Содержание к диссертации
Введение
1. Общая методика 7
2. Конструкционные особенности, условия эксплуатации и характер попреждений подогревателей высокого давления на энергоблоках с ВВЭР-1000 9
2.1. Конструкционные особенности ПВД 9
2.2. Характер повреждений ПСТЭ ПВД 13
Выводы 20
3. Исследование эрозионно-коррозионной стойкости конструкционных материалов ПСТЭ 21
3.1 Исследование конструкционных материалов ПСТЭ 21
3.2. Экспериментальный стенд для определения стойкости материалов к каплеударной эрозии 32
3.3. Методика проведения экспериментальных исследований 38
3.4. Результаты испытаний по определению эрозионной стойкости материалов 41
Выводы 48
4. Определение длительной эрозионной стойкости материалов ПСТЭ 49
4.1. . Эрозионный процесс конструкционных материалов 49
4.2. Общая закономерность процесса эрозии исследованных сталей 56
4.3. Математическое описание установившегося процесса эрозии 63
Выводы 82
5. Практическое использование результатов исследований 83
5.1 Исследование свойств сварных соединений труб из стали SAF2205 83
5.2 Технологические рекомендации по ремонту изношенных ПСТЭ ПВД 105
5.3 Перспективы использования феррито-аустенитных сталей для оборудования АС 108
Выводы 115
Общие выводы 116
Литература 119
- Характер повреждений ПСТЭ ПВД
- Экспериментальный стенд для определения стойкости материалов к каплеударной эрозии
- Математическое описание установившегося процесса эрозии
- Перспективы использования феррито-аустенитных сталей для оборудования АС
Введение к работе
Повреждаемость теплообменного оборудования оказывает
отрицательное влияние на надежность и экономичность энергоблоков АС. Наиболее повреждаемыми элементами оборудования АС являются теплообменные поверхности парогенераторов и ПВД. Основной причиной отказов ПВД является износ входных участков ПСТЭ и повреждения фланцевых разъемов. Из-за частых отключений ПВД для выяснения повреждений и замены или ремонта ПСТЭ недовырабатывается до 10% электроэнергии. Кроме того, износ входных участков ПСТЭ приводит к выносу продуктов коррозии (соединений железа) и отложению их на теплообменных трубках парогенераторов. Эти отложения вызывают процессы, способствующие коррозионному растрескиванию трубок парогенераторов и, вследствие этого, разгерметизации первого контура.
В условиях штатного слабощелочного гидразионного водного режима основной вклад в общий вынос соединений железа в парогенераторы вносит эрозионно-коррозионный износ стальных поверхностей ПВД по водяной и паровой сторонам - 31 и 21% соответственно. Таким образом, практически половина общей загрязненности питательной воды окислами железа связана с эрозионно-коррозионными процессами на поверхностях теплообмена и корпусах ПВД.
Целью настоящей диссертации являются анализ влияния конструкционных особенностей ПВД и условий их эксплуатации на поврежденность их теплообменных поверхностей, исследование эрозионно-коррозионной стойкости углеродистой и высоколегированных сталей, разработка рекомендаций по ремонту ПСТЭ с применением на изнашиваемых участках эрозионно-стойкой стали.
Содержание диссертации изложено в пяти разделах. В первом разделе описана методика проведения работы.
Кратко о конструкционных особенностях, условиях эксплуатации и попреждаемости ПВД на АС с ВВЭР-1000 в разделе 2.
В разделе 3 приведены результаты исследований эрозионной стойкости углеродистой стали 20 (из которой изготовлены ПСТЭ ПВД) и некоторых марок высоколегированных сталей.
В разделе 4 определена длительная эрозионная стойкость материалов ПСТЭ.
В разделе 5 кратко описаны рекомендации по ремонту ПСТЭ и результаты промышленного опробования рекомендаций автора на Клн АС.
7 1. Общая методика.
При выполнении диссертационной работы на первом этапе был проведен анализ отказов ПВД в процессе эксплуатации энергоблоков АС с реакторами типа ВВЭР-1000, как наиболее повреждаемых тешюобменных аппаратов второго контура на этих АС, ТП которых выполнена из углеродистой стали. Основной причиной отказов ПВД по заключению лабораторий металлов АС является эрозионно-коррозионный износ входных участков плоских спирально-трубных элементов, выполненных из стали 20. Из-за износа ПСТЭ недовырабатывается примерно 64.5% электроэнергии, от общего количества отказов ПВД.
Исследование эрозионной стойкости сталей различных структурных классов были проведены при взаимодействии с высокоскоростным потоком воды. Исследования проведены с использованием уникального экспериментального стенда Московского энергетического института. Для сопоставления с эрозионной стойкостью основного материала - стали 20 испытывали также образцы из стали 20X13, 08Х18Н10Т и SAF2205.
Эрозионный стенд МЭИ позволяет моделировать различные режимы воздействия капель и струй жидкости на конструкционные материалы и защитные покрытия.
.По результатам испытаний построены кривые кинетики эрозионного износа для каждой из сталей.
Методами математического моделирования получены величины интенсивности установившейся эрозии.
Путем компьютерного моделирования на основании обобщения большой базы экспериментальных данных и результатов экспериментов рассчитаны величины интенсивности начальной и установившейся эрозии для перечисленных материалов в диапазоне скоростей соударения С = 100 - 1000 м/с и диаметра капель 0,1-1,5 мм.
*
8 Было выполнено сопоставление интенсивности эрозии четырех перечисленных выше сталей в зависимости от скорости потока и диаметра капель.
2. Конструкционные особенности, условия эксплуатации и характер попреждении подогревателей высокого давления на энергоблоках с ВВЭР-1000.
2.1. Конструкционные особенности ПВД
На серийных блоках АС с ВВЭР - 1000 установлены укрупненные ПВД [1,2], конструктивными особенностями которых являются следующие (рис. 2.1 и рис 2.2):
АГ**4
Рис.2.1. Подогреватель высокого давления ПВ-2500-97А.[1]
1 - проектный трубопровод спуека
воздуха; 2 - реконструированный
трубопровод спуска воздуха;
3 - фланцевый разъем корпуса; 4 - защитные щитки; 5 - сварное соединение
«спиральный змеевик - коллектор»; А и Б - вход и выход питательной воды; В - вход
пара; Г - выход конденсата греющего пара; Д - слив конденсата из вышестоящего
ПВД; Ж - сброс сепарата из СПП; Н и Н' - штуцера спуска воздуха в проектном и
реконструированном вариантах: V„ - нулевая отметка, V„, У'ю V't, Vlb V'u - уровни
конденсата; OK - охладитель конденсата.
ne MM Ю W A
ne MM П WA
I» MM V MA
їм ПСТЭ 1Т1ЛСТЭ
«ПСТЭ
Зоны эрози
1VT2 ПСТЭ ZM ПСТЭ »Xt ПСТЭ ММ УМА
мтахпм
Рис.2.2.
- ПВД имеет две зоны: зону ОК, теплообменная поверхность которой скомпанована в виде шести колонн, ПСТЭ которых подключены к раздающим и вспомогательным коллекторам. В зоне ОК в каждой коложне 39 ПСТЭ, выполненных из труб диаметром 32x4 мм длиной -16 м. В раздающих коллекторах установлены ДШ, которые выделяют зону ОК. Большая часть питательной воды, поступающей в раздающие коллекторы^ перепускается через ДШ в зону КП, а меньшая часть поступает в ВК. Вспомогательные коллекторы соединены с собирающими коллекторами
11 перепускными трубами, по которым питательная вода возвращается в раздающий коллектор;
зона КП ПВД также выполнена в виде шести колонн, ПСТЭ которых подключены к раздающим и собирающим коллекторам. В зоне КП в четырех колоннах 182 ПСТЭ, а в двух 171 ПСТЭ, выполненных из труб диаметром 32x4 мм длиной -«24 м;
на ПВД, установленных на АС, используются одноплоскостные ПСТЭ с бифилярной навивкой, которая позволяет более рационально заполнить объем ПВД5 а их диаметр можно изменять не дискретно^ как диаметр двухплоскостных спиралей ПВД, установленных на раде ТЭС, а непрерывно за счет поворота линии центров полувитков. Конструктивное выполнение одноплоскостных и двухплоскостных ПСТЭ приведено на рис. 2.3 и 2.4.
Рис.2.3 Однорядный ОДНОПЛОСКОСТНОЙ спиральный элемент. 1- раздающий коллектор; 2-змеевик; 3-собирающий коллектор.
Рис.2.4 Двухплоскостной спиральный змеевик. 1,3-раздающий и собирающий
коллекторы; 2-змеевик.
По особенностям компоновки СРВД блоки АС с РУ ВВЭР - 1000 можно распределить на четыре группы:
Блок № 5 НВАС с двумя тихоходными турбинами ПО AT ХТЗ по 500 МВт, укомплектованный тремя ступенями ПВД типа ПВ-2000-І20А, трубки теплообменной поверхности которых выполнены из коррозионно-стойкой стали Q8X18H1QT. Стоимость таких ПВД примерно в 3 *- 5 раз превышает
12 стоимость коллекторных ПВД, ПСТЭ которых изготовлены из углеродистой стали:
-у блоков №3 Рбвенекбй АС, № 1 ХШЛьницкОй АС, № 3 Южнб-Украйнекой АС, на которых установлены быстроходные турбины ЛМЗ и две ступени ПВД;
*у сдвоенных блоков малой серии с тихоходными турбинами ПО AT ХТЗ (блоки № І и 2 ЮУАС и блоки № І и 2 Калининской АС), на которых установлены три ступени ПВД;
-у серийных моноблоков с тихоходными турбинами ПО AT ХТЗ (блоки № 1* 2, 3, 4 Балаковской АС; блоки №1,2, 3, 4, 5, 6 Запорожской АС и другие), на которых установлены либо три ступени ПВД (блоки № 1 и 2 Запорожской АС), либо две ступени ПВД (остальные серийные моноблоки).
13 2.2. Характер повреждений ПСТЭ ПВД.
Наиболее Эффективно ПВД [5-8] работают на блоке № 5 НВАС, т.к. теплообменные трубки ПСТЭ изготовлены из коррозионно-стойкой стали 08Х18Н10Т. Эрозионно-коррозионный износ этих труб не наблюдается. На этом блоке примерно 90% времени эксплуатации температура питательной воды соответствует расчетной и поддерживается в интервале 201 -*- 225 С, На втором месте по эффективности подогрева питательной воды находятся ПВД на энергоблоках с быстроходными турбинами. На этих блоках температура расчетной питательной воды поддерживает примерно 73% времени эксплуатации На блоках АС с тихоходными турбинами температура питательной воды в интервале 201 + 225С поддерживается примерно в течение (52 *- 67)% времени эксплуатации (блоки 1 и 2 КлнАС).
Первый блок КлнАС с ВВЭР 1000 был введен в эксплуатацию на КлнАС в мае 1984 г., а на проектную мощность выведен в июне 1986 г. Второй блок КлнАС был введен в эксплуатацию в декабре 1986 г. Первые замеры толщин входных участков ПСТЭ были проведены на втором блоке КлнАС в 1987 г., т.е. через год после ввода блока в эксплуатацию.
Первый блок КлнАС вышел на полную нагрузку в 1987 г. Замеры толщин входных участков ПСТЭ на первом блоке начали проводится с июня 1989 г., т.е. через два года после вывода блока на полную мощность. В таблице 2.1 и на рис.2. 5 приведены данные о количестве отказов ПВД на КлнАС в период с 1984 по 1999 г.г. Из таблицы 2.1 следует, что за указанный период было зафиксировано 78 отказов. Количество отказов, фиксируемых ежегодно, составляет от одного до двенадцати. Из графика на рис. 2.5 следует* что по мере увеличения срока эксплуатации наблюдается тенденция к увеличению количества отказов. В таблице 2.2 представлены сводные данные о количестве дефектных ПСТЭ ПВД 5А, 6А, 6Б, 7А, 7Б первого и второго блоков КлнАС в период с 1997 по 2000 г.г.
S'Z *щ
Оушуі tfgu иЕВЯхо ' Ї 'Z впштрві
15 Таблица 2.2. Сводная таблица количество замеров толщин стенок входных участков ПСТЭ ПВД первого и второго КлнАС блоков в период с 1997 по 2000 г.г.
Из таблицы 2.2 следует, что в период с 1997 по 2000 г.г. на пяти ПВД были проведены замеры на 15732 ПСТЭ и при этом выявлено 304 поврежденных ПСТЭ (151 ПСТЭ на первом блоке и 153 ПСТЭ на втором блоке, рис.2.6). Большая часть поврежденных ПСТЭ обнаружена на ПВД 6А и 6Б - 184 шт. (60*5 % от их общего количества), меньшая часть поврежденных ПСТЭ - на ПВД 5А, 5Б -17 шт. (5.6 % от их общего количества).
Рис.2.6. Эрозионно-коррозионный износ ПСТЭ ПВД
В таблице 2.3 приведены данные о количестве поврежденных ПСТЭ на 12-ти ПВД первого и второго блоков КлнАС в период с 1991 по 2000 гг. и количестве проведенных в этот период ремонтов.
17 Таблица 2.3. Количество поврежденных ПСТЭ и количество ремонтов, проведенных на 12-ти ПВД КлнАС в период с 1990 по 2000 г,г.* шт.
В таблице 2.4 представлены данные о количестве поврежденных ПСТЭ в зонах КП и ОК для 12-ти ПВД первого и второго блоков КлнАС. Такая информация имеется для 400 поврежденных ПСТЭ*
Таблица 2.4. Количество поврежденных ПСТЭ в зонах КП и ОК ПВД
5 А, 5Б, 6А, 6Б, 7 А, 7Б первого и второго блоков КлнАС, шт.
Итого; в зоне ОК-249; в зоне КП-141 ПСТЭ
Из таблицы 2.4 следует, что на зону ОК приходится 62.2 % и на зону КП -37.8 % поврежденных ПСТЭ. В зоне КП повреждения ПСТЭ определяются в основном внутренним эрозионно-коррозионным износом входных участков,
18 вызванного воздействием потока питательной воды, поступающим из раздающих коллекторов, В зоне ОК происходит в основном наружный размыв ПСТЭ через неплотности кбжуха охладителя дренажа. Боковые кожухи охладителя дренажа были демонтированы на всех ПВД в период 1992 -г- 1996 г.г. На 2ПВД - 7Б в декабре 1993 г. в зоне ОК была обнаружена сквозная трещина длиной 1/3 периметра в области термического влияния сварного шва приварки к собирающему коллектору колонны Г 17-го снизу ПСТЭ.
В таблице 2,5 приведены средние значения наработки на отказ ПСТЭ шести ПВД первого блока и шести ПВД второго блока КлнАС. Из анализа таблицы 2.6 следует, что во всех случаях наработка на отказ ПВД первого блока меньше, чем ПВД второго блока. Среднее значение наработки ПВД группы А первого блока составляет 3618.8 ч., а группы Б * 3730.4 ч. Среднее значение наработки ПВД группы А второго блока составляет 4721.6 ч., а группы Б - 4834.1 ч. Разница в наработке ПВД группы А второго и первого блоков составляет 1102,8 ч„ а группы Б второго и первого блоков -1103.7ч.
Таблица 2.5 Наработка на отказ ПСТЭ ПВД 5А, 6А, 7А, 5Б, 6Б? 7Б первого и второго блоков КлнАС, ч.
Из анализа отказов ПВД следует, что наиболее часто встречаются следующие повреждения [3-6,9-20]:
19 64.5 % - повреждение теплообменных труб (эрозионно-коррозионный износ входных участков плоских спирально-трубных элементов ПСТЭ; 10.4 % - образование свищей на мембране; 4.4 % - дефекты сварных швов, дефекты металла; 3.8 % - ложное повышение уровня в ПВД; 3.3 % - образование свищей на воздушной магистрали.
20 Выводы:
^Практически на всех AQ для которых был произведен анализ их работы имеет место большое количество отказов ПВД. На вышеперечисленных АС установлены ПВД с коллекторно-спиральными змеевиками. Основная причина отказов ПВД - коррозионно-эрозионное повреждение входных участков ПСТЭ.
2.Наиболее радикальным решением проблемы отказов ПВД является замена ПСТЭ с трубами из углеродистой стали на ПСТЭ с трубами из высоколегированной етат
З.В качестве альтернативного варианта может быть реализована замена входных участков ПСТЭ на трубы-вставку из эрозионно-стойкого металла. В этом случае предел допускаемой скорости питательной воды в ПСТЭ можно увеличить до 3 м/с.
3. Исследование эрозионно-коррозионной стойкости конструкционных материалов ПСТЭ.
3.1 Исследование конструкционных материалов ПСТЭ.
В связи с имеющими место частыми случаями отказов ПВД вследствие износа входных участков спирально-трубных элементов [6,12-20] была поставлена задача проведения в период ППР ремонта указанных участков с применением труб из стали, обладающей высокой эрозионно-коррозионной стойкостью.
С учетом коррозионных процессов, протекающих в трубных системах, особенно интенсивно при температуре охлаждающей воды до 225 С и пониженных значениях рН* для ремонта входных участков спиралей были рекомендованы (в качестве кандвдатных) нержавеющие стали различных структурных классов марок 20X13, 08Х18Н10Т и (SAF2205). Были проведены исследования по определению эрозионной стойкости указанных сталей при взаимодействии с высокоскоростным потоком воды. Исследования проведены с использованием уникального экспериментального стенда Московского энергетического института. Для сопоставления с эрозионной стойкостью основного материала стали 20 испытывали также образцы и этой стали в таблице 3.1. В результате намеченных исследований предполагалось получение кинетических зависимостей эрозионного разрушения поверхности приведенных выше марок сталей на стадиях инкубационного периода, максимальной и установившейся скорости эрозии.
Для изготовления образцов, предназначенных для эрозионных испытаний, использовали круглый прокат с диаметром не менее 20 мм.
Образны из стали 20
Как следует из таблицы 3.2, металл круглой заготовки из стали 20 был изготовлен в нагартованном состоянии. Вследствие этого прочностные свойства металла значительно превосходили уровень Rpo,2 и Rm, указанный в ТУ 14«3*460 «Трубы стальные бесшовные для паровых котлов и трубопроводов». По требованиям указанных технических условий
22 осуществлялась поставка труб для теплообменных спиралей подогревателей высокого давления конструкции завода «Красный котельщик». О нагартовке свидетельствуют также значительно более низкие значения длаётичееких характеристик (As «* 15% вместо 22%), а также значительно большая
твердость - на ~ 50 HRb.
Таблица 3.1- Химический состав, %, мае.
Таблица 3.2 - Механические свойства
В связи с этим металл заготовок был подвергнут термическому отпуску при 620С в течение 2-х часов для приведения механических характеристик в соответствие с ТУ 14-3-460. Проведенные повторные испытания показали, что произведенная термическая обработка способствовала формированию механических свойств металла в соответствии с требованиями указанных технических условий на трубы.
Загрязненность металла заготовок неметаллическими включениями по среднему баллу не превышала по сульфидам и оксидам и силикатам 3,5 балла, что соответствует ГОСТ 1778 (рисунок 3,1). Микроструктура металла заготовок - типичная для стали 20 и состоит из феррита и пластинчатого перлита (рисунок 3.2).
xlOO
б x500
в xSOO
Рис 3.1. Неметаллические включения в образцах стали 20.
Сульфидные включения наблюдаются редко, в основном они очень мелки (а). Оксиды -
частицы или небольшого размера конгломераты, состоящие из мелких частиц глинозема
(б,в).
x200
s*
ь*М}^
Рис 3.2. Микроструктура образцов стали 20
x500
б x400
Рис 3,3, Неметаллические включения в образцах стали 20X13
26 Образцы из стали 20X13
Таблица 3.3 - Химический состав, % мае.
Таблица 3.4 - Механические свойства (испытания в ЦНРШТМАШ)
На рисунке 3.3 показана структура поверхности шлифов из стали 20X13 в нетравленом состоянии. Можно увидеть, что неметаллические включения в металле встречаются крайне редко. Отдельные сульфидные включения (а) в виде сульфида марганца не создают загрязненность выше 1-го балла. Одиночные оксидные включения (б) и очень редкие строчечные оксиды также не превышают балл 1.
Микроструктура металла заготовки из стали 20X13 представляет собой отпущенный бейнит (рисунок 3.4).
Сталь 20X13 применяется в настоящее время для изготовления лопаточного аппарата паровых турбин, работающих в условиях эрозионного воздействия паро-водяных смесей, Поэтому результаты испытаний эрозионной стойкости этой стали могут служить эталоном для сравнения.
Образцы из стали 0808Х18Н10Т
Таблица 3.5 - Химический состав, % масс, (испытания в ЦНИИТМАШ)
*
Рис 3.4. Микроструктура образцов стали 20X13
Таблица 3.6 - Механические свойства
Неметаллические включения в металле заготовок из стали 0808X18Н10Т представляют собой карбонитриды титана, расположенные беспорядочно и в виде небольших скоплений (рисунок 3.5а). Более крупные карбонитриды (рисунок 3.56), имеющие неправильную форму, содержат большее количество углерода по сравнению с карбонитридами «правильной» формы (рисунок 3.5в). Сульфиды крайне редки; имеют также место очень редкие оксидные включения в виде частиц глинозема.
Микроструктура - аустенит со следами 6-феррита (рисунок 3.6).
Образцы из стали 02Х22Н5АМЗ (SAF2205)
Таблица 3.7 - Химический состав, % мае.
Таблица 3.8 - Механические свойства
xlOO
T *
к >
х400
^ * »
в х500
Рис 3.5. Неметаллические включения в образцах стали 08Х18Н10Т В основном наблюдаются карбонитриды титана, расположенные беспорядочно и в виде небольших скоплений (а). Более крупные карбонитириды (б), имеющие неправильную форму, содержат большее количество С, чем более мелкие частицы правильной формы (в). Сульфиды - крайне редки. Оксидные включения в виде частиц глинозема наблюдаются редко.
... ж в
х200
.- '. Ok. -. ч--
'V - . :
:*-> ; *- ;
xSOO
Рис 3.6. Микроструктура образцов стали 08X18Н1 ОТ
Заготовки из стали 03Х22Н5АМЗ (SAF2205) были поставлены фирмой "Sandvik" в связи с заинтересованностью в будущих контрактах в случае выбора этой марки стали для ремонта подвергнутых эрозии участков спиралей ПВД.
В образцах стали 02Х22Н5АМЗ (SAF2205), в основном, наблюдаются недеформированные силикатные включения, сульфиды - крайне редко в связи с очень низким содержанием серы (рисунок 3.7).
Микроструктура - феррито-аустенитная (дуплексная) с соотношением а и у-фаз примерно 1:1. (рисунок 3.8)
x200
x400
xlOOO
Рис 3.7. Неметаллические включения в образцах дуплексной стали 22-05 В основном наблюдаются недеформированные силикатные включения сложного строения (рис 7). Сульфидные включения - крайне редки (входят в состав оксисульфидов)
Рис 3.8. Микроструктура образцов дуплексной стали 22-05
33 3.2. Экспериментальный стенд для определения стойкости материалов к каплеударной эрозии
Эрозионные исследования проводились на эрозионном стенде МЭИ, который
позволяет моделировать различные режимы воздействия капель и струй
жидкости на конструкционные материалы и защитные покрытия. В таблице
3.9. приведены его основные технические характеристики. Схема
эрозионного стенда показана на рис.3.9.
Таблица 3,9.
Технические характеристики стенда эрозионного стенда МЭИ
ВАКУУМНЫЙ НАСОС
Per» 0.41 bar
~Cxj-
Рис.3.9. Схема экспериментально-испытательного эрозионного стенда МЭИ
35 Два исследуемых образца укрепляются на концах штанги, вращающейся в вакуумной камере. При вращении образцы пересекают fiepfикальньїй поток капель или Струй жидкости. В качестве привода служит электрический двигатель постоянного тока, укрепленный на крышке вакуумной камеры. Там же укреплен вентилятор типа ДВ-1, предназначенный для его охлаждения. В крышке вакуумной камеры имеется специальный люк для установки и снятия образцов. На корпусе электродвигателя смонтирована специальная площадка, на которой укреплен тахогенератор. Вал тахогенератора соединен с валом двигателя через специальную втулку, допускающую надежную работу при незначительной несоосности. На валу тахогенератора укреплен диск с отверстиями для измерения скорости вращения с помощью фотоэлектрического датчика. возможность использования сверхскоростного фоторегистра типа СФР для фотографирования моментов соударения капель или струй жидкости с исследуемыми образцами.
Для приближения условий проведений экспериментальных исследований к натурным условиям эксплуатации имеется возможность изменения давления среды в вакуумной камере в пределах от 0.1 до 0.001 МПа. Разряжение создается вакуумным насосом ВН-7. В связи с этим в стенде выполнено соответствующее уплотнение разъемов, соединительных патрубков и вала электродвигателя.
В целях обеспечения безопасности при проведении исследований вакуумная камера имеет защитное броневое кольцо.
Электрическая схема эрозионного стенда представляет собой систему автоматического регулирования с жесткой обратной связью по скорости. В качестве двигателя постоянного тока использован генератор типа СТГ-СТ-6000 со смешанным возбуждением мощностью 6 кВт. Двигатель включен в сеть трехфазного переменного тока напряжением 380 В через блок четырех понижающих трансформаторов типа ТЗ-3-4/05 380-31 и управляемые тиристорные выпрямители типа Т_Л 250 собранные по трехфазной мостовой
36
схеме. Регулирование числа оборотов осуществляется изменением
напряжения с помощью управляемого тиристорного преобразователя* что
позволяет плавно изменять и автоматически поддерживать на заданном
уровне скорость вращения. Для управления тиристорами использована полу
проводниковая система фазового управления с применением, так на
зываемого, принципа вертикального управления. Измерение частоты
вращения штанги осуществлялось с помощью цифровых частотомеров 43-33.
В качестве датчиков оборотов применены фотодиоды ФД-6, реагирующие на
световые импульсы, создаваемые диском с отверстиями. Сигнал от датчиков
усиливается и подаетея на частотомеры и в панель блока управления
двигателя.
В качестве рабочей жидкости использовался конденсат эксплуатируемой учебно<жспериментальной ТЭЦ МЭИ.
Система организации подачи рабочей жидкости в виде монодисперсного потока капель или струй на исследуемый образец включает в себя накопительную емкость* фильтры грубой и тонкой очистки* генератор капель, воздушный баллон и насос.
Для моделирования каплеударного воздействия жидкости при соударении образцов с монодисперсным потоком капель используется специальный генератор капель, который обеспечивает управляемый распад струи, вытекающей из капилляра. Принцип его работы заключается в распаде струи жидкости на капли практически одинакового размера при наложении регулярных возмущений заданной частоты за счет импульсов давления от колеблющейся мембраны в некотором объеме жидкости.
Катушка подмагничивания включена в сеть постоянного тока с напряжением 110-220 В. На подвижную катушку подается сигнал звуковой частоты от генератора Г3=33. При работе электромагнитного вибратора на подвижную катушку действует переменная во времени электрическая сила с частотой и амплитудой, соответствующих частоте и амплитуде подводимого электрического сигнала. Под действием этой силы катушка вместе с
37 каркасом и сильфоном совершает колебательные движения, излучая волны давления в жидкость.
В качестве капилляра применяются Стандартные стальные фильеры. Применение таких фильер с различным числом отверстий позволяет производить исследования эрозии материалов при воздействии одной или нескольких цепочек монодисперсных потоков капель или струй жидкости, расположенных в одном ряду или по окружности, а также при воздействии нескольких рядов таких потоков с разной геометрией их расположения.
38 3.3. Методика проведения экспериментальных исследований
Исследования эрозионной стойкости материалов проводились при взаимодействии образцов со струёй жидкости. В связи с этим генератор капель не применялся. Для создания струи жидкости использовался стеклянный капилляр, жестко соединённый с корпусом вакуумной камеры. Схема взаимодействия образца со струёй жидкости показана на рис; З.Щ где скорость движения образца о и диаметр струи dc в области взаимодействия с образцом равны 200 м/с и 0.8 мм соответственно.
В качестве критерия эрозионной стойкости исследуемого образца используется средняя глубина эрозии, определяемая следующим соотношением:
Е = - ,м (і)
где AM - изменение массы исследуемого образца, кг; S - площадь эродированной поверхности, м2; р - плотность материла, кг/м?.
Стеклянны й капилляр"
Струя жидкости
Исследуем ый образец
Рис. 3.10. Схема взаимодействия образца со струёй жидкости; dg- диаметр струи; со- скорость образца.
Расход воды поддерживался постоянным и контролировался по измерению перепада давлений между давлением в вакуумной камере и давлением жидкости на входе в стеклянный капилляр.
В процессе эксперимента измерялись следующие параметры: частота вращения вала высокоскоростного электродвигателя, давление воды на входе в капилляр и давление в вакуумной камере, время экспонирования. До и после проведения экспериментов образцы обрабатывались ацетоном и взвешивались на аналитических вееах с точностью 5x10"5 г. Эрозионный след
E=AGJ(pMxSM)
-уст
Рис. 3.11. Типичная кривая кинетики эрозии металлов при каплеударном воздействии
измерялся при помощи специальной лупы с нанесённой мерной линейкой.
В результате испытаний серии образцов были получены кинетические
кривые эрозии, определяющие зависимость средней глубины эрозионного
износа Е от массы жидкости GB, попавшей на единицу эродированной
поверхности S3p.
Процесс эрозионного разрушения металлических поверхностей характеризовался тремя основными периодами (рис. 3.11):
40 инкубационным (скрытым) периодом (Мо), периодом с максимальной скоростью эрозии (Mi) и периодом с установившейся скоростью эрозии (Мг). Скбрбети эрозии - максимальная (Ет) и уетанбвйвшаяея (Еуст), определяются тангенсами углов наклона ( а и (5 ) соответствущих участков кривой эрозии.
41 ->,$.u>-.u *>,
3.4. Результаты испытаний по определению эрозионной стойкости материалов
В соответствии с вышеизложенной Методикой были проведены экспериментальные исследования эрозионной стойкости образцов из сталей 20, 20X13, 08Х18Н10Т, SAF2205. По результатам испытаний построены кривые кинетики эрозионного износа для каждой из сталей.
На рис. 3.12, 3.13, 3.14, 3.15 показаны «кривые» кинетики эрозионного износа образцов из выше указанных марок сталей и фотографии поверхности эродированных образцов* На рис, 3,16 показаны «кривые» эрозионного износа для всех исследуемых материалов.
Рис.3.12 «Кривая» эрозии для стали 20, справа фотографии поверхности эродированных образцов, соответствующих трем периодам эрозионного износа (снизу вверх: инкубационный период, период с максимальной скоростью износа и установившейся период).
0,1 -
Fnc.t*5.li: «Кривая» эрозии для стали 2UX13, справа фотографии поверхности эродированных оЬразцов, соответствующих трем периодам эрозионного износа (снизу вверх: инкубационный период, период с максимальной скоростью износа и установившийся период),.
Рис. 3.14 «Кривая» эрозии для стали 08Х18Н10Т, справа фотографии поверхности эродированных образцов, соответствующих трём периодам эрозионного износа (снизу вверх: инкубационный период, период с максимальной скоростью износа и установившийся шериод)і
»
Рис. 3.15 «Кривая» эрозии для стали SAF 2205, справа фотографии поверхности эродированных образцов, соответствующих трём периодам эрозионного износа (снизу вверх: инкубационный период, период с максимальной скоростью износа и установившийся период).
0,4 -
Рис.3.16 «Кривые» эрэзии для материалюв с маркировками 12, 3,2,4 12-сталь 20; 3-сталь 20X13; 2-сталь 08Х18Н10Т; 4-сталь, SAF 2205.
#>.
#>
*
В таблице 3.10 показаны основные характеристики эрозионных «кривых», полученных в результате эксперимента. Данные в таблице 3.10 представлены в безразмерном виде. В качестве масштабных величин выбраны инкубационный период, скорость эрозионного износа на периодах Mi, М2 и средняя глубина эрозии материала.
Таблица 3.10
Результаты экспериментальных исследований
48
ч Выводы.
1.В результате проведённых экспериментальных исследований по определению эрозионной стойкости образцов четырёх различных марок сталей получены кинетические зависимости эрозии их поверхности. Кинетические «кривые» исследуемых сталей характеризуются тремя периодами износа; инкубационным, периодом с максимальной скоростью эрозии и периодом с установившейся скоростью эрозии.
^Продолжительность инкубационного периода для сталей 20 и 20X13 примерно одинакова. Для образцов из стали 08Х18Н10Т она в 155 раза больше, В начальных периодах скорость эрозионного износа образцов из стали SAF2205 в 2 раза меньше, чем для образцов из других сталей.
3.Скорость эрозионного процесса в периоде с максимальной скоростью
^ износа для образцов из сталей 20, 20X13 и Q8X18H10T одинакова. В
установившийся период наилучшими износостойкими характеристиками также обладает сталь SAF2205.
*
4. Определение длительной эрозионной стойкости материалов ПСТЭ. 4.1. ЭрбЗйбШйлй процесе кбнетрущибшшх материалбв.
Проблема эрозии в ПСТЭ актуальна для участков с переменной кривизной. На прямых участках ПСТЭ векторы скорости теплоносителя ебвяадают. Они нараяяеяьны беи трубы и условия ударнбге воздействия теплоносителя на стенки трубы отсутствуют. При переходе от прямого участка К йзбгнутбМу КбМпбнентЫ пбтбка продвигаются пб прямой линии. Обладая значительной скоростью, инерцией и кинетической энергией поток продолжает двигаться до удара б поверхность стенки трубы на вхбде в изогнутый участок. После удара происходит дробление потока, торможение его и на следующих Этапах движение пб гйбу. При продвижений НбтОка в дальнейшем вбзмбжнб проявление эрозии на следующих изогнутых участках трубы.
Интенсивность эрозионного износа на участках габов ПСТЭ при потоках рабочей среды определяется характеристиками жидкой фазы.
Результаты исследований многих авторов [25-38], касающиеся изучения механизма эрозии, позволили определить, что эрозионное разрушение металлических поверхностей представляет собой весьма сложный процесс, который с некоторой долей условности можно представить состоящим из трех последовательных стадий:
повреждение поверхности под действием циклической импульсной нагрузки при ударе потока, являющееся следствием протекания сложного динамического процесса, состоящего из ряда взаимосвязанных событий, развитие которых во времени определяется структурой и свойствами конструкционных материалов;
- повреждение поверхности за счет растекающейся с большой скоростью жидкости (в 3-4 раза большей, чем скорость соударения) после удара, которая
взаимодействует с выступающими поверхностными дефектами (края трещин, каверн, раковин) и способствует их разрастанию;
- повреждение поверхности за счет проникновения растекающейся после соударения жидкости внутри металла с Образованием туннелей, начинающихся в эрозионных кавернах. Проникающие внутрь металла в различных плоскостях высокоскоростные потоки жидкости приводят к Отрыву Значительных фрагментов поверхности.
Физические процессы эрозионного износа весьма сложны. Они включают механические процессы преобразования кинетической энергии потока в силовое ударное воздействие на поверхность, гидродинамику удара, тепловую диссипацию энергии, упрочнение металла при ударе и разупрочнение вследствие разрушения кристаялйчеекбй е^уктуры.
При разработке математических моделей эрозии опирались на опытные данные определения эрозионной стойкости материалов.
В условиях современных энергетических установок рабочая среда содержит значительное количество примесей. Установлено [11,20,25], что уменьшение рН (повышение кислотности жидкой среды) приводит к значительному ускорению процесса эрозии. Также влияет и повышение содержания солей. Однако создание оптимальной концентрации поверхностно активных веществ (ПАВ) способствует снижению интенсивности эрозии.
Установлено [25,32], что повышение предела прочности Rm и предела текучести Rpo,2, а также твердости материала в решающей степени способствует уменьшению интенсивности эрозии. Наибольшим сопротивлением эрозии обладают такие материалы, как например стеллит, сталь Гатфильда, нитриды, карбиды, бориды металлов, а в наименьшей материалы малопрочные и мягкие.
При ударе скоростного потока в поверхность материала наблюдается высокая концентрация выделения кинетической энергии, большие значения
давления удара и локального ускорения движения материала. Эти факторы приводят к выбиванию частиц материала С поверхности, их уносу и йзнбеу.
При экспериментальных исследованиях на стенде было установлено, что интенсивность эрозии возрастает при увеличении скорости удара и диаметра капель. Скорость эрозии для разных материалов пропорциональна 4-6 степени екбрбети пбтбка. Найббяьшая ЗавйейМбеть интЄНЄйвнбЄти эрозии бт Диаметра капель наблюдалась при малых скоростях потока(100-200м/сек), а при больших скоростях диаметр капель влияет в меньшей мере.
График типового процесса эрозионного износа поверхности металла при ударном воздействии потока капель представлен на рис. 4.1. Он выражает зависимость величины потери толщины металла Е мм (глубины эрозии) от выСбтЫ етбяба йЗраехбдбваНнбй жидкости Мм. Мербй екбрбети ИЗнбса Служит величина интенсивности эрозии Е', представляющая отношение глубины эрозии Е н к величине столба израсходевашбй жидкости М:
Как было показано в разделе 3 процесс эрозионного износа исследованных сталей делится во времени на три стадии. На первой стадии в инкубационном периоде износ отсутствовал. На начальной стадии наблюдался максимальная интенсивность износа Е'Н: В период установившейся эрозии интенсивность износа уменьшалась до Е'у. Как показывают результаты экспериментов интенсивность установившейся эрозии в 2-4 раза ниже интенсивности начального этапа. Между первой и второй стадией наблюдается переходный участок (период П на рис. 4.1.), на котором интенсивность эрозии уменьшается с Е'н до Е'у.
Как было установлено многими исследователями [25-38] линии износа для различных сочетаний скорости и диаметра капель сходятся в некоторых точках, которые назовем фокусами. Для начального участка максимальной
52 интенсивности фокус расположен в точке Е'ш ниже оси абсцисс, а для участка установившейся эрозии в точке Е'уо - выше оси абециее. Такая ехема значительно облегчает расчеты, так как зная положение двух фокусов и величину интенсивности износа несложно рассчитать величину износа Е для любого периода времени. Однако следует помнить, что семейство характеристик эрбЗин, Определяемое положением двух фокусов, описывает эрозионные свойства одного определённого материала при определённой термообработке и отражает только зависимость процесса от скорости удара и диаметра капель (рис. 4.2).
Для начального периода, при:
М0<М^Мну, ЕН = ЕШ + Е'НМ, (3)
при М > Мну, Еу = Ет + Е'н Мну + Е'у (М - М^)? (4)
Е' уе — Ена
где: М„у= -— —— . (5)
Е'н-Е'у На сегодняшний день пока не создана универсальная методика расчета коэффициентов интенсивности эрозии различных материалов, натурные же исследования весьма дороги и продолжительны по времени. В этой связи очень важное значение имеет определение эрозионных характеристик различных конструкционных материалов, осуществляемое с использованием лабораторных стендов и установок, в которых обеспечиваются заданные условия взаимодействия образцов конструкционных материалов с эрозионной средой.
Рис.4.1. Схема основных стадий эрозионного процесса и-инкубационный период, н-начальный период, ^переходной период, у*установившийся период
4.2.. Семейство характеристик эрозии, определяемых положением фокусов начального Его и установившегося периода Еуо
Решая проблему оптимального выбора конструкционных материалов, в том числе и по условиям обеспечения требуемой эрозионной стойкости, необходимо уже на этапе проектирования иметь данные об их эрозионных
характеристиках. К настоящему времени накоплено достаточно много результатов эрозионных испытаний различных материалов, что позволяет их выстроить в ряд по эрозионной стойкости. Говорить об универсальности этих результатов не приходится, так как получены Они в Основном при использовании различных установок и методик эрозионных испытаний. В большинстве своем такие испытания ориентированы на получение сравнительной оценки уноса массы образцов конструкционных материалов при капяеударнбм воздействия в течение некоторого заданного времени. Полученные таким образом результаты не могут являться универсальными и адекватными результатам, которые получены дм одних и тех же материалов в условиях различных установок. Поэтому было решено результаты эрозионных испытании Кбне^укЩбнньГх материалов представить в виде диаграмм относительной эрозионной стойкости, в которых полученные эрозионные характеристики относятся к подобным характеристикам эталонного материала, у которого относительная эрозионная стойкость принимается равной единице. Некоторые исследователи [25,32,33] полагают, что если на всех испытуемых образцах в течение определенного времени имеет место эрозионный износ, то справедливо расположение конструкционных материалов в ряд относительной эрозионной стойкости.
Сравнение сопротивляемости эрозии различных материалов проведено в некотором заданном широком интервале величин скоростей потока и размеров капель.
56 4.2. Общая закономерность процесса эрозии исследованных сталей.
В настоящей работе определено соотношение сопротивляемости эрозии сталей: 20, 20X13, 08Х18Н10Т и SAF2205.
Был проведен анализ большого объема уже имеющихся экёпериментаяьньк данных по аналогичным материалам [12-38], что позволило установить фундаментальные математические зависимости процесса эрозии от екороети и диаметра капель. Используя полученные зависимости на базе проведенных экспериментов была рассчитана интенсивность эрозии перечисленных сталей в необходимом диапазоне изменения условий.
Ускоренные базовые эрозионные испытания выбранных материалов, вїШочШщиХ инкубационный, начальный и ШреХбдный периоды позволили получить надежные значения начальной интенсивности эрозии Е'н , а также положение фокусов Ен0 и Еу0 дм одного сочетания скорости удара 200 м/с и диаметра капель 1мм. Недостающая для длительного прогноза величина интенсивности установившейся эрозии Еу, а также изменение Е!н и Е'у в зависимости от параметров скорости и диаметра были получены методами математического моделирования.
На основе анализа экспериментальных данных было установлено, что характер зависимостей:
Mo = f(C), Mo = f(d),
Е'н= f(C), Е'н- f(d), (6)
Е'у= f(C), Е'у= ад, качественно одинаков. Имеющиеся различия в численных значениях величин инкубационных периодов и скоростей эрозионного износа исследованных конструкционных материалов, объясняются различиями в их структуре и механических свойствах. Представленные зависимости позволяют сделать заключение, что для широко применяемых в энергомашиностроении
57 исследованных конструкционных материалов эрозионные характеристики в широком диапазоне скоростей соударения и размеров жидких частиц достаточно хорошо могут быть описаны единой математической моделью.
На основе анализа экспериментальных данных была найдена математическая модель процессов эрозии. Ранее было установлено [32], что расход жидкости инкубационного периода М0, а также интенсивность эрозии Е н и Е'у связаны с параметрами скорости и диаметра капель двумя группами уравнений!
Мо = Ъ0Ско, (7) М0 = р0<Г, (8)
E'H-bjC1, (9) Е'н-Pirf1, (10)
Е^ЪгС2, (П) Е'у=р2а*2, (12)
Где параметры: Ь0, Ьь Ь2, ко, к1, к2 - являются функциями размеров соударившихся с материалом жидких частиц, структуре и свойств конструкционных материалов, а нарамегры: - есть функции скорости удара а также структуры и свойств конструкционных материалов.
Найденная математическая модель действительна как для начального, так
и для установившегося периода эрозии. Набор коэффициентов уравнений
(7-5-12): Ь0, ЬЬЬ2, ко, к1,к2,р0,рь p2jo,jl,j2 (13)
является некоторым паспортом рассматриваемого материала, позволяющим рассчитать процессы эрозии этого материала для всего диапазона изменения скорости и диаметра капель.
Анализ экспериментальных данных [32] и полученных экспериментальных данных на основе математической модели, описываемой уравнениями (7-^12), позволил определить для рассматриваемых четырех сталей некоторые общие закономерности. Недостающие коэффициенты, и в первую очередь величины bi и р, могут были установлены по результатам описанных выше испытаний эрозионной стойкости рассматриваемых материалов.
Математическая обработка полученных данных позволила найти величины раехеда жидквети инкубащюннбгд периода М0 шггенеивнбети начального периода эрозии Е'и, а также положение фокусов начального периода Ен0 и установившегося периода Еу0 представленные на рис.4.3 4.4, 4.5, 4.6.
Полученные результаты сведены в таблице 4.1. Таблица №4.1 Анализ результатов испытаний сталей на стенде МЭИ и математического
моделирования при 200 м/с и й=1мм.
0.8
0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1
0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1
40 4 2 M 10 кг/м
Ен
МЮкг/м
Рис. 4.3. Аппроксимация процесса эрозии стали 20 на начальном и переходном периоде.
ft
0.8
М 1*кг/м2
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.8
M10 кг/м
Рис. 4.4.. Аппроксимация процесса эрозии стали 20X13 на начальном и переходном периоде.
Е мм 0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
ІМ10 кг/м
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.8
4 2 М10 кг/м
с>
Рис. 4.5. Аппроксимация процесса эрозии стали 08X18Н1 ОТ на начальном и переходном периоде.
Рис. 4.6. Аппроксимация процесса эрозии стали SAF2205 на и переходном периоде.
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
Emm
M1 04kt/m2
0.2
0.15
0.1
0.05
Emm
М10 ate
*
63 4.3. Математическое описание установившегося процесса эрозии.
Для прогнозирования величины интенсивности установившейся эрозии использованы обобщённые зависимости между величинами установившейся интенсивности Е'у и начальной интенсивности эрозии Е'и полученной для раеематрйваемых четырех материалов на бенове методов комяыотернего моделирования на базе математической модели описываемой уравнениями
(7+12):
Если через Куш обозначить отношение интенсивностей установившейся эрозии Е'у к интенсивности эрозии начального этапа Е'„ для і -го материала, то из уравнений (9=12) математической модели получим:
Е'н bj
K^f^d^1 (15)
Е'н Pj
Подстановка параметров Ьь Ь2, рь Рг, к1, к2, jl, J2 для исследуемых четырех материалов в уравнения позволила рассчитать величины К^ в широком диапазоне скоростей 100—600 м/с при диаметре ОД - 1,5 мм (рисг 4:7, 4Г8, 4,9, 4.10).
м/с
Ь000-
Рис. 4.7. Величина отношения скоростей эрозии установившегося Е'у
и начального этапа Е'н для стали 20 в зависимости от скорости удара и диаметра капель.
а мм
1.4
См/с
Рис.4.6. Величина отношения скоростей эрозии установившегося Е'у
и начального этапа Е'н для стали 20X13 в зависимости от скорости удара и диаметра капель.
ел
Рис. 4.9. Величина отношения скоростей эрозии установившегося Е'у
и начального этапа Е'н для стали 08X16Н'і ОТ в зависимости от скорости удара и диаметра капель.рости удара и диаметра капель.
200 400 600 800 1000 200 400 600 800 lOgj^ Рис. 4.10. Величина отношения скоростей эрозии установившегося Е'у
и начального этапа Е'н для стали SAP2205 в зависимости от скорости удара и диаметра капель.ости удара и диаметра капель.
Теперь, используя полученные из опытов величины Е'н можно найти величины интенсивности установившейся эрозии Е'у для ИСеяедуемЫх материалов при скорости потока капель 200 м/сек и диаметре капель 1мм. Полученные значения помещены в таблице 4.1.
Значения величины интенсивности эрозии Е'у, приведенные в таблице 4.1 показывают, что самая высокая длительная етбйкоеть из четырёх рассмотренных материалов наблюдается у стали SAF2205. На втором месте стоит сталь 08Х18Н10Т, на третьем - 20X13 и на последнем - сталь 20. Наиболее полными характеристиками сопротивления рассматриваемого материала эрозии являются номограммы нредставляющие зависимости интенсивности эрозии от диаметра капель и скорости удара. Сопоставление этих номограмм для различньгх материалов позволяет определить соотношение показателей интенсивности эрозии этих материалов с учетом скорости потока и диаметра капель.
Для расширения условий сравнения на базе математической модели уравнения (7 -г-12) и параметров, приведенных в таблице 4.1, для всех четырех материалов были построены номограммы зависимости начальной и установившейся интенсивности эрозии от скорости потока и диаметра капель для широкого диапазона условий. Эти зависимости, приведенные на рис. (4.1R4.18), позволяют прогнозировать процесс эрозии для любой длительности.
Сравнение относительной стойкости рассматриваемых четырех материалов проведено, сопоставляя величины, приведенные на номограммах рис. (4.11-И. 18). Однако, такой процесс трудоемок и неудобен, потому что приходится сравнивать величины большого порядка при малых разностях.
Рис. 4.11. Номограмма для определения зависимости интенсивности «розни начального этапа Е'н для стали 20 в зависимости от скорости удара и диаметра капель.
E'y
0.2 0.3 0.4 0.5 0.60.70.80.91 1.2 1.5
d MM
Рис. 4.12. Номограмма для определения зависимости интенсивности эрозии установившегося этапа Є"у для стали 20 в зависимости от скорости удара и диаметра капель.
Е'н
Рис. 4.13. Номограмма для определения зависимости интенсивности эрозии начального этапа Е'н для стали 20X13 в зависимости от скорости удара и диаметра капель.
См/с
См/с
Рис. 4.25. Отношение величин интенсивности эрозии начального и установившегося периода сталей 20, 20X13, 8Х18Н10Т к величинам, полученными для стали SAF2205 в зависимости от скорости удара и диаметра капель d = 1 мм.
SS 60
20 20X13 08X18H10T SAF 2205
Рис. 4.26. Сопоставление зависимостей механических свойств и эрозионной стойкости сталей 20, 20X13, 08XI8H10T ео сталью SAF2205 при с=600 м/с и d = I мм.
Сравнение показывает, что в зависимости от скорости потока и диаметра
Е'. Е'
капель отношения — и — изменяются. Наибольшая разница
Н.2205 ^ у.2205
имеет место при больших скоростях и размерах капель. Обобщая можно сказать, что эрозионная стойкость стали SAF2205 в 2-3 раза выше чем у стали 08Х18Н10Т, 3 - 4 раза выше стали 20X13 и в 5- 6 раз выше стали 20. В области низших скоростей потока и диаметров капель разница уменьшается.(рис.4.25)
Можно рекомендовать при высоких скоростях и диаметрах капель, когда в период рабочего ресурса изделия возникают недопустимые величины износа, применять специальные эрозионно-стойкие стали. При малых скоростях и диаметрах капель допустимо применение менее стойких сталей.
Сопоставление эрозионной стойкости рассмотренных сталей с характеристиками прочности Km и Кро,2, а также твердости Нь и Hrb показывает, что чем выше механические свойства сталей, тем лучше эрозионная стойкость (рис. 4.26).
Однако установить прямую математическую зависимость между механическими свойствами и эрозионной стойкостью в настоящее время невозможно, поскольку процессы эрозии зависят от множества параметров, таких как скорость удара, диаметр капель, распределение крупности капель в потоке, характеристик упрочнения при ударе и разупрочнения при усталостном воздействии повторных ударов потока, от характера микрорельефа, образующегося в процессе эрозионного износа, коррозионной стойкости и от многих других причин.
Выводы
1.Путем компьютерного моделирования на основании обобщения большой базы экспериментальных данных и результатов экспериментов рассчитаны величины интенсивности начальной Е'н и установившейся эрозии Е'у для сталей в широком диапазоне скоростей соударения 100 - 1000 м/с и диаметра капель 0,1-1,5 мм.
2. Сопоставление полученных величин интенсивности эрозии исследованных сталей показало, что в зависимости от скорости потока и диаметра капель соотношения величин интенсивности эрозии изменяются. Сильнее всего влияет скорость потока при ударе. Наибольшая разница наблюдается при больших скоростях и размерах капель.
3.Сравнение показывает, что в зависимости от скорости потока и диаметра капель соотношения величин установившейся и начальной интенсивности эрозии сталей 20, 20X13, 08Х18Н10Т по сравнению с величинами полученными для стали SAF2205, изменяются. Наибольшая разница имеет место при больших скоростях и размерах капель. Обобщая можно сказать, что эрозионная стойкость стали SAF2205 в 2-3 раза выше чем у стали 08Х18Н10Т, 3-4 раза выше чем у стали 20X13 и в 5- 6 раз выше стали 20. В области низких скоростей потока и диаметров капель разница уменьшается.
83 5. Практическое использование результатов исследований
5.1 Исследование свойств сварных соединений труб из стали SAF2205.
С учетом результатов исследований эрозионной стойкости сталей различных структурных классов для ремонта спирально-трубных элементов ПВД была выбрана сталь марки SAF2205. Отечественные аналоги указанной марки - стали марок 06Х22Н6Т (ЭП-53) и 08Х2Ш6М2Т (ЭП-54). Как и сталь SAF2205, эти стали отличаются двухфазной феррито-аустенитной структурой, обеспечивающей значительно более высокие прочностные характеристики. После оценочных испытаний эрозионной стойкости эти отечественные марки также могут быть рекомендованы для замены изношенных участков ПВД.
Выбранная сталь SAF2205 широко применяется за рубежом для изготовления оборудования, работающего в агрессивных средах, так как отличается высокой общей коррозионной стойкостью, отсутствием склонности к локальным видам коррозии, что также положительно может сказаться на ресурсе ПВД. Коэффициент термического расширения стали SAF2205 близок к углеродистым сталям и составляет ~ 13-Ю"61/град (против 14-Ю"6 1/град у углеродистых сталей), что положительно с точки зрения работоспособности разнородных сварных соединений стали 20 + SAF2205 в конструкции отремонтированных спирально-трубных элементов ПВД.
По данным фирмы "Sandvik" сталь хорошо сваривается. Обычно для сварки стали применяются покрытые электроды, используется также аргоно-дуговая сварка неплавящимся электродом с присадочной проволокой близкого состава. Предварительный подогрев не применяется.
С учетом этих данных была выполнена сварка труб из стали SAF2205 0 38x4, поставленных фирмой "Sandvik" для совместных работ. Предварительно на одной из свариваемых кромок труб была выполнена разделка (а = 45) с тем расчетом, чтобы можно было определить ударную
84 вязкость сварных соединений с надрезом по шву и зоне термического влияния. Конструкция образцов представлена на рисунке 5.1.
Была произведена сварка неплавящимся W-электродом в защитной Аг-атмосфере. В качестве присадки использовали проволоки марки Св-07Х25Н13 и выстроганные из труб прутки из стали SAF2205. Для сравнения испытывали свойства основного металла труб с использованием образцов такой же конструкции. Кроме того, были проведены испытания ударной вязкости металла труб с имитированной зоной термического влияния. Имитацию ЗТВ производили с помощью установки скоростного нагрева конструкции ЦДИИТМАШ. Режим имитационного нагрева: Тщ^ 680... 1400С, Wo ~ 60С/с.
Результаты механических испытаний представлены в таблицах 5.1 и 5.2.
Металлографические исследования проводили методами оптической металлографии (оптическая компьютерная установка и оптический микроскоп «NEOPHOT-2»), просвечивающей электронной микроскопии -(просвечивающий электронный микроскоп "JEM-100В") и рентгеноструктурного анализа (дифрактометр ДРОН-3).
Уже невооруженным глазом при осмотре сварных соединений видно, что они заметно различаются между собой.
Микроструктура основного металла - вытянутые вдоль направления деформации зерна феррита и аустенита (рисунок 5.2). Видно, что количество неметаллических включений незначительно.
Сварной шов, выполненный с присадочной проволокой Св-07Х25Н13 -литой металл с очень небольшим количеством выделений округлых частиц, методом микродифракции определенных как М2зСб (рисунки 5.3, 5.4). В зоне термического влияния образца в отдельных участках наблюдались выделения вторичной фазы, располагавшейся преимущественно внутри ферритных
Образец плоский
а) для испытаний на растяжение
Образец с концентратором вида V
RzlO
!>
5ІІ-0.6
27,5±0,4
Б-Б
(V/)
R 0,25±0,025
б) для испытаний на ударную вязкость
Рис. 5.1
x/aooo
кгооо
Рис.5.2. Микроструктура основного металла la-травление в 7% спиртовом растворе соляной кислоты; Ібчжрашивание в реактиве Гроесбека; 1в-ПЭМ.
ХАОО
%
*i>-0Q
Рис.5.3. Микроструктура металла шва, сваренного с использованием присадочной проволоки Св-07Х25Н 13.
Рнс.5.4. Электронные микрофотографии структуры металла шва, сваренного применением присадочной проволоки Св-07Х25Н13.
89 зерен и на субграницах (рисунок 5.5). Методом микродифракции частицы были определены как М2зС6. (рисунок 5.6). Таблица 5.1- Результаты испытаний сварных соединений труб из стали
SAF2205
Микроструктура сварного шва, выполненного с присадкой из стали
SAF2205 - феррит и игольчатый аустенит (рисунок 5.7). Наблюдается
большое количество выделений избыточной фазы, располагающихся на
субграницах и в теле зерна феррита. Электронномикроскопическое
исследование выявило мелкодисперсные частицы Cr2N (определено методом
микродифракции) в виде палочек, расположенных в теле субзерен и на их
* границах. Кроме таких частиц наблюдались в небольшом количестве
частицы пленочного вида (рисунок 5.8). Методом микродифракции такие
Рис.5.5. Структура сварного соединения в зоне термического влияния.
Рис.5.6. Мелкодисперсные выделения в зоне термического влияния.
*з~ао
хд~0с?
*Уі'<->
Рис.5.7. Структура металла шва сваренного с применением присадки SAF2205.
Феррит с большим количеством выделений избыточной фазы и игольчатый аустенит.
Рис.5.8. Электонные фотографии микроструктуры сварного шва, сваренного с присадкой из стали SAF2205. Частицы CnN, округлые частицы и пленочного вида выделения.
94 частицы определены как CrN. Структуру округлых крупных (~ 2-ьЗ мкм) частиц, которые изредка встречались в металле шва, определить не удалось.
Зона термического влияния сварных соединений практически свободна от выделений и отличается от основного металла полным отсутствием текстуры (рисунок 5.9).
Соотношение феррита и аустенита в образцах определялось методами оптической металлографии и рентгеноструктурного анализа. В основном металле выявлено 55% феррита и 45% - аустенита. В шве, выполненном с присадкой Св-07Х25Н13, обнаружен достаточно большой разброс по содержанию феррита: от 25 до 60%. В шве, выполненном с присадкой SAF2205, выявлено от 55 до 65% феррита. Указанные различия обусловлены разными присадками, используемыми в процессе сварки.
Этими же различиями вероятнее всего можно объяснить различия в избыточных фазах, выделяющихся в металле шва и зоны термического влияния. В сварных соединениях, выполненных с присадкой Св-07Х25Н13, избыточные фазы выделяются практически только в ЗТВ. Диффузия углерода из шва (углерода в шве больше из-за присадки) способствует появлению карбида М2зСб в феррите. В металле шва, сваренного с присадкой SAF2205, недостаточно аустенита, который может растворить значительно больше азота, чем феррит. Поэтому в зернах феррита при благоприятном температурном режиме выделяются избыточные нитриды G*2N и CrN.
В таблице 5.2 представлены результаты испытаний ударной вязкости образцов из стали SAF2205, подвергнутых скоростному нагреву до различных температур с последующим быстрым охлаждением. Приведен также фазовый состав металла после имитационного нагрева. Можно увидеть, что с повышением Тщах примерно до 1000С фазовый состав стали, практически не изменяется. В случае кратковременного нагрева до Ю50...1400С фазовый состав стали заметно изменяется. Соотношение основных фаз смещается в сторону возрастания содержания ос-фазы (рисунок 5.10).
*./ОС?
*2
і. >_.
kZOOO
\
I -
,^aoo
Рис. 5.9. Микроструктура околошовной зоны сварного соединения (присадка из стали SAF2205).
содержание феррита (%)
200 400 600 600 1000 1200 1400 1600 Тнагрева(С')
Рис.5.10. Зависимость содержания феррита от температуры максимального нагрева при имитации сварочного нагрева.
Таблица 5.2 - Ударная вязкость и структура образцов из стали 02Х22Н5АМЗ
(SAF2205) с имитированной зоной термического влияния
На рисунках 5.11-5.17 приведены изображения микроструктур соответствующих образцов. Обращает на себя внимание незначительное количество неметаллических включений, что свидетельствует о высокой чистоте металла по примесям. Вследствие значительного возрастания а-фазы
97 в структуре, а также заметного роста ферритного зерна, ударная вязкость образцов, подвергнутых нагреву до 1300 и 1400С, заметно понизилась, хотя не столь существенно, чтобы считать это состоянием склонности к хрупкому разрушению.
Полученные результаты испытаний сварных соединений и основного металла с различными имитированными участками зоны термического влияния позволяют рекомендовать трубы из стали 02Х22Н5АМЗ (SAF2205) для ремонта изношенных участков спиралей ПВД.
Рис.5.11. Микроструктура стали SAF2205 после нагрева до 680С.
ІІІ 11
.' I - .... ':;; /:-.'
ssssg^?
*&я ^8ЙШ?&г
»
Рис.5.12. Микроструктура стали SAF2205 после нагрева до 810С
sill Шш
*
Рис.5.13. Микроструктура стали SAF2205 после нагрева до 960С.
Рис.5.14. Микроструктура стали SAF2205 после нагрева до 1020С.
Рис.5.15. Микроструктура стали SAF2205 после нагрева до 1050С.
Рис.5.16. Микроструктура стали S AF2205 после нагрева до 1300С.
2te>4-
Рис.5.17. Микроструктура стали SAF2205 после нагрева до 1400С.
105 5.2 Технологические рекомендации по ремонту изношенных ПСТЭ ПВД.
Для ремонта (и изготовления) быстро изнашивающихся участков спиралей ПВД рекомендуется использовать трубы из феррито-аустенитных (дуплексных) сталей 08Х22Н6Т (ГОСТ 5632), 08Х2Ш6М2Т (ГОСТ 5632) и SAF2205 (С < 0,03%, Сг = 22%; Ni = 5%, Mo = 3,2%, шведский аналог стали (08Х2Ш6М2Т).
Благодаря сочетанию высокой прочности, твердости и хорошей коррозионной стойкости стали 08Х22Н6Т, 08Х2Ш6М2Т и SAF2205 отличаются высоким сопротивлением эрозионному разрушению в агрессивных средах. Стали хорошо свариваются, в том числе методами дуговой сварки, после сварки не требуется термическая обработка, в том числе при выполнении разнородных соединений со сталью 20. Благодаря двухфазной (дуплексной) феррито-аустенитной структуре (50% Ф + 50% А), коэффициент термического расширения сталей 08Х22Н6Т, 08Х21Н6М2Т и SAF2205 близок к углеродистым сталям. Поэтому при вварке «вставок» из этих сталей в трубные системы из углеродистой стали 20 не будет наблюдаться образование термических напряжений при их разогреве или охлаждении.
Перечень основных операций при ремонте ПСТЭ:
проведение ультразвукового контроля толщины стенки труб в
поврежденных участках ПСТЭ для определения протяженности удаляемого
участка. Толщина стенки труб ПСТЭ в участках приварки «вставок» должна
быть не менее 3,5 мм;
удаление поврежденных участков ПСТЭ из стали 20 методом термической резки ацетилено-кислородным пламенем или механической резкой;
подготовка разделки кромок на коллекторах и трубах ПСТЭ в соответствии с рекомендациями на рисунке 5.18;
Характер повреждений ПСТЭ ПВД
Из таблицы 2.4 следует, что на зону ОК приходится 62.2 % и на зону КП -37.8 % поврежденных ПСТЭ. В зоне КП повреждения ПСТЭ определяются в основном внутренним эрозионно-коррозионным износом входных участков, вызванного воздействием потока питательной воды, поступающим из раздающих коллекторов, В зоне ОК происходит в основном наружный размыв ПСТЭ через неплотности кбжуха охладителя дренажа. Боковые кожухи охладителя дренажа были демонтированы на всех ПВД в период 1992 -г- 1996 г.г. На 2ПВД - 7Б в декабре 1993 г. в зоне ОК была обнаружена сквозная трещина длиной 1/3 периметра в области термического влияния сварного шва приварки к собирающему коллектору колонны Г 17-го снизу ПСТЭ.
В таблице 2,5 приведены средние значения наработки на отказ ПСТЭ шести ПВД первого блока и шести ПВД второго блока КлнАС. Из анализа таблицы 2.6 следует, что во всех случаях наработка на отказ ПВД первого блока меньше, чем ПВД второго блока. Среднее значение наработки ПВД группы А первого блока составляет 3618.8 ч., а группы Б 3730.4 ч. Среднее значение наработки ПВД группы А второго блока составляет 4721.6 ч., а группы Б - 4834.1 ч. Разница в наработке ПВД группы А второго и первого блоков составляет 1102,8 ч„ а группы Б второго и первого блоков -1103.7ч.
Из анализа отказов ПВД следует, что наиболее часто встречаются следующие повреждения [3-6,9-20]: 64.5 % - повреждение теплообменных труб (эрозионно-коррозионный износ входных участков плоских спирально-трубных элементов ПСТЭ; 10.4 % - образование свищей на мембране; 4.4 % - дефекты сварных швов, дефекты металла; 3.8 % - ложное повышение уровня в ПВД; 3.3 % - образование свищей на воздушной магистрали.
Практически на всех AQ для которых был произведен анализ их работы имеет место большое количество отказов ПВД. На вышеперечисленных АС установлены ПВД с коллекторно-спиральными змеевиками. Основная причина отказов ПВД - коррозионно-эрозионное повреждение входных участков ПСТЭ.
Наиболее радикальным решением проблемы отказов ПВД является замена ПСТЭ с трубами из углеродистой стали на ПСТЭ с трубами из высоколегированной етат В качестве альтернативного варианта может быть реализована замена входных участков ПСТЭ на трубы-вставку из эрозионно-стойкого металла. В этом случае предел допускаемой скорости питательной воды в ПСТЭ можно увеличить до 3 м/с.
В связи с имеющими место частыми случаями отказов ПВД вследствие износа входных участков спирально-трубных элементов [6,12-20] была поставлена задача проведения в период ППР ремонта указанных участков с применением труб из стали, обладающей высокой эрозионно-коррозионной стойкостью.
С учетом коррозионных процессов, протекающих в трубных системах, особенно интенсивно при температуре охлаждающей воды до 225 С и пониженных значениях рН для ремонта входных участков спиралей были рекомендованы (в качестве кандвдатных) нержавеющие стали различных структурных классов марок 20X13, 08Х18Н10Т и (SAF2205). Были проведены исследования по определению эрозионной стойкости указанных сталей при взаимодействии с высокоскоростным потоком воды. Исследования проведены с использованием уникального экспериментального стенда Московского энергетического института. Для сопоставления с эрозионной стойкостью основного материала стали 20 испытывали также образцы и этой стали в таблице 3.1. В результате намеченных исследований предполагалось получение кинетических зависимостей эрозионного разрушения поверхности приведенных выше марок сталей на стадиях инкубационного периода, максимальной и установившейся скорости эрозии.
Для изготовления образцов, предназначенных для эрозионных испытаний, использовали круглый прокат с диаметром не менее 20 мм. Как следует из таблицы 3.2, металл круглой заготовки из стали 20 был изготовлен в нагартованном состоянии. Вследствие этого прочностные свойства металла значительно превосходили уровень Rpo,2 и Rm, указанный в ТУ 14«3 460 «Трубы стальные бесшовные для паровых котлов и трубопроводов». По требованиям указанных технических условий осуществлялась поставка труб для теплообменных спиралей подогревателей высокого давления конструкции завода «Красный котельщик». О нагартовке свидетельствуют также значительно более низкие значения длаётичееких характеристик (As « 15% вместо 22%), а также значительно большая твердость - на 50 HRB.
Экспериментальный стенд для определения стойкости материалов к каплеударной эрозии
Два исследуемых образца укрепляются на концах штанги, вращающейся в вакуумной камере. При вращении образцы пересекают fiepfикальньїй поток капель или Струй жидкости. В качестве привода служит электрический двигатель постоянного тока, укрепленный на крышке вакуумной камеры. Там же укреплен вентилятор типа ДВ-1, предназначенный для его охлаждения. В крышке вакуумной камеры имеется специальный люк для установки и снятия образцов. На корпусе электродвигателя смонтирована специальная площадка, на которой укреплен тахогенератор. Вал тахогенератора соединен с валом двигателя через специальную втулку, допускающую надежную работу при незначительной несоосности. На валу тахогенератора укреплен диск с отверстиями для измерения скорости вращения с помощью фотоэлектрического датчика. возможность использования сверхскоростного фоторегистра типа СФР для фотографирования моментов соударения капель или струй жидкости с исследуемыми образцами.
Для приближения условий проведений экспериментальных исследований к натурным условиям эксплуатации имеется возможность изменения давления среды в вакуумной камере в пределах от 0.1 до 0.001 МПа. Разряжение создается вакуумным насосом ВН-7. В связи с этим в стенде выполнено соответствующее уплотнение разъемов, соединительных патрубков и вала электродвигателя.
В целях обеспечения безопасности при проведении исследований вакуумная камера имеет защитное броневое кольцо. Электрическая схема эрозионного стенда представляет собой систему автоматического регулирования с жесткой обратной связью по скорости. В качестве двигателя постоянного тока использован генератор типа СТГ-СТ-6000 со смешанным возбуждением мощностью 6 кВт. Двигатель включен в сеть трехфазного переменного тока напряжением 380 В через блок четырех понижающих трансформаторов типа ТЗ-3-4/05 380-31 и управляемые тиристорные выпрямители типа Т_Л 250 собранные по трехфазной мостовой схеме. Регулирование числа оборотов осуществляется изменением напряжения с помощью управляемого тиристорного преобразователя что позволяет плавно изменять и автоматически поддерживать на заданном уровне скорость вращения. Для управления тиристорами использована полу проводниковая система фазового управления с применением, так на зываемого, принципа вертикального управления. Измерение частоты вращения штанги осуществлялось с помощью цифровых частотомеров 43-33. В качестве датчиков оборотов применены фотодиоды ФД-6, реагирующие на световые импульсы, создаваемые диском с отверстиями. Сигнал от датчиков усиливается и подаетея на частотомеры и в панель блока управления двигателя. В качестве рабочей жидкости использовался конденсат эксплуатируемой учебно жспериментальной ТЭЦ МЭИ. Система организации подачи рабочей жидкости в виде монодисперсного потока капель или струй на исследуемый образец включает в себя накопительную емкость фильтры грубой и тонкой очистки генератор капель, воздушный баллон и насос.
Для моделирования каплеударного воздействия жидкости при соударении образцов с монодисперсным потоком капель используется специальный генератор капель, который обеспечивает управляемый распад струи, вытекающей из капилляра. Принцип его работы заключается в распаде струи жидкости на капли практически одинакового размера при наложении регулярных возмущений заданной частоты за счет импульсов давления от колеблющейся мембраны в некотором объеме жидкости.
Катушка подмагничивания включена в сеть постоянного тока с напряжением 110-220 В. На подвижную катушку подается сигнал звуковой частоты от генератора Г3=33. При работе электромагнитного вибратора на подвижную катушку действует переменная во времени электрическая сила с частотой и амплитудой, соответствующих частоте и амплитуде подводимого электрического сигнала. Под действием этой силы катушка вместе с каркасом и сильфоном совершает колебательные движения, излучая волны давления в жидкость.
В качестве капилляра применяются Стандартные стальные фильеры. Применение таких фильер с различным числом отверстий позволяет производить исследования эрозии материалов при воздействии одной или нескольких цепочек монодисперсных потоков капель или струй жидкости, расположенных в одном ряду или по окружности, а также при воздействии нескольких рядов таких потоков с разной геометрией их расположения. 3.3. Методика проведения экспериментальных исследований
Исследования эрозионной стойкости материалов проводились при взаимодействии образцов со струёй жидкости. В связи с этим генератор капель не применялся. Для создания струи жидкости использовался стеклянный капилляр, жестко соединённый с корпусом вакуумной камеры. Схема взаимодействия образца со струёй жидкости показана на рис; З.Щ где скорость движения образца о и диаметр струи dc в области взаимодействия с образцом равны 200 м/с и 0.8 мм соответственно.
В качестве критерия эрозионной стойкости исследуемого образца используется средняя глубина эрозии, определяемая следующим соотношением:
Математическое описание установившегося процесса эрозии
Решая проблему оптимального выбора конструкционных материалов, в том числе и по условиям обеспечения требуемой эрозионной стойкости, необходимо уже на этапе проектирования иметь данные об их эрозионных характеристиках. К настоящему времени накоплено достаточно много результатов эрозионных испытаний различных материалов, что позволяет их выстроить в ряд по эрозионной стойкости. Говорить об универсальности этих результатов не приходится, так как получены Они в Основном при использовании различных установок и методик эрозионных испытаний. В большинстве своем такие испытания ориентированы на получение сравнительной оценки уноса массы образцов конструкционных материалов при капяеударнбм воздействия в течение некоторого заданного времени. Полученные таким образом результаты не могут являться универсальными и адекватными результатам, которые получены дм одних и тех же материалов в условиях различных установок. Поэтому было решено результаты эрозионных испытании Кбне укЩбнньГх материалов представить в виде диаграмм относительной эрозионной стойкости, в которых полученные эрозионные характеристики относятся к подобным характеристикам эталонного материала, у которого относительная эрозионная стойкость принимается равной единице. Некоторые исследователи [25,32,33] полагают, что если на всех испытуемых образцах в течение определенного времени имеет место эрозионный износ, то справедливо расположение конструкционных материалов в ряд относительной эрозионной стойкости.
Сравнение сопротивляемости эрозии различных материалов проведено в некотором заданном широком интервале величин скоростей потока и размеров капель. В настоящей работе определено соотношение сопротивляемости эрозии сталей: 20, 20X13, 08Х18Н10Т и SAF2205.
Был проведен анализ большого объема уже имеющихся экёпериментаяьньк данных по аналогичным материалам [12-38], что позволило установить фундаментальные математические зависимости процесса эрозии от екороети и диаметра капель. Используя полученные зависимости на базе проведенных экспериментов была рассчитана интенсивность эрозии перечисленных сталей в необходимом диапазоне изменения условий.
Ускоренные базовые эрозионные испытания выбранных материалов, вїШочШщиХ инкубационный, начальный и ШреХбдный периоды позволили получить надежные значения начальной интенсивности эрозии Е н , а также положение фокусов Ен0 и Еу0 дм одного сочетания скорости удара 200 м/с и диаметра капель 1мм. Недостающая для длительного прогноза величина интенсивности установившейся эрозии Еу, а также изменение Е!н и Е у в зависимости от параметров скорости и диаметра были получены методами математического моделирования.
На основе анализа экспериментальных данных было установлено, что характер зависимостей: , качественно одинаков. Имеющиеся различия в численных значениях величин инкубационных периодов и скоростей эрозионного износа исследованных конструкционных материалов, объясняются различиями в их структуре и механических свойствах. Представленные зависимости позволяют сделать заключение, что для широко применяемых в энергомашиностроении исследованных конструкционных материалов эрозионные характеристики в широком диапазоне скоростей соударения и размеров жидких частиц достаточно хорошо могут быть описаны единой математической моделью.
На основе анализа экспериментальных данных была найдена математическая модель процессов эрозии. Ранее было установлено [32], что расход жидкости инкубационного периода М0, а также интенсивность эрозии Е н и Е у связаны с параметрами скорости и диаметра капель двумя группами уравнений!
Где параметры: Ь0, Ьь Ь2, ко, к1, к2 - являются функциями размеров соударившихся с материалом жидких частиц, структуре и свойств конструкционных материалов, а нарамегры: - есть функции скорости удара а также структуры и свойств конструкционных материалов.
Найденная математическая модель действительна как для начального, таки для установившегося периода эрозии. Набор коэффициентов уравнений является некоторым паспортом рассматриваемого материала, позволяющим рассчитать процессы эрозии этого материала для всего диапазона изменения скорости и диаметра капель.
Анализ экспериментальных данных [32] и полученных экспериментальных данных на основе математической модели, описываемой уравнениями (7- 12), позволил определить для рассматриваемых четырех сталей некоторые общие закономерности. Недостающие коэффициенты, и в первую очередь величины bi и р, могут были установлены по результатам описанных выше испытаний эрозионной стойкости рассматриваемых материалов.
Математическая обработка полученных данных позволила найти величины раехеда жидквети инкубащюннбгд периода М0 шггенеивнбети начального периода эрозии Е и, а также положение фокусов начального периода Ен0 и установившегося периода Еу0 представленные на рис.4.3 4.4, 4.5, 4.6.
Перспективы использования феррито-аустенитных сталей для оборудования АС
К феррито-аустенитным сталям относят высоколегированные стали, основу структуры которых составляют две фазы - феррит и аустенит. Количество каждой из них обычно составляет 40-60%. [24]. В связи с этим признаком за рубежом такие стали называют «дуплексными». Феррито-аустенитные стали были разработаны как заменители хромоникелевых сталей аустенитного класса. Коррозионная стойкость этих сталей во многих агрессивных средах обеспечивается высоким содержанием хрома, как правило, более 20%.
В последние годы дуплексные стали находят за рубежом широкое применение в качестве конструкционного материала для теплообменного оборудования. Для таких конструкций хромоникелевые аустенитные стали мало пригодны вследствие склонности к хлоридному коррозионному растрескиванию. Дуплексные стали имеют также преимущества над сплавами на основе меди, которые проявляют склонность к образованию питтингов и щелевой коррозии.
Формирование дуплексной структуры способствует значительному повышению прочности по сравнению со сталями с простой аустенитной структурой, обеспечивая при этом такие важные свойства, как стойкость против коррозионного растрескивания, питтингообразования и щелевой коррозии.
Среди легирующих элементов, определяющих стойкость сталей против питтингообразования и щелевой коррозии, определяющими являются хром, молибден, вольфрам и азот. Выбор марки стали производится в зависимости от условий среды (температуры, содержания кислорода и хлора, Рн, скорости потока). Для оценки потенциальной стойкости стали против локальных видов коррозии используется так называемый эквивалент питтингообразования:
Стойкость питтингообразованию проверяется с помощью различных методов, моделирующих окислительный характер хлорсодержащих рабочих сред и охлаждающей воды. Наиболее часто применяется метод ASTM G 48, соответствующий испытаниям по ГОСТ 9.912-89, в 6%-ном растворе хлористого железа. При испытаниях определяется температура, при которой имеет место образование питтингов с потерей веса образца, равной 1,0 г/м /24 ч. В табл. 5.4 приведены сведения о коррозионной стойкости дуплексных сталей.
Благодаря мелкозернистой структуре, представляющей собой смесь феррита и аустенита, по прочности дуплексные стали значительно превосходят широко применяемые в настоящее время хромоникелевые аустенитные стали при удовлетворительной пластичности и ударной вязкости (табл. 5.5).
Свойства сварных соединений находятся в зависимости от химического состава сталей и технологии сварки, главным образом от погонной энергии при сварке. Для сварки рекомендуются сварочные материалы, обеспечивающие получение феррито-аустенитной или аустенитной структуры металла шва.
В России феррито-аустенитные стали применяют, в основном, в качестве заменителей хромоникелевых аустенитных сталей. В связи с этим для сварки сталей-заменителей используют аустенитные присадочные материалы. Зарубежные марки дуплексных сталей сваривают, как правило, с применением сварочных материалов с химическим составом, близким к основному металлу.
Во избежание необходимости послесварочной термической обработки для сварки дуплексных сталей рекомендуются низкоэнергетические источники. Тепловложения при сварке не должны превышать 2,5 кДж/мм. При этом температура изделия в процессе сварки не должна быть выше 150-250С. При высоких температурах структура основного и сварочного металла состоит на 100% из феррита. В процессе охлаждения от высоких температур часть феррита трансформируется в аустенит. Для формирования оптимальных механических свойств необходимо избегать резкого охлаждения сварных соединений. Оптимальный режим сварки можно рассчитать, используя зависимость тепловложения от сварочных параметров: где: U - напряжение дуги, V; J сварочный ток, А; V - скорость сварки, мм/мин. При ограничении значения Q до 2,5 кДж/мм, напряжения дуги 15V и скорости сварки 60 мм/мин величина сварочного тока в процессе аргоно-дуговой сварки не должна превышать 160 А. При сварке весьма тонкого металла, например при производстве тонкостенных сварных труб из дуплексных сталей, невозможно избежать 100%-ной ферритной структуры в металле шва и в зоне термического влияния. Поэтому после сварки сварные трубы подвергают термической обработке путем нагрева до 1050-1100С с последующим быстрым охлаждением. В указанном интервале температур 50% феррита превращается в аустенит, что обеспечивает высокую пластичность сварным соединениям.
