Диссертация (Разработка методики проектирования замковых соединений керамических лопаток с металлическим диском в перспективных газотурбинных двигателях летательных аппаратов), страница 7

Многослойная плоскаястенкастенкаИспользуя данные соотношения, можно определить температурныенапоры в каждом слое, коэффициенты теплопроводности слоѐв или плотностьтеплового потока, в зависимости от исходных данных.В реальности площадь фактического контакта двух деталей значительноменьше номинальной площади из-за особенностей геометрии микроструктурыповерхностей.Теплопередачамеждуконтактирующимиповерхностямиосуществляется теплопроводностью через участки фактического контакта ичерез прослойку среды между неровностями поверхностей, а также путѐмтеплового излучения.40Результатыэкспериментальныхитеоретическихисследованийконтактного теплообмена в турбомашинах представлены в [118-123].В работе [118] рассматривался контакт образцов из различных материалов:нержавеющей стали Х18Н9Т, молибденового сплава ВМ-1, графита, кермета наоснове SiC и др.

В качестве основных факторов, определяющих уровеньтермического сопротивления, выделены следующие: сжимающая нагрузка,свойства окружающей среды, температура в зоне контакта. Отмечено, чтосущественное влияние оказывает чистота обработки поверхностей. Например,для стальных образцов со средней высотой микровыступов 2,45 мкмтермическая проводимость контакта α К в 3 раза меньше, чем для образцов сосредней выстой микровыступов 0,8 мкм.Анализ температурных зависимостей термической проводимости контактавыявил факт, что влияние температуры часто оказывается более сильным, чемпредсказываемое на основании зависимостей теплофизических и механическиххарактеристикматериаловконтактирующихобразцов.

Этосвязанососнижением твѐрдости материалов при повышении температуры.В ходе экспериментов с парой «ВМ-1 – графит» было показано, что вусловиях вакуума в диапазоне температур от 400°С до 600°С при увеличенииконтактных давлений от 0,34 МПа до 3 МПа термическая проводимость α Квозрастала от 2500 Вт/(м2·оС) до 5000 Вт/(м2·оС). В среде гелия значения α Кувеличивались в 4 раза.

В газовой среде с низкой теплопроводностьюпрактически весь тепловой поток передаѐтся через участки фактическогоконтакта, а в газовой среде с высокой теплопроводностью – через газовуюпрослойку.Для пары «ВМ-1 – кермет» в вакууме при таких же температурах иконтактных давлениях значения α К изменялись в пределах от 700 Вт/(м2·оС) до2200 Вт/(м2·оС). Несмотря на уменьшение коэффициентов теплопроводностикермета при росте температуры зафиксировано возрастание α К ‒ из-заувеличения фактической площади контакта. С целью повышения α К контактов41«металл – керамика» (более, чем в три раза) было предложено вводить вконтакт медную фольгу.

Для пар «керамика-металл» характерна более слабаязависимость термической проводимости контакта от нагрузки по сравнению спарами «металл-металл». Данный факт указывает на медленный рост площадифактического контакта с нагрузкой.В одной из последних работ ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова» [124] былоисследовано термическое сопротивление контакта цилиндрических образцов изсплавов ЭП718, ЖС-6, ВКНА-1, применяемых в современных турбинах, сразличной частотой обработки (Ra 1,6 – 10,0 мкм). Температура и нагрузкасжатия соответствовали эксплуатационным значениям в замковом соединениирабочих лопаток и диска турбины: 450-600oС и 1-250 МПа соответственно.Было установлено, что термическое сопротивление контакта с ростом нагрузкисжатия имеет нелинейную зависимость и асимптотически приближается кнекоторой постоянной величине. Диапазон полученных значений составил от3500 до 200000 Вт/(м2·оС). В условиях работы типовой конструкции замковогосоединения металлических лопаток и диска турбины высокого давлениязначениетермическогоконтактногосопротивленияпревысило25000Вт/(м2·оС).Проводиласьсопротивлениярасчѐтнаяконтактавоценказамковомвлияниявеличинысоединениинатермическогостационарныхинестационарных режимах при полученных экспериментально значениях.

Настационарных режимах работы разница температур в области контактаметаллических лопаток и диска достигала 7oС, а на нестационарных – 20oС.Сделан вывод, что продувка замкового соединения не влияет на разницутемператур лопатки и диска, а только повышает или понижает средний уровеньтемператур в замковом соединении. Максимальное влияние на тепловоесостояниезамковогосоединениятермическоесопротивлениеконтактаоказывает на нестационарном режиме в начальный момент времени, когдалопатка уже нагрелась, а диск ещѐ холодный.421.5.

Выводы к главе 11. Применение керамики позволяет использовать детали горячей частитурбин при температурах до 1600оС без использования систем охлаждения;снизить массу этих деталей. Механические характеристики современныхкерамических материалов недостаточны для обеспечения прочности цельногоротора турбины, однако возможно создание сборной конструкции изметаллического диска и керамических лопаток.2. Основные неблагоприятные факторы при использовании керамическихдеталей – хрупкость материала, низкая стойкость к ударным нагрузкам, низкаяпрочность при работе на растяжение, склонность к разрушению в областиконтакта при неравномерном распределении нагрузки. При создании узлов скерамическимидеталяминеобходимоисключатьобластисвысокимирастягивающими напряжениями, применять специальные меры для сниженияконтактных напряжений и компенсации разницы в коэффициентах линейноготемпературного расширения (КЛТР).3.

Двигателестроительнымифирмамипоказанаэффективностьиспользования соединения металлического диска с керамическими лопаткамитипа «ласточкин хвост» с промежуточными проставками.4. Контактная прочность керамического хвостовика лопатки зависит отсоотношения нормальной и касательной нагрузок, механических характеристикматериала и качества обработки поверхности.5. В условиях работы типовой конструкции замкового соединения сметаллическими лопатками и диском турбины высокого давления значениетермическогоконтактногосопротивленияпревышает25000Вт/(м2·оС).Экспериментальные данные для перспективных соединений с использованиемкерамических лопаток практически отсутствуют.43Глава 2. МЕТОДИКИ ИССЛЕДОВАНИЯ МЕХАНИЧЕСКОГО ИТЕПЛОВОГО КОНТАКТА КЕРАМИЧЕСКИХ ИМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ДЕТАЛЕЙ2.1.

Исследование механического контакта металлических и керамическихдеталей2.1.1. Постановка задачи расчѐта на прочность замкового соединениякерамических лопаток типа «ласточкин хвост»На Рис. 2.1 приведено распределение напряжений в типовом замковомсоединении типа «ласточкин хвост», полученное в работе [125] методомфотоупругости. Можно выделить три наиболее опасные зоны: А – зонамаксимального растяжения хвостовика лопатки; Б – зона контактноговзаимодействия; В – зона максимального растяжения паза диска.

Для оценкипрочности в зонах А и В возможно использование критериев разрушенияхрупких и упруго-пластических материалов; в области Б напряжение смятия σсмсравнивают с предельным значением, назначаемым из экспериментальногоопыта. При проектировании замков для никелевых лопаток турбин величинаσсм, как правило, не превышает значения 600 МПа. Для замковых соединений сиспользованием керамических лопаток такой опыт практически отсутствует.Необходимо развивать методологию оценки контактной прочности в замковыхсоединениях керамических лопаток.Рис. 2.1.

Области напряжѐнности в замковом соединении442.1.2. Разработка модели механического контакта керамических иметаллических деталейУсилия, действующие в замковом соединении лопаток типа «ласточкинхвост», показаны на Рис. 2.2. При проектировании таких соединенийвыполняют расчѐты на смятие и срез замковой части лопатки (хвостовика), атакже на отрыв и изгиб перемычки диска [126, 127].Рис. 2.2. Усилия в замковом соединении лопаток типа ласточкин хвостЦентробежная сила лопатки FЛ (складывающаяся из составляющих пера,полки, ножки и хвостовика) уравновешивается усилиями N, действующими набоковые грани замка, и силами трения FТР :FЛ  2 N  cosα  2FТР  sin α ,(2.1)где FТР  k  N .Напряжения смятия на боковой поверхности замка ζ СМ складываются издвух компонентов: от растягивающей силы и от изгибающих моментов.45Напряжение смятия от растягивающей силы определяется, как:ζсм(p)  N SСМFЛ,2  cosα  k  sinα   b  c(2.2)где SСМ – площадь контакта диска и лопатки; b и c ‒ ширина замка и длинаполоски контакта соответственно; α – угол наклона замка; k ‒ коэффициенттрения.FЛ  ρЛ VЛ  ω2  RЦТ.Л ,(2.3)где ρ Л – плотность материала лопатки; VЛ – объѐм лопатки; ω – угловаяскорость вращения; RЦТ.Л – радиус центра тяжести лопатки.Максимальное значение напряжения смятия от изгибающих нагрузок,распределѐнных по линейному закону:ζсм(u)  M ИЗГ  6  M  e  FЛП  ,2WCbc(2.4)где M ИЗГ – суммарный изгибающий момент; WC – момент сопротивленияизгибу сечения поверхности контакта; M – изгибающий момент в корневомсечении лопатки от действия аэродинамической нагрузки; e ‒ смещение центратяжести корневого сечения лопатки от оси замка (если присутствует); FЛП –центробежная сила профильной части лопатки.Если принять допущение о несущественном влиянии изгибающихнагрузок на напряжение смятия и минимальном коэффициенте трения взамковом соединении, то можно провести аналогию с задачей о вдавливанииштампа в упругое полупространство [128 – 130].

Для штампа с прямолинейнымоснованием шириной 2a и для кругового цилиндрического штампа диаметром2a, на которые действует сжимающая сила P, без учѐта силы трения,распределение контактного давления под штампом приведено в выражениях 2.5и 2.6 соответственно:p( x ) P,π  a2  x2(2.5)46p( r ) P.2π  a  a 2  r 2(2.6)Как следует из данных выражений, вблизи краѐв штампа ( x/r  a илиx/r  a ) величины контактных давлений стремятся к бесконечности.Снижению концентрации давлений способствует скругление краѐв штампа.Для исследования контакта «металл-керамика» в настоящей работепредложена модель, состоящая из штампов с круговым основанием [131]:керамический образец толщиной h1 и диаметром d1 расположен между двумястальными образцами толщиной h2 и диаметром d2 (Рис.