УСЛОВИЯ РАБОТЫ И ТИПЫ КОНСТРУКЦИЙ

Паровые и газовые турбины относятся к высокотемпературным установкам. В современных паротурбинных установках начальное давление пара составляет 90, 130, 170 и 240 кгс/см2 при темпера­турах 500, 545 и 565 °С. Для достижения тех же значений к. п. д. рабочая температура газовых турбин должна быть на 100—200 °С выше и составлять 750—850 °С для стационарных и 850—950 °С для транспортных установок. Рабочие давления в’ газовых турбинах относительно малы и составляют 4—6 кгс/см2 при максимальных значениях до 20 кгс/см2.

Различие в рабочих параметрах определяет и существенное раз­личие в типе конструктивных узлов. Для паровых турбин харак­терны толстостенные массивные конструкции из отливок и поковок; газовые турбины изготовляют преимущественно из тонкостенных листовых конструкций. Работа при высоких температурах требует широкого применения в узлах турбин легированных теплоустой­чивых и жаропрочных сталей.

Применение сварки позволяет резко сократить предельные массы поковок и отливок, обеспечить их более высокое качество, умень­шить объем механической обработки крупных изделий на уникаль­ных станках. В сварном исполнении изготовляют наиболее ответ­ственные конструкции турбин—ротора, диафрагмы, лопаточный аппарат, корпуса цилиндров и арматуры и другие узлы из легирован­ных сталей [4]. Широкое применение получают комбинированные сварные конструкции из разнородных сталей.

Требования к точности сварных узлов турбин являются наи­более жесткими' среди других сварных конструкций.

ВЫБОР МАТЕРИАЛА

В конструкциях паровых и газовых турбин применяют широкий ассортимент низколегированных конструкционных сталей, тепло­стойких и жаропрочных сталей и сплавов [9]. Сравнительно невысо­кие рабочие температуры паровых турбин позволяют использовать

в них преимущественно перлитные и мартенситные высокохромистые стали; в газовых турбинах, эксплуатирующихся при более высоких температурах, получили распространение аустенитные стали и высокожаропрочные сплавы на никелевой основе. Используемые для изготовления сварных конструкций турбин стали и сплавы с оценкой их свариваемости и требованиями к подогреву при сварке и термообработке после нее приведены в табл. 1.

Области применения сталей разного легирования определяются преимущественно рабочей температурой узла. Низкоуглеродистые стали используют для изготовления узлов, эксплуатирующихся до 400 °С—цилиндров низкого давления, корпусов подогревателей воды, конденсаторов и т. д. Хромомолибденовые стали находят свое применение в узлах среднего давления для корпусов цилиндров и арматуры, работающих в интервале температур 400—540 °С. Наиболее теплостойкие из перлитных сталей — хромомолибдено­ванадиевые — предназначены для изготовления из них узлов вы­сокого давления турбин, эксплуатирующихся в интервале темпе­ратур 450—570 °С.

Высокохромистые стали мартенситного класса и аустенитные стали могут применяться как нержавеющие, жаропрочные или жаро­стойкие. Как нержавеющие высокохромистые стали типа 12X13 и 20X13 широко используют в качестве материала лопаток турбин до 540° С, типа 15Х11МФ, 18Х11МНФБ и 15Х12ВНМФ в качестве жаропрочных при температурах 540—580° С для лопаток и кор­пусов турбин высокого давления, а как жаростойкие стали типа 08X13 до температур 650—750 °С для внутренних экранов газо­вых турбин.

Хотя для ряда узлов турбин рабочие условия позволяют использо­вать в качестве нержавёющих высоко хромистые стали, им часто предпочитают более дорогие, но зато хорошо свариваемые аустенит­ные стали типа 12Х18НІ0Т. Это относится, например, к регене­раторам газовых турбин, эксплуатирующимся при температурах до 450—550 °С. Трудности введения подогрева при сварке и практи­ческая невозможность проведения термообработки таких крупно­габаритных и сложных конструкций исключают применение для них высокохромистых сталей. Зачастую также внутренние экраны газовых турбин предпочитают сваривать из технологичных аусте­нитных сталей взамен высокохромистых.-

Аустенитные стали применяют как жаропрочные в интервале температур 550—650 °С. По соображениям свариваемости предпоч­тения заслуживают гомогенные аустенитные стали аустенитно - ферритного или аустенитного класса с относительно небольшим запасом аустенитности (Cr/Ni ^ 1) [4] марок 12Х16Н9М2 и 08Х16Н13М2Б. При выборе в качестве материала сварных изделий, по соображениям жаропрочности и коррозионной стойкости, отли­вок из аустенитных сталей необходимо учитывать, что наиболее высо-

Тип полуфабри­ ката	Марка стали или сплава	Области применения	Предель­ная рабо­чая темпе­ратура, /	Сваривае­ мость	Подогрев	Термообработка
Листовой прокат, поковки	СтЗсп	Корпуса цилиндров и конденсаторов низ­кого давления паро­вых турбин	400	Хорошая	Не требуется	Отпуск при толщи­не элементов свыше 36 мм
	12МХ 15ХМ	Корпуса цилиндров и арматуры паровых и газовых турбин, диафрагмы	540	Удовлетво­ рительная	При толщине более 10 мм	Отпуск при толщи­не элементов более 10 мм
	12Х1МФ 15Х1М1Ф	570	Ограничен­ ная	При толщине более 7 мм	Отпуск при толщине элементов более 6 мм
	08X13	Внутренние корпуса газовых турбин	600		При толщине более 30 мм	Отпуск при толщи­не более 10 мм
	12X18H10T	Корпуса газовых турбин, регенераторы камеры сгорания	800	Хорошая	Не требуется	При рабочей темпе­ратуре до 500 °С не требуется
	20X23H18 XH78T (ЭИ435)	Камеры сгорания и внутренние экраны га­зовых турбин	900 1000— 1050	Удовлетво­ рительная	Не требуется
і і llll

Паровые и газовые турбины

Поковки	34ХМ1А	Роторы	450		При всех тол­щинах	Отпуск при всех толщинах
	15Х5М	Корпуса питатель­ных насосов	500
	12X13	Рабочие лдпатки, диафрагмы и корпуса цилиндров и арматуры	540
	15X11МФ 18Х11МНФБ 15Х12ВНМФ	580
	ХН35ВТ 08Х15Н24В4ТР	Лопатки газовых турбин	650	Ограничен­ ная	Не требуется	Аустенитизация или стабилизация при всех толщинах
	ХН65ВМТЮ	850
Отливки	25Л		425
	20ГСЛ		450		При всех тол­	Отпуск при всех толщинах
	20ХМЛ		540		щинах
	15Х1М1ФЛ		570
	18Х11МФБЛ	Корпуса цилиндров	570
	12Х20Н12ТЛ 12Х18Н9ТЛ*	и арматуры, сопловые коробки	610	Удовлетво­ рительная	Не требуется	Аустенитизация или стабилизация при всех
	ЦЖ-15		650
	ЦЖ-13		700			толщинах
♦ С гарантированным ферритом.

I___________________________________ I__________________________________________ I__________________ і_______________________ I

Выбор материала

кими технологичностью и свариваемостью обладают стали с гаран­тированной аустенитно-ферритной структурой марок 12Х20Н12ТЛ, ЦЖ-15, 12ІС18Н9ТЛ и Х25Н13ТЛ. Применение стали 12Х18Н9ТЛ без гарантирован'ного содержания ферритной фазы, а также одно­фазных аустенитных сталей марок JIA-1 и ЛА-3 и им подобных не рекомендуется из-за низкой их литейной технологичности и опас­ности массового. появления трещин в околошовной зоне сварных соединений.

Наиболее жаропрочными из аустенитных сталей, используемых в высоконагруженных узлах лопаточного аппарата газовых турбин, являются стали с интерметаллидным упрочнением марок ХН35ВТ, 08Х15Н24В4ТР и им подобные. При использовании их, а также высокожаропрочных сплавов на никелевой основе ХН65ВМТЮ в сварных конструкциях необходимо учитывать ограниченную свариваемость таких материалов (склонность к образованию около - шовных трещин при сварке и термообработке и повышенную чувст­вительность к локальным разрушениям при температурах эксплу­атации) [3, 5).

Для обеспечения высокой надежности ответственных сварных узлов” из этих сталей рекомендуется применять их после вакуумно­дугового или электрошлакового переплавов, ограничить величину зерна в стали не более 3-го балла и по возможности располагать сварные швы вне зоны рабочих напряжений изгиба.

Требования к выбору таких узлов газовых турбин, как, напри­мер, камеры сгорания и внутренние экраны, разгруженные от дав­ления, определяются прежде всего жаростойкостью материала. Поэтому для них предельные рабочие температуры могут быть повы­шены по сравнению с использованием в качестве жаропрочных материалов. Изделия из стали 12Х18Н10Т могут применяться в таких условиях до 750—800 °С, из стали 20Х23Н18 — до 850—900 °С, а из высоконикелевого сплава марки ХН78Т — до 1000—1050 °С. Эти стали и сплавы относятся к хорошо и удовлетворительно свари­вающимся.

Для сварки перлитных и высокохромистых сталей применяют сварочные материалы, близкие по легированию к основному металлу (табл. 2). Сварку гомогенных аустенитных сталей выполняют аустенитно-ферритными электродами или проволоками близкого к ним легирования, которое может отличаться от основного металла. Также отличаться от легирования основного металла могут швы аустенитных сталей и сплавов на никелевой основе с интерметаллид­ным упрочнением.

В таких узлах турбин, как диафрагмы и корпуса цилиндров и арматуры, широко применяют комбинированные сварные соедине­ния из разнородных сталей. Их использование определяется разными условиями работы отдельных участков изделия и целесообразностью введения в наименее напряженных участках более технологичных

2. Сварочные материалы для сварки узлов турбин Марка стали или сплава Электрод Тип гост 25Л, 25Л+20, СтЗ Э42А, Э50А 20ХМЛ, 15ХМ, 34ХМ1А, 20ХМЛ + 15ХМ, 20ХМЛ + 12МХ, 15ХМ + 12МХ Э-ХМ 9467—60 15Х5М Э-Х5МФ 20ХМФЛ, 15Х1М1Ф, 15Х1М1ФЛ, 12Х1МФ, 15Х1М1ФЛ + 12Х1МФ Э-ХМФ 18Х11МФБ Л, 18Х11МНФБ, 15Х12ВНМФ, 15Х12ВМФЛ ЭФ-Х11ВМФН 15X11МФ ЭФ-ХИМФН 08X13 ЭФ-Х13, ЭА-2 12X13 ЭФ-Х13 10052-62* 12Х18Н10Т, 12Х20Н12ТЛ, ЦЖ-15, 08Х16Н13М2Б ЭА-1Ба, ЭА-1М2Фа ХН35ВТ, 08Х15Н24В4ТР, ЦЖ-13 ЭА-4ВЗБ2 12Х16Н9М2 12Х16Н9М2 Примечание. При других методах сварки требования к швам должлы быть не ниже требований к указанным в таблице сварочным материалам для ручной дуго­вой сварки.

и дешевых старей. Требования к выбору сварочных материалов для таких соединений, условиям их сварки и термообработке, а также данные по их работоспособности приведены в работе 161.

Назначение термообработки сварных конструкций определяется требованиями восстановления свойств разных зон соединения и снятия сварочных напряжений для обеспечения стабильности раз­меров изделия. В табл. 1 учитывается первое требование, согласно которому узлы из низкоуглеродистой стали толщиной до 36 мм и из аустенитных сталей, работающие при температуре ниже 500 °С, термообработке можно не подвергать. Если изделия из аустенитных сталей (при толщине свариваемых элементов более 10 мм) предназ­начены для работы выше 500 °С, то целесообразно вводить после сварки аустенитизацию. Это требование не относится к таким сла - бонагруженным узлам, как камеры сгорания, которые могут эксплуатироваться в исходном после сварки состоянии.

Сварные узлы из отливок вне зависимости от их легирования должны обязательно проходить термообработку.

Для узлов высокой точности необходимость снятия сварочных напряжений обусловливает применение термообработки и в тех случаях, когда по требованию восстановления свойств она не нужна. Это относится прежде всего к цилиндрам низкого давления турбин, изготовляемым из низкоуглеродистой стали.

Основным типом сварных соединений турбин, как и котлов, является стыковое с гарантированным проваром. Стыки следует располагать в местах, допускающих их надежный контроль нераз­рушающими методами. Они должны быть удалены от участков кон­центрации напряжений и больших напряжений изгиба. Последнее требование особенно важно для узлов, работающих при высоких температурах в условиях ползучести и изготовленных из теплоустой­чивых и жаропрочных сталей. Угловые соединения можно допускать лишь для неответственных соединений, как, например, при приварке ребер жесткости к цилиндрам низкого давления, работающим при относительно низких напряжениях и при умеренных температурах.

СХЕМЫ РАСЧЕТА

При расчете деталей турбин за предельное состояние принимают несущую способность, определяемую ее прочностью при статических и выносливостью при переменных нагрузках. Для ряда конструкций, как, например, диафрагм, в качестве предельного состояния исполь­зуют также наибольшую деформацию конструкции.

Для турбинных узлов типа сосудов, работающих под давлением, и трубопроводов используют метод расчета по предельным нагрузкам, заложенный в основу норм расчета элементов паровых котлов на прочность [7] (см. гл. IX). Условия работы и нагружения таких конструкций, как корпусов конденсаторов, подогревателей и др., те же, что и котельных сосудов, поэтому для них можно применять одинаковые коэффициенты запаса прочности.

В большинстве случаев детали турбин, имеющие сложную форму (цилиндры, роторы, диафрагмы и другие), рассчитывают на прочность исходя из максимальных напряжений, найденных расчетными методами, базирующимися на теорию упругости, или эксперимен­тальным путем [2,81. Основные положения таких расчетов типовых сварных узлов турбин приведены ниже.

Коэффициенты запаса прочности выбирают, как и в котельных нормах [7], в зависимости от основных прочностных характеристик металла детали. Для деталей, работающих при комнатной и умерен­ных температурах при отсутствии процесса ползучести, определя­ющими прочностными характеристиками являются предел теку­чести и временное сопротивление. Коэффициенты запаса прочности принимают в зависимости от материала и условий работы узла в пределах пт = 1,65 н - 2,3 и пв — 3,0 - г - 4,0. Для деталей, эксплу­атирующихся при высоких температурах, за прочностные характе­ристики принимают предел текучести, предел длительной прочности и предел ползучести. Рекомендуемые [83 значения коэффициентов п приведены в табл. 3.

3. Значения коэффициентов запаса прочности основных узлов турбин [8] Наименование узла Коэффициенты запаса прочности "г пв пт яп Цилиндры и корпуса арматуры: из отливок.................................. из поковок и листовых эле­ментов 2,0—2,2 і о 2,0 1,55 1,65 3,0-3,6 1,65 1,0-1,25 Сварные роторы............................ 2,3 — 1,65 1,25 Сварные диафрагмы тело и обод 1,65 — 1,65 — Лопатки.......................................... 1,25 — 1,25 —

Для деталей статорной части турбин из кованых и прокатных элементов (корпуса, диафрагмы) величины коэффициента запаса прочности минимальные. Использование в качестве заготовок кор­пуса отливок, материал которых менее однороден, чем поковок, требует принятия более высоких значений п. Такие же значения принимают при расчете сварных роторов, работающих в наиболее тяжелых условиях. Для ряда узлов, как например для диафрагм, значения п принимают разными в зависимости от того, какой эле­мент рассчитывают.

Большинство деталей турбин рассчитывают из условия стати­ческого нагружения. Элементы статора (корпуса, диафрагмы) и роторы работают, как правило, при отсутствии заметных знако­переменных нагрузок. В отдельных случаях, например при расчете рабочих лопаток, следует учитывать и знакопеременное нагружение.

Допускаемые напряжения в сварных соединениях турбин уста­навливают, как обычно, в процентном отношении от допускаемых напряжений для основного металла. Значения коэффициента проч­ности ф сварного соединения могут быть приняты теми же, что и для котельных элементов (см. гл. IX). Для сварных соединений с гаран­тированным проваром аустенитных сталей повышенной жаропроч­ности (ХН35ВТ, 08Х15Н24В4ТР) и сплавов на никелевой основе, не используемых в котлах и сосудах, принимают ф = 0,7.

Расчет цилиндров турбин представляет большие трудности в связи со сложностью их конструктивных форм и неравномерностью Давления и температуры рабочего тела по длине цилиндра. Наиболее сложным является расчет цилиндров высокого давления. Благодаря большей конструктивной простоте цилиндров среднего давления расчет их более надежен. При расчете цилиндров низкого давления особое внимание обращают на обеспечение жесткости и устойчи­вости элементов.

При приближенном расчете толщины стенки цилиндров обычно их рассматривают как длинный цилиндр, закрытый с торцов флан­цами и нагруженный перепадом давления Ар, равным разности давлений на наружной и внутренней поверхностях. Получаемая при

Рис. 1. Расчетная схема диафрагмы: а — схема; б — график для определения Kw и Kq

этом формула близка к формуле для расчета стенки котельных сосудов (см. гл. IX). Толщину торцовой стенки цилиндра выбирают, как правило, близкой к толщине цилиндрической части.

Значительные сложности представляет расчет фланцевого соеди­нения, которое должно быть прочным, плотным и долговечным. Вначале определяют размер фланцев по условию плотности, после чего проводят поверочный расчет на прочность по допускаемым напряжениям или по предельным нагрузкам [2, 8].

Расчет на прочность диафрагмы складывается из расчетов ее упругого прогиба и максимальных упругих напряжений в теле и лопатках. В общем виде задача о расчете диафрагмы сводится к сис­теме из двух концентричных полукольцевых пластин (тела и обода), жестко соединенных между собой стержнями (лопатками) и нагру­женных равномерным давлением (рис. 1, а). Наружный брус оперт по опорному диаметру. В связи со сложностью строгого решения такой системы приходится прибегать к ряду допущений и исполь­зованию нескольких расчетных методик [81.

Для расчета упругих прогибов и напряжений в теле диафрагмы наиболее приемлемым представляется метод, имеющий в основе
схему изгиба кольцевой полосы с неизменяемым поперечным сече­нием (схема Валя), с оценкой ослабления сечения лопаточным аппа­ратом и учетом неравномерности распределения напряжений по сечению.

Рассматривая условия равновесия сплошного полукольца посто­янной толщины t среднего радиуса а и ширины 21г, опертого по наруж­ному контуру и нагруженного постоянным давлением р, можно получить следующее уравнение для максимального прогиба wx диафрагмы (на концах внутреннего контура):

4кяа2р v Wx = -pf-Kw,

HI у

где Kw — коэффициент, зависящий от hla, берут по графику на рис. 1, б;

1У — момент инерции «живого» сечения диафрагмы, равный

1у = 1 т + /об>

Здесь I, — момент инерции тела, а /об — момент инерции обода. Максимальные напряжения, действующие на внутреннем контуре определяют по формуле

к

ph'a

^ (I-*)/* 2

где va — коэффициент Пуассона;

Ка — коэффициент, зависящий от hla (рис. 1, б).

Расчет направляющих лопаток сводится к определению напря­жений в крайней наиболее нагруженной лопатке [2, 9].

Размеры основных швов, скрепляющих решетку с телом и ободом, выбирают эмпирически, обычно они составляют 0,15—0,25 от тол­щины профиля. Дальнейшее увеличение размера шва нецелесооб­разно, так как приводит к чрезмерной деформации конструкции при кварке. Увеличение размеров шва может быть допущено лишь при переходе к новым методам сварки с высокой локальностью нагрева и, в частности, к сварке электронным лучом.

Применяемые типы сварных роторов показаны на рис. 2. Конст­рукцию по схеме на рис. 2, а используют в роторах низкого и сред­него давления паровых турбин большой мощности. Роторы барабан­ного типа (рис. 2, б) перспективны для компрессоров газовых турбин взамен роторов с насадными концевыми частями. Комбинированные (композитные) роторы (рис. 2, в) используют в газовых турбинах и турбинах для наддува дизелей.

Расчет сварных роторов дискового типа может выполняться по приближенному методу ХТГЗ [8]. Он базируется на расчетной схеме, согласно которой ротор рассматривают состоящим из отдельных дисков, связанных между собой тонкостенными (цилиндрическими) оболочками. Поперечные усилия и Изгибающие моменты на краях

<г>

оболочки находят из условий непрерывности радиального переме­щения диска и примыкающей к нему оболочки на радиусе, равном радиусу срединной части перемычки, и равенства нулю угла поворота торцовых сечений оболочки. Погрешность, вносимую в расчет указанными допущениями, а также рядом других, связанных с конструктивными особенностями роторов, определить теоретически не представляется возможным. Можно лишь предполагать, что эти допущения приводят к более низким значениям расчетных (макси­мальных) напряжений по сравнению с истинными.

В работе [1] предложен новый метод термоупругого расчета сварных роторов (метод ЦКХИ). Суть его заключается в сведении реальной конструкции ротора к расчетной схеме, включающей

■'/■чч’^ччччччччччу

УАЧЧЧЧКЧЧЧЧЧЧЧ^Ч'Ч'’ Б)

Рис. 2. Типы сварных рото­ров: а — дискового типа; б — бара­банного типа; в — комбиниро­ванный (композитный) с привар­ными полувалами

цилиндры постоянного сечения и диски, нагруженные по наружным и внутренним поверхностям надлежащим образом вычисленными радиальными нагрузками. Здесь цилиндры рассматривают толсто­стенными, а не тонкостенными, как в предыдущем случае. Поэтому разработанный метод можно использовать и для расчета роторов барабанного типа.

Основные положения расчета поясним на примере участка ротора с одним диском (рис. 3, а). Обозначим нагрузку от облопачивания через р3. Согласно принятой схеме участок ротора условно делят на три элемента: полый цилиндр, внутренний и наружный диски. Влияние дисков на цилиндр заменяем поверхностными осесим­метричными постоянными вдоль цилиндра нагрузками р1 и р2- Принимается, что касательные напряжения на поверхностях сопря­жения дисков с цилиндром отсутствуют.

Неизвестные радиальные нагрузки рх и р2 находят из условия непрерывности радиальных перемещений внутренних и наружных поверхностей цилиндра и диска на участках сопряжения:

где и? — среднее радиальное перемещение внутренней поверхности цилиндра на участке сопряжения с диском от поверхност­ных нагрузок ръ р2, вращения и неравномерной темпера­туры;

— среднее радиальное перемещение наружной поверхности внутреннего диска от нагрузки ръ вращения и неравно­мерной температуры диска; и2 — среднее радиальное перемещение наружной поверхности цилиндра от нагрузки ръ р2, вращения и температуры; и§ — среднее радиальное перемещение внутренней поверхности наружного диска от нагрузок р2, Рз> вращения и темпера­туры.

б) Рис. 3. Расчетная схема ротора: а — с одним диском; б — с несколькими дисками

После определения из этой системы уравнений неизвестных нагрузок рх и р2 можно найти напряжения и перемещения во всех элементах участка ротора (дисках и цилиндре). К этим, напряжениям следует добавить температурные напряжения, вызванные неравно­мерным температурным полем каждого отдельного элемента.

Расчетная схема реального ротора включает несколько цилиндров и значительное количество дисков переменной вдоль радиуса тол­щины, расположенных вдали и вблизи торцов цилиндра (рис. 3, б). Общее число уравнений, входящих в систему для определения неиз­вестных нагрузок, будет определяться количеством участков сопря­жения дисков с цилиндрами. На основе разработанного алгоритма может быть составлена программа расчета на ЭВМ, позволяющая определять как неизвестные нагрузки, так и напряжения во всех элементах ротора.

Высота сварных швов определяется высотой перемычки, так как желательно, чтобы во избежание концентрации напряжений в рай­оне шва последний имел бы полное проплавление. Коэффициент прочности сварного соединения при расчете перемычки по танген­циальным напряжениям можно не учитывать, так как в сварном соединении в этом случае действуют связующие напряжения. При расчете от действия продольных напряжений и прежде всего напря­жений изгиба должно учитываться ослабление сварного соединения, так как шов подвержен воздействию рабочих напряжений.

В роторах типа, показанного на рис. 2, в, сварной шов обычно выносят за пределы диска, он разгружен от действия центробежных сил и нагрет до относительно небольших температур (не выше 200 °С). Расчет сварного соединения можно проводить по совместному воздействию изгиба и кручения на вал. Наибольшее касательное напряжение в этом случае

tmax — Мк,

где W — момент сопротивления кольцевого сечения Шва;

М — изгибающий момент, рассчитываемый по формулам изгиба балок;

Мк = ~ — крутящий момент (здесь N — передаваемая мощ­ность в МВт; ti — число оборотов вала в минуту).

При расчете дополнительные напряжения за счет разности коэф­фициентов линейного расширения аустенитного диска и перлитного вала не учитывают.

КОНСТРУКТИВНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ И ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ

Узлы турбин по своему конструктивному оформлению и условиям работы могут быть условно разделены на узлы статора (цилиндры, корпуса арматуры, диафрагмы) и ротора (роторы, рабочие лопатки). При их изготовлении применяют виды сварки, приведенйые в табл. 4

	Метод сварки
Типы сварного узла	оптимально-рекомендуе- мый	рекомендуемый	допускаемый
Роторы: дискового и барабанного типов	АДС корня шва, запол­нение основной разделки АДСФ	РДС корня шва на подкладном кольце, АДСФ основной разделки	РДС корня шва на подкладном кольце и основной разделки
композитный из дисков с при­варными валами	Сварка трением	РДС	—
Рабочие лопатки паровых и газо­вых турбин	ЭЛС	ДСВ, ПСП	РДС
Диафрагмы		РДС решетки, АСУГ основных швов	РДС решетки и основ­ных швов
Корпуса цилиндров и арматуры: из литых и кованых элементов	—	РДС, ПАСУГ
из Аистовых и штампованных элементов	АДСФ	РДС
Наплавка уплотнительных поверх­ностей арматуры	Плазменная наплавка	Автоматическая наплав­ка под флюсом	Ручная дуговая на­плавка
Камеры сгорания	Контактная сварка	АДС	РДС
Примечание. РДС — ручная дуговая сварка; АДСФ — автоматическая дуговая сварка под флюсом; АДС — аргоно-дуго - вая сварка; ЭЛС — электронно-лучевая сварка; ДСВ—диффузионная сварка в вакууме; ПСП — прессовая сварка — пайка, АСУГ (ПАСУГ) — автоматическая (полуавтоматическая) сварка в углекислом газе.

va 10 Под ред. Куркина С, А.

Конструктивное оформление и технология изготовления

Для крупногабаритных толстостенных корпусов цилиндров и арматуры высокого давления сложной формы из литых или кованых элементов основное применение находит ручная дуговая сварка. Для корпусов низкого давления из листовых и штампованных эле­ментов целесообразно введение автоматической сварки под флюсом, обеспечивающей заметное повышение производительности процесса.

Этот процесс следует считать основным при сварке крупных роторов дискового типа. Для диафрагм наиболее широкое приме­нение нашла сварка основных швов в углекислом газе. Для рабочих лопаток перспективным является внедрение электронно-лучевой сварки, а для приварки полувалов к дискам турбин для наддува дизелей — сварка трением.

Цилиндры турбин, являющиеся одним из основных узлов машин, должны иметь герметичную конструкцию, исключающую выход наружу пара или газа. Трудность выполнения указанного требова­ния увеличивается из-за того, что цилиндры обычно имеют гори­зонтальный, а в частях среднего и низкого давления и вертикаль­ный разъемы. В связи со сложностью конструктивных форм ци­линдры высокого и среднего давления, имеющие толщину стенки свыше 20—30 мм, обычно изготовляют сварными из отливок. Боль­шинство цилиндров высокого давления паровых турбин изготовляют двухстенчатыми, что приводит к снижению толщины их стенок, возможности изготовления наружных цилиндров из более простых сталей' и лучшему конструктивному оформлению паровпуска. Цилиндры газовых турбин имеют обычно внутренний тонкостенный экран из жаростойкой стали, разгруженный от давления и служащий для направления потока газа и наружный цилиндр из перлитной теплоустойчивой стали, воспринимающий полное рабочее давление, но нагретый до значительно меньших температур за счет продувки охлаждающего воздуха между ним и экраном. Цилиндры низкого давления паровых турбин, температура которых обычно не превы­шает 120—150 °С, изготовляют сварными из листа, они представ­ляют собой оболочку с приварными фланцами и опорами подшип­ников валов.

Цельнолитыми или сварными из отливок в сочетании с трубами, поковками или прокатом цилиндры турбин и корпуса арматуры целесообразно изготовлять при толщине стенок свыше 25—30 мм. Использование для этой цели поковок рационально при отсутствии гарантии в получении требуемого качества отливок. В местах присоединения трубопроводов к литым корпусам предусматривают приливы длиной не менее 100 мм, обеспечивающие качественное выполнение сварного стыка и возможность его контроля ультразву­ком или просвечиванием.

При меньшей толщине стенок цилиндры следует изготовлять сварными из листового и сортового проката в сочетании с отливками, штампованными и гнутыми элементами, При наличии прямых стенок

постоянного сечения толщиной до 30 мм или таких же стенок с ра­диусом кривизны более чем десять толщин целесообразно применять

сварную конструкцию из листового проката. Если стенки постоян­ного сечения свыше 30 мм сочетаются со сложными фасонными про­филями переменного сечения, то следует применять комбинирован­ные сварные конструкции из литых заготовок и листового проката.

Va Ю®

Поперечный разрез сварного цилиндра высокого давления тур­бины К-800-240ЛМЗ мощностью 800 МВт показан на рис. 4. Он состоит из внутреннего цилиндра с вваренными в него сопловыми коробками из высокохромистой стали марки 18Х11МФБЛ и наруж­ного цилиндра из теплоустойчивой стали марки 15Х1М1ФЛ с при­варенными к нему гильзами паровпуска и коленами из высокохро­мистой стали. Применение в данном узле, рассчитанном на работу при температуре 565—580 °С, высокохромистой стали в наиболее напряженных узлах сложной конфигурации обусловлено более

Рис. 5. Сварной корпус насоса высокого давления, выполненный из крупных поковок: / — входной патрубок; 2 — выходной патрубок: 3 — корпус

высокой длительной прочностью и пластичностью этой стали по сравнению с теплоустойчивыми перлитными сталями.

Конструкция цилиндров среднего давления паровых турбин существенно проще, чем высокого, благодаря тому, что давление в них невелико — обычно не выше 30—35 кгс/см2 и пар подводится к первой ступени симметрично по всей окружности. Толщины стенок и фланцев таких цилиндров меньше, это также упрощает их изготов­ление в сварнолитом исполнении. Упрощения их конструкции можно достичь [4], изготовляя цилиндры сварными из двух отливок, причем отливку выходной части цилиндра можно изготовлять из углеродистой стали марки 25Л.

В отдельных случаях, как например в корпусах питательных насосов, работающих под давлением воды свыше 300 кгс/сма, при­меняют корпуса из поковок без горизонтального разъема с привар­ными патрубками (рис. 5). К корпусу болтами прикреплены по окружности торцовые стенки. Механическая обработка такой конструкции после сварки значительно проще, чем в цилиндрах

с горизонтальным разъемом, однако сборка внутренних частей представляет большие трудности.

Цилиндры низкого давления являются наиболее крупными свар­ными узлами турбин. Они представляют собой конструкцию короб­чатого типа из листов низкоуглеродистой стали толщиной 10—24 мм. Необходимую жесткость обеспечивают радиальным расположением внутренних перегородок и внешним оребрением. Расположение внутренних перегородок должно способствовать прохождению ци­линдра потоком пара с минимальными потерями. Имеются кон­струкции выхлопных частей без наружного оребрения, но с увели­чением частоты внутренних перегородок. Такое решение позволяет шире применять при изготовлении цилиндров автоматическую сварку. Сами оболочки можно изготовлять из гнутых или штампо­ванных элементов. Привариваемые к цилиндрам низкого давления корпуса подшипников сложной конфигурации целесообразно вы­полнять из отливок.

При проектировании технологических процессов сварки цилинд­ров высокого давления из отливок необходимо учитывать требование минимальных поводок ввариваемых окончательно механически обработанных сопловых коробок и гильз паровпуска. Для цилиндров низкого давления следует предусматривать возможность разделения их на подузлы, свариваемые в наиболее удобных пространственных положениях с максимальным применением автоматизированных методов сварки и прежде всего автоматической сварки под флюсом.

Наиболее массовыми сварными узлами турбин являются диаф­рагмы. Стационарные паровые турбины мощностью 25—100 МВт содержат 15—25 ступеней и соответственно такое же количество диафрагм разных типоразмеров. Переход от применявшихся ранее наборных диафрагм к сварным позволил снизить трудоемкость их изготовления в 3—5 раз, уменьшить в 5 раз расход нержавеющей стали и повысить жесткость и прочность конструкции [4].

Типовая конструкция сварной диафрагмы высокого и среднего давлений показана на рис. 6. Лопатки и бандажные ленты толщиной 4—6 мм изготовляют из высокохромистой стали, тело и обод из стали перлитного класса. Решетку стыковыми швами с односторон­ней разделкой сваривают с телом и ободом. Диафрагма состоит из соединенных болтами по торцам двух полуколец. В сварных диаф­рагмах низкого давления мощных паровых турбин направляющие лопатки большой длины непосредственно приваривают к телу и ободу. В газовых турбинах вследствие высокой рабочей температуры, а также применения аустенитных сталей, обладающих плохой тепло­проводностью и высоким тепловым расширением, используют в основном наборные конструкции из отдельных лопаток. Имеются отдельные примеры сварных диафрагм газовых турбин с лопатками, вваренными в тонкостенные элементы, механически укрепляемые в обоймах.

10 Под ред. Куркина С. А.

Требования к точности сварных диафрагм весьма велики, так как отклонение угла выходящего потока пара или газа приводит к заметному снижению экономичности турбины. Все это требует очень жестких допусков на шаг лопаток (обычно в пределах ±0,15 мм) и угол их поворота. Мероприятия, обеспечивающие тре­буемую точность изготовления диафрагм, включают в себя их сборку и сварку в приспособлениях, обеспечивающих необходимую точность установки входящих деталей, учет сварочных деформаций

А-А Вид со стороны породы пуст Раздернутое сечение-

Рис. 6. Сварная диафрагма паровой турбины: / —■ обод; 2 и 4 — нижняя и верхняя бандажные ленты; 3 — направляющие лопатки; 5 — тело

при просечке пазов в бандажных лентах и применение при сварке дополнительных жесткостей.

Возможны два решения крепления направляющих лопаток в диафрагме. По первому из них, наиболее распространенному, лопатки устанавливают в пазах бандажных лент с заглублением на 2—3 мм и приваривают к последним угловыми швами (рис. 7). Для обеспечения надежной связи лопаток с телом - и ободом их торцы по входной и выходной кромкам заплавляют заподлицо с бандажной лентой (разрез А — А). По второму варианту лопатки заводят в ленту заподлицо и к ленте не приваривают.

Достоинством первого варианта является то, что связь лопатки с телом и ободом осуществляется как непосредственно через шов приварки решетки к ним, так и через швы приварки лопатки к лен­там. Его недостаток — большие подводки диафрагмы, чем при вто-

ром варианте. В то же время введение второго варианта целесооб­разно лишь в том случае, когда просечка бандажной ленты ведется в согнутом виде, что обеспечивает наиболее точное соответствие отверстия в ленте профилю ло­патки.

а-а Рис. 7. Сварные соединения направ­ляющих лопаток с бандажной лентой и ободом:

Сварные роторы находят свое применение в турбинах разного назначения наряду с цельноко­ваными роторами, роторами с насадными дисками и с болто­выми соединениями. При проек­тировании необходимо учиты­вать следующие преимущества сварных роторов:

/ — обод; 2 —- бандажная лента; 3 — ло­патки; 4 — шаговый паз в бандажной ленте

изготовление их из поковок ограниченной массы без отвер­стия практически любого тре­буемого диаметра при гаранти­рованном качестве металла; жесткость конструкции; возможность изготовления роторов газовых турбин и над­дувочных агрегатов в комбинированном исполнении с дисками из высоколегированной стали (высокохромистой, аустенитной стали или сплава на никелевой основе) и концевыми частями из стали перлитного класса.

Сварной ротор низкого давления общей длиной 6 м турбины К-160-130 из дисков стали 34ХМ1А диаметром 1600 мм, толщиной

до 500 мм показан на рис. 8. Ротор сделан двухпоточным; пар посту­пает к его средней части и двумя потоками идет от центра к пери­ферии. Калибр швов, соединяющих диски, составляет 90 мм.

Применение роторов такой конструкции позволяет использовать поковки сравнительно небольшой массы и тем самым заметно облег­
чает их производство. Для турбин мощностью свыше 500—800 МВт переход к сварным роторам дискового типа в ряде случаев является единственным решением, так как изготовление цельнокованых роторов требует слитков предельной для металлургического произ­водства массы, а роторы с насадными дисками не могут быть исполь­зованы по условию прочности.

При выборе технологии изготовления сварных роторов необхо­димо учитывать высокие требования к надежности сварного соеди­нения и точности конструкции. Последние обусловлены тем, что внутренние полости дисков перед сваркой окончательно обработаны, а отсутствие центрального отверстия в них не позволяет протачивать ротор при искривлении его оси. Для крупных роторов искривление

Рис. 9. Типы разделок под сварку роторов: а — на подкладном кольце; б — с полным проплавлением

оси готового изделия не дол­жно превышать 0,25 мм на сто­рону.

В роторе турбины К-160-130 (рис. 8) использована конструк­ция разделки под сварку, пока­занная на рис. 9, а. Сборку дис­ков между собой производят по посадочным поверхностям в дис­ках; формирование корневого

слоя осуществляют на подклад­ном кольце, размещенном в спе­циальной выточке, выполняю­щей также функции разгрузоч­ного концентратора. Уменьше­

ния опасности появления трещин в корневых швах достигают и особой формой самого подкладного кольца с вытечкой.

Преимуществом указанной разделки является простота сборки ротора по посадочным поверхностям достаточной ширины. Вместе с тем неизбежное при этой конструкции ослабление, сварного соеди­нения и концентрация напряжений в нем снижают его сопротив­ление усталости. Поэтому для высоконапряженных роторов более предпочтительной является разделка, показанная на рис. 9, б. В ней посадочн<эй поверхностью является буртик, который про­плавляется при сварке корневого слоя. Высота шва при этой раз­делке равна толщине перемычки между дисками. Относительно малая величина посадочной поверхности свариваемых деталей требует особо тщательной сборки ротора и сварки корневого слоя. Сборку таких роторов производят в вертикальном положении;

после насадки каждого диска выполняют автоматическую сварку

в защитных газах корневого слоя одновременно тремя головками под углом 120° одна относительно другой в целях устранения поводки. Заполнение основной разделки целесообразно выполнять с использованием автоматической сварки под флюсом.

Такую сложную технологию целесообразно вводить лишь для крупных роторов. Для мелких роторов (см. рис. 2, в), можно про­водить сварку кольцевых швов непосредственно по посадочным поверхностям в замок; при диаметрах валов до 60 мм освоена при­варка валов трением, являющаяся наиболее производительным процессом по сравнению с другими и обеспечивающая высокое качество соединения при полном проваре по всему сечению вала.

Рис. 10. Сварные и паяные рабочие лопатки: а — лопатка с припаянной промежуточной - вставкой; б — сварной пакет лопаток ре­гулирующей ступени: 1 — лопатки; 2 —• промежуточное тело; 3 — пайка; 4 — перо

К узлам ротора турбины, которые возможно выполнять сваркой, относят рабочие лопатки. В большинстве случаев они, однако, изготовляются фрезерованными из сортового проката или штам­повок. Возможные типы рабочих лопаток в сварном и паяном ис­полнениях показаны на рис. 10.

Одной из ранних конструк­ций является лопатка 1 из светлокатаного профиля стали 12X13, спаянная с промежуточ­ным телом 2 из перлитной стали (рис. 10, а). Ее применение поз­воляет заметно снизить стои­мость изготовления и уменьшить расход легированной высокохро­мистой стали. Такие лопатки целесообразно использовать в относительно слабонагруженных ступенях паровых турбин и ком­прессоров при температуре ло­патки ниже 300 °С. Это требова­ние определяется отсутствием технологичных и дешевых высо­котемпературных припоев. Проверка прочности такой лопатки опре­деляется условиями работы паяного соединения на срез от действия центробежных сил на перо лопатки.

Повышение вибрационной прочности регулирующих ступеней высокого давления паровых турбин достигают применением свари­ваемых попарно лопаток (рис. 10, б). Лопатки подают на сварку с полностью обработанной профильной частью и припуском на обработку хвоста после сварки. Лопатки сваривают между собой по бандажу и хвосту в приспособлении, фиксирующем расположе­ние рабочих каналов. Высота швов зависит от напряженности лопаток. При необходимости, определяемой условиями повышения вибрационной прочности, возможна сварка пакетов из трех и более лопаток.

-До последнего времени для изготовления пакетов лопаток регу­лирующей ступени использовалась ручная дуговая сварка. Перспек­тивной является внедрение электронно-лучевой сварки, которая
исключит необходимость разделки кромок и повысит точность изго­товления пакетов.

Использование сварных и паяных лопаток приобретает особую перспективность в связи с необходимостью интенсивного охлажде­ния лопаточного аппарата газовых турбин с рабочей температурой свыше 800—850 °С.

Лопатка высокотемпературной газовой турбины с воздушным охлаждением схематично показана на рис. И. Нагрузку от центро­бежной силы воспринимает в ней несущий стержень 4, отфрезерованный из одной поков­ки жаропрочного высоконикелевого сплава вместе с хвостовиком. Воздух через сверле­ния 3 входит в радиальный канал у входной кромки лопатки и затем через ряд поперечных каналов 1 между гильзой 2 и несущим стер­жнем омывает гильзу и стержень, выходя че­рез ряд отверстий у выходной кромки. Гильзу припаивают или приваривают электронным лучом к стержню и получают внешний кон­тур профиля. Возможно применение продоль­ных каналов и использование для гильзы по­ристого листового материала. В последнем случае пайка не может быть использована А-А и гильзу приваривают к стержню электрон-

но-лучевой сваркой.

Рабочие, лопатки, крепят на роторах и дисках в большинстве случаев механическим путем с помощью специально отфрезеров'ан - Рис. И. Схема охлаж - ных хвостов разного профиля. Использование

даемой лопатки газо - для этой цели сварки, перспективной по сооб-

вой турбины ражениям резкого снижения стоимости изго­

товления лопаток и повышения вибрационной прочности облопачивания, затруднено рядом соображений, важней­шим из которых является необходимость смены всего комплекта лопаток при повреждении одной из них. Поэтому сварное крепление используют лишь в транспортных установках малой мощности, рассчитанных на малый ресурс времени, и во вспомогательных наддувочных агрегатах.

Сварной ротор турбину для наддува дизелей с ободом и лопат­ками из жаропрочной аустенитной стали и валами из низколегиро­ванной перлитной стали показан на рис. 12. По принятой технологи­ческой последовательности вначале сваривают диск с лопатками в приспособлении, фиксирующем точное расположение лопаток. После термообработки этого подузла для снятия сварочных напря­жений диски собирают с полувалами и сваривают с ними кольце­выми швами с U-образной разделкой. После сварки ротор подвер-
к

т

Рис. 12. Сварной ротор турбокомпрессора с приварными лопатками и полувалами

гают отпуску и окончательно механически обрабатывают. Для присоединения полувалов к диску целесообразно использовать сварку трением.

б. КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА

Сварные узлы турбин относят к ответственным конструкциям, они требуют контроля качества на всех стадиях их изготовления, включая операции контроля материалов, качества подготовки и сборки деталей, контроль изделия в процессе сварки и контроль готовой продукции. Для определения уровня требований по конт­ролю сварных узлов турбин можно использовать нормы, установ­ленные Правилами котлонадзора для элементов котельного обо­рудования (см. гл. IX).

Основными методами неразрушающего контроля являются уль­тразвуковая дефектоскопия и просвечивание. Объем их применения обусловливается техническими условиями турбинных заводов. Для сварных соединений отливок и узлов из аустенитных сталей основ­ное применение нашло просвечивание в связи с трудностями расшиф­ровки в этих случаях сигналов ультразвукового дефектоскопа*

Характер приемочных испытаний сварных узлов турбин зависит от их назначения и условий нагружения. Конструкции, работающие под давлением, — цилиндры турбин, корпуса арматуры, трубо­проводы и другие — подвергают гидравлическим испытаниям. Вели­чины пробного давления приведены в гл. IX. Роторы турбин испы­тывают путем статической и динамической балансировки на спе­циальных стендах. Сварные диафрагмы испытывают на прогиб в прессе, в котором их опирают по наружному контуру и нагру­жают равномерным давлением по сечению. Условия проведения испытания и допустимые прогибы оговариваются техническими условиями заводов.