黃朝暉,袁奇,張弘斌,李浦,王振,黃道瓊

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2.陜西省葉輪機械及動力裝備工程實驗室,710049,西安;3.中航科技集團(tuán)航天六院西安航天動力研究所,710100,西安)

渦輪泵是液體火箭發(fā)動機的關(guān)鍵部件,它將液體氧化劑和燃料送入燃燒室,為火箭提供升力[1]。渦輪轉(zhuǎn)子需要承受高溫、高壓和高轉(zhuǎn)速的惡劣工作條件,所以火箭發(fā)動機的故障大多為渦輪泵所致。

文獻(xiàn)[2]中建立了渦輪盤動力學(xué)模型,分析結(jié)構(gòu)所承受的各種載荷對其振動模態(tài)特性的影響,最后對輪盤結(jié)構(gòu)的振動安全性進(jìn)行評估。文獻(xiàn)[3]中針對某火箭發(fā)動機中高壓液氧渦輪泵離心輪的前、后凸肩動密封,采用孔型/蜂窩阻尼密封代替原始迷宮密封方案,并開展了密封結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計和封嚴(yán)性能分析研究。文獻(xiàn)[4]中基于CFD分析技術(shù)和氣動優(yōu)化算法,開展了液體火箭發(fā)動機渦輪氣動優(yōu)化數(shù)值研究。

某國產(chǎn)液體火箭發(fā)動機渦輪泵[5]在試車試驗中轉(zhuǎn)子葉片型底前尾緣處萌生裂紋,為確定裂紋萌生的原因,需對渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行各時刻氣動、強度、振動三維有限元計算分析[6],包括其氣動壓力、溫度分布[7],分別計算離心力、氣動壓力和熱應(yīng)力對渦輪葉片強度的影響,計算難點是火箭發(fā)動機啟停工況的瞬態(tài)流動、傳熱的溫度場、應(yīng)力場計算,使用的關(guān)鍵技術(shù)是采用ANSYS流熱固耦合有限元計算方法。

雙向耦合分析比單向耦合分析[8]復(fù)雜得多,本文采用的ANSYS流熱固耦合計算方法為雙向耦合分析法。首先,雙向耦合分析都是瞬態(tài)分析,除了對流固單獨設(shè)置瞬態(tài)分析特性外,還需統(tǒng)一二者的時間步,保證時間步統(tǒng)一,文中考慮了啟停工況各關(guān)鍵時間點的流動、傳熱、瞬態(tài)溫度場、轉(zhuǎn)速的互相影響;再者,雙向耦合分析需要考慮大變形問題,以及大變形帶來的網(wǎng)格問題,雖然可以通過“流場域切分法”、“網(wǎng)格重構(gòu)”以及其他手段幫助解決,但是在高度非線性問題和大變形問題中,雙向耦合分析的應(yīng)用不是很普遍,本文在分析渦輪葉片產(chǎn)生裂紋原因上使用的ANSYS流熱固耦合計算方法有一定的創(chuàng)新性。

1 研究方法及模型

1.1 實驗測量方法

本文使用錘擊法進(jìn)行渦輪轉(zhuǎn)子模態(tài)敲擊實驗[9],測量渦輪轉(zhuǎn)子的固有頻率。先將渦輪轉(zhuǎn)子懸掛,然后使用帶有力傳感器的力錘敲擊渦輪轉(zhuǎn)子,產(chǎn)生的電壓響應(yīng)信號經(jīng)過電荷放大器放大后與加速度傳感器產(chǎn)生的響應(yīng)信號一起傳入動態(tài)采集儀Focus Ⅱ,最終動態(tài)分析儀根據(jù)程序LMS Test.Lab 17對所得激振信號進(jìn)行分析后得出結(jié)果。

實驗中使用江蘇聯(lián)能公司生產(chǎn)的LC-04A力錘敲擊實驗轉(zhuǎn)子產(chǎn)生激勵,力錘需要與CL-YD-305A型力傳感器配套使用。該力傳感器的最大量程為60 000 N,靈敏度為3.89 pC/N。實驗中使用的單向加速度傳感器為PCN公司生產(chǎn)的333B30型加速度傳感器,采用壓電式,精度為100 mV/g,工作溫度為-18～66 ℃,實驗室環(huán)境溫度為16 ℃。

1.1.1 高周疲勞壽命評估

渦輪葉片作為火箭發(fā)動機的關(guān)鍵部件,在正常工作時需要承受波動的高壓、高溫和高轉(zhuǎn)速,由空氣動力學(xué)引起的高頻振動容易導(dǎo)致渦輪葉片發(fā)生高周疲勞失效[10-12]。

本文計算渦輪葉片在等效非對稱疲勞循環(huán)載荷下的疲勞極限時,采用Goodman修正公式[13]

(1)

式中:σ-1,eff為非對稱循環(huán)下疲勞極限;σm為疲勞分析平均應(yīng)力;σ-1為對稱循環(huán)下疲勞極限;σb為材料抗拉強度。高周疲勞安全系數(shù)計算公式為

(2)

式中σa為交變應(yīng)力幅值。

計算時分別采用材料驗收性能參數(shù)值和協(xié)議性能參數(shù)值。協(xié)議性能參數(shù)值為材料按制造標(biāo)準(zhǔn)的各項規(guī)定參數(shù)值,主要包括條件屈服極限σ0.2、抗拉強度σb、距長度5倍直徑的伸長率δ5和斷面收縮率ψ;驗收性能參數(shù)值為材料實際的各項參數(shù)值。渦輪轉(zhuǎn)子葉片使用的材料為GH4586,材料GH4586協(xié)議值和驗收值的力學(xué)性能如表1所示。

表1 材料GH4586協(xié)議值和驗收值的力學(xué)性能

1.1.2 低周疲勞壽命評估

液體火箭發(fā)動機在啟動和關(guān)機時產(chǎn)生的瞬間熱應(yīng)力是葉片型底前尾緣處產(chǎn)生裂紋的主要原因[14]。低周疲勞壽命是材料承受低周疲勞時達(dá)到的失效或斷裂循環(huán)數(shù)[15],本文使用應(yīng)變壽命法對渦輪進(jìn)行低周疲勞壽命的預(yù)測計算。

應(yīng)變壽命法[12]基于Manson-coffin公式及其修正公式進(jìn)行低周疲勞壽命的計算式為

(3)

式(3)適用于應(yīng)力比R=-1,而實際計算過程中,應(yīng)力比通常不等于-1,故采用Morrow修正模型對其進(jìn)行修正

(4)

式中σm為平均應(yīng)力。

1.2 模擬仿真計算方法

1.2.1 流熱固耦合數(shù)值模擬

本文根據(jù)對原渦輪轉(zhuǎn)子葉片的分析提出了葉片頂部加整圈圍帶的渦輪轉(zhuǎn)子改進(jìn)模型,并與原始模型計算結(jié)果進(jìn)行對比,最后評估了轉(zhuǎn)子改型前后的高周和低周疲勞壽命。計算數(shù)值模擬流程[16]如圖1所示,其中振動和強度分析分別使用ANSYS Workbench中的Modal模塊、Static Structural模塊和Transient Structural模塊。

圖1 渦輪轉(zhuǎn)子流熱固耦合數(shù)值模擬流程圖

1.2.2 原始模型和改型模型及其邊界條件

本文研究的渦輪轉(zhuǎn)子[17]全周共53個葉片,全部為直葉片,對整個渦輪轉(zhuǎn)子建立仿真模型。使用ANSYS對渦輪轉(zhuǎn)子幾何模型進(jìn)行自由模態(tài)分析,有限元模型節(jié)點數(shù)為48萬,單元數(shù)為31萬,自由邊界條件不加任何約束。

原始渦輪轉(zhuǎn)子葉片選定材料為GH4586,轉(zhuǎn)子兩側(cè)的滾動軸承支承剛度分別為5.89×108、5.45×108N/m,穩(wěn)態(tài)運行工況下轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為31 300 r/min。

降低原渦輪轉(zhuǎn)子葉片的葉高1 mm,同時在葉頂處加厚度為1 mm、寬度為13.3 mm的整圈圍帶,圍帶外徑為176 mm。渦輪轉(zhuǎn)子葉片材料為GH4586,其余工作條件與原始渦輪轉(zhuǎn)子仿真計算條件一致。

1.2.3 啟動和停機工況計算點的選取

根據(jù)啟動階段燃?xì)鉁囟取⑷肟趬毫?、出口壓力及轉(zhuǎn)速隨時間的變化曲線如圖2所示,葉片溫度、壓力及轉(zhuǎn)速在短時間內(nèi)都會發(fā)生劇烈變化,其中溫度在0.1 s內(nèi)從300 K增加到1 250 K,劇烈的溫度變化會產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力[18],需要重點關(guān)注。根據(jù)啟動過程的壓力、溫度和轉(zhuǎn)速變化,選取了0.09 s、0.35 s、0.50 s、1.07 s、3.00 s這5個典型工況計算時間點對葉片啟動工況進(jìn)行應(yīng)力計算。

圖2 渦輪啟動階段入口參數(shù)變化曲線

原渦輪在運行450 s后關(guān)機,關(guān)機后立即使用氮氣進(jìn)行冷卻吹除,氮氣溫度為288 K,吹除流量為67.20 g/s,吹除壓力為0.27 MPa,吹除時間為75 s,使用CFX計算渦輪停機工況起始點(450 s)時的葉片表面流體溫度場,流體溫度場溫度分布較為均勻,溫度范圍為267～285 K,選取中間溫度276 K作為仿真計算時的環(huán)境溫度。將450 s停機初始時刻點的葉片溫度場作為初始溫度場,施加相應(yīng)轉(zhuǎn)速,對渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行瞬時熱分析計算,選取451 s、452 s、453 s、454 s、455 s這5個計算時間點,計算各個時刻葉片所受綜合加載下的等效應(yīng)力及溫度分布[19]。

2 結(jié)果與討論

2.1 原始渦輪轉(zhuǎn)子和葉片加圍帶改型渦輪轉(zhuǎn)子的振動特性仿真計算

計算渦輪轉(zhuǎn)子葉片自由模態(tài)頻率(靜頻)并得到仿真計算結(jié)果及振型后[20],進(jìn)行模態(tài)敲擊實驗,并將所得實驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果作對比,結(jié)果如表2所示。由表2可以看到,實驗所得數(shù)據(jù)與仿真計算所得結(jié)果最大相對誤差為3.17%,證明仿真計算結(jié)果準(zhǔn)確可靠。表3為渦輪轉(zhuǎn)子的動頻計算結(jié)果和振型。由渦輪盤共振判別準(zhǔn)則計算渦輪盤各階駐波共振轉(zhuǎn)速與工作轉(zhuǎn)速(31 300 r/min)避開率分別為88.8%、112.7%、128.2%,均超過裕度15%,則在穩(wěn)定運行工況中渦輪盤不會出現(xiàn)駐波共振問題。

表2 渦輪轉(zhuǎn)子模態(tài)靜頻率實驗值與仿真值的對比

表3 原始渦輪轉(zhuǎn)子仿真計算模態(tài)動頻率

采用ANSYS Workbench有限元仿真軟件中的Modal模塊對加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子葉片做仿真計算,得到加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子動頻及振型。轉(zhuǎn)子葉片加圍帶后輪系振動頻率和和渦輪盤駐波共振轉(zhuǎn)速避開率均有所上升,輪系振動頻率由6 833.1 Hz升高至7 248.2 Hz。各階動頻與渦輪盤駐波共振轉(zhuǎn)速避開率分別為91.2%、128.3%、163.8%,說明加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子同樣不會發(fā)生葉片共振和輪盤駐波共振問題。加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子振動頻率仿真計算結(jié)果如表4所示,其中葉片加厚1.0 mm,轉(zhuǎn)速為31 300 r/min。

表4 葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子仿真計算模態(tài)動頻率

2.2 渦輪轉(zhuǎn)子氣動特性仿真計算

本文所研究的液體火箭發(fā)動機為部分進(jìn)氣[21]結(jié)構(gòu),部分進(jìn)氣度為0.148,主要結(jié)構(gòu)包括噴嘴、渦輪轉(zhuǎn)子、進(jìn)氣管、排氣管等。噴嘴結(jié)構(gòu)為縮放噴嘴,正對著噴嘴出口處的轉(zhuǎn)子葉片數(shù)量為7個,全周共53個葉片。

使用ICEM網(wǎng)格劃分軟件對渦輪葉片流體域和固體域進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成,網(wǎng)格數(shù)量分別為856萬和472萬。流體計算使用k-ε湍流模型,主體計算區(qū)域Y+值在20～300范圍內(nèi),平均值為30,滿足計算要求。在噴嘴和排氣管部分為非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)量分別為50、117萬,所有壁面均設(shè)置邊界層,第一層邊界層的厚度為0.01 mm。計算網(wǎng)格模型如圖3所示。

(a)噴嘴與排氣管部分

使用ANSYS-CFX進(jìn)行氣動仿真計算,湍流模型使用k-ε模型,Y+值在全體計算域內(nèi)滿足要求。全周53個葉片中除正對噴嘴出口的7個葉片外其余46個葉片幾乎不輸出扭矩[22],與部分進(jìn)氣的設(shè)計結(jié)構(gòu)一致[23],原始模型穩(wěn)態(tài)工況各動葉片所受扭矩如圖4所示。

圖4 原始模型穩(wěn)態(tài)工況各動葉片所受扭矩

計算得穩(wěn)態(tài)工況的轉(zhuǎn)子功率為203.36 kW,第15號葉片輸出扭矩最大值11.83 N·m。在網(wǎng)格無關(guān)性驗證中,選取983萬、1 495萬和2 523萬3種數(shù)量網(wǎng)格進(jìn)行分析。3種網(wǎng)格計算的為轉(zhuǎn)速31 300 r/min工況下轉(zhuǎn)子功率,1 495萬網(wǎng)格計算的功率與2 523萬網(wǎng)格計算結(jié)果相對誤差在0.1%以內(nèi)。此外,在渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為31 300 r/min時,1 495萬網(wǎng)格模型仿真計算功率為203.45 kW,此轉(zhuǎn)速下該渦輪功率設(shè)計值為203 kW,與仿真結(jié)果相對誤差為0.04%,仿真結(jié)果可靠。因此本文渦輪轉(zhuǎn)子氣動計算仿真網(wǎng)格數(shù)量采用1 495萬。

2.3 原始渦輪葉片強度特性仿真計算

2.3.1 原始渦輪穩(wěn)定工況強度仿真計算

對葉片三維幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并對葉片型底倒圓處網(wǎng)格做局部加密。渦輪轉(zhuǎn)子單個葉片網(wǎng)格模型中網(wǎng)格數(shù)為6.0萬,節(jié)點數(shù)為9.5萬。

原渦輪葉片氣動仿真計算中得到的固體域溫度場和流體域壓力場[24]作為邊界條件,將轉(zhuǎn)速設(shè)定為31 300 r/min,對轉(zhuǎn)子側(cè)面軸向和周向施加約束,對渦輪轉(zhuǎn)子模型進(jìn)行強度仿真計算。

考慮包括氣動力、熱應(yīng)力和離心力3種力在內(nèi)的綜合加載應(yīng)力后所得的渦輪轉(zhuǎn)子葉片強度仿真計算結(jié)果,如圖5所示,可知葉片所受最大應(yīng)力在型底背弧表面處,最大值為340 MPa,型底前緣圓角應(yīng)力最大值為280 MPa,均遠(yuǎn)低于材料疲勞極限值526 MPa。

(a)變形

2.3.2 原始渦輪啟動工況強度仿真計算

給定轉(zhuǎn)速和前文得到的葉片表面溫度場,對渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行瞬時熱分析仿真計算,結(jié)果如表5所示。原始模型啟動0.35 s葉片等效應(yīng)力及溫度分布如圖6所示,可知渦輪所受等效應(yīng)力最大值為0.35 s時的954 MPa,位于葉片內(nèi)弧。

表5 原始渦輪轉(zhuǎn)子模型啟動階段5個計算點葉片應(yīng)力及轉(zhuǎn)子功率

(a)等效應(yīng)力

2.3.3 原始渦輪停機工況強度仿真計算

原始渦輪轉(zhuǎn)子模型停機工況5個時間點轉(zhuǎn)速及葉片應(yīng)力如表6所示,原始模型停機455 s葉片等效應(yīng)力分布及溫度分布圖7所示,渦輪葉片所受綜合加載下的等效應(yīng)力最大值為455 s時的939 MPa,位于葉片型底前緣,該點的溫度為685 ℃。葉片型底前緣所受的等效應(yīng)力超過了該點材料在此溫度下屈服極限值848 MPa。

表6 原始渦輪轉(zhuǎn)子模型停機工況5個時間點轉(zhuǎn)速及葉片應(yīng)力

(a)等效應(yīng)力

2.4 葉片加圍帶改型渦輪轉(zhuǎn)子強度特性仿真計算

2.4.1 葉片加圍帶渦輪穩(wěn)定工況強度仿真計算

采用流熱固耦合計算方法對轉(zhuǎn)子進(jìn)行氣動計算,計算區(qū)域總網(wǎng)格數(shù)為1 593萬,通過CFX進(jìn)行渦輪轉(zhuǎn)子穩(wěn)態(tài)運行工況氣動計算,得到轉(zhuǎn)子功率相比于原模型的203.36 kW有所提高,功率為206.70 kW,增幅為1.64%。

在網(wǎng)格無關(guān)性驗證中,選取997萬、1 593萬和2 689萬3種數(shù)量網(wǎng)格進(jìn)行分析。3種數(shù)量網(wǎng)格計算的為轉(zhuǎn)速31 300 r/min工況下轉(zhuǎn)子功率,1 593萬網(wǎng)格計算的功率與2 689萬網(wǎng)格計算結(jié)果相對誤差在0.1%以內(nèi),因此采用1 593萬數(shù)量網(wǎng)格對葉片加圍帶改型渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行穩(wěn)態(tài)氣動計算。

葉片加圍帶改型[25]渦輪轉(zhuǎn)子穩(wěn)態(tài)工況葉片應(yīng)力分布如圖8所示,可知葉片加圍帶模型相比于原葉片模型,在穩(wěn)定運行工況中所受的最大等效應(yīng)力從340 MPa下降到了338 MPa,并且兩者的位置均為葉片型底背弧處。最大應(yīng)力點處的溫度為921 K,葉片所受最大應(yīng)力小于該處材料疲勞極限526 MPa,所以葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子模型在穩(wěn)定運行時不會發(fā)生疲勞失效。

(a)等效應(yīng)力

2.4.2 葉片加圍帶渦輪啟動工況強度仿真計算

本節(jié)中對啟動過程的計算方法與第2.3.2節(jié)相同,并且選擇同樣的5個計算時間點,使用ANSYS Workbench的瞬態(tài)熱分析模塊對渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行強度仿真計算。改型模型與原始模型啟動過程功率及應(yīng)力對比如表7所示,改型模型啟動過程0.35 s葉片等效應(yīng)力及溫度分布圖9所示。葉片加圍帶模型所受最大應(yīng)力為928 MPa,時間點與原模型一致為啟動后0.35 s,相較于原模型的956 MPa,下降了2.73%。

(a)等效應(yīng)力

表7 改型模型與原始模型啟動過程功率及應(yīng)力對比

2.4.3 葉片加圍帶渦輪停機工況強度仿真計算

本節(jié)所有設(shè)置與第2.3.3節(jié)相同,450 s初始溫度場為穩(wěn)態(tài)運行工況溫度場,使用ANSYS Workbench的瞬態(tài)熱分析模塊對葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子停機過程進(jìn)行強度計算,選取同樣的5個計算時間點,并將所得結(jié)果與原始模型的相對比,改型模型與原始模型停機過程應(yīng)力對比如表8所示,改型模型停機過程455 s葉片等效應(yīng)力分布及溫度分布如圖10所示。葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子模型在停機過程中所受最大應(yīng)力的時間點與原始模型一致,均為455 s,應(yīng)力值由原模型的939 MPa下降為935 MPa,下降幅度為0.53%。

(a)等效應(yīng)力

2.5 葉片啟動工況高低周疲勞壽命評估

2.5.1 原始模型啟動工況高低周疲勞壽命評估

本文選取了渦輪在啟動過程中0.30 s、 0.35 s和1.07 s這3個可能發(fā)生高周疲勞失效的時間點,采用式(1)(2)進(jìn)行高周疲勞計算。表9為分別采用材料驗收性能參數(shù)值和協(xié)議性能參數(shù)值下渦輪葉片3個計算時間點處的高周疲勞安全系數(shù)。啟動后時間點0.30 s處采用協(xié)議值的材料特性計算的高周疲勞安全系數(shù)為1.03,采用驗收值的材料特性計算的為1.23,兩者均小于按照NASA標(biāo)準(zhǔn)安全系數(shù)1.4的要求。

表9 原始模型啟動過程高周疲勞安全系數(shù)計算

圖11為仿真計算得到的渦輪轉(zhuǎn)子葉片在啟動-穩(wěn)定運行-停機全過程中葉片型底的最大應(yīng)變,渦輪轉(zhuǎn)子型底最大的應(yīng)變?yōu)閱雍?.35 s時的1.793%。將所得的最大應(yīng)變1.793%乘以1.25低周疲勞分析系數(shù)后,代入材料GH4586修正過的Manson-coffin公式,得Nf=92。取安全系數(shù)為4[17]時,渦輪轉(zhuǎn)子葉片的低周疲勞壽命為23,說明該渦輪轉(zhuǎn)子可以安全啟動-穩(wěn)定-停機過程23次。

圖11 原始葉片型底最大應(yīng)變

2.5.2 改型模型啟動工況高低周疲勞壽命評估

使用與第2.5.1節(jié)相同的計算方法,分別采用驗收性能系數(shù)和協(xié)議性能系數(shù)對0.30 s加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子葉片的高周疲勞安全系數(shù)進(jìn)行計算,并與原始模型的安全系數(shù)進(jìn)行對比。

改型模型啟動工況0.30 s高周疲勞安全系數(shù)計算如表10所示,可知采用材料驗收值時,葉片加圍帶模型產(chǎn)生裂紋處最大應(yīng)力為828 MPa,相較于原始模型的864 MPa,下降了36 MPa;采用材料協(xié)議值時,葉片加圍帶模型產(chǎn)生裂紋處最大應(yīng)力為743 MPa,相較于原模型的784 MPa,下降了41 MPa。動態(tài)氣動應(yīng)力從原模型的63 MPa下降到了加圍帶模型的60 MPa。同時,加圍帶模型在0.30 s時分別采用材料驗收系數(shù)參數(shù)和材料協(xié)議值時的高周疲勞安全系數(shù)為1.59、1.42,相對于原模型的1.23、1.03有大幅提升,滿足安全系數(shù)大于1.4的要求。

表10 改型模型啟動工況0.30 s高周疲勞安全系數(shù)計算

圖12 改型模型啟動后0.35 s葉片開裂處最大應(yīng)變

將該應(yīng)變乘1.25低周疲勞分析系數(shù)后,代入Morrow模型修正的Manson-Coffin公式,得到Nf=90,取安全系數(shù)為4時,該葉片低周疲勞壽命次數(shù)為22,即可以安全運行整個過程22次,相較于原模型的23次,降低了1次,仍滿足使用要求。葉片加圍帶改型方案在11所在的地面試驗得到驗證,此發(fā)動機為CZ4改型,已安全飛行多次,遙測返回數(shù)據(jù)驗證了該渦輪能保證安全運行。

3 結(jié) 論

本文使用ANSYS的流熱固耦合計算方法對原渦輪轉(zhuǎn)子模型和葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子改進(jìn)模型進(jìn)行了振動、氣動和強度仿真計算。對原始模型進(jìn)行強度計算時考慮了啟停工況各關(guān)鍵時間點的流動、傳熱、瞬態(tài)溫度場、轉(zhuǎn)速的影響,分別計算了穩(wěn)態(tài)運行工況、啟動和停機過程3個過程模型所受綜合加載下的等效應(yīng)力,找到了葉片所受最大應(yīng)力的部位。為降低葉片所受氣動沖擊應(yīng)力,提出了葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子模型。最后分別計算了優(yōu)化前后的渦輪在啟停過程中的高周疲勞安全系數(shù)和低周疲勞壽命。計算分析得到如下結(jié)論。

(1)原渦輪轉(zhuǎn)子葉片的六節(jié)徑輪系切向振動頻率為6 833.1 Hz,加圍帶渦輪葉片六節(jié)徑輪系切向頻率上升至7 248.2 Hz,二者均與氣流激勵頻率相差較遠(yuǎn),轉(zhuǎn)子葉片不會發(fā)生共振現(xiàn)象;渦輪盤各階駐波共振轉(zhuǎn)速避開率均超過裕度15%,也不會發(fā)生輪盤駐波共振。

(2)穩(wěn)態(tài)綜合加載時,葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子模型葉片所受最大等效應(yīng)力為338 MPa,較原模型的340 MPa下降了2 MPa,最大等效應(yīng)力的位置是葉片的型底背弧處,該位置運行溫度下的疲勞極限為526 MPa,明顯大于葉片所受最大等效應(yīng)力;啟動后0.35 s葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子模型葉片等效應(yīng)力最大值相比于原渦輪轉(zhuǎn)子模型從954 MPa降低到928 MPa,降幅為2.73%;葉片加圍帶渦輪轉(zhuǎn)子模型在停機過程中所受最大等效應(yīng)力的時間點與原模型一致,均為停機瞬間,應(yīng)力值由原模型的939 MPa下降為935 MPa,降幅為0.53%。

(3)葉片加圍帶模型在啟動工況0.30 s時采用協(xié)議值的材料特性計算的高周疲勞安全系數(shù)為1.42,采用驗收值的材料特性計算的高周安全系數(shù)為1.59,比原始模型啟動后0.30 s的安全系數(shù)1.03、1.23有著大幅提高,且均大于安全系數(shù)1.4的要求;葉片加裝圍帶后,載荷略有增加,葉片加圍帶模型型底最大應(yīng)變?yōu)閱雍?.35 s時前緣底部的1.803%,相比原模型的1.793%增加了0.56%,得到渦輪轉(zhuǎn)子葉片低周疲勞循環(huán)次數(shù)為22次,與原始模型相比降低了1次,仍滿足要求,改型后發(fā)動機已安全飛行數(shù)次。