鍛造後、鍛造用材スタックを３００℃に冷却した後に分散し、空冷した。機械的性質を表１に示した。

実施例３
実施例１で説明した方法によると、異なることは次のとおりであった。型鍛造工程では、１回目の変形で３０００トンの圧力で上型を使用して鍛造用材を押圧し、鍛造用材を中心合わせに配置して下型のキャビティに固定し、２回目と３回目の変形では、上型を使用して５５００トンの圧力で鍛造用材を押圧し、４回目の変形では、鍛造用材を４５００トンの圧力で押圧し、鍛造用材を上下の型のキャビティに満充填し、５回目の変形では、鍛造用材を４０００トンの圧力で押圧し、かつ４０秒間保持した。鍛造用材の厚さ方向を２８０ｍｍから１２０ｍｍに押圧し、上下型のキャビティを満充填し、初期鍛造温度は１１４０℃、最終鍛造温度は９５０℃であった。鍛造後、室温まで空冷した。機械的性質を表１に示した。

実施例４
実施例１で説明した方法によると、異なることは次のとおりであった。２回目の焼鈍処理後の鍛造用材を抵抗炉で１０３５℃に加熱し、温度を１時間保持した後、３２℃以下に空冷した。機械的性質を表１に示した。

実施例５
実施例１で説明した方法によると、異なることは次のとおりであった。時効処理は、５６０℃に加熱した後、４時間保持し、室温まで空冷した。機械的性質を表１に示した。

比較例１
実施例１で説明したローターの製造方法を使用し、異なることは次のとおりであった。型鍛造工程では、鍛造用材の厚さ方向を２８０ｍｍから１５０ｍｍに押圧し、機械的性質を表１に示し、粗結晶と混晶を図５に示し、金属平均結晶粒度測定法ＧＢ／Ｔ６３９４に記載されている方法で測定された。

比較例２
実施例１で説明したローターの方法を使用し、異なることは次のとおりであった。時効処理の時、５４０℃に加熱した後、４時間保持し、室温まで空冷した。機械的性質を表１に示した。

表１に、高速ローターの測定された室温での機械的特性を示し、機械的特性テストは、標準のＧＢ／Ｔ２２８テストに準拠している。

表１から、本発明により製造された高強度ステンレス鋼ローターは、優れた機械的性質を有し、その引張強度Ｒ_ｍは１１００ＭＰａ以上、降伏強度Ｒｐ_０．２は１０００ＭＰａ以上、破壊後の伸長率Ａは１５％以上、断面収縮率Ｚは５５％以上、硬さは３６ＨＲＣ以上であり、機械的性質は標準要件を満たし、横方向と縦方向の特性の差は非常に小さく、設計と使用の要件を満たすことが分かる。

図３と図４は、それぞれ実施例１で製造した高速ローターのコアとエッジのオーステナイト結晶粒の形態であり、両者の結晶粒サイズは類似しており、平均結晶粒度は６．５～７．０であり、高速ローターの異なる位置の組織はほぼ同じであり、本発明の製造方法は、より均一な組織を得ることができる。

図５および図６は、それぞれ、比較例１のコアおよびエッジのオーステナイト結晶粒形態である。鍛造比制御が不十分なため、混晶が発生し、粗い結晶が激しく、伸長率が大幅に低下し、指数要件を満たさず、ローターの性能に影響を及ぼした。

比較例２では、時効温度は５４０℃である。４時間の温度保持後、強度は大幅に向上したが、伸長率や断面収縮率が大幅に減少し、性能が指標要件を満たしていないため、ローターの性能に影響を与える。

要約すると、本発明によって提供される高強度ステンレス鋼高速ローターの製造方法は、自由鍛造と型鍛造プロセスを効果的に組み合わせて、変形量および鍛造比を増加させ、均一な組織と安定した性能を有する高速ローターを得る。本発明の製造方法は、加工量を大幅に削減し、原材料の利用率を改善し、組織を制御するために合理的な熱処理プロセスを採用し、加工工具の損失を減らし、すべての性能が指標要件を満たし、そして、製造された高速ローターは均一な組織を持ち、横方向と縦方向の機械的性質に明らかな差はなく、優れた性能を持ち、実際のサービス要件を満たしている。

上記は、本発明の好ましい発明を実施するための形態にすぎないが、本発明の保護範囲はそれに限定されない。本発明に開示された技術の範囲内で当業者によって容易に想像することができる変更または置換も、本発明の保護範囲内によってカバーされるべきである。

Claims

ローターの元素組成は、質量百分率で計算され、Ｃ：０．０３％～０．０５０％、Ｃｒ：１４．９０％～１５．８０％、Ｎｉ：５．００％～５．７０％、Ｃｕ：２．２０％～２．８０％、Ｎｂ＋Ｔａ：０．３５％～０．４４％、Ｍｏ：０．４５％～０．５４％、Ｖ：０．０６％～０．１０％、Ｓｉ：０．２０％～０．６０％、Ｍｎ：０．４０％～０．８０％、Ｐ≦０．０１０％、Ｓ≦０．０１０％、Ｏ≦０．００３％であり、残部が鉄と避けられない不純物元素であることを特徴とする高強度ステンレス鋼ローター。
請求項１に記載の高強度ステンレス鋼ローターを製造するために使用され、
ローターステンレス鋼ブランクを準備するステップ１と、
前記ローターステンレス鋼ブランクを１回目に加熱した後、自由鍛造を行い、その後、自由鍛造後に１回目の焼鈍と表面処理を行い、鍛造用材を得るステップ２と、
前記鍛造用材を２回目に加熱し、２回目の加熱後に型鍛造を行い、型鍛造後に２回目の焼鈍処理と固溶化処理を行って鍛造品を得るステップ３と、
前記鍛造品を粗加工、時効処理、仕上げ加工した後に高強度ステンレス鋼ローターを得るステップ４と、を含むことを特徴とする高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記ステップ１において、ローターステンレス鋼ブランクの長さは４５０～４８０ｍｍ、直径はφ３５０ｍｍであることを特徴とする請求項２に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記ステップ２において、第１回目の加熱プロセスは、ガス炉の温度を７５０℃に上昇させ、ローターステンレス鋼ブランクをガス炉に入れ、温度を１．５～２時間維持した後、２００～３００℃／ｈの速度で１１４０～１１７０℃まで温度を上昇させ、温度を２～３時間維持することであることを特徴とする請求項２に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記ステップ２において、自由鍛造には、ローターのステンレス鋼ブランクの２回のアプセットと１回の打ち延ばしが含まれ、一回にアプセットして直径φ４４０～４６０ｍｍにした後、直径φ３５０～３８０ｍｍに打ち延ばし、２回にアプセットして直径φ４４０～４６０ｍｍにし、ローターステンレス鋼ブランクの自由鍛造での初期温度は１１４０～１１７０℃、最終鍛造温度は９００℃以上であり、ローターステンレス鋼ブランクの自由鍛造後、ブランクスタックを３００℃に冷却して分散させ、室温まで空冷することを特徴とする請求項２又は３に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記ステップ３において、２回目の加熱は、ガス炉の温度を７５０℃に上昇させ、鍛造用材を装填し、１．５～３時間保持した後、１００～１５０℃／ｈの速度で１１２０℃～１１５０℃に上昇させ、温度を１～２時間保持することであることを特徴とする請求項２に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記ステップ３において、型鍛造プロセスは、２回目の加熱後の鍛造用材を型鍛造機に入れて型鍛造を行い、型鍛造の初期鍛造温度が１１２０～１１４０℃であり、最終鍛造温度が９００℃以上であり、型鍛造後、鍛造用材を室温まで空冷することであることを特徴とする請求項２に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記型鍛造の過程では、下型で鍛造品を下に押圧する変形方法を採用し、５回の押圧変形を行い、前記５回の押圧変形は、
１回目の押圧変形では、２０００～３０００トンの圧力で上型によって鍛造用材を押圧し、
２回目と３回目の押圧変形では、上型を使用して５０００トン以上の圧力で鍛造用材を押圧し、
４回目の押圧変形では、４５００トンの圧力で鍛造用材を押圧し、
５回目の押圧変形では、４０００トンの圧力で鍛造用材を押圧し、３０～４０秒間保持することであることを特徴とする請求項２又は７に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記型鍛造後、得られた鍛造用材の厚さ方向を２８０ｍｍから１００～１２０ｍｍに押圧し、鍛造比を２以上にすることを特徴とする請求項８に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。
前記ステップ３において、固溶化処理は、２回目の焼鈍処理の鍛造用材を抵抗炉に置いて１０３５～１０４５℃に加熱し、温度を１～１．５時間保持し、保持が終了した後に鍛造用材を３２℃以下に空冷して鍛造品が得られることであることを特徴とする請求項２に記載の高強度ステンレス鋼ローターの製造方法。