KR890005095B1

KR890005095B1 - 장척대형단조품의 제조법

Info

Publication number: KR890005095B1
Application number: KR8204742A
Authority: KR
Inventors: 기미히꼬 아까보리; 시게오 마에노; 히데요 고다마; 노리오 모리사다
Original assignee: 미다 가쓰시게; 가부시기가이샤 히다찌세이사꾸쇼
Priority date: 1981-11-02
Filing date: 1982-10-22
Publication date: 1989-12-11
Also published as: EP0078694A3; JPS5877743A; KR840001862A; US4404041A; IN157157B; EP0078694B1; DE3275389D1; EP0078694A2

Abstract

내용 없음.

Description

[발명의 명칭]

장척대형단조품의 제조법

[발명의 상세한 설명]

제1도는 H/D의 값이 1.35인 12크롬강주괴의 응고종료시간과 응고종료선을 나타낸 설명도.

제2도는 상술한 주괴에 대해서 응고종료시의 온도구배를 나타낸 설명도.

제3도는 H/D의 값이 1.0인 12크롬 강주괴의 응고종료시간과 응고종료선을 나타낸 설명도.

제4도는 상술한 주괴에 대해서 응고종료시의 온도구배를 나타낸 설명도.

제5도는 공정(共晶)니오븀탄화물과 주괴의 크기 H/D와의 관계를 나타낸 그래프.

[발명의 상세한 설명]

본원 발명은 탄소 0.08-0.25중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 크롬 9-12중량% 함유하는 합금강으로 이루어진 장척대형 단조품 (鍛造品)의 제조법에 관한 것이며, 특히 증기터빈의 로터샤프트에 사용하는데 매우 적합한 단조품의 제조법에 관한 것이다.

증기터빈의 로터샤프트와 같이 고온에서 사용되는 장척대형단조품에는 크롬을 10중량% 전후 포함하며, 니오븀을 소량 포함하는 합금강이 사용되고 있다(예를 들면 미국 특허 제 3,139,337호 명세서 참조).

그러나, 이와같이 소량의 니오븀과 10중량% 전후의 크롬을 함유하는 합금강에 의해서 길이 5m이상, 직경 50mmø이상에 이르는 장척대형단조품을 제조한 경우에조괴시(造傀侍)에 주괴(鑄愧)의 중심부에 공정(共晶)니오븀탄화물이 생성되고, 기계적 성질, 특히 신장(伸長), 드로잉이 현저하게 작아져 버린다는 것을 알았다.

또한, 조괴시에 주괴의 하부에 비금속 개재물을 함유하는 침전정(沈澱晶)이 생성된다는 것을 알았다.

장척대형단조품을 제조할 경우에는 통상 주괴의 높이가 직경에 비해서 높아지도록 조괴한다. 주괴의 치수를 이와같이 세로로 길게 한 쪽이 단조의 공수를 적게할 수 있기 때문이다. 압탕부(狎湯部)를 제외한 주괴 즉 주괴본체의 높이(H)에 대한 직경(D)의 비 H/D는 1.5-2.0으로 하는 일이 많다. 직경(D)은 주괴높이 1/2의 위치의 직경으로 나타낸다. 이와 같이 세로방향으로 긴 주괴를 제조하면, 주괴의 중심부의 응고가 가장 늦어지고, 이 부분에 V형상의 편석부(偏析部) 또는 공극부(空隙部)가 생긴다. 또한, 주괴하부에 침전정이 생성된다. V형상인 편석부 또는 공극부는 금형주탕의 경우에는 직경 500 mmψ이상의 대형 주괴에 생기기 쉽다. 공극부를 지그재그형 결함이라고도 한다.

V형상의 편석부 또는 공극부가 생겨도 주조해 버리면 거의 영향이 없어지므로 종래는 편석부 또는 공극부가 생기는 것을 알면서 세로 방향으로 긴 주괴를 제조하고 있었다.

침전정에 대해서는 대형 비금속개재물을 수반하며, 기계적 성질에 나쁜 영향을 미치므로써 단조전에 주괴의 침전정이 생겼던 부분을 잘라 버리고 있었다.

그런데 미국 특허 제 3,139,337호 명세서에 기재되어 있는 바와 같은 소량의 니오븀과 10중량% 전후의 크롬을 함유하는 합금강의 단조품을 제조한 경우에는 조괴시에 주괴중심부의 응고가 늦은 부분에 공정 비오븀탄화물이 생성되고, 단조품의 기계적성질에 영향을 미친다는 것을 알았다.

본원 발명의 목적은 니오븀을 0.1중량% 전후 함유하며, 크롬을 10중량% 전후 함유하는 합금강에서 공정 니오븀탄화물 및 침전정을 그안에 포함하지 않는 주괴 및 단조품을 제조하는 방법을 제공하는데 있다.

본원 발명의 다른 목적은 건전한 단조합금강으로 이루어진 증기터빈용 로터샤프트의 제조법을 제공하는데 있다.

본원 발명은 탄소 0.08-0.25중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 크롬 9-12중량% 함유하는 합금강의 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시킨 다음, 얻어진 주괴의 반경방향으로 압력을 가하는 단조처리를 해하여, 주괴 높이방향의 치수가 H보다 길고, 주괴 반경방향의 치수가 D보다도 작은 단조품을 제조하는데 있다.

본원 발명에 있어서 사용되는 주괴는 주괴의 반경방향에서 보면, 중심보다 외측일 수록 응고속도가 크고, 또한 축방향에서 보면 축의 아래쪽일수록 응고속도가 커지도록 제조된 것이다.

주괴본체의 높이 H와 주괴본체의 략 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D와의 비 H/D가 1이하로 이루어진 주괴를 얻음으로써 침전정도 방지할 수 있다는 것을 알았다. 이 때문에 주괴전부를 단조품으로서 이용할 수 있게 되있다. 주괴의 압탕부를 제외한 부분을 주괴본체라고 한다. 합금강의 니오븀량이 많으면, 주괴의 높이와 직경의 비 H/D를 1이하로 하더라도 공정니오븀탄화물이 주괴중에 남는 일이 있다. 이것으로 인해서 니오븀량의 상한은 0.15중량%로 한다.

증기 터빈의 로터샤프트에 적합한 합금강의 성분조성에 대해서 검토한 결과, 탄소 0.08-0.25중량%, 탄소와 질소의 합계가 0.15-0.3중량%, 실리콘 0.5중량% 이하, 망간 0.4-1중량%, 크롬 9-12중량%, 몰리브덴 0.7-1.5중량%, 바나듐 0.15-0.3중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 잔부가 철 또는 이것에 니켈을 1중량% 이하 함유한 것이 적합하다는 것을 발견했다. 본원 발명은 예를 들면 상기 12크롬합금강으로 이루어지는 장척대형단조품의 제조법으로서 매우 적합하다.

니오븀은 합금강의 기계적 강도, 특히 고온 강도를 높이기 위해 0.02중량%이상 필요하다. 니오븀량을 지나치게 많게하면, 주괴중에 공정니오븀탄화물이 남게되므로 상한을 0.15중량%로 한다. 코롬은 내산화성 강도를 높이기 위해 필요하지만, 델타페라이트를 형성하는 경향이 있고, 충격치, 신장, 드로잉을 저하시킴으로 9-12중량%가 바람직하다. 몰리브덴 및 바나듐은 고온강도를 높이지만, 페라이트의 생성을 촉진하는 경향이 있으므로 상술한 범위내의 양으로 한다.

실리콘 및 망간은 이 종류의 합금강에서는 통상 존재하는 것이며, 용해시의 탈산의 역할을 한다. 과잉량의 실리콘은 페라이트의 생성을 촉진하고, 재질을 취약하게 하므로 0.5중량%이하로 한다. 망간은 오스테나이트(austenite)의 생성을 촉진하지만, 다량으로 포함되면 고온 강도를 저하시키므로 1중량%이하로 하는 것이 바람직하다. 니켈은 함유해도 좋고 또는 함유하지 않아도 좋다. 니켈을 함유함으로써 오스테나이트화가 촉진되지만, 고온 강도가 저하되는 경향이 있으므로 1중량%이하로 한다. 탄소는 강도를 높이지만, 과잉으로 함유하면 카아바이드량을 증가시켜 재질을 취약하게 하는 동시에 고온강도도 저하한다. 따라서, 0.08-0.25중량%가 바람직하다. 니켈은 함유해도 좋고 또 함유하지 않아도 좋다. 니켈을 함유함으로써 오스테나이트화가 촉진되지만, 고온 강도가 저하되는 경향이 있으므로 1중량%이하로 한다. 탄소는 강도를 높이지만, 과잉으로 함유하면 카아바이드량을 증가시켜 재질을 취약하게 하는 동시에 고온강도도 저하한다. 따라서,0.08-0.25중량%가 바람직하다. 소량의 질소는 고온강도를 증가시키는 작용을 한다. 강도, 신장, 드로잉등을 균형있게 구비하기 위해서, 탄소와 질소의 합계량을 0.15-0.3중량%로 한다.

이들 이외의 성분은 함유하지 않는 것이 바람직하다. 함유할 경우는 합계 1중량%이하로 억제하는 것이 바람직하다. 인, 유황은 모두 0.015중량%이하로 억제하는 것이 바람직하다. 특히, 유황은 공정니오븀탄화물의 발생을 조장하므로 0.005중량%이하가 바람직하다. 합금강의 크롬당량은 5.0-6.5로 하는 것이 바람직하다.

크롬당량의 값이 크면 델타페라이트의 생성량이 많아져서, 재질이 취약해진다. 크롬당량의 값이 작으면 강도가 낮아진다. 그리고, 크롬당량은 다음의 수치를 사용하여 계산한다.

증기터빈용 로터샤프트는 다음의 (1) - (8)의 공정을 거쳐 제조한다.

(1) 전기로 정련→ (2) 레이들(ladle)정련→ (3) 조괴 → (4) 단조→ (5) 어닐링(annealing) → (6) 기계가공 → (7) 담금질과 템퍼링 → (8) 마무리 가공.

각 공정 사이에 적절히 시험, 검사를 하는 것이 바람직하다.

각 공정의 구체적인 방법, 조건 등에 대해 설명한다.

(1) 전기로정련

목표로 하는 성분조성의 합금강이 얻어지도록 원료의 양을 조정해서 전기로로 용해하고, 또한 정련한다. 다만 질소는 다음 공정의 레이들 정련의 후기에 첨가하는 것이 바람직하다. 그렇게 하지 않으면 진공 탈가스시에 질소가 분위기중에 빠져 나갈 염려가 있다.

(2) 레이들 정련

용강을 레이들 중에서 다시 정련하고, 산소, 유황 및 수소를 제거한다. 분위기를 1mmHg이하의 진공도로 하여 진공탈가스 처리하는 것이 바람직하다.

(3) 조피

용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D와의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여, 응고시킨다. 주괴본체의 높이(H)와 직경(D)의 비 H/D는 0.5-1.0이 바람직하며, 특히 0.8-1.0이 바람직하다.

H/D가 0.5보다도 작으면 다음 공정의 단조를 하기가 어려워진다.

본원 발명에서 사용하는 금형은 측면 및 저부가 모두 금속으로 이루어져 있지 않으면 안된다. 압탕부는 보온성을 갖는 재료 예를 들면 벽돌, 사형(사型)등으로 되어 있어도 된다.

금형의 저부를 사형 또는 벽돌 등으로 형성하면 주괴중심의 응고가 지연되어 공정 NbC가 중심부에 갇혀 버리므로 좋지 않다. 주형 전체를 사형으로 형성하면 편석부가 주괴표면에 나오므로 좋지 않다.

용탕을 금형으로 주탕하면 금형에 접촉하는 부분으로부터 응고가 진행된다. 용탕의 응고전은 니오븀의 농도는 전역에 거쳐 일정하지만 응고가 진행됨에 따라 금형의 중심측에 니오븀농도가 높아진다.

H/D의 비가 크면, 주괴의 중심부의 높이방향에 있어서의 중앙부의 냉각속도가 주괴의 상부에 비해서 작아지므로, 상기 중앙부에서 니오븀, NbC또는 비금속개재물등을 끌어들인채 응고가 종료되어 버린다. 이 때문에 공정 니오븀탄화물이 주괴의 중심부근방에 존재하게 된다.

H/D를 작게 함으로써, 상기 중앙부에 있어서의 냉각속도를 크게할 수 있으며, 니오븀을 다량으로 함유하는 용탕이 압탕부로 이동하고, 건전한 주괴가 얻어진다.

탄소 0.08-0.25중량%, 니오븀 0.15중량% 이하, 크롬 9-12중량% 함유하는 합금강의 조괴에 있어서는 H/D를 1.0이하로 함으로써 금형중심부 근방의 니오븀을 다량으로 함유하는 용탕을 압탕부로 이동시킬 수 있었다.

또한, H/D를 1.0이하로 함으로써 조괴하부에 침전정이 생성하는 것을 방지할 수 있었다. 이것은 예상도 하지 못했던 것이다.

침전정의 생성을 저지할 수 있었던 결과, 주괴 전체를 단조품으로 하여 이용할 수 있게되며, 수율을 현저하게 높일 수 있다. 단조성의 점에서 H/D는 0.8-1.0이 가장 바람직하다.

조괴 작업은 용강중의 질소가 소실되는 것을 방지하고 또한 산소의 혼입을 방지하기 위하여 50mmHg이하의 진공중에서 행하는 것이 바람직하다.

(4) 단조

H/D가 1보다도 큰 주괴의 경우에는 스웨이징(swaging)단조를 수회하지 않으면 주괴중심부에 생성된 공극부등의 결함을 압착할 수 없다. 따라서, 결함이 없는 장척대형단조품을 제조할 경우에는 스웨이징단조와 주괴의 반경방향에 하중을 가하는 단조를 교대로 복수회씩 반복할 필요가 있었다. 또한, 침전정이 생긴 주괴저부를 잘라버릴 필요가 있었다.

본원 발명에 있어서는 주괴중심부에 공정 NbC가 존재하지 않을 뿐만 아니라 공극부 등의 결함도 생기지 않으므로, 스웨이징회수를 줄이거나 또는 경우에 따라서는 스웨이징을 생략할 수 있다. 또한, 침전정이 생기지 않으므로 주괴의 저부를 잘라버리는 일도 없다.

스웨이징단조는 1300mmψ전후 또는 그 이하의 직경의 단조품을 제조할 경우 단지 1회 실시하는 것만으로 충분하다.

스웨이징단조를 1회 포함하는 단조를 할 경우, 먼저 주괴의 반경방향으로 가압하는 단조를 행하고, 다음에 스웨이징단조를 행하며, 그후 다시 주괴의 반경방향으로 가압하는 단조를 행한다.

이와같이 해서 주괴의 높이방향의 치수를 크게해 가며, 반경방향의 치수를 작게해간다. 주괴의 높이 방햐의 치수를 짧게하고, 반경방향의 치수를 길게 하도록 단조를 행하는 것은 좋지 않다.

단조품의 길이방향의 품질에 불균일성이 생겨 로터샤프트에 적합하지 않게 된다.

(5) 어닐링

조직의 균일화 및 기계 가공성 특히 절삭성을 부여하기 위해 어닐링을 행한다. 완전한 어닐링을 행하는 것이 바람직하다.

(6) 기계가공

단조를 끝내고, 어닐링을 끝내면 강괴(鋼塊)를 로터샤프트의 최종제품의 형상, 치수에 가까운 상태로 바이트등에 의해 가공한다. 이와 같이 함으로써 최종의 열처리후의 절삭가공을 하기 쉽게 할 수 있다. 기계가공후는 초음파 탐상(探傷)시험 등에 의해 로터샤프트의 검사를 하는 것이 바람직하다.

(7) 담금질, 템퍼링

로터샤프트에 강도와 인성(충격치, 신장, 드로잉)를 부여하기 위해 담금질과 템퍼링을 실시한다. 담금질 온도는 1000-1100℃가 바람직하며, 템퍼링온도는 550-680℃가 바람직하다. 강괴를 균일한 온도롤 가열하기 위해, 가열시에 로터샤프트를 원주방향으로 회전시키는 것이 바람직하다.

담금질과 템퍼링처리를 종료했으면 다시 검사하여 결함유무를 체크하는 것이 바람직하다.

(8) 마무리 가공

담금질과 템퍼링후에 강괴를 다시 기계가공하고, 로터샤프트의 최종형상, 치수로 완성한다.

주괴는 상부에 압탕부를 갖는다. 압탕부는 조괴후 잘라버린다. 주괴는 줄형에서빠지기 쉽도록 일반적으로 역테이퍼모양의 외관형상을 갖는다. 주괴의 압탕부를 제외한 부분 즉 주괴본체의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D은 주괴본체의 평균적인 직경이다. 주괴본체의 반경방향의 단면은 일반적으로 원형, 파형의 원형또는 원형에 가까운 직사각형을 갖는다. 따라서, 원으로 가정해서 직경 D을 구할 수 잇다.

니오븀 0.02 - 0.15중량%, 크롬 9-12중량% 함유하는 합금강의 주괴에 있어서 공정비오늄탄화물은 주괴의 어느 부분에 존재하는가를 확인하기 위해, 실제로 직경 D이 약 500mmψ의 주괴를 만들어서 조사해 보았다. 합금강의 성분조성은 다음과 같다.

C 0.17중량%, Si 0.30중량%, Mn 0.75중량%, S 0.003중량%, Ni 0.55중량%, Cr 10.6중량%, Mo 0.98 중량%, V 0.19중량%, Nb 0.08중량%, N 0.06중량%, Fe잔부.

그 결과, V 편석부의 근방에 집중해서 존재하는 것이 확인되었다. 그래서, 다음에 왜 V편석부 근방에 공정니오븀탄화물이 집중해서 존재하는 가를 주괴의 응고종료시간 및 응고종료시의 온도구배를 계산에 의해 구함으로써 조사해 보았다. 제1도는 H/D가 1.35, 중량이 약 100톤의 금형주탕에 의한 12크롬강주괴의 소정의 위치에 있어서의 응고종료시간(hr)을 나타낸 것이다. 도면 중의 수자는 응고종료시간(hr)을 나타내고, 곡선은 소정의 시간에 그 곡선의 위치까지 주괴가 응고한 것을 나타내고 있다. 제2도는 이러한 주괴에 있어서의 응고종료시의 온도구배를 나타낸 것이다. 도면중의 수자의 단위는 ℃/cm이다. 제1도에서 명백한 바와같이 주괴본체의 중심부근방에는 응고종료선산의 간격이 넓은 부분이 존재하며, 다른 부분과 비교해서 응고가 가속되고 있는 것을 알 수 있다. 가속 응고영역은 제2도에 나타낸 바와같이 응고종료시의 온도구배가 작다. 상술한 모델의 주괴에 있어서의 V편석, 지그재그형균열결함 및 공정니오븀 탄화물은 주괴본체의 중심부의 온도구배 3℃/cm로 둘러싸인 영역에 발생했다. 이와 같이 응고종료시의 온도구배가 작은 곳은 응고수축할 때에 주위에서 용탕이 충분하게 보급되지 않으며, 결함의 발생부로 된다.

이상의 점에서 공정니오븀탄화물이 존재하지 않도록 하는데는 주괴의 중심부의 가속응고영역을 없애고, 중심부에 온도구배가 작은 영역을 만들지 않는 것이 필요하다.

제3도는 H/D가 1.0인 약 100톤의 12%크롬강괴의 금형주탕에 있어서의 응고종료선과 응고종료시간(hr)이다. 합금강의 성분 조서어은 제1도 및 제2도에서 사용한 것과 같다. 이것으로 명백한 바와같이 주괴중심부의 응고종료선간의 간격은 제3도의 경우보다 현저하게 좁게되어 있다.

제4도는 동일주괴의 응고종료시의 온도구배(℃/km)이지만, 주괴의 중심부에는 제4도에서 볼수 있었던 바와같이 온도구배가 작은 소영역은 존재하지 않는다. 이러한 H/D치 1.0은 대형주괴의 중심부에 V편석, 지그재그형균열결함이 발생되지 않는 한계의 고경비(高俓比)이며, H/D가 1.0보다 클 경우에 V편석, 지그재그형 균열결함이 발생하고, 1.0이하에서는 V편석, 지그재그형 균열결함이 발생하지 않고, 공정니오븀탄화물도 존재하지 않는다는 것이 명백해졌다. H/D의 값이 작아짐에 따라 상기 결함은 발생하기 어렵게 되며, 내부품질도 양호해지지만, H/D가 작아지면 형상적으로 그후의 단조작업이 어려워진다. 단조작업상으로 H/D의 값은 대략 0.5가 한계치이다. 본원 발명에서는 공정니오븀탄화물이 존재하지 않는 H/D로서 1.0-0.5를 추천한다.

제5도는 공정 NbC의 발생부의 응고종료시의 온도구배가 H/D및 주괴의 중량에 따라서 어떻게 변하는가를 계산에 의해서 구한 것이다. 점선에서 좌측이 공정 NbC가 존재하지 않는 영역, 우측이 공정 NbC가 존재하는 영역이다. 대형주괴의 경우, H/D가 1/0이하이면 공정 NbC가 주괴본체중에 잔류하지 않는 것이 명백하다.

[실시예 1]

C 0.17중량%, Si 0.35중량%, Mn 0.75중량%, Cr 11.0중량%, Mo 1.0중량%,V 0.2중량%, Ni 0.5중량%, N 0.06중량%, 잔부 Fe로 이루어지는 12크롬강에 의해서 H/D치 0.8, 약 13톤의 주괴 및 10톤의 주괴를 금형주탕에 의해 조괴했다. 13톤주괴에 대해서 마크로부식시험의 결과, 소량의 미세공은 존재하지만, V편석 및 지그재그형균열결함은 없으며, 또한 공정니오븀탄화물도 없고, 미크로편석도 경미한 건전한 강괴ㅇ였다.

10톤주괴에 대해서 주괴의 반경방향으로 압력을 가하는 단조를 행하고, 주괴의 직경 D을 조괴시의 1260mmψ에서 600mmψ로 했다. 초음파탐상시험의 결과 결함은 볼 수 없었다.

[실시예 2]

H/D치 0.96, 중량 약 100톤의 주괴를 금형주탕에 의해서 조괴하고, 그리고 터빈로터샤프트를 제조했다. 주괴의 성분 조성은 실시예 1과 같다.

조괴에 있어서, 질소를 제외한 원료를 전기로에서 용해하고, 레이들 내에서 1mmHg이하의 진공도로 탈가스처리한 다음 질소를 첨가했다. 다음에, 20-30mmHg의 진동도의 분위기중에서 용탕을 금형에 주탕했다. 주탕온도는 1590-1610℃로 했다. 직경 D이 2400mmψ인 주괴가 얻어졌다. 주괴를 1150℃의 온도로 단조하여 1300mmψ로 했다. 스웨이징단조는 1회 행하고, 주괴의 반경방향으로 가압하는 단조를 2회 행했다.

단조후, 완전어닐링을 행하고, 다시 바이트에 의한 절삭가공을 행하고 나서, 담금질과 템퍼링처리를 했다. 담금질온도는 1000-1100℃, 어닐링온도는 550-630℃의 사이로 했다. 그후, 초음파탐상시험, 기계적 성질의 측정은 로터샤프트재에서 시료를 채취해서 실시했다. 측정결과는 제1표와 같으며, 샤프트의 표면 및 중심부가 모두 양호한 기계적 성질을 갖는 것이 명백해졌다.

[제 1 표]

로터의 중심에 127mmø의 구멍을 뚫고 자분탐상시험을 한 결과, 결함은 검출되지 않았다.

그 다음에, 바이트로 절삭해서 마무리가공을 행하고, 최대경 1175mmø, 전체길이 7980mm의 로터샤프트를 완성했다. 이상 기술한 바와같이, 본원 발명에 의하면 0.02-0.15중량%의 니오븀 및 9-12중량% 함유하는 장척대형단조품의 제조에 있어서, 공정 NbC에 의한 영향을 제거할 수 있으며, 또한 침전정의 생성을 방지할 수 있다. 이 때문에 증기터빈의 로터샤프트의 제조에 있어서, 기계적 성질의 저하를 억제할 수 있다.

Claims

탄소 0.08-0.25중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 크롬 9-12중량% 함유하는 합금강의 용탕을 준비하는 공정과, 상기 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시키는 공정과, 얻어진 주괴의 반경방향으로 압력을 가하여 주괴높이 방향의치수를 반경방향의 치수보다 크게하는 단조를 행하는 공정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 장척대형 단조품의 제조법.
제1항에 있어서, 상기 주괴 본체의 직경 D이 500mmø이상으로 이루어진 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
크롬 9-12중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 탄소 0.08-0.25중량%, 탄소와 질소의 합계량 0.15-0.3중량%, 실리콘 0.5중량% 이하, 망간 0.4-1중량%, 몰리브덴 0.7-1.5중량%, 바나듐 0.15-0.3중량%, 잔부가 실질적으로 철로 이루어진 용탕을 준비하는 공정과, 상기 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시키는 공정과, 얻어진 주괴를 이 주괴의 반경방향으로 압력을 가하여 주괴높이 방향의 치수를 반경방향의 치수보다 크게 하는 단조를 행하는 공정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
크롬 9-12중량%, 니오븀 0.02-0.15 중량%, 탄소0.08-0.25중량%, 탄소와 질소의 합계량 0.15-0.3중량%, 실리콘 0.5중량% 이하, 망간 0.4-1중량%, 몰리브덴 0.7-1.5중량%, 바나듐 0.15-0.3중량%, 니켈 1중량% 이하, 잔부가 실질적으로 철로 이루어진 용탕을 준비하는 공정과, 상기 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시키는 공정과, 얻어진 주괴를 이 주괴의 반경방향으로 압력을 가하여 주괴높이 방향의 치수를 반경방향의 치수보다 크게 하는 단조를 행하는 공정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제3항에 있어서, 상기 합금강의 크롬당량이 5.0-6.5로 이루어진 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제4항에 있어서, 상기 합금강의 크롬당량의 5.0-6.5로 이루어진 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제1항에 있어서, 상기 H/D가 0.5-1.0으로 이루어진 것을 특징으로하는 장척대형단조품의 제조법.
제1항에 있어서, 상기 주괴의 반경방향으로 압력을 가하는 단조를 복수회 행하고, 스웨이징단조를 1회 행하는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
탄소 0.08-0.25중량%, 니오븀 0.02-0.15중량% 크롬 9-12중량% 함유하는 합금강의 용탕을 준비하는 공정과, 상기 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시키는 공정과, 얻어진 주괴를 이 주괴의 반경 방향으로 압력을 가하여 주괴높이 방향의 치수를 반경방향의 치수보다 크게하는 단조를 행하는 공정과, 이 단조 후에 어닐링 처리를 행하는 공정과, 상기 어닐링 후에 기계가공을 후에 행하는 공정과, 상기 기계가공 후에 담금질과 템퍼링처리를 행하는 공정 및 마무리 가공을 행하는 공정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제9항에 있어서, 상기 H/D가 0.5-1.0으로 이루어진 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
크롬 9-12중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 탄소 0.08-0.25중량%, 탄소와 질소의 합계량 0.15-0.3중량%. 실리콘 0.5중량% 이하, 망간 0.4-1중량%, 몰리브덴 0.7-1.5중량%, 바나듐 0.15-0.3중량%, 잔부가 실질적으로 철로 이루어진 용탕을 준비하는 공정과, 상기 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시키는 공정과, 얻어진 주괴를 이 주괴의 반경방향으로 압력을 가하여 주괴높이 방향의 치수를 반경방향의 치수보다 크게하는 단조를 행하는 공정과, 이 단조 후에 어닐링처리를 행하는 공정과, 상기 어닐링 후에 기계가공을 행하는 공정과, 상기 기계가공 후에 담금질과 템퍼링처리를 행하는 공정 및 마무리가공을 행하는 공정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
크롬 9-12중량%, 니오븀 0.02-0.15중량%, 탄소 0.08-0.25중량%, 탄소와 질소의 합계량 0.15-0.3중량%. 실리콘 0.5중량% 이하, 망간 0.4-1중량%, 몰리브덴 0.7-1.5중량%, 바나듐 0.15-0.3중량%, 니켈 1중량% 이하, 잔부가 실질적으로 철로 이루어진 용탕을 준비하는 공정과, 상기 용탕을 압탕부를 제외한 높이 H와 H의 1/2의 높이의 위치에 있어서의 직경 D과의 비 H/D가 1이하인 금형으로 주조하여 응고시키는 공정과, 얻어진 주괴를 이 주괴의 반경방향으로 압력을 가하여 주괴높이방향의 치수를 반경방향의 치수보다 크게하는 단조를 행하는 공정과, 이 단조 후에 어닐링처리를 행하는 공정과, 상기 어닐링 후에 기계가공을 행하는 공정과, 상기 기계가공 후에 담금질과 템퍼링처리를 행하는 공정 및 마무리 가공을 행하는 공정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제 11항에 있어서, 상기 합금강의 크롬당량이 5.0-6.5로 이루어진 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제 12항에 있어서, 상기 합금강의 크롬당량이 5.0-6.5로 이루어진 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제 9항에 있어서, 상기 주괴의 반경방향으로 압력을 가하는 단조와 스웨이징단조의 양쪽을 행하는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제 15항에 있어서, 상기 스웨이징단조를 1회 행하고, 상기 주괴의 반경방향으로 압력을 가하는단조를 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제 9항에 있어서, 상기 합금강의 용탕을 진공중에서 상기 금형으로 주탕한 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.
제 9항에 있어서, 상기 합금강의 용탕을 상기 금형으로 주탕하기 전에 전기로 정련 및 레이들 정련하는 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 장척대형단조품의 제조법.