книги / Малоцикловая усталость при неизотермическом нагружении

ются временные эффекты (релаксация и ползучесть), реализует­ ся, как правило, смешанный тип малоциклового неизотермического разрушения, определяемый значительным уровнем и взаимосвязью квазистатических и усталостных повреждений.

Режимы работы газотурбинных двигателей транспортного ти­ па разнообразны. Однако им свойственна некоторая периодичность в изменении характерных параметров [100]. В режиме работы тур­ бины для частоты вращения, например, можно выделить следу­ ющие этапы: запуск, малый газ, быстрый выход на рабочий режим, максимальная мощность, уменьшение частоты вращения, длитель­ ный наиболее экономичный режим и останов. Этапы режима ра­ боты можно указать и для других параметров рабочего процесса двигателя: газовых и центробежных сил, температуры газа перед турбиной и др., которые определяют соответствующий характер термоциклического и механического нагружения конструктивных элементов. При эксплуатации двигателя подобное сочетание режи­ мов многократно повторяется.

1.2, Термомеханическая нагруженность конструктивных элементов при циклическом нагружении

При оценке прочности и ресурса элементов конструкций, рабо­ тающих в условиях малоциклового нагружения при переменных температурах и сложнонапряженном состоянии, возникают две связанные задачи: определение напряженно-деформированного со­ стояния элементов конструкций при работе материала максималь­ но нагруженных зон за пределами упругости, когда развиты упру­ гопластические деформации и деформации ползучести, и на базе полученной информации оценка запасов прочности и долговечности при малоцикловом неизотермическом нагружении. Характер про­ текания процесса деформирования за пределами упругости и цик­ лические деформации, определяющие формирование предельного состояния материала, зависят от режима термосилового воздейст­ вия на деталь и параметров термомеханической нагруженности (•максимальная температура, градиент температур, длительность и форма термического и силового циклов нагружения и др.), а также сочетания нестационарных режимов нагружения в период эксплуа­ тации изделия.

Для элементов конструкций тепловой энергетики [33, 74, 89, 109] термомеханическое нагружение в процессе эксплуатации характе­ ризуется большой длительностью переходных и стационарных ре­ жимов в связи с периодическими изменениями нагрузки и переры­ вами в работе (остановка-пуск, отказ ответственных элементов). На рис. 1.4 и 1.5 приведены данные исследований тяжело нагру­ женных элементов теплоцентралей.

Режимы изменения нагрузки, давления и температуры (рис. 1.4, а) носят сложный характер, однако можно выделить нестацио­ нарную и стационарную части термических циклов, длительность которых составляет 2...40 ч. Учитывая свойства материалов, а так-

11

Од, МПа

Т,°.г

tig, МПа

	Рис. 1.4. Термомеханическое нагру­
	жение стенки парового			котла вы­
	сокого давления (в) при соответ­
	ствующих		режимах:	разогрев /,
	стационарный рабочий режим П и
	останов	III	котла при	имитации
В)	разрыва	трубы пароперегревателя
			i[33, 98]:

а — изменение основных параметров режима нагружения: / — температуры точек Л и Л; 2 —

давления пара; 3 — перепада	температур ДГ^Й; 4,		5 — тангенциальных напряжений соответ­
ственно на внешней (точка В) и внутренней		(точка	С у края	отверстия) поверхностях	стен­
ки котла; б —- распределение	тангенциальных	напряжений вдоль оси котла на внутренней
поверхности стенки в воне отверстия (0<лг/г^3) при давлениях				пара 1800 МПа (кривая	(?) н
	1500 МПа	(кривая 7)

Рис. 1.5. Режим термоме­ ханического нагружения корпуса цилиндра высо­ кого давления паровой турбины после двухсу­ точного простоя и оста­ нова ее с принудитель­ ным расхолаживанием

[74, 89]:

1	температура пара;				i —
перепад		температур		но	тол­
щине стенки			корпуса	цилин­
дра;	3,	4 ~ изменение			соот­
ветственно			меридиональных
с ,	и	тангенциальных			а 0

напряжений в точке Л внут­

ренней поверхности корпуса днлнндра

12

же основные размеры конструктивных элементов, следует признать весьма высокими максимальные температуры и градиенты темпе­ ратур. Особенно тяжелые условия работы материала создаются на внутренней поверхности корпуса цилиндра паровой турбины (см. рис. 1.5); паровой поток движется с большой скоростью при давле­ нии до 150 МПа, а температура стенки при этом изменяется в ши­ роком диапазоне, достигая 540° С [89].

Вследствие значительного внутреннего давления и при неравно­ мерном распределении температуры в стенках барабана котла со­ здается существенно неравномерное поле суммарных напряжений, которые меняются в процессе эксплуатации котлов с изменением режимов и тепловых состояний агрегата. В результате при эксплуа­ тации образуются трещины на внутренней поверхности барабанов котлов высокого давления (200 МПа), особенно в зонах отверстий в цилиндрической части [109].

Прямые измерения напряжений и деформаций в упругопласти­ ческой стадии деформирования по специально разработанной мето­ дике [33] показывают (см. рис. 1.4, б), что при эксплуатации имеет место существенная концентрация температурных и изгибных ме­ ханических напряжений, возникающих при нестационарных режи­ мах работы котла в связи с общей и местной геометрической неод­ нородностью конструкции.

Приведенные примеры показывают, что при переходных режи­ мах на внутренней поверхности барабана котла в зоне отверстия или корпуса цилиндра стационарной паровой машины под действи­ ем внутреннего рабочего давления (100... 150 МПа) возникают большие циклические напряжения (240...280 МПа, а с учетом кон­ центрации—400 МПа), которые значительно превышают предел текучести материала при соответствующей температуре. Сочетание высокой температуры и деформаций растяжения вызывает [33, 109] повышенную скорость накопления малоцикловых и квазистатических повреждений. Кроме того, отдельные перегрузки, связанные с нарушением стационарных тепловых режимов, создают условия для ускорения процессов необратимых изменений, накапливающих­ ся в материале опасных зон конструкции. Например [109], при про­ ведении аварийного режима с имитацией разрыва экранной трубы парового котла высокого давления на внутренней поверхности стен­ ки температурные напряжения, вызванные резким изменением тем­ пературы среды, достигали 3000 МПа, в то время как на стацио­ нарных режимах они составляют около 500 МПа.

Сложное напряженное состояние, меняющееся циклически в ус­ ловиях периодических повышений и понижений температур, воз­ никает (см. рис. 1.5) на внутренней поверхности стенки корпуса цилиндра паровой турбины при переходных режимах работы и в связи с профилактическими мероприятиями или аварийными си­ туациями [89]. В процессе работы паровой турбины происходят резкие изменения температуры пара. Скорость изменения темпера­ туры внутренней поверхности корпуса цилиндра может достигать 15° С/с, что приводит к возникновению значительных градиентов

13

температур (до 100° С) по толщине стенки при высокой максималь­ ной температуре (540°С).

Указанные факторы определяют высокий уровень максималь­ ных номинальных напряжений (до 220 МПа), замеренных метода­

ми и средствами высокотемпературной	тензометрии	[39, 77]	на
гладкой части внутренней поверхности	корпуса ЦВД	(рис.	1.6).

Рис. 1.6. Изменение максимальных номинальных напряжений на внут­ ренней поверхности стенки корпуса ЦВД:

I — толчок		роторов;		I I — нагружение;
III — прикрытие регулировочных клапа­
нов;	IV — нагружение;			V — работа		на
мощности		—	стационар;		VI — аварий­
ный	останов;		VII — частичный сброс
нагрузки;		VIII — восстановление				наг­
рузки	после		сброса;		I X — принуди­
тельное расхолаживание:					X — отключе­
ние турбогенератора от					сети; XI — ес­
	тественное остывание

Местные напряжения (в зонах концентрации) при преимуществен­ ном воздействии нестационарной тепловой нагрузки, определя­ ющие возможность накопления малоцикловых повреждений, суще­ ственно зависят как от удельных тепловых потоков и размеров де­ тали, так и от интенсивности изменения теплового состояния ра­ бочей среды (теплоносителя).

По характеру и разнообразию температурных полей и напряже­ ний при характерных режимах эксплуатации паровой турбины (см. рис. 1.6) корпус ЦВД является представительным конструктивным элементом. Если для режимов с резким изменением теплового со­ стояния (тепловой удар) паровой среды концентрация термиче­ ских напряжений практически отсутствует, то для переходных ре­ жимов, вызывающих высокие номинальные напряжения по объему опасной зоны детали (например, галтель под козырек), по экспе­ риментальным данным теоретический коэффициент концентрации термических напряжений ав=1,2...1,3 для режима X и 1,8...2,0 для режимов II, IV, IX.

Данные о номинальных и местных термических напряжениях при сравнительно высоких температурах (до 540° С) позволяют ут­ верждать, что в зонах концентрации материал работает за преде­ лом упругости при значительных упругопластических деформациях. Характер термомеханической нагруженности корпуса ЦВД паровой турбины определяет также (см. рис. 1.6) цикличность изменения

14

термических напряжений с разными амплитудами на переходных режимах.

Таким образом, высокая местная термомеханическая напряжен­ ность корпуса ЦВД при значительных циклических упругопласти­ ческих деформациях, которые формируют усталостные поврежде­ ния малоциклового вида, указывает на то, что проблема малоцик­ ловой прочности при неизотермическом нагружении является акту­ альной и для элементов теплоэнергетического оборудования.

С переходом в тепловой энергетике на сверхкритические значе­ ния параметров пара следует ожидать значительного повышения рабочих температур элементов (до 700° С), что потребует использо­ вания жаропрочных сплавов [29].

Сочетание мощных нестационарных тепловых потоков и боль­ ших циклических механических нагрузок характерно для конст­ руктивных элементов газовых турбин [10, 75, 100]. Это в первую ■очередь относится к деталям проточной части авиационного газо­ турбинного двигателя (турбинные диски, паровые трубы, рабочие и сопловые лопатки турбинной части, элементы форсажной каме­ ры и др.), в котором рабочий тепловой режим по сравнению с аг­ регатами тепловой энергетики реализуется за сравнительно корот­ кое время (1...2 ч). В связи с этим цикличность процесса термомеханической нагруженное™ таких элементов становится более су­ щественной. В формировании предельного состояния материала ■относительная доля повреждений от термоциклических воздействий становится заметной в общем числе повреждений, вызванных други­ ми видами усилий [28, 29, 60].

Чередование нестационарных режимов работы со стационарны­ ми делает все более сложными и напряженными условия работы дисков турбомашин [22, 23, 44]. Мощные тепловые потоки в авиа­ двигателе вызывают в турбинных дисках высокие температуры (до 700° С) при значительных радиальных перепадах (до 300°С). Это ■определяет большие термические напряжения циклического харак­ тера [43, 70]. На стационарных режимах температуры и нагрузки сохраняются постоянными, но достаточно высокими, что приводит к_ползучести и релаксации напряжений во время эксплуатации. Таким образом, в материале турбинного диска при многократном повторении нестационарного режима возникают циклически изме­ няющиеся пластические деформации, а их накопление от цикла к циклу в ряде случаев является причиной разрушения дисков [22, 43], ■особенно если пластичность материала снижается с увеличением выработки ресурса и пребывания материала в условиях высоких температур [10, 100]. В этом отношении характерны результаты теоретического и экспериментального исследования термопрочно- ■сти дисков турбомашин [43], приведенные на рис. 1.7.

Турбинные диски (рис. 1.7, а) испытывали на стенде при жест­ ких условиях термоциклического нагружения с имитацией цикличе­ ского действия центробежных сил от рабочих лопаток [44]. Быстрый нагрев диска из никелевого сплава ХН70ВМЮТ до темдературы 750...800° С начинали при достижении номинальной частоты враще-

15

ния 12 700 мин-1. При этом радиальный перепад температур (рис. 1.7, б) в начальный момент составлял 650...700° С. Температуру обода диска поддерживали постоянной, причем в результате про­ грева центральной части диска перепад температур за 40...50 мин уменьшался примерно до 100° С; эту термомеханическую нагрузку диска выдерживали в течение 40...60 мин. Охлаждение диска и разгрузку осуществляли достаточно быстро. При столь интенсивном

а)

Рис.		1.7.		Термомеханическое			нагружение
				турбинного диска:
а,	б — при			форсированных модельных испытаниях
на	стенде			(а, б)	[44];	в — ири ускоренных экви­
валентных испытаниях авиадвигателя на неуста-
мовившихся режимах [59]; / холодный запуск ра­
боты		на	малом газе;			/ / — приемистость		и работа
на	взлетном режиме;					III — сброс газа		и работа
на	малом			газе; I V — приемистость			и работа на
взлетном			-режиме;		I,	2 — распределение		темпера:
тур по радиусу диска соответственно при	выходе		(/'=10		мин)	на заданный	режим и в

конце цикла нагружения; 3, 4 — кривые прогрева соответственно обода и стуиицы диска

режиме термоциклического нагружения отмечались малоцикловые разрушения, в виде макротрещии в пазах диска за малое число циклов (10...15). Теоретический анализ {43, 44] напряженно-дефор- мированного состояния диска показал, что материал диска в зна­ чительных объемах подвержен циклическому малоцикловому неизо­ термическому деформированию, а в зонах концентрации (галтель елочного паза) развиваются значительные циклические упруго­ пластические деформации (е=1,65% ; еР=1,0% ), при этом /Се= 14; аа=1,7. Расчетная оценка малоцикловой долговечности диска под­ тверждается экспериментом.

Для эксплуатационных режимов работы авиационного двига­ теля также характерны значительные перепады температур по ра­ диусу диска турбомашин, определяемые циклическими нагревамиохлаждениями, оказывающие существенное влияние на прочность

16

этих элементов [59]. На рис. 1.7, в приведены типичные режимы тер­ моциклического нагружения диска и указаны перепады температур при различном времени прогрева диска.

В связи с увеличением времени эксплуатации двигателей транс­ портной авиации (до 6000 ч и выше [66]) отмечены случаи разруше­ ния турбинных дисков [5, 10, 22, 30] вследствие циклических необ­ ратимых деформаций. Расчетная оценка термопрочности турбин­ ного диска из сплава ХН77ТЮР [5] показала, что и при экс­ плуатационных режимах влияние циклических необратимых де­ формаций на долговечность является определяющим. Обнаруже­ но, что малоцикловое разрушение (N/=28 000) возможно и в сту-

Рис, 1.8. Изменение частоты вращения и температуры различных точек замкового соединения диска в режиме термоциклического нагружения [63]

пице диска [22], а также в полотне, если в полуцикле растяжения деформация сопровождается нагревом при меньших температурах, чем на ободе диска. Условия работы материала полотна диска, как показывает анализ [22, 44], могут оказаться более тяжелыми, чем в замке, как по величине циклических деформаций, так и по виду напряженного состояния. Трещина в полотне диска развивается ин­ тенсивнее, по-видимому, благодаря сочетанию растяжения с высо­ кой температурой как более повреждающего режима нагружения.

На практике диск турбины может работать с обратным градиен­ том, т. е. на режимах, при которых температура обода ниже тем­ пературы центральной части. Это вызывает растягивающие тан­ генциальные ов напряжения в зонах концентрации пазов, которые, складываясь с растягивающими напряжениями от центробежных сил, заметно повышают напряженное состояние обода и создают особые термомеханические условия работы материала. Цикличность этого вида нагружения, наличие концентрации напряжений опре­ деляют малоцикловый характер разрушения (N/=1000) турбин­ ных дисков [22]. Циклическое нагружение в зонах концентрации замкового соединения протекает на фоне длительного статического нагружения от действия центробежных сил при значительных тем­ пературных градиентах (рис. 1.8). Длительное действие градиен­ тов температур на номинальном режиме определяет [37, 63] кинети-

17

ку деформации и высокие напряжения в зоне концентрации, а так­ же значительные длительные статические повреждения.

Малоцикловая прочность становится актуальной для дисков и барабанов компрессора авиадвигателя [42, 61] в связи с увеличени­ ем ресурса. Известно, что в соответствии с режимом работы изде­ лия термоциклический характер нагружения материала в зонах концентрации (рис. 1.9), хотя и протекает на фоне умеренных тем­ ператур (200...300° С), однако значительные перепады температур в период запуска двигателя (до 200° С) вызывают высокие терми­ ческие изгибные напряжения, определяющие циклический харак-

бв,МПа

т

				МО	\
				о	_ X .'ч,
			-мо					ч
			-чао
				1	3 п-10,цин~
	а)				6)
		(а)	обода Г а , ступицы Тв и напряжений					(б) в
	Рис. 1.9. Изменение температуры
	опасной зоне (С) барабана компрессора			авиадвигателя	(рис. 1.2,	д)	за	время
	цикла эксплуатации на режимах:
	1 — запуск и выход на взлетный режим;		II — установившийся взлетный режим;				I I I — стаци­
	онарный режим	полета;		JV — останов двигателя
	тер деформирования материала в зоне концентрации					в	упруго-

пластической области. Для барабана характерно, что напряжения изгиба в радиусах перехода обода диска в барабан меняются по величине и знаку в зависимости от режима работы двигателя. Рас­ тягивающие напряжения действуют при работе двигателя на взлет­ ном режиме, т. е. при высокой температуре термического цикла, а сжимающие напряжения — при охлаждении двигателя. Вследст­ вие таких условий работы время появления отказов таких элемен­ тов может составлять 500...1000 ч, примерно 200...500 запусков.

Одним из самых интересных и представительных объектов ис­ следования с точки зрения термомеханической нагруженности и вместе с тем самых ответственных элементов газовых турбин явля­ ются рабочие и сопловые лопатки. От надежности их работы зави­ сит безаварийность эксплуатации стационарных и нестационарных двигателей [6, 28, 75, 100]. Например, работе лопаток авиационных газотурбинных двигателей свойственны в целом сложные режимы термомеханической нагруженности с характерным чередованием стационарных и нестационарных периодов, при этом влияние не­ стационарной части оказывается существенной (рис. 1.10)..

Вследствие интенсивных тепловых потоков в авиадвигателе ско­ рость изменения температуры поверхности лопатки достигает 100 °С/с, что и определяет существенную неоднородность'в распре­ делении температур в целом по объему лопатки [75, 100]. Лопатка

авиадвигателя является элементом, в котором на режимах эксплу­ атации реализуются, по-видимому, наиболее высокие уровни тем­ ператур (до 1100° С) и, вследствие неравномерности прогрева по­ перечного сечения, высокие перепады температур, достигающие: 400.„500° С. Указанная неравномерность распределения температур лопатки возникает как в охлаждаемых [100], так и в неохлаждаемых [75] лопатках преимущественно на нестационарных режимах работы. При выходе на максимальный режим температура кромок лопатки существенно выше, чем в центральной зоне, а при уменьшении

МПа

т

100

гоо

100

о

-700

-zoo

Рис. 1.10. Типичные режимы нагрева и нагружения рабочих лопаток газотурбин­ ных двигателей за цикл эксплуатации [28, 51]:

а — изменение суммарных (о^=стц 5+<тг) напряжений (/) и температуры (//) п задней кром­

ке рабочей лопатки транспортного авиадвигателя (/д ~ 120 мин); длительность стационарных

режимов: 2, 4 — по 10 с; I, 3, 5, б, 7 — соответственно 2; 2; 60; 36; 2 мин; б — изменение тем­ пературы передней кромки лопатки (1ц»60 мин); длительность стационарных режимов 10, 12

соответственно 9 и 51 мни; 8 — Т= 1040° С, (7=245 МПа; 9 — Т=990° С, (7=176 МПа; 10 — Т= =990° С, (7=127 МПа; II — 7-1040° С, (7=245 МПа; 12 — 7=900’ С, (Т=247 МПа

частоты вращения ротора — наоборот, скорость снижения темпера­ туры в центре сечения отстает от скорости снижения температуры е кромках.

Температура кромки лопатки (см. рис. 1.10) меняется много­ кратно за один характерный период работы (полетный цикл) дви­ гателя [28, 51]. Режим силового нагружения кромки лопатки (сум­ марные напряжения) соответствует характеру изменения мощности

и температурного цикла. При этом степень нестационарности		су­
щественно выше для двигателя маневренного самолета		(рис.
1.10, б), чем для двигателя транспортного самолета	(рис. 1.10, а).
При большой продолжительности полетного цикла	эксплуатации

длительность стационарных режимов для двигателя транспортного самолета больше и несколько выше температуры, однако термоме­ ханическая нагруженность лопатки в целом как на нестационар­ ном, так и на стационарном режиме выше для двигателя маневрен­ ного и имеющего меньший ресурс летательного аппарата (рис.

1. 10, б ) .

19

Чередование нестационарных и стационарных режимов экс­ плуатации вызывает появление циклических упругопластических деформаций материала кромок лопатки, приводящих к поврежде­ ниям малоциклового характера [30, 75, 100].

Для многих конструктивных элементов, в том числе и для ло­ паток газовых турбин, характерны повреждения в виде мелкой сетки трещин, возникающей на поверхности детали вследствие ин­ тенсивного теплового воздействия (близкого к тепловому удару) [6, 75] в первые периоды нагрева. При быстром нагревании на по­ верхности детали возникают высокие сжимающие напряжения и напряжения сдвига, под действием которых и происходит разруше­ ние поверхности (выкрашивание) [101]. При большом числе циклов эксплуатации (запуск — максимальный режим — остановка) на по­ верхностях лопаток могут возникнуть усталостные термические трещины.

В ряде случаев возможно изменение геометрии проточной час­ ти задней кромки сопловых лопаток вследствие потери устойчиво­ сти и выпучивания под действием температурных напряжений. Та­ кой вид повреждений наблюдается, например, в сварном сопловом аппарате с консольно расположенными лопатками. При интенсив­ ном нагреве соплового аппарата в период запуска вследствие не­ одинакового термического расширения внешнего и внутреннего ко­ лец с лопатками может произойти защемление лопатки между кольцами. В результате на кромках лопаток появляются дополни­ тельные сжимающие напряжения, которые складываются с темпе­ ратурными (из-за неравномерного прогрева лопатки по сечению) и вызывают выпучивание кромки [75].

Примером термически высоконагруженного оборудования явля­ ется металлургическое оборудование [13, ПО]. Повреждения от тер­ мической усталости проявляются преимущественно в виде формо­ изменения и коробления, а также в виде сетки трещин на поверх­ ностях контакта элементов с горячим металлом. Опыт эксплуата­ ции оборудования для литья, горячей прокатки, горячей штамповки, разлива металла при доменном производстве показал, что повреж­ дения существенно снижают качество продукции, эффективность и производительность технологической операции и препятствуют ин­ тенсификации технологического процесса [99, 110]. На рис. 1.11 по­ казаны изменение давлений 1 и температуры 2 точки поверхности ролика установки непрерывной разливки стали [99], а также рас­ пределение интенсивностей полной деформации вдоль окружности валка, рассчитанные с помощью метода конечного элемента (МКЭ) [132].

Для элементов технологического оборудования в зоне контакта с горячей заготовкой происходит периодический циклический на­ грев при сравнительно высоких температурах. Основное время ра- бочего цикла ролик установки непрерывной разливки стали под­ вергается чисто термоциклическому воздействию, эффект которого, учитывая размеры детали, оказывается весьма значительным. Ис­ следования свидетельствуют, что периодический характер измене-