close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

ОЦЕНКА ПОВРЕЖДЕННОСТИ РОТОРОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ ПАРОВЫХ ТУРБИН ОТ МНОГОЦИКЛОВОЙ УСТАЛОСТИ ДЛЯ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ В СИСТЕМЕ ДИАГНОСТИ

код для вставкиСкачать
ФИО соискателя: Прудников Андрей Алексеевич Шифр научной специальности: 05.04.12 - турбомашины и комбинированные турбоустановки Шифр диссертационного совета: Д 212.157.09 Название организации: Московский энергетический институт (технический универси
На правах рукописи
Прудников Андрей Алексеевич
ОЦЕНКА ПОВРЕЖДЕННОСТИ РОТОРОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
ПАРОВЫХ ТУРБИН ОТ МНОГОЦИКЛОВОЙ УСТАЛОСТИ ДЛЯ
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ В СИСТЕМЕ ДИАГНОСТИКИ
Специальность 05.04.12 – Турбомашины и комбинированные установки
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Москва - 2012
2
Работа выполнена на кафедре паровых и газовых турбин Национального
исследовательского университета «МЭИ»
Научный руководитель:
кандидат технических наук, доцент
Лебедева Александра Ивановна
Официальные оппоненты:
Куменко Александр Иванович, доктор технических наук, доцент, ОАО
"Всероссийский теплотехнический институт", главный научный сотрудник
Кунавин Сергей Алексеевич, кандидат технических наук, доцент, ОАО НПО
«Центральный
научно-исследовательский
институт
технологии
машиностроения», главный научный сотрудник
Ведущая организация: ОАО «НПО Центральный котлотурбинный институт»
Защита состоится «_25 »_мая 2012г. в 15 час. 30 мин. на заседании
диссертационного
совета
Д
212.157.09
при
Национальном
исследовательском университете «МЭИ» по адресу: 111250, г.Москва,
Красноказарменная ул., д.17, кор. «Б» в аудитории Б-407
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ.
Автореферат разослан «24» апреля 2012г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
к.т.н., доцент
А.И.Лебедева
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы. Эксплуатационные режимы турбины, такие как
пуски из различного состояния, сбросы нагрузки, остановы, т.е. переменные
режимы работы вызывают в материале ротора переменные температурные
напряжения. При этом в материале ротора накапливается поврежденность от
малоцикловой усталости. Многоцикловая усталость
появляется при
кратковременных
нерасчетных
режимах
работы
турбины,
сопровождающихся повышенной вибрацией ротора. Известны случаи
появления трещин в роторах высокого давления (РВД) в зоне концентратора
напряжений
обусловленные
сочетанием
высоких
растягивающих
температурных напряжений и переменных механических напряжений от
вибрационной нагрузки.
Наибольшую опасность представляют зоны, в которых возможно
сочетание многих факторов, влияющих на надежность и выработку ресурса.
Такими зонами являются области паровпуска в средней части РВД. Здесь в
области концентраторов напряжений может происходить накопление
повреждений и от ползучести, и от малоцикловой усталости, и от
многоцикловой усталости. Поэтому задача, связанная с разработкой методик
оценки надежности роторов с учетом всех перечисленных факторов остается
актуальной. Методы расчета поврежденности
материала роторов от
малоцикловой усталости и ползучести хорошо известны и используются для
оценки надежности высокотемпературных роторов. К настоящему времени
нет метода оценки поврежденности роторов высокого давления от
многоцикловой усталости.
Значительная часть крупных паровых турбин имеет время наработки
близкое к ресурсу. Поэтому актуальной задачей является уточнение ресурса
РВД за счет учета дополнительной поврежденности от многоцикловой
усталости. Кроме того, расчетные оценки выработки ресурса и остаточной
долговечности роторов часто проводятся на основании режимов
эксплуатации, рекомендуемых инструкциями. Такие оценки проводятся при
проектировании
и
рекомендуются
руководящими
техническими
материалами, как правило, гарантируют высокую надежность с высокими
коэффициентами запаса на весь срок эксплуатации машины. Однако,
реальные режимы эксплуатации зачастую существенно отличаются от
рекомендуемых и являются фактически индивидуальными не только для
каждой станции, но и для каждого турбоагрегата. Это делает актуальным
использовать на основе данных мониторинга работы турбины методику
оценки поврежденности материала РВД с учетом всех повреждающих
факторов, в том числе и дополнительной поврежденности от многоцикловой
усталости.
Актуальным является разработка программы расчета поврежденности
от многоцикловой усталости материала РВД, которая может быть
4
использована как часть системы диагностики, позволяющей оценить общую
поврежденность РВД и его остаточный ресурс.
Объект исследования- роторы высокого давления паровых турбин.
Цель работы:
- На основе имеющихся данных о процессах, протекающих в металле
средней части РВД при эксплуатации разработка метода расчета
поврежденности от многоцикловой усталости для использования в
системе диагностики
- Разработка методики оценки величины статической составляющей
цикла при многоцикловой усталости высокотемпературных роторов,
позволяющей учитывать комплекс геометрических и режимных
факторов
- Получение зависимостей сопротивления усталости роторных
сталей от температуры, масштабного фактора, концентрации
напряжений и асимметрии цикла, отвечающих условиям
эксплуатации РВД мощных паровых турбин и получение
зависимостей для
оценки параметров усталостной кривой,
отвечающей долговечности до зарождения трещины, для материала
РВД с учетом эксплуатационных факторов.
- На основе разработанных зависимостей оценить поврежденность
материала РВД турбины К-800-23,5-5 в зависимости от условий
эксплуатации и геометрии концентратора напряжений.
- Оценить поврежденность материала РВД турбины К-300-23,5 от
многоцикловой усталости при участии турбины в регулировании
частоты и мощности энергосистемы.
Достоверность
и
обоснованность
результатов
работы
обеспечивается использованием в методике расчета проверенных практикой
математических зависимостей и алгоритмов, которые апробированы на
отдельных задачах, отвечающих расчету напряжений, действующих на
поверхности ротора в зоне концентратора напряжений и расчету
сопротивления многоцикловой усталости; подтверждением полученных
результатов данными эксплуатации РВД крупных паровых турбин
Научная новизна диссертационной работы состоит в следующем:
1.На основе имеющихся данных о процессах, протекающих в
металле средней части РВД при эксплуатации разработан метод расчета
поврежденности от многоцикловой усталости
2.Выявлены зависимости сопротивления усталости роторных
сталей от температуры, масштабного фактора, концентрации напряжений и
асимметрии цикла, отвечающие условиям эксплуатации РВД мощных
паровых турбин и приведена оценка параметров усталостной кривой,
отвечающей долговечности до зарождения трещины, для материала РВД с
учетом эксплуатационных факторов.
3.С помощью расчетно-теоретических исследований выявлены
условия возникновения поврежденности от многоцикловой усталости в
5
материале РВД крупных паровых турбин
Практическая ценность и использование результатов работы
Полученные в работе результаты имеют важное практическое
значение. С помощью разработанного метода можно рассчитать
поврежденность
от
многоцикловой
усталости
в
металле
высокотемпературных роторов крупных паровых турбин в зависимости от
геометрии концентратора напряжений и режимов эксплуатации.
Программа, написанная по данной методике, позволяет
использовать ее как часть системы диагностики при оценке общей
поврежденности, накопленной в материале ротора, и остаточного ресурса
ротора.
На основе разработанного метода расчета проведена оценка
поврежденности от многоцикловой усталости материала РВД турбины К800-23,5-5 в зависимости от условий эксплуатации и геометрии
концентратора напряжений. Для зоны задней галтели диафрагменного
уплотнения первой ступени РВД получены значения предельных амплитуд
напряжений
в
зависимости
от
геометрических
характеристик
рассматриваемого участка РВД и режима изменения параметров пара,
позволяющие выявить уровень амплитуды напряжения, выше которой
необходимо учитывать повреждѐнность от многоцикловой усталости
Для РВД турбины К-300-23,5 при участии турбины в регулировании
частоты и мощности энергосистемы получено, что изменение температуры
пара на поверхности ротора на величину равную или меньшую 20 0С в
режиме АВРЧМ практически не вносит поврежденность от многоцикловой
усталости в металл РВД.
Личный вклад автора заключается в:
- выполнении обзора и анализа литературных данных и обосновании метода
решения поставленной задачи;
разработке методологии и алгоритма расчѐта повреждѐнности от
многоцикловой усталости РВД в зоне концентратора напряжений
- создании программы расчета поврежденности роторов высокого
давления паровых турбин от многоцикловой усталости;
- проведении численного эксперимента по оценке поврежденности роторов
высокого давления паровых турбин К-800-240-5 и К-300-240 от
многоцикловой усталости
Результаты работы докладывались:
- на 15-17 международных научно –технических конференциях студентов и
аспирантов « Радиотехника, электротехника и энергетика», МЭИ, Москва,
февраль 2009-11 г.г.
- на семинаре сектора прочности кафедры Паровых и газовых турбин
НИУМЭИ, 03 апреля 2012 г.
- на заседании кафедры Паровых и газовых турбин НИУМЭИ, 10
апреля 2012 г.
6
Публикации. По теме диссертации было опубликовано 2 научные
статьи в рецензируемых журналах и 3 доклада на международных научнотехнических конференциях.
Автор защищает разработанный метод оценки поврежденности
материала роторов высокого давления от
многоцикловой усталости;
результаты расчетно-теоретических исследований, их обобщение и
рекомендации по снижению поврежденности материала РВД от
многоцикловой усталости
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения,
четырех глав, заключения по работе, перечня использованной литературы,
который включает в себя 81 наименование. Работа изложена на 131 странице
машинописного текста, иллюстрируется 41 рисунками, и содержит 12
таблиц.
ОСНОВНОЕ СОЖЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.
Во введении обосновывается актуальность темы диссертационной
работы, формулируется цель, актуальность и научная новизна.
В первой главе представлен обобщенный анализ как дефектов,
явившихся причиной отказов турбин, так и дефектов, выявленных в процессе
плановых ремонтов и не вызвавших отказов. В качестве источников
информации при анализе и обобщении данных использованы акты
расследования технологических нарушений в работе электростанций,
отчетные документы по выполнению капитальных ремонтов паротурбинных
установок; проанализированы причины отказов более чем 800 турбин
мощностью 100-800 МВт разных типов и разных заводов-изготовителей за
10-летний период эксплуатации.
Отмечено, что отказы паровых турбин из-за появления трещин в
роторах или разрушение роторов малочисленны, но имеют самые серьезные
последствия для турбины и станции в целом.
Повреждѐнность высокотемпературных роторов паровых турбин от
малоцикловой усталости исследована в работах Трухния А.Д., Коржа Д.Д.,
Резинских В.Ф., Авруцкого Г.Д. Результаты оценки повреждѐнности
высокотемпературных роторов паровых турбин от ползучести приведены в
работах ЦКТИ. Анализ причин появления трещин в РВД крупных паровых
турбин в зоне паровпуска из-за совместного действия температурных
растягивающих напряжений и переменных механических (вибрационных)
напряжений приведен в работах Куменко А.И., Коржа Д.Д., Резинских В.Ф,
Авруцкого Г.Д.
Показано, что, например, режимы принудительного расхолаживания
турбины с повышенными скоростями снижения температуры пара вызывают
на поверхности ротора высокие растягивающие напряжения, которые в
сочетании с переменными напряжениями от вибрационной нагрузки могут
вызвать накопление поврежденности от многоцикловой усталости при
асимметричном цикле нагружения. В связи с фактами появления трещин в
роторе высокого давления по механизму многоцикловой усталости и
7
наличием условий многоциклового усталостного нагружения в средней
части РВД крупных паровых турбин можно сделать вывод о том, что
наряду с учетом поврежденности от ползучести и малоцикловой усталости,
необходимо проводить оценку ресурса роторов высокого давления с учетом
поврежденности и от многоцикловой усталости.
В связи с этим разработка метода оценки поврежденности РВД от
многоцикловой усталости является достаточно актуальной.
Кроме того, условия работы металла РВД при участии энергоблока в
регулировании частоты и мощности предполагают наличие неограниченного
числа циклов переменных температурных напряжений с малыми
амплитудами при асимметричном цикле нагружения. Поэтому и в этом
случае актуальной является задача оценки поврежденности материала РВД
от многоцикловой усталости.
В настоящее время нет метода оценки поврежденности металла в
наиболее опасной зоне РВД от многоцикловой усталости. Причем этот метод
должен позволять в зависимости от геометрии рассматриваемой зоны РВД и
скорости снижения температуры пара при принудительном расхолаживании
оценить поврежденность при имеющейся вибрационной нагрузке;
скорректировать допустимое число таких режимов расхолаживания при
дальнейшей эксплуатации. Это даст возможность использовать
разработанный метод расчета как составную часть системы диагностики
поврежденности материала РВД.
В заключительной части первой главы сформулированы цели и задачи
настоящего исследования.
Вторая глава посвящена разработке метода оценки накопления
поврежденности от многоцикловой усталости в металле РВД.
Анализ и обобщение данных по напряжениям, возникающим на
поверхности РВД позволяют схематизировать процесс нагружения. На
основании данных по снижению температуры пара у поверхности ротора
можно построить изменение во времени температурных напряжений (рис.1).
а
б
Рисунок 1 Изменение температуры пара в камере регулирующей
ступени tрс(1), мощности турбины Рэ(2) и интенсивности максимальных
температурных напряжений в зоне концентратора напряжений σit (3) . а - при
разгрузке на ночь; б - при останове в резерв.
8
напряжения
К температурным напряжениям на поверхности ротора, вызванным
сменой режима работы турбины, добавляются окружные напряжения на
поверхности ротора, вызванные центробежными силами при вращении
ротора и постоянный фон остаточных температурных напряжений в
концентраторе напряжений. На эти напряжения накладываются переменные
механические напряжения от динамического воздействия вследствие
вибрации (рис.2).
время
Рисунок 2. Программа циклического нагружения материала на
поверхности РВД во времени при переходных режимах со снижением
температуры пара у поверхности ротора.
Здесь σа – амплитуда переменных вибрационных напряжений; σm –
среднее напряжение цикла; σt – температурные напряжения; σω - напряжение,
обусловленное вращением ротора; σосев- осевое напряжение, σit –
интенсивность переменных растягивающих температурных напряжений,
вызванных снижением температуры пара у поверхности ротора, σωокружные напряжения на поверхности ротора вызванные центробежными
силами при вращении ротора.
В процессе эксплуатации происходит изменение среднего напряжения
ассиметричного цикла усталостного нагружения и амплитуды переменных
вибрационных напряжений во времени. Можно представить сложный
процесс нерегулярного нагружения в виде отдельных ступенек (рис. 2), на
которых в запас надежности величина σm постоянна при неизменной
амплитуде напряжений σа.
Строго говоря, накопление поврежденности в материале от
многоцикловой усталости является нелинейным процессом, но при большом
9
числе ступенек изменения нагруженности материала при нерегулярном
нагружении линейное суммирование повреждений дает хорошие результаты.
Суммирование поврежденности металла от многоцикловой усталости
проводится по гипотезе линейного суммирования повреждений:
Ψ=Σ(∆ni/NFi),
(1)
где ∆ni- число циклов нагружения на i-ой ступеньке нагружения с
некоторой амплитудой напряжений σаi при постоянном значении напряжений
σmi. NFi - число циклов до зарождения трещины по усталостной кривой
(линии Френча) при неизменных значениях σаi и σmi за весь процесс
нагружения, отвечающее пятидесятипроцентной вероятности зарождения
усталостной трещины.
Величина суммарной поврежденности от многоцикловой усталости Ψ
должна быть не более 0,1-0,2, поскольку она является дополнительной к
поврежденности от малоцикловой усталости и ползучести.
Для различных условий эксплуатации величина асимметрии нагружения
при многоцикловой усталости материала на поверхности РВД определяется в
основном величиной температурных напряжений, которая зависит от
скорости изменения температуры пара на поверхности ротора и разности
температур пара на поверхности ротора и начальной температуры металла
ротора. Причѐм температурные напряжения, вызванные снижением
температуры пара на поверхности ротора, прибавляются к уже
существующим на данный момент температурным
напряжениям в
рассматриваемой зоне ротора и напряжениям от вращения ротора. Чтобы
выделить ступеньки с неизменным средним напряжением цикла нагружения
(рис.2), необходимо построить процесс изменения интенсивности
максимальных напряжений в зоне концентратора напряжений на
поверхности РВД во времени.
Номинальные температурные напряжения в роторах турбин при
известных значениях температуры пара на поверхности ротора, начальной
температуры металла ротора и скорости изменения температуры пара
определяются по зависимости:
Å t Ò
zí s a,
(2), где
0
1 a
t0
r2
;
; T T0 Ta
0 r2 c
2
Здесь Е – модуль упругости; αt – коэффициент линейного расширения; μ
– коэффициент Пуассона; Т0 – температура пара около поверхности ротора;
Та – начальная температура ротора; а – критерий Био;τ0 – критерий Фурье; α –
коэффициент теплоотдачи на поверхности ротора; λ – коэффициент
теплопроводности материала; r2 – внешний радиус ротора; t0 – время
изменения температуры среды; с – массовая теплоѐмкость материала; ρ –
10
плотность материала, S – приведенные номинальные температурные
напряжения
Предполагается, что температура пара на поверхности ротора меняется
линейно за время t0 и достигает наибольшего значения Т0 max, которое далее
остается неизменным, а температура Та постоянна по сечению ротора.
Рассматривается канавка в роторе РВД между диафрагменным
уплотнением и второй ступенью (рис.3), где в галтели с радиусом ρ2
появилась трещина.
вторая ступень РВД
диафрагменное уплотнение
Рисунок 3. Форма канавки между диафрагменным уплотнением и
второй ступенью РВД.
При неравномерном поле номинальных напряжений zн r максимальные температурные осевые σz max и окружные σɵ max напряжения
для одиночной канавки определяются по зависимостям, приведѐнным ниже.
z max r1 zí r1 K zP 1 0.42 zí r2 0.58 zí r1
(3),
где:r1 – радиус ротора по дну канавки; r2 – внешний радиус ротора до
канавки; KzP – коэффициент концентрации осевых напряжений при
растяжении; σzн(r1) и σzн(r2) – номинальные осевые напряжения σzн в данном
сечении гладкого вала на поверхности (r= r2) и на глубине h при r= r1,
соответственно.
Величина номинальных осевых напряжений σZH(r2) рассчитывается по
зависимости (2) при заданных значениях скорости снижения температуры
пара на поверхности ротора V и величины снижения температуры пара на
поверхности ротора ΔТ.
Зависимости для расчета величин, входящих в (3) приведены ниже.
0.6
K zP 1 h
1
h
2
(4),
где; h r r ;
2 1
0.16 0.16 h
11
Здесь h – глубина канавки; ρ1 и ρ2 - радиусы галтелей Δ – ширина
канавки.
Для определения номинальных температурных осевых напряжений
σzн(r1) на глубине h при r = r1, был принят закон распределения температур
по радиусу ротора в виде:
m
r r 0 (5), где m=2.
T (r ) T (r ) Tr 2
r r 2 0
Таким образом:
Номинальные температурные напряжения на поверхности ротора
σzн(r2) определяются по (2) в зависимости от ∆Т, V, a, τ0.
Максимальные окружные напряжения на дне канавки определяются
следующей зависимостью:
max r1 í r1 k z 1 zí r1
где (7),
r zí r ;
í 1
1
К максимальным окружным температурным напряжениям добавляются
максимальные окружные напряжения от вращения ротора. Номинальные
окружные напряжения от вращения ротора н определяются по следующей
зависимости:
í
2 3 r 2 r 2 1 3 r 2 3 r 2 (8),
1
0
1
0
8
где: r1 – внешний радиус ротора; r0 – радиус внутренней расточки
ротора.
Максимальные напряжения max определяются по зависимости:
max
(9),
í
где 1 K zP 1 .
Осевые номинальные напряжения в роторе zносев , вызванные осевой
силой от перепада давлений на дисках Pzд и осевой силой, возникающей в
рабочих лопатках Pzл от аэродинамической нагрузки, определяются
зависимостями:
zносев 4 Pzд Pzл
d 12 d 02
(10).
12
Максимальные осевые растягивающие напряжения определяются по
следующей зависимости:
Zîñåâ
K îñåâ
(11).
max
ZP ZH
Величина асимметрии нагружения при многоцикловой усталости в
области концентратора напряжений включает в себя осевые и окружные
температурные напряжения, окружные напряжения от вращения ротора и
осевые напряжения. В связи с этим рассчитывается интенсивность
максимальных напряжений с учетом концентрации напряжений itmax .
t 2
imax
z max z2max , (12)
max
max
где
t
max max
max
t
îñåâ
z max z max z max
Таким образом, интенсивность максимальных напряжений itmax
учитывает все виды напряжений, возникающих в канавке ротора.
Для того, чтобы оценить поврежденность материала РВД по
зависимости (1) необходимо определить параметры усталостной кривой,
позволяющие по величине амплитуды номинальных напряжений найти число
циклов до зарождения усталостной трещины. В данном случае необходимо
учитывать влиянии повышенной температуры, концентрации напряжений,
масштабного фактора и асимметрии нагружения на сопротивление
усталости. В настоящее время не существует достаточного количества
экспериментальных данных по испытаниям роторных сталей, таких,
например, как Р2М и ЭИ-415, на многоцикловую усталость в зависимости от
факторов, указанных выше. Поэтому сопротивление усталости ротора может
быть оценено лишь на основе анализа и обобщения известных данных для
этих и аналогичных сталей.
Уравнение усталостной кривой для мноцикловой усталости при
симметричном цикле нагружения гладких лабораторных образцов может
быть представлено в виде:
Nр= N0∙( σ-1/ σа)m
(13),
N ð – среднее число циклов до разрушения, определяемое по
где
кривой регрессии; σа – амплитуда напряжений; σ-1 – предел выносливости
при симметричном цикле нагружения; N0 – точка перегиба усталостной
кривой; m – показатель наклона кривой усталости.
Численные значения параметров усталостной кривой в области
многоцикловой усталости для стали Р2МА при Т=5000С представлены в
таблице 1. Следует отметить, что при температуре 5000С нет выраженного
значения предела выносливости и усталостная кривая имеет два наклонных
13
участка с показателями степени m1 и m2. Поэтому рассматривается
ограниченный предел выносливости при заданном числе циклов.
Таблица1. – Параметры усталостной кривой для гладких образцов при
симметричном цикле нагружения для стали Р2МА при Т=5000С
Предел
Число циклов Показатели наклона кривой
Температура выносливости в
точке
усталости
перегиба
Т, С
-1, МПа
m1
m2
N0
500
269
12,24
63,7
1,7107
Оценка предела выносливости реальной детали проводится с учетом
влияния концентрации напряжений, масштабного фактора, шероховатости
поверхности, асимметрии цикла, частоты нагружения.
Частоты нагружения роторов при многоцикловой усталости от
низкочастотной вибрации практически не сказываются на величине предела
выносливости.
Величина предела выносливости для ротора при наличии
концентратора напряжений для симметричного цикла нагружения и заданной
температуре определяется зависимостью:
σ-1Д= σ-1/К
(14),
где К- коэффициент снижения предела выносливости для реальной
детали;
σ-1- предел выносливости образца при симметричном цикле
нагружения и заданной температуре.
К= (Кσ/ Кдσ)+( 1/ КFσ) – 1
(15)
где Кσ - эффективный коэффициент концентрации напряжений; Кдσ коэффициент, учитывающий влияние масштабного фактора; КFσ коэффициент, учитывающий влияние шероховатости.
Для задней галтели диафрагменного уплотнения первой ступени РВД
теоретический коэффициент концентрации напряжений ασ при изгибе
рассчитывается по зависимости:
3
2
3
1
0.62 r
t r r r
-0,5
t
2
1
1 ασ=
+ 5.8 [1 1 ] 1 + 0.2 (16)
r 2 t
2
2
2
2
2
(
)
где: t r2 r1
Учѐт влияния масштабного фактора и концентрации напряжений при
изгибе производится по зависимости:
Кσ/ Кдσ=2∙ ασ/(1+
-v
)
(17),
где
L
1 L
G
88.3 G
L
G 0
14
Здесь: L - длина окружности для рассматриваемого диаметра вала в мм;
L
G - относительный градиент главного напряжения, мм-1; - относится к
G 0
лабораторному образцу d=7.5 мм; v 0.2 0.0001 â
( в в МПа).
Для оценки влияния асимметрии нагружения на величину
ограниченного предела выносливости σRД можно использовать следующую
зависимость:
2
2
RÄ 1 im 3 im
(18)
1
12 â 2 â
1 Ä где im - интенсивность максимальных напряжений, отвечающая
статической составляющей цикла при усталостном нагружении.
При многоцикловой усталости число циклов до разрушения Nр в
зависимости от амплитуды напряжений σа определятся по кривой Веллера.
Поскольку при высоких температурах эта кривая имеет две ниспадающие
ветви с точкой перегиба при числе циклов N0, то при асимметричном цикле
нагружения детали величина предела выносливости σRД отвечает числу
циклов N0. Уравнения для верхней и нижней ветви кривой Веллера,
соответственно, имеют вид:
Nр= N0∙( σRД/ σа)m1
при σа ≥ σRД
Nр= N0∙( σRД/ σа)m2
при σs ≤ σа ≤ σRД
(19)
где N0=1.7*107 циклов; NS = 1011 циклов;
m1=m1гл/ασ; m2= m2гл; σS=σRД * (N0/NS)1/m2;
Здесь NS - предельное число циклов, которое может реализоваться за
время эксплуатации ротора, σS - амплитуда напряжений, отвечающая числу
циклов NS. Таким образом, можно считать, что амплитуды напряжений
меньшие σS не вносят поврежденность от многоцикловой усталости в
материал ротора.
Число циклов до зарождения трещины Nf в зависимости от амплитуды
нагружения σа определяется линией Френча. При высоких температурах она
также имеет две наклонных ветви. Предполагается, что перегиб линии
Френча также отвечает числу циклов N0 и точка с координатами (σs, Ns)
общая для линий Френча и Веллера. Амплитуда напряжений σRf отвечает
числу циклов N0 по линии Френча. В этом случае зависимости,
описывающие два ниспадающих участка линии Френча имеют вид:
Nf= N0∙( σRf/ σа)mf1
Nf= N0∙( σRf/ σа)mf2
при σа ≥ σRf
(20)
при σs ≤ σа ≤ σRf
где σRf=σS * (NS/N0)1/mf2
Показатели степени в уравнении усталостной кривой (линии Френча)
15
mf1 и mf2 рассчитываются по зависимостям, предложенным в работах
Ивановой В.С.
В третьей главе на основании приведенных выше зависимостей была
проведена оценка поврежденности материала РВД турбины К-800-23,5-5 в
зависимости от условий эксплуатации и геометрии концентратора
напряжений. Рассматривался участок ротора (рис.3) в области галтели
радиусом ρ2.
Оценка влияния средних напряжений цикла на характеристики
выносливости рассматриваемого участка РВД приведена на рис.4.
Многоцикловая усталость в рассматриваемом случае представляет собой
асимметричное нагружение, при котором среднее напряжение цикла
складывается из температурных напряжений, напряжений от центробежной
силы и осевых напряжений, а амплитуда переменных напряжений
определяется вибрационной нагрузкой.
80
σRД σ
Rf
70
σs
σRД, σRf, σs, МПА
60
50
40
30
20
10
0
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
σim, МПА
Рисунок 4. Зависимость ограниченных пределов выносливости σRД, σRf и σs
от величины интенсивности среднего напряжения цикла σim
В зависимости от величины асимметрии усталостного нагружения,
определяемой геометрией концентратора напряжений и режимом снижения
температура пара на поверхности ротора, можно оценить (рис. 4) величины
амплитуд вибрационной нагрузки σа≤, σs, которые не вносят поврежденности
от многоцикловой усталости в материал ротора.
На рисунке 5 показаны усталостные кривые, отвечающие зарождению
трещины в зависимости от значений асимметрии цикла усталостного
нагружения. Таким образом, можно оценить число циклов до зарождения
трещины при различных значениях асимметрии цикла усталостного
нагружения.
16
200
180
1
160
2
3
σa,МПа
140
120
4
5
100
80
6
7
60
40
20
0
4
5
6
7
8
9
10
11
12
log Nf
σs, МПа
Рисунок 5. Усталостные кривые (линии Френча) при различных
значениях интенсивности среднего напряжения цикла σim и коэффициенте
концентрации напряжений ασ =2,738 при σ-1=300,4МПа.
1-σim=0; 2- σim=100 МПа; 3- σim=150 МПа; 4- σim=200 МПа; 5-σim=250МПа; 6σim=300 МПа; 7- σim=350 МПа; 8- σim=400 МПа; 9- σim=450 МПа;
На рисунке 6 приведены зависимости ограниченного предела
выносливости σs от величины и скорости снижения температуры для
геометрии реально существующей канавки при ρ2= 6 мм.
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
V= -1 0C/мин
V= -2 0C/мин
0
20
40
60
80
100
120
∆Т, ̊ С
Рисунок 6. Зависимость ограниченного предела выносливости σs от
величины и скорости снижения температуры при ρ2= 6 мм (ασ = 2,738 ,
Кzp=2,824).
17
Зависимости предельной амплитуды σs от режимов снижения
температуры пара на поверхности ротора позволяют оценить для данного
участка ротора уровень безопасных амплитуд вибрационных напряжений.
Влияние величины коэффициента концентрации напряжений ασ на
ограниченный предел выносливости σs для различных вариантов снижения
температуры пара приведено на рисунках 7 и 8.
45
40
∆Т = 10 0С. ∆Т = 100 0С
35
σs, МПа
30
delT=10
25
∆Т = 20
20
0С
∆Т = 50
0С
delT=20
15
delT=50
10
delT=100
5
0
2,5 2,75 3 3,25 3,5 3,75 4 4,25 4,5 4,75 5 5,25 5,5
ασ
σs, МПа
Рисунок 7. Зависимость ограниченного предела выносливости σs от
коэффициента концентрации ασ при скорости снижения температуры пара
V=-1 0C/мин и различных значениях ∆Т.
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
∆Т = 10 0С
∆Т = 20 0С
∆Т = 50 0С
∆Т = 100 0С
delT=10
delT=20
deT=50
delT=100
2,5 2,75 3 3,25 3,5 3,75 4 4,25 4,5 4,75 5
5,25 5,5
ασ
Рисунок 8. Зависимость ограниченного предела выносливости σs от
коэффициента концентрации ασ при скорости снижения температуры пара
V=-3 0C/мин и различных значениях ∆Т.
18
Зависимости ограниченного предела выносливости σs от коэффициента
концентрации ασ, т.е. геометрии концентратора напряжений в
рассматриваемой зоне ротора,
при различных скоростях снижения
температуры пара и различных значениях ∆Т позволяют оптимальным
образом выбрать радиусы галтелей при реализуемых эксплуатационных
режимах работы РВД.
На основании разработанного метода расчета была проведена оценка
повреждѐнности от многоцикловой усталости РВД турбины К-800-23,5-5 в
зоне задней галтели диафрагменного уплотнения первой ступени при
снижении температуры пара у поверхности ротора на 1000С и скоростях
снижения V=1-30С/мин (табл. 2).
Было получено, что амплитуда переменных напряжений от прогиба
ротора и действия поперечной силы σаэ = 16 МПа не вносит повреждѐнности
от многоцикловой усталости.
Амплитуда переменных напряжений от НЧВ σаэ = 38 МПа для
отдельных режимов снижения температуры пара у поверхности ротора
может приводить к поврежденности от многоцикловой усталости. При
скорости снижения температуры пара у поверхности ротора V=10С/мин,
отвечающей
инструкции
по
эксплуатации,
поврежденность
от
многоцикловой усталости в рассматриваемой зоне РВД накапливаться не
будет. При повышенных скоростях снижения температуры пара следует
учитывать поврежденность от многоцикловой усталости.
Таблица 2 – Оценка поврежденности от многоцикловой усталости для
различных режимов снижения температуры пара у поверхности ротора и
σаэ=38МПа
ΔТ=1000С
V=-1 0C/мин V=-2 0C/мин
V=-3 0C/мин
t
i max
, МПа
σRД, МПа
σRf, МПа
σS, МПа
Nf, циклы
Nfдоп= Nf/2.5, циклы
Ψj=Δnj/ Nfдоп
K=ψМнЦУ/ Ψj при
ψМнЦУ=0,2
142.5
288.94
362.8
51.4
49.6
44.9
Nf>NS
37.3
35.7
32.5
1.122*107
4.486*106
0.00167
29.59
28.17
25.82
2.096*106
0.838*106
0.00895
120
22
0
Величина наибольшей поврежденности от многоцикловой усталости за
весь срок эксплуатации ψМнЦУ принята равной 0,2, т.к. данная
поврежденность является дополнительной к поврежденности от
малоцикловой усталости и ползучести. При этом можно получит допустимое
число ступенек К при таком типе нагружености в рассматриваемой зоне РВД.
19
В четвёртой главе приведены результаты оценки повреждѐнности
материала РВД турбины К-300-23,5 от многоцикловой усталости при участии
турбины в регулировании частоты и мощности.
Проведенная оценка представляет практический интерес, поскольку в
последнее время достаточно много внимания уделяется обеспечению
эффективного участия энергоблоков
большой мощности в режимах
нормированного
первичного
регулирования
частоты
(НПРЧ)
и
автоматического вторичного регулирования частоты и перетоков мощности
(АВРЧМ).
Результаты расчета по разработанной методике показали, что изменение
температуры пара на поверхности ротора на величину равную или меньшую
20 0С в режиме АВРЧМ при наличии статической составляющей напряжений
в зоне концентрации напряжений не сказывается на поврежденности металла
ротора от многоцикловой усталости.
ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ.
1. На основе имеющихся данных о процессах, протекающих в металле
средней части РВД при эксплуатации разработан метод расчета
поврежденности от многоцикловой усталости, который может быть
использован в системе диагностики остаточного ресурса РВД.
2. Предложена методика оценки величины статической составляющей
цикла при многоцикловой усталости высокотемпературных роторов,
учитывающая комплекс геометрических и режимных факторов, в том числе,
величину снижения температуры пара у поверхности ротора и скорость ее
снижения при принудительном захолаживании и других аналогичных
режимах.
3. Выявлены зависимости сопротивления усталости роторных сталей от
температуры, масштабного фактора, концентрации напряжений и
асимметрии цикла, отвечающие условиям эксплуатации РВД мощных
паровых турбин и проведена оценка параметров усталостной кривой,
отвечающей долговечности до зарождения трещины, для материала РВД с
учетом эксплуатационных факторов.
4.На основе разработанных зависимостей проведена оценка
поврежденности от многоцикловой усталости материала РВД турбины К800-23,5-5 в зависимости от условий эксплуатации и геометрии
концентратора напряжений. Выявлены режимы эксплуатации, при которых
возможна поврежденность от многоцикловой усталости в зоне задней
галтели диафрагменного уплотнения первой ступени.
5.Для РВД турбины К-300-23,5 оценка поврежденности от
многоцикловой усталости при участии турбины в регулировании частоты и
мощности энергосистемы показала, что для реальных условий эксплуатации
ротора изменение температуры пара на поверхности ротора на величину
равную или меньшую 20 0С в режиме АВРЧМ практически не вносит
поврежденность от многоцикловой усталости в металл РВД.
20
СПИСОК РАБОТ, ОПУБЛИКОВАННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ
1. Прудников А.А., Лебедева А.И. Оценка поврежденности от
многоцикловой усталости роторов высокого давления паровых
турбин.// Тяжелое машиностроение, 2011 ,№1, с. 22-27.
2. Лебедева А.И., Зорченко Н.В., Прудников А.А.О влиянии на
состояние металла турбины К-300-23,5 многоцикловой усталости
при участии энергоблока в регулировании частоты и мощности
энергосистемы// Электрические станции, 2011, №4, С. 7-10
3. Прудников А.А., Лебедева А.И. Анализ поврежденности роторов
высокого давления паровых турбин. //Радиотехника, электротехника и
энергетика: сб. тезисов докладов 15-й международной научно –
технической конференции студентов и аспирантов, т.3,-М. МЭИ, 2009
4. Прудников А.А., Лебедева А.И. Оценка влияния поврежденности от
многоцикловой усталости на ресурс высокотемпературных роторов
паровых турбин. //Радиотехника, электротехника и энергетика: сб.
тезисов докладов
16-й международной научно – технической
конференции студентов и аспирантов, т.3,-М. МЭИ, 2010
5. Прудников А.А., Лебедева А.И. Оценка поврежденности роторов
турбины К-300-23,5 от многоцикловой усталости при участии
энергоблока в регулировании частоты и мощности энергосистемы.
//Радиотехника, электротехника и энергетика: сб. тезисов докладов 17й международной научно – технической конференции студентов и
аспирантов, т.3,-М. МЭИ, 2011
Документ
Категория
Технические науки
Просмотров
57
Размер файла
963 Кб
Теги
кандидатская
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа