Краткое содержание работы.

Во введении показана актуальность проблемы, сформулирована цель работы, ее научная новизна и практическая полезность, приводятся основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проведен обзор работ, посвященных современному состоянию теории и практики в области индукционного нагрева, использованию индукционных нагревательных установок в различных технологических процессах; выполнен анализ проблемы моделирования электромагнитных и тепловых полей в системе «индуктор–металл».

Показано, что преобладающее большинство проведенных исследований, выполненных российскими и зарубежными учеными, ориентировано на создание оптимальных конструкций и режимов работы индукционных нагревательных установок для работы в комплексе с деформирующим оборудованием, обеспечивающим наибольшую экономическую эффективность производства.

Исследуемые в настоящей работе системы индукционного нагрева имеют ряд специфических особенностей, которые заключаются, прежде всего, в сложной геометрии обрабатываемых изделий, повышенных требованиях к допустимым термонапряжениям и смещениям и обусловленной этими факторами необходимостью использования сложных математических моделей для описания электромагнитных, тепловых и термомеханических процессов. Разработке математических моделей, ориентированных на решение задач проектирования конструкции и режимов работы индукционных нагревателей деталей сложной конфигурации, посвящены приведенные ниже исследования.

Во второй главе рассмотрены задачи математического моделирования процесса индукционного нагрева деталей, имеющих сложную геометрию, с учетом специфики ремонтно–восстановительных работ.

Сложность конфигурации изделия, разнородность его структуры и жесткие технологические требования к процессу делают в большинстве ситуаций неприемлемым использование аналитических методов расчета электромагнитных и тепловых полей. Указанные выше причины обусловили необходимость применения численных методов расчета на этапе идентификации объекта и проектирования индукционной системы.

Для решения тепловой задачи с учетом реальных режимов теплообмена с окружающей средой в качестве общей исходной модели температурного поля для задач моделирования процессов термоупрочнения принято трехмерное нелинейное нестационарное уравнение теплопроводности

(1)

Здесь– температурное распределение в металле изделия,– удельные теплоемкость, плотность металла и коэффициент теплопроводности,–функция распределения плотности внутренних источников тепла,– время нагрева.

Объемная плотность внутренних источников тепла, индуцируемых в металле изделия, определяется дивергенцией вектора Пойнтинга , где– векторы напряженности магнитного и электрического полей соответственно.

Расчет параметров процесса производится с помощью вычислительного комплекса, включающего три последовательных алгоритма:

1. алгоритм расчета электромагнитных процессов, протекающих в системе, «индуктор – нагреваемое изделие».

2. алгоритм расчета нестационарной теплопроводности, описывающий температурное распределение в детали сложной геометрии.

3. алгоритм расчета упругих деформаций, используемый для расчета электродинамических усилий, смещений и концентрации напряжений в различных точках элементов конструкций.

Выполнение конечно-элементного расчета состоит в прохождении следующих шагов: описание расчетной области (геометрической модели); создание конечно-элементной модели; задание физических характеристик материала изделия, выбор типа расчета, выбор метода решения и расчетных параметров (количество итераций); решение; исследование результатов.

Характер распределения источников тепла при индукционном нагреве зависит от многих факторов, обусловленных электро – и теплофизическими свойствами материала, частотой источника питания, температурой нагрева. Для решения электромагнитной задачи используется конечно-элементная модель, которая позволяет учесть практически все особенности исследуемого процесса. Задача решалась в программных пакетах Elcut 5.2, Femlab 3.0.

Квазистационарные электромагнитные поля определяются уравнениями Максвелла:

(2)

, (3)

где оператор ротора;оператор дивергенции;вектор магнитной напряженности;полный вектор плотности тока (намагниченность);вектор плотности источника тока;вектор возбужденного вихревого тока;вектор плотности тока, обусловленный движением; время; вектор напряженности электрического поля; вектор магнитной индукции;

Для учета нелинейной зависимости в ферромагнитных областях разработан итерационный алгоритм многократного решения результирующей системы уравнений. В начальной стадии расчета задается значениеμ=const по всей области ферромагнитных макроэлементов, затем вычисляются распределенные параметры поля, что позволяет на следующей стадии расчета корректировать μ внутри каждого конечного элемента в зависимости от значения напряженности магнитного поля в данной области. Итерации повторяются до полной сходимости процесса. Определение магнитной проницаемости производится с помощью введения в программу расчета полинома, аппроксимирующего кривую намагничивания.

Определение температурного поля нагреваемого изделия сводится к решению уравнения теплопроводности Фурье (1) с известной функцией распределения внутренних источников тепла, найденной в результате решения электромагнитной задачи (2), (3) и с граничными условиями на различных поверхностях вида

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

где -- коэффициент температуропроводности,;-- степень черноты материала загрузки;– коэффициент излучения абсолютно черного тела;-- коэффициент теплообмена с окружающей средой. Начальные условия характеризуются произвольным в общем случае пространственным распределением температуры.

Задача теории упругости методом конечных элементов решается в перемещениях, то есть искомыми непрерывными функциями в данном случае являются функции перемещений точек тела:

u = u(x, y, z), v = v(x, y, z), w = w(x, y, z) (10)

Расчет перемещений и концентрации напряжений в элементах конструкций сводится к определению компонентов векторов

перемещений

, (11)

деформаций

, (12)

и напряжений

, (13)

где символ «Т» означает операцию транспонирования матриц.

С помощью разработанного пакета программ в работе поставлен ряд численных экспериментов, позволивших определить интегральные электрические параметры индукционных нагревателей, обеспечивающих энергоэффективность всего процесса ремонтно–восстановительных работ.

Третья глава посвящена анализу способов нагрева и вопросам обоснования и расчета энергоэффективной конструкции нагревательных устройств для процесса термоупрочнения зубцовой зоны диска газотурбинного двигателя (рис. 1).

Процесс термоупрочнения состоит из двух этапов: прогрева детали до температуры начала термопластических деформаций и последующего ее ускоренного охлаждения. Время нагрева и давление охлаждающей жидкости зависят от теплофизических характеристик упрочняемого диска и условия обеспечения равномерного прогрева выступа диска на заданную глубину.

Температурное поле диска в процессе нагрева является одним из основных факторов, влияющих на качество упрочняемого изделия. На характер температурного распределения, кроме мощности нагревателей, влияют условия теплообмена в процессе нагрева. Показано, что в процессе термообработки необходимо учитывать все три вида теплообмена – теплопроводность, конвективный и лучистый теплообмен, – которые являются нелинейными и в значительной степени зависят от формы, физических характеристик и температуры диска.

Проведен анализ режимов конвективного и лучистого теплообмена, показано, что для большинства практических задач достаточной оказывается оценка коэффициента теплообмена  по эмпирическим зависимостям, полученным обработкой экспериментальных результатов.

Рис. 1. Диск ротора

Рассмотрены варианты конструктивных решений систем индукционного нагрева диска или его части. Выполнены расчеты для трех вариантов конструкции индуктора: цилиндрического индуктора, охватывающего весь диск, щелевого индуктора, охватывающего зубцовую часть (сегмент) диска и плоского индуктора с магнитопроводом, расположенного над зубцовой зоной диска.

На рис.2 показано распределение температуры на поверхности диска в районе зубцовой зоны в конце нагрева. Мощность нагрева 20кВт, объемная удельная мощность W=46*10⁶ Вт/м³. Расчет показывает, что кривая температуры в зоне выступа выходит на заданное значение (Т=630 ⁰С), за время, равное 800 сек.

Рис.2. Распределение температуры на поверхности диска

при нагреве в щелевом индукторе

На рис. 3 представлены результаты расчета температуры по сечению зубца в процессе нагрева. Перепад температуры между поверхностью выступа и линией, проведенной на расстоянии 10мм от поверхности выступа, не превышает 12 град, что соответствует установленным требованиям к технологии термоупрочнения. Выполнен расчет и анализ систем индукционного нагрева диска в процессе термоупрочнения для стандартного ряда частот в диапазоне 50÷8000 Гц. Как следует из приведенных результатов, выбор рабочей частоты зависит от многих факторов. Так, при одновременном нагреве всех выступов в цилиндрическом индукторе, охватывающем весь диск, решение должно быть принято в пользу промышленной частоты. При этом достигается максимальная производительность, но одновременно увеличивается мощность однофазной нагрузки, что может привести к существенной несимметрии питающей сети. Кроме того, усложняется проблема одновременного охлаждения всей зубцовой зоны диска, так как в этом случае требуется спрейерное устройство большой мощности, целесообразность применения которого может быть экономически оправдана только при массовых заказах.

Рис.3. Температурное распределение по сечению зубца

При локальном индукционном нагреве сегмента диска предпочтительным оказывается выбор более высокой частоты. В этом случае критерием могут служить как энергетические характеристики, так и конструктивные параметры. Анализ индукционных систем различных конструкций для локального нагрева сегмента диска показал, что преимущества по массогабаритным показателям, простоте конструкции, согласованию параметров индуктора и источника питания имеет щелевой индуктор без магнитопровода с рабочей частотой 8000 Гц.

В четвертой главе рассмотрены вопросы разработки и исследования устройств индукционного нагрева для процессов демонтажа и монтажа конструкций роторов газотурбинных двигателей при ремонтно–восстановительных работах.

Ряд технологических операций, такие, как, например, выпрессовывание втулки с диска, выпрессовывание диска, установка диска на вал после ремонта, установка втулки на диск и ряд других выполняется с предварительным подогревом до определенной температуры.

При нагреве деталей в процессе демонтажа и последующих монтажных работ необходимо выполнить ряд требований. К ним относятся технологические (температурное распределение, термонапряжения и деформации в заданных точках), энергетические (расход энергии) и требования, обусловленные минимизацией массогабаритных показателей нагревательных устройств. Скорость нагрева и конечная температура должны обеспечить достаточное смещение для съема деталей при демонтаже и свободную посадку при сборке узлов. Возникающие при этом термонапряжения не должны превышать допустимых значений, которые могут привести к деформации детали или появлению микротрещин. Затраты на нагрев деталей должны быть минимальными.

В работе произведен сравнительный анализ температурных полей, термонапряжений и смещений при нагреве деталей в процессе демонтажа и монтажа ротора турбоагрегата нагревательными устройствами различного типа – открытым пламенем газовой горелки, нагревом в печи сопротивления, с помощью индукционных нагревателей. Показано, что локальный нагрев открытым пламенем газовой горелки не обеспечивает требуемое смещение по длине выступов, что приводит к необходимости применения съемников при демонтаже ротора. Кроме того, нагрев открытым газовым пламенем загрязняет атмосферу цеха, требует выполнения специальных мер техники безопасности при выполнении монтажных работ и не позволяет автоматизировать процесс нагрева.

Анализ нагрева в печи сопротивления показал, что равномерный нагрев всего диска приводит к значительному увеличению времени нагрева и непроизводительным затратам энергии, что значительно увеличивает стоимость ремонтно–восстановительных работ. Показано, что существенное снижение энергозатрат, уменьшение времени нагрева, улучшение массогабаритных показателей нагревательных устройств можно обеспечить за счет применения индукционного способа нагрева.

Разработан алгоритм поиска конструкции индукционной системы, обеспечивающей наилучшие энерготехнологические характеристики индукционной системы. Исследованы параметры и характеристики различных вариантов конструкций и режимов индукционных нагревателей, использующих различные частоты от 50 Гц до 8000 Гц. Уровень удельной мощности нагрева определяется с учетом допустимых значений термонапряжений, которые не должны превышать предел прочности . Схема расположения индукторов приведена на рис. 4.

Расчет производится в два этапа. На первом определяется магнитная проницаемость для загрузки в ходе решения нестационарной магнитной задачи. В результате решения нелинейной задачи магнитного нестационарного анализа получены диаграммы плотности тока (рис.5), индукции и магнитной проницаемости для заданного значения мощности в загрузке. Для полученного решения была определена средняя величина магнитной проницаемости в поверхностном слое толщиной 7 мм. Этот параметр был использован в ходе решения линейной задачи гармонического анализа. Это позволило определить интегральные параметры индуктора.

Нагрев индукторами разных радиусов приводит к различному теплосодержанию диска. В работе получена зависимость теплосодержания диска от радиального размера индуктора и ширины нагреваемой зоны. Полученная зависимость позволяет определить радиальный размер индукторов, обеспечивающих минимальный расход энергии на неизбежный нагрев полотна и обода диска. По результатам исследований предложена конструкция индукционного нагревателя для нагрева ступицы диска перед напрессовкой на вал, обеспечивающая создание заданных смещений при минимальных энергозатратах на нагрев диска.

Рис. 4 Схема расположения индукторов

Для обоснования выбора частоты источника питания в работе выполнены исследования зависимости мощности нагрева от частоты тока.

В соответствии с полученными результатами минимальное время нагрева достигается при использовании индукционных нагревателей на частоте 50 Гц, что объясняется большей глубиной проникновения тока по сравнению с нагревом на повышенных частотах.

Таким образом, рациональным для рассматриваемого здесь в качестве примера диска компрессорной турбины является вариант одностороннего индуктора с радиальными размерами 0,12 – 0,27м, позволяющий получить нужные значения смещения в области ступицы.

Расчеты показывают, что полученное в результате нагрева смещение становится более равномерным, если использовать двухинтервальный режим нагрева т.е. после нагрева выдержать диск при отключенном индукторе в течение 5 – 10 мин. Следует отметить, что необходимое для выравнивания температур время выдержки (при отключенном индукторе) совпадает по величине со временем транспортировки диска к месту монтажа, что позволяет использовать это время в качестве второго интервала.

Рис.5. Диаграмма изменения плотности тока

по глубине ферромагнитной загрузки

Таким образом, более технологичный вариант системы нагрева с одним индуктором на частоте 50Гц позволяет получить наилучшие результаты как по времени нагрева, так и по энергозатратам. Кроме того, применение источника питания промышленной частоты позволяет минимизировать капитальные затраты на электрооборудование индукционной установки.

Пятая глава посвящена разработке и опытно–промышленному внедрению автоматизированного стенда для термопластического упрочнения дисков без демонтажа с ротора газоперекачивающего агрегата.

Установлено, что оптимальным режимом термоупрочнения является следующий: нагрев необходимо осуществлять при температуре Т=650±25⁰С; давление охлаждающей жидкости должно составлять Р_охл=480-520 кПа; время охлаждения 4±1с; температура охлаждающей жидкости не более 40С.

Учитывая, что нагрев и охлаждение при термопластическом упрочнении осуществляются с торца выступа со стороны входа газового потока, важным обстоятельством является равномерный прогрев выступа диска на необходимую глубину для соответствующеего упрочнении боковых сторон выступа. Эффективность охлаждения определяется расстоянием от спрейера до упрочняемой поверхности и обеспечивается конструктивно.

Процесс термоупрочнения состоит из трех этапов: прогрева детали до температуры начала термопластических деформаций, поворота ротора на заданный угол и последующего спрейерного охлаждения. Время нагрева, угол поворота, момент подачи охлаждающей жидкости определяются расчетом.

Нагрев упрочняемого сегмента диска осуществляется индуктором, в котором находятся 15 выступов. После нагрева выступов в течение заданного времени диск поворачивается таким образом, чтобы нагретый сегмент зашел в спрейер, после чего происходит быстрое охлаждение сегмента водой из спрейера. После этого в индуктор помещается следующий сегмент диска и вновь включается нагрев. Вся операция термоупрочнения занимает до 2,5 час. в зависимости от типогабарита диска.

На рис.6 представлен опытно–промышленный образец установки термоупрочнения с микропроцессорной системой управления.

Рис. 6 Установка термоупрочнения

Автоматизированная система управления обеспечивает выполнение последовательности операций термопластического упрочнения в автоматическом или пооперационном режимах, а так же выполняет функции защиты от аварийных режимов.

Система автоматического управления режимами термоупрочнения реализована на базе микропроцессорного программируемого контроллера WAGO–I/O-SYSTEM и станции оператора АСУ IPC–510–SYSI–3. Использование контроллера в сочетании с компьютером позволяет полностью автоматизировать процесс термоупрочнения, обеспечить контроль за ведением процесса, документирование, контроль за состоянием всех систем, защиту от аварийных ситуаций. Результаты проведенных экспериментальных исследований на опытно–промышленной установке подтвердили правильность полученных в работе теоретических положений и выводов