CC BY
7
Расчетное обоснование способа применения съемных грузозахватных устройств при перемещении эллипсоидных днищ
корпусного оборудования АЭС
П.Д. Кравченко, Ю.П. Косогова, С.Ф. Годунов, Т.В. Антонова, В.А. Леонов Волгодонский инженерно-технический институт -филиал Национального исследовательского ядерного университета «МИФИ»
Аннотация: Представлен расчет на прочность и жесткость съемного захвата с геометрическим замыканием для перемещения и кантования эллипсоидных днищ парогенератора ПГВ-1000. Предложенное конструктивное решение позволит повысить безопасность эксплуатации корпусного оборудования АЭС и снизить трудо- и материалоемкость технологической оснастки путем отказа от привариваемых грузозахватных и установочных элементов.
Ключевые слова: съемные грузозахватные устройства, кантование и перемещение, эпюра изгибающих моментов, расчет на жесткость, толщина захвата.
Существующий технологический процесс перемещения деталей и узлов корпусного оборудования АЭС в производственном объединении АО «АЭМ-технологии» «Атоммаш» в г. Волгодонск осуществляется с помощью дополнительных приварных грузозахватных и установочных элементов.
На рисунке 1 представлены промежуточные положения эллипсоидного днища парогенератора ПГВ 1000 в процессе его кантования и перемещения на требуемые технологические позиции.
Рис. 1. - Промежуточные положения днища из позиции «чаша» в позицию «купол»: а-положение днища в начале кантования; б-положение днища в процессе кантования (захват за проушины); в-положение днища в процессе перемещения на требуемую технологическую позицию
а
б
в
Привариваемые грузозахватные и установочные элементы после выполнения требуемых технологических операций срезаются. Такое проектное решение не является оптимальным, потому что в местах приварки указанных элементов образуется неравновесная структура в сварных швах, где смешиваются металл объекта, металл электрода, флюс: после удаления указанных элементов в местах их приварки создается неравновесное состояние объекта [1-3]. Это может привести в дальнейшем при эксплуатации корпусного оборудования к возможности межкристаллитной коррозии или охрупчиванию [4].
Такие состояния в условиях эксплуатации оборудования АЭС не наблюдались, однако возможность их проявления не исключается, особенно в условиях эксплуатации корпусного оборудования первого контура [5].
Применяя эвристических поиск рационального решения этой проблемы, рассмотрим возможность применения съемных грузозахватных устройств для перемещения и кантования тяжелых корпусных эллипсоидных днищ.
В качестве практического примера рассмотрим расчет на прочность и жесткость съемного захвата с геометрическим замыканием для перемещения и кантования эллипсоидных днищ парогенератора ПГВ-1000.
Расчет на прочность и жесткость захвата с геометрическим
замыканием
1. Постановка задачи. Исходные предпосылки
Захват с геометрическим замыканием предназначен для кантования эллипсоидных днищ в процессе технологической обработки и их транспортировки. Конструктивная схема захвата показана на рис. 2.
Проведем анализ напряженно-деформированного состояния захвата и выполним расчет на прочность и жесткость при заданных геометрических и
физических параметрах днища в его наиболее неблагоприятном положении в пространстве при кантовании.
Рис. 2. - Конструктивная схема захвата с геометрическим замыканием (1 - днище; 2 - захват; 3 - вставка; 4, 5 - поверхности контакта; ЦМ - центр масс днища; ОБ, ББ, БС - геометрические оси элементов захвата; АС, ВО -привязочные элементы; Б - подъемная сила; ф - угол поворота днища в процессе кантования; РАО - расчетная силовая линия
В качестве исходных данных принимаем параметры, представленные на рис. 2:
БН=4652 мм - наружный диаметр днища;
БВ=4112 мм - внутренний диаметр днища;
Б=270 мм - толщина эллипсоида и цилиндрической части;
Н=1300 мм - полная высота днища;
^=100 мм - высота цилиндрической части;
Ис=600 мм - координата центра масс днища (от плоскости цилиндрической части);
0=520 кН - вес днища;
а=Ь=100 мм - соответственно горизонтальная проекция контактной поверхности 5 захвата и ширина вставки 3;
с=150мм - горизонтальная координата центра отверстия для приложения подъемной силы Б;
Ь=300 мм - ширина элементов захвата 2;
[у]=2 мм - допустимое взаимное смещение контактных точек захвата 2 и вставки 3 (днища 1).
Требуется подобрать толщину захвата 5, обеспечивающую достаточную прочность и жесткость захвата при обоснованном выборе материала (марки стали) [6].
2. Обоснование расчетной схемы захвата
Расчетную схему захвата представим путем упрощения и анализа конструктивной схемы (рис.2) на основе принципов сопротивления материалов.
2.1 Геометрия расчетной схемы
Расчетную ось П-образной рамы ОББС совмещаем с геометрической осью ломаного стержня захвата. Геометрические характеристики поперечных сечений стержня будут равны
площадь сечения А — 8 • Ъ3;
осевой момент инерции I —
ЛАТ 8-Ъ$.1
осевой момент сопротивления Му — 3 ' 6
Вспомогательные элементы ОВ и АС вводим для привязки оси к точкам контакта захвата с днищем (точка В) и вставкой (точка А).
Геометрические характеристики элементов ОБ и АС считаем условно равными бесконечности, что позволяет не рассчитывать их на прочность и жесткость.
Длины стержней рамы находим по заданным размерам и указываем на рисунке 3.
Е 670 О
Рис. 3. - Расчетная схема рамы (захвата)
2.2 Кинематика расчетной схемы
Площадка контакта 4 захвата 2 и вставки 3 допускает их взаимное смещение по вертикали в пределах деформаций захвата, как конструктивного элемента. В тоже время вставка препятствует смещению по горизонтали и повороту. Таким образом, в точке А (центр площадки 4) необходимо установить подвижную заделку.
Контактная поверхность 5 в отличие от площадки 4 обладает значительной неопределенностью в характере примыкания захвата к днищу, что вызвано необработанной поверхностью днища и неполной согласованностью лекальных кривых захвата и эллипсоида. Поэтому в запас
прочности принимаем контакт в точке В с установкой шарнирно подвижной опоры, перпендикулярной поверхности эллипсоида.
2.3 Статика расчетной схемы
Наибольшего значения подъемная сила Б достигает при отрыве днища от пола. Примем ее значение, равное весу днища, т.е. Ртах — F = С. С целью уменьшения изгибных напряжений на достаточно малой площадке контакта (Иц=100 мм) силовую линию РАО принимаем проходящей через центр площадки 4 (точка А) и центр масс днища 1 (точка О).
Угол поворота днища в подвешенном состоянии составит (рис.2)
Дополнительный к прямому угол а — 90 — ^ — 15,7° - угол, образованный силовой плоскостью и диаметральной плоскостью днища.
Во вставке А возникает реакция ЯА и реактивный момент МА. В шарнирно подвижной опоре В возникает реакция ЯВ, нормальная к поверхности эллипсоида. Поскольку контактные поверхности 4 и 5 не являются идеальными, то при наличии распоров НА и ЯВ неизбежно возникают силы трения ^,тр и ^,тр (рис.3).
Принимая ^,тр = /НА и ^,тр = , где /- коэффициент трения при скольжении, заключаем, что полученная рама (рис. 2) статически определима
4112/2 - 100
п = Я-и = 3-3 = 0
Я=3 - число линейно независимых опорных реакций; и=3 - число линейно независимых уравнений равновесия.
Определяем опорные реакции
^^ = 0; НА-ЯВ- ^ 30° + Fв,тр • sin 30° — F • cos а — 0
^^Fy — 0; —FA tр — RB • sin 30° — FB,Tp • cos 30° + F - sin a — 0
После упрощения получаем при f — 0,1 и а=15,7°
НА - 0,816 • RB - 500 = 0 -0,1НА - 0,5866 • RB + 140 = 0 Решая систему уравнений, находим НА=610 кН; RB=135 кН; FA,Tp=61 кН; FB,Tp=13,5 кН.
^МА = 0; МА - RB • 0,22 + FB,Tp • 0,42 = 0; МА = 24 кН • м
3. Расчет элементов захвата на прочность
Принимаем высокопрочную легированную сталь 08Х18Н10Т лист толстый ГОСТ 7350-77. Временное сопротивление ов — 509 МПа.
Коэффициент запаса прочности при расчете по временному сопротивлению n=2,5. Допускаемое напряжение [с] = ^ — 204 МПа.
Строим эпюру изгибающих моментов.
МА — 24 кН • м; Мс = МА + FA>Tp • 0,15 = 33кН • м MD = Мс + НА • 0,2 = 155 кН • м; МЕ = MD - FA¡Tp • 0,67 = 114кН • м Мв — 0; MG = Мв + RB • sin 30° • 0,25 + FB,Tp • cos 30° • 0,25 = 20кН • м МР — MG + RB • cos 30° • 0,55 + FB,Tp • sin 30° • 0,55 = 88кН • м Грузовая эпюра моментов в MF показана на рис. 4. Наибольший изгибающий момент возникает в сечении I-I захвата
(рис.1)
MF,max = МА + НА • 0,2 + 146 кН • м Условие прочности при изгибе
°тах - w ^ И
<М
и
Рис. 4. - Грузовая эпюра моментов изгибающих моментов
Отсюда находим требуемую толщину захвата:
146 • 106 -6 £ > —^ . = 48мм 3002•204
Контактная площадка 4 (рис.2) под действием изгибающего момента
МА и сжимающей продольной силы К=-Иа будет работать на смятие [7, 8].
Допускаемое напряжение на смятие
[а см] = 2,5|>] = 509 МПа
Наибольшее сжимающее напряжение на площадке
_ |М| МА_ 610-103 24 • 106 20500 [а сж]тах = + — — Ъ
5-100 ' s . 1002/6
Условие прочности при смятии
[о сж] тах ^ 1> см]
20500 20500
или —-— < 509, следовательно, о >-= 40 мм
S > ^ '509
В зоне приложения силы F захват будет работать на двойной срез. Допускаемое напряжение при срезе
Ьср] = 102 МПа.
Сила среза Fcp = F • cos а — 500 кН. Площадь среза Лср = 8 • 150.
Условие прочности при двойном срезе
Ттах = - [тср] или <102 , отсюда находим требуемую
толщину захвата
500 х 103
8 ^ ~—^—ttttt — 16 мм.
2 • 150•102
4. Расчёт захвата на жёсткость
При обосновании расчётной схемы (п. 2.2) указывалось на возможность смещения захвата вдоль контактной плоскости 4 в пределах деформаций захвата. Определим это смещение и ограничим его допустимой величиной смещения [v].
Для вычисления вертикального смещения точки А (рис. 3), рассмотрим единичное состояние рамы (рис. 5), включающее в себя определение опорных реакций и построение единичной эпюры изгибащих моментов.
Находим опорные реакции
I Fy =0; -]R^sm30° + jFJ= 0 = 2
I Ма =0; 0,22= 0 Мд = 0,44
I Fx = =0; Яд-7^-cos30°= 0 Яд = 1,73
Вычисляем характерные значения эпюры моментов
МА = 0,44 Ям; Мв = МА -РА • 0,15 = 0,29 Ям;
MD = Мв -ЬЯд • 0,2 = 0,64 Ям ; МЕ =MD +РА • 0,67 = 1,31 Ям;
Mg=Rb • sin 30° • 0,25 = 0,25 Ям
и
Мр= RB • cos 30° • 0,55 + RB • sin 30° • 0,25 = 1,20 Ям Эпюра МА показана на рис. 5.
Находим вертикальное перемещение опоры А, вычисляя интеграл Мора по формуле Симпсона
Уа=1Жа^Мр = 1Л0,2^0,29^3 + 4^0,47^94 + 0,64^155У6 +
EI
EI
+ 0,67 • (0,64 • 155 + 4 • 0,98 • 135 + 1,31 • 114)^ + + 0,05 • (1,31 • 114 + 4 • 1,25 • 101 + 1,2 • 88)^ +
+0,55 • (1,2 • 88 + 4 • 0,72 • 54 + 0,25 • 20)] 109
0,64
Ч
0.98 °-44J^ =
ri ^ I .Гг-
Мд, (м)
^Ло
R=1
EI
D
0,64
0,29 В 29
Рис. 5. - Единичное состояние рамы
Используем условие жёсткости
109-Ю12
vA < [v]; -зоо3/ < 2, отсюда находим требуемую толщину
захвата
о >---- = 121 мм « 120 мм.
2-2-105-3003
Окончательно принимаем толщину захвата
S = max{48; 40; 16; 120} = 120 мм
Найденная расчетным методом толщина захвата обеспечивает надежность работы съемного захватного элемента в наиболее неблагоприятных условиях кантования днища.
Для перемещения днища и установки его на требуемую технологическую позицию требуется провести расчетное обоснование съемных опорных элементов, устанавливаемых на противоположной поверхности днища. При кантовании опорные элементы будут испытывать, в основном, напряжения сжатия. Это приводит к значительному конструктивному упрощению схемы при создании расчетной модели.
Устойчивое положение «купол» днища обеспечивается только при установке на три точки; опорный элемент в таком случае должен быть спроектирован раздвоенным.
Рассмотренная конструктивная схема является не единственной; другие схемы здесь не приведены [9, 10], т.к. для них также требуется расчетное обоснование, возможно и упрощение, но это уже элементы "know-how". Для нахождения обоснованной расчетной модели, близкой к оптимальной, требуется проведение НИОКР.
Предложенное конструктивное решение для создания съемных грузозахватных элементов позволит повысить безопасность эксплуатации корпусного оборудования АЭС и снизить трудо- и материалоемкость технологической оснастки путем отказа от сотен привариваемых грузозахватных и установочных элементов.
Литература
1. Margolin B.Z., Yurchenko V., Kostylev V.I., Morozov А.М., Varovin A.Y., Rogozkin S.V., Nikitin А.А. Radiation embrittlement of support structure materials for WWER RPVS // Journal of nuclear materials. Elsevier Science Publishing Company, Inc. 2018. VOL. 508. PP. 123-138.
2. Холопов А.А., Дудкевич К.А., Пергаменщик Б.К. Транспортировка и монтаж укрупненых элементов АЭС // Вестник МГСУ. 2010. №4-2. С. 266-274.
3. Цовьянов А.А., Кокорев Ю.Н., Ходаков Д.В., Пралиев Д.А. Особенности термической обработки сварных соединений крупногабаритных агрегатов при монтаже АЭС // Сварочное производство. 2014. №11. С. 47-52.
4. Абузов А.В., Абузов Я. А. Автоматизация управления подъемно-транспортными механизмами при ликвидации последствий чрезвычайных ситуаций // Инженерный вестник Дона. 2019. №7 URL:ivdon.ru/ru/magazine/archive/n7y2019/6104.
5. Качур С.А., Шахова Н.В., Халина А.А. Модель функционирования системы наведения перегрузочных машин АЭС на основе сетей Петри // Энергетические установки и технологии. 2017. Т.3. №2. С.35-40.
6. Боринцев А.Б., Федосов В.Г. Влияние технологии изготовления патрубков крышки реактора типа ВВЭР-1000 на напряженно-деформированное состояние конструкции при эксплуатации // Тяжелое машиностроение. 2009. №1. С. 2-5.
7. Пухлий В. А., Коган Е.А., Пухлий К.В. К расчету крышек ядерных реакторов при термосиловом нагружении // Теория машин и механизмов. 2017. Т.15. №3 (35). С.131-147.
8. Косогова Ю.П., Пинчук Э.В., Годунов С.Ф., Пирожков Р.В. Использование современных образовательных технологий при изучении
механики // Инженерный вестник Дона. 2016. №3. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n3y2016/3748.
9. Кравченко П.Д., Федоренко Д.Н., Косогова Ю.П. Вариант конструктивного исполнения устройства точного позиционирования захвата для подъема упавших кассет в реакторе типа ВВЭР // Глобальная ядерная безопасность. 2019. № 1 (30). С. 101-105.
10. Kravchenko, P. D., Fedorenko D. N. New Engineering Decisions in Nuclear Engineering. ARPN Journal of Engineering and Applied Sciences ISSN 1819-6608 VOL. 11, № 3, February. 2016. РР. 1951-1955.
References
1. Margolin B.Z., Yurchenko V., Kostylev V.I., Morozov А.М., Varovin A.Y., Rogozkin S.V., Nikitin А.А. Journal of nuclear materials. Elsevier Science Publishing Company, Inc. 2018. VOL. 508. pp. 123-138.
2. Holopov A.A., Dudkevich K.A., Pergamenshchik B.K. Vestnik MGSU. 2010. №4-2. pp. 266-274.
3. Cov'yanov A.A., Kokorev YU.N., Hodakov D.V., Praliev D.A. Svarochnoe proizvodstvo. 2014. №11. pp. 47-52.
4. Abuzov A. V., Abuzov YA.A. Inzenernyj vestnik Dona. 2019. №7 URL:ivdon.ru/ru/magazine/archive/n7y2019/6104.
5. Kachur S.A., Shahova N.V., Halina A.A. Energy and technology. 2017. VOL.3. №2. pp. 35-40.
6. Borincev A.B., Fedosov V.G. Tyazheloe mashinostroenie. 2009. №1. pp. 2-5.
7. Puhlij V. A., Kogan E.A., Puhlij K.V. Teoriya mashin i mekhanizmov. 2017. T.15. №3 (35). S.131-147.
8. Kosogova Yu.P., Pinchuk E.V., Godunov S.F., Pirozhkov R.V. Inzenernyj vestnik Dona, 2016. № 3. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n3y2016/3748.
9. Kravchenko P. D., Fedorenko D.N., Kosogova Y.P. Globalnaya yadernaya bezopasnost [Global nuclear safety]. 2019. № 1 (30). pp. 101-105.
10. Kravchenko P. D., Fedorenko D. N. ARPN Journal of Engineering and Applied Sciences ISSN 1819-6608 VOL. 11, № 3, February. 2016. pp. 19511955.
