Определение рациональных параметров замковых соединений керамических лопаток с металлическим диском в перспективных авиационных газотурбинных двигателях. Часть I. модели механического и теплового контактов керамических и металлических частей рабочего колеса турбины

Резник С.В.; Сапронов Д.В.; Каримбаев Т.Д.; Мезенцев М.А.

УДК 621.452.322: 666.64: 539.4: 536.2 doi: 10.18698/0536-1044-2019-6-71-81

Определение рациональных параметров замковых соединений керамических лопаток с металлическим диском в перспективных авиационных газотурбинных двигателях. Часть I. Модели механического и теплового контактов керамических и металлических частей рабочего колеса турбины

С.В. Резник1, Д.В. Сапронов1'2, Т.Д. Каримбаев2, М.А. Мезенцев2

1МГТУ им. Н.Э. Баумана 2 ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова»

The Determination of Rational Parameters of Lock Joints of Ceramic Blades with a Metal Disk in Advanced Aircraft Gas Turbine Engines. Part I. Models of Mechanical and Thermal Contact of Ceramic and Metal Parts of the Turbine Impeller

S.V. Reznik1, D.V. Sapronov12, T.D. Karimbaev2, M.A. Mezencev2

1 Bauman Moscow State Technical University

2 Federal State Unitary Enterprise — Baranov Central Institute of Aviation Motors CIAM

Для повышения коэффициента полезного действия авиационных газотурбинных двигателей необходимо увеличивать температуру газа перед турбиной. Однако металлические сплавы, применяемые в современных конструкциях, не позволяют достичь этого без снижения долговечности изделия. Одним из способов решения такой задачи является разработка конструкций турбин с элементами керамики. Рассмотрены вопросы обеспечения термопрочности замковых соединений рабочих колес турбин с лопатками из монолитного керамического материала. Приведены модели механического и теплового контактов керамических и металлических деталей. Исследовано влияние масштабного фактора и коэффициента концентрации напряжений на прочность керамических деталей при растяжении.

Ключевые слова: газотурбинный двигатель, замковое соединение, керамические лопатки, контактное взаимодействие

To increase the efficiency of aircraft gas turbine engines, it is necessary to increase the temperature of the gas before the turbine. However, metal alloys used in modern designs may not be used for this without a reduction in the durability of parts. One way to solve this problem is to develop turbine designs with ceramic elements. The issues of ensuring thermal resistance of the lock joints of turbine impellers with blades made of monolithic ceramic material are considered in this work. Models of mechanical and thermal contact of

ceramic and metal parts are presented. The influence of the scale factor and stress concentration factor on the tensile strength of the ceramic parts is studied.

Keywords: gas turbine engine, lock joint, ceramic blades, contact interaction

Среди магистральных направлений развития авиационных газотурбинных двигателей (ГТД) выделяют увеличение эффективного коэффициента полезного действия и полного назначенного ресурса, снижение уровня шума и выброса вредных веществ. Первая задача может быть решена повышением температуры газа перед турбиной T. По некоторым оценкам, максимально возможная T для углеводородного топлива составляет 2000...2500 °С [1]. В реальных конструкциях предельные значения T недостижимы из-за недостаточной прочности и жаростойкости никелевых сплавов лопаток и дисков турбин.

Для того чтобы поднять температуру, можно использовать два подхода: совершенствование систем охлаждения и внедрение новых жаропрочных материалов и покрытий. Для авиации крайне важны массовые и габаритные характеристики двигателей, поэтому второе направление является особенно актуальным.

К перспективным жаропрочным неметаллическим материалам относятся монолитные керамические, углерод-углеродные композиционные материалы и керамоматричные композиты. Работы по внедрению элементов из керамических материалов в конструкцию ГТД ведутся в рамках общенациональных программ в России, США, Японии, ФРГ и других странах с 1960-х годов [2-10]. В связи с этим отметим ряд работ авторов настоящей статьи [11-16].

Современные монолитные керамические материалы могут иметь прочность на изгиб до 800 МПа и сохранять работоспособность при температуре до 1600 °С. Существенный вклад в создание керамики с высокими механическими характеристиками внесли такие компании, как Allied Signal Ceramic Components, Norton Advanced Ceramics, Kyocera Industrial Ceramics Corp., АО «ОНПП «Технология» им. А.Г. Ромашина» и др.

Конструктивной проработкой и испытанием рабочих колес с керамическими лопатками (КЛ) занимались фирмы Honeywell, Solar Turbines, Rolls-Royce, Volkswagen, MU, Kawasaki Heavy Industries, ФГУП «ЦИАМ им. П.И. Баранова» и др. Показано, что КЛ в условиях работы высо-

котемпературных турбин способны функционировать более 1000 ч [17].

Несмотря на обширные исследования, в настоящее время КЛ не внедрены в серийное производство. До сих пор не до конца решен ряд задач прочностной надежности таких изделий, среди которых можно выделить:

• усовершенствование расчетных методов, основанных на моделях быстрого разрушения керамических деталей;

• создание моделей исчерпания долговечности керамических деталей, обусловленной ростом трещин от исходных дефектов, ползучестью, окислением;

• изучение особенностей контактного взаимодействия керамических и металлических деталей;

• обеспечение прочности при вибрационном и ударном воздействиях на керамические детали [18].

При создании ротора турбомашины с КЛ, работающими на растяжение под действием центробежных сил, необходимо выбрать способ соединения лопаток с металлическим диском (МД). Конструктивные особенности соединения определяются центробежными (от 2000 до 20000 об/мин) и тепловыми (до 800 °С) нагрузками.

Можно выделить три основных способа соединения КЛ с МД: 1) изготовление цельноке-рамического ротора; 2) раздельное изготовление МД и лопаток из керамических материалов, а затем их соединение с помощью специальных технологических операций; 3) выполнение МД и КЛ с замковым соединением. Наиболее реальным на сегодняшний день представляется реализация третьего варианта. Естественно, что в связи с этим исследования механического и теплового контактов МД и КЛ является актуальной научной задачей.

Цель работы — определение рациональных параметров замковых соединений КЛ с МД в перспективных ГТД с учетом особенностей их теплового и механического контактов.

Разработка моделей механического и теплового контактов. Для никелевых лопаток турбин используют замковые соединения елочного типа. С увеличением числа зубьев уменьшается

Рис. 1. Схема сил, возникающих в замковом соединении КЛ типа «ласточкин хвост»

J_I_L

Рис. 2. Модель контакта КЛ и МД:

Ы, h2 и dl, d2 — толщины и диаметры металлического и керамического образцов соответственно

сила, действующая на каждый из них, но возрастают растягивающие напряжения в их впадинах. При разработке конструктивного облика соединения с КЛ необходимо использовать решения, позволяющие снизить растягивающие напряжения.

Одним из самых подходящих конструктив -ных вариантов является замковое соединение

КЛ типа «ласточкин хвост», в котором центробежная сила лопатки Fb уравновешена усилиями N, действующими на боковые грани замка, и силами трения Ffr (рис. 1). Напряжение смятия на боковой поверхности замка Оь складывается из двух его составляющих, возникающих под действием растягивающей силы < и изгибающих моментов ahben. Здесь индексы «Ь», «t» и «ben» означают bearing, tensile и bending.

При проектировании замков для никелевых лопаток турбин напряжение Оь, как правило, не превышает 400...700 МПа. Для замковых соединений с использованием КЛ такой опыт практически отсутствует. На первой стадии проектирования необходимо разработать простую модель, позволяющую оценить предельные значения < для КЛ. Также очень важно исследовать тепловой контакт КЛ и МД. Контактная термическая проводимость может сильно влиять на перепад температур в зоне контакта и на максимальную температуру МД.

Допуская в первом приближении, что коэффициент трения в замковом соединении близок к нулю и что растягивающие и изгибающие нагрузки несущественно влияют на напряженное состояние в области контакта, можно провести аналогию с задачей о вдавливании штампа в упругое полупространство. Более подробно модели механического и теплового контактов рассмотрены в работе [16].

Предложена модель, состоящая из штампов с круговым основанием, в которой керамический образец 3 расположен между двумя металлическими 1 (см. рис. 1). Сверху к образцам приложено сжимающее давление от пресса р (рис. 2). При этом между ними возникает контактный слой 2 толщиной h3, зависящий от качества обработки поверхностей и влияющий на момент разрушения.

Рис. 3. Схема (а) и внешний вид устройства (б) для центровки образцов

б

Рис. 4. Внешний вид контактных образцов, изготовленных из разных керамических материалов:

1 и 2 — из карбида кремния с шероховатостью контактных поверхностей В.а = 2,1 мкм и В.а > 20 мкм; 3 — из нитрида кремния

Рис. 5. Фрактография образца из нитрида кремния

С целью увеличения влияния контактного взаимодействия для керамического образца принято отношение толщины к диаметру Н\/й\ = 0,2 << 1. В этой модели а = Ртах/ где Pmax — предельная сжимающая нагрузка;

= л^12/4 — номинальная площадь контакта. Перед испытанием проведена центровка образцов (рис. 3).

Экспериментальное исследование механического и теплового контактов керамики и металла. Исследованы образцы из стали и монолитной керамики, выполненные на основе двух материалов:

• карбида кремния 81С, армированного алмазными частицами [12] с модулем упругости 520 ГПа, плотностью 3200 кг/м3 и коэффициентом теплопроводности 300 Вт/(м-град);

• горячепрессованного нитрида кремния 813^ [19] с модулем упругости 240 ГПа, плотностью 3450 кг/м3 и коэффициентом теплопроводности 19 Вт/(м-град).

На рис. 4 показаны контактные образцы, изготовленные из карбида кремния с контактными поверхностями разной шероховатости (Ra = 2,1 мкм и Ra > 20 мкм) и нитрида кремния с шероховатостью Ra = 0,9 мкм.

Испытания проводили при непрерывном нагружении до разрушения образцов. Минимальное разрушающее напряжение смятия для образцов из 81С с шероховатостью Ra = 2,1 мкм и Ra > 20 мкм составило 138 и 163 МПа соответственно, а для образцов из 813^ с шероховатостью Ra = 0,9 мкм — 1339 МПа. Фрактогра-фия осколков 1 и 2 образца из нитрида кремния выявила два очага разрушения (рис. 5): A — в его нижней части с краю; B — в верхней части посредине площадки контакта.

При исследовании теплового контакта керамических и металлических деталей, как и в случае механического контакта, использована модель с образцами цилиндрической формы 1 (рис. 6). Для нахождения контактной термической проводимости ак в парах металл-керамика предложена методика, включающая в себя экспериментальное определение температуры в контактной модели и решение обратной задачи теплопроводности. Написан вспомогательный программный код в среде ANSYS APDL.

2 3 1

Рис. 6. Фрагмент термомеханических испытаний

ак-10~3, Вт/(м2 - град)

200 аь, МПа

Рис. 7. Зависимость контактной термической проводимости ак от напряжения смятия сть, полученная при термомеханических испытаниях

пар образцов керамика 81С-сталь (-)

и керамика Б^^-сталь (_)

Рис. 8. Внешний вид исследованных образцов из карбида кремния

атационному (более 200 МПа), контактную термическую проводимость ак можно считать постоянной величиной.

Экспериментальное исследование прочности керамических образцов с концентраторами напряжений. Для исследования влияния концентрации напряжений и масштабного фактора на разрушение керамических деталей предложено использовать четыре типа образцов в виде прямоугольных пластин длиной L, шириной Ь и толщиной 4 мм с центральным отверстием радиусом г (рис. 8). Изготовлено 12 керамических образцов из карбида кремния, дисперсно армированного алмазными частицами.

Для того чтобы исключить разрушения при испытаниях на растяжение, в области контакта с захватами на образцы наклеили прокладки из стеклопластика 1 (рис. 9).

Проведено численное моделирование напряженно-деформированного состояния образцов в момент их разрушения (рис. 10). Коэффициент концентрации напряжений ^ определяли как отношение максимального значения первого главного напряжения Ст1тах к его среднему значению Ст1теап в сечении с минимальной площадью.

Вследствие малой статистики представляется целесообразным сравнивать результаты испытаний наиболее прочных образцов каждого типа с разрушением строго по центру отверстия 2 (см. рис. 9).

В таблице приведены геометрические характеристики Ь и г) образцов четырех типов и значения параметров, полученных при термомеханических испытаниях: коэффициента кон-

Термомеханические испытания проводили со ступенчатым увеличением нагрузки и выдержками на каждом режиме до момента установления стационарного температурного режима. В обеих парах керамика-сталь при давлении 1 МПа с возрастанием температуры до 500 °С контактная термическая проводимость ак изменялась слабо и не превышала 5350 Вт/(м2-град). В паре керамика 8Ю-сталь при температуре до 200 °С и увеличении давления с 10 до 250 МПа параметр ак изменялся от 7500 до 15100 Вт/(м2-град), а в паре керамика 81зЫ4-сталь — от 6010 до 12200 Вт/(м2-град) (рис. 7). В ходе термомеханических испытаний ни один из образцов не был разрушен.

Анализ результатов показал, что при уровне напряжения смятия, соответствующем эксплу-

Рис. 9. Фрагмент испытаний на растяжение

Рис. 10. Численное моделирование напряженно-деформированного состояния образцов

в момент их разрушения

центрации напряжений Кс, максимальных растягивающих напряжений с^х, максимальных значений первых главных напряжений для наименее прочных образцов каждой серии 01шш и максимально допустимых растягивающих напряжений сшм при вероятности разрушения образцов Р/ = 0,001.

Как видно из таблицы, при одинаковом коэффициенте концентрации напряжений Кс = 2,6 образец типа 3 с радиусом г = 2 мм оказался на 19 % прочнее образца типов 1 с г = 3 мм. Прочности образцов типов 2 и 4 с коэффициентом концентрации Кс = 2,1 различались не более чем на 3 %. Таким образом, при увеличении коэффициента концентрации напряжений масштабный фактор оказывает большее влияние на прочность, чем Кс. Однако для окончательных выводов требуются более полные статистические данные.

Оценку прочностной надежности керамических деталей необходимо проводить с использованием вероятностных подходов [20]. Так как разрушение деталей из хрупких материалов определяется максимальным уровнем растягивающих напряжений, можно записать

Геометрические характеристики образцов

и результаты термомеханических испытаний

Тип 1 Ь г Кс с1тах с!тш сшм, (Р/ = 0,001)

мм МПа

1 100 45 3 2,6 239 109* 101

2 100 45 15 2,1 253 166 105

3 80 30 2 2,6 295 166* 106

4 80 30 10 2,1 246 114 109

* Разрушение произошло в области захватов.

Р/ = 1 - ехр

Уе/1

Стах^

т

(1)

Уе/2 ^ с0

где Уе/1 и Уе/2 — эквивалентные равномерному растяжению объемы детали и образца, равные произведению полных объемов на коэффициент нагрузки; стах и С0 — максимальное растягивающее напряжение в детали и напряжение, при котором вероятность разрушения образцов Р(о0) = 0,63; т — модуль Вейбулла.

Зная требуемое значение Р/, из равенства (1) можно выразить максимальное растягивающее напряжение в детали:

1

стах

(Р/ ) = С0

Уе

е/ 2

уе/1

1п

1

1 - Р

У

т

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

(2)

Для того чтобы вычислить эквивалентный равномерному растяжению объем детали Уе/1, предлагается каждый из N объемов с величиной VI конечно-элементной модели умножать на коэффициент нагрузки , характеризующий вид напряженного состояния:

N

Уе/1 =Е квМ. (3)

г=1

Для определения вида напряженного состояния в каждом элементе можно использовать параметр Надаи-Лоде:

С2 -С3 Хс = 2--1

(4)

С — С;

где с1, с2, с3 — главные напряжения, усредненные по узлам элемента.

Значения параметра %а принадлежат отрезку [-1, 1] (одноосное сжатие). При параметре Ха < 0 коэффициент нагрузки ksi = -1-ха , а при Ха > 0 — ksi = 0.

Численное моделирование прочности КЛ. На

основе соотношений (1)-(4) и результатов конечно-элементного анализа в среде ANSYS APDL написана вычислительная программа, позволяющая определять вероятность разрушения керамических деталей. Блок-схема алгоритма вычисления вероятности разрушения керамических деталей на базе конечно-элементного (КЭ) решения приведена на рис. 11.

Полные объемы исследуемых образцов с концентраторами напряжений для образцов типов 1-4 составили соответственно 7887, 15173, 9550, 8343 мм3, а объемы Vefl — 17340, 10496, 9308, 6317 мм3.

Значения средней предельной нагрузки Pmax = = 244 Н, соответствующего ей растягивающего

напряжения Ст1тах = 232 МПа, модуля Вейбулла m = 14 и эффективного объема Vef2 = 98 мм3 получены на основе анализа данных испытаний на трехточечный изгиб серии образцов 8Ю с габаритными размерами 3x4x45 мм и численного моделирования (рис. 12). Напряжение 00 определено по формуле

стс = СТ1/Т(1 + 1/ш) = 240 МПа,

где Г(...) — гамма-функция.

Проведен анализ прочности образцов с концентраторами при вероятности разрушения Pf = 0,001 с использованием ранее приведенных данных. Полученные максимально допустимые растягивающие напряжения стшм для данных условий указаны в таблице.

Анализ результатов расчетов показал, что наибольшее различие по параметру стшм в образцах типа 1 и 4 не превышает 8 %. В данном случае масштабный фактор оказывает чуть

Рис. 11. Блок-схема алгоритма вычисления вероятности разрушения керамических деталей

на базе конечно-элементного решения

Рис. 12. Численное моделирование трехточечного изгиба образцов

большее влияние на прочность образцов, чем коэффициент концентрации напряжений.

Выводы

1. Предложены методики расчетно-экспе-риментального определения контактных прочности и термического сопротивления для замковых соединений КЛ с МД. Показано, что контактная прочность исследуемых керамических образцов из нитрида кремния почти в 10 раз выше, чем у образцов из карбида кремния. При напряжении смятия более 200 МПа контактную термическую проводимость можно считать постоянной величиной. В парах керамика 8Ю-сталь и керамика 813^-

сталь термическая проводимость ак = 15100 и 12200 Вт/(м2-град) соответственно.

2. Максимальная прочность образцов с концентраторами напряжений составила 295 МПа, минимальная — 114 МПа. С увеличением объема образцов влияние на прочность коэффициента концентрации напряжений Кс становится сильнее. При этом масштабный эффект оказывает большее воздействие на прочность, чем Кс. Предложенная математическая модель дает возможность рассчитать момент разрушения образцов с запасом.

3. Разработана вычислительная программа, позволяющая определять вероятность разрушения керамических деталей типа лопаток ГТД под действием эксплуатационных нагрузок.

Литература

[1] Иноземцев А.А., Сандрацкий В.Л. Газотурбинные двигатели. Пермь, Авиадвигатель,

2006. 1204 с.

[2] Nozhnitsky Y.A., Fedina Y.A., Rekin A.D., Petrov N.I. Development and investigation of ce-

ramic parts for gas turbine engines. American Society of Mechanical Engineers, 1997, GT1997-157, 6 p.

[3] Nozhnitsky Y.A., Fedina Y.A., Rekin A.D. Experience of development of gas-turbine engines

ceramic components at the central institute of aviation motors. Ceramic Gas Turbine Design and Test Expericence, 2002, vol. 1, pp. 669-682.

[4] Ferber M., Richerson D., Roode M. Ceramic Gas Turbine Component Development and

Characterization. New York, ASME Press, 2003. 425 p.

[5] Ceramic Materials and Components for Engines. Ed. Heinrich J.G., Aldinger F. New York,

Weinheim, Wiley-VCH Verlag GmbH, 2001. 665 p.

[6] Roode M., Ferber M., Richerson D. Ceramic Gas Turbine Design and Test Experience. New

York, ASME Press, 2002. 700 p.

[7] Ruggles-Wrenn M.B., Jones T.P. Tension-compression fatigue of a SiC/SiC ceramic matrix

composite at elevated temperature. Proc. of GT2012 ASME Turbo Expo, 2012, GT2012-68902, doi: 10.1115/GT2012-68902

[8] Van Roode M., Bhattacharya A.K. Durability of oxide/oxide CMCs in gas turbine combustors.

Proceedings of the ASME Turbo Expo, 2012, vol. 1, pp. 475-485, doi: 10.1115/GT2012-68974

[9] Boyle R.J., Parikh A.H., Nagpal V.K., Halbig M.C., DiCarlo J.A. Ceramic matrix composites

for high pressure turbine vanes. Proceedings of the ASME Turbo Expo, 2014, vol. 6, doi: 10.1115/GT2014-27136

[10] Watanabe F., Nakamura T., Shinohara K.-I. The application of ceramic matrix composite to

low pressure turbine blade. Proceedings of the ASME Turbo Expo, 2016, vol. 6, doi: 10.1115/GT2016-56614

[11] Резник С.В., Сапронов Д.В. Проектирование рабочего колеса газовой турбины с использованием керамических лопаток. Вестник СГАУ, 2014, № 5(47), c. 199-206.

[12] Гордеев С.К., Ежов Ю.А., Каримбаев Т.Д., Корчагина С.Б., Мезенцев М.А. Дисперсно-упрочненные композиции алмаз-карбид кремния — новые материалы для машиностроения. Композиты и наноструктуры, 2015, т. 7, № 2, c. 61-71.

[13] Каримбаев Т.Д., Мезенцев М.А., Ежов А.Ю. Разработка и экспериментальные исследования неметаллических деталей и узлов горячей части перспективного газотурбинного двигателя. Вестник СГАУ, 2015, т. 14, № 3(14), ч. 1, c. 128-138.

[14] Сапронов Д.В. Исследование кратковременной прочности замковых соединений керамических лопаток и металлических дисков рабочих колес газовых турбин. Новые решения и технологии в газотурбостроении. Сб. тез. докл. Всерос. науч.-техн. конф. молодых ученых и специалистов ЦИАМ, 26-28 мая 2015, Москва, ЦИАМ, 2015, c. 266-267.

[15] Сапронов Д.В. Разработка методики проектирования замковых соединений керамических лопаток с металлическим диском в перспективных газотурбинных двигателях летательных аппаратов. Дис. ... канд. техн. наук, 2017. 156 с.

[16] Reznik S.V., Sapronov D.V., Prosuntsov P.V. Computational and Experimental Investigation of Mechanical and Thermal Contacts of Ceramic Blades with the Metal Disk in Gas Turbine Engines. Journal of Engineering Physics and Thermophysics, 2018, vol. 91, no. 6, pp. 1438-1444.

[17] Price J.R., Jimenez O., Parthasarathy V., Miriyala N. Ceramic Stationary Gas Turbine Development Program — Sixth Annual Summary. Proceedings of ASME Turbo Expo, 1999, 99-GT-351.

[18] Richerson D. Historical review of addressing the challenges of use of ceramic components in gas turbine engines. Proc. of ASME Turbo Expo, 2006, GT2006-90330, doi: 10.1115/GT2006-90330

[19] Келина И.Ю., Ершова Н.И., Дробинская В.А. Горячепрессованные материалы на основе нитрида кремния. Наука — производству, 1999, № 9, c. 17-22.

[20] Schenk B., Brehm P.G., Menon M.N., Peralta A.D., Tucker W.T. Status of the CERAMIC/ERICA probabilistic life prediction codes development for structural ceramic applications. Proc. of ASME Turbo Expo, 1999, GT1999-318, doi: 10.1115/99-GT-318

References

[1] Inozemtsev A.A., Sandratskiy V.L. Gazoturbinnye dvigateli [Gas turbine engines]. Perm, Avi-

advigatel' publ., 2006. 1204 p.