Диссертация (1025933), страница 13

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 13)

3.35 и 3.36 соответственно.Рис. 3.35. Исследование влияния толщины и модуля упругости проставок наконтактные напряжения в замке (при LПР =0,1/0,5/1 мм, EЛ  250000 МПа )116В случае EЛ  250000 МПа снижение модуля упругости проставок с200000 МПа до 50000 МПа позволяет снизить максимальное значениеконтактных напряжений при LПР  0,1 мм : α  60Ο – в 1,57 раз; α  45Ο – в 1,51раз; α  30Ο – в 1,42 раз. В случае EЛ  520000 МПа снижение модуляупругости проставок с 200000 МПа до 50000 МПа позволяет снизитьмаксимальное значение контактных напряжений при LПР  0,1 мм : α  60Ο – в1,67 раз; α  45Ο – в 1,62 раз; α  30Ο – в 1,56 раз.Рис.

3.36. Исследование влияния толщины и модуля упругости проставок наконтактные напряжения в замке (при LПР =0,1/0,5/1 мм, EЛ  520000 МПа )117Обеспечение прочностной надѐжности Ra=0,99 на режиме «Взлѐт» лопатокиз материала «К» возможно за счѐт увеличения предела прочности материалана изгиб до σв=425 МПа, а Ra=0,999999 – до σв=650 МПа (рис.

3.37).Обеспечение прочностной надѐжности Ra=0,99 на режиме «Взлѐт» лопаток изматериала «Н» возможно за счѐт увеличения модуля Вейбулла до m=10, аRa=0,999999 – до m=20 (рис. 3.38).Рис. 3.37 Зависимость запаса прочности хвостовика «К» на режиме «Взлѐт»от предела прочности на изгиб материалаРис. 3.38 Зависимость запаса прочности хвостовика «Н» на режиме «Взлѐт»от модуля Вейбулла1183.8. Выводы к главе 31.

Результаты расчѐтов показали, что на режиме «Взлѐт» не удаѐтсяобеспечить прочность хвостовиков из керамики «К» и «Н». Для хвостовиковлопаток из керамики «Н» при уровне надѐжности 0,99 обеспечиваетсяпрочность на режимах «Крейсер» и «Земной малый газ», а для хвостовиков изкерамики «К» только на режиме «Земной малый газ». Расчѐтная долговечностьхвостовиков из керамики «Н» на режиме «Крейсер» ‒ 87 с, а на режиме«Земной малый газ» ‒ 1,3·108 c.2. В конструкции с лопатками из керамики «К» максимальная температураметаллических дисков составила 947оС, а с лопаток из керамики «Н» – 686оС.Из-за снижения уровня механических характеристик при данных температурахметаллическиедискинеудовлетворяюттребованиямподлительнойстатической прочности и циклической долговечности.

Максимальный уровеньтемператур в лопатках из керамики «К» достиг 1298оС, перепад – 405 оС; а из«Н» – 1386оС и 830 оС соответственно.3. Показано, что для обеспечения прочностной надѐжности Ra=0,999999лопаток на режиме «Взлѐт» керамика должна иметь предел прочности на изгибне менее 800 МПа при модуле Вейбулла более 20, контактная прочностьдолжна быть не менее 170 МПа. Растягивающие и контактные напряжения вхвостовике керамической лопатке снижаются при уменьшении модуляупругости материала. Увеличение коэффициента линейного расширениякерамики, с одной стороны, способствует снижению контактных напряжений, сдругой – увеличению растягивающих напряжений в хвостовике.

В случаепревышения значения коэффициента теплопроводности керамики 15 Вт/(м·оС)диск недопустимо перегревается на режиме «Взлѐт».4. Теоретически подтверждена эффективность применения проставок всоединении керамических лопаток с металлическим диском. Они позволяютснизить уровень контактных напряжений и способствуют более равномерномураспределению нагрузки.119Глава 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ НЕСУЩЕЙСПОСОБНОСТИ ЗАМКОВОГО СОЕДИНЕНИЯ КЕРАМИЧЕСКИХЛОПАТОК С МЕТАЛЛИЧЕСКИМ ДИСКОМ4.1. Разработка методики экспериментального исследования несущейспособности замкового соединения керамических лопаток сметаллическим дискомСцельюповышениянадѐжностиработызамковогосоединениякерамических лопаток необходимо проводить: экспериментальное определениенесущей способности соединения; контрольные испытания, позволяющиеотбраковатькерамическиелопаткиснизкимипрочностнымихарактеристиками; контрольные испытания с перегрузками [153].Во втором случае соотношение, определяющее вероятность отказа вэксплуатации P (ζ э ) при действии напряжения ζ , имеет вид [32, 34]:ээP (ζ )  P (ζ )р эи иP (ζ э ) э1  P (ζ )и и(4.1)где P (ζ ) – вероятность отказа в эксплуатации при действии напряжения ζрээбез контрольных испытаний (расчѐтная); P (ζ ) – вероятность отказа во времяи иконтрольных испытаний при действии напряжения ζ , не превышающегоинапряжения ζ .эИспытания с перегрузками проводят с целью отработки требуемогоресурса керамических лопаток.

Уровень перегрузки R  ζ / ζ выбирается си эучѐтом медленного роста трещин в материале, чтобы обеспечить требуемуюнаработку t (из соотношения 1.19). Связь минимальной долговечности иотношения проверочного напряжения к эксплуатационному:120tОсновное2  R n2nA  (n  2)  ζ Э  π  K ΙCусловиепроведениянапряжѐнно-деформированногоn2,данныхсостояния,(4.2)испытаний–обеспечениесоответствующегоусловиямнагружения в эксплуатации. Создание полноразмерных рабочих колес –дорогой и трудоемкий процесс, так как в современных газотурбинныхдвигателях могут быть сотни лопаток. Поэтому необходимо создавать реальныемодели, позволяющие упростить испытания и снизить трудоемкость ихизготовления.Широкие возможности для изучения напряженно-деформированногосостояния представляют испытания реальных моделей, вырезанных из диска.Подобные модели позволяют проводить исследования несущей способностиотдельного выступа диска с имитацией растягивающей нагрузки, действующейот центробежных сил инерции, а также с имитацией крутящего момента,возникающего в случае наличия угла установки лопаток в захватахиспытательноймашины.Недостатком известныхтехническихрешенийявляется низкая точность результатов испытаний, обусловленная методомвоспроизведения нагрузок, так как вращение рабочего колеса в реальныхусловиях работы в процессе исследования заменяется имитацией припоступательном движении захватов нагружающего устройства.В основу нового технического решения поставлена задача приближенияисследованийкреальнымусловиямработыдвигателя.Предлагаетсяиспользовать уменьшенную модель диска с керамическими лопатками.

Дляисследования особенностей контактного взаимодействия керамических лопатокс металлическим диском необходимо обеспечить одинаковый уровеньнапряжений смятия в реальной конструкции (1) и испытательной модели (2),при сохранении геометрического подобия замкового соединения:121ζсм(1)  ζ(2)(4.3)смНапряжение смятия на боковой поверхности замка складывается изнапряжений смятия от действия растягивающей силы ζ (p) и от изгибающегосммомента от действия аэродинамической нагрузки на перо лопатки ипервоначальных выносов ζ (u) :смζсмζсм(p)  ζ(u)(4.4)смρ  V  ω2  Rρ  V  ω2  R  ΔFЛЛЦ.Т.ЛЛЛД1лζ (p) z  b  c  cosα2  b  c  cosα2  b  c  cosαсм(4.5)где F ‒ центробежная сила от всей лопатки, Н; b и c ‒ длина и ширина полоскилконтакта, м; z ‒ число контактных площадок (z=2 в замке типа ласточкинхвост); ρЛ‒ плотность лопатки, кг/м3; Vл ‒ объѐм лопатки, м3; ω ‒ угловаяскорость, рад/c; R‒ центр тяжести лопатки, м; R ‒ радиус диска, м; Δ ‒Ц.Т.Л1Дразница между центром тяжести лопатки и радиусом диска, м.ζсм(u) 6 M  e FПz  b  c2  6  M  e  ρ VЛ6  M  e  ρ V  ω2  R  ΔЛПД2П ω2  Rz  b  c2Ц.Т.П(4.6)z  b  c2где F ‒ центробежная сила от пера лопатки, Н; b и c ‒ длина и ширина полоскиПконтакта, м; n ‒ число контактных площадок (z=2 в замке типа ласточкинхвост); ρ ‒ плотность лопатки, кг/м3; Vп ‒ объѐм пера лопатки, м3; ω ‒ угловаяЛскорость, рад/c; R‒ центр тяжести пера лопатки, м; R ‒ радиус диска, м; Ц.Т.ПД2‒ разница между центром тяжести пера лопатки и радиусом диска, м; e ‒122эксцентриситет действия центробежной силы от пера лопатки; M ‒ изгибающиймомент от действия газовых сил.Для моделей (1) c радиусом диска RД1 и (2) c радиусом RД2 из (4.2), сучѐтом (4.3 – 4.5), после преобразований можно получить следующеесоотношение для определения необходимой частоты вращения или радиусауменьшенной модели (Рис.

4.1):RN N 21Д1RN  RД1   1 N  2 RД2Д22(4.7)где N ‒ частота вращения в реальной модели, рад/с; N ‒ частота вращения в21уменьшенной модели, рад/с; RД1 ‒ радиус диска в реальной модели, м; RД2 ‒радиус диска в уменьшенной модели, м.Для выбора числа лопаток определена верхняя граница m (нижняя ‒ 2лопатки). Для моделей (1) и (2) можно записать:L1  2  π  RД1 , l L1L2  2  π  RД2 , l L22  π  RД1n2  π  RД2mnm2  π  RД1(4.8)n2  π  RД2(4.9)mm  nRД2RД1(4.10)Число лопаток m в испытательной модели (2) выбирается исходя изусловия (Рис. 4.1):2  m  nRД2RД1(4.11)где n – число лопаток в реальной конструкции.Данноетехническоеэкспериментальныхрешениеисследованийипозволяетсократитьснизитьрасходтрудоѐмкостьматериалаприизготовлении модели; зарегистрировано автором, как патент на полезнуюмодель [155].123Рис.

4.1. Переход к малоразмерной модели рабочего колесаДля экспериментального исследования несущей способности замковогосоединения керамических лопаток с металлическим диском, на основе вышеописанной модели, разработано специальное устройство (Рис. 4.2) [156].Данное устройство представляло собой модельный ротор, включающий в себямодельный диск «1» с 4-мя пазами типа «ласточкин хвост» под керамическиелопатки «7».

Покрывные диски «3» с упорной гайкой «2» обеспечивали осевуюфиксацию керамических лопаток. Фиксация покрывных дисков в окружномнаправленииосуществляласьпосредствомвинтов«5».Проставка«6»обеспечивала контакт керамических лопаток с валом в начальный моментвремени. Для установки на разгонный стенд устройство предварительнособиралось со шпинделем тепловым методом.Исследование проводилось на модельных лопатках из материала «К».Геометрия лопаток обосновывалась простотой изготовления. Угол наклоналопатки был принят 60о, площадь контактной площадки составляла 54 мм2. Вкачестве материала диска и покрывных дисков принималась сталь ЭИ961ш.Профильмодификациизамковогосоединенияконструкции«ласточкинсоответствовалхвост».предложеннойПроектированиезамка124проводилось при помощи разработанного кода (см.

Характеристики

Список файлов диссертации