Расчет долговечности теплозащитных покрытий на лопатках турбин Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

-Ф-

. МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

Научный редактор раздела докт. техн. наук, профессор Е.Б. Качанов

УДК 620.197:669-172

РАСЧЕТ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ТЕПЛОЗАЩИТНЫХ ПОКРЫТИЙ НА ЛОПАТКАХ ТУРБИН*

Е.Б. Качанов, докт. техн. наук, Ю.А. Тамарин, докт. техн. наук (СЦ «МАТЕРИАЛ», e-mail: info@aviamet.ru)

Предложены принципы расчета долговечности теплозащитных покрытий на лопатках турбин по критериям когезионной и адгезионной прочности керамического слоя. В их основе лежит рассмотрение лопатки с теплозащитным покрытием в виде конструкции, напряженно-деформированное состояние которой зависит от сочетания физико-механических характеристик керамического слоя, металлического подслоя и жаропрочного сплава. Проведение расчетов позволяет избежать непредвиденного разрушения керамического слоя и потери покрытием теплозащитных свойств.

Ключевые слова: керамический слой, теплозащитное покрытие, лопатки турбин, температурные напряжения, напряженно-деформированное состояние.

Durability Analysis of Thermal-Protective Coatings Applied to Turbine Blades.

Ye.B. Kachanov, Yu.A. Tamarin.

Principles of durability analysis of thermal-protective coatings applied to turbine blades are offered. The analysis is made in terms of criteria of cohesion and adhesion strength of a ceramic layer. The principles are based on treatment of a blade with the thermal-protective coating as a structure and on the fact that stressed-strained state of the structure depends on a combination of physic-mechanical characteristics of a ceramic layer, a metallic sublayer and a superalloy. The durability analysis allows one to avoid unforeseen damage of the ceramic layer and loss of thermal-protective properties offered by the coating.

Key words: ceramic layer, thermal-protective coating, turbine blades, temperature stresses, stressed-strained state.

Причинами повреждения и разрушения теплозащитных покрытий (ТЗП) на лопатках турбин могут быть: скалывание керамического слоя; эрозионные повреждения; сульфидная (горячая) коррозия керамического слоя. На авиационных двигателях основной причиной разрушения ТЗП являются напряжения, возникающие на границе раздела керамического слоя и жаростойкого подслоя в результате различия термических коэффициентов

* Работа была выполнена совместно с В.Г. Сундыриным.

линейного расширения (ТКЛР) керамики и жаропрочного сплава. Эти напряжения и окисление границы раздела «керамика - жаростойкий подслой» приводят к скалыванию керамического слоя.

Для оценки напряжений и деформаций в керамических и металлических слоях ТЗП может быть применена расчетная модель, использованная для жаростойких металлических покрытий (рис. 1) [1].

Расчет каждого слоя ТЗП с помощью указанной модели проводят раздельно, не зависимо

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

Рис. 1. Напряжения в покрытии и в стенке лопатки [1]

от остальных слоев. В результате для каждого слоя ТЗП определяют средние по его толщине компоненты напряжений а2С, а5С и деформаций е2С, £ЗС. При расчетах керамического слоя принимают среднюю по его толщине температуру, которая может отличаться на 30-50 °С и более от температуры подложки.

Модель расчета, приведенная в работе [1], применима к ТЗП, если погрешность § для упругих напряжений этой модели не превышает 10-15 %. Если жесткость керамического слоя ТЗП оказывается соизмеримой с жесткостью стенки лопатки, что возможно лишь для толстых покрытий, когда толщина керамического слоя ЬСХ = 0,3-0,4 мм, то приходится использовать более сложные модели расчета. В частности, эффективными в этом случае являются модели обобщенного плоского деформиро-

ванного состояния, основанные на использовании метода конечных элементов (МКЭ) [2]. Такие модели позволяют естественным образом учесть взаимное влияние жесткостей покрытия и стенки лопатки. Особенно, если в этом случае используются специальные конечные элементы, например конечные элементы в виде тонких криволинейных полосок, предназначенные для расчета напряжений и деформаций в тонких поверхностных слоях лопаток [3, 4].

Критерий фрагментации (растрескивания) керамического слоя ТЗП. В процессе технологических отжигов или на начальной стадии эксплуатации лопаток в керамическом слое на отдельных участках поверхности лопатки возникает сетка микротрещин - фрагментация керамики. Последняя еще не означает разрушения ТЗП. Безопасная эксплуатация лопаток с таким керамическим слоем возможна в течение длительного времени (сотни и тысячи часов).

Условие фрагментации ТЗП может быть представлено в следующем виде:

=

(1)

где атах - максимальное растягивающее напряжение в центре фрагмента керамического слоя на границе его контакта с металлическим подслоем (рис. 2, 3, точка В);

а

5С

а

а

ъ

Т - Т0 = 100 °С

а, МПа а* 20 40 60 1 атах

Рис. 2. Температурные напряжения в фрагментированном керамическом слое ТЗП:

а - сетка МКЭ; б - изолинии температурных напряжений (МПа); в - изменение температурных напряжений по толщине стенки лопатки в центре фрагмента керамического слоя

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

¿/Нсг

Рис. 3. Зависимость максимального относительного напряжения ст^ах от относительного диаметра d/hcr фрагмента керамического слоя

в

-Ф-

-Ф-

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

асг = асг(Т) - предел когезионной прочности керамического слоя (минимальное растягивающее напряжение, вызывающее мгновенное растрескивание керамики при заданной температуре Т).

На рис. 3 показана зависимость максимального относительного растягивающего температурного напряжения в центре фрагмента керамического слоя в момент его фрагментации от среднего относительного размера б/Ьсг этих фрагментов.

а

а

тах

(1 - И)

тах

(аТ- аТсг)(Т- Т0)

= * (б/Лст).

сг

Здесь б - расстояние между фрагментами. Эта зависимость получена в результате расчетов с использованием 2D-модели МКЭ температурных упругих напряжений в трехслойной пластине, у которой верхний керамический слой имеет регулярную сетку фрагментов с шагом сетки б (см. рис. 2). Расчет выполнен применительно к ТЗП типа 2Ю-8 % У20з/ №20Сг12А1У.

В момент фрагментации керамического слоя напряжение атах представляет собой предел когезионной прочности асг, т.е.

ЕсГ(аТ- аТсг)(Т- Т0)

асг = атах = *(б/Лст) сГ ' Т - ^ Г ^-0 . (2)

1 Исг

С помощью этой формулы и графика на рис. 3 может быть определено значение предела когезионной прочности керамического слоя асг для заданных температурных условий, если определен средний размер фрагментов керамического слоя и значение температуры керамики Т, при которой происходит ее фрагментация.

Очевидно, фрагментация керамического слоя возможна, если в нем возникают растягивающие температурные напряжения. Это происходит только при условиях, когда температура покрытия Т выше температуры отжига Т0, поскольку ТКЛР керамики ниже, чем жаропрочного сплава (а^сг < а у), а также в тех случаях, когда в поверхностном слое металла лопатки и в металлическом подслое накапливаются значительные деформации ползучести, способные вызвать растягивающие напряжения в керамическом слое.

Если известны значения асг для различных эксплуатационных условий, то с помощью формулы (2), графика на рис. 2 и критерия (1) можно расчетным путем оценить возможность фрагментации ТЗП и даже определить средний размер фрагментов керамического слоя.

Критерий скалывания керамического слоя ТЗП. К скалыванию керамического слоя приводят трещины, возникающие на поверхности металлического подслоя. Эти трещины распространяются вдоль границы раздела керамического слоя и металлического подслоя.

Скалывание керамического слоя связано со снижением адгезионной прочности керамического слоя на границе раздела «керамика-металлический подслой» в процессе длительной работы при высоких температурах. Этот эффект связан с образованием на границе «керамика-подслой» оксидной пленки А12О3 [4]. Оксид А12О3 не только снижает адгезионную прочность, но и изменяет напряженное состояние на границе контакта керамики и металлического подслоя, поскольку свойства такой оксидной пленки отличны от свойств керамического и металлического слоев.

Образование пленки А12О3, имеющей толщину 1-3 мкм, происходит не равномерно по поверхности раздела слоя керамики и подслоя, а с образованием особых «выступов», внедряющихся в керамический слой (рис. 4). Размеры этих «выступов» и расстояния между ними зависят от размеров кристаллитов 2Ю2-У203, пористости керамики, шероховатости поверхности лопатки. Наиболее интенсивный рост этих «выступов» наблюдается у основания фрагментов в керамическом слое.

Образование А12О3 происходит при высокой температуре, а при охлаждении вблизи

Граница 2 фрагмента

а12оз

Рис. 4. Образование Л/^йз под слоем керамики на поверхности жаростойкого подслоя

"Ф

-Ф-

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

тУу\ У

Цмю^Та

Л120

-203

Рис. 5. Максимальное главное напряжение в керамике ZrO2—8 % Уг03 возле выступа М2О3 (МПа)

«выступов» А12О3 в керамическом слое развиваются дополнительные температурные напряжения, вызываемые различием ТКЛР керамического слоя ТЗП и оксида А12О3.

На рис. 5 приведены результаты численного решения (полученного с использованием МКЭ) 2D-задачи для совместного деформирования двух равномерно охлажденных до одинаковой температуры (Т = 20 °С) полуограниченных массивов из 7Ю2-8 % Y2Oз и А12О3, связанных между собой по поверхности контакта. На границе раздела этих материалов в массиве 7Ю2-8 % Y2Oз расположен «выступ» оксидной пленки А12О3 в форме клина высотой 1 мкм и шириной у основания 2 мкм. В расчете использовали следующие исходные данные: То = 1000 °С; для гЮ2-8 % Y2O3 - БС = 10 ГПа, аТс = 9,3 • 10-6 1/град, цС = 0,3; для А1203 -БС = 40 ГПа, аТс = 8,0 • 10-6 1/град, цС = 0,3.

Как следует из рассмотренной модели, происходит дополнительная концентрация температурных напряжений в керамическом слое вблизи «выступа» оксида А12О3. Это способствует отрыву керамического слоя от подложки в окрестности точки А у основания «выступа» и увеличению ширины образовавшейся ранее трещины в керамике. Возможно образование новой трещины между соседними столбчатыми кристаллитами 7Ю2-8 % Y2Oз в окрестности точки В в вершине «выступа».

В качестве интегральной характеристики для описания механизма скалывания керамического слоя ТЗП может быть использована величина предела адгезионной прочности керамического слоя на металлическом подслое

тально. Здесь ааСГ - минимальное напряжение, отрывающее керамический слой от металлического подслоя при комнатной температуре после выдержки образца в печи (или на газодинамическом стенде) при температуре Т в течение времени т. Для учета влияния термоциклического нагружения на адгезионную прочность эксперименты по определению характеристики ааСГ могут выполнятся с имитацией эксплуатационных термических циклов для лопатки путем периодического охлаждения образца до комнатной температуры с последующим нагревом до температуры испытаний.

Критерий адгезионной прочности ТЗП может быть представлен в следующем виде:

т < тЯсг,

(3)

где тЯсг - время работы при высокой температуре до скалывания керамического слоя с поверхности лопатки после ее охлаждения до комнатной температуры; т - время работы лопатки при высокой температуре.

Время до скалывания слоя керамики тЯсг может быть определено из кривых адгезионной прочности ТЗП аасг = аасг(Г, т) (рис. 6).

Кривые адгезионной прочности керамического слоя по форме напоминают обычные кривые длительной статической прочности для жаропрочных сплавов. Однако, в отличие от кривых длительной статической прочности, кривые адгезионной прочности могут пересекать ось времени т. Скалывание керамики, вызываемое образованием оксидной пленки А12О3 на границе с подслоем, может

Т = еош1

0

-*псг---

тКсг

а

асг

аасг(Г, т), определяемая эксперимен-

Рис. 6. Кривая адгезионной прочности керамического слоя

а

асг

т

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

Рис. 7. Отрывающие напряжения <хпсл в керамическом слое

происходить и при отсутствии напряжений в керамическом слое лопатки.

Напряжения тпсг, которые способствуют отрыву керамического слоя ТЗП от поверхности лопатки (рис. 7) могут быть приближенно определены с помощью формулы

Ь

^п

СГ

Я

ао

(4)

где Я - радиус кривизны наружной поверхности профильной части лопатки в плоскости ее поперечного сечения.

Наибольших значений напряжения апсг достигают в лопатке при комнатной температуре в зоне входной кромки, где радиус кривизны Я имеет минимальное значение.

Керамические слои ТЗП способны выдерживать большие сжимающие температурные напряжения, возникающие из-за различия ТКЛР керамики и материала лопатки. Однако при появлении даже незначительных растягивающих температурных напряжений в слое керамики этот слой сразу покрывается мелкой сеткой трещин, в результате чего указанные растягивающие напряжения исчезают.

Таким образом, если в результате расчета получены растягивающие напряжения а2СГ или а5СГ в керамическом слое, то эти напряжения следует приравнять нулю. Следовательно, вызывать скалывание фрагментов керамического слоя ТЗП могут только сжимающие напряжения а5СГ на выпуклой поверхности лопатки (см. рис. 7), т.е. на спинке и входной кромке. На вогнутой поверхности, в области корыта, эти сжимающие напряжения прижимают керамический слой к лопатке.

Можно принять следующее правило знаков для напряжений отрыва апСг, определяемых

по формуле (4): при действии в керамическом слое сжимающих напряжений а5СГ напряжения отрыва апсг на выпуклых поверхностях лопатки являются положительными, а на вогнутых поверхностях - отрицательными.

Если на покрытие действует положительное напряжение апсг (отрывает покрытие от лопатки), то время до разрушения покрытия (скалывания керамического слоя) тЯсг может быть определено из кривых адгезионной прочности аасг = аасг(Т, т) при заданном напряжении отрыва апсг (см. рис. 6, точка А).

Если на покрытие действует отрицательное напряжение апсг (прижимает покрытие к лопатке), то при этом можно условно принять апсг = 0 и определять время до скалывания керамики тЯсг как точку пересечения соответствующей кривой адгезионной прочности аасг(Т, т) с осью т (см. рис. 6, точка В). Если на керамический слой не действует напряжение апсг, т.е. если апсг = 0, то в этом случае тЯсг также определяется точкой В на рис. 6.

Напряжения в керамическом слое ТЗП изменяются во времени, главным образом, вследствие накопления деформаций ползучести в лопатке. Наиболее интенсивно этот процесс происходит в зонах входной и выходной кромок, где температура лопатки максимальна. С наработкой изменяются и остаточные напряжения в керамическом слое лопатки, с помощью которых оценивается адгезионная прочность ТЗП.

Для того, чтобы учесть эффект изменения напряжений в керамическом слое при оценке долговечности ТЗП может быть использован подход, основанный на гипотезе линейного суммирования адгезионных повреждений, аналогичной гипотезе линейного суммирования длительных статических повреждений для обычных материалов.

Пример расчета напряженно-деформированного состояния лопатки на стационарном режиме выполнен с использованием модели обобщенного плоского деформированного состояния и метода конечных элементов. Стационарное температурное поле лопатки возле входной кромки показано на рис. 8. Здесь использовались треугольные линейные конечные элементы с кубической аппроксимацией перемещений внутри элемента.

а

псг

а

а

5СГ

-Ф-

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

1120 1100

511080

» 1060 к

S

£ 1040

1020

123456789 10 11 Номер точки

Рис. 8. Стационарное температурное поле (а) и распределение температуры (б) по входной кромке лопатки

9 10 11 Номер точки

Рис. 9. Напряжения <х5сг в керамическом слое ТЗП на входной кромке лопатки при рабочей температуре

Oser, МПа

Материал лопатки - монокристаллический сплав ЖС32. Расчет лопатки выполнен с учетом анизотропии свойств упругости, пластичности и ползучести монокристаллического сплава. Расчет для керамического слоя покрытия выполнен с помощью рассмотренных моделей.

Максимальные внутренние температурные напряжения в керамическом слое ТЗП возникают при охлаждении лопатки до комнатной температуры (20 °С) непосредственно после нанесения покрытия и последующего отжига лопатки с ТЗП при Т0 = 950 °С. В этом случае в керамическом слое ТЗП, у поверхности раздела с металлическим подслоем, появляются остаточные напряжения аге5 = = а2сг = а5сг = -400 МПа, а в металлическом подслое - растягивающие остаточные напряжения аге5 = +560 МПа. При этом напряжения отрыва керамического слоя от лопатки максимальны и составляют апсг = +50 МПа.

На рис. 9, 10, 11 приведены результаты расчета теплонапряженного состояния и долговечности теплозащитного покрытия гЮ2-8 % У203/№20Сг12А1У с толщиной слоев соответственно 100/80 мкм для входной кромки турбинной лопатки.

При нагреве лопатки на рабочие температуры внутренние упругие сжимающие напряжения в керамическом слое ТЗП уменьшаются (см. рис. 9). На установившемся рабочем режиме в зоне входной кромки лопатки напряжения становятся растягивающими и достигают в начальный момент времени т = 0 в точках 6, 7 поверхности лопатки макси-

-200

-210

-220

-230 -

—240 ..........

1 2345678 9 10 11

Номер точки

Рис. 10. Напряжения <х5сг в керамическом слое ТЗП на входной кромке лопатки после наработки 300 ч

о, МПа 100

-Ф-

80 60 40 20

1050 °C

0

100 200 300 400 500 Время, ч

Рис. 11. Зависимость от времени предела адгезионной прочности стасг и напряжений отрыва керамики <хпсг в лопатке с теплозащитным покрытием после ее охлаждения до комнатной температуры

Oser, МПа

16

ТЕХНОЛОГИЯ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ № 1 2013

-Ф-

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ

мальных значении a,

scr

azcr = +70-75 МПа

(см. рис. 9, пунктирные линии).

Если для температурных условий входной кромки лопатки принять в качестве предела когезионной прочности керамического слоя ТЗП аСг = 15 МПа, то указанная зона поверхности ТЗП должна в соответствии с рис. 3 покрыться сеткой микротрещин с шагом сетки -100 мкм. При этом действующие растягивающие напряжения в керамическом слое а5СГ и а2СГ на входной кромке исчезают (см. рис. 9, точки 4-9). В этом случае графики для напряжений а5СГ на рис. 9 в районе точек 4-8 представляют собой сплошные прямые линии а5СГ = 0, параллельные оси абсцисс.

При длительной наработке на рабочем режиме происходит накопление деформаций ползучести в теле лопатки, что приводит к уменьшению остаточных напряжений, возникающих в керамическом слое ТЗП при остывании лопатки до комнатной температуры. В рассматриваемом примере после наработки 300 ч остаточные напряжения в зоне входной кромки в точках 6, 7 снижаются до а5СГ - -200 МПа (см. рис. 10).

С уменьшением остаточных напряжений а5СГ происходит и уменьшение напряжений отрыва слоя керамики от лопатки апсг, определяемых формулой (4). На рис. 11 приведены результаты лабораторных исследований

адгезионной прочности керамического слоя ТЗП при температурах 1050, 1120 и 1150 °С [5, 6]. Здесь же показано изменение напряжения отрыва апсг керамического слоя ТЗП лопатки в зависимости от времени наработки на рабочем режиме (пунктирная линия). График соответствует напряжениям в наиболее опасной точке 6, имеющей наибольшую температуру металла лопатки (Т = 1120 °С).

В процессе наработки лопатки темп уменьшения напряжения отрыва апсг в точке 6 ниже, чем темп снижения предела адгезионной прочности аасг в этой точке.

Кривые аасг(т) и апсг(т) на рис. 11 пересекаются в момент времени т = 265 ч. Это расчетное время до разрушения ТЗП (скалывания керамического слоя).

Выводы

1. Предложены принципы расчета долговечности теплозащитных покрытий на лопатках турбин по критериям когезионной и адгезионной прочности керамического слоя.

2. Для расчетов долговечности ТЗП на лопатках турбины необходимы экспериментальные работы по определению физико-механических характеристик керамических слоев и их адгезионной прочности.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Качанов Е.Б., Тамарин Ю.А. Расчет на прочность защитных покрытий на лопатках турбин // Технология легких сплавов. 2011. № 2. С. 86-94.

2. Биргер И.А., Котеров Н.И. Расчеты прочности для авиационных газотурбинных двигателей. -М.: Машиностроение, 1984. - 208 с.

3. Sundyrin V.G., Tamarin Y.A., Kanaev V.Y. Stress Calculation the Ceramic Thermal Barrier Coatings for Turbine Blades, Mechanics of Creep Brittle Materials, Elsevier. 1991. Р. 308-316.

4. Lelait L., Alperine S., Mevrel R. Alumina Scale Growth at Zirconia-MCrAlY Interface // J. Material Science. 1992. V. 27. Р. 5-12.

5. Tamarin Y.A. Protective Coatings for Turbine Blades, ASM International. 2002. - 247 p.

6. Качанов Е.Б., Тамарин Ю.А. Технология, структура, свойства теплозащитных покрытий лопаток турбин // Технология легких сплавов. 2010. № 2. С. 16-28.