19. Поковки из стали 1х17н2 (эи268)

В технологическом отношении сталь 1Х17Н2 является весьма сложной, особенно при изготовлении из нее крупных поковок и де­талей, испытываемых на тангенциальных образцах и контролируе­мых ультразвуковой дефектоскопией. Слитки из этой стали обла­дают склонностью к развитию усадочных пустот, осевых и радиаль­ных трещин, ликвационных явлений. Поэтому правильный выбор профиля слитка, полное и тщательное раскисление стали при вы­плавке, минимальное содержание в ней вредных примесей и не­металлических включений, благоприятный тепловой режим охлаждения и нагрева слитков являются первыми предпосыл­ками успешного изготовления поковок.

Следует подчеркнуть существенное различие между технологи­ческими условиями изготовления поковок разных весов и разных конфигураций, а также недопустимость их отождествления при освоении производства изделий. Например, изготовление поковок типа штанг небольшого диаметра, испытываемых на продольных образцах, представляет относительно несложную задачу, произ­водство же поковок типа дисков с небольшим втулочным отвер­стием, контролируемых травлением, ультразвуком и механическими испытаниями в тангенциальном направлении, нередко превра­щается в серьезную техническую проблему. С переходом на ковку крупных поковок все особенности и сложные технологиче­ские явления, свойственные стали 1Х17Н2, приобретают несрав­ненно более широкие масштабы и производство поковок в целом резко осложняется.

Главной особенностью стали 1Х17Н2 является специфичность структуры вследствие ее расположения вблизи границы между областями мартенсита и δ-феррита. Обычно после закалки сталь имеет структуру мартенсита с небольшими участками феррита, но даже незначительные колебания компонентов в пределах установ­ленного химического состава вызывают резкое изменение соотно­шения этих структурных составляющих: сталь может иметь, например,в одном случае однородную структуру мартенсита, а в другом — структуру мартенсита с 50% феррита. Вследствие ликва- ционных явлений разница в структурном составе возникает и в пре­делах одной поковки, что является существенным фактором для крупных поковок. Переменному количеству мартенсита и феррита в стали 1Х17Н2 способствуют также и некоторые технологические элементы, в частности колебания температуры закалки и скорости охлаждения.

Наличие в структуре стали больших количеств ферритной фазы в основном оказывает вредное влияние на ход технологического процесса производства и качество изготовляемых поковок. Оно про­является главным образом в двух направлениях: 1) ухудшает деформируемость стали при ковке и 2) резко снижает свойства пластичности (особенно ударной вязкости) при испытании поковок в тангенциальном или поперечном направлении и повышает анизо­тропность механических свойств.

Ухудшение деформируемости связано с разной скоростью ре­кристаллизации аустенита и δ-феррита. В зонах, наименее благо­приятных с точки зрения формы расположения ферритной фазы и схемы напряженного состояния при ковке, образуются рванины и трещины, распространяемые, как правило, вдоль направления деформирования. Например, при ковке дисков на операции осадки рваиины первоначально образуются по периферии заготовок с по­степенным распространением их в радиальном направлении, а при прошивке втулок трещины возникают по образующим. Чем меньше ферритной фазы в структуре стали 1Х17Н2, тем при прочих одинаковых условиях спокойней протекает процесс деформиро­вания.

Механические испытания большого количества дисков, отко­ванных из плавок с разным содержанием феррита, показывают резкие колебания механических свойств, особенно ударной вяз­кости, значение которой в тангенциальном направлении нахо­дилось в пределах от 1,0 до 12 кГ-м/см². Наименьшие значения ударной вязкости соответствовали дискам из плавок с большим со­держанием феррита, наибольшие — дискам, в структуре которых феррит вовсе не обнаруживался. При испытании в осевом направ­лении в дисках первой группы отмечалось полное отсутствие пла­стичности, в дисках второй группы — пониженный уровень пла­стичности: δ = 6÷10%, ψ = l0÷15% и а_н= 1 ÷2 кГм/см².

Столь серьезное влияние ферритной фазы на свойства пластич­ности в тангенциальном и поперечном направлениях связано с тем, что, деформируясь, феррит образует вытянутые в направлении ковки зерна или тонкие прослойки (в случае осадки) с резко ослаб­ленной сопротивляемостью разрыву. При испытаниях поковки вдоль направления деформированного феррита (например, вала на продольных образцах) действие феррита как ослабленной фазы резко не сказывается на уровне механических свойств, но становится чрезвычайно заметным при расположении образцов поперек направления ковки (что соответствует, например, осевым образцам в поковках типа дисков) вследствие того, что разрыв происходит преимущественно по прослойкам феррита. Испытания механических свойств в тангенциальном направлении занимают в этом смысле промежуточное положение: они фиксируют средние значения свойств, получаемых на продольных и поперечных об­разцах в соответствии с формой и расположением феррита в пло­скости разрыва тангенциальных образцов.

Наличие ферритной фазы в структуре стали 1Х17Н2 в отдель­ных случаях имеет и положительное значение. Дело в том, что вследствие низкой прочности феррит, деформируясь, способен поглощать напряжения, возникающие на некоторых этапах про­изводства, снижая тем самым величину остаточных напряжений в поковке. Поэтому зерна феррита являются как бы преградами, ограничивающими появление и распространение трещин в ме­талле.

При полном отсутствии в структуре стали ферритной составля­ющей весьма сложным, например, является проведение операции охлаждения поковок типа валов из-за склонности их к образо­ванию продольных трещин, возникающих при мартенситном пре­вращении аустенита вследствие больших фазовых напряжений. При чисто мартенситной структуре наблюдается и более глубокое развитие осевых дефектов слитка — трещин и других несплошностей металла.

Таким образом, содержание феррита в структуре стали 1Х17Н2 является основным фактором, определяющим ее технологические особенности. В зависимости от формы, назначения и методов ис­пытания поковок должно быть установлено наиболее благоприят­ное содержание ферритной фазы, позволяющее выполнить поковку с наименьшими технологическими трудностями. Ниже на кон­кретных примерах будут показаны пути изыскания и освоения оптимальных условий производства поковок со стабилизацией структуры и свойств металла применительно к тем или иным особенностям детали. Здесь же отметим главное направление в регулировании структурного состава стали 1Х17Н2.

Известно, что соотношение в стали типа 1Х17Н2 феррита и мар­тенсита регулируется содержанием основных элементов: угле­рода, хрома и никеля. Минимальное количество ферритной фазы достигается содержанием в плавке никеля и углерода на верхнем пределе, а хрома на нижнем пределе марочного состава. В табл. 23 приведено количество ферритной фазы в стали 1Х17Н2 нескольких характерных плавок с разным содержанием углерода, хрома и ни­келя после закалки с 1020° С [56]. Следовательно, сужение про­тив марочного состава допускаемых колебаний этих элементов позволяет изменять количество ферритной фазы в достаточно ши­роких пределах, доводя его до минимума.

К числу важных технологических особенностей стали 1Х17Н2 относится весьма резкое ухудшение пластичности в интервале ковочных температур. На рис. 34 показан график изменения пла­стичности этой стали в зависимости от температуры ковки. В зави­симости от фактического содержания элементов в плавке кривая пластичности может несколько изменяться, но общий характер ее остается неизменным: в области температур около 1000—870° С сталь обладает минимальной пластичностью и при ковке в этом интервале на заготовках часто образуются рванины и трещины. Поэтому деформирование стали 1Х17Н2 следует проводить пре­имущественно в интервале высоких температур. Нагрев слитков и заготовок в печи допускается до 1250—1260° С. Этим нагревом и определяется температура начала ковки.

Температура конца ковки, как правило, не должна быть ниже 1000° С на первом выносе и 970—980° С на последующих выносах. При некотором переохлаждении горячих заготовок (с 1000 до 870—880° С) ковка может быть продолжена, но так как деформи­рование в этом интервале температур малоэффективно, то в за­водской практике она обычно не находит применения. Интересно, однако, отметить, что, несмотря на отсутствие в технологических инструкциях соответствующих указаний, кузнецы практически улавливают специфическую закономерность повышения пластич­ности стали 1Х17Н2 при температуре ниже 870—880° С и иногда используют ее для уменьшения количества выносов.

Приведенные выше рекомендации по выбору температурных интервалов ковки, разумеется, не означают практическую не­возможность деформирования любых плавок стали 1Х17Н2 при температуре 1000—880° С, т. е. в зоне низкой пластичности ме­талла. В заводской практике случаи вполне успешной ковки слит­ков в этом интервале температур наблюдаются неоднократно (особенно при условии деформирования не­большими обжатиями), но это ни в коей мере не опровергает общую за­кономерность явления. Все объяс­няется тем, что каждая плавка обладает комплексом индивидуаль­ных особенностей, определяющих абсолютные характеристики пластич­ности при ковочных температурах. В одних случаях минимальная плас­тичность стали в зоне температур 1000—880° С вполне достаточна для деформирования слитка без рванин и трещин, но в других — при ковке стали плавок с менее благоприят­ными характеристиками — деформи­рование без дефектов оказывается невозможным из-за общего более низкого уровня пластично­сти металла. Так как в заводских условиях при значитель­ных масштабах производства технологи вынуждены ориенти­роваться не на лучшие, а на средние плавки, то ограниче­ние температурного интервала деформирования относительно узкой областью повышенных температур является необходимой предпосылкой успешной ковки производственных партий слитков.

Отметим еще одну особенность этой стали, связанную с тепло­выми условиями транспортировки слитков при передаче их на ков­ку в горячем состоянии. Склонность стали к значительным темпе­ратурным напряжениям при охлаждении ее до температуры ниже 650—700° С нередко вызывает образование трещин, а при пере­охлаждении их до более низких температур— развитие внутренних несплошностей металла и разрывов в центральной зоне слитков. Замечено, что даже при отсутствии наружных дефектов на захоложенных слитках резко повышается процент брака поковок по результатам макроконтроля внутренних полостей и ультразвуковой дефектоскопии. Это является результатом значительного услож­нения процессов заварки внутренних дефектов слитка, полу­чивших заметное развитие вследствие его захолаживания и свя­занных с этим тепловых напряжений.

Нагрев слитков под ковку валов, дисков и других относительно крупных деталей, как правило, производится с горячего посада. После разливки стали слитки выдерживаются в изложницах до 750—800° С, а затем на специальной платформе-термосе направ­ляются в кузнечный цех. В зависимости от слитков, термоизоля­ционных качеств платформы и потерь времени на транспортировку фиксируется конечная температура слитка перед посадкой в на­гревательную печь. Она не должна быть ниже 650—700° С. В про­изводственных условиях такое требование к слиткам, особенно небольшого веса, достигается обычно транспортировкой их в из­ложницах.

Следует избегать холодного посада слитков. Холодный посад допускается только в вынужденных случаях. При этом обязательно медленное охлаждение слитков в печи и последующий высокий отпуск. Интервал времени от момента выгрузки из печи до посадки на отпуск не должен превышать 20—25 ч.

Ниже приведены примеры технологии производства типичных поковок дисков и валов для специальных компрессорных машин с анализом наиболее важных этапов освоения этих поковок, а также технологии ковки крупного штока из слитка весом 13,6 т.

Поковки дисков

По механическим свойствам в тангенциальном направлении поковка диска (рис. 35) должна удовлетворять следующим нор­мам: σ_0>3 > 65 кГ/мм'², σ_β > 80 кГ/мм², δ > 13%, ψ > 35%, а_н > 4 кГ-м/см², Торцы ступицы и поверхность втулочного от­верстия подвергаются травлению и макроконтролю. Отсутствие внутренних пороков металла контролируется ультразвуковой де­фектоскопией.

При диаметре втулочного отверстия 130 мм и общем диаметре диска 710 мм практическая возможность удаления осевой зоны слитка весьма ограничена. При наличии даже весьма незначитель­ных внутренних пороков металла слитка проявление их на кон­тролируемой поверхности отверстия неизбежно. Одновременно в связи с большой степенью осадки диска в области полотна фор­мирование поковки без рванин и трещин по ободу требует высокой пластичности металла.

Поковки дисков выполняются на семитонном молоте из слитков весом 750 кг (на 2 шт.) или 1180 кг (на 3 шт.) в следующей после­довательности операций: обжим слитка на диаметр 275 мм, рубка заготовок длиной 455 мм, подогрев заготовки, осадка на бойке до высоты 150 мм, осадка на подкладном кольце с формированием ступицы диаметром 430 мм, разгонка полотна дисца верхним на­кладным кольцом до диаметра 710 мм, прошивка отверстия диа­метром 80 мм.

В начальном периоде освоения дисковых поковок отмечался ряд серьезных трудностей. В частности, при ковке, особенно при осадке и разгонке полотна, в заготовке образовывались глубокие радиальные трещины и рванины. Брак заготовок по этой причине превышал 30%.

В откованных дисках на поверхности втулочного отверстия в зоне, соответствующей средней трети высоты ступицы, после термообработки и травления обнаруживались тонкие прерыви­стые трещинки и мелкие нитевидные несплошности металла. Эти дефекты улавливались также и ультразвуковым контролем в обла­сти, прилегающей к поверхности отверстия.

Диски из стали многих плавок имели низкие значения ударной вязкости: около 2—3 кГ-м/см², а в отдельных случаях даже 1 — 1,5 кГ-м/см², т. е. значительно ниже нормы, обусловленной техни­ческими условиями. При этом наблюдалась резкая анизотропия пластических свойств, значения которых в осевом направлении приближались к нулю. Брак поковок по неудовлетворительным механическим свойствам, главным образом ударной вязкости, до­стигал 30—40%.

Исследование возможных причин неудовлетворительных ре­зультатов производства дисков проводилось методом статистичес­кого анализа и постановкой специальных опытных работ.

Была установлена прямая связь между химическим составом плавки, определяющим ее структурный состав, и величиной удар­ной вязкости поковки. При содержании в плавке углерода и ни­келя на нижнем пределе, а хрома на верхнем пределе марочного химического состава ударная вязкость металла дисков имела наи­меньшие значения, как правило, значительно ниже нормы. В боль­шинстве случаев а_н колебалась в пределах от 1 до 3 кГм/см².

При содержании в плавке углерода и никеля на верхнем пределе, а хрома на нижнем ударная вязкость достигала 6—8 кГм/см² и более. В промежуточных случаях ударная вязкость колебалась обычно в пределах 4—6 кГм/см².

В табл. 24 приведены механические свойства дисков, откован­ных из стали нескольких характерных плавок с различным соот­ношением углерода, хрома и никеля. Наихудшие показатели по ударной вязкости имеют диски из стали плавок № 1 и 2, что объ­ясняется неблагоприятным соотношением основных химических элементов, влияющим на структурный состав стали. Действительно, микроструктурным анализом содержание ферритной фазы в ди­сках плавки № 1 определено в количестве около 40%, в плавке №2 — 23%. В дисках остальных плавок количество ферритной фазы не превышает 12%. Таким образом, совершенно четко выяви­лась необходимость в сужении пределов содержания углерода, хрома и никеля с расчетом получения в структуре металла дисков минимального количества ферритной фазы.

Содержание этих элементов в стали 1Х17Н2, предназначенной для дисков, было установлено в следующих пределах, %: 0,12— 0,17 С, 16—17 Сг, 2,0—2,5 №. Как показал дальнейший опыт производства дисков, установленные пределы содержания угле­рода, хрома и никеля обеспечивают вполне приемлемые результаты по значениям ударной вязкости металла: диски, как правило, удовлетворяли требуемой норме а_н, значения а_н ниже 4 кГм/см² наблюдались только в единичных случаях.

Общий уровень механических свойств дисков, откованных из стали плавок с модернизированным химическим составом, виден из частотных кривых, полученных путем статистической обработки результатов производственного контроля дисков в количестве бо­лее 300 шт. (рис. 36). Только около 2% поковок имеет неудовлетво­рительные значения а_н. Из анализа кривых следует, что при более строгом технологическом отборе плавок имеется возможность зна­чительного повышения минимального уровня механических свойств дисков, в том числе и по ударной вязкости.

Один из производственных дисков, откованный из стали с со­держанием 0,17% С, 16,0% Сr и 2,5% Ni, подвергался разрезке и исследованию в разных участках поковки. От центральной зоны ступицы образцы отбирались в тангенциальном и осевом направ лениях. Расположение мест отбора образцов и результаты меха­нических испытаний представлены в табл. 25.

Механические свойства в тангенциальном направлении до­статочно высоки во всем объеме диска. Даже в наименее благопри­ятной зоне — у втулочного отверстия — свойства заметно пре­вышают нормы технических условий. По мере удаления от от­верстия и приближения к ободу пластичность стали повышается, однако резкого скачка показателей δ и ψ нет и степень однород­ности свойств можно оценить как вполне удовлетворительную. Что касается ударной вязкости, то она отличается относительно ровными значениями в центральной и периферийной зонах диска и по абсолютной величине с запасом удовлетворяет требуемой норме.

Низкие пластичность и ударная вязкость отмечаются в осевом направлении. По-видимому, даже незначительное количество фер­ритной фазы в структуре металла при испытании его в направле­нии, перпендикулярном направлению деформирования, вызывает резкое падение пластичности. Учитывая, однако, что главные рабочие напряжения в диске не совпадают с осевым направлением, приведенные показатели свойств не могут служить основанием для отрицательной оценки качества поковки. Длительный опыт экс­плуатации машин с подобными дисками подтверждает это по­ложение.

Одновременно был разрезан и механически испытан в разных зонах второй диск, откованный из стали с содержанием 0,17% С, 17,8% Сг и 2,24% Ni, т. е. с повышенным против установленной нормы содержанием хрома. В данном случае абсолютные значения и динамика изменения механических свойств металла в объеме диска оказались значительно менее благоприятными. В районе полотна и периферийной зоны ступицы показатели пластичности и ударной вязкости в тангенциальном направлении относительно высоки: δ = 17÷18%, ψ = 40-50%, α_Η = 5-7 кГм/см² при σ_0,2 = 65÷70 кГ/мм². Но в центральной части поковки механи­ческие свойства снижаются до значений: δ = 12 — 15%, ψ = 15 ÷30%, а_н — 1,5—3,0 кГм/см², т. е. до величин, безусловно, не допускаемых в наиболее напряженной части диска. Одновременно зафиксировано полное отсутствие пластичности металла в осевом направлении.

Таким образом, и по результатам детального исследования двух дисков разного химического состава выявлена роль пониженного содержания хрома в формировании высокого уровня механических свойств и степени их однородности в объеме поковки.

Наряду с решением задачи, связанной с пониженной ударной вязкостью металла дисков, изменение предельного содержания основных компонентов химического состава оказало положитель­ное влияние на пластичность стали при ковке: рванины и трещины при осадке заготовок резко уменьшились. Этот вопрос был успешно решен в комплексе с дополнительными мероприятиями по повыше­нию качества выплавляемой стали.

Но переход на новый химический состав стали, гарантирующий наличие в структуре металла относительно небольших количеств ферритной фазы (а в некоторых случаях и полное ее отсутствие) повлек за собой повышение брака по несплошностям металла, об­наруживаемым на поверхности втулочного отверстия при его макро­контроле и ультразвуковой дефектоскопии.

Дефекты, выявляемые на поверхности втулочного отверстия после травления, в большинстве случаев представляли собой группы мелких нитевидных трещинок протяженностью от 1 до 6—8 мм, расположенных концентрично по окружности в зоне, близкой к осевой горизонтальной плоскости. В некоторых ди­сках в этой же зоне обнаруживались мелкие неметаллические вклю­чения точечной и штрихообразной формы без видимых несплошностей металла. Глубина распространения дефектов в радиальном направлении, выявленная ультразвуковой дефектоскопией и кон­трольной разрезкой дисков, определялась, как правило, величи­ной от 10 до 30—40 мм.

Представление о масштабах забракованных по этому признаку дисков дают следующие данные статистического анализа производ­ственного контроля, относящиеся к одному из начальных перио­дов освоения поковок. Из 307 дисков забраковано по неудовлетво­рительным механическим свойствам три диска (0,97%), по ре­зультатам макроконтроля и ультразвуковой дефектоскопии — 102 диска (33,2%). Таким образом, при удовлетворительном выходе годных поковок по результатам механических испытаний наблю­дался исключительно высокий процент брака по макродефектам и внутренним порокам металла.

Как уже было указано выше, резкое повышение количества дефектов типа несплошностей металла связано с относительным уменьшением в структуре стали ферритной фазы в результате сужения пределов содержания основных компонентов химического состава. Механизм образования этих дефектов представляется следующим.

Центральную область ступицы формирует металл осевой зоны слитка, ослабленный усадочной рыхлостью, ликватами, повышен­ной газонасыщенностью и другими металлургическими пороками, свойственными этой зоне. По законам формообразования металла при осадке наибольшая степень деформации с наиболее глубоким распространением осевых пороков слитка соответствует участку металла вблизи горизонтальной осевой плоскости диска. В этом участке волокна располагаются радиально, а наибольшая поверх­ность дефектов формируется в горизонтальной плоскости, резко ослабляя металл в осевом направлении. Такая закономерность неоднократно подтверждалась макроанализом и результатами механических испытаний.

Это означает, что при возникновении в диске значительных напряжений наиболее вероятным местом разрыва металла, появле­ния в нем трещин является горизонтальная плоскость в централь­ном участке ступицы, примерно в середине ее высоты. Фактически такое расположение трещин и наблюдается в забракованных ди­сках почти во всех случаях.

Внутренние напряжения, вызывающие образование несплошностей металла в диске, возникают обычно при термообработке. При наличии в структуре стали 1Х17Н2 значительного количе­ства ферритной фазы последняя, как уже указывалось выше, деформируясь, поглощает часть этих напряжений, способствуя уменьшению разрывов металла.

Недопустимость повышения количества феррита в структуре стали из-за низкой ударной вязкости металла потребовало изы­скания других путей ликвидации брака по результатам макро­контроля.

Работы проводились в двух направлениях: 1) удаление де­фектной зоны слитка с целью формирования центральной части поковки из металла более высокого качества; 2) внедрение ряда технологических мероприятий, способствующих повышению плот­ности, чистоты и однородности металла осевой зоны слитка.

Вопрос об удовлетворительных результатах производства ди­сков при формировании ступицы не из осевых, а из средних по сечению зон слитка не вызывал сомнений. Изготовленные из стали 1Х17Н2 покрывающие диски с диаметром центрального отверстия 300 мм и более, позволяющие значительно удалить осевую зону слитка путем прошивки и последующей расточки, имели вполне приемлемые показатели по результатам макроконтроля. Но при­менительно к рассматриваемому диску удаление осевой зоны слитка обычными методами технологически оказалось мало эффек­тивным из-за небольшого диаметра расточки.

Реальной возможностью удаления дефектной зоны является смещение оси диска по отношению к оси слитка на 90°. В этом случае сбиллетированная заготовка после осадки обкатывается и протягивается перпендикулярно оси слитка [55]. Следовательно, концевые части заготовки соответствуют наружным зонам слитка, средняя часть — осевой зоне. По весу заготовка рассчитывается так, чтобы из каждой концевой части мог быть получен диск. Та­ким образом, по прямому назначению применяются только две заготовки из трех, полученные из одного слитка: средняя заготовка, соответствующая центральной зоне слитка, используется для де­талей менее ответственного назначения.

Опыт ковки дисков по приведенной технологической схеме подтвердил ее эффективность в отношении минимального коли­чества дефектов, обнаруживаемых при макроконтроле. Но при этом резко повысилась трудоемкость ковки и снизился фактический выход годного, так как заготовки от осевой зоны слитка не всегда могут быть использованы рационально.

В связи с этим при освоении производства дисков главное вни­мание было сосредоточено на улучшении качества слитка —· умень­шении осевых пороков и повышении чистоты стали с целью фор­мирования центральной зоны диска из более пластичного металла, обладающего повышенной сопротивляемостью внутренним на­пряжениям.

Ряд мероприятий по выплавке и разливке стали способствовал общему повышению чистоты металла. В частности, весьма важным для уменьшения окисных включений оказалось ограничение со­держания кремния в феррохроме марки Хр 00 (0,75%). Повышена температура разливки металла (1550—1570°С), установлен стро­гий технологический контроль за выполнением всех этапов вы­плавки и разливки стали в соответствии с заводской инструк­цией. Последний фактор применительно к стали 1Х17Н2 имеет очень существенное значение, так как в большинстве случаев именно отклонения от установленной и проверенной на практике технологии (использование недостаточно хорошо прокаленных ферросплавов, нарушение режима раскисления и пр.) приводит к неудовлетворительным результатам. В этом отношении весьма характерен следующий пример: по данным статистического анализа, брак дисков, откованных из стали, выплавленной с разными откло­нениями от заданной технологии, более чем в три раза превышал брак, полученный при использовании стали нормальных плавок. Таким образом, лишь один элементарный фактор строгого выпол­нения установленной технологии выплавки стали дает заметный качественный эффект.

Была проверена и установлена связь между весом слитка и ко­личеством обнаруживаемых дефектов. Заметно худшие результаты показали слитки большего веса, в связи с чем исходные слитки, используемые для дисков компрессора, ограничены весомдо1,2 т.

Инструкцией предусмотрена минимально допустимая темпера­тура слитка перед посадкой его на ковочный нагрев (600° С), ко­торая достигается транспортировкой горячих слитков в излож­ницах. Нарушение этого условия, как показал опыт, приводит к увеличению брака дисков по дефектам центральной зоны за счет развития осевых дефектов слитка.

Из основных мероприятий при дальнейшем переделе слитков, способствующих уменьшению дефектов в дисках, отметим два наиболее существенных: это, во-первых, ковка диска в условиях, благоприятствующих максимально возможному совпадению осей слитка и поковки (равномерный нагрев заготовки, строго верти­кальная установка ее перед осадкой и пр.), и, во вторых, внедре­ние нового, более эффективного режима первичной тепловой об­работки поковок с двумя переохлаждениями и последующими длительными изотермическими выдержками для сведения к мини­муму фазовых напряжений.

Выполнение перечисленного комплекса мероприятий по всему технологическому циклу производства привело к успешному ре­шению задачи: брак дисков по макродефектам и ультразвуковому контролю был доведен до значений, не превышающих 2—3%.

Режим охлаждения и первичной термической обработки по­ковок из стали 1Х17Н2 приведен в гл. V. Здесь лишь отметим, что попытки сократить длительность режима за счет исключения од­ного из промежуточных переохлаждений привели к повышению твердости поковок до НВ 320 и выше с одновременным увеличе­нием количества дефектов, обнаруживаемых при макроконтроле. Однако при любых отклонениях от установленного режима, даже при охлаждении опытных дисков на воздухе, крупных трещин термического характера не наблюдались, что, по-видимому, объяс­няется особенностями текстуры волокон, создаваемых в диске комбинацией двух операций (вытяжки и осадки) и ориентирован­ных в разных направлениях.

Термическая обработка дисков на заданный уровень механи­ческих свойств производится после обдирки и состоит из закалки с 960—980° С (охлаждение в масле) и последующего отпуска при 650—670° С. Как правило, получение механических свойств в пре­делах норм, обусловленных техническими условиями, не вызывает каких-либо трудностей. В большинстве случаев фактические пока­затели прочностных и пластических характеристик имеют значи­тельный запас (рис. 36).

Возможности повышения установленных норм механических свойств дисков изучались путем термообработки их на разную твердость. На рис. 37 показано изменение средних показателей пластичности и вязкости поковок с увеличением прочности. Каждая из групп дисков /—VII, термически обрабатываемых на заданную твердость, комплектовалась из нескольких плавок и поэтому гра­фик, изображенный на рис. 37, характеризует возможный уровень механических свойств производственных поковок. Следует, однако, иметь в виду, что повышение норм прочности (σ_0,2 ≥65 кГ/мм²) требует еще более тщательной технологической отработки всех этапов производства и более строгой оценки любых отклонений от устано­вленного технологического процесса во избежание резкого падения пока­зателей пластичности и особенно ударной вязкости.

Несколько опытных партий поко­вок дисков изготовлялось на H3JI из стали 1Х17Н2, полученной методом электрошлакового переплава. В про­цессе деформирования таких поковок не наблюдалось каких-либо трещин и надрывов и ковка протекала в усло­виях высокой пластичности стали. Ни один из дисков не был забракован по дефектам поверхности после травления или по внутренним порокам металла, обнаруживаемым ультразвуковым кон­тролем. Фактический уровень механи­ческих свойств таких дисков характе­ризовался следующими данными: σ_0,2 = = 68÷80 кГ/мм²·, 𝜎_е = 86ч-98 кГ/мм²; δ = 17-19%; ψ = 45÷58%; а_н = 6÷9,5 кГм/см².

Поковки валов

По сравнению с дисками освоение производства поковок типа валов из стали 1Х17Н2 (рис. 38) встретило значительно меньшие трудности. Главное преимущество их заключается в возможности

испытания механических свойств металла на продольных образ­цах, т. е. в направлении, совпадающем с направлением деформа­ции. В данном случае фактическое соотношение компонентов в плавке практически не отражалось на уровне механических свойств, в том числе и на ударной вязкости: ударная вязкость обычно превышала требуемую норму (а_н > 4 кГ-м/см³) не менее чем в 1,5—2 раза вне зависимости от содержания в структуре металла ферритной фазы.

Поковки валов выполняются из слитков весом 1180 кг за три выноса в интервале температур 1250—980° С. При минимальном коэффициенте укова, равном 3,3, в поковке не отмечалось незава- рившихся дефектов слитка: ультразвуковой контроль и разрезка опытных поковок неизменно подтверждали плотное строение ме­талла в осевой зоне бочки вала.

В процессе освоения производства валов выявлена важность соблюдения режима обжатий слитка и заготовки во избежание появления надрывов и трещин при ковке. Установлена недопу­стимость многократно повторяющейся деформации в одной зоне слитка. На первом выносе ковку надлежит производить малыми обжатиями — не более 15—20 мм за один удар молота равномерно по всей длине слитка, избегая резких переходов от обжатой зоны слитка к необжатой. Увеличение степени деформации за один удар молота допустимо только на последующих выносах после получения в заготовке хорошо продеформированного поверхност­ного слоя.

Сталь 1Х17Н2 весьма склонна к образованию внутренних осе­вых надрывов металла, поэтому недопустима ковка валов на пло­ских бойках. Относительно тонкие концевые части вала выпол­няются в специальных фасонных накладках, обеспечивающих благоприятную схему деформирования. Случаи образования внут­ренних надрывов в валах наблюдались при ковке их не только на плоских, но и в комбинированных бойках (верхний — плоский, нижний — вырезной) при пониженной температуре конца дефор­мации.

Особого внимания требует режим первичной тепловой обра­ботки и охлаждения валов после ковки. Даже незначительные отклонения от установленного режима нередко приводят к обра­зованию на валах глубоких продольных трещин. Такие трещины появляются иногда через 40—50 ч после выгрузки поковок из печи и связаны с напряжениями, возникающими в результате распада остаточного аустенита. В противоположность дискам поковки валов имеют строго выраженную (параллельную оси вала) направ­ленность волокон, что и является причиной разрыва металла в продольном направлении, т. е. по плоскостям наименьшей пла­стичности металла.

В практике НЗЛ многократно наблюдались случаи образова­ния трещин на концах поковок, расположенных в печи вблизи загрузочных окон. Это объясняется тем, что захоложенные конце­вые участки валов не подвергались достаточно эффективному от­пуску и структура их после выгрузки из печи состояла в основном из мартенсита. Вопрос о равномерности температуры в рабочем пространстве печи применительно к поковкам валов имеет перво­степенное значение, особенно учитывая их относительно большую протяженность. Во многих случаях появление трещин в поковках связано именно с этим фактором.

Следует отметить, что наличие в структуре стали относительно больших количеств ферритной фазы уменьшает опасность образо­вания на ней термических трещин, не сказываясь отрицательно на механических свойствах поковки вала. Поэтому ограничение для валов предельного содержания углерода, хрома и никеля, как это предусмотрено для дисков, не только необязательно, но и нежелательно, так как оно приводит к повышенному про­центу брака поковок по продольным трещинам.

По результатам статистического анализа производственных партий поковок механические свойства валов характеризуют­ся следующими значениями: σ_0,2 = 60÷72 кГ/мм², в = 78÷86кГ/мм², δ = 17÷21%,ψ≥55÷58%, а_н = 8÷12 кГм/см². Такие показатели получаются при закалке валов с. 960—980° С с охлаждением на воздухе и последующим отпуском при 650— 670° С.

Режим и фактические условия проведения термообработки ока­зывают большое влияние на эксплуатационную надежность валов.

Первоначально термообработка валов состояла из закалки чер­ных поковок с охлаждением на воздухе и последующего отпуска с охлаждением в печи до 500° С. Не вызывая каких-либо осложне­ний в отношении уровня механических свойств металла, такой режим не обеспечивал необходимого минимума остаточных на­пряжений: при испытании машин на стенде во многих случаях обнаруживалась сильная вибрация валов, работающих при тем­пературе до 150—180°С.

Выявлено, что деформация вала, имеющего неблагоприятную геометрическую форму (большое отношение длины к размерам поперечного сечения), связана с неравномерностью нагрева под закалку в горизонтальных печах, неравномерностью охлаждения на воздухе при закалке, а также с повышенной температурой охла­ждения валов на воздухе после отпуска.

Весьма желательным являются нагрев и закалка валов в вер­тикальном положении с охлаждением в масле, при которых дости­гается наибольшая равномерность закалки. Но совершенно обя­зательно медленное охлаждение заготовки в печи после отпуска до температур, не превышающих 200—300° С. Опытом H3Л уста­новлено, что последнее мероприятие, даже при условии нагрева заготовок в горизонтальных печах, достаточно полно снимает внутренние напряжения и обеспечивает отсутствие биения вала при работе машины. Влияние отпускной хрупкости сказывается при этом незначительно — ударная вязкость снижается, как пра­вило, в пределах не более 10—15%, что при обычных значениях а_н, заметно превышающих норму, не имеет существенного значения.

Дополнительно для более равномерной закалки вала приме­нительно к размерам окончательно обработанной детали целесооб­разно производить перед закалкой предварительную обдирку поковки. После термообработки и механических испытаний производятся вторая обдирка с припуском 4 мм на сторону и повтор­ный отпуск (для снятия напряжений) при 640—650° С с охлажде­нием в печи до 200—300° С. В случае коробления при термообра­ботке вал подвергается нагреву до 600—620° С и рихтовке на молоте с последующим отпуском при 640—650° С.

Поковки штоков

Эти поковки (диаметр 400 мм, длина 7350 мм) изготовлялись из слитков весом 13,6 т. Выплавка стали для поковок штоков производилась в 40-тонной дуговой электропечи. Шихта состояла из специальной шихтовой заготовки (ШЭП), никеля марки НЮ и передельного чугуна (10% от веса завалки). Подготовка материа­лов и выплавка стали проводились в строгом соответствии с техно­логическими положениями, принятыми на H3JI для высокохроми­стых сложнолегированных сталей. Химический состав плавки был следующим, %: 0,17 С; 0,55 Si; 0,41 Μn; 17,45 Cr; 1,84 Ni; 0,006 S; 0,018 P.

Металл разливался в изложницу с плавающей подставкой через промежуточную воронку с применением магния. Температура металла перед разливкой равнялась 1585° С.

Слиток передавался в прессовый цех в горячем состоянии с тем­пературой на поверхности 700° С и нагревался под ковку за 13 ч по следующему режиму: выдержка в печи при 950° С 4 ч, нагрев до ковочной температуры (1250° С) 5 ч, выдержка при этой температуре 4 ч.

Учитывая склонность стали 1Х17Н2 к образованию поверх­ностных трещин при деформировании, технологической схемой была установлена промежуточная операция обдирки заготовки диаметром 500 мм с последующим нагревом и доведением ее до по­ковочных размеров. Заготовка получена после предварительной осадки и вытяжки слитка. Размеры промежуточной заготовки под обдирку заданы, во-первых, исходя из положения, что наибольшее развитие поверхностных дефектов происходит на конечных опера­циях деформирования (такая закономерность в практике ковки слитков наблюдалась неоднократно); во-вторых, с учетом ограни­ченности размеров нагревательных печей: наибольшая длина по­дины не превышала 5 м, в связи с чем было признано целесообраз­ным установить длину промежуточной заготовки под обдирку в пределах 4,8—4,9 м, чтобы ободранная заготовка полностью рас­положилась в печи для первого нагрева.

Ковка производилась на прессе усилием 3000 Т. С целью измель­чения литой структуры поверхностных слоев слитка первые обжа­тия не превышали 40—50 мм за один ход пресса. Слиток обжимался равномерно по всей длине с кантовкой в разных плоскостях. На последующих выносах после получения хорошо продеформированного поверхностного слоя величина обжатий за один ход пресса допускалась до 60—70 мм. При ковке применялись верхний — пло­ский и нижний — вырезной бойки.

Промежуточная заготовка, откованная за четыре выноса, имела на поверхности сетку мелких и несколько единичных поперечных трещин глубиной до 10—12 мм, протяженностью от 30 до 65 мм.

Заготовка подвергалась изотермическому отжигу при 650— 680° С с двумя переохлаждениями при 230 и 170° С и медленному охлаждению в печи до 200° С. Трещин термического характера на поверхности заготовок не было обнаружено.

В процессе обдирки удалена дефектная поверхностная зона глубиной 6—8 мм, а в местах расположения единичных трещин дополнительно выточены пологие канавки глубиной 5—10 мм.

После обдирки и предварительного подогрева в печи до 600— 650° С заготовка нагревалась до ковочной температуры и за три вы­носа была доведена до заданных размеров. Ковочные операции второго и третьего выносов осуществлялись после концевых подо­гревов, так как общая длина промежуточной заготовки превышала длину рабочего пространства печи. Для предохранения конца заготовки, находящегося вне печи, от резкого переохлаждения использовался асбестовый колпак, который находился на конце­вой части заготовки и в процессе деформирования под прессом противоположного конца. При всех подогревах температура в печи перед выносом соответствовала 1250—1260° С. Температура кон­ца ковки колебалась в пределах 960—980° С, но в температурной зоне, близкой к нижнему пределу, заготовка деформировалась с небольшими обжатиями (10—15 мм). Ковка с интенсивными обжатиями производилась только при температурах не ниже 1050—1070° С.

Деформирование заготовки после обдирки протекало в усло­виях удовлетворительной пластичности металла. На поверхности откованного штока не отмечены надрывы, трещины и другие де­фекты, глубина которых выходила бы за пределы припусков на механическую обработку.

Откованная поковка штока с температурой на поверхности 700—800° С поступила в термическую печь для первичной тепловой обработки и охлаждения по следующему режиму: выдержка при 650—680° С 3 ч, охлаждение до 230—250° С (с печью до 400° С и далее на выдвинутой подине) с выдержкой 8 ч, нагрев до 650— 680° С по 80 град/ч с выдержкой 30 ч, охлаждение до 160— 180° С (на выдвинутой подине) с выдержкой 6 ч, нагрев до 650— 680° С по 80 град/ч с выдержкой 35 ч, охлаждение в печи до 150° С. Твердость поковки после охлаждения соответствовала Η В 241—260.

Термическая обработка штока (закалка и отпуск) производи­лась после грубой механической обработки в вертикальной печи по следующему режиму: закалка от 980° С с охлаждением в масле, отпуск при 660° С с охлаждением в печи до 200° С.

Результаты механических испытаний штока на продольных об­разцах были следующими: σ_{0, 2}=64,6кГ/мм²; _в=79÷81,4 кГ/мм²; δ = 18,6÷20%; ψ = 45,l÷46,7%; а_н = 3,2÷4,0 кГм/см².

Шейки вала подвергались травлению и макроконтролю, а весь объем поковки — ультразвуковой дефектоскопии. Никаких макро­дефектов и внутренних пороков металла в поковке не выявлено.