Предельных температур

Интенсивность процесса накопления предельных повреждений в материале детали в значительной мере определяется уровнем накопленного повреждения за один термический цикл. Показательна в связи с этим кинетика повреждений в термоусталостном термическом цикле кромки сопловой лопатки судового двигателя (рис. 8), подверженной действию только циклических термических напряжений [74]. Характерно для термоцикличес-КОГО на^гружения этого элемента несовпадение экстремальных значений напряжений и температуры.

Расположение кривых термической усталости жаропрочных сплавов (см. рис. 4, а, кривые 1—3) также коррелирует с располагаемой пластичностью сплавов: при малых числах циклов, когда удельный вес пластической деформации в цикле значителен и ее роль в формировании предельных повреждений существенна, менее долговечным оказывается и менее пластичный сплав ЭП-220 и, наоборот, при больших числах циклов сплав ЭП-693ВД оказывает меньшее сопротивление термической усталости как обладающий несколько меньшей кратковременной прочностью.

Приводятся современные представления по оценке предельного состояния материалов и элементов конструкций по разрушению на стадии возникновения трещин в связи с формой и длительностью циклов термомеханического нагруже-ния, учитывающие роль знака упругопластической деформации в высокотемпературной части термического цикла на формирование уровня предельных повреждений. ' •' '. -

Предлагается деформационно-кинетическая трактовка условий достижения предельного состояния материалов при нензотермическом малоцикловом (в том числе термоусталостном) нагружении, а также обосновываются методы получения расчетных характеристик, входящих в уравнения предельных повреждений и малоцикловой долговечности.

Сравнение кривых малоцикловой усталости для сплавов ХН75МБТЮ-ВД и ХН56МВТЮ при термоусталостном режиме нагру-жения, приведенных на рис. 2.19 и 2.20, показывает, что расположение кривых и термоусталостная долговечность зависят от характеристик прочности и пластичности исследуемых сплавов. При малых числах циклов (N < 3-102), когда пластические деформации в цикле значительны и их роль в формировании предельных повреждений существенна, менее долговечным (в 2 — 8 раз) оказывается менее пластичный сплав ХН56МВТЮ. Однако при больших числах циклов, когда пластические деформации в цикле малы (по сравнению с упругими), сплав ХН56МВТЮ оказывается более долговечным; при этом он имеет более высокие характеристики кратковременной и длительной прочности.

Повышение эксплуатационных температур и скоростей их изменения приводит к существенному увеличению термомеханических напряжений в конструкциях. В связи с этим увеличивается число отказов вследствие накопления предельных повреждений, в том числе вызванных циклическими температурными воздействиями. Такие отказы характерны для тонкостенных оболочечных корпусных элементов мощных стационарных паровых и газовых турбин, ракетных двигателей, нестационарных газотурбинных установок и т. д. Как правило, эти конструкции имеют фланцевые переходы от детали к детали.

Наиболее типичными с точки зрения выявления основных закономерностей циклического упругопластического деформирования и формирования предельных повреждений в опасных зонах являются цилиндрические и сферические оболочечные элементы (рис. 4.3).

Как отмечалось в § 1 и 2, условие нагружения конструкций натриевых реакторов на быстрых нейтронах характеризуется температурами до 550—610° С для хромоникелевых аустенитных сталей типа 18-8 и 500° для хромомолибденовых. Корпус реактора и внутриреакторные конструкции подвергаются охрупчиванию при облучении нейтронами (удлинение стали типа 18-8 становится меньше 10%). Эксплуатация связана с чередованием стационарных и нестационарных режимов (пуск, останов, аварийное расхолаживание, изменение мощности и др.), и по предельным оценкам число переходных режимов с изменением температур до 400—500° С не превышает 1500. Суммарное время переменных тепловых режимов составляет не более 10% от общего временного ресурса (2-г-ч-3)-105 ч., т. е. основное время эксплуатации относится к стационарному режиму. Накопление циклических и длительных статических повреждений сопровождается при эксплуатации изменением состояния металла по химсоставу и механическим свойствам. Получение экспериментальных кривых усталости при реальных деформациях (размах до 0,5%) и длительности нагружения представляет невыполнимую задачу, поэтому в любом варианте расчета прочности неизбежна необходимость обоснования экстраполяции данных на большие сроки службы. Существующие предложения по расчету длительной циклической прочности отличаются как по определению напряжений и деформаций, так и по расчету предельных повреждений.

Сравнение кривых малоцикловой усталости для сплавов ХН75МБТЮ-ВД и ХН56МВТЮ при термоусталостном режиме нагру-жения, приведенных на рис. 2.19 и 2.20, показывает, что расположение кривых и термоусталостная долговечность зависят от характеристик прочности и пластичности исследуе.мых сплавов. При малых числах циклов (N < 3- 10г), когда пластические деформации в цикле значительны и их роль в формировании предельных повреждений существенна, менее долговечным (в 2 — 8 раз) оказывается менее пластичный сплав ХН56МВТЮ. Однако при больших числах циклов, когда пластические деформации в цикле малы (по сравнению с упругими), сплав ХН56МВТЮ оказывается более долговечным; при этом он имеет более высокие характеристики кратковременной и длительной прочности.

Повышение эксплуатационных температур и скоростей их изменения приводит к существенному увеличению термомеханических напряжений в конструкциях. В связи с этим увеличивается число отказов вследствие накопления предельных повреждений, в том числе вызванных циклическими температурными воздействиями. Такие отказы характерны для тонкостенных оболочечных корпусных элементов мощных стационарных паровых и газовых турбин, ракетных двигателей, нестационарных газотурбинных установок и т. д. Как правило, эти конструкции имеют фланцевые переходы от детали к детали.

Наиболее типичными с точки зрения выявления основных закономерностей циклического упругопластического деформирования и формирования предельных повреждений в опасных зонах являются цилиндрические и сферические оболочечные элементы (рис. 4.3).

Для своевременного предупреждения вахтенного персонала о недопустимом изменении основных параметров котельные установки оборудуются звуковыми и световыми устройствами сигнализации. Существуют сигнализаторы предельного уровня воды в барабане, предельных температур пара, останова вспомогательных механизмов и др.

параметров котельной установки от заданных служат звуковые и световые сигнализаторы предельных уровней воды в барабане, предельных температур перегретого пара и низшего давления питательной воды. Для обеспечения правильной последовательности операций при пуске и остановке механизмов применяется блокировка. Так, при аварийном отключении дымососов отключаются дутьевые вентиляторы и прекращается подача топлива в топку.

Для сплава в литом состоянии предельная температура 100°С. В случав употребления биметалла предельных температур практически не существует [25], В таком виде сплав употребляется для вкладышей автомобильных и тракторных двигателей.

Значения предельных температур /п некоторых жидкостей

Таблица 4-3 Значения предельных температур tn некоторых жидкостей

Для выражения зависимости глубины коррозии металла от температуры за заданное время работы можно использовать линейные координаты. Такое представление характеристик коррозии часто является удобным приемом для определения предельных температур металла с точки зрения их коррозионной стойкости.

Таким образом, предельная температура выражает максимально допустимую температуру металла при условии, что глубина коррозии за известное время не превышает заданного значения. Предельную температуру металла обычно определяют, исходя из допустимой глубины коррозии Д«д=1 мм за 100 тыс. ч работы. Коэффициент запаса принимается -фп=1,3. При определении нормативных значений предельных температур в [108] рекомендуется принимать температурный перепад между наружной и внутренней поверхностями труб ширмовых и конвективных пароперегревателей равным 10 — 12 К.

Используя изложенные на рис. 4.22 данные, получим следующие значения предельных температур применения сталей в продуктах сгорания назаровского угля по условиям коррозии: 12Х1МФ — 590 °С; 12Х2МФСР — 590 °С; 12Х2МФБ — 620 "С; 12Х12В2МФ —650°С и 12Х18Н12Т —650°С.

В настоящее время отсутствуют данные исследований коррозионной стойкости котельных сталей в эксплуатационных условиях при сжигании березовского угля. Учитывая полученные результаты исследований кинетики коррозии, можно предположить, что приведенные выше значения предельных температур сталей в продуктах сгорания назаровского угля не выше предельных температур для условий сжигания березовского угля,

Используя данные рис. 4.27,а, получим следующие значения предельных температур применения испытанных сталей в продуктах сгорания АШ: 12Х1МФ — 590 °С; 12Х2МФСР — 600 °С; 12Х2МФБ — 610 °С; 12Х12В2М.Ф — 650 °С; 12Х18Н12Т — 630 °С.

В табл. 5.4 приведены значения идеального КПД кислородно-водородного элемента при различных температурах и КПД цикла Карно для тех же предельных температур.