Автореферат (Разработка методики проектирования замковых соединений керамических лопаток с металлическим диском в перспективных газотурбинных двигателях летательных аппаратов), страница 2

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении обоснована актуальность темы исследования, сформулирована цель работы, показаны научная новизна и практическая значимость полученнь|х результатов. В первой главе выполнен анализ публикаций по теме диссертационной работы. Рассмотрены конструктивные варианты соединения керамических лопаток с металлическим диском, приведены характеристики современных керамических материалов и методы расчета на прочность рабочих колес.

Вторая глава посвящена разработке моделей и методов исследования механического и теплового контакта керамических и металлических деталей. В замковом соединении типа «ласточкин хвост» центробежная сила лопатки Е, уравновешивается усилиями Л~, действующими на боковые грани замка, и силами трения г (Рис.

!). При анализе напряженного состояния в области контакта диска с лопаткой, принимая допущение о несущественном влиянии растягиваюших и изгибающих нагрузок и минимальном коэффициенте трения, можно провести аналогию с напряженным состоянием в задаче о вдавливании штампа в упругое полупространство. Для исследования контакта <сметалл-керамика» в работе предложена модель, состоящая из штампов с круговым основанием: керамический образец толщиной Ь~ и диаметром 4 расположен между двумя металлическими образцами толщиной Ь~ и диаметром <12 (Рис.

2). Сверху к образцам прикладывается сжимающее давление от пресса р, возникает контактный слой толщиной Ьъ зависящий от качества обработки поверхностей и влияющий на момент разрушения. Разработана специальная оснастка для передачи сжимающего усилия и центровки модели. М Рис. 1. Усилия в замковом соединении Исследовался контакт образцов стальных (ЭИ9б1ш) с керамическими: а) на основе карбида кремния, армированного алмазными частицами — с модулем упругости 520000 МПа, плотностью 3200 кг/м' и коэффициентом теплопроводности 300 Вт/(м.'С), с двумя разными чистотами обработки контактных поверхностей; б) из горячепрессованного нитрида кремния — с модулем упругости 240000 МПа, плотностью 3450 кг/м' и коэффициентом теплопроводности 19 Вт/(м "С). Контактные поверхности стальных образцов обрабатывались шлифованием. Испытания проводились на машине 1пз1гоп 5985 с непрерывным нагружением до момента разрушения.

Минимальная контактная прочность карбидных образцов с меньшей шероховатостью составила 138 МПа («К», Рис. 3), с большей шероховатостью — 163 МПа («ш К», Рис. 3), нитридных образцов — 1339 МПа («Н», Рис. 4). 300 1000 е а 000 Б е е 100 й е НК1 О О 00 О,.1 0.10 О 0 О." Пеоемещение, мм О Он О.. ОЗ ОН ОО О,Е О.Е Перемещение, мм Рис. 4. Контактные испытания «Н» Рис. 3. Контактные испытания «К» 1 1 1 с 11 Г' 1 )1 ./ — .2 ~,12 Рис.

2. Модель механического контакта Исследование контактных поверхностей керамических образцов на микроскопе 1.е1са ЗР до и после испытаний показало, что в «К» среднее значение шероховатости уменьшалось от 2,1 до 1,5 мкм, «ш К» — от 21,0 до 11,8 мкм; а «Н» — от 0,9 до 0,7 мкм. Фрактография образца «Н» (Рис. 5) выявила два очага разрушения: в нижней части образца с краю и в верхней части образца по середине площадки контакта. Это свидетельствует о существенном влиянии локальной концентрации напряжений, обусловленной особенностями микрогеометрии керамических образцов.

Расчетно выявить область и момент контактного разрушения не представляется возможным. Поэтому на начальном этапе проектирования замковых соединений керамических лопаток требуется проведение контактных испытаний, предложенных в данной главе. При исследовании теплового контакта керамических и металлических деталей, как и в случае механического контакта, использовалась модель с образцами цилиндрической формы (штампы с круговым основанием), Рис. 6, а. Сталь имеет теплопроводность хи керамический материал промежуточный контактный слой ~з.

Тепловой поток обеспечивается за счет перепада температур в модели: ОТ=ТА — Тв. ~(. ,,:;- .»-„--, 1аа очаа~"1 очаач а очаа ~'а очаг 6 Рис. 6. Модель теплового контакта Рис. 5. Фрактография образца «Н» С целью определения термического контактного сопротивления для пар «металл-керамика» предложена следующая методика: 1) При установившемся тепловом режиме с параметрами ЬТ =Т,— Т4 и ЛТ,р=(Т~+Т4)/2 проводятся измерения температур в четырех сечениях по толщине модели, расположенных от границ контакта на расстояниях Ать Ать Ать Ьт4. Ть Ть Ть Т4, определяется плотность теплового потока с7 при помощи закона Фурье (Рис. б,а); затем коэффициент теплопроводности контактного слоя хз и тепловая контактная проводимость а, (Рис.

6, 6). 2) Для получения более достоверных данных, учитывающих тепловые потери в модели в трехмерной постановке, проводится построение конечно- элементной модели данной системы. В данной модели задаются температуры Т~ и Т4, а также условие конвективного теплообмена с окружающей средой (воздух). В качестве первичного приближения для контактного слоя задается значение х„ полученное в 1). После проведения теплового расчета определяются тепловые потери на границах модели, которые затем прикладываются, как тепловые нагрузки, и заново пересчитывается 47.

3) Пункты 1) — 2) выполняются до момента удовлетворительной сходимости расчетных значений Т2 и Тз с экспериментальными. В металлических образцах в каждом из четырех сечений выполнено по три канавки для установки термопар глубиной 5,5 мм и толщиной 0,7 мм, что позволяло снизить погрешность определения температур. Для обеспечения заданного температурного режима испытаний в модели разработана система нагрева, включающая в себя следующие основные узлы: нагреватель, трансформатор, система управления (Рис. 7). Нагреватель был выполнен из жаропрочного сплава ВЖ98 и состоял из двух идентичных ветвей.

Его разогрев осуществлялся пропусканием электрического тока от вторичной обмотки трансформатора. С целью получения необходимого перепада температур на ветвях нижнего нагревателя устанавливалась медная вставка, с|юсобствующая свободному протеканию тока за счет низкого электросопротивления материала. Управление температурным режимом осуществлялось с помощью контроля мощности, подаваемую на нагреватель.

2 3 4 нньнняя всввь напвсвавсяя упрааляюшяя сш ннн Рис. 7. Система нагрева: 1 — трансформатор, 2 — шины, 3 — нагревательв 4— термопара, 5 — регулятор температуры, б — реле времени, 7 — мощности Термомеханические испытания проводились на машине!пз1гоп 5985 с поступенчатым увеличением нагрузки и выдержками на каждом режиме до момента установления стационарного температурного режима (Рис.

8). В парах «К»/«Н» — металл» контактная термическая проводимость а„при давлении 1 МПа с возрастанием температур до 500'С изменялась слабо и не превышала 5350 Вт~(м" ОС). С увеличением давления от 1 до 250 МПа при температуре до 200'С а, в паре «К» — металл» изменялась от 7500 до 15100 Вт('(м "С), а в «Н» — металл» вЂ” от б010 до 12200 Вт/(м 'С) (Рис. 9). Установлено, что при уровне напряжения смят ия, соответствующему эксплуатационному (более 150 МПа), а,. можно принимать постоянной.

а,, ВО(м '" С) (ОООО ! -(ООО ! 000(! (0000 'Е - ((! Од(0( -~("(! - ИаООП 8000 (000 О 50 ((О( ((О 000 НОО((Я(((Ои((е О!0((0((. МПО Рис. 9. Результаты термомеханических испьпаний 050 Рис. 8, Проведение термомеханических испытаний В третьей главе предложена комплексная методика оптимального проектирования замкового соединения керамических лопаток и металлического диска, включающая в себя следующие этапы: -выбор конструктивной схемы замкового соединения; -разработка параметризованной модели конструкции в среде Апзуз с использованием встроенного языка программирования АРИ; -построение КЭ-модели сектора рабочего колеса под одну лопатку; -моделирование теплонапряженного состояния рабочего колеса; -оптимизация формы замкового соединения.

В параметризованной модели выбрано 7 наиболее значимых геометрических параметров (Рис. 10, красный цвет). Целевая функция формулировалась, как условие минимизации значения первого главного напряжения в хвостовике керамической лопатки. Вводились ограничения на максимальное значение эквивалентного напряжения по Мизесу в диске, напряжение смятня и массу диска.

Для оптимизации использовался встроенный в Апзуз программный модуль, основанный на методе нулевого порядка. В расчетах учитывались экспериментальные данные: значения контактной термической проводимости и критических напряжений смятия. Предполагалось, что характеристика физической нелинейности материала диска соответствует модели упрочнения Ми1611пеаг К1петайс Нагдеп1щ с критерием возникновения пластических деформаций Мизеса. Для керамических лопаток вводилось допущение о линейной зависимости напряжения от деформации вплоть до момента разрушения, а также об изотропности характеристик материала. При моделировании температурного состояния задавались коэффициенты кон вективной теплоотдачи и температура окружающей среды на участках поверхности тела, полученные в независимых газодинамических расчетах. а 'л Рис.

10. Параметризованная модель рабочего колеса Определен конструктивный облик рабочего колеса первой ступени турбины высокого давления с замковым соединением керамических лопаток «К» и «Н» перспективного газотурбинного двигателя среднемагистрального самолета и исследовано теплонапряженное состояние на режимах работы «Взлет», «Крейсер», «Земной малый газ» 1Рис. 11-14). Рис. 11. Тепловое состояние лопатки Рис. 12. Тепловое состояние лопатки «К» на режиме «Взлет», С «Н» на режиме «Взлет», 'С Рис.

13. Первые главные напряжения Рис. 14. Первые главные напряжения в лопатке «К» на режиме в лопатке «Н» на режиме «Взлет», МПа «Взлет», МПа При оценке прочности керамических лопаток использовалось двухпараметрическое распределение Вейбулла. В данном случае минимальная прочность 1а~ при задаваемом уровне требуемой надежности Н с учетом отношения эффективных объемов образца 1~„0 и изделия 1~„г .