聶衛(wèi)健，鄧旺群，皮滋滋，盧 波，劉文魁

(1.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南株洲 412002；2.中國(guó)航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)航空發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南株洲 412002)

1 引言

民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)的輪盤設(shè)計(jì)必須保證輪盤的結(jié)構(gòu)完整性并具有一定的強(qiáng)度儲(chǔ)備。由于輪盤的破裂是非包容性的，輪盤一旦發(fā)生破裂，碎片打穿機(jī)匣后，可能損壞油路系統(tǒng)和操作系統(tǒng)，造成嚴(yán)重后果，因此對(duì)輪盤破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行研究具有十分重要的意義。國(guó)外學(xué)者對(duì)輪盤破裂轉(zhuǎn)速的研究較早，并在應(yīng)力分析和破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)方面取得一定成果[1-3]。國(guó)內(nèi)在破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)與破裂失效模式方面[4-5]進(jìn)行了相關(guān)研究，選用的預(yù)測(cè)輪盤破裂轉(zhuǎn)速的準(zhǔn)則主要有平均應(yīng)力準(zhǔn)則、大變形法及最大周向(徑向)應(yīng)力準(zhǔn)則、第一主應(yīng)力和等效應(yīng)力準(zhǔn)則等[6]。如吳長(zhǎng)波等[7]采用傳統(tǒng)平均應(yīng)力法預(yù)測(cè)了高壓渦輪整體葉盤的破裂轉(zhuǎn)速；萬(wàn)江艷等[8]建立了輪盤彈塑性盤破裂準(zhǔn)則，并對(duì)變厚度輪盤破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行了預(yù)測(cè)；馮引利等[9-10]分別對(duì)粉末冶金高溫合金渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速和輪盤徑向破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行了分析，提出了基于有限元的破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算修正方法；秦仕勇等[11]對(duì)粉末冶金渦輪盤進(jìn)行了改進(jìn)，并進(jìn)行了破裂轉(zhuǎn)速分析和試驗(yàn)驗(yàn)證；古愛軍等[12]針對(duì)軸流式輪盤的破裂轉(zhuǎn)速，提出一種應(yīng)用有限元法計(jì)算輪盤破裂轉(zhuǎn)速的破裂準(zhǔn)則。

本文采用平均應(yīng)力法及彈塑性有限元法，分別對(duì)某民用渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力渦輪盤進(jìn)行了破裂轉(zhuǎn)速分析；通過破裂轉(zhuǎn)速測(cè)量試驗(yàn)，獲取了動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的破裂轉(zhuǎn)速和破裂形式，并與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。研究可為動(dòng)力渦輪盤優(yōu)化設(shè)計(jì)及同類型輪盤破裂轉(zhuǎn)速分析與試驗(yàn)提供借鑒和參考。

2 破裂轉(zhuǎn)速分析

2.1 有限元模型

運(yùn)用ANSYS 有限元分析軟件對(duì)動(dòng)力渦輪盤進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分和建模。采用十節(jié)點(diǎn)四面體單元對(duì)動(dòng)力渦輪盤進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于動(dòng)力渦輪一級(jí)盤包含50個(gè)榫槽和14個(gè)安裝孔，動(dòng)力渦輪二級(jí)盤包含50個(gè)榫槽，因此，為減小計(jì)算工作量，取動(dòng)力渦輪一級(jí)盤的1/14循環(huán)對(duì)稱段(包含一個(gè)安裝孔在內(nèi))和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的1/50 循環(huán)對(duì)稱段作為計(jì)算模型(不影響計(jì)算結(jié)果)。建模時(shí)，離心載荷和溫度載荷分別以轉(zhuǎn)速形式、節(jié)點(diǎn)溫度形式施加在模型上，同時(shí)約束A面的軸向位移和周向位移，并在切割面上施加循環(huán)對(duì)稱約束。動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的有限元模型分別見圖1、圖2。

圖1 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤有限元模型Fig.1 Finite element model of the first stage disk of power turbine

圖2 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤有限元模型Fig.2 Finite element model of the second stage disk of power turbine

2.2 平均應(yīng)力法分析

平均應(yīng)力法[13]認(rèn)為，當(dāng)輪盤任一半徑處的徑向平均應(yīng)力達(dá)到材料的單向拉伸強(qiáng)度時(shí)，輪盤在該半徑處沿圓柱面破裂；當(dāng)輪盤的周向平均應(yīng)力達(dá)到材料的單向拉伸強(qiáng)度時(shí)，輪盤沿子午面破裂。圓柱面破裂和子午面破裂轉(zhuǎn)速平均應(yīng)力法計(jì)算表達(dá)式分別如式(1)、式(2)所示。

采用平均應(yīng)力法分別對(duì)動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤子午截面、圓柱截面破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行分析。動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的應(yīng)力分布云圖見圖3、圖4，計(jì)算得到的破裂轉(zhuǎn)速見表1。從表中可知，動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤子午截面破裂轉(zhuǎn)速均比圓柱截面破裂轉(zhuǎn)速低。由此可以推斷，動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的破裂形式均為子午面破裂。

表1 動(dòng)力渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果(基于平均應(yīng)力法)Table 1 Calculation results of the rupture speed(based on mean stress method)

圖3 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤應(yīng)力分布圖Fig.3 Stress distribution diagram of the first stage disk of power turbine

圖4 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤應(yīng)力分布圖Fig.4 Stress distribution diagram of the second stage disk of power turbine

2.3 彈塑性有限元法分析

采取彈塑性有限元法對(duì)動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行計(jì)算分析。動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的應(yīng)變分布分別見圖5、圖6，計(jì)算得到的破裂轉(zhuǎn)速見表2。

表2 動(dòng)力渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果(基于彈塑性有限元法)Table 2 Calculation results of the rupture speed(based on elastic-plastic finite element method)

圖5 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤應(yīng)變分布云圖Fig.5 Strain distribution diagram of the first stage disk of power turbine

圖6 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤應(yīng)變分布云圖Fig.6 Strain distribution diagram of the second stage disk of power turbine

3 強(qiáng)度計(jì)算與校核

動(dòng)力渦輪一級(jí)盤、動(dòng)力渦輪二級(jí)盤與試驗(yàn)工裝和配重葉片的裝配示意圖分別見圖7、圖8。

圖7 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤裝配示意圖Fig.7 Assembly diagram of the first stage power turbine disk

圖8 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤裝配示意圖Fig.8 Assembly diagram of the second stage power turbine disk

表3 試驗(yàn)工裝強(qiáng)度校核結(jié)果Table 3 Intensity check results of test fixtures

表4 葉身強(qiáng)度校核結(jié)果Table 4 Intensity check results of blades

表5 榫頭強(qiáng)度校核結(jié)果Table 5 Intensity check results of blade dovetail

4 破裂轉(zhuǎn)速測(cè)量試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)溫度標(biāo)定

試驗(yàn)在均勻溫度場(chǎng)下進(jìn)行。為保證溫度均勻和溫度控制、溫度測(cè)試的準(zhǔn)確性，在試驗(yàn)前對(duì)試驗(yàn)溫度進(jìn)行了標(biāo)定。標(biāo)定時(shí)，在試驗(yàn)件附近布置溫控和監(jiān)控?zé)犭娕迹谳啽P上幾個(gè)位置布置一定數(shù)量的熱電偶(T1～T4)，測(cè)量溫度。按梯度進(jìn)行升溫，并在試驗(yàn)溫度下保溫一定時(shí)間，以確保試驗(yàn)溫度均勻。動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤溫度標(biāo)定熱電偶分布示意圖及照片分別見圖9、圖10，溫度標(biāo)定結(jié)果見表6?？梢姡簞?dòng)力渦輪一級(jí)盤溫度與動(dòng)力渦輪二級(jí)盤溫度標(biāo)定誤差均在±5℃內(nèi)，滿足試驗(yàn)器溫度控制精度要求；經(jīng)過升溫和保溫過程后，加溫爐內(nèi)溫度已達(dá)到試驗(yàn)所需溫度并保持均勻狀態(tài)。

表6 試驗(yàn)溫度標(biāo)定結(jié)果Table 6 Temperature calibration results

圖9 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤溫度標(biāo)定示意圖及現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.9 Temperature calibration diagram and photo of the first stage power turbine disk

圖10 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤溫度標(biāo)定示意圖及現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.10 Temperature calibration diagram and photo of the second stage power turbine disk

4.2 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)在立式輪盤試驗(yàn)器上進(jìn)行。安裝試驗(yàn)件和加熱爐后，按溫度標(biāo)定時(shí)位置布置溫控?zé)犭娕己捅O(jiān)控?zé)犭娕?，關(guān)閉試驗(yàn)艙蓋并抽真空，進(jìn)行升溫(升溫過程與溫度標(biāo)定時(shí)的一致)并保溫。試驗(yàn)時(shí)，轉(zhuǎn)速按階梯上升，在特征轉(zhuǎn)速下停留一定時(shí)間后繼續(xù)上升，直至輪盤破裂。試驗(yàn)過程中測(cè)得的轉(zhuǎn)速、振動(dòng)位移隨時(shí)間的變化曲線分別見圖11、圖12。可見，動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤破裂時(shí)，振動(dòng)位移突變，試驗(yàn)器自動(dòng)保護(hù)停車，由此得到動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的破裂轉(zhuǎn)速分別為34 339 r/min、33 233 r/min。

圖11 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤轉(zhuǎn)速與振動(dòng)位移隨時(shí)間的變化曲線Fig.11 Curve of speed and vibration vs.time for the first stage disk of power turbine

圖12 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤轉(zhuǎn)速與振動(dòng)位移隨時(shí)間的變化曲線Fig.12 Curve of speed and vibration vs.time for the second stage disk of power turbine

4.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)后，試驗(yàn)工裝基本完好，動(dòng)力渦輪一級(jí)盤破裂成4大塊，動(dòng)力渦輪二級(jí)盤破裂成3大塊，為典型的子午面破裂形式，驗(yàn)證了2.2節(jié)中計(jì)算結(jié)果的正確性。試驗(yàn)工裝及試驗(yàn)件殘骸照片見圖13、圖14。

圖13 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤破裂后殘骸照片F(xiàn)ig.13 Wreckage picture of the first stage power turbine disk and fixture after rupture

圖14 動(dòng)力渦輪二級(jí)盤破裂后照片F(xiàn)ig.14 Wreckage picture of the second stage power turbine disk and fixture after rupture

表7給出了動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算誤差。表中，計(jì)算誤差根據(jù)公式(3)計(jì)算。從表中可知，與試驗(yàn)結(jié)果相比，平均應(yīng)力法和彈塑性有限元計(jì)算得到的破裂轉(zhuǎn)速均偏小，平均應(yīng)力法計(jì)算誤差不大于12.59%，彈塑性有限元法計(jì)算誤差不大于6.72%?？傮w看，彈塑性有限元法計(jì)算誤差較小，與試驗(yàn)結(jié)果較吻合。

表7 動(dòng)力渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算誤差Table 7 The calculation errors of the rupture speed

5 結(jié)論

以民用渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤為研究對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行了破裂轉(zhuǎn)速研究和試驗(yàn)驗(yàn)證，主要結(jié)論如下：

(1) 動(dòng)力渦輪一級(jí)盤和動(dòng)力渦輪二級(jí)盤的破裂形式均為子午面破裂。

(2) 平均應(yīng)力法計(jì)算誤差相對(duì)較大，彈塑性有限元法計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(3) 輪盤破裂后，試驗(yàn)工裝基本完好，工裝結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和強(qiáng)度滿足試驗(yàn)要求，強(qiáng)度校核方法可行。