Стартовая >> Архив >> Генерация >> Обоснование способа ремонта эрозионно-изношенных паротурбинных лопаток

Обоснование способа ремонта эрозионно-изношенных паротурбинных лопаток

Гонсеровский Ф. Г., Силевич В. М.

Исследования в области сварочного ремонта эрозионно-изношенных или поврежденных по другим причинам лопаток (стальных и титановых) и других элементов проточной части турбин ТЭС и АЭС проводятся в АООТ “НПО ЦКТИ” с 1977 г. Накоплен положительный опыт эксплуатации таких элементов в турбинах, работающих на штатных режимах, начиная с 1983 г. К настоящему времени отремонтированы и находятся в эксплуатации рабочие лопатки 64 ступеней (с наработкой некоторых свыше 100 тыс. ч), а также около двух десятков диафрагм; 15 насадных дисков (щечки и шпоночные пазы); разрушившиеся заклепочные соединения бандажей лопаток, паяные соединения демпферных связей и др. Результаты исследований и эксплуатации опубликованы в 23 статьях (журналы и труды ЦКТИ), в том числе и в итоговых [1 - 3].
Поскольку авторы [4 - 6] раз за разом высказывают опасение по поводу работоспособности лопаток, отремонтированных по способу ЦКТИ (на станциях без демонтажа с ротора и без отпуска), не раскрывая его содержания, то в настоящей статье, в развитие уже высказанных нами возражений [3], даны более подробные сведения, чтобы показать его необоснованность. Кроме того, приведены новые, еще не публиковавшиеся результаты исследований, в том числе и сведения об экономичности способа в сравнении с технологией по [4].
Во всех упомянутых и не названных еще трех источниках это предположение сформулировано так:
“До настоящего времени ремонт лопаток из высокохромистой стали выполнялся нанесением высоконикелевой аустенитной наплавки без термической обработки после сварки с обязательной приваркой стеллитовых пластинок [4-6].
Однако наличие аустенитной наплавки неизбежно приводит к получению сварного соединения с резкой химической, структурной и механической неоднородностью металла по зонам, что может быть одной из причин преждевременного повреждения отремонтированных рабочих лопаток” [5].
Неоднократное повторение этого предположения в разных источниках в течение двух предпоследних лет, направленное против способа ЦКТИ, с помощью которого уже были восстановлены и эксплуатировались лопатки 50 ступеней на протяжении 18 лет (это около 4500 шт.), вызывает удивление и вынуждает нас снова давать более углубленные пояснения.
В приведенной цитате сказано, что мы используем аустенитный присадочный материал. По строгой металловедческой терминологии структуру высоконикелевых сплавов называть аустенитной неправомерно. Структура аустенита присуща только сплавам на основе железа (сталям). Теплофизические, механические, коррозионные и другие свойства этих сплавов существенно различаются, причем, в пользу высоконикелевых. В качестве примера на рис. 1 приведен заимствованный из [7] график коррозионной чувствительности сплавов с различным содержанием никеля. Можно убедиться, что аустенитные сплавы (стали), ограниченные ветвями параболы, проявляют склонность к коррозионному разрушению, а сплавы с низким (до 5%) и высоким (свыше 60%) содержанием никеля устойчивы к подобному разрушению.
Поэтому об использовании аустенитных материалов при ремонтах изначально у нас не было и речи ни на стадии исследований, ни в эксплуатации сварных соединений. Получается, что наши оппоненты приписывают нам то, чего мы не используем, а затем на этом основании прогнозируют неприятности при эксплуатации лопаток.
Что касается предупреждения о возможных “причинах преждевременного повреждения отремонтированных рабочих лопаток”, то ни в одной из шести публикаций авторы [4] не расшифровывают и не конкретизируют эти причины. Возможно, имеется в виду образование хрупких прослоек в сварных соединениях, но это явление к ремонту рассматриваемых лопаток не имеет отношения.
Дело в том, что химическая неоднородность сварных соединений имеет место при использовании не только аустенитных, но и высоконикелевых присадок.

Влияние содержания никеля на склонность к коррозионному растрескиванию
Рис. 1. Влияние содержания никеля на склонность к коррозионному растрескиванию под напряжением хромоникелевых аустенитных сталей и никелевых сплавов в хлорсодержащих средах (в том числе, и в водяных парах) [7]:
1 - наличие транскристаллитного растрескивания; 2 — растрескивание отсутствует

Она может привести к негативным последствиям при длительной (десятки тысяч часов) эксплуатации подобных сварных соединений при температурах свыше 500°С, когда вследствие диффузионных процессов развиваются хрупкие прослойки у границы сплавления швов с основным металлом иного структурного класса. Но так как температура эксплуатации лопаток в ЦНД турбин на порядок меньше (40 - 60°С), то скорость диффузионных процессов близка к нулю. Следовательно, в нашем случае нет условий для образования непластичных прослоек в сварном соединении. Это означает, что опасения наших оппонентов необоснованны.
Несмотря на это, общеизвестное теоретическое положение, которое не могут не знать уважаемые нами авторы-оппоненты, мы за два десятка лет до появления их “критики” подвергли рекомендуемые нами в ремонтах на электрических станциях сварные соединения лопаток весьма жестким испытаниям по различным методикам исходя из десяти гипотетических видов разрушения восстановленных лопаток при работе их в турбинах под воздействием следующих нагрузок: статическое нагружение от ЦБС; подгружение от воздействия остаточных сварочных напряжений;
вибрационные нагрузки (испытания на образцах-моделях и натурных лопатках);
усталостные испытания сварных соединений в коррозионных средах;
коррозионное растрескивание; коррозионная стойкость сварных соединений разнородных металлов;
склонность к хрупкому разрушению; термоциклирование в диапазоне температур 20 ±4 450°С с охлаждением на воздухе или в воде (500 циклов);
противоэрозионная стойкость материалов упрочнения на базе титана, железа и никеля;
надежность эксплуатации упомянутых комбинированных сварных соединений в противоэрозионном защитном поясе на входных кромках лопаток.

Сопротивление усталости сварных соединений при изгибе
Рис. 2. Сопротивление усталости сварных соединений при изгибе на воздухе и в 10%-ном растворе NaCl:
а - наплавка никелевым сплавом на образцы из стали марки 15X11МФ; б - наплавка эрозионно-стойким сплавом на образцы из титанового сплава ТС5: О - на воздухе; ● - в коррозионной среде

Цель испытаний - выявить степень влияния упомянутых ранее трех видов неоднородности на работоспособность сварных соединений разнородных металлов и отремонтированных лопаток, так как структурная и механическая неоднородности являются следствием неоднородности химической. Для оценки работоспособности и надежности соединений на натурных лопатках с приваренными стеллитными накладками использовались лабораторные исследования; стендовые испытания образцов-моделей и натурных лопаток на воздухе и в коррозионных средах (в ЦКТИ, на ЛМЗ и ТМЗ, в ЦНИИКМ “Прометей”, в ЦНИИТМаш и других организациях); промышленное опробование на электростанциях, а также длительную (до 100 тыс. ч наработки) эксплуатацию отремонтированных лопаток на ТЭЦ, ГРЭС и АЭС в турбинах мощностью от 25 до 1200 МВт.
Далее приведены некоторые основные выводы, полученные по результатам проведенных испытаний.

Кривая усталости восстановленных лопаток
Рис. 3. Кривая усталости восстановленных лопаток пятой ступени ЦНД турбины К-300-240 ХТГЗ с применением присадки 06X14

Согласно расчетам в ЦКТИ, подтвержденным расчетным сектором СКБ “Турбина” (ЛМЗ), по нагрузкам от ЦБС сварные соединения на лопатках (стальных и титановых) работают с 7 -:- 10-кратным запасом, а подгружение возникающими при ремонте сварочными напряжениями растяжения в худших случаях составляет не более 20 - 25% напряжений от ЦБС и на работоспособность лопаток не влияет. Кроме того, манипуляции сварочными проходами и выбором присадочного материала позволяют и эту долю технологических напряжений снизить почти в 2 раза.
Вибрационные нагрузки при испытаниях натурных сварных лопаток с длиной рабочей части от 550 до 960 мм с приваренными защитными накладками снижают предел конструктивной прочности примерно в 2 раза по сравнению с вновь изготавливаемыми лопатками без защитных накладок. Однако этот предел у них такой же, как и у новых лопаток с припаянными стеллитными накладками. Отсюда вывод: восстановление пера по нашему способу не оказывает отрицательного воздействия на вибрационную прочность, так как в конечном итоге и отремонтированные, и вновь изготовленные на заводах лопатки по этому показателю равноценны (см. табл. 1 и табл. 2 в [2]).
Испытания сварных соединений лопаточных 13%-ных хромистых сталей на общую коррозию, коррозионную усталость и коррозионное растрескивание (в среде 10% NaCl + 10%Na2SO4) по ОСТ 108.901.01-79 “Металлы. Методы испытаний на коррозионное растрескивание применительно к атомной и тепловой энергетике”, а также на водородное охрупчивание по методике судпрома РД5.94.22-83 “Методы контроля коррозионной стойкости”, показали несущественное отличие или совпадение результатов, характерных для самих этих сталей. Эти результаты опубликованы в журналах (см. библиографию в [1-3], а также рис. 2 по стали и титану, что касается усталостной прочности).
Склонность к хрупкому разрушению, определенная по методике ЦКТИ (показатель работы развития трещины), не выше, чем у сравниваемого со сварными соединениями основного металла, например, стали марки 15Х11МФ. Результаты опубликованы в [8].
При термоциклировании (20  450°С) с охлаждением на воздухе или в воде (самый жесткий вариант останова-пуска турбины) в испытуемых разнородных сварных соединениях после 500 циклов (пусков) трещин не обнаруживали.
Отличное качество и работоспособность показали сварные соединения защитных накладок, состоящие из комбинации сплавов на основе трех металлов - кобальта, никеля и железа.
По результатам стендовых испытаний установлено, что у некоторых сплавов на основе железа стойкость к каплеударной эрозии оказывается выше, чем у лучших плавок стеллита ВЗК с твердостью около 500 HV. Эксплуатационная проверка на лопатках турбины К-300-240 на базе 8 лет работы подтвердила эти результаты.
Все приведенные ранее положительные факты позволяют сделать общий вывод о том, что резкая химическая, структурная и механическая неоднородность металла сварных соединений на отремонтированных лопатках при использовании нами в качестве присадки некоторых специальных никелевых сплавов в конкретных условиях эксплуатации в ЦНД турбин ТЭС и АЭС не может и не приводит ни к преждевременным, ни к долгосрочным их повреждениям. Безупречная эксплуатация в течение 18 лет свыше 5000 лопаток, отремонтированных только сотрудниками ЦКТИ, может послужить дополнительным (или основным) тому подтверждением.
Не прав автор [6], характеризуя наш способ как единственный. НПО ЦКТИ издавна производит ремонты лопаток и в демонтированном состоянии с применением соответствующей присадки и термообработки, но только в случаях, когда это технически и экономически обосновано. При этом мы не используем в качестве присадки применяемую нашими оппонентами проволоку 06X14, считая этот материал непригодным для лопаток, работающих в условиях высоких температур из-за недостаточной длительной прочности и повышенной ползучести. Он неприемлем и для лопаток, эксплуатирующихся в низкотемпературной области (в том числе и на выхлопных ступенях ЦНД), ввиду явно недостаточных значений предела конструктивной усталостной прочности σ_ι, которые были получены еще в 1974 г. в ЦКТИ при выполнении совместной с ХТГЗ и ХПИ работы по определению выносливости лопаток пятой ступени НД турбины К-300-240, восстановленных ХТГЗ по аналогичной с вновь предложенной в 1998 г. авторами [4] технологии с той же присадкой марки 06X14. Отличие этих технологий - в способе упрочнения: у ХТГЗ оно электроискровое или ТВЧ - закалка кромок, а в [4] - заимствованная у нас приварка стеллитных накладок, предложенная нами еще в 1985 г. (см. список литературы в [3]).
Значения σ_ι по данным ХТГЗ для лопаток с наплавленными сталью 06X14 кромками составляют 100 и 148 МПа для упомянутых двух видов упрочнения (см. табл. 2 в [2] и рис. 3). Это в 1,5 - 2 раза меньше, чем у вновь изготовленных лопаток без упрочнения (табл. 2 в [2]). Опыт ЦКТИ свидетельствует, что приварка стеллитных накладок непременно приводит к дальнейшему снижению названного предела до 70 - 80 МПа вследствие возникающих при этом способе упрочнения геометрических концентраторов, влияние которых более существенно, чем концентраторов структурных или механических (различная прочность зон сварных соединений). Лопатки с σ ι < 80 МПа ЦКТИ не рекомендует, а ЛМЗ в эксплуатацию не пропускает.
Высказанное ранее соображение о возможностях стали 06X14 подкрепляется приведенными в табл. 1 в [2] результатами испытаний лопаток из родственной ей стали марок 15X11МФ и 20X13: при пайке защитных накладок σ-1 = 40 и 100 МПа, а при сварке (как рекомендуют авторы [1]) σ-ι находится в пределах от 60 до 95 МПа, хотя последняя цифра достигается за счет ППД. И в то же время по способу ЦКТИ σ-1 в ремонтном варианте на станциях составляет 900 - 100 МПа, хотя здесь использованы в качестве материалов не родственные, а разнородные сплавы. По нашему убеждению успех заключается не в формальном подходе к выбору сплавов (однородные, разнородные), а в умелом сочетании их свойств и рациональном определении области их работы, что и подтверждается 18-летней эксплуатацией отремонтированных лопаток без их демонтажа с роторов.
По уточненным данным восстановленные на ХТГЗ лопатки с использованием присадки из хромистой стали [3] были на Змиевской ГРЭС досрочно сняты с эксплуатации.
Из многих видов испытаний определение конструктивного предела высокоцикловой (107 циклов) усталостной прочности натурных лопаток у расчетчиков и вибрационщиков ЦКТИ и ЛМЗ является основополагающим. Кроме того, результаты испытаний на образцах или на моделях, представленные в [9], воспринимаются этими авторами как необходимые, но далеко не достаточные.
Из [9] следует, что авторы вообще не проводили высокоцикловые испытания полностью отремонтированных лопаток натурных размеров. Они ограничились малоцикловыми испытаниями образцов длиной 180 мм (называя их моделями лопаток) с наплавкой металла 06X14 без приваренных стеллитных накладок и, сделав выводы о надежности, перенесли их на натурные рабочие лопатки. Наши оппоненты не учли, что малоцикловые испытания недостаточно отражают условия эксплуатации натурных рабочих лопаток (а не их моделей) и что полученные таким образом результаты ближе к статике, а не к динамике процесса, характерного для работы лопаток. Эти три фактора представляют собой уязвимые аргументы для подобных выводов. Здесь может идти речь не только о сохранении, а и о снижении надежности. Поэтому с учетом приведенных фактов нам представляется, что нельзя в заголовок статьи [6] выносить слова “повышение надежности”: наработка подобных лопаток (менее 15 тыс. ч), к тому же единственного типоразмера, слишком мала, чтобы делать подобные выводы.
Далее сравним экономические показатели использования двух рассматриваемых способов ремонта. Дело в том, что разработка способа восстановления лопаток на электростанции производилась нами с учетом требований администрации ряда станций, которая соглашалась на восстановление лопаток, если его продолжительность будет укладываться в плановые сроки капремонтов и ротор не должен быть разлопачен, поскольку в период капремонта он необходим ремонтным бригадам в неразлопаченном состоянии для других, не менее важных целей. Демонтаж лопаток с вильчатым хвостовиком чрезвычайно трудоемкая, зачастую прямо-таки “каторжная” операция. Нередко подобная характеристика применима и к лопаткам с елочным хвостовиком.
Кроме того, демонтаж лопаток с вильчатым хвостовиком можно осуществить не более 1 раза ввиду того, что при последующих операциях облопачивания повторная операция рассверливания отверстий под заклепки приводит к опасному уменьшению перемычек на щечках диска (между кромками отверстий и кромкой диска). Вследствие этого произвести повторный ремонт по пропагандируемой, так называемой, новой технологии будет невозможно без установки нового диска, стоимость которого составляет около 1/4 цены комплекта новых лопаток плюс цена работ по демонтажу (и монтажу) диска. При использовании способа ЦКТИ такой проблемы нет.
Далее перечислены дополнительные, ничем необоснованные операции и их стоимость, а также просуммированы общие затраты станции, которые она вынуждена будет оплатить, если проведет ремонт по предлагаемой авторами [4] технологии, например, рабочих лопаток 30 ступени НД турбины К-100-90-130.

Для конкретной турбины К-100- 90-130 при отпускной стоимости одного комплекта лопаток на заводе ЛЗТЛ (С.-Петербург), примерно 900 тыс. руб., они составят 900 000 х 0,47 = = 423 000 руб. Для турбин более мощных эта цифра возрастает с коэффициентом 1,2 - 1,4.

Технологические операции, оснастка, комплектующие

Относительная стоимость операций , %

Перелопачивание:

17,5

высверливание старых заклепок

 

снятие лопаток

 

радировка отверстий под заклепки

 

установка новых лопаток

 

установка и расклепка новых заклепок

 

установка новых демпферных связей Стоимость комплектующих:**

 

прутки для заклепок (56 шт.)

10,4

демпферные связи (28 шт. х 2 ряда = 56 шт.)

10,8

Проведение отпуска отремонтированных лопаток в печи с контролируемой атмосферой

5,5

Транспортные и прочие расходы

0,5

Итого

44,7

За 100% принята стоимость комплекта рабочих лопаток 25 - 30 ступеней РНД турбин типа К-100-90-130 (сведения Артемовской ТЭЦ).
По данным ЗТЛ на март 1999 г.
По способу ЦКТИ указанных операций нет, следовательно, и затраты отсутствуют.

Таким образом, по материалам [1-3] и этой статьи можно оценить способ ЦКТИ как надежный, непродолжительный, маневренный и гораздо более дешевый, чем способ ЦРМЗ - ВТИ [4]. За 18 лет его применения к нам не поступало отрицательных отзывов на качество ремонта. На некоторых станциях по повторным и многократным приглашениям сотрудники ЦКТИ проводили ремонты, расширяя объем и номенклатуру восстанавливаемых лопаток и других элементов проточной части турбин ТЭС и АЭС.

Список литературы

  1. Гонсеровский Ф. Г, ПетреняЮ.К., Силевич В. М. Работоспособность паротурбинных лопаток, отремонтированных с помощью сварки. - Сварочное производство, 2000, № 1.
  2. Гонсеровский Ф. Г., Петреня Ю. К., Силевич В. М. Долговечность паротурбинных лопаток с учетом ремонта в условиях электростанций. - Электрические станции, 2000, № 3.
  3. Гонсеровский Ф. Г. Семнадцатилетний опыт эксплуатации паровых турбин после ремонта с применением сварки. - Теплоэнергетика, 2000, № 4.
  4. Технология ремонта рабочих лопаток паровых турбин, ч. 1. Ремонт методом нанесения высокохромистой наплавки/ Хромченко Ф. А., Лапа В. А., Федина И. В., Должанский Π. Р. - Сварочное производство, 1998, № 11, ч. II, 1999, №2.
  5. Разработка и внедрение высокоэффективной технологии ремонта рабочих лопаток паровых турбин / Карев А. Н., Хромченко Ф. Л., Должанский Π. Р., Куличихин В. В. - Электрические станции, 1999, № 12.
  6. Карев А. Н. Повышение надежности работы лопаток ЦНД теплофикационных турбин. - Энергетик, 2000, № 8.
  7. Пикеринг Ф. Б. Физическое металловедение и разработка сталей. М.: Металлургия, 1982.
  8. Надежность эксплуатации наплавленных рабочих лопаток и бандажей паровых турбин типа К-300-240 / Земзин В. Н., Гонсеровский Ф. Г., Хотмиров В. К. и др. - Тр. ЦКТИ, 1982, вып. 194.
  9. Технология ремонта рабочих лопаток пазовых турбин, ч. III. Усталостная прочность отремонтированных рабочих лопаток / Хромченко Ф. А., Комаров В. А., Кареев А. Н., Должанский Π. Р. - Сварочное производство, 1999, № 4.
  10. Технология ремонта лопаток паровых турбин / Хромченко Ф. А., Лаппа В. А., Федина И. В. и др. - Тяжелое машиностроение, 1999, № 8.
 
« Обобщенные данные ветроэнергетических ресурсов США   Обработка воды в системе теплоснабжения фосфонатами »
электрические сети