книги из ГПНТБ / Сичиков, М. Ф. Металлы в турбостроении

Покрытия 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

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

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 %):

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

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

стремятся к тому, чтобы коэффициент линейного расширения и

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:

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

— 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

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

=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

* 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

-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