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

(6 Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И. И. Ползунова (НПО ЦКТИ), 1986.

где (черт. 3) при г₃//г₃ = 0,20—0,70 и h₃/b_z=^0,38-Ь 1,00

0,15^з .    2,2^з

Гз В/—Ь$⁹

шс_х

b\t

*8- (^г3 + /в)

2

Здесь R = R/Ci рассчитывается согласно формуле (3), или (16), или (17).

1.4. Вильчатые хвостовые соединения

1.4.1. Коэффициент концентрации напряжений в сечении I—I хвоста лопатки при распределении нагрузки между заклепками пропорционально толщинам вилки для d/t = 0,33 (см. черт. 4 ОСТ)

где ет)[_тах—максимальное растягивающее напряжение на контуре отверстия в сечении 1—I; а_нр — номинальное напряжение растяжения в сечении I—I.

Коэффициент концентрации интенсивности напряжений в сечении I—I при тех же условиях для d/t — 0,33 (см. черт. 4 ОСТ)

где о[_тах—максимальная интенсивность напряжений на контуре отверстия в сечении I—I; Ош= = 0,97(Тн.р — номинальная интенсивность напряжений в сечении I—I.

1.4.2. Коэффициент концентрации интенсивности напряжений в сечении II—II обода диска при распределении нагрузки между заклепками.пропорционально толщинам вилки для /?_и=*=500 мм и d= 15-^20 мм (см. черт. 4 ОСТ)

где в^у1тзх— максимальная интенсивность напряжений на контуре отверстия в сечении II—II; о_1Н — номинальная интенсивность напряжений в сечении II—II.

В сечении II—II af_max ~af_raax и аш«0,88а_н._Р.

1.5. Расчетные методы

1.5.1. Допускается расчетное определение коэффициентов концентрации напряжений в опасных сечениях численными методами.

2. КОЭФФИЦИЕНТЫ КОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ПОЛЗУЧЕСТИ И ДЛИТЕЛЬНАЯ ПРОЧНОСТЬ

2.1.    Общие положения

2.1.1.    За критерий длительного разрушения принимается максимальная интенсивность напряжений.

2.1.2.    Для поверочного расчета предлагаются два подхода — в зависимости от экспериментальных данных по типу хвостового соединения.

Роторы с Т-образными и вильчатыми хвостовыми соединениями рабочих лопаток изготавливаются из стали 25Х1М1Ф (Р2М) по ТУ 108.1029—81, для которой получены изохронные кривые ползучести на базе испытаний 100 тыс. ч. Поэтому для таких ободов дисков на графиках приведены расчетные коэффициенты концентрации напряжений при ползучести в зависимости от геометрических параметров и температуры металла. Эти коэффициенты определялись как

я" = о/a, ,

о    in*

е

где <т_э= 1/0(а*тах^0; Ош — номинальная интенсивность напряжений, которая на графиках (черт. 4 и 5)

6

выражена через номинальное напряжение растяжения о_н.р.

Роторы с многоопорными грибовидными хвостовыми соединениями рабочих лопаток изготавливаются из стали 20ХНЗМВФ (ЭИ415) по ТУ 108.1029—81, для которой изохронные кривые ползучести получены только на базе испытаний от 5 до 10 тыс. ч. Поэтому для этих ободов дисков на графиках приведены экспериментальные значения несущей способности в зависимости от расчетных ресурсов и температуры металла.

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 13

Коэффициенты концентрации напряжений а" при ползучести от 10⁵ до 2 • 10⁵ ч в ободах дисков с Т-образными пазами из стали 25Х1М1Ф (Р2М)

; —П/Ь«0,057ч-0,062; В/6 = 1.28-Ы.38; А,/6 =0,86-*-1,04; Я/6=1,57-ь 1,87; 7*=512°С; 2 — г,/6=0,074; В/6 = 1,35; Л,/6-1,00; Я/6=1,83; Г=515°С; 3 — ri/6=0,104-b 0,132; В/6 = 1,37-ь 1.44; Aj/6=0,92-bl,08; Я/6=1,б7-ь 1,98; Г=512°С; 4-г,/6=0,091; В/6-1,36; Ai/6-1,00; Я/6 = 1,56; Т=525°С

Схема заплечнка хвостового соединения

Черт. 4

Коэффициенты концентрации напряжений а" при ползучести от 10⁵ до 2 * 10⁵ ч в вильчатых ступенчатых ободах дисков из стали 25Х1М1Ф (Р2М)

Определение несущей способности

1 _ 7* = 500°С; 2 — 7=520°С Черт. 5

2.2. Коэффициенты концентрации напряжений при ползучести

2.2.1. Для обода диска Т-образного хвостового соединения при зазоре 6 = 0 коэффициенты концентрации напряжений в сечении I—I определяются по графикам (см. черт. 4) в зависимости от

номинальных напряжений растяжения о_н._Р в сечении I—I.

Зазоры в сопряжении заплечиков 6 = 0,02 мм и 6 = 0,03 мм увеличивают коэффициенты а" соответственно на 2,0—2,5% и 3,5-4,0%.

2.2.2.    Для обода диска вильчатого хвостового соединения коэффициенты концентрации напряжений а" в сечении II—II определяются по графикам (см. черт. 5) в зависимости от номинальных напряжений растяжения ог_нр в сечении II—II.

2.2.3.    Допускается расчетное определение коэффициентов концентрации напряжений в опасных сечениях численными методами.

2.3.    Длительная прочность

2.3.1. Эквивалентное напряжение в ободах дисков с Т-образными пазами и с вильчатыми ступенчатыми ободами находится по зависимости

а. = а^па

Э    а    н.    р’

где коэффициенты а" снимаются с графиков (см. черт. 4 и 5), 0_Н,_Р — номинальное рабочее напряжение растяжения.

При численных расчетах эквивалентное напряжение определяется по формуле

Несущая способность аНес ободов дисков многоопорных грибовидных хвостовых соединений из стали 20ХНЗМВФ (ЭИ415)
	напряжению
/ — профиль Зн.р^'ОО МГ 9р-175 тыс.

'    1    -ji/ft

Т \ ³imax^rf6 L    о    J

где & —показатель наклона кривой длительной прочности:

k =

—Jl?L+ ¹8⁹2

4 — профиль 0р = 1ОО тыс.

№ 1701 (СП-104), r\id—0,046; (а; 9р = 150 тыс. ч; 2 — то же. ч; 3 — то же, 6р = 200 тыс. ч; № 1702 (СП-125), n/d-0,032; ч; 5 — то же, 0р — 150 тыс, ч;

6 —- то же, 9р =200 тыс. ч; 7 — профиль ЛЬ 1802 (СП-304), ri/d=0,029; 9р= 100 тыс. ч; 8 — то же, 9р = 150 тыс. ч; 9 — то же, 0р = 2ОО тыс. ч

Черт. 7

^^J.T.nl ^'^,д.п2

Коэффициент запаса длительной прочности по эквивалентному

П₃ ~ °д.п/³э-

Если п_э<1, то разрушение произойдет раньше расчетного ресурса. Если п_э>1, то несущая способность о_нес (предел длительной прочности конструкции за расчетный ресурс) определяется следующим образом. Задаваясь еще двумя значениями напряжений °н._Р (^э)²<Тн._Р и о^ _р ~ (пэ)³о_н.р, находим соответствующие эквивалентные напряжения о’ и а_э. Строим график a₃=f(cr_H._p), и по нему определяем о_нес (см. черт. 6).

Для ободов дисков Т-образных хвостовых соединений с заплечиками

^анес ~ (^геэ)²’°^ан.р-

2.3.2. Несущая способность многоопорных грибовидных ободов дисков находится по графикам (см. черт- 7).

3. ЗАПАСЫ ПРОЧНОСТИ

3.1. Коэффициенты запаса длительной прочности на ресурс 200 тыс. ч рассчитываются: по эквивалентному напряжению по формуле

п_л =

>1,10;

по несущей способности по формуле

п,= -

^Зн.р

>1,30.

4. ДЛИТЕЛЬНАЯ ПРОЧНОСТЬ И ИЗОХРОННЫЕ КРИВЫЕ ПОЛЗУЧЕСТИ РОТОРНЫХ СТАЛЕЙ 4.1. Пределы длительной прочности роторных сталей приведены в табл. 4. „    _    Таблица    4 Пределы длительной прочности роторных сталей

Марка стали Темпера- Од.п, МПа, не менее тура, °С 1,0-105 ч 1,5-Ю5 ч 2,0-105 ч 25Х1М1Ф (Р2М) 500 216 210 206 525 181 173 167 550 147 441 137 20ХНЗМВФ 500 220 216 213 (ЭИ415) 525 550 189 161 184 158 181 155

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 15

4.2. Изохронные кривые ползучести роторных сталей приведены на черт. 8—10.

Изохронные кривые ползучести стали 25X1 MlФ при 500^СС

/ — 100 ч; 2 — 500 ч; 3— 1000 ч; 4 — 5000 ч; 5— 10 000 ч; 5- 20 000 ч: 7 - 30 000 ч; 3— 40 000 ч; 9 — 50 000 ч;

Ю — go 000 ч: // — 70 000 ч; /2 — 80 000 ч: /3— 100 000 ч

Черт. 8

Изохронные кривые ползучести стали 25Х1М1Ф при 525°С

/ — 100 ч; 2 — 500 ч; 3 — 1000 ч: 4—5000 ч; 5 - 10 000 ч; 5- 20 000 ч; 7 - 30 000 ч; 8 — 40 000; 5 — 50 000    ч;

/5 — 60 000 ч; //— 70 000 ч; /2 — 80 000 ч; /3 — 100 000 ч

Черт. Я

Изохронные кривые ползучести стали 25Х1М1Ф при 550°С

/ — 100 ч; 2 — 500 ч- 3 — 1000 ч; 4 — 5000 ч- 5 - 10 000 ч; 6 - 20 ООО ч; 7 - 30 000 ч; 5 — 40 000 ч; 9 — 50 000 ч;

10 — 60 000 ч; /./—70 000 ч; /2 — 80 000 ч; /3 — 100 000 ч

Черт. 10

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 17

ПЕРЕЧЕНЬ ДОКУМЕНТОВ, НА КОТОРЫЕ ДАНЫ ССЫЛКИ В ТЕКСТЕ ОСТ 108.021.07-84

Обозначение документа Наименование документа Номер пункта стандарта ОСТ 108.020.109—82 Турбины паровые стационарные. Расчет на статическую прочность дисков и роторов 1.3 ОСТ 108.260.06—79 Профиль Т-образного с заплечиками хвостовика и паза. Конструкция и размеры Вводная часть ОСТ 108.261.01—79 Профиль вильчатого однопазового хвостовика и гребня. Конструкция и размеры ОСТ 108.261.02—79 Профиль вильчатого двухпазового хвостовика и гребня. Конструкция и размеры ОСТ 108.261.03—79 Профиль вильчатого трехпазового хвостовика и гребня. Конструкция и размеры » ОСТ 108.261.04—79 Профиль вильчатого четырехпазового хвостовика и гребня. Конструкция и размеры ОСТ 108.261.05—79 Профиль грибовидного одноопорного хвостовика и гребня. Конструкция и размеры ОСТ 108.261.06—79 Профиль грибовидного двухопорного хвостовика и гребня. Конструкция и размеры » ОСТ 108.261.07—79 Профиль грибовидного трехопорного хвостовика и гребня. Конструкция и размеры РТМ 108.021.103—76 Расчет на малоцикловую усталость деталей паровых стационарных турбин 1.4 РТМ 108.022.102—77 Турбины газовые стационарные. Расчет на прочность хвостовых соединений рабочих лопаток газовых турбин 1.5 ТУ 108.1029—81 Заготовки валов и роторов паровых турбин. Технические требования Приложение

3 Заказ 230

Стр. 18 ОСТ 108.021.07—84

содержание

1.    Общие положения................. 1

2.    Основной расчет................. 2

3.    Запасы прочности ................. 6

Приложение. Поверочный расчет с учетом концентрации напряжений ...    8

ОТРАСЛЕВОЙ    СТАНДАРТ

ОСТ 108.021.07-84

Взамен ОСТ 24.021.07

ТУРБИНЫ ПАРОВЫЕ СТАЦИОНАРНЫЕ

НОРМЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ХВОСТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАБОЧИХ ЛОПАТОК

Указанием Министерства энергетического машиностроения от 25.12.84 № АЗ-002/9672 срок введения установлен

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-образных, 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 >на 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.г, о_в, 5, ф, КС).

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 19

ЛИСТ РЕГИСТРАЦИИ ИЗМЕНЕНИЙ ОСТ 108.021.07—84

Изм. Номера листов (страниц) Номер документа Подпись Дата Срок введения изменения измененных замененных новых аннулиро ванных

Редактор Л. П. Коняева Технический редактор А. Н. Крупенева    Корректор    Л.    А.    Крупнова

Сдано в набор 27.02.86. Подписано к печ. 04.06.86. Формат бум. бОхЭО'/а-Объем 2,5 печ. л.    Тираж    500.    Заказ    230.    Цена    50    коп.

НПО ЦКТИ. 194021, Ленинград, Политехническая ул., д. 24

Стр. 2 ОСТ 108.021.07—84

1.8. Условные обозначения:

С — равнодействующая центробежных сил (ЦБС) частей конструкции, вызывающая растяжение в расчетном сечении детали, Н;

С_х — 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;

W — момент сопротивления расчетного сечения, мм³;

t — размер одного шага хвостового соединения, мм; с₀о — условный предел текучести материала, МПа;

с —предел длительной прочности материала, полученный при испытании гладких цилиндрических образцов, МПа;

с —номинальное рабочее напряжение растяжения в расчетном сечении детали, МПа; с_нп— номинальное наибольшее рабочее напряжение изгиба в расчетном сечении детали, МПа; ^ас>м—номинальное суммарное напряжение в расчетном сечении детали, МПа; с_см — номинальное напряжение смятия на контактных поверхностях, хМПа; а_э— 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

Зсум — <3ц.р Зн.и »    (1    ’)

где Он.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС части лопатки выше сечения I—I; °н.и ~ °н.и + °н.и—номинальные напряжения изгиба от действия ЦБС профильной части лопатки (а_ни) и от паровых усилий

2.1.2. Суммарные напряжения растяжения и изгиба щеки в сечении 1—I обода диска

____ 0CVM    —    0Н.рН~    ^Н.И*    (2‘‘)

* Формулы используются н при определении напряжений в сечениях хвостовых соединений с верховой посадкой (одноопорных грибовидных).

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 3

Здесь (Тн.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС лопатки с хвостом и части обода выше сечения I—I с коэффициентом 2/3;

_ М_с ~

где И_с =

M_R = R{h\ -f 0,5ft₃).

2.1.3. Реакция заплечиков при наличии зазоров б в сопряжении вычисляется по формуле

р ^    К2 С\

* ~ Ку    Ку 2    •

(3)

Если зазор б не более 0,03 мм, то расчет проводить при 6 = 0.

Полный зазор

5 = 8^техн 4- о^темп,

где 5^техн — технологический зазор (6^техн от 0 до 0,035 мм); 6^темп — температурный зазор; б^темп = = (а_л — а_д)(Г — 20)а/2. Здесь а_л, а_д— коэффициенты линейного расширения материалов лопатки и диска (у применяемых в настоящее время материалов а_л<а_д); Т — рабочая температура, °С.

В существующих хвостовых соединениях при температурах 510—520°С и зазоре б^техн = 0,035 мм полный зазор 6<0,02 мм.

Критический зазор б_кр (полное раскрытие заплечиков под действием ЦБС) рассчитывается по формуле (3) при R = 0. Для хвостового соединения с отношением H/b^L2,5

—    £7    \ё    [^к\    +    ^2    О    —    h)    +    -р    Х₃]    +    0,5    [^i + ^ 2 (1 — Л³)]};    (4)

K₂ = -Z§-$b(\-h%

(5)

В приведенных формулах безразмерные величины:

, _ 2Л,+Л₃ .    ,    _    2Я    +    Л₃    .    , А₃ . т ^Лз .

¹ ~^~в    ’    ^А*-    ь    ’    ^Аз-'а7’    ³~7['

г _ h 1 н- 0, о/?з _в    и В _%

^П “ Н+ 0,5/13*    Ъ    ’

0,6

GjE*

Для хвостового соединения с отношением Я/6>2,5

-^³) + >i];    (6)

(7)

Экспериментально измеренные реакции заплечиков в плоских моделях Т-образных хвостовых соединений составляют:

Я = Я/С = 0,165 при 2b/d — 3,0(H/b~ 1,47; 5/6=1,33; *,/6 = 0,8);

R = R/C = 0,135 при 26/</=1,0(Я/6 = 4,40; 6/6 = 2,00; А,/6 = 2,4).

2.1.4. Напряжения смятия на опорных поверхностях определяются по формуле

а —з 4- а" ,    (8)

см см ^{ см’    '    '

где а'_м— номинальные напряжения смятия от действия ЦБС; <т*_м—номинальные напряжения смятия, вызываемые изгибающим моментам 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" °Н.1Ь

(10)

где а_н.р—номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС части лопатки выше сечения III—III или IV—IV; а_н.и=<?с^зг—^ая*^г —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

(И)

в сечении II—II

Ра, . W ⁹

Rh_x W *

(12)

2.2.4. Напряжения изгиба в сечениях щеки трехопорного хвостового соединения при аналогичных условиях распределения нагрузки по опорам (Р=С/6) определяются по формулам:

в сечении IV—IV „ИЗГ _ Р 0*4 ~Т #0 Т **б) . С w дизг_. Rhz. R W 9 (13) в сечении III—III -изг . . Р(а2+ аэ) . °с U7 с» I. II Sos D (14)

Схема двухопорного грибовидного хвостового соединения

Черт. 2

Схема трехопорного грибовидного хвостового соединения

;изг R Rhx ~w

в сечении II—II

(15)

2.2.5.    Реакция заплечиков в хвостовом соединении вычисляется по формулам: в двухопорном

R = | -щ Щ - Щ) а, + [Щ - Щ) (а₂ + а₃)];    (16)

в трехопорном

R — ~2    [(^    ~~    ^i)    "Ь    (^Лз    ^— Щ (^а2 + ^аз) +    —    А|) (а₄ + а₅ + #б)]-    (17)

"4

Экспериментально измеренные реакции заплечиков в плоских моделях грибовидных хвостовых соединений составляют:

R==R/C = 0,12 — в двухопорных с профилями № 1701, 1702, 1703, 1704 при Л/с/= 2,58;

R = RfС = 0,06 — в трехопорных с профилями № 1801, 1802 при A/d— 1,96.

2.2.6.    Напряжения смятия на опорных поверхностях

^асм ^{= 0}см + ^асм’    08)

где о^м— номинальные напряжения смятия от действия ЦБС; <т*_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: h/tn = 0,45—0,55; d/tn**0,40—0,45.

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 5

Схема вильчатых хвостовых соединений

Черт. 4

Суммарные напряжения растяжения и изгиба в сечении I—I хвоста лопатки

®сум — ^ан.р ~\~ ^аН.И»    (I9i

где а_н.р — номинальное напряжение растяжения от действия ЦБС части лопатки выше сечения I—I; а_н.и = ст'_1И — о'_нм —номинальные напряжения изгиба от действия ЦБС профильной части лопатки (^ _и) и от паровых усилий (о"_и).

2.3.2.    Номинальные напряжения растяжения в сечениях II—II обода диска

а_н._р = С//\    (20)

где С — ЦБС рабочей лопатки и части обода с коэффициентом 2/3.

2.3.3.    Напряжение среза заклепок

4С    /л<.

^Т nmnd'2»    &\)

С

nF_cvl ’

(22)

о

где п — число рядов заклепок; F_CM— 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 пригонке торцевых плоскостей хвостов одной к другой передают свои ЦБС (С₃.л) на околозамковые рабочие лопатки и на околозамковую часть обода. Расчет прочности околозамковых лопаток и околозамковых частей обола следует производить с учетом нагрузки от ЦБС, равной 1,5 ЦБС околозамковой лопатки.

где п — число рядов заклепок; т — число плоскостей среза заклепок.

2.3.4. Напряжение смятия вилок хвоста и обода

3. ЗАПАСЫ ПРОЧНОСТИ

3.1.    Коэффициенты запаса прочности при отсутствии ползучести металла

3.1.1.    Для Т-образных хвостовых соединений: хвост лопатки: я = а₀,2/осум^ 1,70;

обод диска:    а = о₀,2/о_Сум^ 1,65.

3.1.2.    Для грибовидных хвостовых соединений: хвост лопатки: гг = а₀,2/<Тсум^2,00;

обод диска:    л = ао,2/а_н.р^2,00.

3.1.3.    Для вильчатых хвостовых соединений: хвост лопатки: п = о₀,2/осум^ 1,60;

обод диска:    я    =    а₀,2/<Ун.р^1,80;

срез заклепок: п = а₀,г/т^=2,50.

3.1.4.    Для опорных поверхностей /г = ао,2Л*см^ 1,10".

3.2. Коэффициенты запаса длительной прочности

3.2.1.    Для Т-образных хвостовых соединений: хвост лопатки: л = а_д-п/сгсум^ 1,70;

обод диска:    л    =    Одл/осум^ 1,65.

3.2.2.    Для грибовидных хвостовых соединений: хвост лопатки: л=-о_д._п/ог_Сум^ 1»70;

обода диска:    л=Од.п/о_н.р^ 1,65.

3.2.3.    Для вильчатых хвостовых соединений: хвост лопатки: « = а_д-ц/а_сум^1,70;

обод диска:    л    =    <т_д.п/(Тн.р^ 1,65;

срез заклепок: л = а_д._п/т^2,50.

3.2.4.    Для опорных поверхностей

Схема замковой лопатки

А-А

ОСТ 108.021.07—84 Стр. 7

Э-&
Черт. 5

Стр. 8 ОСТ 108.021.07—84

ПРИЛОЖЕНИЕ

Рекомендуемое

поверочный расчет с учетом концентрации напряжений

I. КОЭФФИЦИЕНТЫ КОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИИ ПРИ УПРУГОЙ ДЕФОРМАЦИИ

1.1.    Т-образные хвостовые соединения (см. черт. 1 ОСТ)

Коэффициент концентрации напряжений «зп,н в Т-образных хвостах

a —Did- 1,75; б — Did-2,00; в — D/d=2,25;    /    —    A/<f=0,75;    2    —hid-0,90;    3    —    hld= 1,00; 4 — h/d-1,25; 5 — h/d-1,50 Черт. 1 зу

1.1.1.    Коэффициенты концентрации напряжений в сечении I—I хвоста лопатки (одноопорный грибок обода диска) определяются по экспериментальным графикам (черт. 1), полученным для плоского напряженного состояния (ПНС):

³lmax

^Я’п.н ~ “    »

H.p

где o^_max—максимальные растягивающие напряжения на контуре галтели в сечении I—I; а_н.р — номинальные напряжения растяжения в сечении I—I.