Турбины паровые стационарные. Нормы расчета на прочность хвостовых соединений рабочих лопаток

OTP

ТУРБИНЫ ПАРОВЫЕ СТАЦИОНАРНЫЕ

НОРМЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ХВОСТОВЫХ

СОЕДИНЕНИЙ РАБОЧИХ ЛОПАТОК

ОСТ 108.021.07—84
Издание официальное
УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ указанием Министерства энергетического машиностроения от 25.12.84 № АЗ-002/9672
ИСПОЛНИТЕЛИ: Ч. Г. МУСТАФИН, канд. техн, наук (руководитель темы);
д. ю. соколов
(Є Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энер­гетического оборудования им. И. И. Ползунова (НПО ЦКТИ), 19-86.

УДК 621.165:539.4-2

ОТРАСЛЕВОЙ СТАНДАРТ

ТУРБИНЫ ПАРОВЫЕ СТАЦИОНАРНЫЕ

НОРМЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ

ХВОСТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАБОЧИХ ЛОПАТОК

Министерства энергетического машиностроения от 25.12.84 № АЗ-002/9672 срок введения
с 01.01,86
Настоящий отраслевой стандарт распространяется на хвостовые соединения рабочих лопаток вновь проектируемых стационарных энергетических паровых турбин.
Стандарт устанавливает методы расчета на статическую прочность и запасы прочности Т-образ- ных, одно- и многоопорных грибовидных и вильчатых хвостовых соединений рабочих лопаток, выпол­ненных согласно ОСТ 108.260.06—79, ОСТ 108.261.01—79 —ОСТ 108.261.07—79.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Расчет на прочность хвостовых соединений рабочих лопаток при работе турбин в базовом ре­жиме разделяется на основной и поверочный (рекомендуемое приложение).
1.2. Основной расчет производится на всех стадиях проектирования по номинальным напряже­ниям в опасных сечениях хвоста лопаток и ободов дисков.
Поверочный расчет рекомендуется выполнять на стадиях технического >и рабочего проектирова­ния для уточнения коэффициентов запаса длительной прочности, полученных в основном расчете. Он включает уточненный анализ упругого напряженного состояния и расчеты ша ползучесть и длитель­ную прочность с учетом концентрации напряжений.
1.3. Расчет на статическую прочность дисков и роторов паровых турбин производится в соответ­ствии с ОСТ 108.020.109—82.
1.4. Расчет на малоцикловую усталость хвостовых соединений рабочих лопаток паровых турбин производится в соответствии с РТМ 108.021.103—76.
1.5. Расчет на прочность елочных хвостовых соединений рабочих лопаток паровых турбин произ­водится в соответствии с РТМ 108.022.102—77.
1.6. Коэффициенты запаса прочности определяются по наименьшему значению предела текучести (приведенному в действующих технических условиях), когда отсутствует ползучесть металла, и по наименьшему значению предела длительной прочности, когда проявляется ползучесть.
1.7. В поверочном расчете для высокотемпературных ступеней, когда проявляется ползучесть ме­талла, приняты коэффициенты запаса длительной прочности по эквивалентному напряжению и по не­сущей способности; значения эквивалентного напряжения и несущей способности могут быть опреде­лены как расчетным, так и экспериментальным путем. Величины коэффициентов запаса длительной прочности установлены на основе:
обобщения опыта эксплуатации высокотемпературных хвостовых соединений рабочих лопаток па­ровых турбин, наработавших 200 тыс. ч;
экспериментального определения остаточного ресурса после 150 тыс. ч работы;
непосредственных длительных испытаний моделей ободов дисков на базе 90 тыс. ч.
При расчетном определении коэффициентов запаса длительной прочности по эквивалентному на­пряжению и по несущей способности необходимо, чтобы значения длительной прочности и изохрон­ные кривые ползучести металла были получены при- испытаниях образцов, изготовленных из заго­товок одной плавки при одновременной термообработке или из заготовок с одинаковым уровнем ис­ходных механических свойств металла (близкие значения о0.2, Ов, 5, ф, КС).
Перепечатка воспрещена
1.8. Условные обозначения:
С — равнодействующая центробежных сил (ЦБС) частей конструкции, вызывающая растяжение в расчетном сечении детали, Н;
С( — равнодействующая ЦБС частей конструкции, вызывающая изгиб в расчетном сечении дета­ли, Н;
Р—нагрузка, действующая на одну опору многоопорного грибовидного соединения, Н;
R — реакция в сопряжении заплечников, Н;
1П— момент сопротивления расчетного сечения, мм3;
t — размер одного шага хвостового соединения, мм;
с02 — условный предел текучести материала, МПа;
ст(п—предел длительной прочности материала, полученный при испытании гладких цилиндрических образцов, МПа;
=„ р — номинальное рабочее напряжение растяжения в расчетном сечении детали, МПа;
<?нп — номинальное наибольшее рабочее напряжение изгиба в расчетном сечении детали, МПа;
=сум — номинальное суммарное напряжение в расчетном сечении детали, МПа;
Ссм — номинальное напряжение смятия на контактных поверхностях, МПа;
аэ — эквивалентное напряжение, МПа;
п — коэффициент запаса прочности.

2. ОСНОВНОЙ РАСЧЕТ

2.1. Т-образное хвостовое соединение (черт. 1)
2.1.1. Суммарные напряжения растяжения и изгиба в сечении I—I хвоста лопатки
Схема Т-образного хвостового соединения

®сум — $н.р —$H.H , (1 ')

где Он.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС части лопатки выше сечения I—I; °н.,| = °н.и + °н и — номинальные напряжения изгиба от действия ЦБС профильной части лопатки (о^ „) и от паровых усилий (ой „)•
2.1.2. Суммарные напряжения растяжения и изгиба щеки в сечении 1—I обода диска
0сум — $Н.р—Н $Н.И« (2 ■ )
* Формулы используются и при определении напряжений в сечениях хвостовых соединений с верховой посадкой (од­ноопорных грибовидных).
Здесь Он.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС лопатки с хвостом и части обо­да выше сечения I—I с коэффициентом 2/3;
Мг — Мп С, R
' где Wc = -у- 4 ’■ = R + °’5Лз)-
2.1.3. Реакция заплечиков при наличии зазоров 6 в сопряжении вычисляется по формуле
_6 К^С_
К\ Ку 2
Если зазор 6 не более 0,03 мм, то расчет проводить при 6 = 0.
Полный зазор
8 §ТЄХН I -темп
где 6техн — технологический зазор (6техн от Одо 0,035 мм); 6темп— температурный зазор; бтемп = = (ал— ад) (Т— 20)а/2. Здесь ал, ад— коэффициенты линейного расширения материалов лопатки и диска (у применяемых в настоящее время материалов ал<ад); Т — рабочая температура, °С.
В существующих хвостовых соединениях при температурах 510—520°С и зазоре 6техн = 0,035 мм полный зазор 6<0,02 мм.
Критический зазор 6Кр (полное раскрытие заплечиков под действие»м ЦБС) рассчитывается по формуле (3) при R = 0. Для хвостового соединения с отношением 77/6^2,5
Ki—jyUh+Ml - Л) + ч4-13] + 0,5 [Х? + >1(1 - Л3)]}; (4)
/<2=-^^(1-П (5)
В приведенных формулах безразмерные величины:
)_2Л,4-Лз. у _ 2H + h3 ' у h3 . у _ йз . V _/4=0,5/13. г В. _ 0,6
1 ’ 2— Ь ’ 3— ft’ ’ ~ Z/-4- 0,5й3» °— Ь ' G/E-
Для хвостового соединения с отношением /7/6 >2,5
-А3) + >4]; (6)
^=-^(1-Р). (7)
Экспериментально измеренные реакции заплечиков в плоских моделях Т-образных хвостовых соединений составляют:
7? = 7?/С = О,165 при 26/</ = 3,0 (77/6 = 1,47; В/Ь= 1,33; hylb = 0,8)-,
R = R/C = 0,135 при 26/d= 1,0(77/6=4,40; В/6 = 2,00; /і,/6 = 2,4).
2.1.4. Напряжения смятия на опорных поверхностях определяются по формуле
а = а' 4-а’ (8)
где <т'м— номинальные напряжения смятия от действия ЦБС; <т'м—номинальные напряжения смя­тия, вызываемые изгибающим моментом от парового усилия,
2.2. Многоопорные грибовидные хвостовые соединения (черт. 2, 3)
2.2.1. Номинальные напряжения растяжения в сечениях грибка II—II обода диска где С — ЦБС рабочей лопатки с хвостом и части грибка с коэффициентом 0,7^а^0,8.
2.2.2. Суммарные напряжения растяжения и изгиба в сечениях III—III или IV—IV щек хвоста лопатки
асум — ан.р 4- ан н.
где (тн.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС части лопатки выше сечения III—III или IV—IV; <Тн.и=сг“эг——номинальные напряжения изгиба от действия ЦБС профильной части лопатки и от паровых усилий.
2.2.3. При принятом равномерном распределении ЦБС по опорам двухопорного хвостового со­единения (Р = С/4) составляющие номинального наибольшего напряжения изгиба вычисляются по фор­мулам:
в сечении III—III
аизг _ В (а2 + а3) . RK, .
в сечении II—II
2.2.4. Напряжения изгиба в сечениях щеки трехопорного хвостового соединения при аналогичных условиях распределения нагрузки по опорам (Р= С/б) определяются по формулам:
в сечении IV—IV

в сечении III—III

в сечении II—II
Рал аизг — _Щ_ . С Ц7 >
2.2.5. Реакция заплечиков в хвостовом соединении вычисляется по формулам: в двухопорном
Я = 4 4 [(*! - А|) а, + Щ - Л2) (а2 + а3)]; (16)
До
в трехопорном Ч Р
R = 4 4 [(^ - Щ <h + (Л2 - А2) (а2 + а3) + (% - А2) (а4 + а, + а6)]. (17)
Экспериментально измеренные реакции заплечиков в плоских моделях грибовидных хвостовых соединений составляют:
/? = 7?/С = 0,12 — в двухопорных с профилями № 1701, 1702, 1703, 1704 при Л/с? = 2,58;
7? =/?/С = 0,06 — в трехопорных с профилями № 1801, 1802 при A)d= 1,96.
2.2.6. Напряжения смятия на опорных поверхностях
о = а 4-а
см см 1 см
где <тсм— номинальные напряжения смятия от действия ЦБС; а”м — номинальные напряжения смя­тия, вызываемые изгибающим моментом от парового усилия.
2.3. Вильчатые хвостовые соединения (черт. 4)
2.3.1. Геометрические соотношения размеров вилки хвоста с центральным расположением отвер­стия, наиболее близкие к оптимальным, находятся в пределах: А//ц = 0,45-4-0,55; 0,40-4-0,45.
Схема вильчатых хвостовых соединений

Суммарные напряжения растяжения и изгиба в сечении I—I хвоста лопатки
°сум — °н.р ”1“ ан.и, (19)
где Он.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС части лопатки выше сечения I—I; ан.и=а„и — стни —номинальные напряжения изгиба от действия ЦБС профильной части лопатки (%н) и от паровых усилий (о'и).
2.3.2. Номинальные напряжения растяжения в сечениях II—II обода диска
Зн.р = СF,
где С — ЦБС рабочей лопатки и части обода с коэффициентом 2/3.
2.3.3. Напряжение среза заклепок
4С
т = тл,
птъа.2
где п — число рядов заклепок; т — число плоскостей среза заклепок.
2.3.4. Напряжение смятия вилок хвоста и обода
_ С
Зсм «Лем ’
где п — число рядов заклепок; FCM — суммарная площадь смятия вилок хвоста или обода.
2.4. Замковые лопатки
2.4.1. Замковые лопатки (черт. 5) практически не отличаются от рабочих лопаток с вильчатыми хвостами, и расчет на прочность их хвостов должен выполняться по формулам п. 2.3.
2.4.2. Замковые лопатки или замковые вставки (см. черт. 5) при плотной пригон