автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.01, диссертация на тему:Разработка метода расчета малоцикловой долговечности роторов паровых турбин при нерегулярном нагружении

Стр1'

ВВВДВНИШ ф.• • • • •.лП

ГЛАВА I. ОСНОВНЫЕ ПРОБЛЕМЫ И МЕТОДЫ ОЦЕНКИ ТЕРМОУСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ РОТОРОВ ПАРОВЫХ ТУРБИН £ •.

Г.1. Образование трещин от термической усталости в роторах мощных паровых турбин £ . . . ; . 9 1*2. Малоцикловые деформационные и прочностные характеристики турбинных материалов ♦ ^ ^ 16 1.3, Влияние концентрации напряжений . % « ; 22 1*4; Расчет долговечности и суммирование повреждений при термоусталости . ; • 1 • . . 25 1.5, Цроблеш эксплуатационного контроля повреждений деталей паровых турбин . . . • . г; 35 Г,6. Цеди и задачи работы 1- ♦ .г

ГЛАВА 2. ХАРАКТЕРИСТИКИ РОТОРНЫХ СТАЛЕЙ ПРИ МАЛОЦИКЛОВОЙ УСТАЛОСТИ В УСЛОВИЯХ ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУР В ДИАПАЗОНЕ 100-50000 ЦИКЛОВ ДО РАЗРУШЕНИЯ

2.1. Экспериментальное оборудование ••••••

2.2. Методика проведения испытаний

2.3. Методика обработки экспериментальных данных 51 2;4. Программа испытаний ••• ••••••• •

2.5. Результаты исследования малоцикловой усталости стали ЭИ-415.

2.6. Результаты исследования малоцикловой усталости стали Р2М

-3Стр;

2.7. Обобщение характеристик малоцикловой усталости сталей Р2М и ЭИ

2.8. Выводы. •

ГЛАВА 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ПРОВЕРКА МЕТОДИКИ РАСЧЕТА

ДЕТАЛЕЙ ПАРОВЫХ ТУРБИН НА ТЕРМОУСТАЛОСТЬ В

ШИРОКОМ ДИАПАЗОНЕ ПО ДОЛГОВЕЧНОСТИ ;

3.I-. Цели, методы и программа исследования

3.2. Экспериментальное оборудование и методика проведения экспериментов

3.3. Методика обработки экспериментальных данных

3.4. Оценка точности расчета концентрации напряжений в моделях. Ъ . . . НО

3.5. Экспериментальная проверка методики на дисковых моделях. • ••••••••••••

3.6. Выводы. . i . .;;.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕРМИЧЕСКОЙ УСТАЛОСТИ ПРИ

НЕРЕГУЛЯРНОМ НАГРУЖЕНИИ.

4.1t Феноменологическая теория деформирования и разрушения материала при нерегулярном уцру-го-пластическом деформировании.

4.2; Методика и программа испытаний.

4.3. Исследование поведения роторных сталей при нерегулярном нагружении

4.4. Исследование термической усталости при нерегулярном нагружении дисковых моделей.

4.5. Выводы. .•••••••••••

-4- Стр^

ГЛАВА 5. ВЛИЯНИЕ ПЕРБМЕННЫХ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ПАРОВЫХ

ТУРБИН НА ПОВРЕВДЕННОСТЬ РОТОРОВ.

5.1§ Задачи и методы исследования.

5*2* Автоматизированное построение диаграммы деформирования и расчет повреждений . . • 175 5.3; Долговечность роторов турбины К-300цри переменных режимах работы

5.4* Выводы.

Одной из самых острых проблем современной энергетики является проблема покрытия переменной части графика электрической нагрузки* Главной причиной ее появления послужило возрастающее противоречив между все увеличивающейся как относительной, так и абсолютной долей переменной части графика и структурой генерирующих мощностей.

По данным /I/ на 20 декабря 1979 года в ЕЭС СССР отношение минимальной нагрузки к максимальной находилось на уровне 73,5$, а в Объединенной энергосистеме Центра на уровне 66,8$. С другой стороны, структура генерирующих мощностей в энергетике СССР такова, что по данным 1980 года, 80,4$ их составляют агрегаты ТЭС, КЭС и АЭС, спроектированные для работы в базовом режиме. Положение усугубляется отсутствием специального пикового и полупикового оборудования. Кроме того; в перспективе предполагается дальнейшее увеличение производства электроэнергии на атомных электростанциях в период с 1981 по 1985 год с 5,6$ до 14,1$. В'силу ряда экономических и технических причин АЭС работают в базовом режиме и практически не привлекаются к регулированию графика нагрузки. Еще одной существенной особенностью текущего периода является массовый вывод из эксплуатации устаревшего оборудования, которое.до сих пор главным образом и использовалось для работы в переменных режимах. В период 19801985 гг. предполагается вывести 7 млн. КВт такого оборудования /I/.

В настоящее время для решения проблемы покрытия переменной част: графика нагрузки все шире используется привлечение к переменным режимам работы теплосиловых блоков с турбинами типа К-160-130,; К-200-130 и К-300-240. В 1980 году количество остановов таких турбин на Европейской части СССР составляло соответственно 110, 80 и 70 /2/. Более того, в работе /3/ указывается на необходимость перевода половины всех блоков мощностью 300 МВт в режим работы с 40 - 50 пусками в год. Это означает, что наиболее характерным становится режим работы блочных турбин с ежедневными разгрузками-нагрузками в ночной период и еженедельными остановами на выходные дни /2/.

При эксплуатации крупных паровых турбин в переменных режимах возникает ряд технико-экономических проблем. С одной стороны5, появляются большие потери топлива при пусках. С другой стороны, ускорение операций по пуску и нагруженшэ турбин чревато возникновением значительных температурных напряжений в деталях турбин, носящих циклический характер, что может привести к появлению трещин от малоцикловой усталости. Прежде всего это относится к корпусам и роторам турбин. Имеются многочисленные данные по трещинообразованию в корпусах, особенно в зоне паровпуска /4,5/, а в последнее время появляется достаточно много данных, относящихся и к роторам. Важность этого вопроса усугубляется ответственным назначением ротора.

Для того, чтобы правильно спланировать работу паровой турбины в переменном режиме, необходимо иметь достоверную методику оценки малоциклового ресурса ее основных деталей. В настоящее время имеется ряд работ, посвященных этой проблеме, однако нерешенными остаются проблемы, связанные прежде всего с получением малоцикловых характеристик отечественных турбинных материалов на больших базах по долговечности, учетом нерегулярного характера малоциклового нагруже-ния и т.д.

Настоящая работа посвящена экспериментальному и расчетно-теоре-тическому исследованию термоусталостной прочности роторов мощных паровых турбин и созданию методики оценки их ресурса в условиях нере гулярного нагружения. Структурно она состоит из введения, пяти глав и заключения.

В главе I на основе имеющихся данных проведен краткий обзор проблем, связанных с образованием термоусталостных трещин в роторах паровых турбин, освещены основные положения методики расчета на термоусталость и дан их критический анализ. В конце главы сформулированы задачи данной работы;

В главе 2 описана методика экспериментального определения прочностных и деформационных характеристик материалов при повышенны} температурах, приведены результаты исследования малоцикловой усталости роторных сталей Р2М и ЭИ-415; На основе результатов проведенных испытаний и данных, имеющихся в литературных источниках, проведено обобщение свойств этих сталей и дан статистический анализ их прочностных и деформационных характеристик!

Глава 3 посвящена экспериментальной проверке основных положение методики расчета деталей на термическую усталость на базе до 60000 циклов до разрушения. Дано описание экспериментального оборудования и методики испытаний дисковых моделей с концентраторами. Приведены результаты эксперимента и расчетов.

В главе 4 излагаются основные положения феноменологической теории нелинейного накопления повреждений при малоцикловой усталости в случае нерегулярного нагружения. Приведены результаты экспериментов с образцами и дисковыми моделями при нерегулярном нагружении. Получены значения показателей нелинейности.

В главе 5 излагаются основные положения алгоритма расчета долговечности реальных роторов турбин, работающих в переменном режиме при нерегулярном нагружении. Осуществлена оценка ресурса роторов высокого и среднего давления турбин К-300-240, работающих по недельному графику, приведены основы для создания счетчика ресурса роторов паровых турбин.

Заключение содержит в себе основные результаты и выводы по работе.

Работа выполнена на кафедре паровых и газовых турбин (ПГТ) МЭИ в проблемной лаборатории турбомашин под руководством д.т.н., доцента А.Д.Трухния, которому автор выражает глубокую и искреннюю благодарность.

Автор благодарит заведующего кафедрой ПГТ д.т.н., профессора А.Г.Костюка, советы которого широко использовались при создании настоящей работы, а также к.т.н. Ю.Д.Мартынова, А.Ш.Лейзеровича, инженеров Д.Д.Коржа, А.Г.Матюнина и весь коллектив кафедры ПГТ за помощь в работе.

ГДАВА I, ОСНОВНЫЕ ПРОБЛЕМЫ И МЕТОДЫ ОЦЕНКИ ТЕРМОУСТАЛОСТНОЙ ПРОЧНОСТИ РОТОРОВ ПАРОВЫХ ТУРБИН

I.I. Образование трещин от термической усталости в роторах мощных паровых турбин

Анализ имеющихся литературных данных показывает, что образование трещин термоусталостного происхождения в роторах мощных паровых турбин стало массовым явлением. Так, например, в работе /6/ отмечается, что за двадцать лет с 1954 ri по 1974 г. около 9% высокотемпературных роторов паровых турбин фирмы Дженерал Электрик имели трещины термоусталостного происхождения (рис.1.1). В работе /7/ приведены данные о десяти турбинах фирмы Вестингауз, в роторах которых также были обнаружены термоусталостные трещины, причем эти турбины в течение примерно 5 лет работали в переменных режимах. Трещины обнаруживались в зоне концентрации напряжений.

В работе /8#/приводятся данные о 12 случаях появления трещин в тепловых канавках и придисковых галтелях высокотемпературной части ротора турбин мощностью 200 1ЛВт. Среднее число пусков для этой группы турбин, работавших в энергосистемах ПНР, составляло 305.

Аналогичные явления возникали и в относительно небольших турбинах в ФРГ /9/, цричем исследования показали, что трещины в сварных роторах являются следствием термических напряжений, возникающих при пуско-остановочном режиме работы.

В настоящее время сведения об образовании термоусталостных трещин в роторах энергетических паровых турбин имеются в основном в зарубежных источниках. Так в работе /8/ приводятся данные о появлении трещин термической усталости в придисковых галтелях первых ступеней и тепловых канавках диафрагменных уплотнений в роторе сов

Повреадаемость роторов турбин фирмы Дженерал Электрик

I - все трещины; 2 - трещины глубиной более 12,7 мм

Рис. 1.1 мещенных ЦЦЦ и ЦСД паровых турбин мощностью 125 МВт на начальные параметры пара 12;7 МПа/538°С. Например, в роторе одной из таких турбин после 70 тыс. часов работы и 369 пусков трещины занимали от 1/4 до полной дуги окружности (рис.1.2!, 1.3)^ а для их удаления потребовалось снять поврежденный слой металла глубиной I мм с увеличением радиуса тепловых канавок. Важно при этом отметить, что турбины указанного типа, а также все остальные мощностью до 175 МВт и часть турбин мощностью до 350 МВт работают в Японии с ежедневными остановами; турбины мощностью до 600 МВт подвергаются еженедельным остановам, а блоки до 1000 МВт разгружаются ежесуточно до технического минимума5.

В работе /10/ приведены данные итальянского энергетического управления о наличии трещин в роторах паровых турбин; эксплуатировавшихся в режиме ежедневного глубокого изменения нагрузки (табл.1.]

Таблица Iii

Переменные режимы работы паровых турбин в Италии Т ц/п Мощность ! Наработка ! Число пусковх1 Производитель турбины 1 Вестингауз 1 2 3 4 5

70 156 156 75 68

113/П6 80/82 58/87 16/93 153/153

Дженерал Электрик я х В числителе указано количество пусков из холодного состояния! в знаменателе из горячего.

Во всех указанных в табл. 1.1 турбинах трещины были обнаружены на роторе в тепловых канавках промежуточных уплотнений и думмиса, а также в придисковых галтелях. Глубина трещин колебалась от 1,6

Характернне места расположения трещин термической усталости на роторе паровой турбины

Рис. 1X2

Расдаложение и величина трещин в роторе турбины мощностью 125 МВт после 369 пусков напра6/>ение потока /?<%оа о окружности I е око 5Ао«Р ложная полна*

2 окр. /чик^ охрс/жн, охрухсн

Рис« ИЗ до 7 мм, а характер не оставлял сомнений в термоусталостном происхождении.

Наиболее остро проблема термоусталости стоит для давно работающих турбин, спроектированных как базовые, которые по экономическим соображениям не выводятся из эксплуатации; а используются для покрытия переменной части графика нагрузки. В этом случае к моменту перевода их в пиковый или полупиковый режим в материале роторов уже накопились определенные повреждения, обусловленные неизбежными в прошлом пусками и остановами. Это обстоятельство способствует уменьшению располагаемого малоциклового ресурса и увеличивает опасность появления трещин.

Данные об эксплуатации в США в энергосистеме штата Теннеси 50 турбин с цельноковаными роторами, принятых в эксплуатацию в 40 - 50-х годах, говорят о том, что появление трещин от термоусталости на поверхности роторов в тепловых канавках и других зонах уплотнений, содержащих концентраторы малого радиуса округления^ является общей проблемой для турбин этого типа /II/* В некоторых случаях в придисковых галтелях обнаруживались трещины глубиной до 75 мм.

Аналогичные проблемы рассматриваются и в работе /12/, где отмечается наличие трещин в тепловых канавках и проточках под балансировочные грузы в Р В Д давно эксплуатировавшихся турбин в США"; Трещины располагались в зоне 1-7 ступеней. После обнаружения трещины удалялись токарной обработкой, причем было принято решение о проточке всех роторов турбин данного типа, работающих в объединении Америкен пауер корпорейшн, вне зависимости от того^ есть в ник трещины или нет;

В энергосистемах СССР проблема покрытия неравномерности графика нагрузки со всей остротой встала несколько позже, по сравнению включает в себя мембранную оболочку, подкрепленную, как правило, радиально-кольцевой стержневой системой, так называемой "постелью"; внутренний опорный контур, который покоится на центральной опоре, и наружный опорный контур, опирающийся на расположенные по периметру колонны; наружный контур может одновременно служить покрытием кольцевой обстройки здания (рис. 1.2). Шатровые мембранные оболочки, обладая всеми достоинствами висячих мембранных систем, отличаются, кроме того, следующими преимуществами:

I) отпадает необходимость стабилизации покрытия, так как независимо от вида и распределения нагрузки даже непреднапряженная шатровая оболочка не способна потерять общую устойчивость и в целом может оказаться относительно малодеформативной;

---------—-:-;- - -1

Рис. 1.2. Конструктивная схема шатрового мембранного покрытия:

I - мембранная оболочка, 2 - внутреннее опорное кольцо, 3 - наружное опорное кольцо, 4 - центральная опора, 5 - периметральные колонны, б - кольцевая обстройка.

2) предварительное напряжение висячего шатрового покрытия возможно осуществить непосредственно притягиванием мембраны к опорным контурам без устройства специальной системы напрягающих элементов; с развитыми промышленными странами Запада» В связи с этим, в настоящее время в роторах советских турбин термоусталостных трещин пока не было обнаружено. Однако существенно переменные режимы эксплуатации турбин, а также имеющийся в этой области зарубежный опыт свидетельствуют о неизбежности их появления;

Приведенные выше данные говорят о том, что в настоящее время проблема трещинообразования в роторах мощных паровых турбин , работающих в переменном режиме, стоит весьма остро. Совершенно очевидно, что эксплуатация турбин в режиме покрытия неравномерности графика нагрузки будет вызывать все большее количество трещин термоусталости а развитие современных методов дефектоскопии даст возможность их своевременно обнаруживать. В современных условиях представляется совершенно необходимым создание надежной экспериментально обоснованной методики оценки термической прочности роторов крупных паровых турбин* работающих в переменных режимах,

Первые расчетные методики оценки термической прочности деталей паровых турбин были созданы в 60-х годах. Среди них наиболее представительными являются методики фирм Дженерал Электрик и Вестинга-уз, учитывающие такую характерную особенность роторов паровых турбин, как наличие тепловых канавок и придисковых галтелей /7,13/. Однако этим методикам был присущ целый ряд. недостатков, которые сильно снижали точность расчета.

В СССР в ЦКТИ разработана методика расчета на малоцикловую усталость для использования на этапе проектирования деталей стационарных паровых турбин /14/. Методика ЦКТИ позволяет учесть влияние ползучести и концентрации напряжений и обеспечивает достаточный запас при оценке числа циклов до разрушения.

В работе /15/ проведен подробный сравнительный анализ указанных выше методик, и отмечено, что они в недостаточной степени учитывают ряд важных факторов. В результате этого, принимаемые коэффициентн не имеют экспериментального или теоретического обоснования:; что приводит к значительным трудностям при оценке действительного остаточного ресурса работающего турбинного оборудованиям На основании этого вывода формулируется ряд положений /15/; составлющих новую методику оценки термической прочности деталей турбин; Разработанная в МЭИ методика, благодаря работам А.Г.Костюка, А.Д^Трухния; В.Н.Мичулина, Ю.Д.Мартынова и других /16-20/, вобрала в себя наиболее перспективные и обоснованные положения других методик и прошла ограниченную экспериментальную проверку, что дает возможность считать ее одной из самых эффективных в настоящее время.

Однако целый ряд положений данной методики нуждается в дополнительном экспериментальном обосновании, проверке и уточнении; а кроме того, представляется необходимым дополнить ее новыми разделами, обеспечивающими методике большую универсальность и являющимися ее дальнейшим развитием;

1.2. Малоцикловые деформационные и прочностные характеристики турбинных материалов

В основе методики МЭИ лежат полученные экспериментально прочностные и деформационные характеристики материалов при малоцикловой усталости. Под малоцикловой усталостью (МЦУ) понимается явление разрушения материала под действием циклических необратимых пластических деформаций на базе, не превосходящей 50000 циклов /15/. Характерной особенностью МЦУ является, в отличие от термоусталости, постоянство температуры и отсутствие ползучести. Действие циклически пластических деформаций Дв подразумевает наличие петли пластического гистерезиса (рис. 1.4).

При описании процессов деформирования отдельные ветви диаграммы (5- £ аппроксимируются следующей зависимостью, предложенной

А.Г;Костюком /21/: дС де ^ дбк(Ж-)'п , ч где Д6 и дб'-текущие значения деформаций и напряжений; отсчитываемых от точки реверса нагрузки; Е - модуль упругости материала при температуре испытаний; ЛЪ^ Дб^ - опытные константы материала,

В ходе эксперимента по результатам обработки диаграмм Дб'-Дб для каждого образца определяются значения констант ПЬ и Дб^'у зависящие от материала и температуры испытаний;

При необходимости по этим данным можно восстановить некоторую условную первичную кривую деформирования; воспользовавшись обратным принципом Мазинга: где ©*к = 6^/2.

Величина дб^ есть некоторый условный циклический предел текучести, т.е. такой размах напряжений', при достижении которого упругая Дбу и пластическая де составляющие размаха деформаций равны /21/;

Поскольку конструкционным материалам присущ значительный ес

I \ тественный разброс свойств* то при определении констант необходимо использовать методы математической статистики'?'Применительно к характеристикам МЦУ материала статистический подход подробно разработал А.Д.Трухний /15/. В частности; величины Щ и Дб^ являются некоторыми осреднениями величинами, полученными по результатам испытаний рассматриваемой партии материала^ и характеризуют "среднюю" кривую деформирования.

В качестве критерия прочности принимается размах пластических или полных деформаций, В случае сложного напряженного состояния используются размахи соответствующих интенсивностей Де4* иД£Л С учетом естественного рассеяния характеристик, формулы; определяющие долговечность при МЦУ, имеют следующий вид /15/:

Л/у ^ с де/ ехр (~(МР £) (1.з)

А^ * еэср{с[&ъ (/ооал^)] ехр£)} (1.4) где Ы^. - расчетное число циклов до появления трещины; Д ей, -размах эквивалентных пластических или полных деформаций; С; к - константы; 1М р - квантиль нормированного нормального распределения, соответствующий выбранной вероятности непоявления трещины Р;^ -верхняя оценка остаточной дисперсии для данной выборки из ¡Ъ экспериментальных точек, по которым строится кривая МЦУ;

В работе /15/ цредпагается формулу Коффина в виде (Г;3) использовать для расчета долговечности при Дб^ 0,5%, а зависимость (1.4) при Д£ ^ 0,5%.

По поводу указанного подхода к определению деформационных и прочностных характеристик можно сделать некоторые замечания;

I. Определение малоцикловой усталости как области, ограниченной 50000 циклов, следует несколько уточнить. В настоящее время считается, что за разрушение от МЦУ ответственны развитые циклические макропластические деформации. Аналогично, при многоцикловой усталости основным параметром разрушения служит размах макроупругих деформаций. Таким образом, в качестве некоторой реперной точки можно принять точку на диаграмме циклического деформирования; где пластические и упругие деформации равны, т.е. точку Дв' = Д^кбудем иметь т.е. "чистую" малоцикловую усталость, которой соответствует зависимость (1.#Н~ а цри Ав^Дб^ получим Д£ 4 Д£ у, т.е. некоторую переходную область от МЦУ к многоцикловой усталости, которой соответствует зависимость (1.4). Для роторных турбинных сталей, в соответствии с экспериментальными двнны ми, размаху напряжений Дб'к соответствует долговечность на уровне 1000 циклов.

Другой реперной точкой можно считать циклический предел пропорциональности Дб'щ» так как при Дб'-^Дб' ^ начинается область "чистой" многоцикловой усталости с числом циклов до разрушения Л/ тг ю^.

Если попытаться определить преимущества использования формул (1.3) и (1.4) для оценки термоусталостной прочности деталей турбин, то следует заметить* что уровень деформирования материала в деталях при большинстве переменных режимов работы турбин больше соответствует формуле (1.4) /22/. Это обстоятельство позволяет предпочесть зависимость (1.4) для обработки экспериментальных данных по высокотемпературной малоцикловой усталости турбинных материалов и для последующей оценки термической усталости деталей турбин.

2. При определении деформационных характеристик 171 и Дбк в методике МЭИ предполагается, что материал является идеально стабильным. На самом деле известно, что большинство роторных сталей являются циклически слабо разуцрочняющимися материалами /15,20/; Поэтому для определения Дб"к и ГП выбирается экспериментальная кривая деформирования, относящаяся к половинному числу циклов до разрушения Связанная с этим допущением погрешность должна компенсироваться использованием экспериментально полученной зависимости/!/=^(Дб).

3. При работе турбоагрегата отсутствует строгая повторяемость режимов, а результирующая диаграмма деформирования материала ротора в зоне концентрации может быть вообще незамкнутой вследствие неизотермичности и представлять собой набор последовательных ветвей нагружения (см. рис.1.5). В этом случае предлагаемый методикой МЭИ критерий эквивалентных пластических деформаций х становится неприемлемым и может привести к парадоксальным результатам: дем = '/¿(/де^/д + (1.5) где АЭ то - размахи пластических деформаций на каддом этапе нагружения в замкнутом сложном цикле.

Если предположить, что цикл на рис.1.5 из точки 6 замыкается в точку 3, то эквивалентная пластическая деформация в этом случав будет фе-с! +(де2|+|дез|» Если же количество подциклов внутри одного сложного цикла велико1, то, в соответствии с (Г»5), значение Д8 х может оказаться больше, чем остаточная пластическая деформация при разрыве, что противоречит физике явления.

Представляется более обоснованным суммировать не размахи пластических деформаций, а вносимое в каждом элементарном цикле повре-здение.

Для расчета долговечности при нерегулярном нагружении некоторые исследователи используют так называемый метод "сплошного потока" /23,24/. Суть метода состоит в выделении в сложном цикле простых циклов, определении повреждения от каддого из них л суммировании повреждений по всей истории нагружения. Существенное упрощение метода состоит в переходе от простых циклов к простым полуциклам. Этот шаг связан с принятием гипотезы о том, что повреждения при циклическом пластическом деформировании в одинаковой степени накапливаются на каждом этапе; независимо от направления нагружения. Данное предположение нуждается в дополнительном теоретическом и экспериментальном подтверждении, однако в качестве удобного расчет

Диаграмма деформирования материала при простои цикле нагружеяия

Диаграмма деформирования материала при сложном

Рис. 1.5 ного приема, не вносящего значительной погрешности, может быть принято.

1.3; Влияние концентрации напряжений

При известных деформационных и прочностных малоцикловых характеристиках материала имеется возможность провести расчет конкретной детали. Первым шагом является решение термоупругой задачи для получения распределения номинальных напряжений. Для тел относительно простой формы с несложным распределением температуры имеются соответствующие аналитические решения /25/. Для более сложных случаев можно использовать численные методы^, наиболее употребительным из которых в настоящее время является метод конечных элементов /26/.

Учет концентрации напряжений, т.е. расчет истинного напряжен-но-дсформированного состояния в зоне концентрации", предлагается проводить с помощью формулы Нейбера /27/, учитывающей поправку Хей-вуда, предложившего ее для случая многоцикловой усталости на основе обобщения ряда экспериментальных данных /28/: к£ = Л> (1в6)

-КГ' где , /<£ - коэффициенты концентрации напряжений и деформаций;

- теоретический коэффициент концентрации; - радиус округления концентратора; Си - коэффициент ослабления, зависящий от материала и типа концентратора!

Для роторов турбин в качестве эффективного коэффициента концентрации напряжений в тепловой канавке к^ принимается коэффициент концентрации осевых температурных напряжений, определяемый по формуле Бэрри и Джонсона /7/: где кр - теоретический коэффициент концентрации цри растяжении; £ к и % ТвК# - радиусы периферии ротора и корня тепловой канавки; У - коэффициент, определяющий взаимное влияние соседних тепловых канавок; ТТвКв - температура металла в корне тепловой канавки; Т и Тт - средние температуры по радиусу ротора в целом и в части, соответствующей глубине тепловой канавки;

Для случая циклического нагружения формула (1;6) записывается в виде

Л6- д^ = к/ле£н а&£„ (1.9) где ДДб|,н - размахи номинальных деформаций и напряжений.

Поскольку в случае концентрации температурных напряжений значение к^ определяется видом температурного поля и является величиной переменной, то зависимость (1.9) можно записать в следующем виде /15/: ало) где 9 £.1Н 9 и Ху, , - значения эффективных коэффициентов концентрации, интенсивностей номинальных деформаций и напряжений в начале каждой ветви неизотермического нагружения и в текущей точке этой ветви.

Совместное решение уравнений (1.10) и (1.1) позволяет найти величины Дб^ и Дбг.

В связи с рассмотренным подходом к учету концентрации напряжений в методике МЭИ можно сделать ряд замечаний,

Использование зависимости (1;7) для расчета эффективного коэффициента концентрации в случав упруго-пластического деформирования требует дополнительного экспериментального подтверждения, так как указанная зависимость учитывает влияние градиента напряжения и предназначалась для случая упругого циклического нагружения. Одним из соображений в пользу этого заключения может служить то, что при малоцикловой усталости предполагается наличие в зоне концентрации развитой пластичности, что означает резкое уменьшение градиента напряжений.

2. Расчет коэффициента концентрации температурных напряжений ^Уа по формуле (1.8) может привести к парадоксальным результатам в случае (Т- ,, - Т)-** 0. что вполне может иметь место в действител!

X .л. ности при соответствующей форме температурного поля.

Кроме того, использование зависимостей типа (1.8) для некоторых видов температурных полей может приводить к результатам, когда К^г. 4 I и деже ^ 0, что противоречит самой идее концентрации напряжений. Более того, применительно к температурным напряжениям^ вызывает сомнение оправданность введения понятия коэффициентов концентрации напряжений и деформаций, которое больше подходит к случаю механического нагружения;

При решении температурных задач, если базироваться на зависимости (1.9) или (1.10), имеет смысл перейти от комплексов типа &Сн и Фи » представляющих по сути дела некоторые условные упругие деформации и напряжения, непосредственно к значениям этих параметров <5^акс и ^^макс* Расчет указанных величин может производиться либо численным методом, либо с использованием имеющихся аналитических решений /29/.

При таком подходе зависимость (1.10) будет иметь вид:

Д^ = С^с ~ СМАКС ) (6»АКС - 6МАИС) (1.11) где £ макс» £ткс' 6 макс' ^шкс ~ У^вные упругие напряжения в корне концентратора в начале рассматриваемого этапа неизотермияеского нагружения и в текущей точке.

Г.4. Расчет долговечности и суммирование повреждений при термоусталости

1.4.1. Основные положения методики МЭЙ расчета долговечности Расчет термической усталости деталей турбин включает в себя расчет двух основных компонентов повреждений: от малоцикловой усталости и от ползучести. При этом в методике МЭИ используется гипотеза линейного суммирования повреждений от этих факторов:

А/ Г1 =А/о1 (1.12) где //""■*■ - мера повреждения за цикл;Л/~* - повреждение от МЦУ; с/1 - повреждение от ползучести.

В свою очередь, расчет N0 производится по зависимостям (1.3) или (1.4), а повреждение от ползучести определяется соотношением Г

Л = ] -¿~ (1.13)

• 'р где ¿р - время до разрушения, зависящее от напряжения и температуры; ¿Гц - длительность цикла.

В общем случае известно, что суммирование повреждений от ползучести и МЦУ не линейно, и оба этих процесса влияют друг на друга /30-33/. Однако в настоящее время имеется недостаточное количество экспериментальных данных о разрушении материала при одновременном воздействии указанных факторов; а большой разброс свойств обусловливает трудность получения количественных характеристик. Это объясняет тот факт, что большинство современных методик расчета исходит из гипотезы линейного суммирования повреждений с введением некоторого коэффициента запаса. Подробный анализ работ на эту тему приведен в работе /15/;

Применительно к роторам, следует отметить, что для них наиболее характерным является наличие релаксации остаточных напряжений в корне .тепловой канавки, причем этот процесс идет тем интенсивнее; чем выше уровень этих напряжений. Если же учесть, что большинство переходных режимов современных паровых турбин, осуществляемых без нарушения технологии^ характеризуются относительно небольшими разностями температур в роторах, а значит и малыми остаточными напряжениями /22/; то можно в первом приближении сделать вывод о слабом влиянии процессов ползучести и релаксации на термоусталость матерала роторов в корне концентраторов.

Если принять данное предположение, то при отсутствии в цикле ползучести расчет ведется в следующей последовательности:

1) решением термоупругой задачи определяются номинальные напряжения и деформации и их интенсивности;

2) для каждого момента времени определяются условные упругие напряжения в опасной точке и соответствующие им деформации, а также интенсивности ^умакс и £/макс;

3) по изменению &¿^lЛSKG определяются точки реверса нагрузки;

4) по соотношениям (1.10) или (Г.II) и (1.1) определяются соответствующие размахи истинных напряжений и деформаций в опасной точке Дб; и А^;

5) определяется расчетное число циклов до разрушения А/0 для данного размаха деформаций и соответствующая поврежденность Л/ При использовании указанной процедуры существенными являются следующие моменты,

1. Методика МЭИ использует слабую зависимость прочностных свойств турбинных материалов при МЦУ от температуры во всем диапазоне, характерном для современных паровых турбин. Это положение нашло свое отражение в использовании обобщенных кривых малоцикловой усталости, построенных по результатам испытаний при разных температурах. Правомерность такого подхода подтверждается использованием статистических критериев при обработке ряда экспериментов, а обоснование его содержится в работе А.Д.Трухния /15/,

В том случае, когда экспериментальные данные по конкретной стали сильно ограничены, методика МЭИ рекомендует использовать для оценки усталостной прочности кривую, полученную для максимальной температуры рабочего цикла детали. Имеется в виду, что полученные в этом случае оценки идут в запас прочности;

2, Неизотермичность процесса нагружения деталей турбин подразумевает при проведении расчетов наличие сетки циклических кривых деформирования для разных температур, В общем случае эти кривые должны быть получены экспериментально. Однако решение этой проблемы может быть значительно упрощено при использовании универсальных координат. В работе /34/ содержится предложение о введении единой универсальной кривой деформирования, которое базируется на предположении о независимости от температуры отношения дв= Б/дб^; Как показывают опыты, в большинстве случаев для турбинных материалов в соответствующем диапазоне температур это допущение является оправданным /15,20/; В этом случае универсальные координаты имеют вид:

1.14) а соотношение (1.1) преобразуется к виду: ле = дб* +-Д6"1

1.15)

При этом имеется в виду, что показатель упрочнения /71 не зависит от температуры.

Использование соотношения (Г.15) позволяет по результатам циклических испытаний при одной температуре Т построить кривые деформирая, как правило, имеется в справочной литературе /35/.

1.4.2. Суммирование повреждений

Выше уже отмечалось, что при работе турбины в переменном режиме отсутствует строгая повторяемость однотипных режимов. Кроме того; сами режимы существенно отличаются друг от друга. Например, разгрузка-нагрузка в ночной период вызывает совсем другое температурное, а значит и напряженно-деформированное состояние ротора," по сравнению с режимом пуска-останова.

При расчете долговечности детали весьма существенным является вопрос о суммировании повреждений от МЦУ, которое, в соответствии с методикой МЭИ, производится линейно. Это означает, что если имеется к блоков нагружения, расчетная долговечность на каждом режиме составляет циклов, а количество циклов в ¿'-ом блоке /I , то суммарное повреждение определяется соотношением: рования для любой другой?; если известна зависимость

Г.16)

При разрушении <//= I. В данном случае в качестве меры повреждения выступает относительная наработка П> ///. Сама структура соотношения (1,16) подразумевает наличие в процессе нагружения замв кнутых циклов деформирования, минимальное число которых в С -ом блоке не может быть меньше I. Такой подход носит название правила линейного суммирования (ШЕС) или правила Майнера, который впервые сформулировал его; исходя из энергетических соображений /36/;

К настоящему моменту рядом исследователей предпринимались попытки экспериментальной проверки сцраведливости соотношения (1.16). Следует отметить, что приводимые в литературе данные по этому вопросу часто оказываются весьма противоречивыми, относятся к материалам разных типов и получены при разных методиках эксперимента.

В частности, в работе /37/ приведены данные о трехблочном программном нагружении нержавеющей аустенитной стали А1$1 347 при 350°С, в соответствии с которыми; отклонение от НЛС составило ¿12$, что соответствует естественному разбросу свойств этого материала;

Эти данные подтверждаются результатами проведенных,в Японии исследований /38;39/ относительно возможности использования ШЮ для оценки долговечности материала при двухступенчатом нагружении, хотя авторы оговариваются, что при сложном нерегулярном нагружении надо вводить некоторые дополнительные константы.

Однако в работе /40/, где речь идет об испытании углеродистой стали повторяющимися блоками случайных размахов деформаций, результаты экспериментов позволяют утверждать о сцраведливости НДС при оценке долговечности образцов. Испытания проводились при 20°С.

Несколько отличные от приведенных результаты были получены В.М;Филатовым при испытании на программное неизотермическое упруго-пластическое нагружение образцов из стали Х18Н9Т /41/; Испытания проводились на установке типа пресса Коффина, а программа включала в себя опыты с однократной сменой нагрузки и с чередованием блоков с двумя уровнями размахов деформаций* "Результаты показали, что в случае однократной смены нагрузки при использовании в качестве первого блока режима с меньшим размахом деформаций (тренировка) сумма повреждений по зависимости (1.16) колебалась от 0,91 до 2,0, а цри перегрузке соответствующе значения находились в интервале от 0,8 до 1,53; что указывает на наличие некоторого эффекта упрочнения при тренировке (рис.1.6). и программном нагружении в виде чередующихся блоков суммирование повреждений было близко к линейному, и значение суммарного повреждения колебалось от 0,81 до 1,52 в зависимости от соотношения размеров блоков. Кроме того, на основе проведашх опытов отмечается;-что рассеяние результатов при программном нагружении уменьшается по сравнению с регулярным.

Тот факт, что однократное изменение нагрузки вызывает отклонение от ПЕС, причем перегрузка снижает общую долговечность, а тренировка повышает, подтверждается данными, приведенными в работах А.Н.Романова; Н.Д;Соболева, а также некоторых зарубежных исследователей /42-47/. В работах А.Лоу /48,49/, посвященных изучению поведения алюминиевого сплава, указывается, что при двухступенчатом нагружении значения относительных долговечностей колебались в пределах от 0,71 до 0,89; причем испытания проводились в широком диапазоне по числу циклов^

Наряду с рассмотренными, в литературе встречаются данные, свидетельствующие о том; что для некоторых материалов при нерегулярном нагружении НДС может давать сильно завышенные значения долговечности /50-52/. В частности; в работе Адамса /52/ имеются данные о программных испытаниях образцов из сплава Ть-6А£-4\/, имитирующих процесс деформирования материала авиационного ГТД при различных режимах по

Результаты испытания образцов из стали 12Х18Н10Т двух партий по сложной программе У

О-С£3—I

Рис* 1.6 лета; Б результате получено, что при некоторых режимах нагружения отклонение экспериментального числа циклов до разрушения от полученного по ШЮ составляло 2 раза не в запас надежности (рис.1.7).

В тех случаях, когда ШС дает заведомо неверные результаты', некоторыми исследователями предлагается использовать нелинейные зависимости для накопления повреждений в виде где оС - показатель нелинейности, характеризующий данный материал и режим нагружения,

В работе /53/дается механистическое объяснение зависимости (1.17), которое состоит в том^'. что циклы с большими напряжениями вызывают большее число микротрещин, а следующие за ними циклы с низкими уровнями напряжений вызывают ускоренное их развитие, а значит и накопление повреждений! Однако следует отметить, что соотношения типа (1.17) требуют для своего использования в расчетах знания дополнительных констант, определяющих характер изменения показателя нелинейности в зависимости от параметров цикла деформирования для данного материала. Для определения этих констант необходимо проводить специальные методические опыты. Одна из возможных экспериментальных методик приведена в работе /52/.

Оценивая имеющиеся в литературных источниках данные по нерегулярному циклическому упруго-пластическому нагружению металлов, легко заметить отсутствие единого подхода к оценке эффекта нелинейности накопления повреждений; Однако такой подход, основанный на теории структурных параметров, был разработан А;Г!Костюком в работах /54,55/. Этот подход создает необходимые предпосылки для расчета долговечности при любой программе нагружения как для много-, так

1.17)

Результаты испытания образцов из сплава Т1-6А£-4\/ по сложной программе

-Л/с

4-Ю

2-Ю

О' о э7 оо°/ О о о

А о /о па % / и о > г □□ / а о / /

Л/э л II1I юъ 2-Ю 4-10' а) многоступенчатое блочное нагружение; б) имитация режимов работы газовой турбины: о - линейное суммирование - нелинейное суммирование

Рис. 117 и для малоцикловой усталости в сочетании с ползучестью, причем ПЕС получается как частный случай. При всей обоснованности и эффективности указанной теории необходимо отметить, что при ее разработке был выдвинут ряд гипотез и предположений, основанных на имевшихся к тому времени экспериментальных фактах, а проверка основных результирующих соотношений производилась на ограниченном числе опытных данных. Это говорит о том* что для использования указанной теории при оценке термической прочности деталей паровых турбин необходимо осуществить дополнительные исследования в рамках упомянутого метода структурных параметров, В частности, надо провести эксперименты; направленные на выяснение характера суммирования повреждений от термоусталости при многократной смене нагрузки;

Использованный А.Г.Костнжом энергетический подход; основанный на измерении или математическом описании работы по пластическому деформированию материала за всю историю нагружения, представляется физически обоснованным. Аналогичный подход встречается и у других исследователей /56^-59Д Однако, как отмечается в работах /58,60/, использование энергетического критерия разрушения затрудняется тем; что для каздого конкретного материала нет постоянного значения рас-сеяной энергии, при достижении которого происходит разрушение.

Следует, правда, отметить; что данные, приведенные в работе Кардена /59/; свидетельствуют о том, для исследованного никелевого сплава кривая зависимости числа циклов до разрушения от работы пластической деформации за цикл имеет в логарифмических координатах наклон -I. Кроме того, экстраполяция этого графика на число циклов /V = 0,5 хорошо согласуется со значением рассеяной энергии при испытании на разрыв. Все это свидетельствует о том, что полная энергия разрушения для данного материала есть величина постоянная.

Наличие противоречий в вопросе о суммировании повреждений при нерегулярном малоцикловом нагружении требует дополнительных исследований, причем эксперименты необходимо проводить для того класса материалов^ который представляет наибольший интерес для оценки прочности паровых турбин; так как имеющиеся данные часто относятся к специальным сплавам; которые по составу и свойствам значительно отличаются от используемых в паротурбостроении материалов';*

1.5'; Проблемы эксплуатационного контроля повреждений деталей паровых турбин

Состояние проблемы оценки термоусталостной прочности деталей паровых турбин в настоящее время таково; что имеются все предпосылки для создания счетчика ресурса; работающего в эксплуатационных условиях. В основе такого счетчика должны . лежать расчетные методы и реализующие их вычислительные устройства, позволяющие на основе непрерывного измерения некоторых параметров работы турбины определять соответствующее исчерпание долговечности^ В качестве таких параметров могут выступать, например, температура и давление пара в лабиринтовом уплотнении; в зоне которого на роторе имеются концентраторы напряжений в виде тепловых канавок. При этом термонапряженно состояние ротора определяется по модели его прогрева^ которая может быть физической или математической, Выбор модели црогрева определяет собой тип соответствующего устройства; которое может представлять собой как аналоговую; так и цифровую вычислительную машину."

В настоящее время ряд зарубежных фирм предпринимают попытки создания соответствующих устройств /61-65/. Так фирма ВВС создала счетчик ресурса /61/, в котором в качестве показателя накопления повреждений рассчитывается эквивалентный срок службы, а в качестве показателя качества ведения режима выводится коэффициент удельной поврежденности, показывающий, какому числу часов работы при расчетной нагрузке эквивалентен I час работы в данном режиме; При этом предполагается, что основная доля повреждений вносится процессом ползучести.

Западногерманская фирма разработала счетчик, позволяющий дифференцировать составляющие повреждений от ползучести (длительная прочность) и от термической усталости^ Основными датчиками являются термометрический зонд и датчик давления; Если рабочая температура детали не превышает 400°С, то составляющая от ползучести не учитывается. Разработанный счетчик предназначен для контроля ресурса роторов и корпусов паровых турбин, его основу составляет свободно программируемая мини-ЭВМ, содержащая процессор, аналого-цифровой преобразователь входной информации; сигнализатор отказов, печатающее устройство и цифровые индикаторы повреждений. Принцип работы при рачете повреждения состоит в том, что при термоусталости запоминается наибольшее и наименьшее значение эффективной разности температур ДТЭКВ в пределах цикла, начало и конец которого определяется по изменению знака производной А Т. Число циклов до образования трещины определяется по размаху эквивалентных упругих деформаций, соответствующих измеренным разностям температур. Эффективная разность температур дТ . оцределяется как разность среднеинтегрально-го значения измеряемых температур по толщине детали и температуры на обогреваемой поверхности.

Следует отметить, что использование цифровой вычислительной техники способствует высокой разрешающей способности при расчете повреждений; Для счетчика фирмы К минимально е приращение повреждения от термоусталости за цикл может составлять величины порядка Ю""5; На рис.1.8 приведена схема алгоритма расчета накопления повреждения от тершусталости по методу фирмы ЮМИ^ а на рис. 1.9 приведены результаты оценки исчерпания ресурса материала стопорных

Алгоритм расчета схеме фирмы К У/и повреждений от термоусталости по Г

Ту Т

1 1 лТ- 7- 7> АТмокс п нет цикл у Вершен) да

Определение, д I лТж& у л Тмин / I нет

Роънаэс. температурные дефсуэнаций д£т

Расчет /V

Расчет & Т измерение исходных. Величин лТ/нокс/оТ/чин, л^,

Обработка исходной информации I 1 л

Регислфоция |

5г т N температура обогреваемой поверхности; среднеинтегральная температура детали; число циклов до образования трещины; повреждение за цикл

Рис. 1.8

Суммарное исчерпание ресурса корпусов стопорного клапана (I) и ЦВД (2) по данным счетчика ресурса фирмы КМУ я * « \ ч.

-- V

IV V V! VI» VIII /X X X/ XI/ / // /// IV V /// //// ть

99,6

99,Ь

99,2

По

98,8

91,6

9Ч 4

Ый

Рис; 1.9 клапанов, полученные с помощью разработанного счетчика;

Рассмотренная схема работы счетчика повреждений является в настоящее время наиболее типичной. Аналогичные устройства созданы в Японии /64/ на ряде блоков, оснащенных достаточно крупными ЭВМ, предназначенными для информационных целей. Кроме того^ в США на фирме Дженерал Электрик запатентовано аналоговое устройство, специально предназначенное для контроля за выработкой ресурса ротора турбины /65/; Температурное поле ротора определяется на основе показаний термопары'; фиксирующей изменение температуры металла обогреваемой поверхности корпуса в контролируемо®; зоне. Накопление повреждений за цикл определяется по размаху температурных напряжений;

Необходимо отметить, что во всех рассмотренных устройствах ресурс детали рассчитывается до появления трещин на обогреваемой пове! хности в зоне концентрации напряжений. После исчерпания ресурса деталь предлагается или заменять или ставить .на усиленный контроль /66/; Существенным является также тот факту что суммирование повреждений от термоусталости осуществляется линейно,' а для компенсации имеющейся нелинейности предлагается принимать предельное значение суммарного повреждения равным не I, а 0^75 /66/

В СССР также ведутся работы, направленные на создание счетчика ресурса. Так, в ВТИ им. Дзержинского под руководством А.Ш.Лейзе-ровича разработано устройство для контроля за прогревом роторов (УКПР) /67,68/; Это устройство реализуется методами аналоговой вычислительной техники. Для моделирования процесса прогрева ротора производится измерение температуры и давления пара, омывающего ротор в зоне ожидаемого образования наибольших температурных напряжений. На рис. 1.10 показана принципиальная функциональная схема УКПР. Назначение отдельных элементов схемы заключается в следующем;

Нелинейные преобразователи (I) реализуют зависимость числа Ъ1

Функциональная схема УКПР

I - нелинейные преобразователи; 2 - сумматор; 3 - блок умножения; 4 - интегратор; 5 - инерционные звенья; 6 - регистрирующие приборы

Рис. 1.10 от давления греющего пара Р. Елок умножения (3) дает на выходе значение теплового потока С^- В^(ТС - Тд), где Тс - температура греющего пара; Тд - температура поверхности ротора; полученная на выходе всего устройства." Собственно модель прогрева ротора состоит из интегрирующего звена (4) и инерционных звеньев (5). На выходе устройства получаются значения среднеинтегральной температуры по радиусу ротора Т и среднеинтегральной разности температур^ Т=ТД - Т,: которые выводятся на показывающие и регистрирующие приборы (6) и могут быть использованы для текущего контроля за качеством ведения режимов работы турбоагрегата• Рабочий макет УКПР успешно прошел промышленные испытания на нескольких турбинах К-300-240 ЛМЗ, а в дальнейшем планируется развернуть серийное производство таких устройств и оснащение ими новых турбин для ТЭС и АЭС;

Совершенно очевидно, что УКПР является той базой, опираясь на которую можно создать счетчик ресурса для роторов мощных паровых турбин; Необходимо только дополнить функциональную схему УКПР соответствующим блоком, обеспечивающим по полученным значениям температур расчет напряженно-деформированного состояния металла ротора и расчет накопленных повреждений. В основе такого расчета должна лежать обоснованная и экспериментально проверенная методика^' Опираясь на рассмотренный ранее опыт зарубежных фирм, можно констатировать, что в современных условиях наиболее рациональным путем при создании блока расчета повреждения является использование цифровой вычислительной техники. В качестве математического обеспечения необходимо иметь программу; осуществляющую проведение основных этапов методики расчета и отличающуюся небольшим объемом, который позволит реализовать ее на станционных ЭВЙГшш на специальных мини-ЭВМ; входящих в качестве одного из блоков в состав счетчика термоусталостного ресурса, ^ г.--

1.6. Цели и задачи работы

Проведенный краткий обзор проблем, связанных с термической усталостью деталей паровых турбин, а также с вопросами расчета повреждений позволяет сделать ряд выводов.

В настоящее время проблема термической усталости деталей паровых турбин является одной из самых актуальных. Особенно это относится к роторам в связи с отвественным назначением этой детали и высокой вероятностью возникновения в ней трещин от термоусталости;

Из имеющихся методов расчета на термическую усталость метод МЭИ является наиболее экспериментально обоснованным и внутренне непротиворечивым, что позволяет принять его за основу при оценке ресурса деталей паровых турбин. Однако ряд его положений нуждается в уточнении^ а сам он - в дополнительном экспериментальном дополнении для больших баз по долговечности.

Одним из неясных вопросов является вопрос о суммировании повреждений от термоусталости при нерегулярном нагружении. Он особенно важен для оценки ресурса деталей паровых турбин, работающих в режиме регулирования нагрузки. Имеющиеся литературные данные по этому вопросу являются противоречивыми и не могут служить основой для определенных выводов.

В настоящее время назрел вопрос о создании счетчика ресурса роторов паровых турбин, основой для такого счетчика могут послужить разработанные в ВТИ и прошедшие эксплуатационную проверку устройства для контроля за прогревом роторов УКПР. Одним из этапов создания такого счетчика является разработка программы для ЭВМ; обеспечивающей на основе выходных данных УКПР расчет напряженно-дсформированного состояния материала ротора в опасных зонах и оценку остаточного ресурса.

Целью настоящей работы является создание методики расчета деталей паровых турбин на термическую усталость при нерегулярных циклических упруго-пластических нагружениях, ее экспериментальное обоснование и приложение к расчету исчерпания малоциклового ресурса роторов паровых турбин, а также получение характеристик роторных сталей в широком диапазоне по долговечности, обеспечивающих практическую возможность использования разработанной методики.

Для выполнения поставленной задачи необходимо провести следующие исследования:

1. Получить и обобщить характеристики малоцикловой усталости роторных сталей ЭИ-415 и Р2М при повышенных температурах на больших базах по числу циклов, характерных для условий работы материала роторов современных турбин.

2. Осуществить экспериментальную проверку методики расчета деталей турбин на термическую усталость при больших долговечностях.

3. Сформулировать методику расчета деталей паровых турбин на термоусталость в условиях нерегулярного нагружения.

4. Выполнить экспериментальную проверку сформулированной методики расчета.

5. Разработать программу для ЭВМ для проведения расчетов термоусталостной прочности роторов паровых турбин, работающих в переменных режимах, которая могла бы совместно с УКПР послужить основой при создании автоматического счетчика ресурса.

Экспериментальная база работы - машина программного нагружения (МЛН) и высокочастотная установка (ВЧУ) кафедры паровых и газовых турбин (ПГТ) МЭИ, а также данные ВТИ по эксплуатации установки для контроля за прогревом роторов (УКПР) на блоках с турбинами К-300-24С Расчетно-теоретическая основа - методика МЭИ расчета долговечности деталей, работающих в условиях малоцикловой усталости и ползучести при наличии концентраторов напряжений, и программа для ЭВМ, созданная на базе этой методики и предназначенная для оценки термической усталости турбинных роторов.

ГЛАВА 2. ХАРАКТЕРИСТИКИ РОТОРНЫХ СТАЛЕЙ ПРИ МАЛОЦИКЛОВОЙ УСТАЛОСТИ В УСЛОВИЯХ ПОВЫШЕННЫХ ТЕМПЕРАТУР В ДИАПАЗОНЕ 100-50000 ЦИКЛОВ ДО РАЗРУШЕНИЯ

5.4. Выводы

1. Разработана программа для ЕС-ЭВМ на алгоритмическом языке ФОРТРАН, позволяющая по заданным граничным условиям теплообмена на поверхности ротора рассчитывать температурные поля в роторе и напряженно-деформированное состояние в концентраторах на его поверхности.

2. По результатам расчета могут быть построены диаграммы деформирования материала ротора в наиболее опасных местах для любой сколь угодно сложной программы нагружения.

3. Разработана методика автоматизированного расчета накопленных повреждений при нере1улярном деформировании.

4. Оценка термической прочности роторов турбин К-300-240 ЛМЗ, работающих в недельном графике покрытия переменной части нагрузки, показала, что при реальных режимах разгрузки-нагрузки и пуска-останова в концентраторах на поверхности роторов возникают циклические упруго-пластические деформации, которые мозут привести к образованию трещин.

5. Сложный характер циклического нагружения материала роторов свидетельствует о необходимости учета эффекта нелинейного суммирования повреждений от разных циклов нагружения, который приводит к сокращению рассчетного рерурса по сравнению с линейной теорией.

6. Созданная методика и программа расчета мо1ут в совокупности с имеющимися устройствами для контроля за прогревом роторов послужить основой при создании автоматического счетчика ресурса деталей паровых турбин, работающих в переменном режиме.

ЗАКЯЮЧЕНИЕ

Излояешые в диссертации исследования позволяют получить следующие выводы:

1, На основе экспериментальных исследований на термическую и малоцикловую усталость моделей элементов турбин и материалов их роторов и теоретического обобщения имеющихся методов расчета деталей паровых турбин на малоцикловую усталость получено новое решение задачи о прогнозировании малоциклового ресурса роторов при нерегулярном нагружении.

2, Выполнены исследования малоцикловой усталости роторных сталей Р2МА и ЭИ-415,, включающие изучение циклической нестабильности и статистическое обобщение закономерностей разрушения и деформирования этих материалов на базе 100-50000 циклов. Получены деформационные и прочностные характеристики роторных сталей при высокотемпературной малоцикловой усталости. Большой экспериментальный материал, использованный при обобщении, дает возможность надежно использовать детерминистический и статистический подходы при оценке малоциклового ресурса роторов,

3, На основе статистического анализа результатов проведенных испытаний модельных дисков с воспроизведением основных факторов, определяющих малоцикловую долговечность роторов, на базе 100 -50000 циклов подтверждена справедливость и высокая точность методики МЭИ прогнозирования, малоцикловой долговечности роторов,

4, Исследование поведения роторных сталей в условиях нерегулярного малоциклового нагружения при высокой температуре показало, что их деформационные характеристики при регулярном и нерегулярном нагружении совпадают и поэтому при расчетах роторов при нерегулярном нагружении могут использоваться стандартные кривые циклического деформирования.

5. На основе экспериментальных исследований на термическую усталость моделей и роторных материалов и статистического анализа установлено, что правило линейного суммирования повреждений при нерегулярном нагружении не выполняется. На основе метода структурных параметров сформулированы основные положения феноменологической теории нелинейного суммирования повреждений в материале от малоцикловой усталости при нерегулярном нагружении. Разработана методика экспериментального определения характеристик нелинейности, учитывающая влияние неизотермичности и концентрации напряжений на долговечность. Получены характеристики нелинейности роторных сталей.

6. На основе проведенных исследований и экспериментов сформулирован алгоритм расчета малоцикловой долговечности роторов паровых турбин, работающих в переменных режимах. Разработана программа на языке ФОРТРАН, с помощью которой выполнена оценка малоциклового ресурса роторов турбин К-300-240 ЛМЗ, работающих по недельному графику регулирования нагрузки.

7. Проведенные исследования и разработки в целом создают теоретическую основу для создания автоматизированного счетчика ресурса деталей паровых турбин, работающих в переменном режиме,

1. Энергетика СССР в I98I-I985 годах / П.К.Аксютин, Г.А.Веретен-ников, М.С.Воробьев и др. Под ред. А.Н.Некрасова и А.А.Троицкога- Энергоиздат, M., I98I.-352C.

2. Кириллин В.А. Создание маневренного оборудования для обеспечения эффективного покрытия графиков нагрузок. Теплоэнергетика, 1982, #6, с.2-3

3. Мосеев Г.И., Рубин В.Б. Научно-технические задачи в области повышения маневренности ТЭС. Теплоэнергетика, 1982, Л6,с.4-6

4. Чернедкий Н.С., Плоткин Е.Р. и др. Исследование причин образовав ния трещин на внутренней поверхности ЦВД турбин K-200-I30 и разработка рекомендаций по их предотвращению. Отчет ВТИ, арх.8477, 1970, 99с.

5. Авруцкий Г.Д., Гинзбург Э.С. Обобщение данных о надежности корпусных деталей и режимах эксплуатации турбин мощностью 100-200 МВт после 80-100 тыс.час. работы. Отчет, apx.Jfe 10689, индекс МТ-635, ВТИ, M., 1977, 105с.

6. Spenser R.c.Jlmo J). Р. Starting and goading of-forge sUam tur Senes. Proc. Mmer. РоиГег. Conf. Chicago7 vo6,36, Щ WW, p.p. 5Ц-524

7. Бэрри, Джонсон. Предотвращение растрескивания роторов паровых турбин, вызываемого циклическими температурными напряжениями.- Энергетические машины и установки. 1964, ЖЗ, с.169-180

8. Mí^aharaS., Experience and Point of vietf aèout present W 4и tu re turé in e and Qtnerator rcéors .„ #0¿or For g. TurSù?es dnd Générai. Provint. Workshop, РабоАНо, Catij., Sept., SâBO," л/euf York e.<z.} m¿ -Я/it

9. Scholinèer^r H\t Schaden, cen, emem tyCAChtfeLJbteri J)ampJturS¿nen£au/er, Maschinens,cha ai en,, /974} 47 s/s>â, S.200-22Í

10. Timo 2>.Р Designing t¿/r¿cne co/n/^onent for feuy-eye fe fatigue. Thermal Stresses ало/ T/termaâ Fatigue . ¿fonc/on,97/, pp. 455-469

11. Расчет на малоцикловую усталость деталей паровых стационарных турбин. РЖ 108.021.103-76, ШО ЦКТИ. 1976

12. Трухний А.Д. Прогнозирование малоциклового ресурса материалови деталей паровых турбин и разработка рекомендаций по повышению их маневренных характеристик. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук. - М.: МЭИ, 1983 , 462с.

13. Костюк А.Г., Трухний А.Д. Методика расчета деталей турбомашин на термоусталость. Тезисы докладов Всесоюзной научной конференции "Современные проблемы энергетики и электротехники". М.; МЭИ, 1972, с.104

14. Трухний А.Д., Мичулин В.Н. Экспериментальная проверка методики расчета деталей энергетического оборудования на термическую усталость. Теплоэнергетика, 1978, Ш, с.50-54

15. Трухний А.Д., Мичулин В.Н. Экспериментальная проверка методов оценки долговечности роторов, работающих в условиях термической усталости. Теплоэнергетика, 1978, №10, с.25-28

16. Мартынов Ю.Д. Термоусталостная прочность корпусных деталей паровых турбин. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. М.: МЭИ, 1980, 278с.

17. Костюк А.Г. Динамика и прочность турбомашин: Учебник для студентов вузов по специальности "Турбиностроение". М.: Машиностроение, 1982. - 264с., ил.

18. Лейзерович А.Ш., Трухний А.Д., Кочетов A.A. Влияние качества управления переходными режимами энергоблока на малоцикловую повреждаемость металла ротора турбины. Теплоэнергетика, 1983, Я6, с.13-18

19. Confe Д.j fi/owack И, Verification of a A/ea^er Sasec/nrtc/> anoftsCs Sy /he com pan ¿on specimen method. /97SyS£S/$ Spreng Л/ее/, <?//icago (/!/) Exper. Hec/>. </7f /977, pp. S7-63

20. Поведение стали при циклических нагрузках. Под ред. проф. В.Да-. ля. Пер. с нем., М.: Металлургия, 1983 , 568с.

21. Гейтвуд Б.Е. Температурные напряжения. М.: Издат. иностранной литературы, 1969

22. Зенкевич 0. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1974

23. Нейбер Г. Теория концентрации напряжений в призматических стержнях, работающих в условиях сдвига, для любого нелинейного закона, связывающего напряжения и деформации. Сб. переводов "Механика", 1961, М, с.48-62

24. Хейвуд Р.Б. Проектирование с учетом усталости. Пер. с англ. -М.: Машиностроение, 1969, 503с.

25. Кабелевский М.Г. О концентрации тепловых напряжений возле полуэллиптической выточки. Машиноведение, Ji6, 1976, с.54-59

26. Туляков Г.А. Термическая усталость в теплоэнергетике. М.: Машиностроение, 1978, 199с.

27. Damer R.} ôuchmayr ô., Thomas 6.3. The ¿nfâuence of creep on t/ie high temperature cycfiic ¿¿Je of JA/752 LC„ High Temp. JâCoys fas Tun Sines, </в8Л, Proc. Conf. Jiiège, 4-6 okt.t mi , Dordrecht e.a./982., pp. S4T-SÔO

28. Костюк А.Г. Нестационарная ползучесть и пластические деформации в лопатках при переходных режимах газовой турбины. Доклады НТК МЭЙ за 1964-65 гг., M.: 1965: с.281-291

29. Свойства сталей и сплавов, применяемых в котлотурбостроении. РТМЦКТЙ. Ленинград, 1968, ч.1, П, Ш

30. Miner MA.,Cí/muáat¿tre fatigue damage. do¿/rnaá ofpp&ed Mechanics? /945, 67, л/*/2, pp. /59-/6y

31. Balduin So к об CofJini.F. Cycùc strain fatigue studcM on, ЛIST type, 347 St a, ¿néess ¿tee£. „Proceedings of ifa JStm/

32. Kikuka,*rœ Mojono M., MùsogucAi Г. 7Ы efjec-t о/pouter sptctrunv on, ite fatigue iùfe under псспаом €oad¿m „ ôuecetin of VSme" /97</, S4, л/о 72} pp. €о/- 60¿

33. Hikukauld М., jo/го м. Сита^аШ-е сСа,т,а,дг сииС 4гШщof pta&tic streunen /ugh икоС ¿otf eye ¿е- fatigue.

34. MechanicaC SehaiTLor с/ Materials. P*oc. aftoe Int Conf.on,1. ATc£fi/7Zir6o/: ГЧ J

35. Poc&k. y.j K6&sm,e м. AfCifocyteoircL иг?ыг<г f>h promennych, OMft&tLui&cSi zbtezofarti/¡/¿¿косонога CL i/ysokoeykSoftL

36. U/VW MQterCaüc, kastovy , 4918, эчН-34/H

37. Филатов B.M. О накоплении повреждений при термической усталости. В кн.: Сопротивление деформированию и разрушению при малом числе циклов нагружения. - М.: Наука, 1967, с.119-125

38. Weiss l/.fSess£er У.&., Рьсктыш Р. Effect of ¿егепяС рШ-wdes*s он, ¿otf fäi^vc fotuurior.,, Mio- Mefa&urgiU ms, H, №, fi.fi. №9-W

39. Романов A.H. Накопление повреждений при малоцикловом нагружении. Проблемы прочности, 1975, М, с.21-27

40. Романов А.Н. Энергетические критерии разрушения при малоцикловом нагружении. Сообщение I. Энергия разрушения при малом числе циклов нагружения. Проблемы прочности, 1974, И, с.3-10

41. CL ¿¿оу м 95 êeiween /0 cmd /о то&ол, <#?иг/м£ qftht ZOyAÙ tfefon¿U(,¿¿6A¿ &>C¿-6Úf/r

42. Малзоп, S.S., Hatford- Pr¿utcca¿ Zmp&/r7e,a¿A¿¿o/i»f tht X>ou,6€¿ ¿¿лесы J?a,/nag¿ Ruá, cwd Cunte Jlfórotzcfz for Treccéí/t^. Cusr?c¿ea,t¿$t P&tùfcce Эсшсфс, to dftftea-r ¿n- „Tntev/tcvéLo/гаЛ &игпЛС sf Pracà//?e

43. CotiseDonner Л SúcU¿$>¿¿caJ£y JpproJbr¿/Uc Pom ^ Miners Pnoc. qf S^/njbo^ùMyv cm Methods ft, Pr&oUUùhfy Meuten С ûl Ztfe с/г Fatc'^uc, Dec.SÚ79tJhj¿ America Society rf MetM*ùMl En^hurs, NedYork}¿ds:

44. Oôt&rcfren, И/.У, ViiKibbhicucL УЛ., f>f>.2M-¿b4

45. Marco S. My Stan key w.L. A Concept of Pvt¿$u¿ Мт&дг. Trans. MME, vot. ?t9 №4 ,tft,A

46. Костюк А.Г. 0 деформаций и разрушении кристаллического материала при сложной программе нагружения. ПМТФ, 1967, №3, с.67-73

47. Костюк А.Г., Хватан A.M. 0 влиянии ползучести на разрушение при малоцикловой усталости. В кн.: "Прочность при малом числе циклов нагружения". М. : Наука, 1969, с.246-252

48. Москвитин В .В. Пластичность при переменных нагружениях. М.: МГУ, 1965, 263с., ил.

49. Shóntáoní F., 04 ataja у. CjfC&k plastic, streun, energyand W-cucä> fA&put strength of tUcJeei-cAnOmt ûtM>. „ ÖLlketCrt &SME* S№, M, A/o^^.p. ms-tZ9i

50. Коффин Л.Р. 0 термической усталости сталей. В кн.: "Жаропрочные сплавы при изменяющихся температурах и напряжениях". М.-Л., Государственное энергетическое издательство, I960, с.188-258

51. Карден A.B. Термическая усталость никелевого сплава. Теоретические основы инженерных расчетов, 1965, Ш, с.286-296

52. Krctsft werks tec/tnik, /977, vot. ht A/03} s. /55- /5963. ¿oreck R. Ms. Dz G-erá¿ - eine Moa-tio/ikeíé zw7i arUjMltLLltr ъ/сиЫышс^ von Ъ cwipf гиг Si/ten. V&£>-КгфывгкьисШк, 49П, vtf.â?7A/o3} sJV-455

53. NùcfbwbrcL S., м&йи,ти,па, С/., NbkaÀa, А. AfptôuUùon of proteo control ¿omputenS to thermal jboirfor pùifUs. „ HUaclU Revue/ S9781 vol. 2Vt /ЪЪ- m

54. Murphy Ю., Ç-onyta, U.c. Metod a*id аррм&й/г Jor determining rotor -à'fe expended. General £€ectri Co. fat. A/404ôOO2t 9 0/ л/з/оо.

55. Helêercjjir £>., Klepper H.} lotizl И/у Re¿nhctrc¿konsetpuemea aus df befenscù&ctêruferwachun^

56. Sowie A/ach,ru$tubgsmcLSrQ,h/r>en S¿¿ älteren ШтрШг#сгеа. V&ß-Kr^aJ ¿ werkte с h ni к f /985,

57. Дейзерович А.Ш., Иванов Б.Д., Веденицын Ю.Н. и др. Промышленные испытания макета устройства для эксплуатационного контроля за прогревом роторов мощных паровых турбин. Теплоэнергетика, 1978, Ш1, с.40-43

58. Плоткин Е.Р., ДейдеровичА.Ш. Пусковые режимы паровых турбин энергоблоков. -М.: Энергия, 1980. 192с., ил.

59. Трухний А.Д., Соколов B.C., Хватан A.M., Мартынов Ю.Д. Экспериментальная установка для исследования термической усталости материалов. Труды МЭИ "Проблемы совершенствования и исследования турбомашин", вып. 273, М., 1975, с.98-101

60. Хватан A.M., Шаманин В.А. Фотоэлектронный тензометр для измерения деформаций при высоких температурах. Заводская лаборатория, №9, 1973, C.II94-II95

61. Балина B.C., Хейн Е.А., Житкявичене В.П., Медекша Г.Г. К рао-чету роторов турбин на циклическую долговечность. Проблемы прочности, 1982, J£8, с.98-102

62. Трухний А.Д., Мартынов Ю.Д., Гинзбург Э.С. и др. Малоцикловая прочность роторной стали Р2М в исходном состоянии.- Теплоэнергетика, 1982, М, с.35-37

63. Исследование металла роторов. Работа I2II06/0-III06. Отчет НПО ЦКТИ, Ленинград, 1982

64. Исследование характеристик малоцикловой усталости роторных стагсталей. / А.Г.Костюк, А.Д.Трухний/. Отчет по научно-исследовательской работе $ У72957, М.: МЭИ, 1982

65. Балина B.C., Митрофанов Е.А., Хейн Е.А. и др. Исследование малоцикловой усталости роторной и корпусной сталей. Тепло* энергетика, 1981, Ж2, с.50-52

66. Трухний А.Д., Мартынов Ю.Д., Гинзбург Э.С. и др. Исследование сопротивления малоцикловой усталости металла ротора длительно работавшей турбины. Теплоэнергетика, 1982, Ж5, с.57-60

67. Определение полей температур и деформаций для расчета несущейспособности элементов конструкций (метод конечных элементов). Руководящий технический материал. Государственный институт машиноведения им.А.А.Елагонравова, М., 1978, 217с.

68. Плоткин Е.Р., Израилев Ю.Л., Лубны-Герцык АД. Концентрация температурных напряжений в роторах паровых турбин. Материалы Всесоюзного симпозиума по малоцикловой усталости при повышенных температурах. Вып. I, Челябинск, 1974, с.129-141

69. Анализ влияния переходных режимов на повреждаемость роторов ЦВД и ЦСД турбин К-300-240 ЛМЗ /Кочетов A.A., Лейзерович А.Ш., Сывороткин Е.В., Трухний А.Д./. Отчет по научно-исследовательской работе. Арх. № II950, ВТИ МЭИ, 1981

70. Трухний А.Д., Мичулин В.Н., Мартынов Ю.Д. Исследование малоцикловой усталости и кратковременной ползучести роторной стали ЭИ-415. Теплоэнергетика, ЖО, 1975, с.25-28

71. Мэнсон С. Температурные напряжения и малоцикловая усталость. -М.: Машиностроение, 1974, 344с.

72. Дульнев Ф.А., Котов П.И.Термическая усталость металлов. -М.: Машиностроение, 1980, 200с., ил.

73. Болотин В.В. Статистические методы в строительной механике. -М.: Стройиздат, 1965, 279с.

74. Математическая статистика. Под ред. проф. А.М.Длина. М.: Высшая школа, 1975, 398с., ил.

75. Пустыльник Е.И. Статистические методы анализа и обработки наблюдений. М.: Наука, 1968, 288с.

76. Д.Б.Оуэн. Сборник статистических таблиц. М.: Вычислительный центр АН СССР, 1973, 586с.

77. Термонапряженное состояние роторов турбины К-800-240-3. / Г.Д. Авруцкий, Д.Х.Краковский, В.И.Нахимов и др. Теплоэнергетика, 1982, М, с. 17-20