CC BY
42
УДК 539.4
В. Т. Трощенко, К. А. Ющенко, Б. А. Грязнов, В. С. Савченко, Ю. С. Налимов, Л. В. Червякова, О. В. Кононученко
О ПРИЧИНАХ ПОЛОМОК НАПРАВЛЯЮЩИХ ЛОПАТОК ОСЕВЫХ КОМПРЕССОРОВ АГРЕГАТА ГТК-25И
Описывается методика и результаты экспериментального исследования характеристик напряженно-деформированного состояния лопатки осевого компрессора ГТК-25И в окрестностях перехода пера к цапфе. Результаты сопоставляются с полученными расчетом МКЭ. Сделаны предположения о возможных причинах разрушения лопаток.
В процессе эксплуатации на лопатках направляющего аппарата осевого компрессора агрегата ГТК-25И появляются усталостные трещины, которые могут привести к полному разрушению лопатки.
История эксплуатации свидетельствует, что ранее на лопатках зарубежного производства на подобных агрегатах при длительной работе также появлялись трещины усталости в местах перехода пера к цапфе, которая служила опорой лопатки, а одной из причин такого разрушения могла быть концентрация напряжений в месте этого перехода. Поэтому при изготовлении направляющих лопаток из нержавеющей стали 14Х17Н2 осевого компрессора агрегата ГТК-25И было принято конструктивное решение по снижению концентрации напряжений в месте перехода пера к цапфе путем изготовления выкружек (рис. 1) глубиной до 4 мм. Однако, эксплуатация показала, что по-прежнему в рассматриваемых зонах появляются усталостные трещины (рис. 1, а), возможно даже чаще, чем при первоначальной конструкции лопатки.
Для объяснения причин разрушения лопаток проведено изучение их напряженно-деформированного состояния в районе перехода перо-цапфа путем динамического тензометрирования с помощью ма-
лобазных датчиков типа КФ5П1-1-200 (база 1 мм, Я = 200 Ом).
Исследования проводили на одном и том же фрагменте лопатки, постепенно увеличивая глубину выкружки (рис. 1, б) от 0 до 4 мм (с шагом 1 мм) в местах перехода перо-цапфа. Каждый цикл тензометрирования заключался в том, что лопатку, с каждым типоразмером выкружки, поэтапно препарировали тензодатчиками с расположением их решетки в исследуемой зоне под углами к оси лопатки 0 45 ° и 90
На поверхности цапфы со стороны спинки (рис. 2, а) видны эрозионные повреждения после эксплуатации, а поверхность цапфы со стороны корыта (рис. 2, б) свободна от повреждений, что свидетельствует о наличии вибраций пера лопатки и, как следствие, возможности усталостного разрушения. Ранее проведенные исследования показали, что наибольшие напряжения возникают при резонансных колебаниях лопатки по первой форме в месте перехода перо-цапфа ближе к входной кромке со стороны корыта. Поэтому в дальнейшем все измерения проводили в этой зоне. Один из вариантов расположения тензодатчика показан на рис.1, б.
в ы кружка
Рис. 1. Вид поверхности пера лопатки с трещиной в районе выкружки (а), и внешний вид фрагмента направляющей лопатки с
тензодатчиком (б)
© В. Т. Трощенко, К. А. Ющенко, Б. А. Грязнов, В. С. Савченко, Ю. С. Налимов, Л. В. Червякова, О. В. Кононученко, 2008
Рис. 2. Внешний вид фрагмента направляющей лопатки с цапфой со стороны «спинки» со следами эрозии на поверхности цапфы (а), и со стороны «корыта», поверхность цапфы без повреждений (б)
Результаты тензометрирования показали, что исследуемая зона лопатки находится в условиях плоского напряженного состояния при действии циклических изгибающих нагрузок. По экспериментальным результатам тензометрирования рассчитывали главные деформации и главные напряжения по формулам (1) согласно [1]
S1,2 = "
S0 +s90 , V2 /Т р )2 +( Г") -"-VS0-S 45 / +lS 45 — S90 /
E , , E ,
= --7(s1 + °2 = :-2(s2 +^Sl), (1)
1 -ц2
1 -ц2
где Е - модуль упругости, ц - коэффициент Пуассона; е0, е45, е90, - относительные деформации, измеренные с помощью тензодатчиков, наклеенных под углами 0 45 ° и 90 "градусов к оси лопатки.
Для сравнения напряженно-деформированных состояний исследованных вариантов величины выкружки рассчитывали величины аэкв согласно энергетической теории прочности [2] по формуле (2)
J экв.Ш
22 + СТ2 -СТ1 -СТ2
(2)
Экспериментальные данные позволили просле-
дить динамику изменения напряженно-деформированного состояния лопатки при циклических колебаниях в зависимости от изменения глубины выкружки в месте перехода от пера к цапфе.
Очевидно, что датчик позволяет определить величину напряжений в локальном месте пера лопатки, существенно удаленном от поверхности концентратора. Поэтому, для выяснения закономерностей распределения напряжений по перу лопатки для разных размеров выкружки (рис. 3) был проведен расчет методом конечных элементов с использованием комплекса SPACE 3D [3].
В расчетной модели перо лопатки было представлено прямоугольной пластиной с толщиной, равной толщине пера лопатки в месте перехода цапфа-перо и с реальными радиусами перехода от заделки (цапфа) к перу лопатки. Модель нагружалась статической нагрузкой по концу консоли пластины перемещением, равным 1 мм, соответствующим амплитуде конца пера лопатки при динамическом возбуждении.
Рис. 3. Геометрия проекции выкружки на плоскость пера лопатки: Я - радиус, а - «щека», Ь - «полка», к = Я + а - глубина выкружки
Расчетные значения абсолютных максимальных эквивалентных напряжений а ,,„„„, максимальных
максу
напряжений по поверхности концентратора ак°нцс и напряжений адатчик в точке, соответствующей точке экспериментального измерения датчиком в сопоставлении с экспериментально зафиксированными значениями эквивалентных напряжений адатчик приведены в таблице 1.
Расчет показал, что при увеличении глубины И выкружки максимальные напряжения при отсутствии «щек» непрерывно снижаются. Введение «щек» стабилизирует значение напряжений при достижении выкружкой глубины И = 2 мм. Введение «полки» несколько снижает эквивалентные напряжения при малых величинах Я, и практически не оказывает влияния при увеличении радиуса.
При отсутствии выкружки, т. е. в начальном состоянии объекта исследования, максимальное зна-
Таблица 1 - Сопоставление расчетных напряжений и экспериментально измеренных в районе выкружки
И, мм Я, мм Ь, мм Расчет
а, мм амакс МПа конц ®макс ' МПа адатчик ' МПа а датчик ' МПа
0 - - - 462 462 252 264
1,0 0 0 426 410 290 273
1,0 1,0 0 1,0 413 392 - -
1,0 0 2,0 402 383 - -
1,0 0 3,0 400 380 - -
1,5 0 1,0 390 366 - -
1,5 1,5 0 2,0 385 361 - -
1,5 0 3,0 383 358 - -
2,0 0 0 373 351 310 350
2,0 2,0 0 1,0 369 351 - -
2,0 0 2,0 367 349 - -
2,0 0 3,0 365 346 - -
2,5 0 0 346 343 - -
2,5 2,5 0 1,0 346 338 - -
2,5 0 2,0 345 336 - -
2,7 2,5 0,2 0 352 352 - -
2,5 0,5 0 371 371 313 370
2,5 0,5 0,5 368 368 - -
2,5 0,5 1,0 367 367 - -
3,0 3,0 0 0 334 330 304 -
3,0 0 1,0 333 328 - -
3,0 0 2,0 332 327 - -
3,0 0 3,0 331 326 - -
3,2 3,0 0,2 0 341 341 - -
3,5 3,0 0,5 0 356 356 - -
3,0 1,0 0 373 373 292 367,9
4,0 3,0 1,0 1,0 371 371 - -
3,0 1,0 2,0 369 369 - -
4,0 0 0 317 314 290 -
3,0 2 0 376 376 - -
5,0 4,0 1 0 343 343 - -
5,0 0 0 304 304 - -
чение напряжения наблюдается на поверхности концентратора. При этом вдали от концентратора имеется зона достаточно высоких напряжений. Ее существование обусловлено геометрией перехода от цапфы к перу лопатки.
Расчет показал, что при а = Ь = 0, когда форма выкружки определяется радиусом Я, максимальные напряжения наблюдаются на некотором удалении от поверхности концентратора. Зона поверхности лопатки, в которой действующие напряжения высоки и сопоставимы по величине, достаточно обширна.
При ненулевых значениях величины «щеки» а и глубине выкружки 3......5 мм максимальные напряжения достигаются на поверхности концентратора, при этом они существенно выше, чем напряжения при тех же величинах Я и а = 0.
На рис. 4 показано изменение расчетных эквивалентных напряжений от глубины выкружки. С увеличением радиуса выкружки, т. е. уменьшением концентрации, эквивалентные напряжения уменьшаются. В случаях ненулевой величины «щеки» напряжения возрастают, происходит стабилизация величины эквивалентных напряжения (при И = 3 и 4 мм).
Сравнение экспериментальных и расчетных значений напряжений (рис. 5, табл. 1) для места наклейки датчика показывает сопоставимость величин эквивалентных напряжений, полученных обоими методами. Согласно результатам тензометрирования, при изменении глубины выкружки от 1 мм до 2 мм в зоне замера напряжений происходит резкое возрастание напряжения, а при изменении от 3 мм до 4 мм - практически не меняется. Аналогичная картина наблюдается и для напряжений, полученных в расчете.
В то же время, уже при глубине выкружки И > 2 мм экспериментально определенные значения эквивалентных напряжений выше расчетных. Это видимо связно с тем, что расчет учитывает только изменение концентрации напряжений при увеличении глубины выкружки, и не учитывает динамику на-гружения при колебаниях лопатки, ведь при увеличении глубины выкружки уменьшается не только коэффициент концентрации, но и жесткость сечения, относительно которого происходят колебания пера лопатки. При расчете также не учитывается влияние колебаний так называемых «крыльев» (частей пера, которые находятся за пределами цапфы).
Проведенный анализ напряженно-деформированного состояния исследуемой лопатки с выкружками показал, что оптимальной является глубина выкружки И = 2-3 мм. Ее увеличение не приводит к существенному снижению эффективных напряжений. Показано, что введение «щек» не обосновано. В этом случае напряжения выше, чем при тех же величинах Я и отсутствии «щек».
ь=о
—■—. 1 —А—-2 —О—-3 —V—-4
1 1 \ /
3
/
/ / 1
/ \ 4
0 1 2 3 4 И, мм
Рис. 4. Изменение расчетных эквивалентных напряжений в окрестностях выкружки:
1 - абсолютный максимум; 2 - максимум по поверхности концентратора; 3 - абсолютный максимум при И > 3 мм и наличии «щеки»; 4 - максимум по поверхности концентратора при И > 3 мм и наличии «щеки»
'Ь=0 --
/
V 1
—о— . 1 -А- -2
0 1 2 3 4 (1, ММ
Рис. 5. Изменение эквивалентных значений напряжений в точке замера датчиком в зависимости от глубины выкружки:
1 - эксперимент; 2 - расчет
Следует особо отметить, что приведенный расчет выполнен исходя из условий изотропного состояния металла в районе выкружек. В реальности же материал имеет неоднородное структурное состояние (рис. 6), что приводит к изменению свойств металла во времени, прежде всего, коррозионной стойкости поверхности пера лопатки под воздействием окружающей среды.
Зафиксированная значительная неоднородность структуры связана с предложенным разработчиками металла режимом термообработки, выбранным исходя из обеспечения необходимой величины его механических характеристик. Выбранные режимы термообработки предусматривают закалку металла при температурах 980-1020 °С и дополнительный высокий
отпуск при температурах 680-700 °С, в результате чего значительное количество углерода образует с хромом его карбиды, что приводит к обеднению углеродом твердого раствора и повышению пластических характеристик металла. Вместе с тем, такая термообработка приводит к выделению по границам бывших аустенитных границ зерен (рис. 6) карбидов хрома типа С^Сб. При этом происходит обеднение приграничных участков зерен хромом до уровня ниже порога пассивации, что облегчает межзе-ренное разрушение, инициирующее последующее усталостное разрушение.
Проведенные исследования показали существование в районе выкружек обширных зон с высоким уровнем напряжений. Их наличие, при
Рис. 6. Коррозионная язва на поверхности пера поворотной лопатки после полной термообработки (стрелками показаны элементы межзеренного разрушения) (а), и вид поверхности лопатки в районе выкружки с усталостной трещиной в зоне
коррозионного межзеренного разрушения (б)
доказанной склонности металла пера поворотной лопатки к межзеренному разрушению (рис. 6, а), будет облегчать возникновение и развитие усталостных трещин в случае, если коррозионная язва сформируется в районе выкружки (рис. 6, б).
Перечень ссылок
1. Серьезнов А.Н. Измерения при испытании авиационных конструкций на прочность. - М.: Машиностроение, 1976. - 224 с.
2. Писаренко Г.С., Яковлев А.П., Матвеев В.В. Справочник по сопротивлению материалов. -Киев: Наук. думка, 1975. - 704 с.
3. Кобельский С.В., Куриат Р.И., Кравченко В.И., Квитка А. Л. Методика и исследование пространственного термонапряженного состояния моделей лопаток турбин с покрытиями при термоциклическом нагружении. // Пробл. прочности, 1999. - №6. - С. 56-64.
Поступила в редакцию 14.05.2008
Описуеться методика i результати експериментального до^дження характеристик напружено-деформiвного стану лопатки осьового компресора ГТК-25И в околицях переходу пера до цапфи. Результати зiставляються з отриманими розрахунком МКЕ. Зроблено припущення про можливi причини руйнування лопаток.
Method and results of experimental definition the stress-deformation state of blade axial compressor GTK-25I is given. Results are compared with the data obtained by FEM calculation. Assumptions for blades distruction are given.
