книги из ГПНТБ / Сичиков, М. Ф. Металлы в турбостроении
.pdfПокрытия всех типов должны плавиться равномерно, не обра зуя так называемых «козырьков» или «чехлов», препятствующих нормальному плавлению электрода; куски покрытия не должны отваливаться в процессе сварки.
Научно-исследовательскими институтами для нужд энерго машиностроения разработано большое количество покрытий для электродов различных типов. Систематическая работа в этом на правлении продолжается и способствует расширяющемуся приме нению сварки в производстве паровых и газовых турбин, а также освоению новых и совершенствованию разработанных ранее тех нологических процессов сварки жаропрочных сталей различных классов и составов.
При выборе электродов и их покрытий для сварки сталей перлитного класса обычно стремятся к тому, чтобы химические составы наплавленного и основного металла были близки, а со
держание углерода |
в металле шва меньше, чем в основном. |
|||
Если сваривают две |
стали |
перлитного класса разных |
марок, |
|
то |
применяют электроды и |
их покрытия, рекомендуемые для |
||
той |
из свариваемых |
сталей, |
которая является менее |
легиро |
ванной.
Для дуговой сварки углеродистых сталей применяют электроды Э42 или Э42А, а для сварки этих сталей в среде углекислого газа—■ проволоку Св-08ГС и Св-08Г2С. Ручную дуговую сварку стали 20ХМФЛ можно выполнять электродами Э-ХМФ, а стали 15ХШ1ФЛ — электродами ЭХМФ или Э-ХМФБ. Для сварки этих же сталей в среде углекислого газа применяют электродную проволоку соответственно Св-08ХГСМФА и Св-08Х1М1ГСФА. Положения, которыми руководствуются при выборе материа
лов для сварки конструкций из нержавеющих 12%-ных хромистых сталей и упрочненных дополнительным легированием сталей на их основе, аналогичны приведенным для сталей перлитного класса. Добиваются близости состава основного и наплавленного металла, а при сварке различных хромистых сталей выбирают сварочные материалы, рекомендованные для менее легированной стали.
Для ручной дуговой сварки сталей 1X13 и 2X13 применяют электроды 1Ф13 с покрытием УОНИ-13-НЖ2, стали 15Х11МФ — электроды КТИ-9-57, сталей 15Х12ВМФ и Х11ЛБ — электроды КТИ-10. Сталь 12Х11В2НМФЛ (ЦЖ5) варят электродами с по крытием ЦЛ-32.
Разработка электродов для сварки и наплавки легированных сталей представляет значительные трудности и требует проведения разносторонних исследований для определения оптимального состава сварного шва, электродной проволоки, покрытия и пр. В. В. Баженов и Т. Р. Федяева, освещая опыт разработки электро дов для сварки стали 12Х11В2НМФЛ, отмечают, что к сварным соединениям этой стали были предъявлены следующие требова ния: предел длительной прочности при 610° С за 100 000 ч — не
232
менее 9 кгс/мм2, ударная вязкость после выдержки при 610° С в течение 3000 ч — не ниже 3 кгс-м/см2.
В ходе изысканий оптимального состава металла шва осуще ствляли раздельное легирование швов, содержащих около 12% хрома, вольфрамом, никелем, молибденом, ванадием и ниобием в возрастающих количествах. Для этого в состав покрытий элек тродов вводили соответствующие ферросплавы. Исследованиями структуры и свойств металла шва было установлено, что при введе нии в его состав до 2,5% Ni ударная вязкость шва, подвергнутого отпуску при 700—720° С, несколько повышается — с 10 до 13 кгс-м/см2; оптимальное содержание никеля составляет 0,8— 1,2%. Другие перечисленные легирующие элементы в аналогич ных условиях снижали ударную вязкость шва.
Было отмечено, что степень охрупчивания металла шва этими элементами находится в прямой зависимости от содержания угле
рода в шве. |
|
|
Наибольшее снижение |
ударной вязкости вызвало |
введение |
ниобия: добавление 0,5% |
Nb снизило ударную вязкость |
с 10 до |
1,5 кгс-м/см2. |
|
|
Дальнейшие исследования различных вариантов состава свар ного шва привели к выводу, что лучшие результаты, удовле творяющие указанным требованиям, дали швы композиции 1Х11НВ1М1Ф следующего состава (в %):
С |
Mn |
Cr |
Ni |
W |
Mo |
V |
0,15 |
0,5 |
11 |
1,3 |
1,2 |
1 |
0,25 |
На основе |
этой |
композиции |
разработаны |
электроды марки |
ЦЛ32.
Вразделе гл. Ill, посвященном аустенитным сталям для лопа ток, изложены положения, которыми руководствуются при вы боре сварочных материалов и разработке технологии сварки аусте нитных сталей. Большее значение для надежной службы сварных конструкций имеет устранение внутренних напряжений, возни кающих в процессе сварки. Они относятся к категории собствен ных напряжений, существующих в конструкции при отсутствии действия внешних сил, и возникают в результате литейной усадки расплавленного металла шва, неравномерного нагрева основного
металла, увеличения или уменьшения объема металла, связанных с изменениями его структуры, и пр.
Присадочный материал подают в разделку шва в расплавлен ном состоянии. В процессе кристаллизации и последующего охлаждения металл шва уменьшается в объеме. Усадка напла вленного металла, жестко связанного с основным металлом, вызы вает внутренние напряжения, обычно тем большие, чем значи тельнее объем шва.
Структурные превращения в металле шва и в зоне тер мического влияния часто сопровождаются изменением объемов
233
и связанными с ним напряжениями. Неравномерное распределе ние температуры при сварке изделия, жесткость сваривае мых элементов, препятствующая развитию тепловых деформаций, также способствуют образованию внутренних напряжений. При сварке разнородных сталей различия коэффициентов линейного расширения и теплопроводности свариваемых металлов могут вызывать внутренние напряжения.
Сварочные напряжения могут снижать прочность и надежность изделия в эксплуатации, особенно если металл деталей недоста точно пластичен или имеют место концентраторы напряжений. Эти обстоятельства необходимо учитывать при проектировании сварных конструкций цилиндров, патрубков и других деталей турбин.
Максимально возможное число сварных швов следует вы полнять в свободном незакрепленном положении. При сварке конструкций с большим числом швов целесообразно увеличивать количество узлов конструкции, свариваемых отдельно и обла дающих сравнительно небольшой жесткостью.
Снижение напряжений, обусловленных жесткостью и закреп лением свариваемых изделий (так называемых реактивных напря жений), может быть достигнуто общим подогревом изделия. Не равномерность распределения температуры в процессе сварки при таком подогреве снижается, что будет способствовать уменьше нию сварочных деформаций и связанных с ними напряжений. При сварке перлитных сталей снижению напряжений может способствовать послойная проковка — чеканка налагаемых свар ных швов. Такую проковку рекомендуется выполнять на участке шва длиной 150—200 мм немедленно после его выполнения, или с подогревом до 150—200° С; первый и последний слои шва проко вывать не следует.
Большое значение для уменьшения сварочных напряжений имеет рациональная последовательность наложения швов. Ручную сварку сложных конструкций рекомендуется проводить в раз бивку, с чередующимся частичным заполнением участков раз делки в обратноступенчатом направлении. Целесообразно сва ривать узел или изделие в такой последовательности, чтобы соединяемые детали не были жестко закреплены.
Предварительный и сопутствующий сварке общий или местный подогрев могут во многом способствовать повышению качества сварного соединения и снижению внутренних напряжений. При больших толщинах и жесткости свариваемых элементов свароч ные напряжения снимают последующим отпуском; для конструк ций из перлитных сталей рекомендуется отпуск при 650° С, для хромистых жаропрочных сталей — при 700—720° С и для аусте нитных сталей — при —800° С.
Часто термическая обработка сварных изделий имеет целью не только снятие напряжений, но и улучшение свойств металла шва и околошовной зоны. Режимы термообработки в этом случае
234
разрабатывают с учетом химического состава, размеров и формы свариваемых деталей, а также конфигурации и условий эксплу атации сварной конструкции в целом.
СВАРНЫЕ ДИАФРАГМЫ
Сварные диафрагмы широко применяют в цилиндрах или отсе ках высокого и среднего давления турбин, где они в значительной мере вытеснили наборные диафрагмы. Сварную диафрагму изго товляют из двух частей, устанавливаемых, соответственно, в верх нюю и нижнюю половины цилиндра. Каждая часть диафрагмы со стоит из тела, изготовленного из листового проката или поковки, обода и направляющих лопаток из нержавеющей стали, соединяе мых согнутыми по полуокружности (верхней и нижней) бандаж ными лентами толщиной 3—6 мм, в которых вырублены сквозные отверстия, соответствующие профилю лопаток.
Бандажные ленты, собранные с лопатками, образуют так назы ваемую решетку. Концы лопатки вводят в профильные отверстия бандажных лент на глубину, меньшую толщины ленты (например, на 2 мм при толщине ленты 6 мм), и приваривают к ней по торцам после предварительного подогрева до 300—350° С. Сварку реше ток из стали 1X13 ведут электродами ЭФ-13 с покрытием УОНИ-13, решеток из стали 15X11МФ — электродами КТИ-9. Сварку ведут в нижнем положении и после ее окончания подвергают ре шетку высокому отпуску для снятия сварочных напряжений. Затем решетку, тело и обод диафрагмы сваривают кольцевыми швами.
На одном из турбинных заводов была организована и освоена автоматическая сварка диафрагм в среде углекислого газа. Положительный опыт такой сварки был перенесен на другие отечественные турбостроительные предприятия. Половину диа фрагмы, собранную под сварку, подогревали до 400—450° С и устанавливали в горизонтальном положении. Сварку выполняли электросварочной головкой, через внутренние каналы и сопло которой углекислый газ поступал в зону сварки. Углекислый газ защищает расплавленный металл от вредного влияния внешней среды; при этом отпадает необходимость в покрытых электродах. Сварку осуществляют плавящимся электродом— проволокой, содержащей раскислители (кремний и марганец). В процессе сварки поддерживают температуру диафрагмы не ниже 300° С. Полукольцевые швы накладывают последовательно с одной, а затем с другой стороны половины диафрагмы.
Лопатки с бандажными лентами и решетки с телом и ободом диафрагмы сваривают с применением специальных приспособле ний, предотвращающих недопустимые деформации диафрагмы. В процессе приварки лопаток к бандажным лентам основным ви дом деформаций является укорочение бандажных лент, приводя
235
щее к изменению шага лопаток. В результате сварки изменение шага лопаток составляет в среднем 0,05—0,1 мм для диафрагм из перлитной стали и 0,2—0,3 мм для диафрагм из аустенитной стали. Для сохранения при сварке заданной кривизны решетки по ее концам устанавливают временные жесткости.
Значительные деформации наблюдаются при выполнении сты ковых швов, соединяющих решетку с телом и ободом. При мас сивном теле и относительно гибком ободе деформация вызывает раскрытие половины диафрагмы. Чтобы этого избежать, к ободу и телу диафрагмы приваривают специальные технологические стяжки. По окончании сварки диафрагму подвергают высо кому отпуску для снятия внутренних напряжений. После тер мической обработки все временные технологические стяжки уда ляют.
Глава VI
МЕТАЛЛ КРЕПЕЖНЫХ ДЕТАЛЕЙ, РАБОТАЮЩИХ ПРИ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Проблема выбора металла для крепежных деталей, работаю щих при высоких температурах, в первую очередь крупных бол тов и шпилек фланцевых соединений цилиндров высокого и сред него давления турбин, является одной из важнейших и трудно решаемых проблем металловедения. Фланцевые соединения разъе мов цилиндров турбин должны быть прочными, плотными и долго вечными. Плотность фланцевого соединения зависит от многих факторов, но основные трудности в ее обеспечении возникают в связи с явлением релаксации напряжений в условиях воздей ствия высоких температур.
После затяжки, необходимой для создания плотности фланце вых соединений, в болтах и шпильках возникают значительные упругие напряжения. Напряженный металл белтов и шпилек испытывает длительное воздействие высоких температур. В этих условиях в металле развиваются ползучесть и релаксация, упругая деформация переходит в пластическую, нарушается перво начальный натяг, а с ним и плотность соединения.
Металл, применяемый для изготовления болтов и шпилек от ветственного назначения, должен иметь предел текучести, позво ляющий осуществить необходимую затяжку без остаточной дефор мации, и высокое сопротивление ползучести и релаксации, необ ходимое для длительной работы соединения без подтягивания. Особенности формы белтов и шпилек (наличие на них резьбы) создают условия для значительной концентрации напряжений. Поэтому от металла, применяемого для их изготовления, тре буется малая чувствительность к концентрации напряжений, способность к рассредоточению, без разрушения металла, местных перенапряжений. Необходимо также, чтобы этот металл не имел склонности к тепловой хрупкости.
Болты и шпильки, работающие внутри цилиндра, омываются паром или водой, поэтому их металл должен обладать необ ходимой в таких условиях коррозионной стойкостью. Металл болтов и гаек также не должен иметь склонности к заеданию в резьбе.
Длительность каждого этапа непрерывной службы фланцевого соединения определяется временем между двумя последователь-
237
ными подтягиваниями шпилек или болтов (если в процессе эксплу атации турбины не возникают те или иные обстоятельства, вызы вающие необходимость остановки турбины). Обычно стремятся к тому, чтобы эта длительность была не менее периода между остановками турбины на плановый ремонт.
На турбостроительных заводах и электростанциях ведется систематическая работа по увеличению длительности межремонт ного периода. Поэтому требования к релаксационной стойкости металла болтов и шпилек фланцевых соединений, работающих при высоких температурах, повышаются. Возрастают они и при уве личении значений параметров и единичной мощности турбоагре гатов. Опыт эксплуатации крепежных деталей, работающих в ус ловиях высоких температур на тепловых электростанциях, сви детельствует о том, что они надежно работают обычно не более 20—30 тыс. ч, а иногда и меньше.
На долговечность крепежных деталей оказывают влияние мно гие обстоятельства: конструкция деталей и качество их изготовле ния; правильность осуществления ответственной операции затя жки болтов и шпилек; разность температур между фланцем и шпилькой (болтом) при пусковых режимах. Преждевременный вы ход из строя крепежных деталей наблюдается при повышенной загрязненности металла шлаковыми и другими неметаллическими включениями, наличии волосовин, недостаточно высоком уровне релаксационной стойкости, длительной прочности и пластичности, повышенной склонности к охрупчиванию и т. д.
Следует отметить, что при повторных нагружениях релакса ционная стойкость металла повышается. Это необходимо учиты вать при выборе начальных напряжений в условиях повторной затяжки. Для изготовления гаек обычно применяют металл с меньшей твердостью, чем для шпилек и болтов; это создает более благоприятные условия работы резьбового соединения. Требова ния к жаропрочности и релаксационной стойкости металла гаек
также ниже в связи с тем, |
что условия их работы значительно |
легче, чем болтов и шпилек. |
При выборе металла для крепежа |
стремятся к тому, чтобы коэффициент линейного расширения и
теплопроводность металла соединяемых деталей |
были |
близки |
|||||
к |
соответствующим |
показателям |
металла |
шпилек и |
болтов. |
||
В |
практике |
отечественного турбостроения |
для |
изготовления |
|||
крепежных |
деталей, |
работающих |
в условиях |
высоких тем |
ператур, применяют стали перлитного класса, сталь, содер жащую 12% хрома, аустенитные стали и сплавы на никелевой
основе.
і
СТАЛИ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
Сталь 25Х1МФ (25Х2МФА ЭИ10). Это хромомолибденована диевая сталь перлитного класса нашла широкое применение в тур бостроении в качестве металла для болтов и шпилек ответствен-
238
ного назначения, работающих при температурах до 500—510° С. Химический состав (в %) стали 25Х1МФ следующий:
С |
Si |
0,22— 0,29 |
0,17—0,37 |
Мо |
V |
0,25—0,35 |
0,15—0,30 |
Mn
0 Ф* 1 О Ѵі
S
scO,025
Cr 1,5— 1,8
Р
sc0,030
Критические точки стали Ас} — 760° С; Ас3 --; 840° С; Агх — - 680 ч-690° С; Ага - 760 ^780° С.
Термическую обработку стали 25Х1МФ можно осуществлять в двух вариантах:
закалка с 930—950° С в масле, отпуск при 620—660° С с охла ждением на воздухе;
нормализация при 930— 1000° С с последующим отпуском при 640—660° С и охлаждением на воздухе.
Нормализация и отпуск могут сообщить стали более высокие характеристики пластичности. Однако обычно предпочитают за калку с отпуском, после которых чувствительность стали к надрезу ниже, а длительная пластичность выше, чем после нормализации с отпуском.
Механические свойства заготовок из стали 25Х1МФ толщиной до 25 мм после закалки с 880—900° С в масле и отпуска при 640— 660° С с охлаждением на воздухе должны быть не ниже следующих: оу 75 кгс/мм2; он — 90 кгс/мм2; 65 — 14%; г|) = 50%; ан =
----- 6 кгс-м/см2.
На турбинных заводах в зависимости от условий службы шпи лек и болтов, изготовляемых из стали 25Х1МФ, ее термическую обработку выполняют в расчете на получение различной проч ности. Например, для сортовой стали и поковок толщиной или диаметром до 200—250 мм на одном из заводов были предусмо трены три категории прочности по пределу текучести: КП-50, КП-60 и КП-70. На других заводах предусматривали термообра ботку, обеспечивающую предел текучести 75 кгс/мм2, и т. д.
Технические условия рекомендуют для стали 25Х1МФ закалку в масле с 930—950° С и отпуск при 620—660° С с охлаждением на воздухе. Минимальные значения характеристик механических
свойств после такой термической обработки следующие: |
а 0і3 |
= |
68 кгс/мм2; ав ^ 80 кгс/мм2; 6 — 14%; Т = 50%; |
ан |
= |
— 6 кгс-м/см2.
Для улучшения работы резьбового соединения термическую обработку гаек из стали 25Х1МФ выполняют так, чтобы обеспе чить меньшую твердость, чем у шпилек или болтов. С этой целью металл для гаек отпускают при температуре на 15—30° С выше, чем металл для заготовок шпилек и болтов. Если твердость металла для шпилек и болтов по нормалям одного из турбинных заводов после отпуска составляет НВ 255—286, то твердость металла для гаек после отпуска с повышенной температуры не должна
239
превышать НВ 229. Часто к шпилькам и болтам из стали 25Х1МФ изготовляют гайки из сталей 34ХМА и 35ХМА.
Свойства, характеризующие жаропрочность стали 25Х1МФ после закалки с 930—950° С и отпуска при 620—660° С, в зави симости от температуры приведены в табл. 60.
60. Характеристики жаропрочности стали 25Х1МФ
|
|
|
|
|
Температура в °с |
|
|
|
Параметры |
|
450 |
475 |
500 |
525 |
|
|
|
|
550 |
||||
Предел |
ползучести |
(1%, |
|
|
|
|
|
100 000 ч) в кгс/мм2 . . . |
23 |
14,5 |
8,0 |
5,3 |
3,0 |
||
Предел |
длительной |
прочно |
|
|
|
|
|
сти (100 000 ч) в |
кгс/мм2 |
— |
— |
17,0 |
11,5 |
6,0 |
Релаксационная стойкость стали 25Х1МФ при температуре 500° С и начальных натягах 25 и 35 кгс/мм2 после различных вариантов термической обработки характеризуется остаточными напряжениями, приведенными в табл. 61.
61. Релаксационная стойкость стали 25ХШФ при температуре 500° С после различных видов термической обработки
Термическая обработка
Нормализация с 920° С, отпуск при 650° С в те- ,чение 2 ч ' (а0і2 =
86,7 кгс/мм2, НВ 277)
Нормализация с 1000° С, отпуск при 650° С в течение 2 ч (о0,2 =
= 86,6 кгс/мм2, 'НВ 289)
" S |
Остаточные напряжения в кгс/мм2 после |
||||
ei * 3 |
|||||
о я -Г |
|
эксплуатации в течение |
|
||
X J o |
|
|
|
|
|
5 к * |
|
|
|
|
|
«3 гѵ _ |
|
|
|
|
|
SPс ® |
1000 ч |
2000 ч |
3000 ч |
5000 ч |
10 000 ч |
w га о |
|||||
Х * ь |
|
|
|
|
|
12 |
7,9 |
7,5 |
7,4 |
7,0 |
5,7 |
25 |
16,0 |
15,3 |
14,0 |
12,5 |
■ 9,2 |
35 |
20,5 |
20,0 |
|
18,0 |
15,0 |
12 |
8,8 |
8,5 |
8,3 |
7,8 |
7,0 |
25 |
17,5 |
16,8 |
16,2 |
15,2 |
13,0 |
35 |
23,5 |
23,0 |
22,2 |
21,5 |
19,0 |
Закалка с 920° С в масле, |
1е. |
7,8 |
7,2 |
6,9 |
5,7 |
3,8 |
1 KJ |
||||||
отпуск при 650° С в те- |
25 |
12,0 |
11,0 |
10,4 |
9,3 |
7,2 |
чение 2 ч (о0і2 = |
35 |
16,0 |
15,1 |
14,0 |
12,5 |
9,4 |
=92 кгс/мм2, НВ 293)
Пр и м е ч а н и е . Значения остаточных напряжений для 5000 и 10 000 ч получены экстраполяцией.
Коэффициент чувствительности к концентрации напряжений в условиях длительного разрыва при 500 и 550° С, по данным ис следований А. И. Чижика и Е. А. Хейна, после закалки с 950° С
240
и отпуска при 660° С для стали 25Х1МФ (при надрезе глубиной около 1 мм с углом 60° и радиусом в основании 0,1 мм на цилин дрическом образце 0 8 мм и длиной рабочей части 80 мм) больше единицы. Пластичность стали при длительном разрыве в резуль тате такой термической обработки значительно выше, чем после нормализации с 1000° С и отпуска при 650° С и после закалки с 950° С и отпуска при 620° С.
Для крепежных сталей важное значение имеет коэффициент линейного расширения. Следует стремиться, чтобы он был близок к коэффициенту линейного расширения металла фланцев, для которых предназначаются крепежные детали. То же относится и к характеристикам теплопроводности. Для стали 25Х1МФ соответствующие данные приведены в табл. 62.
62.Изменение физических свойств стали 25Х1МФ *
взависимости от температуры
Температура |
Модуль |
Температура |
Коэффици |
Температура |
Теплопро |
упругости |
ент линейно |
||||
в °С |
Я.10-* |
в °С |
го расшире |
в °С |
водность в |
|
в кгс/мм2 |
|
ния а- 10е |
|
кал/(см-с.°С) |
|
|
|
в см/(см*°С) |
|
|
20 |
2,17 |
20— 100 |
11,3 |
100 |
0,100 |
200 |
2,06 |
20— 200 |
12,7 |
200 |
0,099 |
400 |
1,91 |
20—400 |
13,9 |
300 |
0,098 |
600 |
1,67 |
20— 600 |
14,4 |
400 |
0,094 |
* Плотность 7,85 г/см3.
Недостатком стали 25Х1МФ является ее чувствительность к тепловой хрупкости. По данным проведенных исследований после выдержки без нагрузки при температуре 500° С в течение 6000 ч ударная вязкость закаленной и отпущенной стали при
комнатной температуре снизилась с 9— 10 кгс-м/см2 |
до 5,2— |
|
5,7 кгс-м/см2. Для характеристики чувствительности |
к |
надрезу |
в условиях знакопеременных нагрузок заметим, что по |
данным |
|
проведенных исследований для гладких образцов |
а_г ■-=38 н- |
-5-48 кгс/мм2, а при испытании на усталость надрезанных образ цов было получено значение предела выносливости, равное 21—
31кгс/мм2.
А.В. Станюкович отмечает, что наличие крупнозернистой структуры в стали 25Х1МФ, как и во многих других перлитных сталях, может явиться причиной понижения ударной вязкости, высокой чувствительности к надрезу при комнатной температуре и появления резко выраженной склонности к хрупким разруше ниям при высоких температурах.
Сталь 25Х2М1Ф (ЭИ723). Для крепежных деталей паровых турбин, работающих при температурах до 520—535° С, в течение многих лет используется сталь 25Х2М1Ф перлитного класса, более высоколегированная хромом, молибденом и ванадием, чем
16 М . Ф . Сичиков |
241 |