竇 唯，金志磊，閆宇龍

（北京航天動(dòng)力研究所，北京100076）

0 引言

渦輪泵是液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力核心部件，其運(yùn)行狀態(tài)的好壞將直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的性能和可靠性。渦輪和葉輪等組件是渦輪泵重要組件，對(duì)其進(jìn)行超速試驗(yàn)是檢驗(yàn)高速旋轉(zhuǎn)時(shí)穩(wěn)定性的可靠保證。

由于渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速高、動(dòng)能大，實(shí)際工作中又受低溫、振動(dòng)等多種復(fù)雜因素的影響，給渦輪轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度帶來(lái)很大挑戰(zhàn)。為確保產(chǎn)品運(yùn)行的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及可靠性，研究渦輪轉(zhuǎn)子高速離心的變形特性在發(fā)動(dòng)機(jī)研制中顯得尤為重要。

本文以某發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪、葉輪為研究對(duì)象，開(kāi)展了高速離心變形特性研究。通過(guò)有限元分析得出了渦輪葉輪等部件的離心變形特性，通過(guò)超速試驗(yàn)驗(yàn)證了渦輪等部件的可靠性。

1 渦輪、葉輪及轉(zhuǎn)子離心變形特性研究

建立了渦輪、葉輪、轉(zhuǎn)子等部件的有限元模型，研究了高轉(zhuǎn)速離心力作用下渦輪、葉輪及轉(zhuǎn)子等零部件的變形特性。渦輪及葉輪為TC4鈦合金材料，轉(zhuǎn)子材料為GH4169。

根據(jù)渦輪、葉輪、轉(zhuǎn)子的三維模型采用網(wǎng)格劃分軟件對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。渦輪和轉(zhuǎn)子采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，渦輪的網(wǎng)格總數(shù)為414 384，轉(zhuǎn)子網(wǎng)格總數(shù)為144 616個(gè)。由于葉輪的結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，因此一級(jí)葉輪和二級(jí)葉輪的網(wǎng)格采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并且采用對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行加密的方法來(lái)達(dá)到較高的求解精度，一級(jí)葉輪的網(wǎng)格總數(shù)為587 317個(gè)，二級(jí)葉輪的網(wǎng)格總數(shù)為701 385個(gè)。

下面以渦輪為研究對(duì)象進(jìn)行分析，渦輪的網(wǎng)格模型及邊界條件設(shè)置如圖1所示。將網(wǎng)格文件導(dǎo)入到有限元結(jié)構(gòu)分析軟件中進(jìn)行分析計(jì)算。首先進(jìn)行計(jì)算模型材料屬性設(shè)置、部件間的接觸和相互作用關(guān)系定義、載荷和邊界條件定義、分析步設(shè)置等。

通過(guò)有限元結(jié)構(gòu)分析軟件計(jì)算渦輪在高速離心力載荷作用下的徑向變形，變形云圖及應(yīng)力分布云圖如圖2所示。由圖可見(jiàn)，在66 000 r/min的轉(zhuǎn)速下，渦輪在徑向的最大變形為238.5 μm，最大變形出現(xiàn)在渦輪圍帶邊緣處。此時(shí)，渦輪所受最大應(yīng)力為562 MPa。

圖1 渦輪網(wǎng)絡(luò)模型及邊界條件設(shè)置Fig.1 Network model and boundary conditions settings of turbine

同理得到一級(jí)葉輪、二級(jí)葉輪及轉(zhuǎn)子的變形云圖及應(yīng)力分布云圖，如圖3至圖5所示。在66 000 r/min的轉(zhuǎn)速下，一級(jí)葉輪在徑向的最大變形為101.6 μm，最大變形出現(xiàn)在葉輪外徑邊緣處。相對(duì)于渦輪，離心力對(duì)一級(jí)葉輪的半徑的擴(kuò)大影響較小。此時(shí)，一級(jí)葉輪所受最大應(yīng)力為407 MPa。二級(jí)葉輪的最大變形為176 μm，最大變形出現(xiàn)在二級(jí)葉輪后凸肩密封環(huán)邊緣。二級(jí)葉輪所受最大應(yīng)力為500 MPa。轉(zhuǎn)軸在徑向的最大變形為2.63 μm。由于軸的外徑較小，因此高速離心力的作用有限。此時(shí)，所受最大應(yīng)力為73 MPa。

圖2 渦輪徑向變形云圖和應(yīng)力分布云圖Fig.2 Nephograms for radial deformation and stress distribution of turbine

圖3 一級(jí)葉輪徑向變形云圖和應(yīng)力分布云圖Fig.3 Nephograms for radial deformation and stress distribution of first-stage impeller

圖4 二級(jí)葉輪徑向變形云圖和應(yīng)力分布云圖Fig.4 Nephograms for radial deformation and stress distribution of second-stage impeller

圖5 轉(zhuǎn)軸徑向變形云圖和應(yīng)力分布云圖Fig.5 Nephograms for radial deformation and stress distribution of turbo-pump shaft

2 各部件離心變形分析

根據(jù)各渦輪泵轉(zhuǎn)子各零部件的有限元計(jì)算結(jié)果，在工作轉(zhuǎn)速66 000 r/min的離心力載荷作用下最大變形及變形處最大應(yīng)力見(jiàn)表1和表2。

表1 各零部件變形及位置Tab.1 Deformation and position of each component

表2 離心變形最大應(yīng)力Tab.2 Maximum stress of centrifugal deformation

由表1和表2可知，在高速離心力載荷作用下，兩級(jí)葉輪和渦輪均會(huì)產(chǎn)生較大的徑向變形，根據(jù)TC4鈦合金材料的屈服極限為825 MPa，GH4169材料的屈服極限為1 035 MPa可知，渦輪、葉輪及轉(zhuǎn)子最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于材料的屈服極限，滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

3 試驗(yàn)研究

為了驗(yàn)證仿真分析的結(jié)果，在超速試驗(yàn)臺(tái)上開(kāi)展了渦輪、葉輪轉(zhuǎn)子超速、疲勞試驗(yàn)。試驗(yàn)臺(tái)為進(jìn)口產(chǎn)品，最高工作轉(zhuǎn)速可達(dá)125 000 r/min，最高加熱溫度可達(dá)800℃，可以進(jìn)行旋轉(zhuǎn)部件的超速試驗(yàn)、疲勞試驗(yàn)等試驗(yàn)項(xiàng)目。

試驗(yàn)研究分為超速試驗(yàn)和疲勞試驗(yàn)，具體實(shí)驗(yàn)要求如表3和表4所示。根據(jù)試驗(yàn)要求開(kāi)展試驗(yàn)研究。

表3 強(qiáng)度試驗(yàn)參數(shù)表Tab.3 Parameter table for strength test

表4 疲勞試驗(yàn)參數(shù)表Tab.4 Parameter table for fatigue test

試驗(yàn)過(guò)程中，先將渦輪轉(zhuǎn)子在1 000 r/min的低速下旋轉(zhuǎn)，以釋放由于裝配緊固所產(chǎn)生的裝配應(yīng)力，過(guò)濾掉啟動(dòng)過(guò)程中的不穩(wěn)定振動(dòng)幅值，使測(cè)試數(shù)據(jù)平穩(wěn)有效。

超速試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖6所示，疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖7所示。圖中橫軸為時(shí)間，縱軸為轉(zhuǎn)速和振動(dòng)幅值，振動(dòng)幅值以系統(tǒng)允許振動(dòng)的百分比表示。

從圖6和圖7可以看出，在升速與降速的過(guò)程中軸振速度超出最大允許值的20%，這與通過(guò)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速有關(guān)；達(dá)到試驗(yàn)要求轉(zhuǎn)速后軸振速度保持在15%以下，且波動(dòng)不大。

圖6 超速試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線Fig.6 Data curves of over-speed test

圖7 疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線Fig.7 Data curves of fatigue test

試驗(yàn)完成后，分別對(duì)以上3件試驗(yàn)件進(jìn)行無(wú)損探傷，檢驗(yàn)報(bào)告結(jié)果均為合格，證明了所設(shè)計(jì)的渦輪葉輪滿足強(qiáng)度要求。

4 結(jié)論

本文針對(duì)某發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪轉(zhuǎn)子開(kāi)展了高速離心變形特性研究。通過(guò)建立有限元模型，對(duì)渦輪葉輪等部件的離心變形特性和應(yīng)力分布情況進(jìn)行了分析，并通過(guò)超速試驗(yàn)驗(yàn)證了渦輪等部件的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度穩(wěn)定性。本文所獲得的研究結(jié)論能夠?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)的安全、可靠運(yùn)轉(zhuǎn)提供支持。

[1]吳榮仁,陸君毅.飛輪的超速和飛裂試驗(yàn)研究[J].機(jī)電工程,1993(4)：28-30.

[2]高興,黃科,段浩.高速葉輪的塑性變形特性分析[J].魚(yú)雷技術(shù),2013(1)：14-19.

[3]黃智勇,李昌奐,黃紅.高工況渦輪泵軸系狀態(tài)對(duì)工作可靠性的影響[J].火箭推進(jìn),2007,33(1)：32-35.HUANG Zhiyong,LI Changhuan,HUANG Hong.The effectofhigh operatingcondition turbopump shaftingstatus on reliability[J].Journal of Rocket Propulsion,2007,33(1)：32-35.

[4]吳榮仁,李勤,洪偉榮.帶軸渦輪轉(zhuǎn)子在立式超速試驗(yàn)臺(tái)上的超速試驗(yàn)[J].化工機(jī)械,2002,29(1)：8-10.

[5]竇唯.液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪泵轉(zhuǎn)子密封系統(tǒng)動(dòng)力穩(wěn)定性研究[J]. 宇航學(xué)報(bào),2013,34(12)：1557-1568.

[6]竇唯,褚寶鑫.支承總剛度對(duì)泵轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速及穩(wěn)定性影響[J].火箭推進(jìn),2014,40(1)：30-38.DOU Wei,CHU Baoxin.Effect of bearing supporting stiffness on dynamic stability and critical speed of trubopump rotor system[J].Journal of Rocket Propulsion,2014,40(1)：30-38.

[7]郭軍剛,王春俠,胡麗國(guó).多葉油潤(rùn)滑箔片軸承轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性研究[J].強(qiáng)度與環(huán)境,2013,40(2)：12-20.

[8]肖明杰,黃金平,李鋒.基于傳遞矩陣法的渦輪泵轉(zhuǎn)子系統(tǒng)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)特性預(yù)測(cè)和分析[J].機(jī)械強(qiáng)度,2011,33(6)：900-906.

[9]錢振軍.旋轉(zhuǎn)圓盤與軸套裝后最小松脫轉(zhuǎn)速的理論計(jì)算[J].鐵道師院學(xué)報(bào),2001,18(3)：10-14.

[10]姚青文,李長(zhǎng)寶.套裝葉輪不平整表面接觸問(wèn)題的有限元分析[J].汽輪機(jī)技術(shù),2014,56(2)：88-90.