книги из ГПНТБ / Дуб Б.И. Арматура трубопроводов высокого давления

разнообразие результатов исследования, приведенных в табл. 3-3.

Исследованиями ВТИ установлено, что имеется взаимо­ связь между удельным давлением, вызывающим задир металла при сухом трении, и относительной твердостью по­ верхности. Оказывается, что чем выше относительная твер­ дость поверхности, тем больше металл склонен к задира­ нию. Измерение микротвердости поверхности и твердости основного металла 1 позволяет приближенно определить стойкость материала против задиров.

В табл. 3-4 [Л. 1] испытанные металлы поставлены в порядке стойкости их задиру.

Таблица 3-4

Зависимость среднего удельного давления от относительной твердости поверхности при температуре 20 ° С

Как видно из таблицы, наиболее стойки против задира борированные стали, затем идут азотированная сталь мар­ ки 38ХМЮА, сплавы ЦН-2 и ЦН-3, алитированная и хро­

чистоты обработки слипание соприкасающихся -поверхно­ стей усиливается.

Для предотвращения заедания гаек во время отвинчи­ вания после длительного пребывания в затянутом состоя­ нии при высоких температурах следует применять смазку резьбы графитом. Опыты ЦКТИ, проведенные при темпера­ турах 300—600° С с выдержкой образцов от 1 до 500 ч, по­ казали высокую надежность смазки резьб графитом при следующих сочетаниях материалов гаек и шпилек: Ст. 25 и Ст. 30; Ст. 25 и ЭИ10; ЭИ10 и ЭИ10; Ст. 25 и Ж2; ЯТ и Я1; Я1 и ЭИ572.

Смазывать резьбу и торцы гаек следует чешуйчатым

116

графитом,, густо разведенным водой. Хорошие качества для нанесения получает графит, разведенный смесью глицерина с водой в пропорции 2:1.

Для наплавок уплотнительных поверхностей иногда применяют твердые сплавы.

В табл. 3-5 {Л. 1] приведены химический состав и свой­ ства твердых сплавов В2К и ВЗК, имеющих широкое при­ менение.

Твердые сплавы устойчивы против эрозии даже при ра­ боте в среде с высокой температурой и хорошо сопротив­ ляются ударным нагрузкам как в холодном, так и в горя­ чем состояниях.

Твердые сплавы хорошо наплавляются на аустенитные хромоникелевые стали. Эти стали способны длительно вы­ держивать нагрузку при высокой температуре, жаропроч­ ны, мало чувствительны к резким колебаниям температу­ ры, хорошо обрабатываются и свариваются.

Применение для деталей арматуры твердых сплавов связано с некоторыми трудностями. При изменении тепло­ вого расширения в металле седла и корпуса появляются

117

температурные напряжения, вызывающие появление тре­ щин ввиду отсутствия у твердых сплавов способности к пластической деформации. Кроме того, наплавленные по­ верхности плохо поддаются обработке.

Опыт ОРГРЭС по организации централизованного ре­ монта арматуры свидетельствует об удовлетворительных результатах использования для наплавки уплотнительных поверхностей электродов, изготовленных из хромоникеле­ вых сплавов различного состава. Однако наплавка такими электродами пока не может обеспечить такой же длитель­ ности службы уплотнительных деталей, какая достигается при наплавке твердым сплавом на кобальтовой основе.

Дефицитность кобальта затрудняет применение наплав­ ки такими сплавами арматуры массового производства. Поэтому разработка и внедрение недефицитных замените­ лей имеет большое значение. Для решения этой задачи ВТИ была исследована возможность применения сплава 1 ЦН-3 для наплавки арматуры сверхвысоких параметров.

Свойства сплава ЦН-3 сравнивались со свойствами ко­

работающего в затвор-ах арматуры при сверхвысоких пара­ метрах пара.

Средняя поверхностная твердость сплава ЦН-3 при тем­ пературе 650° С после 5 тыс. ч старения возрастает с 48 до

0,1 мм/м и температуре 550—580° С в исходном состоянии после 5 000—9 500 ч старения составляет 300 кг/сн2.

У сплава ЦН-3 удельное давление при удельном задире 0,1 мм/м при температуре 370° С составляет в исходном со­ стоянии 300—350 кг/см2, а при температуре 560° С в ис­ ходном состоянии и после 5 000 ч старения при температу­ ре 650° С достигает 200 кг/см2.

1 Химический состав сплава ЦН-3 следующий: 1,7 — 2,2% С; 28—32% Сг; 5—7% Ni; 0,04% Р; 0,04% S; 1,5—3% Мп; 0,3—0,6% Si;

остальное Fe.

2 Химический состав сплава ЦН-2 следующий: 59—65% Со; 4—5% W; 28—32% Сг; 2—2,5% Si; 1,7—2,1% £; 0,04% S; 0,01% Р;

остальное Fe.

118

3. Эрозионная стойкость сплава ЦН-2 примерно соответ­ ствует эрозионной стойкости стали марки ЭЯ1Т, что удов­ летворяет требованиям, предъявляемым к арматуре на сверхвысокие параметры пара (575—650° С) при удельных нагрузках на фактическую контактную поверхность не бо­ лее 200 кг/см2, учитывая запас прочности, равный 1,5.

Эрозионная стойкость сплава ЦН-3 в исходном состоя­

Таким образом, исследования показали, что сплав ЦН-2 в отношении стойкости к задирам и поэрозионной стойко­ сти превосходит сплав ЦН-3; последний не является полно­ ценным заменителем стеллитовых сплавов для условий работы при высоких температурах. Сплав ЦН-3 можно ис­ пользовать для затворов арматуры, работающей при тем­ пературе до 570° С, у которой конструктивно обеспечено отсутствие взаимных перемещений наплавленных элемен­ тов.

3-5. Поведение уплотнительных органов арматуры в процессе эксплуатации

По статистическим данным общее количество поврежде­ ний уплотнительных органов составляет до 70% всего ко­ личества повреждений разного характера, возникающих в процессе эксплуатации арматуры. Особенно часты по­ вреждения у водяной арматуры больших проходных сече­ ний.

Наибольшее количество повреждений арматуры проис­

пряжения седел с корпусами в дренажной арматуре.

При ремонтах, где это представляется возможным, сле­ дует несколько увеличивать ширину уплотнительного пояса между корпусом и седлом. В этом случае при нажиме шпинделем на клапан будет сминаться уплотнительная поверхность седла, сопряженная с клапаном, а посадка седла в корпусе не будет нарушаться.

119

Как показывает опыт ряда электростанций, увеличение ширины уплотнительного пояса между корпусом и седлом может дать удовлетворительный результат только при тща­ тельной проточке, шлифовке и притирке поверхностей. Нельзя допускать раздельной обработки торца седла и на­ резки резьбы, так как при ввертывании нижняя кромка седла может оказаться не строго перпендикуляр­ ной его оси. Обработку торца седла и нарезку резьбы сле­ дует выполнять с одной установки детали на станке. По­ пытки достигнуть хорошего уплотнения установкой между

—ф185- седлом и корпусом мяг­ кой или металлической

прокладки не дают хо­ роших результатов, так

клапанов конструкции ВАЗ. Для устранения этих пропу­ сков производили сплошную приварку седел к корпусам. Однако в результате неоднородности материалов и особен­ но неудобств выполнения работ на трубопроводе седла при сварке деформировались. Это привело к необходимости проточки и пригонки деталей, что вызвало увеличение за­ зоров и еще большие пропуски воды. Такой способ ремон­ та арматуры рекомендовать нельзя.

Лучшие результаты показало уплотнение седла с кор­ пусом арматуры при помощи нарезной нажимной наруж­ ной втулки (рис. 3-19.). При этом клапан оставляют без изменений, старую нарезку в корпусе растачивают до боль­ шего диаметра в зависимости от фактического состояния корпуса. Седло изготовляют заново, без резьбы, с бурти­ ком в нижней части — для прижатия к корпусу при помо­ щи нажимной резьбовой втулки. При этом желательно применение возможно более массивной, втулки, что может

120

быть достигнуто при увеличении диаметра резьбы. Однако необходимо считаться с тем, что чрезмерное увеличение диаметра резьбы может потребовать проточки направляю­ щих ребер, имеющихся в горловине корпуса.

верхности сопряжения корпуса с седлом должны быть тща­ тельно притерты.

В качестве другого варианта реконструкции уплотне­ ний с резьбовыми седлами ЦКТИ рекомендует переделку клапана (золотника), заключающуюся в удалении из него уплотнительного кольца и образовании новой уплотнитель­ ной поверхности при помощи наплавки. Такая реконструк­ ция дала положительный! результат.

У арматуры с запрессованными уплотнительными сед­ лами часто нарушается плотность между седлом и корпусом из-за ослабления посадки. Дополнительная подвальцовка в этом случае повышает плотность лишь незначительно.

Нередко в вентилях обнаруживаются следы разъеда­ ния седел вследствие пропуска рабочей среды между кла­ паном и корпусом. Пропуски пара между корпусом и за­ прессованным седлом наблюдались в импульсных предохра­ нительных клапанах конструкции ВАЗ.

Большое количество повреждений уплотнительных по­ верхностей арматуры возникало в результате попадания на них посторонних предметов. Такие повреждения наиболее часты на вновь вводимых в эксплуатацию электростанциях. Это указывает на необходимость организации строгого надзора за трубными работами при монтаже и ремонте, исключающего попадание посторонних предметов.

В запрессованных седлах, изготовленных из стали мар­ ки ЭЯ1, у вентилей с диаметрами прохода 6 и 10 мм обна­ руживались вмятины и выбоины, в уплотнительных поверх­ ностях и износ их.

На продувочных и дренажных линиях часто устанавли­

один из этих вентилей заменять дроссельным. При продув­ ках запорный вентиль следует открывать полностью, а рас­ ход регулировать дроссельным вентилем.

Установка ограничительных шайб для уменьшения ско­ рости в вентилях не достигает своей цели вследствие того,

121

что такие шайбы часто забиваются грязью или шламом и их приходится срезать.

Анализ наблюдавшихся в процессе эксплуатации нару­ шений плотности арматуры показывает, что причиной мно­ гих из них являлся неудовлетворительный ремонт, при котором устранялись не все дефекты уплотнительных по­ верхностей; это вызывалось также дефектами, которые

Рис. 3-20. Повреждения клапана и седла вентиля по причине неудовлетворительной термообработки.

своевременно не были обнаружены и не устранены в про­ цессе монтажа новой арматуры!,

В ряде случаев причиной повреждений уплотнительных органов арматуры являлась неудовлетворительная термо­ обработка, после которой на деталях получились мелкие трещины. Будучи вначале не замечены, эти трещины в процессе эксплуатации арматуры увеличиваются в раз­ мерах и в конце концов приводят к разрушению уплотни­ тельных органов.

На рис. 3-20 показаны повреждения клапана и седла, изготовленных из сталей марок ЭЖ2 и ЭЖЗ, причиной ко­ торых явилась неправильная термообработка.

Интересные материалы получены ВТИ при испытании запорного вентиля диаметром 20 мм, предназначенного для пара с давлением 100 ат и температурой 510° С, а также для воды с давлением 200 ат и температурой 250° С. Клапан был изготовлен из стали марки ЭЯ2, а седло — из стали марки ЭЯЗС.

Во время предварительного осмотра на седле клапа­ на обнаружены вмятины, образовавшиеся вследствие попа-

122

дания на уплотнительные поверхности посторонних предме­ тов. Клапан был притерт к седлу, седло ввернуто в корпус и затянуто мерным ключом с принятым по расчету заво­ да крутящим моментом 1300 кг • см. Гидравлическим испы­ танием было установлено, что указанный расчетный момент затяжки недостаточен для создания необходимой плотности между седлом и корпусом. Седло было подтянуто с уси­ лием, примерно в 1,5 раза превышающим расчетное. После гидравлического испытания на плотность под давлением

Рис. 3-21. Задиры на выходном кольце.

250 кг/см2, длившегося 15 мин, пропусков обнаружено не было.

При испытании этого вентиля перегретым паром с давле­ нием 100 ат и температурой 425° С появились пропуски да­ же при значительной затяжке затвора. Последующая проверка гидравлической пробой обнаружила наличие не­ плотности между седлом и корпусом. Причиной неплотно­ сти послужило ослабление посадки седла в корпусе после прогрева вентиля перегретым паром. Поджатием седла не­ плотность была устранена.

При испытании задвижки D 175 мм были обнаруже­

ны задиры на корпусе и выходном кольце (рис. 3-21). При­ чиной задиров послужило наличие большого зазора между кольцом и корпусом.

Таким образом, для достижения плотности затвора боль­ шое значение имеют тщательная притирка уплотнительных поверхностей и плотность сопряжения седла с корпусом.

При испытании насыщенным паром давления 115 ат вен­ тиль имел пропуски, которые были устранены после прило­ жения к маховику крутящего момента, равного 1 625 кг-см.

123

В дальнейшем плотность достигалась значительно меньши­

менте 1625 кг-см произошло смятие уплотнительной по­ верхности между седлом и корпусом, а также между клапа­ ном и седлом.

После испытания на обрыв струи через этот вентиль в течение 10 ч пропускался насыщенный пар с давлением 115—120 ата, причем вентиль был открыт незначительно, и перепад давлений в нем составлял 95—100 ат. Затем вен­ тиль снова испытали на плотность; добиться ее удалось лишь при закрытии вентиля крутящим моментом на махо­ вике 1 980 кг • см, т. е. опять после дополнительного смятия уплотнительных поверхностей.

При дальнейших испытаниях перегретым паром с дав­ лением 100 ат и температурой 500—510° С вентиль не обес­ печивал плотности даже в случае приложения крутящего момента на маховике 1 690 кг .см. Гидравлического испыта­ ния, проведенного после этого, вентиль также не выдержал: при моменте на маховике 2 375 кг • см вентиль имел про­ пуски при давлении 20—30 ат.

При осмотре вентиля после испытания было выявлено, что на уплотнительной поверхности клапана имеются две кольцевые вмятины, между которыми расположены точеч­ ные раковины. На наружной части седла обнаружены кор­ розионные пятна; на ее уплотнительной поверхности видны кольцевые вмятины, между которыми имеются точечные раровины; нижняя уплотнительная поверхность седла покры­ та кольцевыми рисками; имеются незначительные риски в радиальном и тангенциальном направлениях. После уда­ ления седла на его нижней поверхности обнаружены серо- вато-бурые налеты!, имеющие тангенциальное направление и образовавшиеся, по-видимому, в результате протечки пара; дефектов в резьбе седла обнаружено не было.

При осмотре после испытания такого же вентиля на уплотнительной поверхности клапана были обнаружены следы задиров, на уплотнительной поверхности седла так­ же имелись следы незначительных задиров; вывернуть седло нз корпуса не удалось, так как произошел задир резьбы.

Таким образом, испытания вентилей диаметром 20 мм показали, что в данном исполнении они не обеспечивают достаточной плотности; пропуски происходят вследствие

124