В последнее время все чаще при изготовлении ро­торов газовых турбин, коленчатых валов дизелей и автомобилей, а также автомобильных карданных валов используют новые конструктивные и технологические решейия, базирующиеся на различных сварочных процессах, взамен существующих сборных, литых или цельнокованых конструктивных исполнений.

Во всех случаях переход на сварной вариант конструкции должен быть обоснован экспериментальными данными по усталост­ной прочности крупногабаритных моделей или узлов изделий, а также экономическими расчетами.

СВАРНЫЕ КОМПОЗИТНЫЕ РОТОРЫ ГАЗОВЫХ ТУРБИН

Применение в современном газотурбостроении композитных сварных роторов, позволяя создавать новые конструкции машин со сниженным расходом дорогостоящих высоколегированных сталей и специальных сплавов, является весьма перспективным.

Для роторов газовых турбин, работающих при температуре 550—650° С, используют обычно аустенитные стали, а при темпе­ратуре выше 650° С — сплавы на никелевой основе. При этом опыт изготовления сварных роторов из сплавов на никелевой основе в мировой пратике неизвестен.

В ЦНИИТМАШе разработана технология сварки и термической обработки композитного ротора газовой турбины, выполненного из никелевого сплава ХИ70ВМЮТ (ЭИ765) и аустенитной стали (Х16Н25М6).

Работоспособность сварных конструкций роторов обычно оцени­вается испытаниями на длительную прочность при высоких темпе­ратурах образцов соединений и основного металла, а также модель­ными испытаниями на разгон роторов в специальных испытатель­ных установках. Имеющиеся сведения по сопротивлению уста­лости сварных соединений турбинных роторов весьма ограничены
[62, 137J. Роторы газовых турбин в эксплуатации подвергаются воздейсгвию циклически меняющихся нагрузок. Поэтому рекомен­дации по применению сварных роторов могут быть даны лишь после проведения ” необходимого комплекса исследовательских работ по оценке их работоспособности.

Для надежной оценки несущей способности сварных конструк­ций ротора важными являются исследования усталости крупных моделей (образцов), соизмеримых по размерам с ротором и отобра­жающих его конструкцию и технологию изготовления. Эти иссле­дования позволят установить долговечность и уровень разрушаю­щих знакопеременных напряжений, а также характер разрушения от усталости однородных и разнородных соединений ротора Соответствующие исследования были проведены в ЦНИИТМАШе [893. Несущую способность сварных газотурбинных роторов при переменных нагрузках оценивали по испытанию на усталость крупных моделей, отражающих различные конструктивно-техно­логические решения исполнения сварных стыков: формы разделок кромок под сварку, конструкции корневой части’шва, композиции электродов и термической обрабогки

Модели композитного ротора для испытания на усталость пред­ставляли собой крупные цилиндрические полые образцы диаметром 250 мм, выполненные из двухдисков никелевого сплава ХН70ВМЮТ и двух концевиков из аустенитной стали Х16Н25М6 (рис. 102) и имеющие, таким образом, сварные стыки из однородных и разно-

Рис. 104. Разделка кромок под сварку моделей^роторов:

а — стык с остающимся под­кладным кольцом (образцы ЗА и 2Б'); б — стык с приса­дочной плавящейся вставкой (образец 2Б)

родных материалов. Кроме того, были проведены испытания на усталость основного металла и сварных соединений на малых образцах двух видов: трубных диаметром 28/16 мм (см. рис. 81) и сплошных цилиндрических диаметром 8 мм (рис. 103) из заготовки диаметром 264 мм. Для сварки использовали электроды ЦТ-28

(наплавленный металл Х15Н60М15В4), дающие более прочный, но не менее пластичный шов.

Разделка кромок под сварку показана на рис. 104 для моделей роторов (рис. 105) и на рис. 81 для трубных образцов.

Стыки ротора собирали на прихватах с установкой на специаль­ном манипуляторе с роликовыми опорами (рис. 106). Первый кор­невой слой выполняли в двух вариантах: на непроплавляемом подкладном кольце из стали 121Х18Н9 и на расплавляемой вставке из проволоки Х15Н65М15. Было исследовано несколько вариан­тов термической обработки основного металла и сварного ротора. Установлено, что наилучшим вариантом является следующий. Перед сваркой поковки из сплава ХН70ВМЮТ подвергали закалке при температуре 1150° С (3 ч) в масле, поковки из стали Х16Н25М6 — закалке 1180° С (3 ч) в у оде. Термическая обработка ротора после сварки: нагрев до температуры 550° С со скоростью 100—150° С в час, выдержка при этой температуре 1 ч, нагрев до температуры 950° С со скоростью 100° С в час, выдержка 2 ч, охлаждение с печью до температуры 800° С, выдержка 20 ч, охлаждение с печью до 400° С, а затем на воздухе.

Для сопоставления со сварными моделями определяли проч­ность при переменных нагрузках крупного образца диаметром 260 мм, моделирующего конструкцию сборного ротора со штифто­выми соединениями (рис. 107). Образец состоял из двух дисков из сплава ХН70ВМЮТ и двух концевиков из стали Х16Н25М6, выполненной методом электрошлакового переплава. Диски под­вергали термической обработке по режиму: закалка с температуры
1150° С (3 ч) в масло, отпуск при 800° С с выдержкой 20 ч; конце­вики по режиму: закалка с тем­пературы 1040—1060° С (1 ч) в масло, отпуск при температуре 680—690° С (5 ч).

Сопрягаемые детали запрессо­вывали в холодном виде. Стыковые соединения сборного образца соби­рали на цилиндрических стальных штифтах с натягом. Каждый из трех стыков собирали на три­дцати полированных и омеднен­ных штифтах.

Испытания на усталость круп­ных моделей сварных роторов и ротора со штифтовыми соедине­ниями проводили при комнатной температуре на установке типа У-200 конструкции ЦНИИТМАШа 11971 резонансного принципа на­гружения по симметричному из­гибу с частотой 1600—2100 колеба­ний в минуту.

Испытания на усталость при симметричном изгибе с вращением малых цилиндрических образцов (при комнатной и высоких темпе­ратурах) трубчатых образцов (при комнатной температуре) проводили на машинах типа Я-8М и УИПМ-20 при частоте нагружения 3000 и 2850 колебаний в минуту.

Выносливость моделей сварного и сборного на штифтах роторов устанавливали по испытанию од­ного образца методом последова­тельного ступенчатого увеличения напряжений через каждые 107 цик­лов до появления первой трещины.

Пределы выносливости малых трубных и сплошных цилиндри­ческих образцов устанавливали обычным методом длительных испы­таний на шести-десяти образцах (107 циклов); результаты испыта­ний этих образцов приведены в табл. 35 и 50.

Рис. 109. Характер усталостного разрушения моделей сварного ротора с жесткими концевиками

Прочность при переменных нагрузках крупных моделей рото­ров оценивали с учетом конструкции корневой части швов, кон­структивного оформления сварных стыков (влияние податливости сопрягаемых элементов), композиции металла шва, режимов тер­мической обработки как основного металла под сварку, так и изделий после сварки.

Всего было испытано на усталость восемь моделей сварного ротора. Для пяти моделей ротора, имеющих резкие концентраторы напряжений в подкорневой полости шва и выполненных с меньшей податливостью сопрягаемых элементов (см. рис. 102, а), разру­шающие напряжения составляли 3,4—5,1 кгс/мм2 при долговеч­ности в пределах 1,8- 10е — 2-Ю7 циклов. В изломах этих моделей были обнаружены трещины, появившиеся до испытаний. Происхо­ждение этих трещин, по-видимому, следует отнести за счет темпе - ( ратурных перепадов при термической обработке, хотя не исключена вероятность появления этих трещин и в связи со сварочным про­цессом. Разрушение происходило по разнородным швам вблизи подкорневой зоны со стороны стального концевика (рис. 108 и 109). Разрушений однородного сварного стыка ротора при испы­тании на усталость не наблюдалось. Нужно отметить, что однород­ный стык находился в более благоприятных условиях — он был более податлив, чем крайние разнородные швы, расположенные вблизи массивных стальных концевиков.

Наибольшей несущей способностью при циклической ступенча­той нагрузке обладали модели ротора с большей податливостью сопрягаемых элементов и сварными стыками без корневой полости (см. рис. 102, б).

Образец ЗА имел кромки сварных стыков, подготовленные по схеме рис. 104, а, сварку выполняли электродами ЦТ-23 на - остающемся подкладном кольце из стали 121Х18Н9, наплавленном электродами ЦТ-28. Сварные стыки образца 2Б были выполнены по схеме рис. 104, б. В разделку вводили присадочное кольцо из аустенитной проволоки специального профиля; корневой шов выполняли аргонодуговой сваркой неплавящимся электродом; заполнение разделки по всему сечению выполняли электродами ЦТ-28. Сварные стыки не имели посадочных поверхностей для сборки под сварку, что было обусловлено вынужденным исполь­зованием материала уже испытанных на усталость образцов.

В образцах ЗА и 2Б материал дисков и концевиков под сварку был подготовлен в более пластичном состоянии. После сварки поверхность швов зачищали абразивным камнем, затем ротор термически обрабатывали в электропечи по режиму: нагрев до температуры 950° С (2 ч) и нагрев до температуры 800° С (20 ч), после чего подвергали механической обработке.

Результаты испытаний моделей сварных роторов приведены в табл. 51.

Образец ЗА был разрушен (рис. 110, а) при о = 12 кгс/мм2 (М6 — 603 600 кгс-см) по нижнему шву, после того как прошел без повреждения 50 млн. циклов испытаний при напряжениях в нижнем шве а = 3,4; 6,5; 8 и 10 кгс/мм2. Трещина усталости началась в корневой части нижнего шва от подкладочного кольца вблизи стального концевика.

Разрушение образца 2Б произошло при нагружении изгибаю­щим моментом М4 = 503 000 кгс-см, после того как, подобно образцу ЗА, он прошел без повреждения на трех ступенях нагрузки в общей сложности 40 млн. циклов. Излом произошел по основному

металлу (сталь Х16Н25М6) на значительном расстоянии от верх­него шва (рис. 110, б); все три шва остались неповрежденными. Трещина усталости возникла внутри образца у места сопряжения галтельной и цилиндрической частей концевика.

При растачивании концевика резцом был допущен небольшой дефект в виде кольцевой риски, являющейся концентратором напряжений и приведшей к преждевременному разрушению образца по основному металлу вдали (в 88 мм) от верхнего сварного шва. Неблагоприятное воздействие сварки на основной металл в данном случае было исключено. Следовательно, кольцевой надрез р месте сопряжения галтели с цилиндрической частью оказался более сильным концентратором напряжений, чем сварной шов.

Сталь Х16М25М6 очень чувствительна к концентрации напря­жений. Эффективный коэффициент концентрации напряжений, установленный при испытании на выносливость цилиндрических образцов с надрезом при температуре 20° С, составил Ко 2 (см. табл. 50).

Поэтому при конструировании сварных узлов ротора надо стремиться по-возможности уменьшать концентрацию напряжений за счет более плавных сопряжений и тщательной механической обработки (отсутствие рисок на поверхности). Разрушенный по основному металлу образец 2Б был использован повторно. На сопрягаемых торцовых поверхностях двух частей {из стали Х16Н25М6 (/) и сплава ХН70ВМЮТ (2)] нового образца 2Б (рис. 111) были подготовлены кромки под сварной стык, выполнен­ный на подкладном кольце аналогично образцу ЗА. Внутренняя часть кинцевика из стали Х16Н25М6 была выполнена с более плавным сопряжением геометрических переходов от сварного стыка к телу концевика.

После сварки дополнительного стыка образец 2Б' термической обработке не подвергали, с тем чтобы сохранить для трех основных сварных швов прежнюю технологию их выполнения и продолжить их прочностные испытания. Усилие шва снимали резцом. Рабочую поверхность образца, включая дополнительный шов, подвергали упрочнению вибрирующим роликом (рис. 111) для исключения возможности разрушения нового шва, не подвергнутого термиче­ской обработке и в связи с этим находящегося в более неблагоприят­ном положении по сравнению с тремя основными швами.

Испытания трех основных швов образца 2Б' были продолжены на той же ступени нагрузки (М4 = 503 000 кгс-см), на которой были завершены испытания образца 2Б. В нижнем шве образца 2Б' напряжение было прежним (10 кгс/мм2). При этой нагрузке образец 2Б' прошел до разрушения 49 560 циклов испытания. Излом образца произошел по верхнему основному шву изнутри от корневой части со стороны стали X16Н25М6 (рис. 111). Основные средний и нижний швы и даже дополнительный шов не были повреждены. Нижний и средний основные швы в общей сложности при ступенчатой циклической нагрузке прошли 44,75 млн. циклов.

Рис. 112. Модель сборного на штифтах ротора после усталостного разрушения

Следовательно, за счет со­здания более плавного перехода от сварного стыка к концевику образец2Б' разрушился по свар­ному шву, а не по основному металлу, как образец 2Б.

Из восьми испытанных моде­лей сварных композитных рото­ров семь моделей разрушились по сварному шву со стороны концевика из стали Х16Н25М6.

Лишь в одном образце трещина усталости возникла по основ­ному металлу вдали от сварного стыка. Разрушений по одно­родному соединению сплава ХН70ВМЮТ не было.

Оценивали прочность при переменных нагрузках образца, моделирующего конструкцию ротора со штифтовыми соединениями. Образец, пройдя без повреждений первую ступень нагрузки Щх — 210 000 кгс - см) в течение 11 млн. циклов, на второй ступени (УИ2 = 315 000 кгс-см) после 1,8 млн. циклов был разрушен. Разрушение произошло в штифтовом соединении по сечению коль­цевого выступа концевика, ослабленного отверстиями под штифты (рис. 112).

Исследование показало, что модели сварного ротора обладают большей несущей способностью при переменных нагрузках (по изгибающему моменту), чем модель сборного на штифтах ротора. Однако моменты сопротивления моделей штифтового и сварного роторов сильно различаются между собой. Поэтому оценка несущей способности этих моделей по величине разрушающего изгибаю­щего момента может носить только условный характер Точный расчет напряжений в модели сборного ротора затруднен. Однако если считать момент сопротивления по сечению нетто (в месте разрушения), то номинальное разрушающее напряжение модели сборного ротора оказывается таким же, как и для сварного, т. е. более 10 кгс/мм2.

Экспериментальное определение выносливости сварных компо­зитных роторов, а также сравнение данных испытаний сварных и сборных на штифтах моделей ротора показывают, что изготовле­ние роторов для заданных условий эксплуатации в сварном ва­рианте более рационально.

На Невском машиностроительном заводе им. В. И. Ленина [137] опытный сварной ротор, состоящий из диска газовой турбины

(сталь ЗХ19Н9МВБТ) и вала компрессора (сталь 34ХНЗМФ), был подвергнут вибрационному испытанию на специальном сгеиде с помощью вибратора с частотой колебаний вала около 107 Гц. Вал в районе сварного шьа имел трубчатое сечение диаметром 220/70 мм. При этом в сварном шве изгибные напряжения соста­вляли 1,4 кгс/мм2. Вал находился под нагрузкой 48 ч (l,85-107 циклов)