20. Поковки из стали 1х12внмф (эи802)

Особенности высокохромистых упрочненных сталей и их пре­имущества перед обычными перлитными и аустенитными сталями, описанные в гл. I, явились предпосылками для широкого исполь­зования этих сталей во многих отраслях промышленности, осо­бенно в энергомашиностроении, для поковок небольших размеров, получаемых методом вытяжки и используемых для ответственных, но относительно мелких деталей, какими являются, например, лопатки паровых и газовых турбин.

Первые попытки освоения производства крупных поковок из высокохромистых сложнолегированных сталей выявили ряд тех­нологических трудностей вследствие некоторых специфических свойств этих сталей и недостаточной изученности их примени­тельно к поковкам больших весов и размеров.

В центральных зонах крупных поковок обнаруживались вну­тренние пороки — несплошности металла, развитые ликвационные дефекты, пониженная ударная вязкость в тангенциальном на­правлении.

На основании предварительных экспериментов было высказано предположение о превалирующей роли металлургических факторов (методов выплавки и разливки стали) в формировании основных параметров качества крупных поковок. В дальнейшем опыт про­изводства крупных поковок в заводских условиях подтвердил это предположение, в частности, установлено положительное, а в не­которых случаях и решающее влияние разливки стали в вакууме, электрошлакового переплава и других специальных методов про­изводства высокохромистых сталей на качество металла поковок. Одновременно изучены и другие технологические факторы: усло­вия первичной тепловой обработки, оптимальные схемы дефор­мирования, режимы термообработки и их роль в общем комплексе технологических процессов.

Ниже приведены данные производства и исследования некото­рых характерных поковок из стали 1Х12ВНМФ.

Опытные поковки роторов из слитков весом 9,5 и 17 т

На рис. 39 показана конструкция ротора, выполнение которого намечалось в двух вариантах: 1) цельнокованом — с изготовлением турбинной 3 и компрессорной 2 частей в виде единой поковки из стали ЭИ802; 2) сварном — (со сваркой по линии А А), в ко­тором турбинная часть ротора изготовляется из стали ЭИ802, а компрессорная — из стали 34ΧΗ3Μ. (Левый конец 1, выпрлняемый из стали 34ΧΗ3Μ и запрессовываемый в бочку компрессорной части ротора, здесь не рассматривается.)

В цельнокованом варианте изготовлялись два ротора, в свар­ном — один. По расчету весов и основным параметрам поковок для ротора в цельнокованом варианте был выбран слиток ве­сом 17 т, для турбинной части ротора в сварном варианте —· весом 9,5 т.

Все три поковки изготовлялись из стали одной плавки, выплав­ленной в 40-тонной дуговой электропечи методом окисления и разлитой без вакуумирования (химический состав плавки, %: 0,17 С; 0,29 Si; 0,56 Μη; 11,60 Сr; 0,80 Ni; 0,66 Mo; 0,29 V; 0,81 W; 0,012 S; 0,016 Ρ).

В прессовый цех слитки были поданы в горячем состоянии и посажены на консервацию с температурой на поверхности 500— 600° С. После 30-часовой выдержки при 700—800° С слитки пере­сажены в нагревательную печь и нагреты до ковочной температуры.

Поковки роторов (рис. 40) запроектированы с относительно большими припусками на механическую обработку исходя из пред­положения, что сталь ЭИ802 обладает повышенной склонностью к образованию поверхностных дефектов при ковке. Практически оказалось, что на всех ковочных операциях сталь деформировалась в условиях хорошей пластичности, не уступающей среднелегированным конструкционным сталям, и величина припуска могла быть несколько уменьшена.

Поковка цельнокованого ротора изготовлена за 14 выносов, сварного — за 12 выносов. Температурный интервал ковки пер­вых операций (до момента окончательного формирования какого- либо участка поковки) соответствовал 1200—900° С с максималь­ной температурой нагрева в печи до 1220° С. Температура нагрева при последующих выносах, когда один или несколько участков ротора уже не подвергались дополнительной деформации, не пре­вышала 1040—1060° С. Длительность подогрева заготовки в печи перед очередным выносом колебалась в пределах от 2 до 6 ч. Все операции ковки проводились на прессе усилием 3000 Т.

При первом выносе выполнялись операции подготовки цапфы под патрон и биллетирование слитка. Далее слитки за два выноса подвергались предварительной осадке (степень осадки 2,0), за последующие выносы — вытяжке. Вытяжка осуществлялась с переходом через квадрат с использованием плоских бойков шириной 500 мм. Вытяжка круглого сечения и все отделочные опе­рации выполнялись на комбинированных бойках.

При степени промежуточной осадки слитка, равной 2,0, мини­мальный коэффициент укова при вытяжке составлял по бочке ротора из слитка весом 17 т около 4,5, из слитка весом 9,5 т. около 3,5.

С температурой на поверхности 800—850° С поковки посажены в термическую печь и охлаждены по специальному режиму с изо­термическим отжигом (рис. 41).

На подине печи поковки были расположены в один ряд в сле­дующей последовательности (от одной боковой стенки печи к другой): 1-й ротор из слитка 17 т (№ 1), 2-й ротор из слитка 17 т (№ 2), 3-й ротор из слитка 9,5 т (№ 3).

При осмотре охлажденных поковок непосредственно после вы­грузки из печи не обнаружено каких-либо наружных дефектов типа трещин. Однако повторным осмотром через 90 ч после вы­грузки поковок на поверхности бочки ротора № 2 выявлена тонкая продольная трещина протяженностью около 600 мм. Твердость металла вблизи трещины оказалась в пределах НВ 320—340.

Факт образования трещины в поковке ротора через несколько суток после ее охлаждения и высокая твердость металла свидетель­ствуют о неполном завершении процессов распада аустенита в ме­талле поковки в процессе ее тепловой обработки и охлаждения в печи. Наличие значительного количества остаточного аустенита и его распад с образованием мартенситной структуры при вылежи­вании поковки на воздухе вызвал фазовые напряжения столь боль­шой величины, которые повлекли за собой нарушение сплошности металла.

Анализ возможных причин образования трещины в поковке № 2 и связи с условиями ее охлаждения при одновременном отсутствии трещин в поковках № 1 и 3 приводит к следующему объяснению этого явления: поковка № 2 располагалась в средней части подины ночи между двумя другими поковками и, следовательно, при пере­охлаждении находилась в наименее благоприятных условиях, так как тепловое воздействие двух крайних поковок роторов практически вызывало менее глубокое переохлаждение поковки № 2, что, в свою очередь, неизбежно способствовало более вялому мартенситному распаду аустенита и потенциальному накоплению фазовых напряжений за счет большого количества остаточного

аустенита.

Предполагая возможное наличие повышенных напря­жений и в поковках роторов № 1 и 3, они были посажены в термическую печь и допол­нительно обработаны по сле­дующему тепловому режиму: нагрев до 650—680° С, пе­реохлаждение до 250—300° С, последующий нагрев до 650— 680° С и охлаждение в печи до 100° С со скоростью 20— 30 град/ч. Одновременно в этой же садке с целью сниже­ния твердости для после­дующей разрезки и иссле­дования была дополнитель­но обработана и поковка ротора № 2.

Осмотр поверхности по­ковок после повторной теп­ловой обработки подтвердил отсутствие трещин в поков­ках № 1 и 3 и стабильное со­стояние трещины, ранее об­наруженной в гюковке № 2.

Далее поковки подверга­лись грубой механической обработке с рассверловкой осевого канала диаметром 70 мм (без расточки компрессорной части ротора) и последующей закалке с отпуском в вертикаль­ной печи. Температурный режим закалки был таким: посадка в печь при температуре 300° С, нагрев до 1050° С за 32 ч, вы­держка при этой температуре 5 ч, охлаждение в масле. Режим отпуска: нагрев до 705° С, выдержка при этой температуре 20 ч, охлаждение в печи до 100° С со скоростью 15 град/ч.

Испытания механических свойств металла проведены на штат­ных пробных кольцах от бочки турбинной и компрессорной частей ротора (тангенциальные образцы) и пробных брусках от концевой части ротора (продольные образцы). Дополнительно от каждой поковки испытывалась серия колец разных диаметров, вырезан­ных из торцовой зоны компрессорной бочки ротора (рис. 42). Целью дополнительных испытаний явилось изучение динамики изменения механических свойств поковки от периферии к осе­вому каналу. В табл. 26 приведены результаты механических испытаний.

Обе поковки имеют показатели прочности ниже норм техни­ческих условий. Следует, однако, признать, что для крупных ротор­ных поковок норма σ_0,2 > 65 кГ/мм² несколько завышена и тех­нические требования по этому показателю надлежит обусловить минимальным значением (около 60—62 кГ/мм²).

Вполне удовлетворительный уровень пластичности и ударной вязкости при σ_0,2 > 60 кГ/мм² и относительная стабильность этих характеристик по сечению бочки в торцовой зоне роторов свидетельствуют об отсутствии в этой зоне серьезных металлурги­ческих дефектов и об удовлетворительной механической и термиче­ской проработке металла.

Изломы всех образцов характеризуются волокнистым строе­нием. Микроструктура металла, характерная для образцов, отобранных от разных участков торцовой зоны ротора, состоит из сорбита, ориентированного по мартенситу. Единственным от­личием микроструктуры металла центральной зоны (вблизи рас­точки) от периферийных зон является наличие в ней относи­тельно крупных участков δ-феррита. Из табл. 26 видно, что это не оказало существенного влияния на изменение величины удар­ной вязкости.

Поковки подвергались перископическому осмотру осевого ка­нала и ультразвуковой дефектоскопии. Никаких внутренних поро­ков металла не выявлено.

Поковка ротора № 1 подвергалась дальнейшей механической обработке и после доведения ее до окончательных размеров была проконтролирована травлением. Макроконтроль шеек, торцовых плоскостей дисков и других доступных для травления и осмотра мест ротора показал отсутствие на поверхности каких-либо дефек­тов.

Для более глубокого анализа качества металла поковка ротора № 3 (сварной вариант) подвергалась разрезке и детальному иссле­дованию.

Из середины бочки ротора вырезали диаметральный темплет шириной 120 мм и серию колец от периферии до осевого канала для механических испытаний в тангенциальном направлении (рис. 43). С шлифованной торцовой поверхности темплета был снят серный отпечаток, который показал наличие в поковке внецентрен- ной ликвации вредных примесей в зоне средней трети радиуса. В остальных участках распределение вредных примесей нормаль­ное и соответствует одному и двум баллам по шкале НКЗМ. Хи­мическим анализом стружки из разных мест Темплета заметной ликвации элементов невыявлено (табл. 27). При травлении торцовой плоскости темплета никаких дефектов на поверхности не обнару­жено.

В табл. 28 приведены результаты механических испытаний (на тангенциальных образцах) колец 21—29 (рис.43). Неожидан­ным является резкое падение свойств пластичности (относитель­ного удлинения и относительного сужения) в зоне внутренней половины радиуса, где показатель δ снижается с 18—20% на периферии до 2—4% в середине радиуса и 0,4 —1,3% вблизи рас­точки, а показатель ψ — соответственно с 31—43 до 6—6,5 и 2,5—3%.

Наряду с этим имеет место относительная стабильность значе­ний ударной вязкости. Даже вблизи расточки показатель а_н имеет вполне удовлетворительные значения (около 4—5 кГ-м/см²).

Из свойств прочности резко снижается показатель σ„, значение которого в центральной зоне приближается к значению σ_{0 2}.

В изломе разрывных образцов колец 25—29 наблюдаются'свет­лые пятна, по внешнему виду напоминающие флокены в конструк­ционной стали. Такие образцы отличались хрупким разрушением под углом около 45° к оси образца. Излом разрывных образцов, расположенных в периферийной зоне — темнокристаллический волокнистый. В изломах всех ударных образцов никаких дефектов не замечено.

Как показал анализ образцов, микроструктура металла прак­тически одинакова по всему сечению темплета, за исключением количества δ-феррита, содержание которого несколько увеличи­вается по мере приближения к отверстию ротора.

Дополнительно к кольцам были испытаны и разные участки по радиусу темплета, разрезанного для дальнейшего исследования.

В данном случае от каждого участка отбирались образцы в танген­циальном, радиальном и осевом направлениях. На рис. 44 приве­дены графики изменения предельных значений механических свойств ротора, построенные по результатам испытаний двух — четырех образцов от каждого участка.

Общая картина изменения механических свойств темплета в тангенциальном направлении такая же, как и колец. В радиаль-

ном направлении динамика падения значений δ и ψ заметно не от­личается от тангенциального направления. На продольных образ­цах показатели δ и ψ в центральной зоне имеют сниженные значе­ния, но резкого падения их не отмечается.

Характер излома разрывных образцов аналогичен ранее опи­санному: наличие светлых пятен или группы очень мелких светлых прослоек, рассредоточенных по поверхности излома в образцах с низкой пластичностью. Отмечена характерная особенность разрывных образцов после разрушения: при наличии видимых

дефектов в изломе и хрупком разрыве на цилиндрической поверх­ности половинок образцов отсутствуют какие-либо следы надрывов. В образцах с относительно высокой пластичностью излом был во­локнистым без каких-либо видимых дефектов.

Главная задача исследования заключалась в установлении характера выявленных дефектов, механизма их образования и при­чины пониженных свойств пластичности в центральной зоне ротора.

Первоначальная попытка объяс­нить развитие дефектов и пони­женную пластичность металла в глубинных зонах ротора ликва- ционными скоплениями не была успешной, так как противоре­чила ряду фактов. В частности, в этом случае необъяснимым был факт отсутствия дефектов в при- торцовых участках осевой зоны обоих роторов и вполне сопоста­вимые свойства пластичности ме­талла периферийной и централь­ной зон в области торцов. Разница в динамике изменения механичес­ких свойств от периферии к рас­точке в торцовой и срединной зонах бочки ротора № 3 графически по­казана на рис. 45.

Детальное изучение вопроса, сопоставление фактов и особен­ностей поведения металла при­вело к заключению, что выявляе­мые в изломе разрывных образ­цов дефекты являются пороками типа флокенов, а пониженная пластичность в участках, где эти дефекты не обнаруживаются, — результатом водородной хрупкости металла.

Действительно, поведение металла в участках низкой пластич­ности, т. е. в глубинной приосевой зоне, отличается характерным признаком водородного охрупчивания: преждевременное хрупкое разрушение стали с уменьшением предела прочности проявляется только при испытании на разрыв, в условиях статического нагру- жения, и фактически совсем не проявляется при ударных испыта­ниях. Характерна и высокая пластичность стали в осевых, но приторцовых зонах роторов, где в результате многократных тепловых обработок и связанного с этим значительного удаления водорода влияние его на охрупчивание стали не наблюдается. Область распространения относительно высоких показателей пла­стичности δ и ψ металла центральных участков ротора № 3 от торца к глубинным зонам проверена путем механических испы­таний шести рядов колец, дополнительно вырезанных по длине ротора, начиная от торца. Выявлено, что приторцовый участок с резко ослабленным влиянием водорода на охрупчивание стали простирается на глубину около 150 мм. Далее начинает заметно проявляться низкая пластичность металла как результат повы­шенного содержания водорода в этой области ротора.

Предположение о безусловной связи пониженных свойств пластичности металла в глубинной зоне ротора с водородной хруп­костью было подтверждено сопоставлением содержания водорода и механических свойств образцов, взятых из зоны средней трети радиуса до и после специальной тепловой обработки. Дополнитель­ная длительная выдержка образцов при 600° С в течение 300 ч повысила значение δ с 6—7 до 15—18% и значение ψ с 11—15 до 26—40% при практически неизменном значении σ_β. Содержание водорода снизилось с 2,85 до 0,5 см³/100 г. Таким образом, была установлена прямая связь между содержанием водорода и охрупчиванием металла ротора.

Водородное охрупчивание высокохромистых сталей типа ЭИ802, по-видимому, имеет такие же особенности и принципи­ально подчиняется таким же закономерностям, как и в других легированных сталях. Перечислим основные из них.

Выше уже было сказано о практически незаметном проявлении охрупчивания при испытаниях на удар. В области упругих напря­жений водород не оказывает существенного влияния на механи­ческие характеристики, в том числе на величину модуля упру­гости. Влияние водорода сказывается при испытании на разрыв преимущественно в начальный момент пластической деформации. Наиболее резко водородная хрупкость проявляется в стали, имеющей высокую прочность и мартенситную структуру, и при испытаниях на поперечных и тангенциальных образцах. На свой­ства материала в ненапряженном состоянии водород не оказывает влияния. Водородная хрупкость проявляется только при наличии растягивающих напряжений и незаметна при испытании металла на сжатие. При неравномерном распределении водорода в стали общая пластичность образца при испытании на растяжение соот­ветствует пластичности участков, содержащих наибольшее коли­чество водорода. Водород повышает анизотропию механических свойств металла. Наличие в стали металлургических дефектов (неметаллических включений, крупных ликвационных скоплений и пр.) усиливает водородное охрупчивание металла [57, 58].

Восстановление при длительном отпуске пластических свойств образцов, отобранных из охрупченной зоны ротора, свидетельст­вует об отсутствии в металле трещин и других нарушений сплош­ности. Действительно, в изломах этих образцов не отмечено каких- либо дефектов, несмотря на их хрупкое разрушение. Однако по мере приближения к расточке примерно в пределах диаметра 200— 220 мм (внутренняя треть радиуса) в изломах разрывных образцов начинают появляться дефекты — светлые пятна.

Комплексом дополнительных испытаний установлено, что де­фекты типа светлых пятен, обнаруживаемых в изломе танген­циальных образцов, отсутствуют в металле в области упругих напряжений и появляются лишь за пределом текучести, т. е. при обязательном наличии пластической деформации.

Какова природа этих дефектов? под воздействием каких факто­ров они образуются в металле, резко снижая его пластичность? каковы пути их устранения?

Специально поставленными опытами выявлено, что длитель­ный отпуск тангенциальных образцов, отобранных от участков металла, примыкающих к расточке, не восстанавливает его пласти­ческие свойства, несмотря на заметное снижение содержания водо­рода (табл. 29). В изломах всех образцов обнаружены дефекты типа светлых пятен и прослоек. Следовательно, в металле зон, рас­положенных вблизи расточки, уже в исходном состоянии имеются микротрещины, которые не улавливаются обычными методами контроля — травлением и ультразвуковой дефектоскопией, но активно развиваются за пределом текучести.

Характер образования и развития этих дефектов представляется следующим. Содержание водорода в поперечном сечении ротора увеличивается от периферии к центру (в частности, в поковке

ротора № 3 содержание водорода с 1,2 см³1100 г в периферийной зоне увеличивается до 3,25 см³/ 100 г в районе расточки). В сече­нии, соответствующем наружной половине радиуса, охрупчивания металла не происходит. Но по мере дальнейшего приближения в осевой зоне в связи с повышенным содержанием водорода в ме­талле свойства пластичности снижаются и процесс охрупчивания становится все более активным. В пределах внутренней половины радиуса существует критическое сечение — граница перехода водородной хрупкости стали из обратимой формы в необратимую. К обратимой форме мы относим такое состояние охрупчивания, когда в металле еще нет никаких следов микротрещин, вызванных водородом, и его пластические свойства восстанавливаются после удаления части водорода специальной тепловой обработкой.

Необратимая форма водородной хрупкости предопределяет наличие в металле тонких не выявляемых обычными методами контроля микронесплошностей, которые, усиленно развиваясь под воздействием высоких напряжений, проявляются в начальный момент пластической деформации в виде местных разрывов — трещин (в изломе они проявляются в виде светлых пятен). Любая тепловая обработка уже не восстанавливает пластические свойства такой стали и не может приостановить процесс развития трещин за пределом текучести.

Основная причина образования микротрещин в металле ро­тора — повышенное содержание водорода в пределах критического сечения, примыкающего к отверстию. Но одновременно в этой области ротора действует и ряд других металлургических факто­ров, способствующих развитию дефектов. В частности, большое значение имеет ликвация углерода и других элементов, повышаю­щих устойчивость переохлажденного аустенита. Именно в осевом участке создаются наибольшие фазовые напряжения, связанные с превращением остаточного аустенита после охлаждения поковки. Ликвационные участки и неметаллические включения, повышая хрупкость стали, сами по себе благоприятствуют развитию несплошностей металла, но их роль еще усиливается тем, что они являются причинами локальной концентрации водорода. Обога­щение ликвационных участков водородом происходит при струк­турном превращении аустенита. Одновременно понижается мест­ная растворимость водорода и затрудняется его диффузионное рассасывание из обогащенных участков. Под воздействием этих факторов металл резко охрупчивается с образованием микро­трещин.

Таким образом, в осевой зоне ротора, преимущественно в участ­ках ликвационных скоплений, создаются ослабленные дефектные места, которые при дополнительных структурных, термических или механических напряжениях (например, при растяжении раз­рывного образца) становятся очагами хрупкого разрушения с вы­явлением характерных светлых пятен в изломе.

Природа этих дефектов и степень их влияния на механические свойства стали в основном такие же, как и у обычных флокенов. Разница заключается лишь в их более скрытом состоянии и в неко­торых особенностях проявления, в связи с чем такие дефекты нами названы псевдофлокенами. Главной их особенностью является микросостояние в упругой области и практическая невозможность выявления обычными неразрушающими методами контроля: трав­лением, перископическим осмотром осевого канала и ультразву­ковой дефектоскопией.

В случае установки ротора с подобными дефектами на машину возникает большая опасность его преждевременного выхода из строя и даже разрушения. Уверенность в том, что резкое проявле­ние псевдофлокенов в виде макротрещин имеет место только в на­чальной стадии пластической деформации, т. е. за пределом теку­чести, ни в коей мере не является гарантией надежной работы де­тали. В определенные периоды эксплуатации машины, например при пуске, в наиболее нагруженных зонах ротора возникают мест­ные перенапряжения, достигающие иногда значений, близких в пределу текучести. Это происходит прежде всего в осевых участ­ках ротора, где главным образом и расположены рассматриваемые дефекты. Такие местные перенапряжения при условии использо­вания металла с достаточно высокой пластичностью не опасны, так как они компенсируются практически безвредной деформацией. Но при наличии в металле дефектов типа псевдофлокенов и при чрезвычайно низком запасе пластичности большие перенапряже­ния вызывают развитие макротрещин — опасных концентраторов напряжений, которые могут привести к разрушению ротора.

В связи с этим, учитывая особенности дефектов, обнаруживае­мых в осевой зоне деталей, и их скрытый характер, для поковок роторов, изготовляемых из сложнолегированных высокохроми­стых сталей типа ЭИ802, следует сверх обычных методов контроля установить дополнительную проверку трепанированного осевого стержня. В случае резко заниженной пластичности металла и нали­чия псевдофлокенов ротор не должен допускаться к использова­нию на машине. Конструкция роторов из таких сталей должна предусматривать технологическую возможность трепанирования осевого стержня из глубинных зон поковки.

Как уже было отмечено выше, любые термические и фазовые напряжения дополнительно к действию водорода как основного фактора способствуют образованию в крупных поковках из стали ЭИ802 микро- или макронесплошностей металла (флокенов). При одинаковом содержании водорода в металле могут возникнуть условия, при которых в одной из поковок флокены будут нахо­диться в скрытом состоянии (псевдофлокены), в другой — в виде макротрещин, видимых на темплетах невооруженным глазом и легко выявляемых травлением и ультразвуковой дефектоскопией.

Показательным в этом отношении является ротор № 2, откован­ный из 17-тонного слитка той же плавки, что и ротор № 3.

В поковке ротора № 2 после первичной тепловой обработки и охлаждения по специальному режиму обнаружена продольная трещина. Это означает, что в определенный момент в некоторых участках поковки величина внутренних напряжений, безусловно, превышала предел текучести стали, т. е. были созданы предпо­сылки для проявления псевдофлокенов в виде макротрещин, обна­руживаемых обычными методами контроля.

Для проверки этого положения поковка ротора № 2 подверга­лась детальному исследованию. После обдирки и термической обработки (закалка с 1070° С с охлаждением в масле и отпуск при 700—710° С с охлажде­нием в печи до 200° С) ротор прозвучивался с поверхностей бочки и шеек. В шейках вну­тренних пороков метал­ла не обнаружено. В бочке ротора ' на глу­бине 180—200 мм от поверхности помимо границ продольной тре­щины выявлено боль­шое скопление дефек­тов в эталонном сравне­нии диаметром 3—5 мм. Дефекты четко выявлялись ультразвуковым дефектоскопом.

Для более полного исследования характера дефектов, их вели­чины, расположения и влияния на механические свойства металла из середины бочки турбинной части ротора диаметром 620 мм вырезали два темплета шириной 35 и 120 мм. Плоскости тонкого темплета шлифовались и подвергались травлению. В центральной части темплета в пределах диаметра 250—300 мм обнаружены групповые скопления тонких штрихообразных трещин протяжен­ностью от 0,5 до 4 мм (рис. 46). Излом образцов, вырезанных в на­правлении, перпендикулярном трещинам, был крупнокристалли­ческий с характерными для флокенов светлыми пятнами, хотя и не такими блестящими, как флокены в конструкционной легиро­ванной стали (особенно хромоникелевой), но достаточно заметными и типичными для хрупкого разрушения без пластической дефор­мации. Внешний вид дефектов в изломе характерен для несплошностей металла, образуемых после окончательной ковки, когда металл уже не деформируется под воздействием каких-либо внеш­них условий.

Любопытной особенностью дефектов является их преимущест­венное расположение в центральной зоне ротора вблизи трещины, т. е. в месте наиболее высокой концентрации внутренних напряже­ний, появившихся в поковке ротора в процессе охлаждения. Наи­более крупные дефекты непосредственно примыкают к трещине. В некотором отдалении от нее расположены очень мелкие, едва различимые несплошности металла. Со стороны, противоположной трещине, видимых дефектов не обнаружено.

Механические испытания темплета толщиной 120 мм показали резкое падение свойств пластичности на тангенциальных и ради­альных образцах в центральных участках ротора. Например, в тангенциальном направлении показатель δ изменяется от 15— 16% в периферийной зоне до 6—7% в зоне средней трети радиуса и 4—4,5% в центре. Показатель ψ соответственно имеет зна­чения 35—45, 11—15 и 2—5%, а ударная вязкость—4—5, 2—4 и 1—2 кГм/см². Показатели прочности снижаются незначи­тельно. В изломах разрывных образцов с пониженной пластич­ностью обнаружены светлые пятна типа флокенов.

Таким образом, поковка ротора № 2 характеризует стадию развития псевдофлокенов в видимые макродефекты (флокены) под воздействием больших внутренних напряжений.

Проведенное исследование роторов, откованных из основной электростали, подтверждает безусловную возможность образова­ния флокенов в крупных поковках из высокохромистых упрочнен­ных сталей. Вопреки установившемуся ранее мнению вопрос о минимальном содержании водорода в сталях такого типа следует считать одним из первостепенных, оказывающим самое непосред­ственное влияние на ход технологического процесса производства и качество поковок. Любые мероприятия, направленные на сниже­ние водорода в высокохромистых сталях, способствуют решению сложных проблем изготовления крупных поковок, удовлетворяю­щих требованиям современного машиностроения. В этом отноше­нии разливка высокохромистых сталей в вакууме является, оче­видно, одним из основных мероприятий.

Не менее серьезной предпосылкой успешного выполнения поко­вок, особенно из невакуумированной стали, следует считать пра­вильно заданный и точно выполненный в цеховых условиях режим первичной тепловой обработки поковок и их охлаждения.

Поковки дисков из слитков весом до 6,5 т

Проблема производства турбинных дисков из стали ЭИ802 менее сложна, чем производство цельнокованых роторов из этой стали, главным образом вследствие меньшего развития металлурги­ческих дефектов в слитках, вес которых относительно невелик. Тем не менее и в данном случае заводы встретились с большими трудностями. Как правило, диски из стали ЭИ802, используемые для газовых турбин, не имеют втулочного отверстия, и, следова­тельно, технологическая возможность удаления дефектной осевой зоны слитка при обычных методах ковки практически исключается. Высокие рабочие напряжения и ответственность назначения обусло­вливают соответствующие требования к дискам в отношении чи­стоты металла и отсутствия в нем внутренних пороков, уровня и степени однородности механических свойств и других показателей качества поковки. Техническими условиями предусматривается обязательный ультразвуковой контроль дисков с весьма ограничен­ными нормами допускаемых металлургических дефектов. Дефекты типа несплошностей металла в дисках не допускаются.

Первые результаты производства турбинных дисков из стали ЭИ802, выплавленной в дуговой электропечи с основным подом, не были благоприятными. В дисках с высотой ступицы до 300 мм, откованных из слитков весом 2—3 т, при ультразвуковом контроле обнаруживались многочисленные дефекты металла раз­мером (в эталонном сравнении) 2—4 мм. Дефекты, как правило, располагались симметрично по отношению к торцам ступицы в об­ласти, близкой к горизонтальной осевой плоскости, с наибольшей высотой зоны в центре поковки (15—20% от высоты ступицы) и постепенным уменьшением ее по мере удаления от центра. При травлении наружных поверхностей дисков дефекты не выявля­лись. Механические свойства поковок при испытании штатных колец, расположенных в торцовой зоне ступицы, в большинстве случаев удовлетворяли установленным нормам.

С целью изучения характера дефектов, обнаруживаемых ультра­звуковым контролем, и уровня механических свойств в глубин­ных зонах поковок несколько дисков подвергалось разрезке и де­тальному исследованию.

На радиально-осевых темплетах дисков выявлялись дефекты двух типов: 1) мелкие штрихообразные несплошности металла протяженностью до 2—3 мм в радиальном направлении, проис­хождение которых первоначально связывалось с окисными плен­ками, и 2) скопления укрупненных карбидов, располагаемых цепочками в центральной зоне.

Пластические свойства металла центральных глубинных зон дисков в тангенциальном и радиальном направлениях находились на относительно приемлемом уровне: δ = 10-н15%,ψ = 2035%, а_н — 58 кГм/см² при σ_0,2 = 60—65 кПмм². Значения же свойств пластичности в осевом направлении были резко занижены и достигали 1—2% по относительному удлинению и 2—5% по относительному сужению. Отдельные образцы хрупко разруша­лись с практически нулевыми значениями δ и ψ. Такие же свойства пластичности в осевом направлении выявлялись и в темплетах дисков без видимых макродефектов, что объяснялось влиянием вытянутых в направлении деформации цепочек карбидов.

Полное отсутствие пластичности в осевом направлении — явление недопустимое, несмотря на то, что главные рабочие напряжения в дисках развиваются не в осевом, а в тангенциальном и радиальном направлениях. Поэтому даже в тех случаях, когда хруп­кое разрушение осевых образцов не связано с наличием видимых несплошностейметалла (сильнейших концентраторов напряжений), диски не могут быть поставлены на машины с полной уверенностью в их эксплуатационной надежности.

Причина пониженных пластических свойств дисков в глубин­ных зонах объяснялась, как уже было сказано выше, наличием в металле окисных пленок и цепочек крупных карбидов, т. е. фак­торов, непосредственно связанных с качеством исходного слитка. Последующие опыты показали, однако, что, как и в случае произ­ водства поковок роторов, наиболее существенным фактором ка­чества металла дисков является содержание водорода в стали. Преимущественно именно содержание водорода вызывает образо­вание несплошностей металла, которые следует квалифицировать не как трещины, связанные с окисными пленками, а как флокены. В тех же случаях, когда в металле не обнаруживаются макроде­фекты, низкие свойства пластичности в осевом направлении объясняются не только наличием карбидов, но главным образом водородным охрупчиванием металла.

С учетом этих положений на H3J1 были проведены опытные работы по освоению производства поковок турбинных дисков из стали ЭИ802. Работы проводились применительно к дискам двух типов, показанных на рис. 47. С припусками на механическую и термическую обработку толщина дисков по ступице состав­ляла 240 и 360 мм при диаметре 620 и 950 мм (рис. 48). Обе поковки не имеют центральных отверстий и по параметрам формы и разме­рам могут быть отнесены к группе сложных в металлургическом отношении дисков, особенно диск, показанный на рис. 48, б.

Опытная партия состояла из четырех поковок (по две каждого наименования).

Принципиальная технология производства опытных поковок дисков заключалась в следующем. Две плавки стали ЭИ802 (№ 15244 и 15251) выплавлялись в 10-тонной дуговой электропечи методом переплава с продувкой жидкой ванны кислородом и допол-

нительным раскислением металлическим кальцием из расчета 25 кПт. Разливка обеих поковок на слитки весом 2,1 и 6,5 т производилась в безокислительной атмосфере с применением маг­ния. Химический состав и содержание водорода в плавках приведены в табл. 30.

В прессовый цех слитки подавались в горячем состоянии. Ковка дисков по чертежу № 022 (рис. 47, а) из слитка весом 2,1 m про­изводилась на прессе усилием 2000 Τ без промежуточной осадки слитка с коэффициентом укова при вытяжке 2,5 и степенью осадки по ступице около 3,0 (рис. 49). Диски откованы за три выноса в ин­тервале температур 1220—900° С. Диски по чертежу № 032

(рис. 47, б) откованы из слитка весом 6,5 т с интенсивной предва­рительной вытяжкой слитка (коэффициент укова 2,3) и последую­щей промежуточной осадкой (рис. 50). Технологически такая воз­можность определилась подготовкой двух цапф (сверху и снизу слитка) и раздельной осадкой двух концевых частей. В связи с тем что по балансу вес слитка (6,5 т) превышал потребность металла для двух дисков, средняя часть слитка использовалась по дру­гому назначению.

Предварительный об­жим слитка предусматри­вался с целью заварки основных усадочных поро­ков до промежуточной осадки. Последующие ко­вочные операции должны были закрепить этот про­цесс, обеспечить полную заварку осевых дефектов слитка и гарантировать отсутствие в поковке не­сплошностей металла ме­таллургического проис­хождения. Поковки дисков охлажда­лись на воздухе до 500° С и загружались в термическую печь с температурой в рабо­чем пространстве 740—750° С. После накопления садки (дли­тельность накопления 58 ч) по­ковки термически обрабаты­вались по следующему ре­жиму: переохлаждение с печью до 370° С и далее на воздухе до 220—250° С с выдержкой при этой температуре 9 ч, нагрев

до 710—730°С с выдержкой 20 ч, второе переохлаждение до 190—200° С (9 ч), последующий нагрев до 710—720° С с выдерж­кой при этой температуре 21 ч, охлаждение с печью до 110° С.

В результате двух глубоких переохлаждений с последующими изотермическими выдержками при 710—720° С обеспечивается практически полное превращение аустенита, а следовательно, и отсутствие в металле охлажденной поковки значительных фазо­вых напряжений, связанных с распадом остаточного аустенита. Одновременно благодаря относительно длительным выдержкам при 710—720° С тепловой режим способствует диффузии водо­рода. В комплексе оба фактора создают условия, благоприятствующие отсутствию в поковке флокенов и водородного охрупчи­вания металла. Как будет показано ниже, исследование опытных поковок подтвердило эффективность режима термической обра­ботки.

После обдирки диски под­вергались закалке от 1040— 1050° С (выдержка 5 ч) с охлаждением в масле и от­пуску при 650—680° С дли­тельностью 8 ч с охлажде­нием в печи до 200° С.

При травлении и макро­контроле шлифованных по­верхностей ступицы не обна­ружено каких-либо дефектов. Результаты ультразвукового контроля прибором УЗД-7Н на частоте 2,5 Мгц и меха­нических испытаний опыт­ных дисков № 7226, 7227, 7092 и 7094 на образцах от штатных проб приведены в табл. 31.

Обращает на себя внима­ние связь выявленных ультра­звуком дефектов(мелких не­металлических включений) с использованной частью слитка: дефекты обнаружены только в дисках, откованных из нижней части слитка, и, по-видимому, являются окис- ными включениями, проис­хождение которых связано с разливкой стали. По разме­рам дефектов и дефектных зон диски в соответствии с установленными нормами признаны годными.

Уровень механических свойств опытных дисков можно оценить как вполне удовлетворительный, особенно, учитывая запас по показателям прочности в дисках № 7226 и 7227 и практическую возможность некоторого повышения свойств пластичности за счет более высо­кого отпуска. Два диска № 7226 и 7092 разрезались для деталь­ного исследования.

В связи с производственными затруднениями в вырезке осевых темплетов по всей высоте дисков в обеих заготовках от одного из торцов предварительно отрезали по два ряда колец для испыта­ний на тангенциальных образцах, а из оставшейся части дисков — осевые темплеты. В диске № 7092 исследовалась только централь­ная наиболее массивная часть поковки. Из темплета шириной 120 мм была изготовлена серия тангенциальных образцов на раз­ном расстоянии от центра и торцов заготовки. Таким образом, испытаниям механических свойств в тангенциальном направлении подвергались основные участки дисков по радиусу и высоте.

Один из осевых темплетов толщиной 25 мм использовали для травления и макроконтроля, второй — для испытаний механиче­ских свойств в осевом направлении. По высоте темплет превышает ²/3 высоты диска, поэтому он включает в себя осевую горизонталь­ную плоскость поковок, в области которой осевые образцы дают минимальные значения механических свойств. Вырезка осевых образцов из темплета производилась с расчетом соответствия места разрыва образца именно этой зоне диска. Из темплета диска № 7092 вырезан, кроме того, дополнительный комплект осевых образцов на расстоянии 120 мм от осевой горизонтальной пло­скости, а из темплета диска № 7226 — серия радиальных образцов.

Макроконтроль травленой поверхности темплетов от обоих дисков не выявил каких-либо пороков металла, несмотря на то, что схемой разрезки поковок предусматривался выход обнаружен­ных ультразвуком дефектов на поверхность темплетов.

На рис. 51 и 52 представлены схемы вырезки образцов и графики изменения механических свойств в основных объемах дисков в тан­генциальном и осевом направлениях.

Результаты всестороннего исследования механических свойств обоих дисков подтвердили высокое качество металла поковок. В диске № 7226 при среднем уровне σ_0,2 около 77—78 кПмм² минимальное значение δ в тангенциальном направлении достигает 11,9%, ψ — 24,9% и а_н — 4 кГм/см². Следует иметь в виду, что эти свойства пластичности соответствуют наименее благоприятной центральной зоне диска, где и в поковках из обычных конструк­ционных сталей пластичность заметно снижается против среднего уровня. И в данном случае уже на расстоянии 90 мм от центра значения δ, ψ и а_н повышаются соответственно до 12,5, 40%

и 4,8 кГ-м/см², а на расстоянии 140 мм от центра и далее эти свойства стабилизируются на уровне δ около 15%, ψ — 42% и а_н — 5 кГ-м/см².

Весьма показательны кривые изменения механических свойств по высоте поковки в зоне, непосредственно прилегающей к центру диска (рис. 51, е). В результате некоторой неравномерности тем­пературы в рабочем пространстве печи при отпуске часть диска вблизи торцовой плоскости С была отпущена на σ₀,₂ около 70 кГ/мм². Это повлекло за собой повышение свойств пластично­сти: даже в столь неблагоприятной центральной зоне диска как область в радиусе 50 мм показатели δ, ψ и а_н достигли соответст­венно значений 15—17, 42—44% и 5—5,4 кГм/см².

Механические свойства дисков в радиальном направлении нахо­дятся на уровне свойств в тангенциальном направлении, а в осе­вом — фактические значения показателей пластичности соответ­ствуют примерно 50—60% от показателей в тангенциальном на­правлении при весьма незначительном снижении σ₀,₂ и а_в (табл. 32). Такое соотношение свойств в осевом и тангенциальном направле­ниях является нормальным и характеризует отсутствие в металле серьезных пороков металлургического происхождения или дефек­тов, связанных со структурным состоянием металла.

Диск № 7092, несмотря на относительно высокую и массивную ступицу, отличается еще более равномерным распределением меха­нических свойств в тангенциальном направлении в разных зонах центральной части поковки (рис. 52, г). При этом абсолютная вели­чина показателей прочности и пластичности удовлетворяет тре­буемым нормам не только в периферийной части ступицы, но и в центре диска. Не наблюдается резких колебаний свойств и по высоте поковки.

Представляет интерес и анализ графика изменения механиче­ских свойств диска в осевом направлении (рис. 52, д). По резуль­татам исследования осевых образцов в два ряда по высоте {рис. 52, в) получены кривые, характеризующие изменение меха­нических свойств по радиусу в области осевой горизонтальной плоскости поковки и в зоне, близкой к одной из контактных пло­скостей. Отмечается противоположная закономерность изменения свойств в обеих зонах: в области горизонтальной осевой плоскости наиболее низкие значения свойств пластичности соответствуют центру диска. По мере удаления от центра пластичность металла в осевом направлении повышается. В приконтактной зоне, наобо­рот, снижение свойств пластичности наблюдается от центра по­ковки к периферии. На расстоянии около 250 мм от центра кривые изменения механических свойств обеих зон сближаются и показа­тели практически имеют одинаковые значения.

Как и в ранее рассмотренном случае производства и исследо­вания дисков из стали ЭИ415 (см. гл. VI), такая закономерность объясняется неодинаковой фактической степенью осадки в разных горизонтальных плоскостях диска. Наибольшая степень осадки и наиболее заметное проявление даже самых незначительных ме­таллургических дефектов стали имеют место в области горизон­тальной осевой плоскости, особенно в центре поковки. Поэтому раз­рыв образца в центральной части горизонтальной осевой пло­скости диска неизбежно происходит в условиях минимальной пластичности металла. Любое иное расположение осевого образца приводит к повышению показателей пластичности: при переме­щении его по радиусу к периферии диска — за счет меньшего влияния осевых дефектов слитка, а при перемещении его к контакт­ным плоскостям — за счет перехода в зону меньших степеней осадки и более благоприятного (по отношению к осевым образ­цам) расположения волокон. Влияние последнего фактора столь существенно, что, как видно из графика (рис. 52, д), он заметно перекрывает фактор месторасположения образца по отношению к осевой зоне слитка.

Абсолютные значения механических свойств, полученные при испытании осевых образцов, вполне обеспечивают необходимый запас пластичности стали в осевом направлении. Во всяком слу­чае, относительная величина их по сравнению со свойствами в тангенциальном направлении не ниже, чем в дисках из стали дру­гих структурных классов.

Таким образом, установлен надежный технологический про­цесс производства весьма крупных дисков из стали ЭИ802, выплав­ленной в дуговой электропечи с основным подом без вакуумирова- ния при разливке. Исследование механических свойств в разных зонах и в разных направлениях не вызывает каких-либо сомнений в качестве металла и в возможности его использования для дисков на заданные параметры прочности.

Имеется положительный опыт изготовления партии дисков аналогичной формы из стали ЭИ802, выплавленной методом элек­трошлакового переплава (НКМЗ). Слитки диаметром 600 мм охлаждались в печи и передавались в кузнечно-прессовый цех в хо­лодном состоянии. Ковка производилась за три выноса по следую­щей технологической схеме: протяжка слитка на диаметр 530 мм и вырубка заготовки длиной 1010 мм, осадка заготовки до высоты 450 мм, осадка заготовки и разгонка полотна до окончательных размеров. Первичная тепловая обработка поковок состояла из изо­термической выдержки при 700—720° С с двумя переохлаждениями при 250—280 и 180—200° С и медленного охлаждения в печи до 200° С. После обдирки поковки подвергались закалке с 1050— 1070° С с охлаждением в масле и отпуску при 690—700° С. Твердость поковок после термообработки соответствовала Η В 228—255.

Механические испытания дисков на контрольных пробных кольцах показали высокий уровень механических свойств в тангенциальном направлении: σ₀,₂ = 6062 кГ/мм², σ_в = 7578 кГ/мм², δ = 20—22%, ψ = 5058%, а_н = 8-10 кГ-м/см². Макроконтролем и ультразвуковой дефектоскопией в дисках не обнаружено каких-либо дефектов металла.

Один из дисков (химический состав плавки, %: 0,18 С; 11.93 Сr; 0,81 Ni; 0,80 W; 0,62 Mo; 0,24 V) был разрезан для всестороннего исследования структуры и механических свойств. Отмечены высокая степень однородности и плотности макрострук­туры во всем сечении диска, отсутствие центральной пористости и ликвации. Наиболее характерной особенностью диска явилась исключительно низкая анизотропия механических свойств металла. Даже в центральной зоне поковки при одинаковых показателях прочности в тангенциальном, радиальном и осевом направлениях значения бит]) колебались соответственно в пределах 17—22,5 и 52,5—58,5%, а значения а_н — в пределах 5,8—9 кГм/см². В зоне средней трети радиуса и в периферийной зоне колебания в свойствах пластичности и ударной вязкости металла в разных направлениях еще меньше. Такой результат является показатель­ным для поковок, выполняемых из стали электрошлакового пере­плава. При использовании для дисков обычной электродуговой плавки анизотропия пластических свойств и вязкости всегда зна­чительно выше.

Небезынтересно, однако, отметить, что первая партия дисков, откованных из стали ЭИ802 электрошлакового переплава, оказа­лась пораженной внутренними дефектами металла типа флокенов, что еще раз подтверждает реальную возможность образования та­ких пороков металла в поковках из высокохромистых сложнолегированных сталей. Ультразвуковым контролем на частоте 2,5 Мгц в дисках были обнаружены крупные дефектные зоны с размером дефектов до 6—8 мм. При разрезке одного из дисков и исследовании диаметрально-осевого темилета установлено наличие в цен­тральной части поковки прерывистых трещин протяженностью до 4—7 мм. В изломе темплета, вырезанного из зоны наибольшего скопления дефектов, последние проявились в виде светлых пятен округленной и неправильной формы, которые были квалифици­рованы как флокены.

Анализ возможных причин этого явления привел к выводу, что образование дефектов связано с неэффективным режимом первич­ной тепловой обработки дисков, установленным в начальный пе­риод освоения поковок из стали ЭИ802, т. е. с наличием одного переохлаждения при 300° С и недостаточно длительной изотермической выдержкой при 700° С. В дальнейшем после корректирова­ния режима с переходом на два переохлаждения (при 250—300 и 180—200° С), внутренние пороки металла типа флокенов в дис­ках не наблюдались.

Поковка ротора из стали, вакуумированной при разливке

Крупная поковка ротора (рис. 53) из стали ЭИ802 (слиток ве­сом 63 т) была изготовлена на Ново-Крамоторском машинострои­тельном заводе. Выплавка стали производилась дуплекс-процес­сом в кислой мартеновской печи с использованием жидкой лига­туры, полученной в электропечи (химический состав плавки, %: 0,24 С; 0,37 Si; 0,62 Μη; 11,08 Cr; 0,81 Ni; 0,59 Mo; 1,02 W; 0,20 V; 0,018 S; 0,013 P). Такой несколько необычный процесс выплавки стали обусловлен отсутствием на заводе плавильной электропечи необходимой емкости. Однако, решение о выплавке специальной высокохромистой стали в кислой мартеновской печи в комбинации с электропечью следует оценить положительно не только как оригинальное решение производственной задачи, но и как средство получения стали ЭИ802 со всеми признаками высокого качества металла, присущими кислому мартеновскому процессу, особенно по содержанию водорода. В данной плавке содержание водорода перед выпуском было 3,2 слг³/100 г.

Разливка стали производилась в вакууме при остаточном дав­лении в начале разливки 10 мм рт. cm и в конце разливки 28 мм рт. ст. Содержание водорода в металле после вакуумирования равнялось 1,45 см³/100 г, что для стали ЭИ802 следует признать относительно низким.

В кузнечно-прессовый цех слиток поступил с температурой на поверхности 680° С. После консервации при 700—750° С про­должительностью 40 ч слиток был нагрет до ковочной температуры с восьмичасовой выдержкой при 1180° С.

Поковка ротора была откована на прессе усилием 10 000 Τ за 11 выносов. Температурный интервал ковки для первых пяти выносов с интенсивным деформированием всего объема заготовки равнялся 1180—900° С, для остальных выносов с преимущественно отделочными операциями — 1100—900° С.

Для осадки слитка до диаметра 1900 мм использовалась верхняя плита со сферической поверхностью. Вытяжка блока на диаметр 1450 мм производилась через квадрат и много­гранник, все операции вытяжки на круг выполнялись на комбинированных бойках (верхнем — плоском, нижнем — вы­резном).

В процессе ковки не наблюдалось образования крупных рва­нин и трещин. Металл деформировался удовлетворительно и по­ковка получена в пределах заданных размеров без глубоких поверх­ностных дефектов.

Откованный ротор подвергался изотермическому отжигу и ох­лаждению в печи по следующему режиму: переохлаждение с 600— 650 до 350—400° С, нагрев до 690—710° С с выдержкой при этой температуре 15 ч, второе переохлаждение до 250—300° С, нагрев до 690—710° С с выдержкой 20 ч, охлаждение в печи до 200° С со скоростью не более 20 град/ч. В связи с неравномерной твер­достью, полученной по бочке и длине ротора (ИВ 204—276), по­ковка подвергалась дополнительному отпуску при 700—720° С в течение 20 ч. После такого отпуска твердость поковки равнялась Η В 178—196.

Перед окончательной термообработкой поковка ротора обди­ралась, рассверливался осевой канал и нарезались пазы. Оконча­тельная термообработка состояла из закалки с 1050—1070° С с охлаждением в масле и отпуска при 690—710° С. Основные эле­менты технологического режима термообработки следующие: посадка заготовки в печь для нагрева под закалку при 300° С с выдержкой 5 ч, нагрев до 600—650° С со скоростью 30 град/ч, дальнейший нагрев до 1050—1070° С с выдержкой при этой темпера­туре (после ее выравнивания по всему сечению ротора) в течение 6 ч, охлаждение в масле в течение 4 ч 20 мин\ посадка в печь для нагрева под отпуск при температуре печи 300° С с выдержкой при этой температуре 3 ч, нагрев до 690—710° С со скоростью 30 град/ч, выдержка при этой температуре (после ее выравнива­ния по всему сечению заготовки) в течение 25 ч, охлаждение с печью до 100° С со скоростью не более 15 град/ч.

В табл. 33 приведены результаты механических испытаний ротора, откованного из слитка весом 63 т. Основной показатель прочности σ₀,₂ находится на уровне 58—60 кГ/мм², что несколько ниже норм технических условий, которыми σ₀₎₂ предусматривается равным не менее 65 кГ/мм². В то же время значения показателей пластичности, особенно относительного сужения, не имеют запаса для повышения прочности свойств за счет изменения температуры отпуска. По-видимому, для крупных поковок из стали ЭИ802 обязательная норма предела текучести не должна превышать 55—58 кГ/мм².

Поверхность шеек и другие доступные места боковой поверх­ности ротора подвергались травлению и контролю макрострук­туры. На поверхности шейки диаметром 380 мм выявлены две продольные трещины закалочного происхождения длиной 200 и 250 мм, видимые невооруженным глазом. На других участках дефектов не обнаружено.

Образование трещин связано с разными условиями переохла­ждения при закалке шейки ротора диаметром 380 мм и бочки диа­метром 1000 мм. Стремление к полному распаду аустенита при закалке в сечении бочки за счет переохлаждения до 150—170° С неизбежно влечет за собой очень глубокое охлаждение тонкой части ротора — шейки. В данном случае это и явилось причиной образования трещин. Таким образом, технология закалки ротора рассматриваемого типа требует еще дополнительной отработки. Не исключено, что для устранения возможности появления зака­лочных трещин потребуется специальное увеличение в поковке диаметра шейки с целью уменьшения разницы в сечениях заготовки ротора перед закалкой.

С поверхности шеек и отдельных участков бочки ротора былг сняты серные отпечатки, которые соответствовали одному—τρβΝ баллам по шкале НКМЗ. В осевом канале ротора при периско­пическом осмотре (Х2,5) никаких дефектов не обнаружено.

Ротор дважды подвергался ультразвуковой дефектоскопии — перед окончательной термообработкой (до нарезки пазов) и посл( термообработки. В нервом случае контролировалась бочка ротора во втором — прозвучивались обе шейки в радиальном направле­нии и три диска в осевом направлении. Как в первом, так и во вто­ром случаях дефектов не обнаружено, за исключением двух ви­димых закалочных трещин на шейке диаметром 380 мм, глубина распространения которых равнялась 40—50 мм.

В связи с невозможностью использования поковки ротора по прямому назначению из нее вырезались диски для исследования глубинных зон в сечениях диаметром 380, 470, 590, 988 и 1080 мм Диски подвергались травлению и механическим испытаниям в тангенциальном направлении от периферийных участков и зон, рас­положенных вблизи расточки. Ни в одном из дисков после травле­ния не выявлено каких-либо металлургических дефектов. Результаты механических испытаний дисков представлены в табл. 34

Динамика изменения прочностных свойств от периферии к расточке неодинакова в разных сечениях ротора. Наименьшие изменения наблюдаются в концевых участках диаметром 380 и 470 мм где нет существенного падения прочности. В области бочки ротор; существенное снижение показателей σ_0;2 и σ_β имеет место только в сечении диаметром 988 мм, что связано с худшей прокаливаемостью глубинных зон этого участка из-за отсутствия в нем прорезанных пазов. Заметно ниже и показатели пластичности вязкости.

Наиболее резкое падение свойств пластичности δ и ψ от периферии к расточке наблюдается в сечении диаметром 590 мм что, по-видимому, связано с местной повышенной загрязненностью металла в этой зоне.

В целом, учитывая специфические особенности стали ЭИ802 результаты механических испытаний глубинных зон ротора следует признать удовлетворительными.

Таким образом, опыт подтвердил практическую возможность изготовления крупной поковки ротора из стали ЭИ802, годной по основным металлургическим признакам при условии использования кислой мартеновской стали, вакуумированной при разливке При этом, однако, должны быть скорректированы требования по механическим свойствам в сторону некоторого снижения показателей прочности и дополнительно уточнен технологический процесс термической обработки.

Поковка ротора из стали,

выплавленной методом электрошлакового переплава

Поковка ротора, показанная на рис. 40, а, выполнялась также из стали ЭИ802, полученной методом электрошлакового переплава на установке ЭШГ1-10 (НКМЗ). Установка рассчитана на получе­ние слитков весом до 12—13 т путем переплава трех электродов при трехфазной схеме питания. Переплав электродов осуще­ствлялся в медном кристаллизаторе открытого типа диаметром 1060 мм при отношении высоты слитка к диаметру, равном 2,0.

Кованые штанги-электроды диаметром 320 мм и длиной 7200 мм выполнялись из слитков весом 6 т, отлитых из основной электро­стали. На электрошлаковый переплав электроды поступали без предварительной механической обработки и зачистки.

Слиток весом 13 т, отлитый на установке ЭШП-10, был извле­чен из кристаллизатора при температуре около 700° С и передан для нагрева под ковку. При внешнем осмотре слитка дефектов не обнаружено. Химический состав стали до и после электрошлако­вого переплава дан в табл. 35.

Поковка ротора была откована без промежуточной осадки слитка. Такой необычный для этого типа поковок технологический процесс вызван дефицитом металла, не позволившим выполнить операцию осадки, для осуществления которой вес исходного слитка должен быть не менее 14—15 т, т. е. выше предельных возможно­стей установки ЭШП-10. Проработка металла при деформировании в данном случае ограничена только вытяжкой с коэффициентом укова по бочке, равным 2,0. Ротор выполнен за два выноса винтер- вале температур 1180—900° С без заметных поверхностных дефек­тов. Максимальная температура нагрева слитка в печи достигала 1230° С. Величина обжатия за один ход пресса равнялась 40—50 мм.

Поковка, охлажденная на воздухе до 400° С, была посажена в термическую печь, где подвергалась тепловой обработке по следующему режиму: выдержка при 400° С 2 ч, нагрев до 700° С со скоростью 60 град/ч, выдержка при этой температуре (с уче­том времени на ее выравнивание) в течение 12 ч. Охлаждение с раскрытыми крышками и шиберами до 200°С, выдержка при 200 — 220° С 13 ч, нагрев до 700—710° С, выдержка при этой темпера­туре 30 ч, охлаждение до 200° С со скоростью 15—20 град/ч.

Термическая обработка заготовки ротора производилась после обдирки и сверления осевого канала диаметром 70 мм по такой схеме: закалка от температуры 1070° С, охлаждение в масле и от­пуск при 670° С в течение 15 ч (после выравнивания температуры), охлаждение в печи до 300° С.

При закалке ротор охлаждался в масле 90 мин. Температура масла после закалки равнялась 55° С. Температура металла на шейке ротора была 150° С, на бочке 250° С. Твердость металла ротора после термообработки Η В 241—269.

Макроконтроль, перископический осмотр осевого канала и ультразвуковая дефектоскопия показали отсутствие в металле ротора каких-либо металлургических дефектов. Механическими испытаниями штатных проб установлены удовлетворительные механические свойства на продольных образцах, отобранных от шейки ротора, и несколько пониженные против норм технических

условий показатели прочности на тангенциальных образцах (табл. 30, проба 2).

Для проверки стабильности механических свойств по сечению ротора на НЗЛ были вырезаны от торца бочки и дополнительно испытаны кольца, расположенные в зоне средней трети радиуса и вблизи осевого канала. Результатами испытаний установлено резкое снижение предела текучести и предела прочности в цен­тральной зоне бочки (табл. 36, пробы 3 и 4), в связи с чем был сделан вывод о неудовлетворительной термической обработке ротора. Можно было предположить, что металл центральной части бочки был недостаточно прогрет или не претерпел необхо­димых превращений при закалке вследствие недостаточно эффек­тивного переохлаждения в масле. Структура образцов, как по­казал микроанализ, была крупнозернистой с сеткой карбидов.

Ротор подвергался повторной термической обработке: закалке· от 1070° С с охлаждением в масле и отпуску при 700° С в вертикаль­ной печи. Пробы для механических испытаний после повторной термообработки вырезались в продольном направлении от шейки вала и в тангенциальном — от торцов зоны компрессорной бочки ротора. При этом отбиралась серия колец разных диаметров с целью тщательной проверки механических свойств по сече­нию бочки. В табл. 37 приведены результаты механических

испытаний образцов. Показатели прочности σ_0ι2 и σ_β имеют относи­тельно высокие и ровные значения по всему сечению бочки. Из свойств пластичности заметную тенденцию к снижению от пери­ферии к центру имеет только относительное сужение, минимальное значение которого в районе расточки соответствует примерно 25—30%.

Пользуясь благоприятной конструкцией детали (см. рис. 39), позволяющей методом трепанации вырезать центральный стержень из компрессорной бочки, были тщательно исследованы глубинные зоны ротора. Трепанированный стержень А диаметром 240 мм и длиной 1100 мм (рис. 54) после шлифования и травления цилин-

дрической поверхности и торцов контролировался на наличие макродефектов. При травлении на наружной поверхности стержня выявлены очень мелкие (типа булавочных наколов) поры. При ультразвуковом контроле в радиальном направлении дефекты не обнаружены, в осевом направлении на расстоянии 300—400 мм от глубинного торца отмечены мелкие дефекты диаметром менее 2 мм (в эталонном сравнении).

Из стержня вырезались темплеты для дополнительного макро­контроля и механических испытаний глубинных зон центральной части ротора в тангенциальном и продольном направлениях (рис. 55). Результаты этих испытаний (табл. 38) свидетельствуют о том, что свойства прочности практически остаются постоянными во всех зонах стержня. Пластичность металла резко снижается в зоне, близкой к расточке, где значение ψ на некоторых танген­циальных образцах даже не удается замерить, а на продольных образцах оно равняется 4%. На периферии стержня, т. е. в цен­тральном глубинном участке ротора, соответствующем диаметру 240 мм, показатель δ в тангенциальном направлении (темплет 2) колеблется в пределах 14,7—15%, ψ=16—22% и а_н — 4,1— 4,2 кГм/см². Во всех случаях излом образцов характеризуется крупнокристаллическим строением. Других дефектов в изломе не отмечено.

Макроструктура поперечного 1 и продольного 3 темплетов крупнозернистая с мелкой пористостью в отдельных местах, при­мыкающих к поверхности расточки. Распределение серы равно­мерное, соответствующее двум баллам шкалы НКМЗ. Микрострук­тура темплетов — сорбит, ориентированный по мартенситу, без участков свободного феррита. Содержание водорода в металле темплета равняется 0,5 см³! 100 г.

Дополнительно к исследованию центрального стержня изуча­лось распределение химических элементов и неметаллических включений по сечению компрессорной бочки ротора. Соответ­ствующие данные приведены в табл. 39 и 40, из которых видно, что как составляющие химического состава (в том числе вредные примеси), так и неметаллические включения распределяются по сечению бочки весьма равномерно. Абсолютное содержание в стали неметаллических включений относительно невелико и не превос­ходит двух баллов по ГОСТу 1778—62.

В результате исследования ротора установлены высокая сте­пень физической однородности металла и удовлетворительный

уровень механических свойств поковки за пределами осевой зоны диаметром 200—250 мм. Крупнозернистая структура металла и пониженные свойства пластичности в осевой зоне обусловлены принципиальным фактором ковки — низким коэффициентом укова и поэтому в общем металлургическом комплексе носят, в известной мере, случайный характер. Можно уверенно предположить, что

при соответствующей степени деформации (с промежуточной осад­кой слитка) качество ротора, откованного из стали, выплавлен­ной методом электрошлакового переплава, будет вполне удовле­творять всем признакам высококачественной поковки ответствен­ного назначения.