Med tanke på sprickfel i kompressor rotorblad under testkörningen av turbofläkt motorn, analyserar detta dokument bladets styrka och vibrationsegenskaper och drar slutsatsen att bladet riskerar resonans under drift. Bladets vibration mättes med en beröringsfri mätmetod och vibrationspåkänningen hos rotorbladet utan korrosionsgropar erhölls. Bladets arbetstillförlitlighet i icke-korrosionstillstånd verifierades genom att utföra högcykelutmattningstest av bladet. Sprickförlängningströskeln för bladet i korrosionstillståndet vändes av Pairs formel, och orsaken till bladsprickor analyserades. Den främsta orsaken till brottet är att bladet först bildar korrosionsgropar och sedan misslyckas på grund av korrosionsutmattning under inverkan av växlande högcykelbelastningar. Detta dokument fokuserar på förbättringen ur processperspektiv, kontrollerar materialhärdningstemperaturområdet, lägger till aluminiuminfiltrationsprocessen på bladets yta, förhindrar effektivt bladet från brott och förbättrar bladets tillförlitlighet.

Bladet är en av motorns viktiga delar och åtar sig den viktiga uppgiften att omvandla termisk energi till mekanisk energi. På grund av dess höga hastighet, stora belastning och komplexa arbetsförhållanden är det lätt att misslyckas under drift. Rostfritt flygstål har hög hållfasthet, god plasticitet, seghet och utmattningsbeständighet och är lågt i pris. Det används ofta inom flygindustrin för att tillverka motorblad. Ångturbiner som används i marina flygplan och fartyg, på grund av meteorologiska faktorer i den marina atmosfären, såsom hög temperatur, hög luftfuktighet, hög salthalt och många dimmiga områden, kommer att direkt påverka korrosionsbeteendet hos stållegeringsmaterial. Motorblad är mycket benägna för spänningskorrosion och utmattningskorrosion, vilket inte bara minskar motorns effektivitet, utan också ökar underhållstiden och kostnaderna.

Spänningskorrosionssprickor är ofta en spröd spricka som uppstår utan någon uppenbar makroskopisk deformation. När de väl bildats expanderar spänningskorrosionssprickor snabbare än andra typer av lokal korrosion, och är den mest destruktiva typen av korrosion som är känd hittills. Statistiska resultat visar att spänningskorrosionssprickning av rostfritt stål rankas först bland brottbrott, och står för mer än 50 %. I decennier har forskare inom relaterade områden runt om i världen engagerat sig i forskningen om korrosionsutmattning av höghållfasta legerade stålkonstruktioner, vilket lägger en solid grund för experimentell utveckling och mekanismutforskning av korrosionsutmattning av sådana strukturer. Till exempel, Liu et al. studerade korrosionsutmattningsegenskaperna hos 38CrMoAl höghållfast stål och fann att korrosionsskador först skulle uppstå i den lokala plastzonen på provet, vilket påskyndade initieringen av utmattningssprickor. Guo Hongchao studerade utmattningsprestandan hos Q690 höghållfast stål i en korrosiv miljö och fann att utmattningsgränsen minskade med 30.15 % och 38.89 % när korrosionscykeln var 60 d respektive 100 d. Jing Yongzhi sammanfattade den relevanta forskningen om skyddande beläggningar för motorblad som tjänar i marina miljöer och sammanfattade designkonceptet för bladskyddande beläggningar.

Med sikte på spänningskorrosionsbrottsfenomenet hos kompressorns första stegs rotorblad under testkörningen av en viss typ av motor, analyserade denna uppsats spännings- och vibrationsegenskaperna i stabilt tillstånd inom bladets arbetshölje och drog slutsatsen att bladet hade en resonansrisk under den låga hastigheten; utförde ett bladvibrationsövervakningstest baserat på beröringsfri töjningsmätning och erhöll rotorbladets vibrationspåkänning utan korrosionsgropar; kombinerat med mätresultaten från bladets högcykelutmattningstest, verifierades bladets tillförlitlighet i det icke-korrosionsfria tillståndet; Pairs-formeln användes för att vända sprickförlängningströskeln för bladet i korrosivt tillstånd, och orsaken till bladets sprickbildning analyserades. Analysresultaten överensstämde med slutsatserna från frakturanalysen, vilket verifierade analysens effektivitet. Motsvarande skyddsåtgärder vidtogs och genomförbarheten av åtgärderna verifierades genom experiment.

1 Felöversikt
Bladskivan i första steget och den främre axeln på en turbofläktmotorkompressor är integrerade med hjälp av 1Cr12Ni2WMoVNb värmebeständigt stålformsmide och integrerad CNC-bearbetning. Efter cirka 177 timmars testkörning fann man att alla blad hade ojämnt fördelade gropar av olika storlekar från roten till bladets spets, och ett blad hade en spricka. Spricklängden är cirka 8.3 mm, placerad nära inloppskanten, cirka 4.8 mm från kantplattan, och utseendet på det spruckna bladet visas i figur 1.
Den makroskopiska morfologin för sprickkällans område visas i figur 2, där typiska utmattningsbågar och radiella åsar kan ses. Källområdet är svart inom cirka 0.2 mm, vilket indikerar att det finns korrosionsprodukter i källområdet. Det utökade området är gråsvart och ljusgult och ett stort antal utmattningsbågar kan ses.

2 Orsaksanalys
För att ytterligare klargöra orsaken och mekanismen för felet utfördes statisk hållfasthetsanalys, vibrationsanalys, sprickförlängningsanalys och brottanalys på kompressorns första stegs rotorblad.

2.1 Statisk styrkaanalys
Enligt de cykliska symmetriska strukturella egenskaperna hos kompressorns första stegsblad togs en 1/31 skivkropp och ett komplett blad som beräkningsmodell, och den statiska hållfasthetsanalysen utfördes med ANSYS mjukvaruplattform. De axiella och perifera frihetsgraderna för bulthålsnoderna på banan var begränsade, och belastningen tog hänsyn till temperatur, hastighet och aerodynamisk kraft. De cykliska symmetriska gränsvillkoren applicerades på den cykliska symmetriytan. Den finita elementmodellen visas i figur 3, och spänningsfördelningen av bladkroppen under det maximala arbetstillståndet visas i figur 4. Beräkningsresultaten visar att spänningen i mittområdet av bladets bakrot är den största, och spänningen vid sprickinitieringen av bladet är relativt låg, vilket uppfyller kraven på hållfasthetsdesign.

2.2 Vibrationsanalys
Den modala analysen av kompressorns första stegs rotorblad utfördes. Den första ordningens vibrationsmod och den relativa vibrationsspänningsfördelningen för bladet visas i figur 5. Det kan ses från figur 5 att läget för den första ordningens maximala vibrationspåkänning sammanfaller med positionen för bladsprickan. Resonanshastighetsdiagrammet för bladet visas i figur 6.

Bland dem är de exciteringsordningar som behöver analyseras: K = 1, 2, 3, 4, motsvarande inloppsluftflödesförvrängningen och lågordningsexcitering av motorn; antalet styrblad i främre steget är 38, och antalet styrblad i bakre steg är 52. Som visas i figur 6, inom motorns arbetsvarvtalsområde, finns det en resonanspunkt mellan K = 3 gånger excitation linje och första ordningens egenfrekvenslinje för bladet. Motsvarande motorvarvtal är låghastigheten, resonanspunkten är under låghastigheten och resonansmarginalen är 5.4 %.

För att verifiera den första ordningens resonansrisken för bladet under K=3 gånger excitation, mättes vibrationen hos kompressorns första stegs rotorblad med hjälp av ett beröringsfritt bladvibrationsmätningssystem. Kompressorns första stegs rotorblad inspekterades före testet och inga korrosionsgropar hittades.
För att mäta den maximala vibrationspåkänning som kan uppstå i bladet inom mantelområdet tog testkörningen en kombination av olika ledskovelöppningsvinklar och inloppstemperaturförhållanden, och totalt 6 kombinationstillståndstester genomfördes. Hastighetstestspektrum visas i figur 7.

Den grundläggande principen för icke-kontakt töjningstestning är uppdelad i två steg: det första steget är att testa bladets spetsamplitudvärde under resonanstillståndet under bladets faktiska arbetstillstånd; det andra steget är att beräkna töjningsresultatet för den erforderliga töjningsmätpunkten vid resonans baserat på omvandlingsförhållandet mellan bladtöjningen och spetsamplituden. Vibrationsförskjutningen, resonanshastigheten och frekvensresultaten för bladet i den första cykeln påskynda processen under tillstånd 1 visas i figur 8. Den horisontella axeln i figuren är bladets nummer, och den vertikala axeln är förskjutning, resonanshastighet, och resonansfrekvens från topp till botten. Den första ordningens vibrationspåkänning hos bladet som erhålls efter konvertering visas i tabell 1.

Med hänvisning till HB 5277-84 uppmättes bladets högcykelvibrationsutmattningsgräns med hjälp av lyftmetoden och 15 giltiga data erhölls. Bladets 107-cyklers utmattningsgräns-3σ-värde med en felgräns på 5 % (dvs. 95 % konfidensnivå, 99.73 % överlevnadsgrad) var 485 MPa. Högcykelutmattningsreservanalysen som använder bladets utmattningsgräns-3σ-värde visas i figur 9, där ordinatan är vibrationspåkänningen och abskissan är spänningen i stabilt tillstånd. Som framgår av figur 9 är vibrationspåkänningen vid bladets spricka fördelad under Goodman-kurvan med en utmattningsreserv på 1.7 och utmattningsreserven för hög cykel beräknad med den maximala vibrationspåkänningen är 5.2, så bladet kommer att inte drabbas av högcykelutmattningsskador.

2.3 Sprickutbredningsanalys
För att avgöra om bladet kan utsättas för utmattningsutbredning under inverkan av växelverkande belastningar med hög cykel, utförs nu en sprickutbredningsanalys av bladet.
Lagen för tillväxt av utmattningssprickor visas i figur 10. Det kan ses från figur 10 att det finns tre regioner mellan tillväxthastigheten för utmattningssprickor da/dN och spänningsintensitetsfaktorn ΔK.
a) Den första regionen är det långsamma tillväxtstadiet för utmattningssprickor. Det finns ett tröskelvärde för tillväxt av utmattningssprickor ΔKth. När ΔK är lägre än ΔKth, växer inte utmattningssprickan eller växer extremt långsamt;
b) Utmattningsspricktillväxten i den andra regionen följer kraftfunktionslagen. Utmattningssprickans tillväxthastighet da/dN kan uttryckas av effektfunktionen hos spänningsintensitetsfaktoramplituden ΔK. Parisformeln används flitigt för att uttrycka det;
c) Den tredje regionen är det snabba tillväxtstadiet. När sprickan långsamt växer nära eller når KIC (1 – R), växer sprickan snabbt. Som framgår av figur 1 börjar bladsprickan från korrosionsgropen, och utmattningsspricktillväxten genereras i det lokala området nära spetsen av korrosionsgropen. Vibrationsanalys visar att första ordningens vibrationspåkänning vid bladsprickan är dragspänningen längs insugningskanten, och den initiala sprickan tillhör sprickan av I-typ. Spänningsfältet och förskjutningsfältet nära sprickspetsen av I-typ kan förenklas som: Se formel (1) och (2) i figuren.
Där: KI är spänningsintensitetsfaktorn för sprickspetsen av I-typ; r är sprickspetsens polära radie i polära koordinater; fij(I) (θ) och g(ijI) (θ) är spänningsfunktionen respektive förskjutningsfunktionen.
Enligt linjär elastisk brottmekanik är uttrycket av spänningsintensitetsfaktorn som visas i formel (3), där: Δσ är spänningsamplituden; a är sprickstorleken; Y är formkoefficienten. Eftersom formen på korrosionsgropen är ungefär en elliptisk ytspricka, tas formkoefficienten Y till 1.12. Omvandla formel (3) för att erhålla (4).
Där: a0 är den kritiska sprickstorleken för utmattningssprickor. Om sprickstorleken är mindre än a0 uppstår inte utmattningssprickor i bladet.
För martensitiskt stål erhöll Barsom följande empiriska samband (5). Där: R är spänningsförhållandet. Det vill säga när spänningsförhållandet ökar kommer tröskelvärdet för spänningsintensitetsfaktorn för martensitiskt stål att minska.

Provdata för den uppmätta vibrationspåkänningen analyseras statistiskt och frekvensfördelningen av bladvibrationsspänningen analyseras. Histogrammet för vibrationsspänningsfrekvensfördelningen visas i figur 11. Såsom visas i figur 11 överensstämmer vibrationsspänningsfördelningen med normalfördelningen, och anpassningskurvan följer X~N (36.86, 323.336)-fördelningen. Vibrationsspänningen +3σ-värdet (dvs. 95 % konfidensnivå, 0.13 % överlevnadsgrad) beräknas till 88 MPa.

Baserat på vibrationsspänningen +3σ-värdet och stationär spänning vid bladets resonanshastighet, beräknas spänningsförhållandet R vid sprickinitieringen av bladet till 0.2. Från formel (5) kan man beräkna att tröskelvärdet för spänningsintensitetsfaktorn ΔKth som motsvarar spänningsförhållandet R på 0.2 är 5.31 MPa·m1/2. Från formel (4) kan man beräkna att den kritiska sprickstorleken a0 för utmattningssprickning är 0.23 mm. Korrosionsgropens djup mätt heltäckande är 0.25 mm. Från ovanstående beräkning kan man se att när vibrationspåkänningen tar värdet +3σ, kan korrosionsgropens djup nå den kritiska sprickstorleken och sprickan kommer att expandera. Eftersom vibrationsspänningsfördelningen följer normalfördelningen, kan vibrationsspänningsdelen mindre än värdet på +3σ inte uppfylla villkoren för sprickexpansion. Analys visar att detta är relaterat till minskningen av materialegenskaper efter att bladet korroderats.

Eftersom den korrosiva miljön kommer att minska spänningsintensitetsfaktorn för metallmaterialet, vilket gör bladet mer benäget att spricka, kallas denna spänningsintensitetsfaktoramplitud för korrosionsutmattningsspänningsintensitetsfaktorns amplitudtröskelvärde, representerat av ΔKthCF. Nu är tröskelvärdet för spänningsintensitetsfaktorn för bladet under den korrosiva miljön omvänt. Om vi ​​antar att bladets kritiska sprickstorlek är 0.25 mm, är medelvärdet för vibrationsspänningen 36.86 MPa och formel (3) används för att beräkna spänningsintensitetsfaktorns tröskelvärde för bladet under den korrosiva miljön till 2.31 MPa· m1/2. Analysen visar att den korrosiva miljön minskar tröskelvärdet för bladets spänningsintensitetsfaktor. När spänningsintensitetsfaktorn vid sprickinitieringspunkten för bladet når tröskelvärdet för sprickförlängning i den korrosiva miljön, initieras korrosionsutmattningssprickan, och sedan inträffar utmattningsförlängning.

2.4 Frakturanalys
Sprickanalysen av det spruckna bladet visar den mikroskopiska morfologin av sprickkällområdet i figur 12. Typiska intergranulära särdrag kan ses i källområdet, och fin korrosionsgropmorfologi kan ses på kornytan. Sprickmikromorfologin visas i figur 13. Sprickan sträcker sig mot avgaskanten och typiska utmattningsbandsdrag kan ses före, under och efter förlängningen.

Ett metallografiskt prov skars från det spruckna bladet parallellt med sprickriktningen. Provet maldes och polerades för att observera mikrostrukturen. Morfologin visas i figur 14. Som framgår av figur 14 kan ett stort antal intergranulära sprickor ses på inloppskanten av det spruckna bladet. Sprickdjupet är relativt grunt, cirka 0.25 mm, och fina intergranulära sprickegenskaper kan ses nära korngränsen, vilket indikerar att groparna på bladets inloppskant orsakas av korrosion.

Energispektrumanalys vid korngränsen visar att sprickkällans område huvudsakligen innehåller korrosiva element som O, S och C, och det finns även en viss mängd O-element i expansionsområdet. Det finns även frätande element som S och O i andra gropområden och ytor på bladet, se tabell 2.

Sprickanalysresultaten visar att groparna på bladets inloppskant och sprickkällan längs kornen orsakas av korrosion. Ur perspektivet av graden av korrosionsskada och sprickpositionen är sprickkällans område i princip nära bladroten, vilket indikerar att utmattningsförlängningen av bladet inte bara är relaterad till graden av ytkorrosionsskada, utan också till relativt stor vibrationspåkänning som uppstår av detta läge under drift. Bladet kan först genomgå korrosionssprickor längs fibrerna, och sedan uppstår utmattningsförlängning under inverkan av arbetsbelastning.

3 Omfattande orsaksanalys

Orsakerna till bladbrott och brott sammanfattas enligt följande: rotorblad arbetar ofta i fuktiga och varma områden vid kusten och inlandet. Atmosfären innehåller höga halter av frätande medier som svavel och klor och pH-värdet är lågt. Under påverkan av miljön korroderar bladen först och ojämna gropar och hål bildas på luftinloppskanten. Bildandet av korrosionsgropar ger lokal spänningskoncentration, så korrosionsutmattningssprickorna i bladen härrör från korrosionsgroparna.

Korrosion försvagar kraftigt bindningskraften mellan materialkorn och minskar tröskelvärdet för materialets spänningsintensitetsfaktor. Under inverkan av högcykelvibrationspåfrestningar börjar korrosionsgroparna förvandlas till sprickor. När spänningsintensitetsfaktorvärdet för den ekvivalenta sprickan vid bladets korrosionsgrop når tröskelvärdet för spänningsintensitetsfaktorn för förlängningen av korrosionsutmattningssprickor, initieras korrosionsutmattningssprickorna. Efteråt, under den kombinerade verkan av den korrosiva miljön och växlande belastningar med hög cykel, främjas korrosionsutmattningssprickorna att expandera, och slutligen orsakas korrosionsutmattningsbrottet hos bladen.

4 Förbättringsåtgärder och verifiering

4.1 Förbättringsåtgärder
Eftersom rotorbladen uppfyller de strukturella och aerodynamiska prestandakraven när det gäller strukturell design, övervägs följande två förbättringar ur processperspektiv:
a) Under smidesprocessen kontrolleras anlöpningstemperaturen för att förbättra materialets korrosionsbeständighet;
b) Lågtemperaturaluminiseringsprocess läggs till bladets yta för att förbättra bladets korrosionsbeständighet.

4.2 Kontroll av åtgärder
För att verifiera åtgärdernas effektivitet utfördes saltspraykorrosionstester på samma materialprover. Enligt kraven i GJB150.11A-2009[19] designades proverna och dimensionerna visas i figur 15. Tre prover härdade vid 590 ℃ utan aluminisering, tre prover härdade vid 580 ℃ utan aluminisering och tre prover härdade vid 580 ℃ med aluminisering togs för saltspraykorrosionstester, och inverkan av aluminiseringsprocessen och härdningstemperaturen på saltspraykorrosionsbeständigheten hos 1Cr12Ni2WMoVNb-material undersöktes. Testparametrarna för testprocessen visas i tabell 3, och utseendet på provbiten efter 96 timmars saltspraykorrosion visas i figur 16.

Testresultaten visar att korrosionsbeständigheten för det 580 ℃ härdade provet är betydligt bättre än det för det 590 ℃ härdade provet; det aluminiserade skiktet fördröjer avsevärt korrosionen av substratet och spelar en roll för att motstå saltspraykorrosion.
Efter att ha implementerat ovanstående förbättringsåtgärder, demonterades och inspekterades rotorbladen på motorn som nått slutet av sin livslängd, och ingen korrosion eller brott inträffade, vilket tyder på att åtgärderna har verifierats att vara effektiva.

Slutsats

Relaterad forskning utfördes på korrosion och brott på blad under testet av en viss typ av motor, och följande slutsatser kan dras:

Enligt simuleringsanalysen kan man se att bladen har resonans under den långsamma hastigheten; enligt det beröringsfria töjningsmätningstestet av hela maskinen och högcykelutmattningstestets mätresultat för bladen, kan det bevisas att bladen fungerar tillförlitligt i ett icke-korrosivt tillstånd.

Den främsta orsaken till brottet är att bladet först korroderas och korrosionen minskar materialets utmattningssprickförlängningströskel. När spänningsintensitetsfaktorvärdet för den ekvivalenta sprickan i bladets korrosionsgrop når spänningsintensitetsfaktorns tröskelvärde för korrosionsutmattningssprickans förlängning, initieras korrosionsutmattningssprickan, och sedan uppstår utmattningsbrott under verkan av högcykel alternerande ladda. Korrosionens inverkan på utmattningssprickförlängningströskeln är relaterad till det korrosiva mediet, materialets organisation och egenskaper, temperatur, spänningsförhållande och belastningsform, vilket är relativt komplext och kräver ytterligare djupgående forskning.

Det är nödvändigt att uppmärksamma designkonceptet för Bladet skyddande lager. Till exempel kan lågtemperaturaluminiseringsprocessen effektivt förbättra bladets korrosionsbeständighet och livslängd. Emellertid kan lågtemperaturaluminiseringsprocessen påverka parametrar som sprickförlängningströskeln, och omfattningen av dess påverkan kräver djupgående forskning genom relevanta experiment.