牛宏偉，董江，王燁

中國飛行試驗研究院，陜西 西安 710089

航空發(fā)動機的發(fā)展是以熱端部件工作溫度的提高為主要特征的，使發(fā)動機熱端部件運行在盡可能高的溫度下，能夠獲得更高的推重比和更低的燃油消耗率。然而，追求盡可能高的渦輪進口溫度，給渦輪葉片的結(jié)構(gòu)強度帶來了極大挑戰(zhàn)，使超溫、蠕變損傷、燒蝕等問題更加惡化，嚴重限制發(fā)動機的安全性和壽命。通過測量渦輪葉片表面溫度，能夠為葉片冷卻設(shè)計與優(yōu)化、熱疲勞和蠕變損傷研究等提供關(guān)鍵支持。

渦輪葉片表面溫度測量方式可分為接觸式和非接觸式兩大類[1]，接觸式測量直接在被測試件表面布置傳感器，包括鎧裝熱電偶、薄膜熱電偶、示溫晶體、示溫漆等[2-3]，非接觸式測量主要是利用光學高溫計捕捉葉片的輻射，根據(jù)輻射通量、波長等參數(shù)反求出表面溫度[4-6]?；阪z裝熱電偶的接觸式溫度測量是測試精度最高、可靠性較好的方式。美國國家航空航天局（NASA）格倫研究中心采用一種微型鎧裝熱電偶進行渦輪葉片溫度測量，測溫范圍為1089～1260K，并經(jīng)過450h的熱循環(huán)試驗考核[7]。朱妙珍等[8]進行了渦噴6發(fā)動機I級渦輪盤的溫度測量研究，采用開槽埋沒工藝敷設(shè)熱電偶，選用φ1的XA鎧裝熱電偶，為解決渦輪盤上熱偶絲的通道問題，在渦輪盤中心、壓氣機盤中心進行了開孔等一系列改裝，將渦輪盤上的熱偶絲引至壓氣機前帽罩內(nèi)。楊晨[9]采用測溫片完成某航空發(fā)動機轉(zhuǎn)子穩(wěn)態(tài)溫度測試，測溫片通過黏結(jié)劑固定在被測件表面，試驗結(jié)果表明傳感器安裝及引線可靠，具有較高的測量精度。楊春華等[10]在某改型發(fā)動機上開展了渦輪轉(zhuǎn)子溫度和應(yīng)力測試，在渦輪葉片上加裝熱電偶，電信號經(jīng)引電器引出至測試系統(tǒng)，發(fā)現(xiàn)發(fā)動機在額定狀態(tài)使用時間最長，而起飛狀態(tài)溫度最高，利用測試結(jié)果對渦輪轉(zhuǎn)子件進行壽命計算和評估，得到了真實的渦輪壽命件的壽命。

目前，渦輪葉片熱電偶固定方式主要是刻槽埋設(shè)，隨著渦輪葉片結(jié)構(gòu)向空心薄壁、氣冷或油冷方向發(fā)展，葉片壁厚僅有2～3mm，刻槽埋偶會給葉片結(jié)構(gòu)帶來嚴重的應(yīng)力集中，熱電偶集成結(jié)構(gòu)在高溫、高轉(zhuǎn)速、高氣動負荷環(huán)境下的可靠性成為制約測量的主要“瓶頸”。本研究采用了一種新型的熱電偶集成方法，通過在渦輪葉片表面增材制造形成凹槽放置熱電偶[11-12]，并通過超聲速火焰噴涂對熱電偶形成覆蓋，在保證葉片結(jié)構(gòu)原有強度的基礎(chǔ)上完成表面熱電偶集成?；谠摲椒ǎM行渦輪葉片熱電偶集成結(jié)構(gòu)設(shè)計，通過有限元仿真研究熱電偶集成結(jié)構(gòu)的影響因素的變化規(guī)律，選擇最優(yōu)方案，并進行試驗驗證。

1 熱電偶集成結(jié)構(gòu)設(shè)計

某型渦輪葉片目標工作轉(zhuǎn)速高達21000r/min，溫度達1050K，采用鎧裝熱電偶作為溫度傳感器，其外形如圖1 所示，鎧裝結(jié)構(gòu)可增加熱電偶抗拉伸強度，并保護熱電極免受發(fā)動機高溫高壓燃氣沖刷和腐蝕。

圖1 鎧裝熱電偶結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of sheathed thermocouple

熱電偶鎧裝段布置在渦輪葉片上，在葉片表面局部通過激光送粉沉積制造（LDM）方法增加材料，構(gòu)造熱電偶埋設(shè)引線的溝槽通道，避免了對渦輪葉片原有結(jié)構(gòu)的破壞，熱電偶埋設(shè)后，再通過超聲速火焰噴涂（HVOF）方法，在表面制備一層防護涂層，將熱電偶封裝在溝槽內(nèi)部，完成熱電偶集成/防護。熱電偶集成結(jié)構(gòu)三維模型如圖2 所示，包含渦輪葉片基底、LDM結(jié)構(gòu)、熱電偶和表面涂層。

圖2 渦輪葉片熱電偶集成結(jié)構(gòu)Fig.2 Integrated structure of turbine blade thermocouple

為使渦輪葉片表面結(jié)構(gòu)改變引起的氣動效率及溫度場影響處在較小的范圍內(nèi)，采用直徑D=1mm或0.5mm的鎧裝熱電偶。熱電偶直徑?jīng)Q定了LDM結(jié)構(gòu)的尺寸，另外LDM結(jié)構(gòu)可選擇不同的形式，對于表面涂層，應(yīng)確保在離心力作用下將熱電偶可靠封裝在槽內(nèi)，涂層厚度δ也存在多種選擇。

就熱電偶結(jié)構(gòu)而言，考慮到其直徑引起的氣動效率及結(jié)構(gòu)布局影響，采用直徑1mm 或0.5mm 的軟鎧裝熱電偶。選用不同的熱電偶結(jié)構(gòu)，相應(yīng)的增材制造結(jié)構(gòu)尺寸將發(fā)生改變，另外增材制造部分與噴涂部分可選擇不同的接觸形式，包括方形槽、圓形槽和V 形槽。對于噴涂部分，需確保在離心力作用下熱電偶能可靠放置于槽內(nèi)，其噴涂厚度存在多種選擇。綜上所述，基于激光增材制造及超聲速火焰噴涂技術(shù)的熱電偶集成結(jié)構(gòu)存在多種組合形式，圖3 為熱電偶直徑為0.5mm、涂層厚度為0.05mm的幾種熱電偶集成方案，圖4 為熱電偶直徑為1.0mm、涂層厚度為0.05mm 的幾種熱電偶集成方案；另外，基于直徑1.0mm的熱電偶方形槽集成方案，將涂層厚度分別設(shè)置為0.050mm、0.075mm、0.085mm、0.100mm共4種形式以研究涂層厚度對集成方案強度的影響。忽略氣動效率、加工成本等方面的影響，熱電偶集成方案的可行性主要在于各組件結(jié)合面強度滿足設(shè)計要求，以確保在使用過中渦輪葉片安全可靠運轉(zhuǎn)。本文將對前述的幾種熱電偶集成方案進行有限元仿真，對各組件結(jié)合面應(yīng)力進行對比分析。

圖3 熱電偶直徑為0.5mm的三種熱電偶集成方案Fig.3 Three thermocouple integration schemes with diameter 0.5mm

圖4 熱電偶直徑為1.0mm的三種熱電偶集成方案Fig.4 Three thermocouple integration schemes with diameter 1.0mm

2 有限元建模

建立熱電偶集成結(jié)構(gòu)有限元模型，有限元網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖5所示，不同組件之間接觸面采用綁定約束，各組件材料參數(shù)見表1。

表1 各組件材料參數(shù)Table 1 Material parameters of each component

圖5 渦輪葉片有限元網(wǎng)格模型（單位：mm）Fig.5 Finite element mesh model of the turbine blade

仿真時在葉片根部施加位移約束；葉盤全局施加轉(zhuǎn)速21000r/min。圖6為方形槽集成結(jié)構(gòu)下葉片Von-Mises等效應(yīng)力分布云圖，含熱電偶集成結(jié)構(gòu)的葉片與其余葉片整體應(yīng)力分布一致，即熱電偶集成結(jié)構(gòu)的存在并未對渦輪葉片應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，表明基于LDM和HVOF的熱電偶集成方法具有不改變?nèi)~片原有結(jié)構(gòu)強度的優(yōu)點。

圖6 渦輪葉片等效應(yīng)力分布云圖（單位：mm）Fig.6 The contour of equivalent stress distribution of the turbine blade

3 影響因素分析

3.1 增材結(jié)構(gòu)形式影響

決定熱電偶集成結(jié)構(gòu)強度的關(guān)鍵是各組件的結(jié)合面強度，對于涂層部分，各增材結(jié)構(gòu)下的涂層與基體、激光增材組織切向接觸面的XY平面切應(yīng)力分布云圖如圖7所示，最大應(yīng)力均位于靠近葉根處的葉片接觸面處，方形槽結(jié)構(gòu)的最大切應(yīng)力為83.4MPa，圓形槽結(jié)構(gòu)的最大切應(yīng)力為133MPa，V 形槽結(jié)構(gòu)的最大剪切應(yīng)力為42.6MPa。圓形槽結(jié)構(gòu)下涂層部分的切應(yīng)力最大，V形槽結(jié)構(gòu)應(yīng)力最小，與增材部分相互對應(yīng)。至于YZ平面的切應(yīng)力，圓形槽和V形槽結(jié)構(gòu)下涂層的應(yīng)力相較于方形槽結(jié)構(gòu)略大，如圖8所示，這與該集成方案下涂層的質(zhì)量較大有關(guān)。

圖7 熱電偶直徑0.5mm三種方案涂層部分XY平面切應(yīng)力分布Fig.7 XY plane shear stress distribution of the coating of the three schemes with thermocouple diameter 0.5mm

圖8 熱電偶直徑0.5mm三種方案涂層部分YZ平面切應(yīng)力分布（單位：mm）Fig.8 YZ plane shear stress distribution of the coating of the three schemes with thermocouple diameter 0.5mm

在熱電偶直徑為0.5mm 的三種集成方案中，V 形槽結(jié)構(gòu)下增材部分和涂層部分的XY平面的切應(yīng)力均小于圓形槽和方形槽方案，但YZ平面的切應(yīng)力相對較大。

3.2 特征尺寸影響

為研究熱電偶特征尺寸對熱電偶集成結(jié)構(gòu)各組件結(jié)合強度的影響，將直徑為1.0mm的三種熱電偶集成方案進行仿真分析，與3.1 節(jié)中直徑為0.5mm 的直接集成方案分析結(jié)果進行對比。熱電偶直徑1.0mm 下三種集成方案涂層結(jié)構(gòu)的XY平面切應(yīng)力分布云圖如圖9所示，方形槽結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為46.8MPa，圓形槽結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為43.7MPa，V 形槽結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為49MPa。涂層結(jié)構(gòu)的YZ平面切應(yīng)力分布云圖如圖10所示，方形槽結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為184.9MPa，圓形槽結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為185.7MPa，V 形槽結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為213.9MPa，三種集成方案涂層結(jié)構(gòu)切應(yīng)力均從葉根到葉尖遞減，最大應(yīng)力均位于靠近葉根的葉片接觸面過渡處。

圖9 熱電偶直徑1.0mm三種方案涂層部分XY平面切應(yīng)力分布Fig.9 XY plane shear stress distribution of the coating of the three schemes with thermocouple diameter 1.0mm

圖10 熱電偶直徑1.0mm三種方案涂層部分YZ平面切應(yīng)力分布Fig.10 YZ plane shear stress distribution of the coating of the three schemes with thermocouple diameter 1.0mm

熱電偶直徑1.0mm下三種集成方案的涂層部分XY平面切應(yīng)力均小于相對應(yīng)的熱電偶直徑0.5mm方案，且應(yīng)力差異性較小，YZ平面切應(yīng)力大于熱電偶直徑0.5mm方案。

3.3 涂層厚度影響

為研究涂層厚度對熱電偶集成結(jié)構(gòu)各組件結(jié)合強度的影響，基于直徑1.0mm熱電偶方形槽集成方案，將涂層厚度分別設(shè)置為0.050mm、0.075mm、0.085mm、0.100mm 的4 種形式進行仿真分析。

不同涂層厚度下涂層結(jié)構(gòu)的XY平面切應(yīng)力分布云圖如圖11 所示，最大應(yīng)力分別為46.8MPa、40.9MPa、44.9MPa、41.2MPa，未見明顯規(guī)律，隨著涂層厚度的增加，涂層部分XY平面切應(yīng)力影響緩慢減小。涂層結(jié)構(gòu)的YZ平面切應(yīng)力分布云圖如圖12 所示，最大應(yīng)力分別為184.9MPa、187.9MPa、188.9MPa、195.8MPa，隨著涂層厚度的增加，涂層質(zhì)量增加，YZ平面最大切應(yīng)力緩慢增加。

圖11 不同涂層厚度下涂層部分XY平面切應(yīng)力分布Fig.11 XY plane shear stress distribution of the coating under different coating thicknesses

圖12 不同涂層厚度下涂層部分YZ平面切應(yīng)力分布云圖Fig.12 YZ plane shear stress distribution of the coating under different coating thicknesses

可見，涂層厚度對涂層部分XY平面切應(yīng)力的影響較小，且未見明顯規(guī)律，可忽略。涂層厚度對涂層結(jié)構(gòu)YZ平面切應(yīng)力存在影響，隨著涂層厚度的增加，YZ平面最大切應(yīng)力增加，但增加量較小。

4 強度校核與試驗驗證

根據(jù)優(yōu)化參數(shù)，并考慮可實施性，選擇1.0mm 鎧裝熱電偶，方形槽、涂層厚度0.1mm集成方案，各組件強度校核結(jié)果見表2，除表面防護涂層本身的屈服強度數(shù)據(jù)未知，其他組件靜強度安全因數(shù)均大于手冊推薦的1.5[13]，滿足設(shè)計要求。

表2 熱電偶集成結(jié)構(gòu)強度校核Table 2 Strength checking of thermocouple integration structure

按照該方案進行渦輪葉片熱電偶集成，如圖13 所示。通過高速旋轉(zhuǎn)試驗來對集成熱電偶的渦輪轉(zhuǎn)子的強度進行最終驗證[14]，將渦輪盤和旋轉(zhuǎn)工裝裝配在試驗臺上，如圖14所示，對渦輪轉(zhuǎn)子和熱電偶進行外觀檢查，對超轉(zhuǎn)試驗臺進行檢查，確認完好開展試驗。試驗轉(zhuǎn)速從0 緩慢增加到21000r/min，保持5min，試驗全程實時監(jiān)控試驗臺振動、溫度和其他工作參數(shù)。

圖13 集成熱電偶的渦輪葉片F(xiàn)ig.13 Turbine blades with integrated thermocouples

圖14 旋轉(zhuǎn)試驗裝置Fig.14 Rotating test device

試驗轉(zhuǎn)速和振動曲線如圖15所示，試驗過程中振動和滑油壓力等參數(shù)正常，渦輪轉(zhuǎn)子及熱電偶集成結(jié)構(gòu)完好，表明熱電偶集成結(jié)構(gòu)設(shè)計合理，強度滿足要求。

圖15 試驗轉(zhuǎn)速及振動曲線Fig.15 Speed and vibration vs time of the test

5 結(jié)論

本文研究了基于激光增材制造及超聲速火焰噴涂技術(shù)的渦輪葉片熱電偶集成結(jié)構(gòu)設(shè)計及影響因素分析方法。選擇涂層厚度、熱電偶直徑及增材部分結(jié)構(gòu)形式作為變量，設(shè)計9種結(jié)構(gòu)模型，進行有限元仿真分析，研究這些變量對結(jié)合面強度的影響。結(jié)果表明，熱電偶集成結(jié)構(gòu)未對渦輪葉片應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，熱電偶直徑1.0mm 集成方案優(yōu)于0.5mm方案，綜合對比下，方形槽XY平面和YZ平面切應(yīng)力均較小，涂層厚度對切應(yīng)力影響不大。根據(jù)分析結(jié)果和可實施性，選擇1.0mm 鎧裝熱電偶、方形槽、涂層厚度0.1mm方案進行渦輪葉片熱電偶集成，進行強度校核，并通過高速旋轉(zhuǎn)試驗驗證，表明設(shè)計方案和分析結(jié)果滿足測量要求。