Влияние полетного цикла нагружения дисков ГТД из титановых сплавов на кинетику их усталостного повреждения тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.22.14, кандидат технических наук Лосев, Александр Иванович

• Лосев, Александр Иванович
• кандидат технических наук
• 1998

Оглавление диссертации кандидат технических наук Лосев, Александр Иванович

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

1 АНАЛИЗ МЕТОДОВ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ДИСКОВ РОТОРОВ ГТД И 10 ПОВЕДЕНИЯ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ПРИ ИХ ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ

1.1 Расчетные методы определения циклической долговечности дисков роторов ГТД

1.2 Экспериментальные методы определения циклической долговечности дисков рото- 16 ров ГТД

1.3 Особенности поведения титановых сплавов при циклическом нагружении

1.3.1 Закономерности зарождения и роста усталостных трещин

1.3.2 Роль структуры и легирующих элементов Ti-сплавов в развитии разрушения

1.3.2.1 Структурное состояние

1.3.2.2 Текстура материала

1.3.2.3 Легирование и газонасыщение

1.3.3 Влияние условий нагружения на кинетику трещин

1.3.3.1 Частота нагружения и внешняя среда

1.3.3.2 Асимметрия цикла нагружения

1.3.3.3 Выдержка под нагрузкой

1.3.3.4 Многопараметрическое нагружение

1.3.4 Геометрический фактор 36 ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ

2 МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЯ

2.1 Материалы и объекты исследования

2.2 Испытания образцов из сплавов ВТЗ-1 и ВТ8 на растяжение

2.3 Испытания образцов из сплава ВТ8 при трехточечном изгибе

2.4 Испытания образцов с разным КСТ

2.5 Испытания сплава ВТ8 при высокой асимметрии цикла

2.6 Испытания дисков компрессоров ГТД

2.6.1 Испытание диска I ступени КВД с повышенным прогибом полотна

2.6.2 Испытание диска I ступени КВД с отработкой методов контроля дисков

2.6.3 Испытание диска I ступени КВД в составе двигателя

2.6.4 Испытание диска I ступени КНД по типовому ПЦН

2.7 Фракгографические исследования

2.8 Обработка результатов исследования

3 СИНЕРГЕТИКА УСТАЛОСТНОГО РАЗРУШЕНИЯ ДИСКОВЫХ ТИТАНОВЫХ СПЛА- 65 ВОВ ВТЗ-1 И ВТ8

3.1 Влияние выдержки под нагрузкой на рхт трещин при изгибе образцов

3.2 Закономерности роста поверхностных усталостных трещин при растяжении образ- 73 цов из сплава ВТ8 и ВТЗ-1

3.3 Сопоставление вида процесса разрушения и реализованной энергии разрушения 81 титанового сплава ВТЗ-1

3.4 Влияние высокой асимметрии цикла на рост усталостных трещин в титановом спла- 84 ве ВТ8

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ

4 ЭКВИВАЛЕНТЫ ПОВРЕЖДАЮЩЕГО ДЕЙСТВИЯ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ НАГРУ- 92 ЗОК НА ТИТАНОВЫЕ ДИСКИ

4.1 Закономерности кинетики разрушения диска I ступени КВД двигателя Д-30, испы- 93 тайного на стенде типа УИР

4.2 Соответствие сигналов АЭ кинетике усталостного разрушения диска

4.3 Разрушение диска I ступени КВД при стендовых ресурсных испытаниях двигателя 107 Д-30 по программе ЭЦИ

4.4 Эквивалент накопления усталостных повреждений за полет в диске I ступени КНД 109 двигателя Д-30

4.5 Эквивалентные характеристики СРТ в дисках различных типов

4.6 Методика установления периодичности осмотров дисков компрессоров в эксплуата- 115 ции

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ

5 ЭКСПЛУАТАЦИОННАЯ ПОВРЕЖДАЕМОСТЬ ТИТАНОВЫХ ДИСКОВ АВИАЦИОН- 119 НЫХГТД

5.1 Разрушения дисков компрессоров двигателя Д-30

5.1.1 Диски I ступени КНД

5.1.2 Диски II, III и IV ступеней КНД

5.1.3 Диски I ступени КВД

5.1.4 Диски II и V ступеней КВД

5.2 Разрушение дисков компрессоров двигателя ДЗОКУ

5.2.1 Диски II ступени КНД

5.2.2 Диск I ступени КВД

5.3 Разрушение дисков компрессоров двигателей Д-36 и Д-18

5.4 Разрушения дисков I ступени КНД двигателя НК8-2У

5.5 Диски двигателя CF6-50 Американской фирмы "General Electric" 154 5.5.1 Диск вентилятора двигателя CF6-50

5.5.2 Ротор барабанно-дискового типа КВД двигателя СР6-50

ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

Список литературы

Приложения

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Влияние полетного цикла нагружения дисков ГТД из титановых сплавов на кинетику их усталостного повреждения»

ВВЕДЕНИЕ

Обязательным требованием к современному газотурбинному авиационному двигателю (ГТД), используемому в гражданской авиации, является то, что его конструкция должна обеспечивать ресурс, исчисляемый десятками тысяч часов или полетных циклов. При этом считается, что в процессе эксплуатации появление в наиболее ответственных деталях двигателя дефектов в виде трещин является недопустимым. Поэтому двигатели ВС гражданской авиации проектируются по принципу безопасного ресурса их наиболее ответственных элементов. Конструктивное исполнение двигателей как правило является таковым, что величина их ресурса в первую очередь определяется долговечностью дисков ротора двигателя, причем критичными с этой точки зрения считаются диски турбины двигателя, как элементы, работающие в наиболее тяжелых условиях.

Опыт эксплуатации ВС показывает, что применяемые в настоящее время методы обеспечения безопасного ресурса дисков двигателей применительно к дискам турбин являются достаточно эффективными и их использование вполне оправдано. Случаи разрушений дисков турбин в эксплуатации редки и, как правило, не связаны с недостаточной долговечностью дисков для назначенного им ресурса. В эксплуатации изредка отмечаются случаи разрушения дисков турбин, связанные, как правило, со снижением их длительной жаропрочности либо из-за низкого качества их материала, либо из-за отклонений их геометрии от требуемой, допущенных при изготовлении диска.

С дисками компрессоров из титановых сплавов ситуация иная. Усталостные разрушения титановых дисков в эксплуатации наблюдаются регулярно на двигателях разных типов. Причем во многих случаях разрушения титановых дисков не связаны с качеством их изготовления и материала или со снижением их усталостной прочности по каким-либо причинам в процессе эксплуатации, а обусловлены тем, что исходная конструктивная прочность дисков является недостаточной для назначенного им ресурса.

Каждое новое разрушение диска, с точки зрения типа диска и причин его разрушения, вынуждает переводить двигатели, на которых стоят диски данного типа, на эксплуатацию по принципу безопасного повреждения разрушающихся дисков или изменять регламент такой эксплуатации. Иначе нельзя обеспечить дальнейшую эксплуатацию двигателей без остановки всего их парка для внедрения мероприятий по предотвращению случаев разрушения дисков. Эксплуатация по принципу безопасного повреждения предусматривает использование деталей с развивающимися в них трещинами в течение некоторого периода времени, но должна гарантированно исключать возможность окончательного разрушения таких деталей.

Своевременное изъятие из эксплуатации разрушающихся дисков обеспечивается путем введения в эксплуатацию периодических проверок дисков на предмет выявления в них трещин. Но для того, чтобы контроль дисков был эффективным прежде всего необходимо определить при какой именно наработке дисков с начала эксплуатации начинать их проверки и с какой периодичностью эти проверки

проводить.

Для получения ответов на эти вопросы фактически требуется по единичным случаям разрушения дисков сделать прогноз о минимальных значениях долговечности и живучести дисков, которые они могут иметь в эксплуатации. Причем прогноз должен учитывать все факторы, влияющие на указанные характеристики прочности дисков. В число этих факторов входят рассеяние усталостных характеристик собственно материала дисков, различия в условиях нагружения дисков,'наблюдаемые в эксплуатации, возможные особенности конструктивного исполнения дисков и их изготовления и так далее. Помимо этого необходима корректировка полученных значений минимально возможных долговечности и живучести дисков на то, в каких зонах диска его в принципе можно контролировать, что определяется конструкцией двигателя, и какова чувствительность методов контроля, которые можно использовать.

Циклическая долговечность каждого конфетного диска определяется его исходной усталостной прочностью, зависящей от конструктивного исполнения диска и качества его изготовления и материала, и наличием или отсутствием в эксплуатации условий, способных снизить его исходную усталостную прочность. На эксплуатирующемся парке двигателей возможно различное сочетание указанных факторов. Различна и степень влияния каждого из них на прочность диска. Это приводит к тому, что даже у дисков одной конструкции фактическая долговечность может изменяться от диска к диску в широких пределах. Практика исследований случаев разрушения титановых дисков показывает, что в области малоцикловой усталости (МЦУ) рассеяние долговечности дисков может варьироваться от нескольких тысяч до десятков тысяч часов или полетов. Причем отмечаётся, что при наименьших наработках разрушаются диски, у которых по каким-либо причинам долговечность была ниже, чем у подавляющего большинства остальных дисков такого типа, находящихся в эксплуатации. На рис.1.1 представлены гистограммы распределения по наработке случаев разрушения дисков I ступени компрессора низкого давле-

"Л

ния (КНД) и I ступени компрессора высокого давления (КВД) двигателя Д-30. На этих гистограммах ясно видно, что наличие у данных дисков дефектов их изготовления до двух раз сокращало их общую долговечность по сравнению с их долговечностью при отсутствии каких-либо отклонений в качестве их изготовления или материала. В случае с дисками КНД их некачественное изготовление заключалось в отклонениях геометрии замков под рабочие лопатки от требований чертежа, что приводило к повышенной концентрации напряжений в зонах зарождения трещин. Снижение усталостной прочности дисков КВД происходило в подавляющем большинстве случаев из-за повреждения их материала электрографическим клеймом при изготовлении дисков, но отмечалось также и наличие в их материале металлургических дефектов. Относительно дисков КВД следует также отметить, что выведение клейма не дало ожидаемого результата и диски продолжали разрушаться из зоны, которая не лимитирует ресурс диска при отсутствие в нем дефектов. Однако доработка почти в два раз повысила долговечность дисков.

Еще большее снижение прочности вызвал дефект материала диска I ступени КНД двигателя НК8-2У. В этом диске трещина от дефекта зародилась практически с начала его эксплуатации.

То обстоятельство, что в области МЦУ в первую очередь разрушаются диски с наименьшей

Гистограммы распределения по наработке случаев разрушения дисков I ступени КНД (а) и дисков I ступени КВД (б) двигателя Д-30.

0,6 0,4

и с

с

0,2 О

4000 5000 6000 7000 8000 9000 Наработка, цикл

"а"

0,4

и

€ 0,2

о

□ дефекты изготовления В дефектов нет

Ш металлургический дефект материала □ повреждение материала в производстве Ш дефектов матёриала нет ■ остатки повреждений после их выведения

I

5000 7000 9000 11000 13000 Наработка, час.

"б" Рис. 1.1.

долговечностью несколько облегчает решение вопроса о начале проверок дисков в эксплуатации в случаях их малоциклового разрушения. В первом приближении можно считать, что проверки надо начинать при наработке разрушенного диска, уменьшенной на его живучесть. В случаях снижения долговечности дисков из-за разного рода повреждений их материала в процессе эксплуатации имеется возможность оценить наработку, после достижения которой эти повреждения возникают, по техническому состоянию дисков с разной наработкой при ремонте двигателей. ^

Решение вопроса с периодичностью контроля дисков является более сложным, поскольку в данном случае нет каких-либо точек отсчета, хотя бы ориентировочных, как в случаях оценки наработки, при которой надо начинать проводить контроль. Единственным источником информации о длительности развития трещины является излом по месту разрушения и необходимо уметь считывать с излома эту информацию.

Известно [Романив О.Н., Иванова B.C., Шанявский A.A., Степаненко В.А., Красовский А .Я. и др.], что одному акту продвижения трещины, развивающейся в области МЦУ, на изломе отвечает элемент рельефа излома в виде так называемой усталостной бороздки и в случаях формирования в изломах например алюминиевых сплавов преимущественно бороздчатого рельефа шаг бороздок достаточно точно отвечает скорости развития трещины (ОРТ). Однако по титановым сплавам такой информации нет. Нет также никаких данных о том, сколько таких актов продвижения трещины происходит в полетном цикле нагружения (ПЦН) диска. Положение усугубляется тем, что даже в изломах титановых дисков одной конструкции может формироваться разный рельеф, отвечающий разным механизмам разрушения материала. Причем зачастую бороздчатый рельеф занимает меньшую часть площади излома, либо практически полностью отсутствует. В таких случаях шаг бороздок не может напрямую использоваться как показатель CPT. Данных же о том, каково может быть расхождение шага бороздок с CPT при сме-

'Г

шанных механизмах разрушения материала также нет. Все это не позволяет давать достаточно корректные оценки длительности развития трещин по результатам исследования изломов титановых дисков.

Сам по себе этот факт реализации разных механизмов разрушения материала у дисков одной конструкции, работающих в идентичных условиях, при полном соответствии материала всем техническим требованиям указывает на то, что один и тот же титановый сплав, находящийся в эксплуатации, может иметь разное состояние и по разному реагировать на одну и ту же нагрузку. Следовательно имеется и широкий разброс усталостных характеристик дисков, изготовленных из этого сплава. Поэтому для определения периодичности контроля дисков в эксплуатации необходимо также представлять в каких пределах возможен разброс живучести дисков.

Таким образом, для обеспечения гарантированной безопасности эксплуатации титановых дисков по принципу безопасного повреждения необходимо знать как ведут себя титановые сплавы при разных условиях нагружения и каким условиям соответствует их минимальная долговечность и живучесть. Кроме того необходимо выяснить какова степень соответствия шага усталостных бороздок фактической

СРТ при реализации разных механизмов разрушения титановых сплавов. Необходимо также установить в каких пределах может изменяться степень повреждения материала в ПЦН в зависимости от состояния материала.

Поскольку при назначение дискам ресурса проводится расчетно-экспериментальное определение их циклической долговечности дисков, то прежде всего необходимо выяснить чем конкретно отличается условия работы дисков в эксплуатации от условий, которые закладываются в расчеты и эксперименты. Поэтому ниже рассмотрены расчетные и экспериментальные методы определения циклической долговечности дисков авиационных ГТД и выполнен анализ имеющейся в литературе данных о поведении титановых сплавов при разных условиях их циклического нагружения.

1. АНАЛИЗ МЕТОДОВ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ДИСКОВ РОТОРОВ ГТД И ПОВЕДЕНИЯ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ПРИ ИХ ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ

Ресурс основных деталей двигателя, таких как диски ротора, в соответствии с «Положением об установлении и увеличении ресурсов газотурбинных двигателей гражданской авиации, их агрегатов и комплектующих изделий» (ЦИАМ, 1982) на стадии проектирования определяется расчетом и в дальнейшем обязательно подтверждается испытаниями двигателя или дисков. Поэтому на практике расчеты долговечности дисков носят оценочный характер и служат в основном для сравнительного анализа и оптимизации при проектировании и выборе материала дисков, а также для составления и сопоставления программ ресурсных испытаний дисков. Установление же и увеличение ресурса дискам осуществляется на основе их эквивалентно-циклических испытаний (ЭЦИ) и данным, получаемым в процессе эксплуатации двигателей.

1.1. Расчетные методы определения циклической долговечности дисков роторов ГТД.

При требуемых величинах ресурса в десятки тысяч полетов условия работы дисков ГТД отвечают области малоциклового нагружения и характеризуются в основном регулярно повторяющимся от полета к полету воздействием на диски нагрузок ПЦН. Каждый ПЦН представляет собой сложный блок сочетающихся, накладывающихся друг на друга и изменяющихся во время полета силовых, температурных и вибрационных нагрузок. Диски современных ГТД проектируются с запасами прочности, при которых в процессе эксплуатации в их наиболее напряженных местах может происходить повторное уп-ругопластическое деформирование их материала, а в зонах максимальных напряжений материал дис-

'Л

ков может работать за пределами упругости. В этих местах с ростом наработки идет накопление повре-

У

ждений материала, отвечающих области МЦУ.

Для таких условий нагружения связь между деформациями и повреждениями, накапливающимися в материале, описывается кинетическими уравнениями повреждаемости [1]. До настоящего времени эти уравнения не применяются на практике из-за отсутствия входящих в них констант материалов [2], получение которых крайне затруднительно. В связи с этим расчеты циклической долговечности дисков имеют приближенный характер и их проводят, обычно, принимая ряд допущений, упрощающих описание процессов циклического упругопластического деформирования материала и накопления в нем повреждений.

Применительно к условиям работы дисков ГТД общее повреждение их материала ах складывается из повреждений от циклического малоциклового ам и многоциклового ау нагружения дисков и повреждений от их длительного статического а, нагружения. Причем эти разнородные повреждения оказывают взаимное влияние друг на друга [3], [4]. На этапе проектирования информация о вибрацион-

ных нагрузках и их связи с ресурсом отсутствует, поэтому при расчетах они не учитываются [2].

Учет взаимного влияния разнородных повреждений ведут [4] суммируя их по степенным зависимостям или линейно. Допускается также взаимное влияние разнородных повреждений не учитывать [2] и проводить их простое линейное суммирование. Уравнения для указанных способов суммирования повреждений имеют соответственно вид:

а" =1 а(+аы -а а( +а„ = (1.1)

Запись этих уравнений через запасы по долговечности приводит их к виду:

+

]

= 1;

к_

+

К

= а\

К_

+

К

V,

(1.2)

В уравнениях 1.1 и 1.2 а, и аы имеют относительные величины, а и /?являются постоянными

материала, которые определяются по экспериментальным кривым его предельного состояния, а обозначает предельную сумму долей относительных статических и циклических повреждений, которая также определяется по кривым предельного состояния материала, а К, К? и Кы обозначают соответственно общий запас по долговечности и запасы по долговечности в долях от статической и циклической долговечностей.

В практике авиадвигателестроения при расчетах циклической долговечности деталей в области МЦУ наибольшее распространение получили деформационные критерии относительной долговечности [2], связывающие деформации в цикле нагружения с числом циклов. Суть расчетов сводится к определению предельной поврежденности {ам )р материала в области МЦУ, соответствующей разрушению.

При этом, отличием {ак )р от единицы (она обычно меньше) пренебрегают, считая, что принятая система запасов по долговечности подтверждается практикой и оправдывает применение критерия относи-

'Л

тельной долговечности [2]. Помимо этого принимают, что в процессе эксплуатации ПЦН, а также отношение долей статического и циклического повреждений материала в каждом ПЦН неизменны [4]. При установившемся цикле упругопластического деформирования материала такие допущения позволяют определять доли его статического и циклического повреждений за N полетов из выражений [4]:

<=¿-5-;

1 1 ^ ¡п 1 1

(1.3)

В представленной системе уравнений п, и Ь обозначают наработки за один полет соответственно на /'- ом режиме и при /'-ой температуре, Л/р/ и /р, - соответственно число циклов до разрушения, определяемое размахом упругопластических деформаций Ае но цикла нагружения, и длительность периода до разрушения материала диска при / - ой температуре, а и а® - доли соответственно циклических и статических повреждений за один полет.

Для определения Ае, отвечающего каждому /-ому циклу нагружения, необходимо знать напряженно-деформированное состояние (НДС) диска и его изменение от цикла к циклу. Наиболее полную

картину кинетики НДС дает тензометрирование натурного диска или его модели, но в силу трудоемкости этих работ при проектировании дисков кинетика их НДС обычно определяется расчетным путем. Для этого выполняют двух- или трехмерный осесимметричный расчет общего НДС диска, а затем проводят упругопластический анализ кинетики НДС в наиболее напряженных зонах диска методом конечных элементов (МКЭ) или приближенных зависимостей Нейбера и Стоуэлла с использованием кривых циклического деформирования применяемого материала [2], [5].

Экспериментальные кривые циклического.деформирования позволяют учесть поведение циклически анизотропных материалов при линейном НДС [3], [6], в том числе таких особенностей их поведения, как изменение с ростом числа циклов модуля упругости, нелинейность при нагрузке-разгрузке в упругой области, изменение циклического предела пропорциональности, различие между модулями разгрузки и пределами пропорциональности в четных и нечетных полуциклах нагружения. Однако также из-за трудности экспериментального получения циклических диаграмм [2] на практике обычно применяются диаграммы, построенные аналитически методом степенных аппроксимаций ширины петли пластического гистерезиса по следующим зависимостям [6], [7]:

ет _ ^ № _ —_ _ для упрочняющихся материалов; (1.4)

К.

gW _ gw _ ß(\). eß<k~\). g _ A _ _ ^ mfVlSi разупрочняющихся материалов; (1.5) Здесь s(pk)- отнхительная пластическая деформация в /с-ом полуцикле,<5 w и 5(1)- относительная ширина петли пластического гистерезиса в к-ом и первом полуцикпах, а и ß - коэффициенты, зависящие от материала, от Ö{1) и от к и характеризующие интенсивность процессов упрочнения и разупрочнения при циклическом упругопластическом деформировании, А - параметр материала, зависящий от уровня исходной нагрузки и от к, ё(0)- степень исходного (в нулевом полуцикле) деформирования, к - число полуциклов.

При аналитическом построении циклических диаграмм допускается изменением модуля упругости и нелинейностью модулей нагрузки и разгрузки пренебречь [4], а параметр А и коэффициенты а и ß принять постоянными [6]. В случае наличия результатов испытаний только пульсирующим растяжением предел пропорциональности в первом полуцикле s% могут определять на основе принципа Мазинга

об удвоении предела текучести при обратном нагружении [4]. Аппроксимация циклической диаграммы, как и большинство других предложений по аналитическому построению циклических диаграмм, исходит из предположения о подобии исходной и циклической диаграмм при различных температурах. Это позволяет свести задачу к изотермической и деформации в циклах неизотермического нагружения определять по диаграммам, полученным для изотермических условий.

В работе [2] предложено для учета влияния на НДС диска неизотермического нагружения применять диаграммы деформирования материала при рабочих температурах на основе гипотезы A.A.

Ильюшина об упругой разгрузке и принципа Мазинга. Это дает возможность представлять предел текучести ¿т как сумму пределов текучести исходных диаграмм от(Т0) и отГП), а упругую область каждого полуцикла определять модулями упругости Ет(Т0) и Ет(Т1), соответствующими исходным диаграммам.

Принимаемые при расчетах упрощающие гипотезы дают модель циклически стабильного материала, что считают оправданным, поскольку на практике изготовление дисков из циклически разу. у ■

прочняющихся материалов не допускается, а по отношению к упрочняющимся материалам эти упрощения должны идти в запас прочности.

Помимо отмеченных выше упрощений при приближенных расчетах долговечность дисков допускается определять по установившемуся режиму деформирования без учета истории их нагружения, так как считают, что основные изменения НДС происходят в течение первых 100 - 200 циклов [5] и повреждение материала диска от них незначительно [8].

Для проведения упругопластического анализа НДС по изложенной методике надо знать полетный цикл изменения номинальных напряжений, действующих в диске. Он определяется по известным нагрузкам ПЦН путем схематизации последнего [2]. Схематизация заключается в удалении из ПЦН всех выдержек диска под постоянной нагрузкой и части режимов работы двигателя, влиянием которых пренебрегают (рис. 1.1.а). В результате этого полетный цикл изменения напряжений представляется в виде суммы нескольких циклов треугольной формы, в начале и конце которых уровень напряжений принимается одинаковым (см. рис. 1.а). Анализ НДС при повторении каждого типа циклов, выделенных из ПЦН, проводится раздельно без учета их чередования при дальнейшем суммировании повреждений.

В работе [9] предложен другой вариант схематизации ПЦН (см. рис. 1.1.6).

Поскольку в зонах концентрации напряжений в общем случае возникает объемное НДС, то расчет ведется по эквивалентным напряжениям, к которым приводятся главные напряжения по одной из

'л

гипотез прочности, например по выражениям [10]:

<7э*в ~стуУ +(агу-а,Г +{аг-ох)2 +б(г£, +гД (1.6)

в» = ~-£УУ + (£у -е*У + -+1(г¡У + 7%+г1с); (1.7)

В уравнениях 1.6 и 1.7 а, и я - соответственно интенсивность напряжений и деформаций, ах, ау, ог, ех, еу, ег - соответственно напряжения и деформации по осям х, у и г, а щ, , тгх, уху, ууг, утх -соответственно касательные напряжения и деформации сдвига по плоскостям ху, ух и гх.

Другой вариант расчета основан на гипотезе об энергии формоизменения Губера - Мизеса -Генки [11], которая будучи выраженной через размахи напряжений Лег и деформаций Ле имеет вид:

А* „ = Дсг, = 4г • - ^г)2 + (Аога - Ао"3)2 + (Асг3 - Да,)2 ; (1.8)

Варианты (а) и (б) схематизации исходных полетных циклов изменения напряжений в дисках (I) в циклы 1', 2'...п', используемые при расчетах циклической долговечности дисков (II).

"а"

"б"

= Ае, = ■ - Ае2)г + (Ае2 - Ае3)г + (Д*3 - А*,)2 ; (1.9)

Необходимое для расчета циклической долговечности диска число циклов до разрушения Л/р; наиболее точно определяется по экспериментальным кривым, полученным при испытаниях натурных дисков или их моделей. Но опять таки из-за сложности получения этих кривых на практике для нахождения Л/р, используют уравнение кривой универсальных наклонов Мэнсона. Это уравнение, измененное для учета температуры и асимметрии цикла имеет вид [2], [12]:

,1.10)

С,

Ае< =

Ш- 1

1 М*1

В уравнении 1.10 As\- размах деформаций в /-ом цикле, o(t) - предел длительной прочности материала при температуре цикла, ami- среднее напряжение /-го цикла, Е-модуль упругости материала при температуре цикла и yrft) -коэффициент поперечного сужения при температуре и длительности цикла.

Для деталей из титановых сплавов используют также зависимость [12]:

-1 Г Л0-05

; (1.11)

As, =

In-гт -

. 1 -¥<!) .

_ jyo.e 2cr_Wo

pi Е

No_

Л у

Здесь е°ош - остаточная деформация в первом цикле нагружения, А/о - базовое число циклов

при определении предела усталости.

Для учета рассеяния характеристик прочности в области МЦУ в качестве расчетного Л/р, принимают число, полученное после обработки результатов испытаний статистическими методами. При расчете по уравнению Мэнсона за расчетное принимают число, равное 10% от числа, полученного по этому уравнению [4].

Таким образом, при расчетах циклической долговечности дисков исходят из того, что расчеты носят приближенный, оценочный характер и служат в основном для сравнительного анализа и оптимизации при проектировании и выборе материала диска, а окончательно ресурс дисков устанавливается по результатам их ЭЦИ и эксплуатации. Поэтому при расчетах принимают ряд упрощающих их допущений, а именно:

- допускают отсутствие взаимного влияния процессов разнородных повреждений, в результате чего проводят суммирование разнородных повреждений по линейным, либо степенным зависимостям;

- для упругопластического анализа НДС диска допускается использовать диаграммы циклического деформирования материала диска, построенные аналитически методом степенных аппроксимаций ширины петли пластического гистерезиса [6], [7], что не позволяет в полной мере учесть поведение материала при циклическом нагружении, в том числе такие особенности его поведения, как изменение с ростом числа циклов модуля упругости, нелинейность при нагрузке-разгрузке в упругой области, изме-

нение циклического предела пропорциональности, различия между модулями разгрузки и пределами пропорциональности в четных и нечетных полуциклах нагружения;

- расчет дисков может вестись по установившемуся циклу упругопластического деформирования без учета повреждений, накопленных в первых циклах нагружения до стабилизации цикла деформирования, считая долю этих повреждений незначительной;

- расчет проводят по схематизированному ПЦН, представляющему собой сумму нескольких циклов треугольной формы, получаемых из реального ПЦН путем удаления из него этапов работы двигателя на постоянных режимах и части переменных режимов, влияние которых считается незначительным, что фактически приводит к расчету кинетики НДС дисков без учета влияния выдержек диска под нагрузкой, истории нагружения и эффекта взаимодействия нагрузок;

- число циклов до разрушения, необходимое для расчета циклической долговечности дисков, определяется обычно не экспериментально, а по уравнению кривой универсальных наклонов Мэнсона или его модификациям [2], [12].

1.2. Экспериментальные методы определения циклической долговечности дисков роторов ГТД.

Как отмечено выше, начальный назначенный ресурс дисков, подтверждается их ЭЦИ. В соответствии с «Положением...» диски должны испытываться в составе двигателя или на автономных установках (обычно на разгонных стендах) в условиях сохранения параметров нагружения по малоцикловой усталости, соответствующих работе диска в составе полноразмерного двигателя. «Положением об эквивалентно-циклических испытаниях двигателей гражданской авиации» (ЦИАМ, 1981) оговаривается, что испытательный цикл для ЭЦИ должен формироваться на основе полетного цикла с условием воспроиз-

'Л

ведения наработки на тяжелых и переменных режимах работы двигателя и обеспечения проверки динамической прочности детали с учетом эксплуатационных нагрузок и температур. При этом из испытательного цикла допускается исключать наработки на малонапряженных длительных стационарных режимах и часть переменных режимов путем их эквивалентного приведения по длительной прочности и малоцикловой усталости к наиболее нагруженным режимам.

Эквивалентное приведение режимов работы или замену одного режима другим при МЦУ ведут исходя из равенства общих запасов по долговечности «К» и общего повреждения детали при эксплуатационном и испытательном нагружении.

При обеспечении эквивалентности повреждения дисков при их нагреве по критерию длительной статической прочности, когда циклическое повреждение отсутствует, приведение режимов работы двигателя выполняется путем суммирования запасов по долговечности [4]:

]Г = ?]Г;' {1-12)

г, У-' ^

или по напряжениям:

1 "1

— — ~ ^— — > (1.13)

Здесь^0и^- частные запасы соответственно по долговечности и по напряжениям,^и Ка - эквивалентные запасы соответственно по долговечности и по напряжениям, а Ш] - показатель

' -V

степени в уравнении кривой длительной прочности при температуре режима приведения.

В уравнении 1.12 показатель степени ¡т принимается равным показателю степени в уравнении кривой длительной прочности при температуре режима с наименьшим частным запасом по напряжениям, а в уравнении 1.13 - соответствует режиму с максимальной температурой. При этом влияние повторное™ нагружения на снижение запасов по длительной прочности допускается не учитывать для режимов, температура которых отвечает кривым длительной прочности с показателями степени т=18...20, а также в тех случаях, когда экспериментально установлено, что сумма относительных долговечностей аI при циклическом нагружении больше 0,8.

В случае одновременного статического и циклического повреждения материала в цикле нагружения замена режимов ведется по экспериментальным кривым предельного состояния исходя из равенства общего запаса по долговечности при том и другом режиме. При таком подходе режим с одновременным статическим и циклическим повреждением может быть заменен режимом только со статическим или только с циклическим повреждением [4]. Помимо этого сами критерии эквивалентности базируются на тех же представлениях о накоплении материалом повреждений и допущениях при определении этих повреждений, которые закладываются при расчетной оценке долговечности дисков, то есть фактически не учитывают влияния на повреждение материала неизотермичности нагружения, эффекта взаимодействия нагрузок, выдержек под нагрузкой, бигармонического нагружения и т.д.

В зависимости от назначения ЭЦИ последовательность циклов в блоке нагружения может быть сформирована в соответствие с предполагаемым эксплуатационным нагружением по различным программам привидения или соответствия испытательных и эксплуатационных циклов. Для сокращения сроков проведения ЭЦИ по определению долговечности деталей допускается составлять специальные программы, призванные обеспечить ускоренное накопление деталями повреждений. Считается, что ускоренного накопления повреждений можно добиться путем увеличения в испытательном цикле по сравнению с эксплуатационным циклом либо температур, либо оборотов ротора, либо сразу и того и другого. В этих случаях для пересчета стендовой наработки диска в эксплуатационную наработку вводят, так называемые, коэффициенты соответствия равные отношению расчетной повреждаемости (по МЦУ и длительной прочности) диска в испытательном и эксплуатационном циклах. Но соответствие между испытательным и эксплуатационным циклами оценивается с тех же позиций, что и эквивалентность одного режима нагружения другому.

Независимо от назначения ЭЦИ одним из основных условий эквивалентности испытаний явля-

ется обеспечение подобия в накоплении повреждений при испытаниях и в эксплуатации [13]. Однако расчеты повреждаемости при испытаниях и в эксплуатации опять-таки ведутся на основе вышеуказанных представлений и допущений. Введение на стадиях расчета и экспериментального определения циклической долговечности дисков вышеотмеченных упрощений и допущений приводят к тому, что весьма сложные ПЦН, как по видам входящих в их состав нагрузок, так и по вариантам сочетания и наложения друг на друга последних, могут приводиться фактически к простому пульсирующему циклу (рис. 1.2).

Таким образом, основное положение подхода к расчетно-экспериментальному определению ресурса дисков ГТД заключено фактически в представлении реакций материала на разные формы цикла нагружения идентичными, что позволяет считать влияние на поведение материала эффекта взаимодействия нагрузок и выдержек под нагрузками не существенным. Это в свою очередь позволяет при составлении программ ЭЦИ дисков представлять типовые ПЦН дисков в виде циклов простой формы, в которых отсутствует большинство этапов смены режимов работы двигателя и этапы работы двигателя на длительно используемых режимах. В результате этого при определении долговечности титановых дисков фактически не учитывается многовариантность реакций их материала на внешнюю нагрузку.

Поскольку в расчет на прочность и ресурс дисков горячей и холодной части ГТД заложены одинаковые критерии, включая и подход к систематизации эксплуатационных нагрузок за цикл запуска и остановки двигателя, то есть основания предполагать, что различия в располагаемой долговечности дисков заложены в различиях поведения жаропрочных и титановых сплавов.

В связи с этим поведение титановых сплавов в условиях эксплуатационного нагружения требует всестороннего анализа.

'Л

1.3. Особенности поведения титановых сплавов при циклическом нагружении.

В массовой эксплуатации ГТД наблюдаются разные варианты сочетаний параметров внешнего воздействия на диски из титановых сплавов (П-сплавов), особенностей реакции материала дисков на внешнее воздействие и конструктивного исполнения дисков в части их геометрии и марки Тьсплава. В результате этого усталостные трещины могут возникать в различных зонах дисков с существенным различием от диска к диску кинетики развивающихся трещин, что требует анализа всех этих аспектов. К параметрам внешнего воздействия здесь следует отнести величину и частоту нагружения, окружающую среду, асимметрию цикла, в том числе выдержку под нагрузкой, наличие и сочетание нагрузок МЦУ и МНЦУ области, взаимодействие нагрузок при сменах условий нагружения и виды реализуемых при этом напряженных состояний диска. Под особенностями поведения материала понимаются различия в реакции его на внешнее воздействие при вариации макро- и микроструктуры, ориентации его текстуры к полю напряжений, вариации содержания легирующих элементов и газовых примесей даже в пределах заданного марочного состава.

Эксплуатационный ПЦН двигателя Д-30 (а) и цикл на-фужения при ЭЦИ диска I ступени его КНД (б).

"а"

"б" Рис. 1.3.

1.3.1. Закономерности зарождения и роста усталостиых трещин.

Диски компрессоров из двухфазовых (а ^-сплавов и обычно имеют пластинчатую структуру, но встречается также смешанная пластинчато-глобулярная (равноосная) структура с доминированием пластин и фрагментами глобулей. Наличие развитых межфазных границ играет решающую роль в зарождении усталостных трещин в таких сплавах и соотношение размеров элементов двухфазовой структуры может существенно повлиять на длительность периода зарождения трещины и ее кинетику.

В области МНЦУ при регулярном синусоидальном нагружении инкубационный период трещин составляет около 90% от общей долговечности [14] и может несколько меняться в зависимости от параметров структуры материала. Когда чувствительность к межфазовым границам не проявляется, трещины в Ткюлавах с пластинчатой структурой зарождаются вдоль а-пластин в базисной плоскости, наиболее благоприятно ориентированной к направлению действия максимальных касательных напряжений или под углом около 14° к ним [15]. Очаг разрушения в этом случае представляет фасетку с выраженными структурными элементами, повторяющими геометрию а-пластин. Трещины распространяются внут-ризеренно с формированием так называемого псевдобороздчатого рельефа излома или строчечности, которые характерны для различных материалов [16]. Однако снижение амплитуды переменных нагрузок и соответственно СРТ ниже 5- Ю-8 м/цикл может проявить структурную чувствительность материала, что, очевидно, связано с малыми размерами зоны пластической деформации в вершине усталостной трещины. Выражается структурная чувствительность в зарождении и росте трещины по границам раздела а- и 3-фаз [17], [18]. Очаг разрушения при этом представляет фасетку излома с выраженной двухфазовой пластинчатой структурой материала, наблюдаемой обычно при исследовании материала в плоскости шлифа.

Если такая реакция материала однозначно связана с размерами зоны пластической деформации материала в вершине трещины, то ее рост по границам фаз должен сохраняется до тех пор, пока размер указанной зоны не станет соизмерим с размерами структурных элементов, а далее заметной чувствительности материала к границам структурных элементов не должно наблюдаться.

Переход в область скоростей роста усталостной трещины выше 5-10 8 м/цикл сопровождается формированием в изломе в основном так называемых усталостных бороздок, которые при регулярном синусоидальном нагружении отвечают СРТ. Но в зависимости от кристаллографической ориентировки разрушающихся плоскостей могут появляться и другие механизмы усталости с формированием на изломе волнистого рельефа или сглаженных фасеток, напоминающих фасетки раскалывания материала [16]. Стабильный рост трещин прекращается при скоростях около 2-106 м/цикл и дальнейшее быстрое разрушение сопровождается формированием в основном внутризеренного вязкого ямочного рельефа излома.

В области МЦУ нагружение материала характеризуется большими амплитудами и меньшими частотами переменных нагрузок, поэтому изменение кинетики разрушения материала в этой области

может происходить, в том числе, с проявлением чувствительности материала к этим параметрам нагру-жения. При МЦУ трещины возникают под действием сдвиговых напряжений аналогично тому, как это происходит в области МНЦУ, но зона зарождения разрушения не локализована и наблюдается множественное растрескивание материала в направлении, перпендикулярном (или близком к перпендикулярному) к пакету а-пластин [19]. Поэтому в очаге наблюдается несколько фасеток раскалывания материала по пакету а-пластин. Растрескивание по поверхности может произойти уже при наработках в 20% от общей долговечности и его плотность с увеличением наработки возрастает [20]. Это обусловлено нело-кализованным накоплением повреждений в материале при его перенапряжении, но после наработки в 60% от долговечности увеличение плотности растрескиваний прекращается и идет интенсивное нарастание магистральной трещины во внутренних объемах материала. Снижению периода до зарождения трещин способствует увеличение размеров зерен, что повышает неоднородность пластической деформации в локальных объемах металла и ускоряет образование магистральной трещины. При МЦУ усталостные бороздки, величиной 1 - 2-107 м/цикл, формируются уже в очаге разрушения. С увеличением уровня напряжений шаг начальных бороздок может существенно возрастать.

Усталостные бороздки является важным диагностическим признаком, которые во многих случаях позволяют оценить длительность разрушения и СРТ. Однако в зависимости от условий нагружения и особенностей материала возможны ситуации, когда они наблюдаются не на всем этапе стабильного роста трещины или их величина не соответствует средней СРТ. Особенно ярко это проявляется в условиях сочетания различных нагрузок в цикле нагружения, что требует дополнительного изучения влияния на механизмы разрушения и СРТ условий нагружения и структуры материала.

1.3.2. Роль структуры и легирующих элементов

'■ч

Ti-сплавов в развитии разрушения.

При всем многообразии возможных сочетаний условий нагружения и структурных особенностей материала трудно выделить значимость одного из параметров, поэтому излагаемые ниже сведения следует рассматривать в качестве информации по отдельным факторам.

1.3.2.1. Структурное состояние.

Двухфазовые сплавы с пластинчатой структурой обладают более высокой сопротивляемостью росту усталостных трещин по сравнению со сплавами с переходной и тем более глобулярной структурами. При одинаковых коэффициентах интенсивности напряжений (КИН) СРТ в сплавах с пластинчатой структурой почти в 2 раза ниже, чем в сплавах с переходной структурой с 30...40% равноосной а-фазы [19]. Например, в сплаве Ti-6AI-4V переход от пластинчатой структуры к глобулярной сопровождался 10-ти кратным возрастанием СРТ во всем диапазоне скоростей от Ю-8 до Ю-5 М/цикл [21]. Сопоставление полных долговечностей указанных типов структур свидетельствует о том, что у пластинчатой структуры

она либо ниже, либо такая же как и у других структур [22], [23]. Это указывает на существенно более короткий инкубационный период разрушения в сплавах с пластинчатой структурой по сравнению со сплавами с переходной и глобулярной структурами. Отсюда видно, что в местах зарождения трещин желательно иметь глобулярную структуру, а в зонах распространения трещин пластинчатую.

Таким образом, Тьсплавы с пластинчатой структурой обладают наибольшей чувствительностью к зарождению трещин и наилучшим образом сопротивляются их распространению.

1.3.2.2. Текстура материала.

Важным структурным фактором, влияющим на живучесть Т1-сплавов, является их структура, определяющая анизотропию свойств по объему диска. Сравнение различных ориентировок монокристаллов сплава Т\-4Ч с поликристаллическим его состоянием показало, что когда развитие трещин определяют процессы развитого, незаторможенного скольжения наибольшая СРТ отвечает поликристаллическому состоянию этого сплава [24]. В сплавах мартенситного класса с (а+Р)-структурой в области МЦУ в образцах, вырезанных под углом 45° к направлению прокатки после отжига, СРТ была в 2,5 раза выше, чем в поперечных образцах [19]. Закалка и старение по стандартной технологии изготовления дисков резко снизила предельную величину КИН, отвечающего переходу к нестабильному росту, причем переход происходил при СРТ менее Ю-6 М/цикл, а наибольшую СРТ имели поперечные образцы.

Отсюда следует, что материал с (а+Р)-структурой по объему дисков может проявлять разную чувствительность к росту трещин и при сочетании в зонах зарождения трещин отмеченной анизотропии свойств с глобулярной структурой живучесть при синусоидальной или треугольной формах цикла нагру-жения в области МЦУ может иметь более чем 3 кратный разброс.

В работе [25], было исследовано влияние на долговечность сплава Т1-6242 таких параметров его структуры как доля и размеры первичных смюлоний, размеры и степень выравнивания а-зерен внутри а-колоний и объемная доля первичной а-фазы. Испытания проводились при напряжениях, равных 827 и 868 МПа, по пульсирующему циклу нагружения и по циклу с выдержкой г = 2 мин. при максимальной нагрузке. В результате исследований было установлено, что с уменьшением размеров элементов макро- и микроструктуры материала и увеличением степени выравнивания и кристаллографической разориентации этих элементов по объему материала долговечность образцов может повышаться более чем на порядок.

1.3.2.3. Легирование и газонасыщение.

Основным легирующим элементом дисковых Тнсплавов является А1, содержание которого по техническим условиям даже в материале одной плавки может колебаться от 5 до 6,5%. Исследования роли А1 показали [24], что повышение его содержания свыше 6%, во-первых, сопровождается образованием высокодисперсионных выделений охрупчивающей аг-фазы, а, во-вторых, препятствует снижению

анизотропии свойств материала, так как способствует сохранению полученной при штамповке вытянуто-сти кристаллов р-фазы. Поэтому следует ожидать, что с повышением содержания AI более 6% в зоне роста трещины происходит охрупчивание материала, которое может привести к преимущественному росту трещины по межфазовым границам и соответствующему повышению СРТ.

Охрупчиванию Ti-сплавов способствуют также легкие элементы О2, Нг .и N2, что в основном связано с образованием хрупких, газонасыщенных фаз, в которых разрушение полностью определяется суммой'энергии упругого деформирования фазы и энергии образования свободной поверхности в результате раскалывания материала.

Роль N2 в Ti-сплавах заключается в значительном снижении их пластических характеристик. Исследованиями [261 было установлено, что уже при 0,2% N2 гладкие образцы при растяжении разрушаются хрупко. Это однозначно указывает на недопустимость наличия этой примеси в Ti-сплавах [27].

Охрупчивающее влияние Н2 связано с образованием гидридов в вершине усталостной трещины, что установлено при исследовании двухфазовых сплавов типа Ti-6AI-4V с (а+р)-структурой [28]. В работе [21] показано, что увеличение содержания Нг с 0,005 до 0,025% существенно повышает СРТ. За счет диффузии Нг к границам фаз Ti-сплавов его охрупчивающее влияние проявляется и при выдержке материала при постоянной нагрузке 129]. Поскольку Нг скапливается в основном в р-фазе, то с уменьшением размеров ее зон увеличивается концентрация в них Нг и соответственно повышается склонность материала к растрескиванию. Достаточно высокая концентрация Нг может ускорить зарождение трещины по границам фаз и привести к формированию в изломе первоначальной фасетки с выраженным рельефом структуры материала. Существование р-фазы по границам зерен может оказывать влияние на склонность материала к хрупкому разрушению при допустимой концентрации водорода в среднем по всему объему. С возрастанием толщины границы склонность к хрупкому разрушению убывает из-за снижения концентрации водорода, но существенный размер самой границы может вызывать разупрочняющее действие и приводить из-за этого к межзеренному растрескиванию.

Влияние Ог на кинетику усталостных трещин в Ti-сплавах неоднозначно [30]. В сплавах с 6% AI минимальная СРТ в области МНЦУ была получена при 0,18% О2, а в области МЦУ при 0,16%. Существенно, что при одинаковом содержании Ог в случае рекристаллизационного отжига нестабильное разрушение происходило при значениях КИН в 2 раза меньших, чем при стандартном отжиге.

1.3.3. Влияние условий нагружения на кинетику трещин.

Взаимное влияние различных факторов на поведение материала с усталостной трещиной не позволяет давать однозначную оценку значимости одного из них в механизме разрушения. Поэтому о доминировании того или иного фактора в случае эксплуатационного разрушения детали можно говорить только в том случае, если известны существенные отличия в результатах его влияния на кинетику усталостных трещин при отсутствии других факторов.

1.3.3.1. Частота нагружения и внешняя среда.

Оба этих параметра внешнего воздействия на материал оказывают на него преимущественно совместное воздействие и отрицательное влияние агрессивной среды возрастает при снижении частоты нагружения.

Для ряда материалов в области МНЦУ при частотах более 10 Гц не наблюдается зависимости CPT от частоты нагружения [31], но при переходе к низкочастотному' нагружению влияние частоты на CPT появляется. Аналогичные результаты получены и для Ti-сплавов [32]. Испытания сплава Ti-6AI-4V-2Sn при частотах 0,2 и 2 Гц показали [33], что низкая частота приводит преимущественно к хрупкому разрушению с образованием фасеточного рельефа излома в виде пересекающихся а-пластин, повторяющих двухфазную (а+Р)-структуру материала, а усталостные бороздки на изломе в этом случае фрагментарны и едва различимы. При этом шаг бороздок в интервале скоростей 3-107 - 2-10"6 м/цикл соответствовал CPT, а при значениях КИН в 40...60 МПа-^м он не менялся, в то время как CPT существенно возрастала. Переход к частоте 2 Гц вызвал формирование на изломе усталостных бороздок, которые соответствовали CPT. Аналогичные закономерности получены для этого сплава и при частотах 0,2 и 200 Гц [34]. Постоянные CPT и усталостные бороздки были получены при испытании сплава Ti-6AI-4V при переходе от частот 1 - 4 к 1000 Гц [35].

Нагружение дисков с низкой частотой, характерное для области МЦУ, сопровождается ростом CPT и эквидистантным смещением кривых [36], [37]. Эта закономерность описывается соотношением dl/dN = f(axn), где со- частота нагружения, а п >1.

Таким образом, даже на воздухе общим для Ti-сплавов является увеличение CPT с уменьшением частоты нагружения. В области МЦУ увеличение CPT связано с ростом трещин по границам (а+Р)-структуры.

Воздействие агрессивной окружающей среды усиливает влияние частоты нагружения на кинетику разрушения Ti-сплавов. Так испытания сплава Ti-6AI-4V при частоте 100 Гц [38] показали, что переход от нейтральной среды к воздушной вызывал 2 - 3-х кратное возрастание CPT. Еще более значительно влияние среды с растворами солей. Испытания Ti-сплавов в 3,5%-ном водном растворе NaCI и на воздухе показали существенное возрастание CPT в первом случае по сравнению со вторым [39]. Здесь важное значение играет ориентировка текстуры материала к полю растягивающих напряжений. Испытаниями в 3,5%-ном растворе NaCI образцов из сплава Ti-6AI-6V-2Sn с поперечной и продольной текстурами было установлено, что в образцах с поперечной структурой CPT на порядок выше, чем в образцах с продольной структурой. Значит в зонах изменения ориентировки текстуры металла, даже когда она явно не проявляется на мезоскопическом уровне, может наблюдаться неодинаковая чувствительность материала к росту трещины при наличии агрессивной среды.

Не исключено, что в зависимости от частоты нагружения окружающая среда может приводить и к смене механизма разрушения Ti-сплавов с соответствующим изменением CPT. Например, испытания

сплавов Ti-6AI-6V-2Sn и Ti-6AI-4V в 0,6 %-ном растворе NaCI показали, что переход от частоты 0,5Гц к 10Гц сопровождался охрупчиванием материала [40] и в изломе вместо усталостных бороздок наблюдался преимущественно рельеф типа квазискола.

Агрессивная среда также усиливает влияние на материал охрупчивающей аг-фазы, выделение которой наблюдается при повышении содержания AI свыше 6% [24].

Учитывая сказанное, при оценке условий работы Ti-сплавов необходимо учитывать возможное существенное снижение их живучести под действием агрессивной окружающей среды.

1.3.3.2. Асимметрия цикла нагружения.

Для Ti-сплавов, как и для других материалов, характерен эффект закрытия усталостной трещины [16]. За счет формирования в вершине трещины зоны пластической деформации и создания в ее пределах остаточных сжимающих напряжений только часть энергии внешнего воздействия вызывает перемещение берегов усталостной трещины, а следовательно и определяет СРТ. С увеличением асимметрии цикла R величина истинного или эффективного размаха КИН (АКЭф) уменьшается. Исследования сплава Ti-6AI-4V в диапазоне R от 0,7 до -5,0 [35] показали, что связь указанных характеристик может быть описана выражением АКэф = 1,63 • AK/(lJ3 - R). Здесь важно отметить, что для всех R переход

от хрупкого разрушения по границам фаз к вязкому внутризеренному происходил при СРТ около 5-10 8 м/цикл. Такие результаты свидетельствуют в пользу того, что асимметрия цикла не меняет условий роста усталостной трещины и ее влияние связано со снижением СРТ при возрастании R для постоянного уровня максимального напряжения. Причем при R=0,8 и выше нестабильное разрушение начинается при СРТ около 5-10 8 м/цикл [41].

С другой стороны в работе [42] приведены результаты исследования Ti-сплава IMI 834, которые указывают на неизменное снижение СРТ по мере уменьшения АК лишь до некоторого порогового значения Ктах, после достижения которого определяющую роль в кинетике трещины играют не только сами значения АК и Ктах, но и их соотношение. У сплава IMI834 при Ктах < 30 МПа-^м наблюдалось устойчивое снижение СРТ во всем исследованном диапазоне АК (рис. 1.3). При Ктах = 30 МПа^м до значений АК& 2,3 МПа-л/м также наблюдалось снижение СРТ, а далее был отмечено ее возрастание, а при Ктах = 32 МПэ-Vm переход от замедляющегося разрушения к ускоряющемуся произошел при АК « 1,3 МПа-^/м. Важно подчеркнуть, что несмотря на отсутствие в данной работе сведений об исследовании изломов даже сам факт ускорения развития трещин при уменьшении величины АК указывает на смену механизмов разрушения при переходе соответствующих друг другу значений Ктах и АК.

1.3.3.3. Выдержка под нагрузкой.

В литературных источниках сведения о поведении Ti-сплавов при действии на них постоянной

Кинетические кривые титанового сплава IMI834, построенные при Ктах = const для разных значений ЛК

1.0Е-02 1.0Е-03

J2 1.0Е-04

0 >.

1

Е 1.0Е-05

2 Т>

S 1.0Е-06

1.0Е-07 1,0Е-08

Ктох, МПал/м ^ D-24 о & О -26 о° Щ Л-28 о * О-ЗО ^ ^ • Ч •' w

OjjP

М 1 I III 1 11

Заключение диссертации по теме «Эксплуатация воздушного транспорта», Лосев, Александр Иванович

ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. В результате выполненных исследований поведения титановых сплавов ВТ8 и ВТЗ-1 при их циклическом нагружении по разным формам цикла и определения эквивалентов их повреждения блоком нагрузок, действующих на диски в каждом ПЦН, разработана методика определения периодичности контроля разрушающихся дисков в эксплуатации, обеспечивающая возможность эксплуатации дисков по принципу безопасного повреждения. Методика позволяет определять периодичность контроля дисков разных типов и учитывает состояние материала дисков, особенности условий их эксплуатационного на-гружения, наличие или отсутствие факторов, в том числе эксплуатационных, снижающих усталостную прочность дисков, конструктивные особенности дисков и особеннхти напряженного состояния их материала в зонах, где в них зарождаются трещины, чувствительность используемых методов контроля и контролепригодность диска.

2. Материал дисков, находящихся в эксплуатации, может иметь разное состояние, выражающееся в различной реакции одного и того же материала на одинаковое внешнее воздействие. Материал в хорошем состоянии не имеет чувствительности к условиям его нагружения и при смене формы цикла не меняет механизмы разрушения и кинетические параметры развития разрушения в рамках одного вязкого внутризеренного механизма разрушения. Материал в плохом состоянии при разных формах цикла его нагружения разрушается хрупко по границам фаз, но введение в цикл его нагружения выдержки под нагрузкой вызывает увеличение СРТ в 4 раза и более. Скорость разрушения плохого материала в общей сложности может превышать скорость разрушения хорошего материала более чем на порядок. Материал в среднем состоянии обладает чувствительностью к видам его нагружения и при введении в цикл его нагружения выдержки под нагрузкой он меняет механизм разрушения с вязкого внутризеренного на хрупкий межсубзеренный, при этом наблюдается увеличение СРТ в несколько раз.

3. При преимущественном разрушении материала по механизму формирования в изломе усталостных бороздок шаг бороздок практически соответствует фактической скорости разрушения. При смешанном разрушении шаг бороздок может отставать от фактической СРТ до двух раз. Данное соотношение при сменах формы цикла нагружения изменяется незначительно. При оценках длительности разрушения указанное отставание шага бороздок от СРТ достаточно точно может быть учтено уменьшением живучести диска, рассчитанной по шагу бороздок, в 1,6 раза.

4. В области МЦУ повреждение материала блоком нагрузок ПЦН по объемам диска различно. Наибольшее малоцикловое повреждение за ПЦН получает материал ободной части диска, где реализуется пять актов продвижения трещины за каждый ПЦН. Эквивалентом этого повреждения на изломе являются пять усталостных бороздок. В объемах полотна и ступицы диска эквивалентом повреждения материала за ПЦН являются три усталостные бороздки.

В области МНЦУ степень повреждения материала является функцией от времени действия вибрационных нагрузок, повреждающих материал. Продвижение трещины за ПЦН при нагружении материала асимметричным циклом с высокой частотой нагрузок малой амплитуды может достигать 10 мм и более.

5. В результате обобщения случаев разрушений по разным причинам титановых дисков разной конструкции разных типов двигателей с применением разработанной методики определения периодичности контроля дисков для каждого типа разрушавшихся дисков была определена необходимая периодичность его контроля. Введение рекомендованной для каждого типа диска периодичности контроля позволило исключить случаи разрушений дисков в эксплуатации и выявлять развивавшиеся в них трещины на более ранних стадиях их развития.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Лосев, Александр Иванович, 1998 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Качанов В.П. Основы механики разрушения. Москва, Наука, 1974,311 с.

2. Демьянушко И.В., Темис Ю.М. Определение циклической долговечности при проектировании роторов авиационных ГТД. В кн.: Проблемы прочности и динамики в авиадвигателестроении. Сб. статей. Вып.2, Тр. ЦИАМ № 996,1982, с. 24-38.

3. Сервисен C.B. Избранные труды в 3 т. АН УССР. Институт проблем прочности. Киев, Науко-ва думка, 1985, Т.З, Квазистатическое и усталостное разрушение материалов и элементов конструкций. 1985, с. 201-214.

4. Конструкционная прочность материалов и деталей ГТД. Руководство для конструкторов. Тр.ЦИАМ №835,1979,130 с.

5. Демьянушко И.В., Темис Ю.М. Методы исследования напряженно-деформированного состояния дисков авиационных ГТД. В кн.: Проблемы прочности и динамики в авиадвигателестроении. Сб. статей. Вып.1, Тр. ЦИАМ № 887,1980, с. 26-36.

6. Сервисен C.B., Когаев В.П., Шнейдерович P.M. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность. Руководство и справочное пособие. Под ред. С.В.Серенсена. 3-е издание переработанное и дополненное, Москва, Машиностроение, 1975.488 с.

7. Конструкционная прочность материалов и деталей газотурбинных двигателей. Под ред. ИАБиргера, Б.Ф.Балашова. Москва, Машиностроение, 1981,180 с.

8. Astafiev V.l., Fedorchenko D.G. and Tzypkaikin L.N. Complex stress-time cycles influence on aircraft engine parts fatigue strength. In Proc. Sixth Intern. Fatigue Conf., Fatigue '96, Berlin, 6-10 May, vol. 1, p.p. 499-504.

9. Ларионов B.B. Кинетика напряженности и разрушение в зонах концентрации. В кн.: Сопротивление деформированию и разрушению при малом числе циклов. Москва, Наука, 1967.

10. Биргер И.А., Мавлютов P.P. Сопротивление материалов. Учебное пособие для вузов. Москва, Наука, 1986,560 с.

11. Когаев В.П. Расчеты на прочность при напряжениях, переменных во времени. Москва, Машиностроение, 1977,232 с.

12. Анализ методов установления ресурса двигателей ГА, применяемых в различных странах. Технический отчет. ГР135270. Инв. № 11627. Москва, ЦИАМ, 1990,40 с.

13. Эквивалентные испытания авиационных двигателей. Отчет УАИ им. С.Орджоникидзе. Регистрационный № 76091889, Уфа, 1978,82 с.

14. Титан. Металловедение и технология. Труды III Международной конференции по титану в 3-хт. ВИЛС, Москва, ВИЛС, 1977-1978. Т.1,1977, с. 369.

15. Hertman J.P. Matériaux et techniques special titane. September, 74,1986, p.p 39-46.

16. Иванова B.C., Шанявский A.A. Количественная фрактография. Усталостное разрушение. Челябинск, Металлургия, 1988,400 с.

17. Вигдорчик С А, Фишгойт А.В., Лукьяненко В.В. Процессы обработки легких и жаропрочных сплавов. Москва, Наука, 1981, с. 69-73.

18. Yoder G.R., Cooley L.A., Crooker T.W. In: Titanium 80. Science and Technology Proc. 4-th Int. Conf. Kyoto, May 19-22,1980, v. 3, New York, 1980, p.p. 1865-1873.

19. Дроздовский Б.А., Проходцева Л.В., Новосильцева Н.И. Трещиностойкость титановых сплавов. Москва, Металлургия, 1983,192 с.

20. ЧечулинБ.Б., Хесин Ю.Д. Циклическая g коррозионная прочность титановых сплавов. Москва, Металлургия, 1987,208 с.

21. Wanhill R.J.H. Aeronautical J. February, 1977, p.p. 68-82.

22. Солонина О.П., Глазунов С.Г. Жаропрочные титановые сплавы. Москва, Металлургия, 1976,

447 с.

23. Брун М.Я., Перцовский Н.З., Шазанова Г.В., Родионова В.А. Технология легких сплавов. 1978, №12, с. 28-33.

24. Boyer R.R., Spurr W.F. Metal. Trans.,1978, v. 9A, № 10, p.p. 1413-1420.

25. A.P.Woodfield, M.D.Gorman, R.R.Corderman, JASutliff and B.Yamrom. Effect of Microstructure on Dwell Fatigue Behavior of Ti-6242. Proc. of Eighth World Titanium Conference, 1996, p.p. 376-383.

26. Пульцин H.M. Взаимодействие титана с газами. Москва, Металлургия, 1969,217 с.

27. Boyd I.D. The science. Technology and Application of Titanium, Pergamon Press, Oxford, 1970, p.p. 545-556.

28. Parder W.J.,Paton N.E. Metal. Trans., 1980, v. 11 A, №8, p.p. 1391-1400.

29. Колачев Б.А., Мальков A.B. Физические основы разрушения титана. Москва, Металлургия, 1983,160 с.

30. Yoder G.R., Cooley L.A., Crooker T.W. Metal. Trans., 1978, v.9A, p.p. 1413-1420.

31. Dimopulos V., Nikbin K.M., Webster G.A. Metal. Trans., 1988, v. 19A, № 4, p.p. 873-881.

32. Панасюк B.B., Ратыч Л.В., Петранюк И.Д. В сб.: Тезисы докладов III Всесоюзного симпозиума по механике разрушения. ИПП АН УССР. 4.1. Житомир, 1990, с. 44-45.

33. Moody N.R., Genberich W.W. Influence of frequency and microstructure on fatigue crack growth in Ti-6AI-4V-2Sn. Metal science, 1980, v. 4, №8-9, p.p. 418-426.

34. Cough H.J., Sopwth H.N. J. Inst. Met., 1972, v. 49, p.p. 93-101.

35. Juen A., Hopkins G.R., Leverant G.R. Metallur. Trans., 1974, v. 5A, № 5, p.p. 1833-1872.

36. Munz D., Bachman V. Effect of Hold Time and Environment on Fatigue Crack Growth Rate in Ti Alloys, Z. Werhstafftechnic, 1980, № 11, p.p. 168-172.

37. Танедзо, Сато. Влияние циклического напряжения на распространение усталостной трещины в титане. ТОИР. Труды АОИ, Т. 104, № 4, с. 19-23.

38. Irwing Р.Н., Beevers M.G. Metal. Trans., 1974, v. 5A, p.p. 391-400.

39. Piper D.E., Smith S.H., Carter R.V. Met. Eng. Quarterly, 1968, v. 8, № 3, p.p. 50-63.

40. Dawson D.A., Pelloux R.M. Corrosion fatigue crack growth of Titanium alloys in aqueous environments. Metal. Trans., 1974, v. 5A, № 3, p.p. 723-731.

41. Wood H.A. A summery of crack growth perdition Techniques. AGARD LECTURE SERIES № 62 on Fatigue Life Prediction for Aircraft Structures and Materials, 1975, p.p. 8-31,

42. Marci G. (1996). Failure mode below 390K with IMI834. In Proc. Sixth Intern. Fatigue Conf., Fatigue'96, Berlin, 6-10 May, vol. 1, p.p. 493-498.

43. Eylon D., Hall J.A. Meyal. Trans., 1977, v,8A, № 6 p.p. 981-988.

44. Stabbitigton C. A., Pearson S.J. Eng. Fracture Mech., 1978, v. 104, p.p. 223-231.

45. Evans W.J., Gostellow C.R. Metal. Trans., 1979, v. 10A, p.p. 1837-1846.

46. П. Жис, Р.Постанс, Г.Джил. Влияние структуры на процесс роста трещин в обработанных в (З-области титановых сплавах. В кн.: Деформация и свойства материалов для авиационной и космической техники. Пер. с англ., Москва, Металлургия, 1982, с. 189-190.

47. Нил Д.Ф. Сравнение структуры и свойств титановых сплавов с (а+Р)-фазой и близкой к р-фазе структурами, подвергнутых обработке по одинаковым режимам. В кн.: Деформация и свойства материалов для авиационной и космической техники. Тр. Международной конференции. Пер. с англ. Москва, Металлургия, 1982, с. 190-203.

48. Bania P.J., Eylon D. Metal. Trans., 1978, v. 9A, № 6, p. 847-855.

49. Postans H.J., Jeal R.M. Conference on Forging and Properties of Aerospace Mater. The Metall Society, Leeds, U.K. 1977.

50. Синергетика и усталостное разрушение металлов. Сб. науч. Тр. Москва, Наука, 1989,246 с.

51. Шанявский А.А., Степанов Н.В., Коронов М.З. Малоцикловая усталость дисков компрессоров ГТД из сплава ВТЗ-1 и кронштейнов из сплава ВТ5, зависящая от выдержки и асимметрии цикла на-гружения. Сб.науч. тр. ГосНИИ ГА, 1988, Вып. 274, с' 104-109.

52. Brown С., Hicks N. Fatigue Engn. Mater. Struct. 1983, v. 16, № 1, p.p. 67-76.

53. Surech S., Ritchie. Metal. Trans., 1982, v. 13A, № 9, p.p. 1627-1631.

54. Sommer A.W., Eylon D. Metal. Trans., 1983, v. 14A, № 10, p.p. 2178-2181.

55. Moods N.R., Gerberich W.W. Metal. Science. 1980, v. 14, № 3, p.p. 95-100.

56. Chesnutt J.C., Paton N.E., Mitchell M.R. Advances in Fracture Research. Fracture 81, 1981, (5ICF), Cannes, France, 29 March-April 1981, v. 1, p.p. 333-344.

57. Powell B.E., Duggan T.V., Jeal R. Int. J. Fatigue, 1982, v. 4, № 1, p.p. 4-14.

58. Rosenfield A.R. Engn. Fracture Mech. 1977, № 9, p.p. 509-520.

59. Yuen A., Hopkins S.W., Leverant C.R., Row С A Metal. Trans., 1974, v. 5A, p.p. 1833-1842.

60. Powell B.E., Duggan T.V. Int. J. Fatigue, 1973, v. 9, № 3, p.p. 217-222.

61. Шанявский A.A. Самоорганизация кинетики усталостных трещин. В кн.: Синергетика и усталостное разрушение металлов. Под общ. ред. B.C. Ивановой. Сб. науч. тр. Москва, Наука, 1989, с. 57-76.

62. Шанявский A.A., Григорьев В.М. Синергетический подход к построению единой кинетической диаграммы роста усталостных трещин в металлах. В кн.: Синергетика и усталостное разрушение металлов. Под общ. ред. B.C. Ивановой. Сб. науч. тр. Москва, Наука, 1989, с. 87-98.

63. Yang JIngjun, Peí Hongxun, Ke Wei. Unstable and stable crack growth: implications for the behaviour of small and long fatigue cracks. Fatigue Fract. Engng Mater. Struct., vol. 13, № 3, p.p. 241-252,1990.

64. Банов М.Д., Коняев E.A., Павелко В.П., Урбах А.И. Способ ^нтроля материалов на наличие микротрещин. Авт. свид. № 968735. - Бюл. изобр., 1982, № 39.

65. Петухов А.Н. Сопротивление усталости деталей ГТД. Москва, Машиностроение, 1993,233 с.

66. Прочность деталей компрессора высокого давления двигателя Д-30. Расчет 41-01-801РРЗ от 26.06.91г. ОАО "Авиадвигатель".

67. Технический отчет № ТО-1564-88 от 19.09.88г. АО "Авиамотор".

68. Геллер Ю.А., Рахштадт А.Г. Материаловедение. Изд. 6, перераб. и доп., Москва, Металлургия, 1989,456 с.

69. Ленец Ю.Н. Установка для усталостных испытаний плоских образцов. В кн.: Материалы VII конференции молодых ученых физико-механического института АН УССР. Секция физико-химическая механика материалов. Львов, 1977, с. 76 - 79. Деп. в ВИНИТИ 13.04.78., № 896 - 78 Деп.

70. Двигатель Д-30. Прочность диска I ступени компрессора высокого давления с учетом взаимодействия дисков в роторе (по полетному циклу). Технический отчет № 19357 от 9.02.87г. ОАО "Авиадвигатель".

71. Шанявский A.A. Фрактографическое определение уровня эквивалентных напряжений в условиях автомодельности и подобия кинетики трещин. Физ. - хим. механ. материалов, 1987, № 5, с. 96101.

72. Shanyavsky A.A., Stepanov N.V. Fractographic analysis of fatigue crack growth in engine compressor disks of Ti-6AI-3Mo-2Cr titanium alloy. Fatigue Fract. Engng Mater. Struct., vol. 18, № 5, p.p. 539-550, 1995.

73. Вайншток B..A. Расчет коэффициентов интенсивности напряжений для поверхностных трещин в конструкциях. Сообщение 1. Проблемы прочности, 1984, № 3, с. 29-34.

74. Летунов В.И., Вайншток В.Ф., Шульгинов Б.С. Сравнительный анализ методов определения коэффициентов интенсивности напряжений для поверхностных полуэллиптических трещин в условиях изгиба. Проблемы прочности, 1984, № 4, с. 17-21.

75. К. Хеллан. Введение в механику разрушения. Пер. с англ. Москва, Мир, 1988,364 с.

76. Черепанов Г.П. Механика хрупкого разрушения. - М.: Наука, 1974,640 с.

77. Пискарев В.Д., Шанявский A.A., Лосев А.И., Быкова Л.А. Технологические остаточные напряжения и их влияние на эксплуатационные характеристики деталей из титановых сплавов. Сб. науч. тр. ГосНИИ ГА, 1996, Вып. 308, с. 65-77.

78. Приемский Н.Д., Романов А.Е. Характеристические масштабы пластической деформации. В кн.: Дисклинации. Экспериментальное исследование и теоретическое описание. П.: ФТИ, 1982, с.130-145.

79. Колачев Б. А. Водородная хрупкость металлов. Москва, Металлургия, 1985,217 с.

80. Liu H.G., McGowan J.I. A kinetic analysis of high temperature fatigue crack growth. - Scripta Met-tallurgica, 1981, vol. 15, p.p. 507-512.

81. Старова E. И., Влияние частоты нагружения на скорость роста трещины усталости в алюминиевых сплавах. - Заводская лабор., 1980, № 7, с. 1121-1127.

82. Charlier J., Elinck J.P., Decerfe J. Influence de la temperature et de la frequence de sollicitation sur la propagation des fissures de fatigue dans le cuivre.. Revue ATB Mettalurgie, 1985, № 1, p.p 5-13.

83. Saxena Ashok. A model for predicting the effect of frequency on fatigue crack growth behaviour at elevated temperature. - Fatigue of Engn. Structures, 1980, v. 3, p.p. 247-255.

84. Hopkins J.M., Rau C.A., Leverant C.R., Yuen A. Fatigue crack growth under spectrum loading. ASTMSTP 595,1976, p.p. 125-141.

85. Шанявский A.A., Лосев А.И., Коронов М.З. Способ диагностики усталостной прочности деталей преимущественно из титановых сплавов. А.С.СССР, № 1753353, Б.И. № 29,07.08.92.

86. Шанявский А. А, Троенкин Д.А, Миколайчук Ю.П. Живучесть и контроль элементов конструкции ВС в эксплуатации. Обзорная информация. НТИЦ ГА, Москва, 1992, с. 52.

87. Шанявский А.А., Лосев А.И. Методы анализа эксплуатационной циклической долговечности дисков газотурбинных двигателей. Обзорная информация. ЦНТИ ГА, Москва, 1991, с. 72.

88. Расследование причин катастрофы самолета DC-10, обусловленной разрушением двигателя. Зарубежный опыт, Экспресс-информация № 2, ЦНТИ ГА, Москва, 1990, с. 1-4.

89. Отчет NTSB № DCA 89-М-А063 от 24.10.89г.

90. Отчет NTSB № С 008802 от 24.05.93г.

91. Vasjutin A.N. (1992) Fracture mechanics of phisically short cracks. Fract. Eneng Mater. Struct.,v.15,№2,p.p. 203-212.