WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Вторым этапом является моделирование реального расположения трещины и ее ориентации в осевом шпоночном пазу с использованием метода подконструкций. Согласно этому методу формируются расчетные схемы осевого шпоночного паза с трещиноподобными дефектами четвертьэллиптической формы в плане. При построении расчетных схем определяется топология сетки конечных элементов в области выхода трещины на свободные поверхности паза и устанавливается сходимость решения.

Третий этап состоит в определении упругопластических напряжений и коэффициентов интенсивности напряжений (КИН) вдоль фронта несквозной трещины в осевом шпоночном пазу. Ввиду отсутствия каких-либо аналитических решений для уголковых трещин, в качестве модельных представлений о распределении напряжений по фронту полуэллиптических трещин и для расчетов упругопластических КИН предлагается модель, подобная модели Хатчинсона - Райса - Розенгрена (ХРР-модель). Согласно этой модели упругопластические поля напряжений в области вершины трещины, нормированные на предел текучести материала 0, описываются уравнением:

a ~ r n+ = Ki r (;n), r = sin e + cos2 e, (1) ij ij a c Ki где – упругопластический КИН; r – расстояние от фронта трещины, нор~ мированное на полудлину или глубину трещины;

(;n) – трансверсальные ij безразмерные функции напряжений; - полярный угол; n - коэффициент деe формационного упрочнения; - параметрический угол эллипса; а, с - размеры полуосей трещины. Для определения компонент левой части уравнения (1) использован МКЭ, с помощью которого получены значения полных FEM FEM напряжений. Далее с учетом рассчитываются безраз (x, y, z) (x, y, z) ~ ( ; n) ij мерные полярные распределения функций напряжений, входящие в (1). При этом для узлов концентрических окружностей, расположенных в различных сечениях по фронту трещины, производятся перевод компонент напряжений из глобальной декартовой системы в полярную систему координат и нормировка на предел текучести материала. В результате по полученным значениям полных компонент упругопластических напряжений и ij ~ безразмерных полярных распределений функций напряжений опре (;n) ij Ki деляются упругопластические КИН по фронту трещин.

Четвертый этап состоит в расчете остаточной долговечности на стадии развития повреждений. В соответствии с основными положениями механики разрушения принято, что положение фронта трещины в процессе ее развития соотносится с величиной КИН в каждой точке криволинейного контура трещины. Найденные значения упругопластических КИН используются в модели прогнозирования развития трещин в диске паровой турбины.

Предлагаемая модель роста несквозной трещины в диске паровой турбины под действием эксплуатационных условий нагружения основана на следующих предположениях:

- контур трещины аппроксимируется уравнением четверти эллипса;

- развитие трещины определяется распределением упругопластических КИН вдоль фронта трещины;

- изменение локальных разрушающих напряжений вдоль фронта несквозной трещины пропорционально распределению местных пластических деформаций вблизи криволинейного контура трещины.

Для расчета остаточной долговечности предложена модель, основанная на уравнениях скорости роста трещин, малоцикловой усталости и зоны процесса разрушения:

2 2 2 i l l K - Kth n f th N =, (2) fi j j j j=1 4 E f f j i li где - размер дефекта в направлении нормали к фронту трещины; - размер, - презоны процесса разрушения или приращение длины трещины;

f f, Kth - подельные напряжения и деформации малоциклового разрушения;

th роговые значения номинальных напряжений и КИН;, K - номинальные n f напряжения и текущее значение КИН.

Шаговая процедура расчетов состоит в последовательном определении размера зоны процесса разрушения (приращении длины трещины) вдоль фронта в 90 точках, вычислении скорости роста трещины, интегрировании этого уравнения и определении долговечности N соответствующей данному приращению длины, увеличении размера трещины на величину ее приращения и повторении всего цикла до момента разрушения насадного диска. Таким условием разрушения принято нарушение сплошности диска или достижение размера с полуоси трещины 70-80% от толщины ступицы c = 0.7 0.8t диска t, т.е..

В третьей главе представлены результаты расчета параметров общего и локального НДС насадного диска паровой турбины в исходном и поврежденном состояниях. Апробация предложенного метода оценки НДС и остаточной долговечности насадных дисков турбин с учетом накопленных повреждений и проведенных ремонтных технологий осуществлена в приложении к насадному диску 22-й ступени паровой турбины Т-100-130.

Численные расчеты проведены в программном комплексе ANSYS. Объемная модель диска 22-й ступени была полностью воспроизведена по чертежам завода-изготовителя. Для воспроизведения всех сил, действующих на диск, был проведен ряд расчетов по методике Г. С. Жирицкого. Действие контурной нагрузки от центробежной силы, вызываемой лопатками, модели ровалось приложением распределенных сил к узлам расчетной схемы МКЭ, соответствующим поверхностям заклепочных отверстий в ободе диска. Контурная нагрузка прикладывалась ко всем 37 отверстиям трех проушин вильчатого замкового соединения. Натяг при посадке диска на вал моделировался приложением контактного давления в 50 МПа на внутренней поверхности ступицы диска.

Расчетная схема и фрагменты сетки конечных элементов рассматриваемого в настоящей работе диска представлены на рис.2.

Диск изготовлен из стали 34ХН3М, со следующими основными механическими характеристиками: модуль упругости Е=206 ГПа; коэффициент Пуассона =0.3; удельный вес =7800 кг/м3; коэффициент деформационного упрочнения n=5.89; секущий модуль упрочнения Gt=1490; предел текучести 0=853 МПа.

Рис. 2. Расчетная схема диска 22-й ступени На первом этапе путем вариации размерности конечно-элементной модели за счет сгущения сетки конечных элементов в зонах концентрации напряжений было определено устойчивое решение для размерности конечноэлементной модели в 215 тыс. узлов. На основе выполненных расчетов ус- тановлено, что основной зоной конi(max)=667 МПа центрации напряжений в диске являi(max)=553 МПа ется паз под шпонку, где напряжения i(max)=971 МПа превышают предел текучести материала 0=853 МПа (i(max)>0) (рис.3).

Распределение напряжений и деформаций имеет существенно трехмерный характер, максимум которых реализуется на внутренней поверхности шпоночного паза (рис.4). В поРис. 3. Распределение интенсивности напряжений в диске рядке моделирования реального рас- положения трещины и ее ориентации в осевом шпоночном пазу с использованием технологии метода подконструкций с целью обоснования расчетной схемы в области вершины трещины были построены 6 расчетных моделей, которые различались между собой размером конечных элементов у фронта трещины в радиальном направлении и степенью сгущения сетки конечных элементов к свободным поверхностям.

1.2 1.=0.6, P=50MPa =0, P=50MPa 0.1.0.0.0.0.r=0.r=0.7mm r=1.6mm r=3mm -0.3 0.0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.Рис. 4. Распределения окружной компоненты напряжений в ступице диска Полученные данные по размерности задачи и топология использованы для формирования расчетных схем с четвертьэллиптическими трещинами с размерами полуосей а=5 мм и с=10 мм, а=10 мм и с=20 мм, а также с четвертькруговыми трещинами с размерами полуосей а=с=5 мм и а=с=10мм.

Вершина трещины моделировалась как надрез с конечным радиусом кривизны в вершине трещины =50 мкм. Для качественной оценки перехода от плоского напряженного состояния (ПНС) к плоской деформации (ПД) сделано сгущение сетки конечных элементов в области выхода трещины на внутреннюю и торцевую поверхности паза (рис. 5).

Рис. 5. Расчетная схема осевого шпоночного паза с трещиной На разработанных расчетных схемах проведены серии упругопластических расчетов моделей шпоночного паза с дефектами типа трещин с учетом силовых факторов нагружения насадных дисков в эксплуатации.

Следующим этапом работы являлось определение полярных трансверсальных и радиальных распределений компонент напряжений для различных сечений по фронту трещин на различном удалении от вершины с вариациями размеров и формы трещины. Анализ полученных согласно предложенной ~ методике распределений безразмерных компонент напряжений ij ( ), возни кающих в области вершины трещины в условиях упругопластического НДС, позволил установить следующее: максимум напряжений реализуется по фронту трещины при =5°-45° (рис.6а, б); наибольшее влияние геометрии 2.4 1.a=10mm P=50MPa a=10mm P=50MPa a/c=0.5 R=0.16mm a/c=0.5 R=1.0mm 1.1.1.0.0.0.0.-0.6 -0.-180 -90 0 90 180 -180 -90 0 90 - =0°, - =1.8°, - =5°, - =45°, - =85°, - =89°, - =89.7°, - =90° а) б) 2.4 2.a/c=0.5 = 45 = R=0.16mm R=0.16mm 1.8 1.1.2 1.0.6 0.P=50MPa a=10mm P=0.0 0.a=5mm a=10mm a/c=0.a=5mm a/c=1.-0.6 -0.-180 -90 0 90 180 -180 -90 0 90 в) г) 1.2 1.0 a/c=0.5 a/c=0. = 0 = a=10mm a=10mm P=50МПа P=50МПа 0.8 0.0.4 0.0.0 0.-0.4 -0.-180 -90 0 90 180 -180 -90 0 90 - r=0.16 мм, - r=0.212 мм, - r=0.275 мм, - r=0.4 мм, - r=1.0 мм, - r=1.7 мм д) е) Рис. 6. Распределения окружной компоненты напряжений в сечениях по фронту трещины в зависимости от условий нагружения, геометрии дефекта и расстояния от вершины трещины дефекта и условий нагружения наблюдается во фронте трещины при =0° (рис.6в); наибольшее влияние на распределение НДС в диске оказывает длина дефекта, а не его глубина (рис.6г); имеет место инвариантность угловых распределений напряжений на свободных поверхностях по отношению к форме дефекта, условиям нагружения и расстоянию от вершины трещины (рис.6д, е).

Проведенные численные расчеты насадного диска паровой турбины с внутренней поверхностной трещиной в осевом шпоночном пазу позволили также определить зоны пластических деформаций, возникающие вдоль фронта уголковой трещины под воздействием эксплуатационных условий нагружения.

На основе анализа условий перехода от двухмерного к трехмерному НДС вдоль фронта трещин и изучения влияния вида нагружения и формы трещины на распределение пластических деформаций, возникающих в области вершины, установлено, что: основной эффект изменения пластической области вдоль фронта трещины, т.е. переход от ПНС к ПД сконцентрирован в зоне, близкой к внутренней поверхности шпоночного паза 0°<<5°; область пластических деформаций имеет максимальный размер в направлении 40°<<60° по отношению к плоскости расположения трещины; наибольший эффект влияния условий нагружения на характер распределения пластических деформаций вдоль фронта соответствует геометрии четвертьэллиптической трещины (a/c=0.5).

Полученные трансверсальные распределения компонент упругопластических напряжений были использованы для расчетов упругопластических КИН в области вершины трещины, по которым рассчитывали остаточную долговечность конструкции.

В четвертой главе приведены результаты расчетов силовых и деформационных параметров разрушения для типовых повреждений шпоночного паза для условий нагружения диска в эксплуатации, остаточной долговечности диска паровой турбины с накопленными эксплуатационными повреждениями, а также даны рекомендации по применению ремонтных технологий продольного шпоночного паза.

Анализ полученных в соответствии с общей блок-схемой (рис.1) распределений упругопластических КИН по фронту рассматриваемых трещин позволил установить характер влияния условий нагружения диска в эксплуатации и формы дефекта (рис. 7, где t- толщина ступицы диска, Rв и Rн - соответственно, внутренний и наружный диаметры диска). Для четвертькруговой трещины максимальные значения упругопластических КИН находятся на внутренней поверхности шпоночного паза, а для четвертьэллиптической трещины они располагаются вблизи торцевой поверхности ступицы.

Найденные значения упругопластических КИН в дальнейшем использованы при расчете остаточной долговечности диска паровой турбины на стадии развития повреждений. В результате на основе разработанной модели прогнозирования долговечности получены закономерности изменения по ложения фронта трещины по стадиям циклического нагружения (рис.8) и характеристики длительности роста повреждений при эксплуатационных условиях нагружения для различной формы исходных дефектов (рис.9б).

0.8 0.Р=50МПа Р=50МПа Р=Р=c/t=0.0.7 0.c/t=0.c/t=0.0.6 0.c/t=0.c/t=0.c/t=0.c/t=0.0.5 0.t/Rв=0.708 t/Rв=0.Rн/Rв=2.228 Rн/Rв=2.c/t=0.a/c=1.0 a/c=0.0.4 0.0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Рис. 7. Распределения упруго-пластических КИН по фронту трещин 180 1.a=10 мм 0= a0 c0 = 1.1/5/a0 c = 0.10/120 0.a0 c = 1.1/a[мм] 5/60 0.10/0= a0 c = 0.0 0.0 30 60 90 120 150 180 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.c[мм] c/t Рис. 8. Изменение формы трещины по стадиям роста несквозного дефекта с[мм] K [ м] МПа 2 =10/a0 ca0 cK1C a0 c10/20= 5/5 10/cкр 10/5/1/5/5/1/1/cкр N1кр N6кр 1/10 0.00 0.01 0.10 100 1000 c[м] N[цикл] а) б) Рис. 9. Определение величин критической длины трещины и остаточной долговечности диска Для рассматриваемого диапазона размеров исходных повреждений (а0=210 мм) установлен эффект стабилизации формы трещины вне зависимости от начальной геометрии трещины на уровне =а/с=0.7 (рис.8).

Таблица 1. Значения критических размеров трещин и остаточной долговечности диска а0/с0 1/1 1/2 5/5 5/10 10/10 10/акр 13.08 13.76 12.73 13.40 12.84 13.[мм] скр 12.8 13.4 12.33 18.15 12.03 23.[мм] Nкр 7609 7789 2600 2966 519 [цикл] Nкр 203296 207970 69420 79190 13850 [час] Таблица 2. Варианты ремонтных технологий осевого шпоночного паза Исходная геоi(max) = 971 МПа метрия шпоноч[N]=6850 ц.

Вариант ного паза Дополнительная обработка в уг i(max) = 970 МПа лах паза на глуВариант 2 [N]=6881 ц.

бину 0.8 мм Дополнительная обработка в уг- i(max) = 956 МПа Вариант 3 лах паза на глу- [N]=7352 ц.

бину 2мм, R=5мм Выборка трещи i(max) = 971 МПа ны глубиной 5мм Вариант 4 [N]=6850 ц.

Выборка трещины глубиной 5мм i(max) = 965 МПа с углублением Вариант 5 [N]=7045 ц.

разделки на 1 мм Выборка трещи i(max) = 962 МПа ны глубиной Вариант 6 [N]=7145 ц.

10мм K1c С использованием экспериментального значения критического КИН для стали 34ХН3М определены величины критических длин трещин в зави симости от размеров начальных дефектов (рис. 9а). В свою очередь по критической длине трещины и ресурсным кривым определены значения остаточной долговечности насадного диска в зависимости от размеров и формы начальных эксплуатационных дефектов, которые представлены в табл. 1 и на рис.9.

По значениям остаточной долговечности диска получены аппроксимационные формулы для расчета долговечности для заданных начальных размеров и форм дефектов:

Pages:     | 1 || 3 |



© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.