книги из ГПНТБ / Пылаев, Н. И. Кавитация в гидротурбинах

ние изношенных Деталей путем электродной наплавки. Углероди­ стые стали применялись следующих марок: сталь 25Л и ЗОЛ.

Внастоящее время они заменены сталью 20ГСЛ 135]. Применение нержавеющих сталей явилось эффективным сред­

ством борьбы с кавитационной эрозией. Нержавеющие стали при­ меняются как в качестве конструкционного материала для изго­ товления рабочих колес радиально-осевых, поворотнолопастных и ковшовых турбин, так и в качестве защитных облицовок и на­ плавок [35].

Отливки из сталей 25Х14НЛ и 20Х13НЛ имеют довольно сложный режим термообработки продолжительностью 9— 12 сут. Следует отметить также неоднородность структуры отливок сталей 25Х14НЛ и 20Х13НЛ по сечению, приводящую к нестабильности механических свойств и большому количеству отклонений, осо­ бенно по характеристикам пластичности.

К недостаткам этих сталей следует отнести необходимость Предварительного и сопутствующего подогрева до 300—400° С при заварке литейных дефектов. Сварка без подогрева вызывает подкалку околошовной зоны до НВ 450, что может привести к обра­ зованию трещин.

В настоящее время стали 25Х14НЛ и 20X1 ЗИЛ не применяются они заменены сталью 0Х12НДЛ. Сталь 0Х12НДЛ имеет более простую термообработку, по времени примерно на 100 ч короче, чем у стали 20Х13НЛ. Кроме того, сталь 0Х12НДЛ лучше сва­ ривается. Если при сварке больших толщин и требуется предва­ рительный и сопутствующий подогрев до 200° С, то сварка малых толщин (до 50 мм) и заварка поверхностных дефектов могут про­ изводиться без подогрева. Возможность местной подварки яв­ ляется весьма ценным качеством этой марки стали, так как позво­ ляет производить заварку деталей, разрушенных кавитацией, без разборки турбины.

Аустенитноферритная сталь 0Х18НЗГЗД2Л обычно исполь­ зуется для изготовления деталей турбин, работающих на воде с наносами. Объясняется это не тем, что сталь 0Х18НЗГЗД2Л имеет повышенную абразивную стойкость (ее стойкость на уровне обычных хромистых сталей, типа 0Х12НДЛ), а тем, что она хорошо сваривается. Сталь 0Х18НЗГЗД2Л сваривается без подо­ грева и, следовательно, позволяет вести большие восстановитель­

к понижению содержания углерода в нержавеющих сталях. ЦНИИТмашем [36] для изготовления рабочих колес предложена новая сталь 00Х12НЗДЛ с содержанием углерода 0,07%.

Нержавеющие стали широко используются также в качестве защитного слоя для предохранения углеродистых сталей от кави­ тационных разрушений. Так, например, многие рабочие колеса радиально-осевых турбин, изготовленные из стали 20ГСЛ, защи­

232

щены от эрозии наплавкой или облицовкой из нержавеющей стали (турбины Братской и Красноярской ГЭС). Камеры рабочих колес поворотнолопастных турбин изготовляются из биметаллического листа с наружным слоем из нержавеющей стали.

В качестве защитных облицовок применяются стали 1X18Н ЮТ, 0X13, 1X13.

Электродные наплавки обычно применяются типа ЦЛ-9, ЦЛ-11, которые по составу соответствуют стали с содержанием

18—20% Сг и 8— 10% N1.

Уральским политехническим институтом для гидротурбин предложена группа новых нержавеющих сталей [5, 6]. Среди них нестабильные аустенитные стали на железомарганцовой основе 30Х10Г10, 0Х14АГ12 и дисперсионно-твердеющие стали типа

1Х17Н5ТЮ, 00Х16Н4ЛД2, 1Х12Н6ТЮ.

В хромомарганцовых сталях под действием пластической де­ формации, возникающей при кавитационных гидроударах, аусте­ нит распадается с образованием мартенсита и тем самым происходит упрочнение поверхностного слоя. По мере разрушения упрочнен­ ного поверхностного слоя в работу вступают новые слои металла, вследствие чего разрушающему действию кавитации противо­ стоит все время упрочненный слой.

Рекомендуемая термическая обработка для хромомарганцовых сталей относительно проста: для стали 30Х10Г10 — закалка в воду с 1100° С, для стали 0Х14АГ12— нормализация с 1050° С. После окончательной термической обработки эти стали, относя­ щиеся по своей структуре к группе аустенитных, имеют следующие

тельно невысокий предел текучести сталей, а также значительные трудности в механической обработке затрудняют использование их в качестве конструкционного материала. Применение этих сталей возможно в качестве облицовки.

Дисперсионно-твердеющие стали имеют высокие прочностные характеристики благодаря старению мартенсита. Так, например,

= 6,5 кгс-м/см2, другая сталь 00Х16Н4МД2 после такой же термической обработки характеризуется следующим уровнем

Кавитационная стойкость этих сталей вследствие мартенсит­ ной структуры будет также повышена, но в значительно меньшей степени, чем у хромомарганцовых сталей. В настоящее время производится промышленное исследование предложенных марок сталей.

В мировой практике известно применение и других типов спла­ вов. Так, например, во Франции [27] кроме обычных хромистых и хромоникелевых сталей для изготовления рабочих колес

233

радиально-осевых турбин применяется медно-алюминиевый сплав (9— 10% А1; 4—5% №; 2—3% Fe; 0,5— 1% Мп; Си — остальное).

Медно-алюминиевый сплав, обладая высокой кавитационной стойкостью, весьма слабо противостоит истирающему действию насосов. Прочностные характеристики этого сплава относительно невысокие (ат — 25 кгс/мм2; ав = 55 кгс/мм2; НВ 120— 160). На основе этого сплава разработаны и применяются для восста­ новительных и профилактических наплавок электроды, имеющие химический состав, аналогичный медно-алюминиевому сплаву.

Согласно проведенным исследованиям [27 ], по кавитационной стойкости эти наплавки превышают даже хромоникелевые состава 18/8.

Исследование кавитационной стойкости материалов. В лабо­ раторных условиях были исследованы три группы материалов: нержавеющие стали, электродные нержавеющие наплавки и не­ металлические материалы. Выбор для исследования материалов, стойких против коррозии в пресной воде, обусловлен результа­ тами предыдущих исследований (п. 24), где было показано, что кавитационностойким материалом может быть только коррозион­ ностойкий материал.

Наиболее подробно была исследована группа н е р ж а в е ­ ю щ и х с т а л е й . На рис. V.24 и в табл. V. 15 в качестве при­ мера были рассмотрены результаты испытаний сталей на ударно­ эрозионном стенде. Условия разрушения материала на ударно­ эрозионном стенде несколько отличаются от действительных процессов кавитации в потоке, поэтому были проведены дополни­ тельные испытания нержавеющих сталей на кавитационно-эро­ зионном стенде (рис. V.16), воспроизводящем естественную кави­ тацию. Кавитационное сопло было выбрано с размерами щели 6x60 мм и углом диффузора 12°. Скорость потока в щели 36 м/с. При этом условии кавитационное воздействие на стенде соответ­ ствовало средней интенсивности кавитации, наблюдаемой на тур­ бинах действующих ГЭС.

Цикл испытаний составлял 1000 ч. В процессе испытаний об­ разцы периодически взвешивались на аналитических весах. Кроме того, с помощью микроскопа с увеличением Х320 проводились наблюдения за развитием повреждений на поверхности образцов. В связи с большой длительностью и трудоемкостью таких испыта­ ний, а также учитывая, что одновременно могут испытываться всего два образца, для испытаний были выбраны четыре наиболее характерные марки сталей: 0X13, 1Х18Н10Т, 0Х12НД, 0Х14АГ12. Термическая обработка была выполнена по обычным, принятым для этих сталей режимам.

Поверхность образцов, подверженная кавитационному воздей­ ствию, была отполирована.

Результаты испытаний представлены в виде зависимостей по­ терь веса ДG и скорости разрушения образцов d {kG)!dt от вре­ мени (рис. VI. 10).

234

а)

НОВ

Потери веса образцов, мгс

О ПО 200 300 ООО 500 600 700 800 900 WOO

Время испытаний,ч

^

Скорость эрозии ,мгс/ч

Pkc.V I .10. Зависимость потерь веса (а) и скорости разрушения (б) сталей от времени испытаний

235

Рассмотрим последовательность разрушения материалов. Пер­ вые мелкие кавитационные вмятины, свидетельствующие о нали­ чии пластической деформации материала, появляются сразу же после начала испытаний. В дальнейшем глубина деформации

материалов постепенно растет.

За первые 200 ч испытаний весовые потери образцов ничтожно малы и примерно одинаковы для всех материалов. Эти потери веса вызваны посторонними факторами, например, трением в месте установки образцов. В этот период практически отсутствуют вырывы материала, происходит лишь пластическая деформация по­ верхностных слоев. Это так называемый инкубационный период развития кавитационных разрушений. Глубина деформирован­ ного слоя за этот период на стали ОХ12НД достигает 0,1 мм. Мини­ мальная глубина деформации—0,03 мм — наблюдается на стали

0Х14АГ12.

В дальнейшем, под действием увеличивающегося количества кавитационных ударов происходит выкрашивание отдельных частичек металла. Для каждого материала этот процесс имеет свой характер.

На стали 0Х12НД с ростом весовых потерь растет и глубина изъязвления. После 1000 ч испытаний глубина выколов достигает 0,29 мм. Аналогичный характер разрушения наблюдается и у стали 1Х18Н10Т, где в конце испытаний глубина выколов равна

0,32 мм.

На стали 0Х14АГ12 после 300 ч испытаний рост потерь веса связан с увеличивающейся глубиной выколов. Углубления, обра­ зовавшиеся на месте вырванных частиц, довольно редки и имеют значительную глубину на фоне остальной, слабо деформированной поверхности. После 400 ч, когда вся поверхность перекрыта обра­ зовавшимися углублениями, рост глубины неровностей резко замедляется и глубина не изменяется до конца испытаний, оста­ ваясь на уровне 0,08 мм.

Своеобразным является процесс развития эрозии на стали 0X13. Вплоть до 400 ч разрушение идет примерно так же, как и на стали 0Х12НД. Затем на поверхности образца появляются довольно крупные углубления, образовавшиеся в результате выкрашивания целых групп зерен металла. Размеры углублений в поперечнике достигают нескольких миллиметров, а глубина — десятых долей миллиметра. Этот процесс сопровождается возра­ стающими весовыми потерями. Если скорость эрозии для сталей 0Х12НД, 1Х18Н10Т и 0Х14АГ12 к концу испытаний стабилизи­ руется, то для стали 0X13 характерно нарастание скорости эро­ зии в течение всего цикла испытаний. Глубина выколов на стали 0X13 к концу испытаний достигла 0,89 мм.

Оценка кавитационной стойкости материалов производилась по двум показателям — по скорости эрозии в конце испытаний и по потерям веса образцов за весь цикл испытаний. Коэффициент относительной кавитационной стойкости е определялся как отно­

236

шение одного из Показателей (скорости эрозии, потерь веса) стали 1Х18Н10Т, взятой за эталон, к соответствующему пока­ зателю сравниваемого материала:

ев = AGJAGH— коэффициент относительной стойкости по потерям веса; AG3 — потери веса эталон­ ного образца; AGH— потери веса испыты­ ваемого образца;

ес = d — -- коэффициент относительной стойкости по

скорости эрозии.

Величины коэффициентов е для испытанных материалов при­ ведены в табл. VI.3.

Выполненное сопоставление материалов по относительной стойкости не совсем правомочно, поскольку скорость эрозии стали 0X13 не установилась. Если бы испытания продлить, то коэффи­ циент е для стали 0X13 был бы несколько меньше. Однако разру­ шения за 1000 ч достаточно велики, чтобы в условиях действующих ГЭС ставить вопрос о ремонте и, следовательно, судить о стойкости материалов.

Нужно также отметить, что коэффициенты относительной стойкости е при сопоставлении сталей по скорости эрозии не­ сколько отличаются от коэффициентов при сопоставлении по потерям веса. Причем средние значения сближаются, а крайние расходятся. Расхождения относительно невелики, и расположе­ ние материалов по кавитационной стойкости не меняется.

Интересно сопоставить полученные результаты при испытании в диффузоре с данными испытаний на ударном стенде (табл. V. 15). Для этого определим, согласно табл. V.15, коэффициенты стой­ кости сталей 0X13 и 0Х14АГ12 по отношению к стали 1Х18Н10Т (табл. VI.4).

Коэффициент относительной стойкости стали 0X13 близок к результатам, полученным в диффузоре, коэффициент для стали 0Х14АГ12 несколько ниже. Это объясняется разностью в интен­

237

сивности кавитационного воздействия. На ударно-эрозионном стенде при 2000 об/мин и особенно при 2800 об/мин интенсивность воздействия значительно выше, чем в диффузоре. При снижении числа оборотов коэффициент относительной стойкости е для стали 0Х14АГ12 возрастет (рис. V.24) и будет ближе к результатам, полученным в диффузоре.

Таким образом, проведенное сопоставление еще раз подтверж­ дает идентичность результатов испытаний кавитационной стой­

испытываемого и эталонного образцов. За эталон принят образец из стали 1Х18Н10Т (НВ 160), у которого Тэ = 4,5 ч.

Для исследования были выбраны следующие марки электро­ дов: ЭА-395, ЭА-981, ЦЛ-9, ЦЛ-11, УПИ-2, УПИ-12, ЭА-925.

Наплавки были выполнены ручным способом в один и два слоя на темплетах из стали 20ГСЛ толщиной 30—35 мм.

Некоторые марки электродов (ЦЛ-9, ЦЛ-11, УПИ-2, ЭА-925) рассматривались в п. 22, химический состав наплавок этими электродами приведен в табл. V.6.

Химический состав металла, наплавленного электродами ЭА-395, ЭА-981: 1,5—2% Мп; 12—14% Сг; 21—23% Ni; УПИ-12 — 12% Мп; 14% Сг.

Наплавки исследовались как в исходном состоянии, так и после термической обработки, принятой для рабочих колес из

238

стали 20ГСЛ, отпуск при 600° С и отжиг при 900° С + отпуск при 600° С. Подробные результаты испытаний наплавок приве­ дены в работе [21].

Сопоставляя результаты испытаний на вибраторе и на ударно­ эрозионном стенде, можно отметить, что наплавки по кавитацион­ ной стойкости располагаются в той же последовательности.

Наиболее высокую стойкость—е=3 -нб—имеют хромомарганцо­ вые наплавки УПИ-12 и УПИ-2, а также наплавка электродом ЭА-925: е =3-=-5, аустенитные наплавки ЭА-981, ЭА-395 и ЦЛ-9 имеют невысокие показатели стойкости: е =0,8-н-1,4; промежу­ точное положение занимает наплавка электродом ЦЛ-11. Стой­ кость наплавки ЦЛ-11 с увеличением количества слоев снижается (при однослойной: е ==3,18; двухслойной: е = 1,75; многослойной: е = 1,34). Повышенная стойкость однослойной наплавки ЦЛ-11 связана с увеличением твердости наплавленного слоя. Рост твер­ дости объясняется образованием мартенситной структуры, воз­ никающей вследствие обеднения наплавки легирующими элемен­ тами (содержание никеля уменьшается до 5—8%, хрома—до 14%).

Касаясь применимости тех или иных электродов, кроме кави­ тационной стойкости следует учитывать также их технологич­ ность. К показателям технологичности следует отнести: устой­ чивость дуги, легкое отделение шлака, возможность наплавки в вертикальном и потолочном положении, отсутствие токсичных паров. Последнему требованию не удовлетворяют хромомарганцо­ вые электроды, при наплавке которых выделяются пары марганца, что требует обеспечения хорошей вентиляции. Это не дает воз­ можности использовать хромомарганцовые электроды при на­ плавочных работах под рабочим колесом, где вентиляция затруд­ нена.

При выборе электродов необходимо учитывать также их стои­ мость. Например, высоколегированные электроды ЭА-395 и ЭА-981, содержащие большое количество никеля, значительно превышают по стоимости электроды ЦЛ-11 и в то же время уступают им по кавитационной стойкости.

Учитывая эти обстоятельства, для защиты деталей турбин от кавитационной эрозии можно рекомендовать наиболее освоенные электроды ЦЛ-11.

При высокой интенсивности кавитационного воздействия, особенно при изготовлении детали на заводе, могут быть исполь­ зованы электроды ЭА-925.

Проведенные испытания нержавеющих сталей и наплавок выявили, что кавитационная стойкость зависит от количества мартенсита в сплаве. Причем мартенсит может быть образован как путем соответствующей термической обработки, так и при пластической деформации во время кавитационного воздействия. Наличие мартенсита в сплаве способствует повышению прочности

239

стойкостью и механическими свойствами материала — твердостью, пределом текучести, временным сопротивлением.

В работе [62] в качестве критерия оценки сопротивляемости материала кавитационному воздействию предложена энергия деформации, определяемая площадью диаграммы напряжение — деформация при сжатии.

В работе [102] на основе сопоставления влияния различных механических характеристик материала (в том числе и энергии деформации) на эрозию высказывается другая точка зрения — эрозия лучше всего коррелируется с величиной произведения предела упругости на твердость по Бринелю.

Однако если проанализировать результаты испытаний и име­ ющийся опыт эксплуатации, то окажется, что все эти критерии далеки от действительного соотношения материалов по кавита­ ционной стойкости. Во-первых, они не учитывают фактор корро­ зии при кавитации. В п. 22 были рассмотрены примеры, когда высокопрочные углеродистые стали с большой твердостью раз­ рушались так же, как обычные поделочные стали типа 20ГСЛ

иСт.З, в то время как нержавеющие стали с невысокими прочност­ ными характеристиками обладали наивысшей стойкостью. Если распространять эти критерии только на нержавеющие стали, то

ив этом случае они не определят кавитационной стойкости ма­ териала, так как не учитывают способности материалов упроч­ няться при кавитационном воздействии. Например, аустенитные стали 0Х14АГ12 и 0Х18Н10Т, имеющие близкие прочностные характеристики, существенно отличаются по кавитационной стой­ кости .

испытаний был выбран с п = 2000 об/мин. Этот режим по интен­ сивности воздействия значительно ниже, чем при форсированном режиме с п = 2800 об/мин, но все же превышает существующие режимы кавитации на большинстве действующих ГЭС.

Исследованию подверглись различные группы пластмасс — полиэтилен, полихлорвинил, полиамиды, эпоксидные и поли­ эфирные смолы, наиритовое (каучуковое) покрытие и ряд других материалов.

Испытываемые образцы изготовлялись или целиком из пласт­ массы, или пластмасса наносилась на стальную основу в виде слоя толщиной 1—2 мм. В связи с тем, что удельный вес иссле­ дованных материалов различен, а также учитывая, что некоторые пластмассы характеризуются большой набухаемостью, оценка стойкости производилась по времени разрушения поверхности образца на глубину ~ 1—3 мм.

Результаты испытаний приведены в табл. VI.5. Как следует из таблицы, наиболее высокой стойкостью обладает полиэтилен высокой плотности низкого давления. За период испытаний 52 ч разрушений не было обнаружено. За это время на эталонном

240

Т а б л и ц а VI.5

Кавитационная стойкость неметаллических материалов

образце из стали 1Х18Н10Т разрушения достигли глубины ~ 4 мм (рис. VI. 11). Высокие показатели кавитационной стойкости также у капролона (48 ч до начала разрушения). Однако эти пластмассы вследствие относительно низких прочностных характеристик не могут быть использованы в качестве конструкционных материалов.

Попытки использовать эти материалы в качестве защитных по­ крытий оказались неудачными. Например, полиэтилен, нанесен­ ный на металл напылением, разрушался, плакированный поли­ этилен, наклеенный на стеклопластик, сорвало.