According to the heat treatment reg

According to the heat treatment regime stated by the shaft manufacturer, it could be expected that complete austenization
was done, with breaking the dendrite microstructure that had remained from the casting process. However, the obtained
microstructure test results, shown on Fig. 11, demonstrate that some portion of residual dendrite microstructure has remained.
Such non-homogeneous microstructure, together with the observed porosity and microcracks, has contributed to faster
propagation of the fatigue crack, compared with the case of the flange material that completely fulfill requirements [6].
According to [5], fatigue limit at R = 1 in open air is 225 MPa, and 140 MPa in water. However, by testing the flange
material samples, the value of 168 MPa of fatigue limit in open air was obtained, which is 25% less than the reference value
of 225 MPa.
It was determined by visual inspection that the anticorrosive coating was delaminated from the metal surface and that
the zone of the shaft-flange transition radius was directly exposed to the effects of river water due to inadequate sealing of
the shaft seal box.
In the same time when this failure analysis was conducted, the non-destructive testing of other turbine shafts of the same
type revealed numerous cracks, Fig. 18. The cracks were found in zone of the same width as obtained by Finite element calculation,
Fig. 16, for the load case 2. The pattern of the cracks at the metal surface and the presence of the one major crack
accounting for failure indicate corrosion fatigue as the cause of the failure [12–14].
Numerical calculations show that the distribution of stresses and deformations in the shaft with flange was in accordance
with the expected ones. Width of the maximum stress zone, obtained by the Finite element analysis, strongly correlates with
the width of the zone determined by non-destructive inspection. The maximum normal stress in the critical point of the
transient radius at static load, during start of operation and change of runner blades’ position, is 119 MPa, which gives high
safety factor in comparison with the obtained yield stress of 310 MPa. The obtained value for the normal tensile stress of
47.8 MPa during normal shaft operating regime is less than the test value of the fatigue limit of 168 MPa, so the cause of
initial cracks occurrence cannot be found in the shaft properties. The level of normal stresses during start of operation
(119 MPa) is approximately 75% of fatigue limit, which was insufficient safety margin for ‘‘wet’’ environment.
Also, the tensile stress values on the shaft-flange transition radius, obtained by the Finite element analysis, for the load
case 2 (47.8 MPa) are higher than the recommended one (640 MPa) for this type of shafts [15,16].
The calculated induced stress intensity factor (SIF) range at the crack tip was 13.1 MPapm and that is higher than the
threshold SIF range for the material, 4.2 MPapm, which explains the stable crack growth on the shaft during service [17].
On the basis of all the above stated, it can be concluded that corrosive fatigue was the cause of the shaft failure. The root
cause of this turbine shaft failure can be found in the design of the seal box and insufficiently developed procedures for nondestructive
periodical inspection and anticorrosion protection of the transition zone.

ผลลัพธ์ (ไทย) 1:

ตามระบอบชุบที่ระบุ โดยผู้ผลิตเพลา อาจคาดว่า austenization ที่สมบูรณ์ถูกแล้ว ด้วยการทำลายต่อโครงสร้างจุลภาคเดนไดรต์มีเหตุจากการหล่อ อย่างไรก็ตาม ที่ได้รับผลการทดสอบต่อโครงสร้างจุลภาค แสดง Fig. 11 แสดงให้เห็นว่า บางส่วนของเหลือเดนไดรต์ต่อโครงสร้างจุลภาคได้ยังคงอยู่ดังกล่าวไม่เหมือนต่อโครงสร้างจุลภาค กับ porosity สังเกตและ microcracks มีส่วนการได้เร็วขึ้นการแพร่กระจายของรอยแตกความเมื่อยล้า การเปรียบเทียบกับกรณีของวัสดุแผ่นจานที่สมบูรณ์ตอบสนองความต้องการ [6]ตาม [5], ล้าจำกัดที่ R = 1 ในเปิดแอร์มาแรง 225, 140 แรงน้ำ อย่างไรก็ตาม โดยทดสอบแบบแปลนตัวอย่างวัสดุ ค่าแรง 168 ของวงเงินล้าในอากาศเปิดกล่าว ซึ่งเป็น 25% น้อยกว่าค่าอ้างอิงของแรง 225มันถูกกำหนด โดยตรวจสอบภาพที่เคลือบ anticorrosive ถูก delaminated จากผิวโลหะและที่โซนของหน้าแปลนเพลาเปลี่ยนรัศมีถูกเปิดเผยโดยตรงผลกระทบของน้ำในแม่น้ำเนื่องจากยาแนวไม่เพียงพอกล่องซีลเพลาในเวลาเดียวกันเมื่อวิเคราะห์ความล้มเหลวนี้ถูกดำเนินการ ทดสอบแบบไม่ทำลายของเพลากังหันอื่น ๆ ของเดียวกันชนิดเปิดเผยมากมายรอย Fig. 18 รอยแตกที่พบในเขตพื้นที่ของความกว้างเท่ากันตามที่ได้รับ โดยการคำนวณองค์ประกอบจำกัด16 fig. สำหรับกรณีโหลด 2 รูปแบบของรอยแตกที่พื้นผิวโลหะและสถานะของรอยแตกที่สำคัญหนึ่งบัญชีสำหรับความล้มเหลวแสดงกัดกร่อนล้าเป็นสาเหตุของความล้มเหลว [12-14]แสดงการคำนวณตัวเลขที่มีการกระจายของความเครียดและ deformations ในเพลากับแปลนในมีคนคาด ความกว้างของเขตความเครียดสูงสุด ได้รับ โดยการวิเคราะห์องค์ประกอบจำกัด ขอคู่กับความกว้างของเขตพื้นที่ที่กำหนด โดยตรวจสอบแบบไม่ทำลาย ความเครียดปกติสูงสุดในจุดสำคัญของการแรง 119 ซึ่งสูงเป็นรัศมีแบบฉับพลันที่โหลดคงที่ ในระหว่างการเริ่มต้นของการดำเนินงานและการเปลี่ยนแปลงตำแหน่งของใบมีดรองชนะเลิศตัวคูณความปลอดภัยเมื่อเปรียบเทียบกับผลตอบแทนที่ได้รับความเครียดของแรง 310 ค่าได้รับความเครียดปกติแรงดึงของ47.8 แรงระหว่างเพลาปกติปฏิบัติระบอบการปกครองไม่น้อยกว่าค่าทดสอบของความอ่อนเพลียจำกัดของแรง 168 ดังนั้นสาเหตุของไม่พบรอยแตกเริ่มต้นเกิดขึ้นในเพลาคุณสมบัติ ระดับของความเครียดปกติระหว่างจุดเริ่มต้นของการดำเนินงาน(119 แรง) คือ ประมาณ 75% ของขีดจำกัดความเมื่อยล้า ซึ่งค่าเผื่อความปลอดภัยไม่เพียงพอสำหรับสภาพแวดล้อมที่ ''ฝน ''ยัง ค่าความเครียดแรงดึงบนรัศมีของเปลี่ยนหน้าแปลนเพลา ได้รับ โดยการวิเคราะห์องค์ประกอบจำกัด สำหรับโหลดกรณี 2 (47.8 แรง) จะสูงกว่าที่แนะนำหนึ่ง (640 แรง) สำหรับชนิดของเพลา [15,16]ช่วงความเครียดอาจคำนวณความรุนแรงปัจจัย (SIF) ที่ปลายรอยแตก 13.1 MPapm และก็สูงกว่าจำกัดช่วงของ SIF สำหรับวัสดุ MPapm 4.2 อธิบายการเจริญเติบโตมีเสถียรภาพแตกบนเพลาระหว่างบริการ [17]โดยทั้งหมดระบุไว้ข้างต้น มันสามารถสรุปได้ว่า ล้ากร่อนมีสาเหตุของความล้มเหลวของเพลา รากสาเหตุของความล้มเหลวของเพลากังหันนี้สามารถพบได้ในการออกแบบของกล่องตราและขั้นตอนการพัฒนา insufficiently เพื่อตรวจสอบเป็นครั้งคราวและป้องกัน anticorrosion เปลี่ยนโซน

ผลลัพธ์ (ไทย) 2:

ตามระบอบการปกครองการรักษาความร้อนที่ระบุไว้โดยผู้ผลิตเพลาก็อาจจะคาดหวังว่า austenization
สมบูรณ์ได้กระทำด้วยการทำลายประสาทจุลภาคที่เหลือจากกระบวนการหล่อ
แต่ที่ได้รับจุลภาคผลการทดสอบแสดงให้เห็นในรูป 11 แสดงให้เห็นว่าเป็นส่วนหนึ่งของโครงสร้างจุลภาคประสาทที่เหลือบางส่วนยังคงอยู่.
จุลภาคที่ไม่เป็นเนื้อเดียวกันดังกล่าวร่วมกับพรุนสังเกตและ microcracks
มีส่วนร่วมในการได้เร็วขึ้นการขยายพันธุ์ของรอยแตกเมื่อยล้าเมื่อเทียบกับกรณีของวัสดุหน้าแปลนที่สมบูรณ์ตอบสนองความต้องการ[ 6].
ตามที่ [5] จำกัด เมื่อยล้าที่ R = 1 ในที่โล่งเป็น 225 MPa และ 140 MPa ในน้ำ อย่างไรก็ตามโดยการทดสอบหน้าแปลนตัวอย่างวัสดุค่าของ 168 MPa ของวงเงินความเมื่อยล้าในที่โล่งที่ได้รับซึ่งเป็น 25% น้อยกว่าค่าอ้างอิงที่ 225 MPa. มันถูกกำหนดโดยการตรวจสอบภาพที่เคลือบ anticorrosive ถูก delaminated จาก พื้นผิวโลหะและโซนของการเปลี่ยนแปลงเพลาหน้าแปลนรัศมีที่ถูกสัมผัสโดยตรงกับผลกระทบของน้ำในแม่น้ำเนื่องจากการปิดผนึกไม่เพียงพอของกล่องประทับตราเพลา. ในเวลาเดียวกันเมื่อวิเคราะห์ความล้มเหลวนี้ได้ดำเนินการทดสอบแบบไม่ทำลายของ เพลากังหันอื่น ๆ ของเดียวกันประเภทเปิดเผยรอยแตกหลายรูป 18. รอยแตกที่พบในเขตของความกว้างเช่นเดียวกับที่ได้จากการคำนวณองค์ประกอบ จำกัด , รูป 16 สำหรับกรณีโหลด 2. รูปแบบของรอยแตกที่พื้นผิวโลหะและการปรากฏตัวของรอยแตกที่สำคัญหนึ่งในการบัญชีสำหรับความล้มเหลวที่บ่งบอกถึงความเหนื่อยล้าการกัดกร่อนเป็นสาเหตุของความล้มเหลว[12-14]. การคำนวณเชิงตัวเลขแสดงให้เห็นว่าการกระจายของ ความเครียดและพิการในเพลากับหน้าแปลนเป็นไปตามกับคนที่คาดหวัง ความกว้างของเขตความเครียดสูงสุดที่ได้รับจากการวิเคราะห์องค์ประกอบ จำกัด ขอมีความสัมพันธ์กับความกว้างของเขตพื้นที่ที่กำหนดโดยการตรวจสอบแบบไม่ทำลาย ความเครียดสูงสุดปกติในจุดสำคัญของรัศมีชั่วคราวที่โหลดแบบคงที่ในช่วงเริ่มต้นของการดำเนินงานและการเปลี่ยนแปลงตำแหน่งของใบมีดวิ่ง 'เป็น 119 เมกะปาสคาลซึ่งจะช่วยให้สูงปัจจัยด้านความปลอดภัยในการเปรียบเทียบกับผลตอบแทนที่ได้รับความเครียด310 MPa มูลค่าที่ได้รับสำหรับความเครียดแรงดึงปกติของ47.8 MPa ระหว่างเพลาปกติระบอบการปกครองการดำเนินงานน้อยกว่าค่าทดสอบขีด จำกัด ของความเมื่อยล้าของ 168 MPa ดังนั้นสาเหตุของการเกิดรอยแตกเริ่มต้นไม่สามารถพบได้ในคุณสมบัติเพลา ระดับของความเครียดปกติในช่วงเริ่มต้นของการดำเนินงาน(119 MPa) จะอยู่ที่ประมาณ 75% ของวงเงินความเหนื่อยล้าซึ่งเป็นอัตราความปลอดภัยไม่เพียงพอสำหรับสภาพแวดล้อม 'เปียก' '. นอกจากนี้ค่าความเครียดแรงดึงในรัศมีการเปลี่ยนเพลาหน้าแปลนที่ได้รับจาก การวิเคราะห์องค์ประกอบ จำกัด สำหรับการโหลด2 กรณี (47.8 MPa) จะสูงกว่าที่แนะนำ (640 MPa) สำหรับประเภทของเพลานี้ [15,16]. คำนวณปัจจัยชักนำให้เกิดความรุนแรงความเครียด (SIF) ช่วงปลายแตกได้ 13.1 MPapm และสูงกว่าช่วงSIF เกณฑ์สำหรับวัสดุที่ 4.2 MPapm ซึ่งจะอธิบายการเจริญเติบโตที่แตกมั่นคงบนเพลาบริการระหว่าง [17]. บนพื้นฐานของทั้งหมดข้างต้นดังกล่าวก็สามารถสรุปได้ว่าเมื่อยล้าที่มีฤทธิ์กัดกร่อนได้ สาเหตุของความล้มเหลวเพลา รากสาเหตุของความล้มเหลวเพลากังหันนี้สามารถพบได้ในการออกแบบกล่องตราประทับและวิธีการพัฒนาไม่เพียงพอสำหรับการทำลายการตรวจสอบเป็นระยะและการคุ้มครองป้องกันสนิมของผ่านเน็ต

ผลลัพธ์ (ไทย) 3:

ตามที่ระบุไว้โดยการรักษาความร้อนระบบเพลาผู้ผลิตก็อาจจะคาดหวังว่า
austenization สมบูรณ์ได้ด้วยการแบ่งระหว่างโครงสร้างจุลภาคที่ยังคงอยู่จากกระบวนการหล่อ . อย่างไรก็ตาม , ได้รับ
ผลการทดสอบโครงสร้างจุลภาค ที่แสดงในรูปที่ 11 แสดงให้เห็นว่าบางส่วนของที่ตกค้างระหว่างโครงสร้างจุลภาคมีอยู่ .
เช่น non-homogeneous โครงสร้างจุลภาค พร้อมๆ กับสังเกตความพรุนและ microcracks ได้ทำให้เร็ว
การขยายพันธุ์ของรอยร้าวล้า เมื่อเทียบกับกรณีของวัสดุจานที่สมบูรณ์ตอบสนองความต้องการ [ 6 ] .
ตาม [ 5 ] , ความเมื่อยล้า จำกัด ที่ R = 1 ในอากาศเปิดเป็น 225 140 เมกกะปาสคาล ในน้ำ . อย่างไรก็ตาม จากการทดสอบของหน้าแปลน
วัสดุตัวอย่างมูลค่า 168 เมกกะวงเงินความเมื่อยล้าในการเปิดแอร์ ได้ ซึ่งเป็น  25% น้อยกว่าค่าอ้างอิง
225 MPA .
มันถูกกำหนดโดยตรวจสอบภาพที่ได้จากการเคลือบ anticorrosive เอพื้นผิวโลหะและ
โซนของเพลาหน้าแปลนการเปลี่ยนแปลงรัศมีคือการสัมผัสโดยตรงกับผลของ น้ำในแม่น้ำเนื่องจากซีลเพลา ซีลกล่อง

ไม่เพียงพอใน เวลาเดียวกัน เมื่อวิเคราะห์ความล้มเหลวและ , การทดสอบแบบไม่ทำลายของเพลากังหันอื่น ๆของชนิดเดียวกัน
พบรอยแตกหลาย 18 มะเดื่อ . รอยแตกที่พบในเขตของความกว้างเดียวกันได้โดยคำนวณไฟไนต์เอลิเมนต์
16 รูป เพื่อโหลดได้ 2 กรณี รูปแบบของรอยแตกที่พื้นผิวโลหะและการปรากฏตัวของหนึ่งหลักแตก
การบัญชีสำหรับความล้มเหลวบ่งบอกความเหนื่อยล้าการกัดกร่อนเป็นสาเหตุของความล้มเหลว [ 12 – 14 ] .
การคำนวณเชิงตัวเลขแสดงให้เห็นว่าการกระจายของความเครียดที่มีในเพลากับแปลนสอดคล้อง
กับแนวโน้มที่ ความกว้างของโซนความเครียดสูงสุดที่ได้จากการวิเคราะห์ด้วยวิธีไฟไนต์เอลิเมนต์ ขอคู่กับ
ความกว้างของโซนที่กำหนดโดยการตรวจสอบแบบไม่ทำลาย .สูงสุดปกติความเครียดในจุดที่สำคัญของ
รัศมีชั่วคราวที่โหลดแบบคงที่ในช่วงเริ่มต้นของการเปลี่ยนตำแหน่งรองชนะเลิศใบมีด ' 119 MPa ซึ่งทำให้ปัจจัย
ความปลอดภัยสูงในการเปรียบเทียบกับที่ได้ผลผลิต ความเครียดของ 310 MPa การวิเคราะห์ค่าความเค้นปกติ
478 เมกกะในช่วงปกติเพลาปฏิบัติการระบบน้อยกว่าการทดสอบค่าของความเหนื่อยล้า จำกัด 168 เมกะปาสคาล ดังนั้นสาเหตุของรอยร้าวที่เกิดขึ้น
เริ่มต้นที่ไม่สามารถพบได้ในเพลา คุณสมบัติ ระดับความเครียดปกติในช่วงเริ่มต้นของการดำเนินงาน
( 119 MPa ) ประมาณ 75 % วงเงินความเมื่อยล้า , ซึ่งไม่เพียงพอสำหรับความปลอดภัย 'wet ' ' ขอบ '
, สิ่งแวดล้อมความเครียดแรงดึงค่าในเพลาหน้าแปลนเปลี่ยนรัศมี ที่ได้จากการวิเคราะห์ไฟไนต์เอลิเมนต์สำหรับโหลด
2 กรณี ( 47.8 MPa ) สูงกว่าที่แนะนำ ( 640 เมกกะปาสคาล ) สำหรับเพลา [ 15,16 ] ชนิดนี้ เกิดจากความเครียด
ค่าตัวประกอบความเข้ม ( SIF ) ช่วงที่แตกปลายเป็นพันธมิตร mpapm และสูงกว่า
ช่วงเกณฑ์ซิฟสําหรับวัสดุ mpapm 4.2 ,ซึ่งอธิบายถึงการเติบโตที่มั่นคงบนด้ามแตกในระหว่างการให้บริการ [ 17 ] .
บนพื้นฐานของทั้งหมดที่ระบุไว้ข้างต้น สรุปได้ว่า สารกัดกร่อนความเหนื่อยล้าเป็นสาเหตุของเพลาที่ล้มเหลว รากสาเหตุของความล้มเหลวของเพลากังหัน
นี้สามารถพบได้ในการออกแบบของกล่องตรา และพัฒนากระบวนการที่ไม่ใหม่
การตรวจสอบและป้องกัน Anticorrosion ของการเปลี่ยนโซน