Дослідження матеріалу для лопаток парових турбін з високоміцної сталі марки 13Х15Н4АМ3-Ш легованої ніобієм

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Всеукраїнський конкурс студентських наукових робіт з галузі науки «Матеріалознавство»

«Дослідження матеріалу для лопаток парових турбін з високоміцної сталі марки 13Х15Н4АМ3-Ш легованої ніобієм»

Шифр «Заготівка лопатки»

2019 рік

ЗМІСТ

Вступ

1. ОСНОВНІ ФАКТОРИ, ЯКІ ВИЗНАЧАЮТЬ ДОВГОВІЧНІСТЬ МЕТАЛУ РОБОЧИХ ЛОПАТОК ЦНТ ПАРОВИХ ТУРБІН АЕС І ТЕС

1.1 Умови експлуатації та вимоги, які пред'являють до матеріалу робочих лопаток ЦНТ

1.2 Матеріали, вживані для виготовлення робочих лопаток ЦНТ парових турбін. Високоміцні сталі аустенітно-мартенситного класу

2. МАТЕРІАЛ І МЕТОДИКА ДОСЛІДЖЕННЯ

2.1 Матеріал для дослідження

2.2 Методика дослідження макро- і мікроструктури та фазового складу

2.3 Визначення механічних властивостей

2.4 Визначення втомної міцності

3. ДОСЛІДЖЕННЯ ВПЛИВУ ТЕРМІЧНОІ ОБРОБКИ НА СТРУКТУРУ ТА ВЛАСТИВОСТІ ЗАГОТІВЕЛЬ ЛОПАТОК

3.1 Дослідження впливу термічної обробки на мікроструктуру заготівок лопаток

3.2 Дослідження механічних властивостей заготовок лопаток

3.3 Дослідження втомної міцності заготовок лопаток

ВИСНОВКИ

ЛІТЕРАТУРА

метал заготовка лопатка турбіна електростанція

ВСТУП

Новітні досягнення науки і техніки є однією з найважливіших умов підвищення технікоекономічних показників турбінного устаткування і енергоблока в цілому за рахунок збільшення одиничної потужності парових турбін ТЕС і АЕС [1-3]. Із зростанням потужності паротурбінних установок підвищилися вимоги до експлуатаційної надійності та довговічності устаткування і, зокрема, до одних з найбільш відповідальних деталей парових турбін - робочим лопаткам циліндрів низького тиску (ЦНТ).

Забезпечення надійності та довговічності лопатного аппарату ЦНТ парових турбін ТЕС АЕС стоїть на одному з перших місць cеред завдань сучасного турбобудування. Вирішення цієї проблеми вимагає використання нових матеріалів, що мають разом з високою технологічністю необхідний комплекс службових властивостей.

Робочі лопатки ЦНТ сучасних парових турбін належать до найбільш напружених деталей, тому до матеріалу для них пред'являють підвищені вимоги як по рівню короткочасної міцності та пластичності так і по опору утомленості, ерозійної та корозійної стійкості при пониженої схильності до крихкого руйнування.

В якості перспективних матеріалів для лопаток парових турбін за кордоном знайшли вживання високоміцні корозійностійкі аустенітно-мартенситні сталі, леговані 15% хрому, 5% нікелю і іншими елементами [4 - 9]. Такі матеріали використовуються в авіаційній і космічній техніці, а також отримали вживання в хімічній і підшипниковій промисловості. В авіа будуванні для лопаток газових турбін довжиною до 300 мм вживають високоміцну сталь аустенітно-мартенситного класу 1ЗХ15Н4АМЗ--Ш (ЕП310-Ш). Проте в тепловій енергетиці до теперішнього часу ці сталі не знайшли вживання із-за їх низької технологічності. Високоміцна корозійностійка сталь аустенітно-мартенситного класу 1ЗХ15Н4АМЗ--Ш (ЕП310-Ш) запропонована для виготовлення штампованих робочих лопаток ЦНТ завдовжки від 400 до 1450 мм для потужних парових турбін теплових і атомних електростанцій.

У зв'язку з особливостями структурних перетворень в сталях аустенітно-мартенситного класу питання зміни фазового складу та мікроструктури, як відбуваються при гартуванні та відпуску мають важливе наукове та практичне значення.

Ціль даної роботи дослідження впливу фазового составу та мікроструктури на властивості високоміцної корозійностійкої сталі аустенітно-мартенситного класу 1ЗХ15Н4АМЗ--Ш (ЕП310-Ш) додатково легованої ніобіем ( 0,14 %) та розробка технології оптимальної термічної обробки штампованих заготівель лопаток ЦНТ парових турбін ТЕС і АЕС, яка забезпечує підвищення їх долговічності.

1. ОСНОВНІ ФАКТОРИ, ЯКІ ВИЗНАЧАЮТЬ ДОВГОВІЧНІСТЬ МЕТАЛУ РОБОЧИХ ЛОПАТОК ЦНТ ПАРОВИХ ТУРБІН АЕС І ТЕС

1.1 Умови експлуатації та вимоги, які пред'являють до материалу робочих лопаток ЦНТ

У сучасних потужних парових турбінах робочі лопатки ЦНТ відносяться до найбільш відповідальних деталей і перебувають в тяжких умовах експлуатації (рис. 1.1) [11]. Показовими в цьому відношенні є великогабаритні робочі лопатки останніх ступенів ЦНТ, що працюють по низці параметрів в екстремальних умовах (граничні значення віяловості, тепло-перепадів і напруження) [12]. Робочі лопатки призначені для перетворення кінетичної енергії парового струменя в механічну енергію обертання ротора.

В процесі експлуатації робочі лопатки випробовують великі напруження статичного, динамічного і циклічного характеру [13]. Відцентрові сили, що діють на лопатку при її обертанні, створюють в лопатці розтягуючі напруження тим більші, чим більше площа перетину і довжина лопатки, діаметр обода диска або ротора, на якому закріплені лопатки, і частота обертання ротора турбіни [14]. Відцентрові сили для лопаток останніх ступенів низького тиску тихохідних турбін досягають декілька меганьютонов [6]. Відцентрові сили можуть викликати в лопатках окрім тих, що розтягують також і напруженняа, що вигинає, в тих випадках, коли лінія, що з'єднує центри тяжіння різних перетинів робочої частини лопатки, не з'являється радіальною лінією диска, на якому лопатка установлена. У закручених робочих лопатках змінного перетину окрім напруженняи розтягування, виникає також значні напруження вигину та кручення, обумовлені тиском і реакцією струменя рушійної пари.

Рис. 1.1 - Робочі лопатки ЦНТ парових турбін АЕС І ТЕС

Виключно важливе значення при експлуатації турбін має вібрація робочих лопаток. Спільною причиною вібрації лопаток є обурюючі сили, що періодично діють на лопатки при обертанні ротора турбіни. Тангенціальна вібрація лопаток в площині диска має основне значення впроцесі їх роботи. Крім того, мають місце аксіальні і крутильні коливання, вони ускладнюють загальну картину вібрації лопаток.

Робочі лопатки ЦНТ працюють в агресивному середовищі вологої пари, що містить близько 154 домішок, і схильні до ерозійного руйнування, яке викликається ударною і кавітаційною дією крапель вологи [15, 16]. Найбільш сильна ерозія вхідних кромок спостерігається зазвичай в периферійних перетинах лопаток. Потік пари в зоні низького тиску турбіни несе зважені і рухомі з великими швидкостями краплі води, що утворюються в процесі розширення і конденсації пари. Удари крапель води по поверхні лопатки і викликають прогресуюче ерозійне руйнування металу [14, 17, 18]. Інтенсивність ерозійного зносу залежить від вологості пари, розміру крапель і швидкості їх зіткнення з поверхнями лопаток.

Робоча температура лопаток останнього ступеня потужних турбін в нормальних умовах складає 40 °С, а на холостому ходу вона може досягти 300 °С. Спільний час роботи турбіни на холостому ходу не повинно перевищувати 300 годин [4].

Із збільшенням одиничної потужності парових турбін і розвитком атомної енергетики підвищилися і вимоги до експлуатаційної надійності турбоагрегату в цілому і, зокрема, до надійності найбільш напружених його елементів - робочих лопаток [19].

Вимоги, що пред'являються до матеріалів лопаток ЦНТ парових турбін, що діють і створюваних знов, приведені в таблиці 1.1.

Форма лопаток ЦНТ дуже складна, а обробляти їх необхідно з високим ступенем точності і чистоти поверхні. Метал лопаток має бути технологічним - добре куватися, штампуватися, оброблятися різанням [20, 21].

Не дивлячись на все ширше вживання уточнених методів міцносних і вібраційних розрахунків лопаточного апарату з використанням ЕОМ, і під-вищення якості виготовлення робочих лопаток випадки їх пошкодження ма-ють місце і значно знижують експлуатаційну надійність турбоагрегатів [22].

Тому отримання надійних лопаток ЦНД з тривалим терміном експлуатації і до теперішнього часу залишається дуже складним завданням.

1.2 Матеріали, вживані для виготовлення робочих лопаток ЦНТ парових турбін

Широке вживання в якості лопаточного матеріалу як в нашій країні, так і за кордоном знайшли неіржавіючі стали з 12% хрому (табл. 1.2.)

З трьох основних марок сталі, вживаних в промисловості для виготовлення лопаток ЦНТ, найбільш сприятливим поєднанням службових властивостей володіє сталь 15Х11МФ-Ш, яка відноситься до мартенситно-феритного класу і не містить в своєму складі дефіцитних легуючих елементів - нікелю і вольфраму. По своїх технологічних і механічних властивостях вона відповідає технічним вимогам. Механічні властивості сталі 15Х11МФ-Ш після термообробки, що складається з гартування з температури 1000°С, 2 г, охолоджування в маслі і відпуски при температурі 680°С, 2 г, охолоджування на повітрі приведені в таблиці 1.3. Видно, що вона забезпечує міцностні властивості не вище КП 70. Крім того, сталь 15Х11МФ-Ш володіє недостатньою корозійною і ерозійною стійкістю, що знижує довговічність лопаток ЦНТ з цієї сталі. [23].

Для підвищення ерозійної стійкості кромок робочих лопаток із сталі 15Х11МФ-Ш застосовують поверхневе гартування з нагрівом ТВЧ.

У зв'язку із створенням парових турбін ТЕС і АЕС великої потужності виникла необхідність у виготовленні лопаток ЦНТ завдовжки більш 1000 мм з підвищеними властивостями по міцності (більш КП 70), ерозійній стійкості і корозійно-втомній міцності.

Таблиця 1.3 - Механічні властивості сталей для лопаток ЦНТ парових турбін

Марка сталі	Межа текучісті у0,2, МПа	Межа міцності уВ, МПа	Відносне подовження д5 %	Відносне звуження ш. %	Ударна в'язкість КCU, кДж/м2	Твердість НВ
15Х11МФ-Ш	666-813	? 784	>13	>40	>392	241-285
13Х11Н2В2МФ-Ш	705-862	? 862	>15	>50	>588	248-302
08Х15Н5Д2Т-Ш	1080-1300	1230-1320	16-20	55-65	590-1960	---
03Х11Н10М2Т-ВД	1160-1230	1260-1320	14-17	55-65	590-1370	---
17 - 4PH	1000	1100	>15	>55	KCV = 508	---

Провідні турбобудівні фірми вже більше 20 років ведуть дослідження по застосуванню титанових лопаток в парових турбінах [8, 24]. У США для.лопаток парових турбін розроблені титанові сплави Ti-6Аl-4V (UN$ R56400) і Ti-5Аl-2,5Sn (UN$ R54520) [25].

Таблиця 1.1 - Техничні вимоги до материалу робочих лопаток ЦНТ парових турбін

Тип турбіни	Межа текучісті у0,2, МПа	Межа міцності уВ, МПа	Відносне подовження д5 %	Відносне звуження ш. %	Ударна в'язкість КCU, кДж/м2	Межа витримки гладкий у-1, МПа	Межа витримки надрізан у-1, МПа	Критична Температура Крихкости ОС
К-1200-240	800	980	15	30	392	450	300	0
К-10000-65/1500	700	850	13	40	392	450	300	--10
К-750-65/3000	750	900	13	40	392	450	300	0
Перспективні турбіни	900	1100	15	50	588	450	300	--10

Таблиця 1.2 - Хімічний склад сталей для лопаток ЦНТ парових турбін

Марка сталі	Вміст елементів %
	Вуглець	Кремній	Марганець	Хром	Нікель	Молібден	1нші елементи
15Х11МФ-Ш	0,12-0,19	? 0,5	? 0,7	10,0-11,5	---	0,6-0,8	0,25-0,40 V
13Х11Н2В2МФ-Ш	0,10-0,16	? 0,6	? 0,6	10,5-12,0	1,5-1,8	0,35-0,5	0,18-0,3 V, 1,6-2,0 W
08Х15Н5Д2Т-Ш	? 0,08	? 0,7	? 1,0	13,5-14,8	4,8-5,8	---	1,7-2,5 Cu, 0.03-0,15 Ti
03Х11Н10М2Т-ВД	? 0, 03	? 0,7	? 0,6	10,5-11,5	9,5-10,0	1,75-2,2	0,55-0.70 Ti
17 - 4PH	? 0, 07	? 1,0	? 1,0	15,5-17,5	3,0-5,0	---	3-5 Cu, 0,15-0,45 Nb+Ta

Турбобудівні фірми європейських країн віддають перевагу сплаву Ti-6Al-4V [8], лопатки з якого в турбінах фірми ВВС працюють з 1967 року. Хімічний склад титанових сплавів для лопаток парових турбін приведений в таблиці.1.4, а їх механічні властивості в таблиці1.5.

В Радянському Союзі були детально досліджені сплави марок Ат6, Вт3~1, Вт5, Вт20, Вт22 і Тc5 у вигляді заготовок і натурних лопаток [26, 27]. Хімічний склад досліджених сплавів приведений в таблиці 1.4, а результати досліджень механічних властивостей після стандартної термообробки приведені в таблиці 1.5.

Титанові сплави, щільність яких на 40% нижча за щільність лопаточних сталей, приваблюють конструкторів високим відношенням межі міцності до щільності і найбільш високою корозійною стійкістю і корозійно-механічній міцністю серед матеріалів лопаток. Вони набагато перевершують неіржавіючі хромові стали по стійкості проти виразкової корозії, а також мають підвищений опір втомі та кращий опір ерозії.

До недоліків титанових сплавів відносяться менша, ніж у сталей, пластичність і дуже низькі демпфуючі властивості. Титанові сплави мають нижчу ковку із-за низької температури структурних перетворень і гіршу зварюваність. При однаковій номінальній напрузі критичний розмір дефекту в тита-нових сплавах на 25-30 % менше, ніж в неіржавіючих хромових сталях [23].

Облопачування з титанового сплаву коштує в 2-3 рази дорожче, ніж з 12%-ної хромової сталі. Все це робить титанові сплави мало перспективними для масового виготовлення робочих лопаток ЦНТ турбін ТЕС і АЕС

На ОАО "Турбоатом" були проведені дослідження високоміцних неіржавіючих мартенситостаріючих сталей марок 03Х11Н10М2Т-ВД (ЕП678-ВД) і 08Х15Н5Д2Т-Ш (ЕП410у-Ш) стосовно умов роботи робочих лопаток останніх ступенів ЦНТ [28]. Проте, в серійне виробництво високоміцнa сталь 03Х11Н10М2Т-ВД (ЕП678-ВД) не була прийнята із-за високого вмісту гостродефіцитного нікелю (до 10 %) і трудності зміцнення кромок лопаток, а також недостатньою її корозійній стійкості.

Таблиця 1.4 - Хімічний склад титанових сплавів для лопаток ЦНТ парових турбін

Марка сплаву	Вміст елементів %
	Алюміній	Молібден	Хром	Залізо	Кремній	Ванадій	Цирконій	Олово
AT6	5,5-6,5	---	0,4-0,9	0,25-0,6	0,25-0,6	---	---	0,013
BT3-1	5,2-6,8	2,0-3,0	1,5-2,0	0,2-0,7	0,15-0,35	---	0,3	---
BT5	4,3-6,0	---	---	0,3	0,15	---	---	---
BT20	5,5-7,0	0,5-2,0	---	0,3	0,15	0,8-1,8	1,5-2,5	---
TC5	5,0-6,5	---	---	0,3	0,05	4,5-5,5	1,5-3,5	2,5-4,0
Ti-6Al-4V	6,0	---	---	---	---	4,0	---	---

Таблиця 1.5 - Механічні властивості титанових сплавів для лопаток ЦНТ парових турбін

Марка сплаву	Межа текучісті у0,2, МПа	Межа міцності уВ, МПа	Відносне подовження д5 %	Відносне звуження ш. %	Ударна в'язкість КCU, кДж/м2	Межа витримки у-1, МПа
AT6	960-1000	1050	12,0-12,6	32,0	420-430	460
BT3-1	980-1030	980-1120	16,8-17,8	45,0-48,0	550-580	470
BT5	860	880-940	12,0-19,0	42,0-46,0	700-800	410
BT20	930-940	1010-1020	13,0-19,0	37,8-40,4	420-610	500
TC5	830-900	880-950	10,0-14,0	16,0-21,0	440-500	440
Ti-6Al-4V	920	990	14,0	30,0	240 KCV	---

Сталь 08Х15Н5Д2Т-Ш технологічна, добре зварюється і завдяки наявності хрому і міді має високу корозійну стійкість. Неіржавіюча сталь ЕП410у-Ш відповідно до ТУ 14-1-29I8-80 має низький вміст вуглецю у поєднанні з високим вмістом хрому до 15 % і нікелю до 5 %, що забезпечує отримання після гартування і відповідного відпуску високої міцності у поєднанні з хорошою пластичністю і ударною в'язкістю за рахунок утворення маловуглецевого мартенсіту. Досвід виготовлення дослідної партії натурних заготовок лопаток 5 ступенів ЦНД турбіни К-300-240 показав, що сталь ЕП410у-ш добре кується, штампується, прокатується. Проте при термічній обробці ця сталь володіє недостатньою технологічністю із-за великої чутливості до швидкості охолоджування при гартуванні і відпуску. Окрім, того, сталь ЕП410у-Ш проявляє схильність до відпускної крихкості через відсутність в її складі молібдену і виділення дрібнодісперсних зміцнюючих часток е-фази з міддю. Все це утрудняє її використання для великогабаритних лопаток ЦНТ парових турбін.

Останніми роками все більше поширення в якості матеріалів для лопаток отримують високоміцні средньовуглецеві неіржавіючі сталі аустенітно-мартенситного міцність і ерозійну стійкість. Крім того, перевагою сталей перехідного класу перед мартенситним є можливість легування їх великою кількістю хрому і молібдену (таблиця 1.3) з метою збільшення корозійної стійкості, а також нікелю і інших елементів [29, 38].

Аустенітна структура сталей перехідного класу дозволяє виконання таких технологічних операцій, як штампування і глибокий витяг в холодному стані та інших складних операцій формування, подібно до класичних аустенітних сталей [31]. Залежно від термічної обробки ці сталі володіють властивостями, близькими до властивостей сталей аустенітного або мартенситного класів.

Особливістю даних сталей є поєднання високої міцності з пластичністю і в'язкістю. Сталі перехідного аустенітно-мартенситного класу відносяться до групи хромонікелевих сталей змістом вуглецю 0,10-0,37 %. Основним легуючим елементом є хром - його вміст коливається від 14 до 18 %, поряд з цим сталі містять нікель в межах 3,5-6,5 % і молібден - 1,5-3,0 %. У невеликих кількостях - 0,05-0,15 % у цих сталі введені титан, ніобій, азот [21-22]. Хімічний склад найбільш поширених марок сталей аустенітно-мартенситного класу, приведений в таблиці.1.6, а механічні властивості в таблиці 1.7.

Володіючи високими механічними властивостями, рівень яких визначається хімічним складом і режимами термічної обробки, сталі аустенітно-мартенситного класу в порівнянні з сталями мартенситного класу є більш корозійностійкими.

В сталях перехідного класу так само як і в мартенситних сталях висока міцність досягається після гартування на мартенсіт і відпуски.

Найбільш перспективною з відомих сталей аустенітно-мартенситного класу є сталь типа XI5H5 з добавками азоту. Сталь марки 13Х15Н4АМЗ-Ш (ЕП310-Ш) найширше застосовується для виготовлення лопаток в авіаційній промисловості. Вона не чутлива до відпускної крихкості і не виявляє при міцності KП 100 - КП 120 схильностей до крихкого руйнування при температурах від мінус 60 °С до плюс 200 °С. Хімічний склад сталі ЕП310-Ш наведено в таблиці 1.6, а механічні властивості сталі ЕП310-Ш після термо-обробтки, що складається з гартування з температури 1000 і 1050 ^оС, витримки по 1 годині, охолоджування в маслі і відпуски при 400 °С, витримка 4 години, охолоджування на повітрі приведені в таблиці 1.7.

Таблиця 1.6 - Хімічний склад сталей аустенітно-мартенситного класу

Марка сталі	Вміст елементів %
	Вуглець	Кремній	Марганець	Хром	Нікель	Молібден	1нші елементи
13Х15Н4АМ3 (EП310)	0,11-0,16	? 0,7	? 1,0	14,0-15,5	4,0-5,0	2,3-2,8	0,05-0,10 N
09X15H8Ю (ЕД904)	? 0,09	? 0,8	? 0,8	14,0-16,0	7,0-9,4	---	0,7-1,3 Al
09X17H7 Ю (ЕД973)	? 0,09	? 0,8	? 0,8	16,0-17,5	7,0-8,0	---	0,5-0,8 Al
08Х17Н5М3 (ЕД925)	0,06-0,10	? 0,8	? 0,8	16,0-17,5	4,5-5,5	3,0-3,5	---
АМ 350	? 0,10	? 0,2	? 0,8	? 16,5	? 4,25	2,75	0,10 N

Таблиця 1.7 - Механічні властивості сталей аустенітно-мартенситного класу

Марка сталі	Межа текучісті у0,2, МПа	Межа міцності уВ, МПа	Відносне подовження д5 %	Відносне звуження ш. %	Ударна в'язкість КCU, кДж/м2
13Х15Н4АМ3 (EП310)	>1300	>1500	? 15	? 50	? 1400
09X15H8Ю (ЕД904)	1079	>1275	? 20	? 50	? 981
09X17H7 Ю (ЕД973)	>887	>883	? 10	? 40	? 490
08Х17Н5М3 (ЕД925)	>1030	>1226	? 18	? 60	? 686
АМ 350	>1020	>1334	? 13,5	---	---

2. МАТЕРІАЛ І МЕТОДИКА ДОСЛІДЖЕННЯ

2.1 Матеріал для дослідження

В якості матеріалу для дослідження були вибрані заготовки з високоміцної сталі аустенітно-мартенситного класу типу 13X15H4AM3-Ш, легованої ніобієм, у вигляді кованих заготовок -- прутків ш 90мм опитної плавки номер ГШ 6513.

Головна трудність при виплавці сталей аустенітно-мартенситного класу полягає в отриманні плавок із стабільною структурою і властивостями, які визначаються співвідношенням аустеніту і мартенситу [26]. Вже невеликі зміни у вмісті вуглецю, нікелю і азоту навіть в межах марки можуть викликати істотні зміни фазового складу сталі.

Кількість аустеніту в сталі типу 13X15H4AM3Б-Ш регулювали шляхом корегування хімічного складу при виплавці та при остаточній термічній обробці. У зв'язку з цим був використаний спеціальний метод виплавки сталі з контролем фазового складу шляхом відбору по ходу плавки литих проб.

На спеціальному приладі магнітного контролю литва (МКЛ) ) конструкції Л.М. Певзнер і Т.Д. Кубишкиной [33, 34] заміряли намагніченість литих проб, яка характеризує кількість мартенситу. За результатами контролю намагніченості литих проб корегували склад рідкої ванни до отримання на пробах заданої величини намагніченості, відповідної певному фазовому складу з 30 % аустеніту.

Опитна плавка сталі типу 13Х15Н4АМЗБ-Ш номер ГШ 6513 легована ніобієм (до 0,14 %) була виплавлена у відкритій електродуговій печі ємністю 5000 кг з подальшим електрошлаковим переплавом із контролем магнітної фази на приладі МКЛ (магнітний контроль литва). З плавки номер ГШ 6513 були виготовлені ковані прутки ш 90мм. і довжиною до 2000 мм зі сталі 13Х15Н4МЗБ-Ш легованої ніобієм за технологією прийнятою на заводі "Електросталь".

З прутків ш 90мм були виготовлені заготовки та проведена їх термічна обробка по режиму: гартування з температур 950 ^оС, 1000 ^оС та 1050 ^оС, і відпуск в інтервалі температур 300 -- 675 ^оС..

2.2 Методика дослідження макро- і мікроструктури та фазового складу

Вивчення макроструктури напилених зразків проводили візуально з використанням луп 4...8 кратного збільшення. Труїть макротемплетів проводили спочатку для визначення можливих дефектів замінником "царської горілки" наступного складу: 1000 см³ НСl +1000 см³ Н₂О +100 см³ НNO₃+50г К₂Cг₂O₇ (хромпика). Потім темплети труїли нагорячо в 20 % водному розчині H₂SO₄. при температурі 70 °С протягом 20 хвилин. Прояснювали темплети 10 % водним розчином HNO₃. Оцінку якості макроструктури проводили по методиці і шкалам ГОСТ 10243-75. Аналіз мікроструктури проводили металографією з використанням оптичних мікроскопів МІМ-7 і МІМ-8.

Мікроструктуру досліджували при збільшеннях від 100 до 1000 разів, Шліфи труїли хімічно реактивом, що складається з 1 частки фтористоводневої кислоти (HF), 1 частці азотної кислоти (НNO₃) і 1 частки молочної кислоти (CH₃CH(ОH)CООH) і електролітичне в 10%-ному водному розчині щавлевої кислоти (СООH)₂ при силі струму 3-4 ампери і часу витримки від 2 - 3 хв.

Електронно-мікроскопічне дослідження проводилося методом одноступінчатих лакових і вугільних реплік на електронному мікроскопі ЕМВ-100БР при збільшеннях від 2400 до 25000 крат. Труїть зразків велося вищезгаданим засобом, а також електролітичне при щільності струму 0,2 а/см² в реактиві наступного складу: З00 г хлористого калія (КСl) + 50г лимонної кислоти (C₆H₈O₇) + 50мл соляної кислоти (НСl) +1 л води. За допомогою 10 %-ного водного розчину харчевого желатину, який наносився на лакову плівку у вигляді шару завтовшки до 1мм. Після випару води лакову плівку з желатином знімають з досліджуваної поверхні. Желатин з плівки віддаляється шляхом розчинення у воді. Для підвищення контрастності репліку відтіняли хромом. Вугільні репліки відділялися в 7 % спиртному розчині соляної кислоти при щільності струму 0,1 a/cм².

2.3 Визначення механічних властивостей

Міцностні властивості заготовок із сталі типу 13Х15Н4АМ3Б-Ш визначали при 20 ^ОС на зразках з розрахунковим діаметром 10 мм по методиці, прийнятій для цього виду випробувань по ГОСТ1497-73. Випробування проводили на машині ІМ-12А із записом діаграми розтягування при швидкості деформації 2 мм / мин. Для кожного режиму термообробки випробовували не менш 3-х зразків з темплета (верхня, середня і нижня частина).

Випробування на ударний вигин проводили по ГОСТ 9454-78 на зразках типу I і II на маятниковому копрі з запасом енергії 290 Дж при температурі 20 ^ОС.

Твердість заміряли на приладі Брінелля з кулькою діаметром 10 мм під навантаженням 29 кН з витримкою 15 с по ДСТУ ISO 6506-1: 2007. Мікротвердість визначалася при випробуванні чотиригранною пірамідою з квадратною підставою по методу відновленого відбитку при навантаженні 0,490Н на приладі ПМТ-3 по ДСТУ ISO 6507-1: 2007.

2.4 Визначення втомної міцності

Іспити на втому проводилися по ГОСТ 25502-79 і здійснювалися при консольному знакозмінному вигині в одній плоскості в умовах симетричного циклу вантаження гладких зразків і зразків з надрізом.

Дослідження проводилися на однакових зразках круглого поперечного перетину з діаметром робочої частини 7мм. Виготовлення зразків здійснювалося механічним шляхом до чистоти поверхні vЇ1,25. Надрізи на зразках були виконані у вигляді кільцевих завглибшки 1 мм і радіусом надрізу 0,5 мм.

Випробування зразків проводилося на установці резонансного типу, що працює в режимі вимушених коливань [35]. Напруження для кожного зразка задавалася величиною амплітуди коливань і визначалася на основі статико динамічного тарування.

Випробування зразків велося при частотах знакозмінного навантаження в діапазоні 220-230 Гц в режимі автоматичної підтримки амплітуди коливань при кімнатній температурі на базі не менше, чим 1 · 10⁷ циклів напруження. Результати випробувань на втому представлені у вигляді кривих витривалості в полулогаріфмичних координатах: знакозмінна напруга циклу у-₁ - число циклів вантаження N

3. ДОСЛІДЖЕННЯ ВПЛИВУ ТЕРМІЧНОЇ ОБРОБКИ НА СТРУКТУРУ ТА ВЛАСТИВОСТІ ЗАГОТОВОК ЛОПАТОК ІЗ СТАЛІ 13Х15Н4АМ3Б-Ш

3.1 Дослідження впливу термічної обробки на мікроструктуру заготівок лопаток

Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш в стані поставки приведена на рис. 3.1

Рис.3.1. Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі

13Х15Н4АМ3Б-Ш в стані поставки

Після термічної обробки заготівки лопатки по режиму: гартування з температур 950 ^оС, 1000 ^оС та 1050 ^оС, 2 г, масло та відпуск при температурах 300 - 675 ^оС, витримка 4 г, повітря суттево поліпшує мікроструктуру метала. При цьому мікроструктура складається з дрібнодисперсних карбідів Ме₂₃С₆ і карбонітридів Ме(С,N), рівномірно розташованих переважно усередині зерен мартенсіту. Аустеніт суттево поліпшує мікроструктуру метала.. Аустеніт розподілений між продуктами розпаду мартенсіту і не утворює відособлених зерен з різко вираженими межами.

Мaкроструктура заготівок лопаток після термообробки по режиму: гарту- вання 1000 ^оС, 2 г, масло + відпуск 400 ^оС, 4 г, повітря приведена на рис. 3.2.

Рис.3.2. Мaкроструктура заготівок лопаток після термообробки по режиму: гартування 1000 оС, 2 г, масло + відпуск 400 оС, 4 г, повітря

Поперечний переріз а) верхня частина пера б) середина пера

Продольний переріз в) хвостова частина

Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш після гартування з температур 1000 ^оС та 1050 ^оС, 2 г, масло приведена на рис. 3.3.

Рис.3.3. Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі

13Х15Н4АМ3Б-Ш після гартування

Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш після гартування з температури 1000 ^ОС 2 г, масло та відпуск при температурах 400 і 450 ^оС, витримка 4 г, повітря приведена на рис. 3.4, а після гартування з температури 1050 ^ОС 2 г, масло та відпуск при температурах400 і 450 ^оС, вит- римка 4 г, повітря приведена на рис. 3.5.

Рис.3.4. Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі

13Х15Н4АМ3Б-Ш після гартування з температури 1000 ^ОС

Рис.3.5. Мікроструктура металу заготівок лопаток із сталі

13Х15Н4АМ3Б-Ш після гартування з температури 1050 ^ОС

Кінцева мікроструктура і твердість промислової плавки ГШ 6513 сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш в залежності від швидкісті охолодження після нагріву до 1000 ^ОС приведена в табл. 3.1.

Таблиця 3.1 . Кінцева мікроструктура і твердість промислової плавки ГШ 6513 сталі 13Х15Н4АМ3 в залежності від швидкісті охолодження після нагрву до 1000 ^ОС

Середня швидкістьохолодження, ОС/г	Характер кінцевої мікроструктури	Твердість, НRC
15000	Мартенсит	457
4000	Мартенсит	420
2000	Мартенсит + вторинна фаза	389
600	Мартенсит + вторинна фаза	385
200	Мартенсит + вторинна фаза	375
100	Мартенсит + вторинна фаза	357

3.2 Дослідження механічних властивостей заготовок лопаток

Механічні властивості заготовок лопаток із сталі 13Х15Н4АМ3-Ш визначали на металі заготовок після термічної обробки, яка складається з гартування при температурах 1000 та 1050 ^ОС з відпуском при температурах 300 -675 ^ОС. Результати визначення механічних властивостей після вказаних режимів термообробки приведені на рис. 3.6 і в табл.3.2.

Найбільш високих механічних властивостей металу заготовок лопаток, що повністю задовольняють вимогам технічних умов, були набуті після двох режимів, які були рекомендовані як оптимальні:

1) гартування 1050 ^оС, 1 г, масло, відпуск 450 ^оС, 4 г, повітря

2) гартування 1000 ^оС, 1 г, масло, відпуск 450 ^оС, 4 г повітря.

Рис.3.6. Зміна механічних властивостей сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш після гартування в залежності від температури відпуску

3.3 Дослідження втомної міцності заготовок лопаток

Дослідження втомної міцності стали 13Х15Н4АМ3Б-Ш проводилися на заготовках лопаток після оптимальної термообробки Дослідження проводилося при симетричному циклі вантаження гладких зразків. Результати випробувань приведені у вигляді графіка на рис.3.7.

З отриманих даних видно, що втомна міцність заготівок лопаток із сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш при випробуванні гладких зразків знижується з 650 МПа до 620 МПа при підвищенні температури гартування з 1000 до 1050 ^ОС при температурі відпуску 450 ^ОС.

Таблиця 3.2 - Механічні властивості промислової плавки ГШ 6513 сталі аустенітно-мартенситного класу 13Х15Н4АМ3 в залежності від температури гартування та відпуска

Температура гартування, ОС	Температура відпуска, ОС	Межа текучісті у0,2, МПа	Межа міцності уВ, МПа	Відносне подовження д5 %	Відносне звуження ш. %	Ударна в'язкість КCU, кДж/м2	Твердість НВ
1000	---	870	1365	16,0	67,5	1845	396
1000	300	900	1360	17,0	62,0	2055	367
1000	350	1040	1330	18,5	61,0	2085	371
1000	400	1070	1330	20,0	64,5	2140	380
1000	450	1100	1350	20,5	64,5	1635	384
1000	500	895	1385	16,0	62,0	1660	371
1000	675	900	1160	15,0	63,0	1440	331
1050	---	835	1405	17,5	59,0	1410	384
1050	300	870	1320	19,5	62,5	1800	367
1050	350	940	1290	18,5	64.5	2195	352
1050	400	985	1285	21,0	66,0	2010	363
1050	450	1100	1320	22,5	63,0	1980	363
1050	500	890	1375	19,0	71,5	2015	363
1050	675	885	1130	15,5	60,5	1480	311

Табл.3.3. Характеристика втомної міцності сталі 13Х15Н4АМ3-Ш

Характеристика зразка	Вигляд зразка	Межа текучісті МПа	Межа витривалості МПа
гартування 1000 оС, 2 г, масло та відпуск 450 оС, 4 г повітря	гладкий	1100	650
гартування 1050 оС, 2 г, масло та відпуск 450 оС, 4 г повітря	гладкий	1100	610

Рис. 3.7. Втомна міцність заготівок із сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш при симетричному циклі навантаження гладких зразків

ВИСНОВКИ

1. Проведено дослідження впливу термічної обробки на структуру та властивості сталі 13Х15Н4АМ3Б-Ш, яке показало, що фазовий склад и властивості сталі в процесі термічної обробки зазнають значні зміни.

2. Після термічної обробки з обробкою холодом отримали дуже високі характеристики міцності, пластичності та ударної в'язкості. Це свідчить про високу якість металу заготовок лопаток, що має мартенситну структуру.

3. Після термічної обробки: гартування з температури 1050 ^ОС та відпуска при 450 ^ОС сталь 13Х15Н4АМ3Б-Ш має найбільш високі характеристики міцності, пластичності та ударної в'язкості, а також втомної міцності.

4. Мікроструктура сталої після оптимальної термічної обробки складається з 80-85 % мартенситу 15-20 % аустеніту та дисперсних карбідів Ме₂₃С₆ і карбонітридів Ме(С,N).

ЛІТЕРАТУРА

1. Абрамовский В.Ф., Косяк Ю.Ф. Опыт создания и песпективы совершенствования паротурбинных установок для АЭС в ПО «Турбоатом».- Энергомашиностроение, 1986, №1, с.25-27.

2. Часнык С.Ф. Основные направления техническогопрогресса в области паро-, газо-, и гидротурбостроения. Энергомашиностроение, №1. 1986.с. 6-9.

3. Вирченко М.А. Наладка и совершенствовани влажнопаровых турбин ХТГЗ. - Теплоэнергетика, 1986. № 6, с. 6-11.

4. РТМ 108.020.15-86 Металлы для турбин и теплообменного оборудования атомных электростанций. Рекомендации по выбору металлов. Общие технические требования. - Л.: НПО ЦКТИ, 1987, 108 с.

5. Химушин Ф.Ф. Нержавеющие стали. - М.: Металлургия, 1976, 798 с.

6. Трояновский Б.М. Турбины для атомных электростанций. - М.: Энергия. 1973. 310 с.

7. Standart Stainless and Heat Resisting Steels. - Metal Progress. 1983, V. 124, № 1, р. 24-35.

8. Artens A., Meyer H., Paber G., Schneider K., Steam turbine blades. -Corros. Power Generat. Equip. Proc. 8-th Int. Brown Boweri Simp., Baden, Sept. 19-20, 1983. -New York, London, 1984.

9. Kadoya Yoshiui, Harada Masakatsu, Watanabe Eiichiro, Разработка лопаток длиной 1320 мм. - Termal and Nuclear Power, 1985, v. 36, № 11, p. 1159-1171.

10. Петропавловская З.Н., Морозова Г.Г., Романов В.Н. Новая высокопрочная хромистая сталь переходного класса для лопаток последних ступеней паровых турбин. - Труды ЦНИИТМАШ, 1980, № 151, с. 58-64.

11. Смоленский А.Н. Конструкция, прочность и металлы элементов паровых турбин. - К.: Виша школа, 1979. 352 с.

12. Сафонов Л.П., Марченко Ю.А., Олимпиев В.И., Состояние и резервы повышения экономичности и надежности мощных паротурбинных установок. - Труды ЦКТИ, 1982, вып. 196, с. 15-36.

13. Хон А., Новачек Н, Лопатки последней ступени турбин большой мощности. - Перевод с нем. № 72-43, ОТИ ЛМЗ, Л.: 1972, 7 с.

14. Сичиков М.Ф. Металлы в турбостроении.- М.: Машиностроение, 1974, 288 с.

15. Jonas Otakar, Characterization of steam turbine enyironment and selection of test enyironment. - In. Corros. Fatigue Steam Turbine Blade Mater. Workshop. Proc., Palo-Alto, Calif., 21-24 Sept., 1981 - NewYork e.a., 1983, № 3, p. 35-73

16. Поваров О.А., Шалобасов И.А., Томаров Г.В., Васильченко Е.Г. Эрозионно-коррозионное изнашивание энергетического оборудования. Энергетическое машиностроение (НИИЭинформэнергомаш), М., 1986, вып. 6. , с. 1-38

17. Аскользин П.А., Коррозия и защита металлов теплоэнергетического оборудования. - М.: Энергоиздат, 1982, 271 с.

18. Поваров О.А., Томаров Г.В. Эрозионно-коррозионный износ металла паровых турбин. - Теплоэнергетика, 1985, № 9, с. 39-43.

19. Костюк А.Г., Трояновский Б.М., Трухний А.Д. Надежность паровых турбин. -Теплоэнергетика, 1981, №9, с.12 - 18.

20. Трояновский Б.М. Турбинные установки тепловых и атомных электростанций. Научные и организационно-технические проблемы. - Теплоэнергетика, 1986, №6, с. 2-6.

21. Жирицкий Г.С., Струмкин В.А. Конструкция и расчет на прочность деталей паровых и газовых турбин. -М.: Машиностроение, 1968, 520 с.

22. Рыжков В.К., Чижик А.А., Сафонов Л.П., Бачило Л.Л. Исследование служебных характеристик материалов - основа повышения надежности, экономич-ности и ресурса паровых турбин. - Энергомашиностроение, 1986, №1, с.18-22.

23. Петропавловская З.Н., Морозова Г.Г., Кириченко Е.П. Повышение надежности работы лопаток последних ступеней из стали 15Х11МФ. - Тепло-энергетика, 1971, № 3, с. 67-68.

24. Rust T.M., Seth B.B., Warner R.E. Operating experience with titanium steam turbine blade. - Metal Progress, 1979, 116, №2, р.62-66.

25. Rust T.M., Stetls W.C. Titanum for steam turbine blades. - Journal of metal, 1982, 43, №9, p.42-49.

26. Белолипецкий Ю.П., Злетаева Р.П., Островский Л.И. и др. Титановые сплавы для лопаток паровых турбин . - Теплоэнергетика, 1971, №8, с.25-29.

27. Глазунов С.Г. Современные титановые сплавы. В кн.: Титановые сплавы для новой техники. М.: Наука, 1968, с.13-23.

28. Левин Е.Е., Масалева Е.Н., Бавельский Д.М. Мартенситостареющая нержавеющая сталь сталь ЭП410у-Ш для лопаток компрессоров, предназначенных для работы в условиях отрицательных температур. -Труды ЦКТИ, 1973, вып. 116, с.68-76.

29. Потак Я.М. Высокопрочные стали . Серия «Успехи современного металловедения» М.: Металлургия. 1972, 208 с.

30. Потак Я.М., Сачков В.В., Попова Л.С. Высокопрочные нержавеющие стали переходного класса. - МиТОМ, 1960, №5, с.27-35.

31. Павляк С. Металловедение мартенситостареющих коррозионностой-ких сталей. - Хутник. №7-8, 1976, с. 342-357.

32. Левин А.В., Боришанский К.Н., Консон Е.Д. Прочность и вибрациялопаток и дисков парових турбин. Л.: Машиностроение, 1981, 710 с.

33. Кубышкина Т.Д., Певзнер Л.М., Потак Я.М. Мартенситное превраще-ние в сталях аустенитно-мартенситного классов.- МиТОМ, 1960, № 8, с.9-12.

34. Мелькумов И.Н. и др. Инструкция № ВС-15-83 «Магнитный контроль и доводка фазового состава нержавеющих сталей переходного класса», завод «Электросталь» им. Тевосяна, МЧМ, !983, 10 с.

35. Алишоев П.Р. Многообразцовая установка УВР-111 для испытания жаропрочных материалов на усталость при симметричном цикле. - Труды ЦНИИТМаш, № 103, 1961, с. 161-168.

Размещено на Allbest.ru