Газовой турбины ГТ 700-5

Поковки дисков высокого давления

Формирование кадрового резерва

Кадровый резерв – группа руководителей и специалистов, обладающих способностью к управленческой деятельности, отвечающих требованиям, предъявляемым должностью того или иного ранга, подвергшихся отбору и прошедших систематическую целевую квалификационную подготовку.

Планирование кадрового резерва имеет целью спрогнозировать персональные продвижения, их последовательность и сопутствующие им мероприятия. Оно требует проработки всей цепочки продвижений, перемещений, увольнений конкретных сотрудников.

Планы кадрового резерва могут составляться в виде схем замещения, которые имеют разнообразные формы в зависимости от особенностей и традиций различных организаций. Можно сказать, что схемы замещения представляют собой вариант схемы развития организационной структуры, ориентированной на конкретные личности с различными приоритетами. В основе индивидуально ориентированных схем замещения лежат типовые схемы замещения. Они разрабатываются службами управления персоналом под организационную структуру и представляют собой вариант концептуальной модели ротации рабочих мест.

Выделяют следующие основные этапы процесса формирования резерва кадров:

- составление прогноза предполагаемых изменений в составе руководящих кадров;

- предварительный набор кандидатов в резерв;

- получение информации о деловых, профессиональных и личностных качествах кандидатов;

- формирование состава резерва кадров.

Основными критериями при подборе кандидатов в резерв являются:

- соответствующий уровень образования и профессиональной подготовки;

- опыт практической работы с людьми;

- организаторские способности;

- личностные качества;

- состояние здоровья, возраст.

Источники формирования резерва кадров следующие: квалифицированные специалисты; заместители руководителей подразделений; руководители нижнего уровня; дипломированные специалисты, занятые на производстве в качестве рабочих.

Подводя итоги, следует отметить, что планирование карьеры и внутриорганизационное движение персонала при целенаправленной их реализации могут выступать инструментами профессионализации работников, а значит – инструментом развития организации и повышения ее конкурентоспособности.

Из рассмотренных выше дисков наибольшее использование в крупносерийном производстве газовых турбин получил диск из стали ЭИ572 (см. рис. 59, в). Ковка этих дисков непрерывно совершенствовалась, исследовались и осваивались новые техноло­гические процессы, изучались дефекты металла и пути их устра­нения, обобщались результаты производства поковок. Ниже приводятся данные по некоторым из этих работ.

Уточнение химического состава стали

Диски, откованные из первых опытных плавок, отличались низким пределом прочности при 20° С: фактические значения σ_β находились на уровне 57—61 кГ/мм² при норме σ_в > 60 кГ/мм². Одновременно не достигали заданного уровня и значения предела текучести при 600° С (основная расчетная характеристика металла дисков). При норме σ_0,2 > 25 кГ/мм² этот показатель коле­бался в пределах 18—23 кГ/мм².

Исследованием микроструктуры было выявлено наличие в ме­талле относительно большого количества ферритной фазы (до 15—18%), распределенной в зоне обода равномерно, а в центре ступицы преимущественно в виде скоплений по границам зерен (рис. 70). Именно большое количество второй фазы определило пониженный уровень показателей прочности металла, что было подтверждено анализом нескольких плавок, имеющих однофаз­ную аустенитную структуру металла. Диски этих плавок отлича­лись более ровными и более высокими значениями характеристик прочности: при 20° С σ­_т< 70÷75 кГ/мм², при 600° С σ_{0, 2} = 25÷28 кГ/мм².

Одновременно эти диски отличались и более высокими зна­чениями длительной прочности при 600° С, что объясняется по­ниженной жаропрочностью ферритной фазы в сравнении с аустенитной. Соответствующими испытаниями дисков, не содержащих в металле ферритной фазы, установлено, что значение предела длительной прочности за 100 ООО ч составляет 22 кГ/мм², для дисков с содержанием ферритной фазы около 15—17 % — 18 кГ/мм². Из этих данных следует, что наличие в структуре аустенитной стали ЭИ572 феррита в количестве 15—17% заметно снижает ее длительную прочность.

Задача, следовательно, состоит в том, чтобы в производствен­ных плавках стали ЭИ572, предназначаемых для ковки дисков, содержание ферритной фазы довести до минимума. Одним из главных факторов, определяющих количество ферритной фазы в структуре этой стали является соотношение в химическом составе плавки двух групп элементов: 1) хрома, ниобия и титана, подав­ляющих превращение α → γ и 2) углерода и никеля, подавляющих превращение γ → α. Пределы содержания элементов в первона­чально заданном химическом составе создавали большие трудности в получении стабильных результатов по минимальному содержа­нию ферритной фазы (по крайней мере, не более 3—5%). По­этому в заводской технологической инструкции по выплавке стали ЭИ572 регламентированы более узкие пределы содержания углерода (0,30—0,35%), ниобия и титана (0,2—0,35%); содержа­ние никеля увеличено до 9—11%.

Выплавка стали ЭИ572 по измененному химическому составу обеспечила вполне приемлемую микроструктуру металла в пода­вляющем количестве плавок. Лишь в отдельных случаях содержа­ние ферритной фазы в металле достигало 5—8%, в остальных плав­ках оно не превышало 3—4%. Получению стабильных производ­ственных результатов по содержанию ферритной фазы в плавках способствовал твердо установленный на заводе и выполняемый без каких-либо отклонений технологический процесс выплавки стали.

Сужение предельных значений отдельных элементов, в част­ности углерода, потребовало повышенного внимания к техноло­гии выплавки стали. В первый период освоения производства пла­вок стремление к выполнению плавки с содержанием углерода, близким к верхнему пределу заданного химического состава, иногда приводило к наличию его в плавке до 0,36%. В этих случаях в микроструктуре дисков наблюдалось повышенное количество карбидов, что также вызывало неудовлетворительные показатели механических свойств, но уже не по нормам прочности, а по нор­мам пластичности. Такое явление иногда имело место и при со­держании углерода в плавке 0,35%. Практикой установлено, что оптимальное содержание углерода в стали ЭИ572, предназначенной для дисков, находится в пределах 0,30—0,34%, к чему и следует стремиться плавильщикам, хотя формально это ограничение (до 0,34%) и не установлено.

Снижение верхнего предела содержания титана и ниобия спо­собствовало уменьшению в стали пленок из сложных окислов этих элементов.

Ковка дисков из слитков удлиненной формы и исследование завариваемости осевых дефектов слитка

Технология ковки дисков из трехконусных слитков весом 2,1 т (см. рис. 66) имеет существенный недостаток — низкий выход годного, не превышающий 50%. На H3JI большое коли­чество поковок ответственного назначения из высоколегированных сталей успешно изготовляется из слитков удлиненной формы, эко­номичность которых сочетается с высоким качеством получаемых деталей. Применительно к рассматриваемому диску (см. рис. 58, б) переход на слитки удлиненной формы вызывал известные опасе­ния в связи с отсутствием в нем центрального отверстия и нали­чием высокой ступицы, не допускающей больших степеней осадки при выполнении поковки. Предполагалось, что осевые усадочные пороки удлиненного слитка в условиях недостаточно эффективной проработки центральных зон не будут надежно заварены и вызовут дефекты металла в готовом диске. Однако опытная партия дисков в количестве шести штук, откованная из трех плавок, не подтвер­дила этих опасений: поковки оказались годными по всем призна­кам качества металла, в том числе и по результатам ультразвуковой дефектоскопии.

Технологическая схема ковки диска из слитка удлиненной формы весом 2,17 т отличается от ранее рассмотренного процесса тем, что перед осадкой сбиллетированиого слитка от нижней части его отрубается годный остаток длиной 400 мм, который исполь­зуется для мелких деталей. При диаметре биллета 430—470 мм и длине 1100 мм его осадка не вызывает каких-либо затруднений. С учетом годного остатка полезный выход металла из слитка со­ставляет около 68 %.

Эффективность заварки осевых дефектов слитка удлиненной формы на разных стадиях ковки дисков была выявлена в резуль­тате экспериментального исследования, проведенного в производ­ственных условиях. Все промежуточные заготовки на основных технологических этапах и готовые поковки дисков разрезались на элементы, позволяющие установить наличие в металле неза- варившихся дефектов слитка.

Предварительно из слитка весом 2,17 т вырезался продольный темплет для выявления исходного состояния осевой зоны.

Опыты проводились на натурных заготовках, полученных в обычных цеховых условиях по принятому на заводе технологи­ческому процессу. Поэтому результаты исследования с наиболь­шим приближением отражают действительное состояние промежу­точных заготовок при ковке производственных дисков. Заготовки исследовались на следующих технологических этапах: 1) после биллетирования слитка; 2) после промежуточной осадки сбиллети­рованиого слитка; 3) после протяжки осаженного блока; 4) го­товая поковка диска.

Слитки для опытных заготовок были отлиты из стали, выплав­ленной в 10-тонной электропечи с основным подом. В соответ­ствии с принятой на заводе технологией производства дисков из стали ЭИ572 все слитки поступали в прессовый цех в горячем со­стоянии с температурой на поверхности 600—700° С. Один сли­ток, предназначенный для последующей разрезки, был охлажден в печи до 400° С после 5-часовой выдержки при 750—800° С. Остальные слитки подвергались нагреву и ковке по установлен­ному технологическому процессу.

Откованные заготовки охлаждались на воздухе и в дальнейшем исследовались по следующей схеме: сбиллетированные заготовки диаметром 390 мм, полученные из двух слитков, разрубались на отдельные части, торцы которых механически обрабатывались и шлифовались под травление. С каждого торца предварительно снимался слой металла толщиной не менее 60 мм с целью исключить влияние деформированной топором зоны руба на мак- роструктурное строение торцовой поверхности заготовки. На травленой поверхности торцов изучалось наличие металлурги­ческих пороков стали, особенно дефектов, связанных с осевой зоной слитка. Схема макроструктурного контроля поперечных сечений сбиллетированных слитков, полученных в результате их разрубки и соответствующей подготовки торцов, показаны на рис. 71, а. Травление и тщательный осмотр торцовых поверхно­стей заготовок позволяют достаточно полно исследовать макроструктурное состояние всего объема слитка после его биллетирования.

Из заготовки, полученной после биллетирования и осадки слитка, вырезался продольный осевой темплет, который методом глубокого травления шлифованных плоскостей контролировался на наличие металлургических дефектов. Далее из разных зон темплета приготовлялись радиальные и осевые образцы для механи­ческих испытаний. После протяжки осаженного слитка выреза­лись поперечные темплеты —III (рис. 71, б) для выявления металлургических пороков стали. Металл темплетов подвергался механическим испытаниям на тангенциальных и радиальных образцах.

Окончательно сформированные опытные поковки диска про­ходили все стадии обработки и контроля аналогично производ­ственным дискам из стали ЭИ572 (обдирку, термическую обра­ботку, испытания механических свойств, макроисследование и ультразвуковой контроль!). Из диска вырезался осевой темплет для более глубокого изучения макроструктуры и механических свойств различных зон поковки.

В результате исследования в центральной части плоскости 2 (рис. 71, а) обнаружены крупные и мелкие поры, сосредоточенные в зоне размером около 70 X 80 мм. В плоскости 3 такая зона пор была уже значительно меньшей. В плоскостях 4, 5 η 6 имелись лишь отдельные рассредоточенные мелкие поры, в плоскостях 7, 8 и 9 дефектов металла не замечено. Это означает, что внутренние пороки слитка из аустенитной стали ЭИ572 (поры, рыхлости и даже осевые межкристаллитные трещины большой протяженности) завариваются под воздействием ковки с относительно малыми коэффициентами укова. Практически уже при коэффициенте укова около 1,3—1,4 верхняя половина сбиллетировапного слитка ока­залась свободной от каких-либо дефектов, связанных с осевыми пороками слитка.

Дальнейшая деформация слитка — промежуточная осадка — повышает (или, по крайней мере, не снижает) степень плотности металла: в плоскости продольного темплета осаженного блока на­блюдаются лишь единичные мелкие поры, заметных приз­наков несплошности металла, как следствия незаварившихся дефектов слитка, нет. Глубоким травлением выяв­лена макроструктура темплета, на которой отчетливо видны характер и располо­жение волокон. В осаженном блоке осевая зона диаметром около 100—150 мм состоит из слабоориентированных в радиальном направлении зерен, в остальном объеме блока зерна имеют в основном четко вы­раженную радиальную направленность волокон как результат осадки участков слитка с развитой столбчатой кристаллизацией (рис. 72).

Заготовка, полученная после вытяжки осаженного блока на диаметр 400 мм, исследовалась на поперечных темплетах, вырезан­ных из заготовки по схеме, показанной на рис. 71, б, и ультра­звуковой дефектоскопией. При тщательном осмотре шлифованных поверхностей темплетов после травления не обнаружено каких- либо пороков металла. Отсутствие внутренних металлургических дефектов в объемах заготовки I—III установлено также и при уль­тразвуковом контроле с торцовых и цилиндрических поверхностей. Следовательно, комплекс предшествующих технологических опе­раций — биллетирование слитка, промежуточная осадка и вы­тяжка осаженного блока — обеспечил полную заварку осевых
дефектов слитка в заготовке, подготовленной для конечных опе­раций формообразования поковки.

Контроль качества металла окончательно сформированного диска методом травления и ультразвуковой дефектоскопии показал отсутствие в поковке каких-либо внутренних пороков металлурги­ческого характера. Для бо­лее глубокого контроля из диска вырезали продоль­ный осевой темплет, иссле­дование которого подтвер­дило физическую плот­ность металла, отсутствие несплошностей, пор и дру­гих признаков недостаточ­но полной заварки дефек­тов слитка. Такой резуль­тат вполне закономерен, так как еще до окончатель­ной осадки и разгонки полотна промежуточная заготовка уже не имела подобных дефектов.

Проведенное исследо­вание подтвердило надеж­ность использования слит­ков удлиненной формы для ковки дисков газовой тур­бины ГТ 700-5 в отноше­нии главного фактора ка­чества диска — отсутствия внутренних пороков ме­талла. Одновременно уста­новлен высокий эффект заварки усадочных поро­ков слитка из стали ЭИ572 при относительно неболь­ших степенях укова.

Представляет интерес и анализ механических свойств заготовок после осадки сбиллетированного слитка и протяжки блока. Продольный осевой темплет, вырезанный из осаженного блока, после исследования макроструктуры разрезался на заготовки для разрывных и ударных образцов в радиальном и осевом направлениях.

На рис. 73 приведены кривые изменения механических свойств металла в разных сечениях блока. Обращают на себя внимание следующие особенности.

1. Комплекс механических свойств металла, в радиальном
направлении значительно выше, чем в осевом. Это относится не только к характеристикам пластичности, но и к пределу прочности, значение которого в центральной области блока на 30—40% выше. При этом значения предела текучести σ₀,2 находятся примерно на одном уровне.

2. По мере удаления от центра к периферии резко повышаются свойства пластичности δ и ψ, которые в радиальном направлении в 1,5—2 раза превышают требования технических условий. Пока­затели прочности в радиальном на­правлении изменяются незначи­тельно. Абсолютные значения свойств пластичности δ_ραδ и в централь­ной зоне блока относительно высоки (больше 20%) только в сечении, соот­ветствующем низу слитка. В верхней части слитка δ_рад и ψ_paд уменьша­ются до значений 10—12%.

3. В центральной зоне блока на­блюдается закономерное снижение механических свойств металла в ра­диальном направлении от низа к верху слитка. В осевом направлении механические свойства изменяются незначительно.

Таким образом, наиболее низкие механические свойства в радиаль­ном направлении имеет центральная зона блока в области верхней части слитка.

Главная причина этого заклю­чается в слабой эффективности меха­нической проработки подприбыльных зон слитка при его осадке в связи с влиянием цапфы.

Поперечные темплеты, получен­ные из заготовки после протяжки блока на диаметр 450 мм (рис. 71, б), разрезались на тангенциальные и радиальные образцы. Результаты испытаний центральных и периферийных участков заготовки представлены на рис. 74.

Из сопоставления двух графиков, показанных на рис. 73 и 74, следует, что протяжка блока на заготовку диаметром 450 мм несколько выравнивает свойства пластичности в радиальном на­правлении в пределах центральных участков заготовки. При этом разница в механических свойствах центральных и периферий­ных зон, в том числе показателей прочности, выявляется еще более резко, чем в осаженном блоке.

Параллельно с опытным диском, откованным по установленному технологическому процессу, из слитка весом 2,17 тэтой же плавки был откован второй диск без промежуточной осадки. Технологи­ческий процесс ковки состоял из биллетирования слитка на конус диаметром 470—390 мм, вырубки заготовки длиной 1000 мм и последующей осадки ее с формированием ступицы и разгонкой полотна. Таким образом, из нормального технологического цикла

были исключены две очень важные в отношении проработки ме­талла операции — промежуточная осадка слитка и вытяжка осаженного блока.

Этот диск, как и диск, откованный с промежуточной осадкой, после обдирки и термической обработки подвергался осмотру травленых поверхностей торцов и ультразвуковой дефектоскопии. Каких-либо внешних дефектов металла при осмотре не было обна­ружено. Что касается ультразвуковой дефектоскопии, то при прозвучивании с торцов ступицы в центральной области диска были зафиксированы импульсы, характерные для крупнозернистой структуры металла.

Из этого диска также был вырезан продольный осевой темплет для детального исследования. Глубоким травлением на поверх­ности темплета не выявлено никаких металлургических пороков, но в центральных объемах диска, примыкающих к контактным плоскостям, особенно со стороны ступицы, обнаружены участки разнозернистой структуры с преобладанием крупных зерен (рис. 75). В диске, откованном с промежуточной осадкой слитка, заметных участков крупнозернистой структуры не выявлено.

Далее оба продольных темплета подвергались всесторонним механическим испытаниям. Схема разрезки темплетов на образцы и результаты испытаний, характеризующие свойства разных объе­мов металла по высоте и радиусу дисков, показаны на рис. 76 в виде кривых изменения механических свойств металла поковок в радиальном и осевом направлениях.

Общий уровень механических свойств обоих дисков в радиаль­ном направлении может быть оценен как вполне удовлетворитель­ный. Предел текучести ни в одном из участков не снижается ниже 40 кГ/мм², показатели пластичности б и ψ даже в центральной зоне ступицы находятся на уровне около 20—25%, а ударная вяз­кость составляет более 4 кГм/см². Но при сопоставлении показа­телей механических свойств дисков, откованных по разным вариантам, отмечается следующая особенность: в центральной зоне диска (плоскость /—/), откованного без промежуточной осадки, показатели пластичности и вязкости в области осевой горизонталь­ной плоскости несколько выше, чем в диске, откованном с проме­жуточной осадкой, однако эти же характеристики (δ, ψ и а_н) имеют заметно более низкие значения в зонах, прилегающих к тор­цовым поверхностям. Учитывая при этом и соотношения показа­телей прочности, необходимо сделать вывод, что в диске, откован­ном без промежуточной осадки, механическая проработка при- контактных зон металла хуже, чем в диске, откованном с про­межуточной осадкой. По мере удаления от центральных участ­ков диска это явление теряет свой закономерный характер. Разница в уровне механичес­ких свойств приконтактных участков обоих дисков в осевом направлении еще более заметна в центральной части ступицы (рис. 76, в).

На рис. 77, а показано соот­ношение основных показателей прочности, пластичности и вяз­кости металла центральных зон дисков, откованных с промежу­точной осадкой и без нее. Пре­дел текучести во втором случае на 5—7% ниже и эта разница сохраняется почти постоянной по всей высоте дисков. Что касается характеристик пластичности и вязкости, то на ради­альных образцах значение ψ в области осевой горизонтальной плоскости на 20% выше, в приторцовых зонах — на 15—18% ниже, значение а_н — соответственно на 10% выше и на 20% ниже.

Для дисков, откованных по разным технологическим схе­мам, сохраняется общая закономерность изменения соотношения механических свойств в осевом и радиальном направлениях (рис. 77, б): почти одинаковые по высоте диска соотношения , близкие по своему значению к 100%, и резкое падение соотношений в области горизонтальной осевой плоскости диска, где они достигают 40—50% при значениях в приторцовых зонах 80—115%.

Таким образом, диск, откованный без промежуточной осадки, уступает диску, откованному с промежуточной осадкой слитка, по уровню показателей пластичности в приторцовых зонах цен­тральной части поковки, что связано с недостаточно эффективной проработкой этих зон при ковке и с наличием в них участков круп­нозернистой структуры. Это обстоятельство имеет существенное значение, так как в известной мере снижает конструкционную прочность диска. Но не менее серьезным недостатком упрощен­ного процесса ковки (без промежуточной осадки слитка) является и сложность ультразвукового контроля таких дисков из-за скоп­ления крупных зерен в зонах, подлежащих прозвучиванию, и, следовательно, ненадежность контроля дисков на наличие вну­тренних пороков металла.

Учитывая ответственность назначения и высокие требования к работоспособности диска в эксплуатационных условиях следует признать недопустимым исключение из технологического цикла ковки операции промежуточной осадки слитка.

Термическая обработка и средний уровень

механических свойств дисков

Термообработка дисков из стали ЭИ572 производится после грубой механической обработки (см. рис. 69, а) и состоит из двух основных операций: аустенизации с нагревом металла до 1150— 1170° С и отпуска (стабилизации) при 750—770° С. Технологически эти операции осуществляются по следующим режимам.

Аустенизация: посадка в печь при температуре не выше 300° С, нагрев до 1050° С со скоростью 80—100 град/ч с про­межуточной выдержкой при 650° С в течение 3 ч и при 1050° С — 2 ч дальнейший нагрев до 1150—1170° С с максимальной скростью, допускаемой печью, выдержка при 1150—1170° С в течение 2 ч, охлаждение в воде продолжительностью 20—25 мин.

Отпуск: посадка в печь при температуре не выше 300° С с выдержкой в печи при этой температуре в течение 2 ч, нагрев до 750—770° С со скоростью 60—80 град/ч с выдержкой при этой температуре в течение 12 ч, охлаждение с печью до 400° С со ско­ростью не более 40 град/ч.

Практически установлено, что обусловленная режимом тем­пература аустенизации дисков является одной из главных пред­посылок высокого уровня механических свойств металла. Аустени­зация с более низких температур неизбежно вызывает снижение свойств, главным образом показателей пластичности. Это обстоя­тельство особенно важно учесть в связи с тем, что предельная тем­пература нагрева в большинстве термических печей находится на уровне температур аустеннзацни и поэтому любая неравно­мерность нагрева сказывается в сторону уменьшения температуры в определенных объемах рабочего пространства печи. В условиях производственных садок при загрузке дисками всей площади пода горизонтальных термических печей степень неравномерности нагрева в отдельных зонах нередко достигает 25—30° С, что существенно снижает установленную температуру аустенизации дисков, расположенных в этих зонах. Трудности равномерного прогрева дисков усугубляются еще и отсутствием в них цен­тральных отверстий и относительно большой высотой по ступице.

В цеховых условиях наблюдались случаи недостаточно высо­кого нагрева под аустенизацию отдельных заготовок в садке, свя­занные с большим перепадом температуры в рабочем пространстве печи. Такие заготовки, как правило, имели пониженные механиче­ские свойства. Характерно, что другие диски этой же плавки, термически обработанные в той же садке, но расположенные в другой зоне печи, во многих случаях имели вполне удовлетво­рительные показатели. Повторная термическая обработка дисков, выполненная с точным соблюдением установленной температуры аустенизации, обычно приводила к резкому повышению меха­нических свойств металла. Отдельные результаты изменения механических свойств дисков после повторной аустенизации с от­пуском, взятые из заводской практики, приведены в табл. 46, где для сопоставления приведены и механические свойства других дисков этих же плавок, получивших требуемые показатели после первой термообработки.

Повторная аустенизация при условии строгого выполнения основных элементов технологического режима нагрева дисков (нагрев от 1000—1050° С с максимальной скоростью, выдержка при этой температуре не более 2 ч) не приводила к заметному росту зерен. Величина аустенитного зерна в производственных дисках колебалась в основном в пределах 4—5 баллов.

Вопрос о возможной неравномерности нагрева дисков имеет очень существенное значение и для операции отпуска. В данном случае отклонение температуры отпуска от установленного ре­жима не имело бы решающего значения при соответствующем корректировании длительности процесса, поскольку влияние двух этих факторов на результаты отпуска взаимосвязано: увеличе­ние продолжительности отпуска компенсирует некоторое снижение его температуры, и наоборот. Но в условиях одной садки при по­стоянной длительности пребывания всех заготовок в печи значи­тельная неравномерность нагрева неизбежно вызывает в дисках разную степень выделения упрочняющей карбидной фазы и, сле­довательно, разные свойства. Такое явление наблюдалось при недостаточном внимании технологов и обслуживающего персо­нала печи к проведению операции отпуска дисков из стали ЭИ572.

Оптимальные условия выполнения аустенизации и отпуска дисков могут быть достигнуты в вертикальных термических печах или в горизонтальных печах с точным регулированием температуры в разных зонах рабочего пространства. При отсутствии печей такого типа требуется ограничение величины садки с размещением дисков в зонах с относительно близкой температурой, применение

высоких подставок, а в случае необходимости и кантовка дисков во время отпуска. Такой прием используется на НЗЛ при термооб­работке массивных дисков с высокой ступицей.

На рис. 78 изображен график предельных значений механиче­ских свойств дисков, откованных из 16 рядовых плавок стали ЭИ572 (по 2—4 диска из каждой плавки). График построен по данным статистической обработки результатов производственного контроля большого количества поковок и поэтому отражает средний фактический уровень.

Предел текучести при 20 и 600° С отличается относительно ров­ными значениями и соответствует установленным нормам. При этом, однако, нижняя граница предельных значений σ_0>2 при 600° С для дисков большинства плавок находится на уровне около 25 кГ/мм²,

а верхняя граница — около 27—29 кГ/мм², т. е. поэтому показателю диски почти не имеют запаса. Предел теку­чести при 20° С характери­зуется устойчивыми мини­мальными значениями около 40 кГ/мм² при норме по тех­ническим условиям не менее 35 кГ/мм². Значения σ_β также не вызывают каких- либо опасений.

Свойства пластичности и ударной вязкости дисков от­личаются большим разбегом значений не только в преде­лах 16 плавок, но и в пре­делах каждой плавки. На­пример, диски из стали плав­ки № 1 имеют следующие предельные значения: ψ = = 24+39%, δ =27+41%, а_н = 5ч-8,4 кГ-м/см², а из стали плавки № 6 — ψ = = 27+39%, δ =20+38%, а_н = 4,2 + 8,0 кГ-м!см². Та­кой перепад значений ψ, δ и а_н характерен для боль­шинства плавок. В преде­лах же дисков, откованных из 16 плавок, соотношение максимальных и минималь­ных величин ψ, δ и а_н до­стигает значений около 2— 2,5.

Резкий перепад свойств пластичности отражает разное мик­роструктурное состояние металла дисков (особенно содержа­ние в нем ферритной фазы и карбидов), весьма чувствительное к колебаниям химических элементов в пределах марочного состава стали и к фактическим режимам аустенизации и отпуска дисков.

Чем более стабильны эти факторы, тем стабильней и значения показателей ψ, δ и а_н.

Небезынтересно и влияние профиля исходного слитка на уро­вень механических свойств дисков. Для выявления этой связи на H3JT был проделан такой опыт. Девять производственных плавок стали ЭИ572 разливались в изложницы двух типов — трехконусную (вес слитка 2,1 т) и удлиненной формы (вес слитка 2,17 т). Из каждой плавки было отлито по одному слитку, которые в даль­нейшем использовались для ковки дисков по установленному тех­нологическому процессу. Все поковки термически обрабатывались по одинаковым режимам и в одинаковых условиях. Таким обра­зом, в пределах каждой из 9 плавок имелась возможность сопо­ставления механических свойств дисков, отличающихся друг от друга только одним признаком — профилем исходного слитка.

По результатам макро- и ультразвукового контроля все диски удовлетворяли нормам технических условий. Значения механи­ческих свойств дисков показаны на графике, изображенном на рис. 79, из которого следует, что механические свойства дисков, откованных из слитков удлиненной формы, во всяком случае не уступают (а в некоторых плавках даже заметно превышают) свой­ства дисков, откованных из слитков с переменной конусностью.

Изучение дефектов, обнаруженных при макроконтроле

и ультразвуковой дефектоскопии

Техническими условиями предусматривается контроль трав­леных торцовых поверхностей диска и всех доступных для осмотра внутренних поверхностей ступицы после чистовой механической обработки. Учитывая конфигурацию диска — выход на торцовую поверхность ступицы относительно глубоких участков металла, залегающих в центральной зоне поковки (см. рис. 58, б), — такой контроль следует признать весьма эффективным.

На травленой поверхности допускаются отдельные неметал­лические включения размером до 2 мм в количестве не более 12 шт. и размером 2—4 мм — не более 5 шт. Другие дефекты металла не допускаются.

Подавляющее число производственных дисков удовлетворяло этому требованию. Только в отдельных случаях обнаруженные макродефекты выходили за пределы установленных норм. Напри­мер, из крупной серии дисков в количестве 60 шт., откованных из 22 плавок, по результатам макротравления забракован только один диск. Большинство годных дисков имело чистую поверх­ность без каких-либо признаков пор или неметаллических вклю­чений.

В четырех дисках на травленой поверхности обнаружены очень мелкие разобщенные неметаллические включения, по коли­честву и размерам не превосходящие нормы, регламентированные техническими условиями.

В забракованном диске выявлено большое количество точечных и вытянутых с различной ориентацией неметаллических включе­ний. Некоторые из них имели протяженность до 5—10 мм и раскры­вались в виде тонких трещин. Исследованием характера включе­ний установлено, что это главным образом окисные пленки, обогащенные титаном, которые образуются в стали либо в резуль­тате повышенного содержания титана, либо в результате техно­логических отклонений при разливке стали (вследствие отсутствия или неэффективного действия аргона или магния в изложницах образовалась окислительная среда).

Контроль дисков ультразвуковой дефектоскопией проводился с торцовых поверхностей ступицы и полотна, обработанных под V7. Большинство дисков отличалось однородной мелкозернистой структурой во всем объеме заготовки, и прозвучивание их дефек­тоскопом УЗД-7Н не вызывало каких-либо затруднений. Но не­которая часть дисков имела в центральной части ступицы (как правило, в диаметре 80—100 мм) крупнозернистую неоднородную структуру, которая резко уменьшала реальную чувствительность прибора УЗД-7Н в связи с сильным рассеянием ультразвуковых волн зернами металла и затуханием ультразвука. Впоследствии прозвучивание всех дисков из стали ЭИ572 производилось более чувствительным прибором УЗДС-18, предназначенным для выяв­ления внутренних дефектов металла в заготовках, имеющих крупнозернистую структуру.

В соответствии с принятой методикой ультразвуковой дефекто­скопии дисков на торцовой поверхности ступицы каждой заготовки высверливались отверстия с плоским дном глубиной 15 мм и диа­метром 3, 4, 5 и 6 мм. Отверстия располагались в зоне по окруж­ности диаметром 120—180 мм, удаляемой при чистовой механиче­ской обработке дисков.

Перед прозвучиванием диска устанавливался наименьший диаметр отверстия, выявляемый прибором, величина которого зависела от макроструктурного состояния данной поковки. Сле­довательно, сама поковка являлась эталоном для определения минимальных дефектов, обнаруживаемых ультразвуковым де­фектоскопом.

Условные (по сопоставлению с эталонными отверстиями) раз­меры допускаемых дефектов, их количество и расположение в по­ковке должны (в соответствии с техническими условиями) нахо­диться в пределах следующих норм: при условных размерах от 3 до 6 мм — не более 8 шт. в поковке при расстоянии между двумя любыми дефектами не менее пятикратной величины среднего ариф­метического значения их условной протяженности. Возможные дефекты с условными размерами менее 3 мм не учитываются, так как они не могут быть выявлены ультразвуковым контролем

из-за помех, вызываемых структурными особенностями поковок из аустенитных сталей.

В указанные нормы укладывалось подавляющее количество контролируемых дисков. Статистическим анализом установлено, что брак поковок по результатам ультразвуковой дефектоскопии не превышал 3—4%.

Общие результаты прозвучивания крупной партии дисков (в количестве 59 шт.) характеризуются данными, приведенными в табл. 47. Дефекты располагались преимущественно в централь­ной части ступицы, в зонах, близких к горизонтальной осевой плоскости диска.

Из 59 дисков 57 удовлетворяли нормам технических условий, признаны годными и поставлены на машины. Два диска, в том числе один, имеющий дефектную зону, забракованы.

Для изучения характера дефектов, выявляемых ультразвуко­вым контролем, некоторые из бракуемых дисков, особенно при наличии дефектных зон, подвергались разрезке и детальному исследованию в центральной заводской лаборатории НЗЛ. В боль­шинстве случаев дефекты представляли собой окисные пленки, нарушающие сплошность металла.

В частности, в одном из дефектных дисков при прозвучивании на частоте 2,5 Мгц обнаружены скопления мелких наслоенных дефектов размером (в эталонном сравнении) до 4 мм. Дефектная зона площадью около 150 см² расположена в центральной части диска на глубине 125 мм от торца ступицы.

Из диска по всей высоте был вырезан центральный стержень диаметром 105 мм, в котором после дополнительного прозвучива­ния зафиксирована дефектная зона площадью около 40 см². Шлифо­ванная поверхность стержня подвергалась травлению. В части цилиндрической поверхности, соответствующей месту расположе­ния дефектной зоны, обнаружены отдельные, вытянутые вдоль оси дефекты ликвационного характера длиной 1—5 мм. Дефекты подобного типа повторялись и на поверхности стержни после его дополнительной обточки до диаметра 85 мм. На поверхности участков, в которых ультразвуковым контролем внутренние по­роки металла не выявлялись, дефекты не обнаружены.

Далее стержень разрезался на части с изготовлением нестан­дартных разрывных образцов в осевом направлении из бездефект­ной зоны и из зоны, имеющей дефекты.

В первом случае механические свойства имели следующие значения: σ_{0, 2} = 31,5 + 34,5 кГ/мм², σ_в = 41,1 +51,0 кГ/мм², δ = 5,7 + 12,1'%, ψ = 5,2 + 15,3%, во втором — σ_{0, 2} = 31,1 + 32,0 кГ/мм², σ_в = 38,8+39,4 кГ/мм², δ = 4,1 5,0%, ψ = = 2,7%. Из этих данных следует, что дефектные участки диска отличаются более низкими показателями пластичности. Излом образца, взятого из бездефектного участка, матовый, однородный, среднекристаллический; излом образца, выре­занного из дефектной зоны, матовый, среднекристаллического строения с пятнами серой окраски. Исследованием микрострук­туры в плоскостях, перпендикулярных дефектным и бездефект­ным изломам, не обнаружено какой-либо разницы в структур­ном состоянии металла — ни по величине зерна, ни по харак­теру распределения ферритной фазы. Микроанализом шлифов, приготовленных из разрывных образцов, выявлено наличие в центральных участках диска карбидной полосчатости. На шлифах наблюдались также пленки окислов.

Для исследования природы пятен в изломах образцов методом спектрального анализа определен их химический состав. Установ­лено сильное обогащение серых пятен титаном, содержание ко­торого в два раза превышает содержание его в плавочной пробе. Ликвации других элементов не отмечено. Таким образом, серые пятна являются окисными пленками, обогащенными титаном.

Нарушая сплошность металла, они снижают его механические свойства, обнаруживаются на травленых поверхностях в виде точечных или вытянутых включений и отражают ультразвуковые колебания при прозвучивании дисков.

25. Поковки из стали Х18Н22В2Т2

Ковка некоторых типичных деталей из стали Х18Н22В2Т2 (рис. 80) в крупных промышленных масштабах была впервые освоена на НЗЛ из слитков собственного производства. Была освоена также ковка слябов для последующей прокатки листов.

Склонность к образованию в слитках межкристаллитных тре­щин, низкая теплопроводность и повышенная чувствительность к перегреву, ограниченная способность к горячей пластической деформации и ряд других особенностей этой своеобразной аустенитной стали потребовали решения многих весьма сложных тех­нологических задач при освоении производства поковок.

Изыскание оптимальной технологии выплавки и разливки стали, рациональных параметров слитка и термомеханических режимов ковки проводилось в цеховых условиях с учетом произ­водственных особенностей H3JI.

Выплавка и разливка стали

Опытные, а затем и производственные плавки проводились в 10-тонной электродуговой печи двумя методами: 1) на свежих материалах с окислительным периодом; 2) переплавом отходов стали Х18Н22В2Т2 с продувкой жидкой ванны кислородом.

Данные по химическому составу готовой стали и последующий анализ результатов ковки и испытаний заготовок показали, что метод переплава легированных отходов с продувкой жидкой ванны кислородом не приводит к заметному ухудшению качества стали по сравнению со сталью, выплавленной на свежих материалах.

Производственные плавки стали Х18Н22В2Т2 по аналогичной технологии проводились также и в 40-тонной электропечи.

Для изготовления крупных поковок сталь разливалась в изложницы на слитки с отношением H/D1,6 весом от 3,75 до 11,5 т. Часть слитков весом 6; 6,5 и 7 т имела плавающие над­ставки.

Для относительно мелких поковок использовались слитки двух

типов: удлиненной формы с отношениемH/ D= 3,3 весом 1,65 и 2,17 т и слитки с переменной конусностью весом 2,1 т (см. табл. 2).

Сталь Х18Н22В2Т2 характеризуется относительно узким интер­валом затвердевания (1395—1367° С); ее жидкотекучесть несколько выше, чем у стали Х18Н9Т; коэффициент усадки в зоне высоких температур (1380—1336° С) α = 0,025 ммГС, т. е. значительно выше, чем у аустенитной стали Х18Н9Т, для которой значение а в интервале температур 1329—1229° С составляет 0,0096 ммГ/С.

Трещиноустойчивость стали Х18Н22В2Т2, заметно уступаю­щая стали Х18Н9Т, весьма чувствительна к температуре заливки. С понижением температуры трещиноустойчивость значительно повышается. Опытами установлено, что трещины в слитке образу­ются главным образом по границам столбчатых кристаллов.

Разливка металла производилась сверху в тщательно очищен­ные несмазанные изложницы в атмосфере аргона или с примене­нием металлического магния. Сопоставление аргона и магния — средств защиты от окисления жидкого металла — показало пре­имущества магния как в отношении качества поверхности слитков, так и трудоемкости процесса разливки. Фактор качества поверх­ности слитков в данном случае особенно важен, так как в даль­нейшем слитки не подвергались промежуточному охлаждению и обдирке и направлялись в кузнечно-прессовые цехи для нагрева и ковки с горячего посада.

В связи с высокой жидкотекучестью стали большое внимание уделялось тщательной сборке изложниц, поддонов и надставок. Недостаточное внимание к этой операции приводило к нарушению нормальной усадки при охлаждении слитка и к образованию на нем трещин. Наблюдались также и отдельные случаи ухода металла при разливке.

Весьма важным этапом в опытных работах по освоению про­изводства слитков из стали Х18Н22В2Т2 явился подбор оптималь­ной температуры жидкого металла и метода разливки. Перво­начально разливка производилась непосредственно из ковша при начальной температуре 1560—1580° С. При этом часто наблюда­лись подтеки и главное приварка слитков к поддонам. Явление приварки приводило не только к повышенному расходу изложниц, увеличению трудоемкости работ и нарушению производственного ритма в цехах, но и к резкому ухудшению качества слитков: потеря времени и применение ударных способов освобождения слитков из изложниц нередко вызывали охлаждение их до недопустимо низких температур и появление на слитках макротрещин. Специальные приемы защиты поддонов от приварки не дали ощутимых резуль­татов.

Заметное улучшение процесса разливки было достигнуто сни­жением начальной температуры металла (с 1560—1580 до 1520—1540° С), в результате чего исчезли подтеки, подприбыль- ные трещины и значительно сократились случаи приварки. Но более радикальным средством общего повышения качества слитков с полным исключением их приварки к изложницам явился пере­ход на разливку металла через промежуточную воронку. Приме­нение воронок вызвало необходимость повышения температуры металла в ковше перед разливкой до 1540—1550° С, в остальном существенных изменений технологии не было. Слитки охлажда­лись в изложницах до 700—750° С.

Нагрев слитков для ковки

Принципиальной особенностью технологии производства за­готовок из стали Х18Н22В2Т2 на H3JI явился горячий посад слитков на нагрев для ковки. Непрерывность теплового цикла изготовления поковок из этой стали была осуществлена впервые, так как ранее для аналогичных поковок на других заводах ис­пользовались холодные слитки с механически ободранной поверх­ностью. Сопоставление в производственных масштабах результа­тов ковки слитков горячего и холодного посада показало бес­спорные преимущества первого: резко повысился выход годных поковок за счет уменьшения трещин и расслоений металла. Пре­имущественное образование этих дефектов в поковках, откован­ных из холодных слитков, связано со склонностью стали Х18Н22В2Т2 к развитию внутренних межкристаллитных трещин при охлаждении слитков в изложницах. Трещины в основном на­блюдаются по границам равноосных кристаллов и в очень редких случаях по границам столбчатых кристаллов, поэтому наличие их в слитках особенно опасно при ковке деталей сплошного сече­ния (в частности, валов), в которых центральная зона слитка не удаляется.

Что касается известных преимуществ холодного посада слитков, связанных с возможностью предварительного адъюстажа и повы­шения за счет этого качества поверхности откованных изделий, то, как установлено заводской практикой, при условии заливки слитков с магнием или в среде аргона, обдирка слитков как обяза­тельная операция при изготовлении любых поковок из стали Х18Н22В2Т2 нецелесообразна: припуски на механическую об­работку заметно не снижаются, а длительность цикла и общая трудоемкость производства заготовок резко увеличиваются.

Холодный посад слитков с предварительной обдиркой или другими видами адъюстажа (вырубка дефектов, зачистка) приме­няется только при заведомо неудовлетворительной поверхности слитка, связанной с нарушениями заданных условий заливки или других технологических отклонений. Но при этом горячие слитки медленно охлаждаются в печи. При замедленном охлаждении достигается, как и в случае горячего посада, минимальное разви­тие внутренних пороков металла типа осевых трещин. Использо­вание такого процесса требует, однако, дополнительных печей и в производственном отношении он весьма обременителен.

Доставка горячих слитков в кузнечно-прессовый цех осуще­ствлялась на специальной футерованной платформе. Температура поверхности слитков при посадке их в нагревательную печь колебалась в пределах 500—700° С. Температура рабочего про­странства печи при посадке слитков поддерживалась в интервале 800—900° С. В отдельных случаях горячие слитки консервирова­лись при 800—900° С, но при этом общая длительность консерва­ции не превышала двух суток. Каких-либо особенностей в тех­нологичности ковки таких слитков не отмечалось.

Нагрев слитков производился в камерных печах с выдвижным подом, отапливаемых газом. На первом этапе освоения исполь­зовались также мазутные печи.

Одним из главных условий успешной ковки стали Х18Н22В2Т2 является правильный нагрев металла: отсутствие общего и мест­ного перегрева, минимальный перепад температуры по сечению слитка в процессе нагрева, равномерность температуры по всему объему слитка перед выносом.

Выполнение этих требований достигается соответствующей конструкцией печи, благоприятным расположением слитков на подине и правильно назначенным тепловым режимом нагрева.

Нормальная температура нагрева металла для ковки 1180° С. При более высокой температуре (1200—1220° С) наблюдается по-

вышенная склонность стали к образованию надрывов и трещин. При температуре, превышающей 1220—1230° С, большинство слит­ков при ковке разрушается.

Наиболее опасны местные перегревы слитка, которые в боль­шинстве случаев возникают в результате воздействия факела пламени на металл. Характер разрушения стали Х18Н22В2Т2 вследствие местного перегрева показан, например, на рис. 81. Заготовка весом 5,2 т нагревалась в мазутной печи с кратковре­менным воздействием пламени форсунки на поверхность металла в одной из приторцовых зон заготовки.

Надлежащая конструкция печи, гарантирующая отсутствие открытого пламени в рабочем пространстве, является наиболее надежным средством всестороннего нагрева металла в заданных пределах температур без местных перегревов и пережогов. Однако опыт НЗЛ, нагревательные печи которого в начальный период освоения стали Х18Н22В2Т2 не отвечали этому требованию, сви­детельствует о возможности предохранения металла от местного перегрева за счет простых технологических приемов: защиты металла слитков от факельного пламени специальными асбестовыми колпаками, использованием высоких лежек-подставок с распо­ложением слитков над уровнем факела от нижнего ряда форсунок, концентрацией слитков в срединной зоне подины и др. Эти про­стейшие мероприятия, не решая капитально вопросы надежного нагрева слитков из высоколегированной аустенитной стали, поз­волили все же в короткие сроки освоить и выполнить первую промышленную серию поковок.

Равномерному нагреву слитков способствовало и строгое вы­полнение элементарных, но тем не менее весьма важных условий, которым не всегда придается должное значение, а именно: не до­пускалась посадка слитков в печь, не очищенную от окалины, высота лежек-подставок была не менее 250 мм, расстояние от слитка до края подины печи составляло около 400—500 мм, а расстояние между слитками — не менее 200 мм.

Нагрев горячих слитков из стали Х18Н22В2Т2 с температурой на поверхности при посадке 550—600° С и выше производился по режиму, приведенному в табл. 48. Практически в отдельных

случаях имели место незначительные отклонения от заданного ре­жима, например некоторое уменьшение выдержки при температуре посадки, но строго выдерживались минимальная выдержка при ковочной температуре и общая длительность нагрева.

При посадке в печь подстуженных слитков с температурой на поверхности 300—350° С температура печи при посадке снижалась до 650° С, а длителыють нагрева до ковочной температуры уве­личивалась на 2—4 ч в зависимости от веса слитков. В тех слу­чаях, когда по условиям промежуточного адъюстажа или по другим причинам слитки сажались в печь холодными, они подо­гревались до 650° С в течение 8—12 ч. При этом температура печи при посадке не превышала 400° С.

Промежуточный подогрев горячих заготовок для очередного выноса производился в печи, нагретой до ковочной температуры. При температуре металла заготовки не ниже 800° С длительность выдержки в печи в зависимости от размера сечения задавалась в пределах, данных в табл. 49.

Приведенные в таблице значения выдержек при ковочной температуре учитывают минимальную длительность процесса, необходимую не только для прогрева металла по сечению, но и для снятия наклепа, получаемого сталью Х18Н22В2Т2 при тем­пературе деформации ниже 1000° С вследствие высокой темпера- ратуры рекристаллизации.

Максимальная выдержка слитков и заготовок при ковочной температуре, как правило, не превышала удвоенных значений минимальных выдержек, предусмотренных технологическим ре­жимом.

При вынужденных длительных перерывах в ковке, связанных с остановкой оборудования или другими производственными при­чинами, температура в печи снижалась до 950—1000° С с после­дующим подогревом до ковочной температуры (при возобновлении работ) по режимам, заданным для промежуточных заготовок.

Для постоянного температурного контроля рабочего простран­ства печи устанавливались две термопары — в своде и в задней стенке печи. Кроме того, по достижении металлом 850—900 С

температура каждый час контролировалась оптическим пиро­метром. Регулируя температуру в печи по показаниям термопар с учетом замеров температуры металла оптическим пирометром, нагревальщик обеспечивал весьма точное выполнение заданных режимов нагрева.

Общие условия ковки

Ковка стали Х18Н22В2Т2 производится в температурном ин­тервале 1180—900° С. Так как нагрев металла выше 1180—1190 С недопустим, то с учетом неизбежных потерь температуры слитка с момента выдачи его из печи до первого обжима бойком факти­ческий интервал ковки следует оценить как весьма узкий. Поэтому как с точки зрения производительности процесса, так и качества заготовок очень важно предусмотреть условия, ускоряющие подачу слитка к прессу или молоту и интенсифицирующие процесс ковки. На H3JI было принято положение, при котором слитки из стали Х18Н22В2Т2 загружались только в нагревательные печи, расположенные в непосредственной близости от ковочного пресса. При наличии соответствующих приспособлений для быстрого захвата и съема слитка с подины печи и организационной увязки всех подготовительных моментов ковки начальная темпе­ратура ковки колебалась в пределах 1150—1160° С. Наличие у пресса и молота ковочного манипулятора способствовало со­кращению вспомогательного времени и интенсификации ковочных операций, что позволяло выполнять относительно большой объем деформации за каждый вынос даже в условиях столь узкого интервала температур. Параллельный опыт ковки на прессе без манипулятора подтвердил не только резкое увеличение длитель­ности технологического цикла, но и ухудшение качества заготовок в отношении поверхностных дефектов (трещин, надрывов и пр.) вследствие неизбежного смещения ковки в область пониженных температур деформации. Ковочный манипулятор особенно необ­ходим при изготовлении поковок типа валов, так как из-за склон­ности стали Х18Н22В2Т2 к образованию межкристаллитных трещин в слитке и внутренних разрывов металла в поковках пониженная температура конца ковки является одним из факторов, вызывающих появление в поковке осевых трещин. Аналогичное явление относится и к слябам, используемым для прокатки листов, ковка которых при пониженных температурах способствует раз­витию дефектов в виде расслоений металла.

Перед отделочными операциями, когда объем предстоящей деформации за данный вынос не превышал 12%, температура подогрева снижалась до 1100—1120° С. При нормальной длитель­ности выдержки подогреваемых при этой температуре заготовок не отмечалось критического роста зерен.

Появляемые на поверхности деформируемой заготовки трещины и надрывы вырубались в процессе ковки. Вырубка дефектов при температуре металла ниже 1050° С вызывала известные трудности вследствие относительно высокой твердости и повышенного сопро­тивления деформированию металла в нижней зоне ковочных тем­ператур. В этом случае перед вырубкой дефектов заготовки подо­гревались до 1160 1180°С.

При выполнении поковок из стали Х18Н22В2Т2 строго вы­держивались основные технологические правила, применяемые при ковке высоколегированных сталей: подогрев бойков, осадоч­ных плит и другого ковочного инструмента до 200—300° С, про­тяжка слитков в вырезных бойках (с подачей l/h > 0,7) и без

резких переходов сечений, применение смазки (графит с жидким стеклом), относительно небольшие величины обжатий (при осадке плитой не более 80 мм за один ход пресса).

Вследствие большого объема усадочных раковин в прибыль­ной части слитка цапфа под патрон ковалась, как правило, из нижней части прибыли, непосредственно примыкающей к слитку, а иногда даже с захватом верхней части слитка на 50—70 мм.

Несмотря на такие предосторожности в практике нередко на­блюдалось полное разрушение цапфы при ее выполнении из-за неполноценности прибыли (пустотелость, кольцевые трещины у основания прибыли и др.). В этих случаях для закатки цапфы использовалась донная часть слитка. Ненадежность прибыли, характерная для слитков из стали Х18Н22В2Т2, является одной из причин относительно низкого выхода годного, закладываемого в расчет технологических параметров ковки.

При ковке на прессах стали Х18Н22В2Т2 резко снижается стойкость рабочего инструмента (бойков, оправок и пр.), изго­товленного из обычных штамповых сталей. Например, оправка для протяжки пустотелой заготовки, изготовленная из стали 5ХНВ, нередко выходит из строя после двух-, трехкратного использования вследствие ее высокого разогрева и недопустимой деформации. Вопрос подбора высокостойких материалов для из­готовления рабочего инструмента, контактирующего при ковке с горячим металлом, является весьма серьезным в общем комплексе проблем, связанных с освоением производства поковок из стали типа Х18Н22В2Т2. Высокую стойкость показали бойки и оправки, изготовленные на H3JI из стали ЗХ2В4Ф.

Ниже приводятся данные по технологическому процессу и прак­тическим результатам ковки некоторых типичных поковок из стали Χ18Н22В2Т2.

Слябы. Ковка слябов толщиной до 200 мм и шириной до 1050 лш„ предназначенных для прокатки их на листы толщиной 35 мм, производилась из слитков весом до 4,68 т. В последующем листы использовались для горячей штамповки сферических днищ диа­метром до 1000 мм и полуобечаек такого же диаметра. Основное требование к качеству листов заключалось н отсутствии расслое­ний и достаточно высокой однородности механических свойств в разных направлениях, что прежде всего определялось качеством исходных поковок слябов.

Вес слитка выбирался исходя из условий минимально необхо­димого объема металла на одну поковку. Требуемая ширина слябов достигалась предварительной осадкой слитка, которая первона­чально рекомендовалась и как фактор более высокого уровня механических свойств.

В табл. 50 даны технологическая схема и основные параметры ковки слябов из слитков весом 3,75 и 4,68 т.

Все операции ковки выполнялись на прессе усилием 2000 Τ, снабженном ковочным манипулятором. Ковка цапфы и биллетирование осуществлялись в ромбических бойках, для промежуточ­ной осадки слитка использовалась верхняя осадочная плита со сферическим профилем, а протяжка осаженного блока на пластину производилась между нижним и верхним плоскими бойками. Ве­личина обжатий при биллетировании составляла 40—50 мм за проход, при протяжке на пластину на первых операциях — 50—80 мм, а на конечных — до 15—20 мм.

Анализ результатов ковки опытно-производственных партий слябов показал, что в большинстве случаев начальная температура деформации фактически колебалась в пределах 1080—1150° С, а конечная — в пределах 900—930° С. В этом интервале температур выполнение поковок, за редкими исключениями, укладывалось в заданное технологическим процессом количество выносов, а в отдельных случаях, с ведома технологов, количество выносов даже сокращалось (главным образом на операции осадки) с двух до одного.

В процессе ковки, особенно на операциях протяжки осаженных блоков, на поверхности отдельных заготовок иногда возникали трещины и боковые надрывы. Глубокая осевая трещина длиной до 700 мм была отмечена на конце одной из заготовок, соответствую­щем низу слитка. Осевые трещины меньшей протяженности на­блюдались в этой же области и на некоторых других заготовках. Образование таких трещин обусловлено главным образом недо­статочно полным удалением донной части слитка после его биллетирования. Для заготовок подобного типа необходимо признать совершенно обязательной отрубку поддона в пределах не менее 6—7% от веса слитка, что на практике не всегда выполнялось.

Относительно неглубокие поперечные трещины отмечались на плоскостях протягиваемых заготовок. Анализом причины их образования и прямыми наблюдениями установлена связь таких трещин с состоянием бойков. Малый радиус закругления, наличие на рабочих кромках зазубрин, заусенцев, наплывов металла не только способствует, но почти неизбежно вызывает появление разрывов (трещин) в местах контакта кромки бойка с металлом, особенно при относительно невысокий температурах деформации. Хорошо подготовленные бойки при изготовлении слябов из стали Х18Н22В2Т2 должны рассматриваться как непременное условие успешной ковки.

Надрывы большей или меньшей величины на боковых гранях заготовки появлялись при протяжке на пластину (по широкой плоскости) почти каждого сляба. Момент их образования соответ­ствовал обычно наибольшей выпуклости боковой грани, когда деформация металла в этой зоне протекает в условиях наименее благоприятной схемы напряженного состояния, и пониженным температурам металла боковых граней на последних операциях данного выноса. Улучшение деформируемости боковых граней достигалось частой кантовкой заготовки и попеременным обжа­тием ее по плоскости и по узкой грани. Это сдерживало развитие боковой выпуклости и в известной мере предохраняло кромки заготовок от резкого захолаживания. Для более продолжитель­ного сохранения высокой температуры металла при ковке заго­товки на пластину применялись щиты из листового асбеста.

Трещины, появляющиеся на плоскостях деформируемых за­готовок, и глубокие надрывы на боковых гранях удалялись зуби­лом в процессе ковки. Эта операция должна проводиться свое­временно и аккуратно, ибо развитие при ковке зародышевых трещин протекает весьма активно, и в производственных условиях нередки случаи брака слябов по заданным размерам из-за недо­статочного внимания к этой операции. При появлении осевой трещины на конце заготовки соответствующая часть металла немедленно отрубается.

В условиях деформирования слитков из стали Х18Н22В2Т2 без предварительной обдирки наличие на окончательно откован­ных слябах тех или иных поверхностных дефектов практически неизбежно. Поэтому техническими условиями предусматривалась обязательная обдирка слябов до запуска их в дальнейшую про­катку. При сечении сляба 180 X 1050 мм поминальный припуск на обдирку по плоскостям составлял 15 мм, а по боковым граням — 25 мм на сторону. Соответственно на поверхности слябов допу­скалось наличие местных дефектов глубиной до 10 мм на плоско­стях и 15 мм на боковых гранях.

Большинство откованных слябов по характеру, величине и ко­личеству наружных дефектов удовлетворяло требованиям техни­ческих условий. Фактически на плоскостях слябов трещины, надрывы и другие дефекты глубиной 8—10 мм наблюдались только в единичных случаях и, как правило, не превышали 5— 6 мм. Надрывы на боковых гранях имели более распространенный характер, и их глубина по преимуществу находилась в пределах допускаемых значений. В отдельных весьма редких случаях слябы имели более глубокие

Дата добавления: 2014-01-07