薛偉鵬，黃康才，蘇云亮

（中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

葉片內(nèi)外流耦合分析在渦輪導(dǎo)葉開裂排故中的應(yīng)用

薛偉鵬，黃康才，蘇云亮

（中國(guó)燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500）

針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪導(dǎo)葉開裂故障，通過對(duì)故障葉片沖擊冷卻后腔與主流流動(dòng)的耦合分析，得出了故障的主要原因：故障部位內(nèi)腔沖擊冷卻的冷氣流速較低、冷氣流量分配不均導(dǎo)致冷卻不足，長(zhǎng)時(shí)間高溫工作后，內(nèi)外壁壓差使得葉背區(qū)域發(fā)生蠕變變形，最終形成鼓包并開裂。通過調(diào)整沖擊孔徑、孔數(shù)和孔排布，使得沖擊冷氣的流量分配更均勻，沖擊流速更高，更有效地冷卻葉片壁面，減小葉片后腔內(nèi)外壁壓差。初步計(jì)算驗(yàn)證表明，該改進(jìn)措施有效。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；渦輪；導(dǎo)葉后腔；蠕變；裂紋；沖擊冷卻；冷氣流量分配；壓差

1　引言

目前先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口總溫可達(dá)2 000 K以上，遠(yuǎn)超常規(guī)金屬材料所能承受的最高溫度。高壓渦輪導(dǎo)向葉片直接處于燃燒室出口高溫氣流中，極易產(chǎn)生裂紋。葉片裂紋產(chǎn)生的原因主要有四種：一是由于發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)-停車過程中，葉片表面受熱不均產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，從而出現(xiàn)熱疲勞裂紋；二是由于穩(wěn)態(tài)工作過程中局部高溫或冷卻不足，造成超溫過燒裂紋；三是由于高溫?zé)岣g引起的裂紋；四是氣膜孔再鑄層引起的裂紋［1］。以往的葉片裂紋故障排查，隋俊友等［2］通過換熱分析，確定了導(dǎo)葉裂紋故障為冷卻不足造成的過燒裂紋。姚四偉等［3］通過氣熱耦合分析，確定了無冷卻渦輪葉片的易燒蝕部位，同時(shí)認(rèn)為燃燒室出口溫度分布不均導(dǎo)致了葉片的燒蝕。錢惠華等［4］在確定裂紋屬典型疲勞裂紋的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了導(dǎo)向器瞬態(tài)熱應(yīng)力和疲勞壽命分析，明確了裂紋屬于熱疲勞故障。周卓華［5］、李權(quán)［6］等通過掃描電鏡、電子顯微鏡等分析了裂紋產(chǎn)生的原因。此外，文獻(xiàn)［1］還給出了FWP14高壓導(dǎo)葉、WZ8二級(jí)導(dǎo)葉的燒蝕故障現(xiàn)象和原因，均是由燃燒室故障產(chǎn)生的富油燃燒所致。

某型發(fā)動(dòng)機(jī)在長(zhǎng)試過程中，高壓渦輪導(dǎo)葉葉背斜切口區(qū)域，對(duì)應(yīng)于后腔位置，出現(xiàn)了壁面鼓包開裂現(xiàn)象。由于開裂位置和形式與上述案例都有較大差異，無法直接借鑒上述排故經(jīng)驗(yàn)。為此，本文針對(duì)該故障現(xiàn)象，通過開展葉片后腔與主流流動(dòng)的耦合分析，了解內(nèi)流的流動(dòng)狀態(tài)和冷氣流量分配，進(jìn)而找出故障原因并提出改進(jìn)措施。

2　故障現(xiàn)象及初步分析

該故障導(dǎo)葉后腔的冷卻結(jié)構(gòu)如圖1所示，葉背內(nèi)側(cè)利用一個(gè)沖擊導(dǎo)板，在導(dǎo)葉后腔形成一個(gè)狹小的沖擊腔。沖擊導(dǎo)板上共有7排沖擊孔，前5排沖擊孔孔徑為0.25 mm，后2排沖擊孔孔徑為0.35 mm（位于沖擊導(dǎo)板尾緣位置）。冷氣通過沖擊孔沖擊到葉片內(nèi)壁，再沿橫向肋形成的橫向通道向下游匯集，流經(jīng)3排叉排擾流柱后從葉片尾緣劈縫進(jìn)入主流。葉盆側(cè)還有3排氣膜孔。該冷卻結(jié)構(gòu)中，沖擊導(dǎo)板抵靠在橫向肋上，通過橫向肋的高度來保證沖擊腔的沖擊距離。圖2為故障葉片實(shí)物照片，可見在葉片斜切口位置，葉背側(cè)出現(xiàn)鼓包開裂現(xiàn)象，其位置大致與后腔第1、第2排沖擊孔位置對(duì)應(yīng)。

圖1　導(dǎo)葉后腔冷卻結(jié)構(gòu)Fig.1 The cooling design of stator aft-cavity

本次故障與文獻(xiàn)［7］給出的故障模式有一定相似之處，導(dǎo)葉后腔葉背處鼓包。文獻(xiàn)［7］分析認(rèn)為，葉片在內(nèi)外壓差作用下，葉片壁面會(huì)發(fā)生蠕變鼓包，這也可能是本次故障的一個(gè)主要原因。另外，由于出現(xiàn)故障的多個(gè)葉片的故障部位都一致，由此可排除流場(chǎng)不均勻性影響，初步推測(cè)故障與該處內(nèi)外流的流動(dòng)和換熱有關(guān)，而周圍涂層發(fā)白變色也表明該處存在過熱的可能性。本文針對(duì)壓差導(dǎo)致蠕變和局部過熱兩種可能性，分析故障部位內(nèi)流流動(dòng)狀態(tài)和冷氣流量分配、內(nèi)外流壓差，以了解故障發(fā)生原因，并提出改進(jìn)措施。

圖2　故障葉片實(shí)物照片F(xiàn)ig.2 The photo of the crack on stator

3　計(jì)算模型

本文的關(guān)注重點(diǎn)在于把握葉片后腔沖擊腔故障部位的冷氣流量分配、流動(dòng)狀態(tài)和內(nèi)外流壓差。傳統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)法依賴于經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕o定，且難以對(duì)同一個(gè)沖擊腔中不同沖擊孔的流量分配進(jìn)行識(shí)別，加之后腔的流動(dòng)狀態(tài)很大程度上取決于尾緣劈縫位置的主流壓力。因此，為更準(zhǔn)確地評(píng)估后腔內(nèi)部的流動(dòng)狀態(tài)，本文開展該導(dǎo)葉后腔冷卻流動(dòng)與主流流動(dòng)的耦合分析研究。

分析該導(dǎo)葉后腔的流動(dòng)模型可知，導(dǎo)葉后腔的流動(dòng)狀態(tài)主要取決于各排沖擊孔的尺寸、沖擊距離、擾流柱尺寸、劈縫面積以及主流背壓等。由于該渦輪導(dǎo)葉內(nèi)外腔結(jié)構(gòu)復(fù)雜，尺寸差異很大，沖擊孔、氣膜孔數(shù)量眾多，整個(gè)計(jì)算域的分網(wǎng)工作量非常巨大，需對(duì)該計(jì)算模型進(jìn)行簡(jiǎn)化。簡(jiǎn)化原則是保證上述影響后腔流動(dòng)狀態(tài)的主要參數(shù)與原型一致。因此保持沖擊孔、擾流柱的幾何尺寸不變，根據(jù)各排孔柱的數(shù)量比例，將葉盆氣膜孔、前5排沖擊孔、后2排沖擊孔、擾流柱之間的數(shù)量比簡(jiǎn)化為6：4：2：2，以確保沖擊孔、擾流柱區(qū)域和尾緣劈縫處的流動(dòng)與真實(shí)情況相似。主流計(jì)算域取相應(yīng)的1/6流道高度。

為減小網(wǎng)格劃分難度和網(wǎng)格量，將整個(gè)計(jì)算域根據(jù)內(nèi)外流的流動(dòng)情況分成四個(gè)子域（圖3（a）），不同子域之間再通過內(nèi)部交接面關(guān)聯(lián)，以便進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞。計(jì)算域的建模采用自編內(nèi)腔參數(shù)化建模程序生成。針對(duì)上述四個(gè)計(jì)算域，分別采用ANSYS Work?bench 14.5進(jìn)行網(wǎng)格劃分。主流計(jì)算域因幾何形狀較為簡(jiǎn)單采用六面體為主的網(wǎng)格進(jìn)行劃分，其余計(jì)算域均采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，最終生成的各個(gè)子域的網(wǎng)格見圖3。網(wǎng)格單元數(shù)分別為：主流區(qū)域57.9萬，內(nèi)腔175.2萬，沖擊孔、沖擊腔、擾流柱等217.6萬，葉片表面附面層和葉盆側(cè)氣膜孔168.9萬。主流區(qū)域上下端壁采用對(duì)稱邊界，葉片壁面為無滑移邊界，氣膜孔、沖擊孔與內(nèi)腔，內(nèi)腔與尾緣劈縫之間均采用內(nèi)部交接面進(jìn)行連接。內(nèi)腔上下端面給定為冷氣進(jìn)口邊界。

圖3　計(jì)算域和計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 The calculation domain and grid

4　原型冷卻結(jié)構(gòu)流動(dòng)分析

圖4為沖擊腔內(nèi)的流線。由于靠近下游的沖擊孔背壓更低，因此靠近下游的沖擊孔氣流進(jìn)入沖擊腔后，流體較為順暢地向下游流動(dòng)。上游的沖擊孔氣流則較為混亂地在沖擊腔內(nèi)流動(dòng)，形成明顯的旋渦，流速較低，相應(yīng)的沖擊對(duì)流冷卻效果較弱。圖5為沖擊腔壁面的靜溫分布。冷氣沖擊壁面，在駐點(diǎn)位置流速較低，產(chǎn)生較高的壁面靜溫，隨后冷氣向四周加速流動(dòng)，形成圍繞駐點(diǎn)的環(huán)狀低溫區(qū)域。該區(qū)域面積越大，溫差越大，則表明沖擊冷卻效果越好。圖中可見，前5排沖擊孔在葉背上形成很小的沖擊區(qū)域，大部分壁面未受到?jīng)_擊冷卻的影響，保持較高的壁面靜溫；第6排沖擊孔孔徑大且更靠近尾緣劈縫，背壓低，沖擊冷氣流速較高，因此形成兩個(gè)明顯的沙丘型冷卻區(qū)域，具有較好的冷卻效果，但冷卻區(qū)域有限；第7排沖擊孔位于沖擊腔尾緣，冷氣未經(jīng)沖擊壁面即向下游流動(dòng)，因此未在壁面上形成對(duì)應(yīng)的沖擊區(qū)域，也未對(duì)葉片壁面進(jìn)行冷卻。由此可見，前5排沖擊孔沖擊冷卻效果弱，第6排沖擊孔冷卻范圍有限，第7排沖擊孔未對(duì)壁面進(jìn)行冷卻，都無法對(duì)故障部位進(jìn)行充分冷卻。

圖4　原型冷卻結(jié)構(gòu)沖擊腔內(nèi)的流線圖Fig.4 The stream line of the impingement cavity

圖5　原型冷卻結(jié)構(gòu)沖擊壁面的靜溫分布Fig.5 The static temperature distribution of the impingement cavity

表1給出了原型各沖擊孔的流量分配。前5排沖擊孔流量分配較為均勻，都為主流流量的0.4%左右；但是后2排不直接冷卻故障部位的沖擊孔，其單排沖擊孔冷氣流量達(dá)主流流量的0.8%左右，占總的沖擊冷氣量的45%。由此可見，該葉片后腔的大部分冷氣，未對(duì)葉背關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行充分冷卻。

表1　原型冷卻結(jié)構(gòu)的主要流動(dòng)參數(shù)Table 1 The primary flow parameters of the baseline cooling design

圖6為導(dǎo)葉后腔內(nèi)外壁的靜壓分布。故障部位正好位于內(nèi)尾緣激波后、開始加速降壓的斜切口區(qū)域，與之相對(duì)應(yīng)的內(nèi)壁區(qū)域?yàn)榈?、第2排沖擊孔的沖擊靶面，可見該處葉片內(nèi)外壁靜壓差達(dá)0.9 MPa。隨著流動(dòng)向下游發(fā)展，主流流動(dòng)持續(xù)加速，外壁面靜壓降低，內(nèi)壁靜壓變化較平緩，葉片內(nèi)外壁壓差進(jìn)一步增大，到尾緣沖擊孔位置壓差達(dá)1.0 MPa，使得葉背面承受著很大的指向外壁的壓力。

圖6　原型冷卻結(jié)構(gòu)后腔內(nèi)外壁壓差分布Fig.6 The pressure difference distribution of the aft-cavity

綜上所述，故障部位沖擊冷氣流量較小、沖擊流速較低，導(dǎo)致故障區(qū)域冷卻不足；葉片后腔內(nèi)外壁存在大的壓差，長(zhǎng)時(shí)間高溫工作后，導(dǎo)致葉背產(chǎn)生蠕變，鼓包變形，最終在鼓包部位產(chǎn)生裂紋。因此，針對(duì)該故障，應(yīng)從流動(dòng)角度入手，提高葉背沖擊孔冷氣流量和流速，改善葉背冷卻，減小內(nèi)外壁之間壓差。

5　改進(jìn)措施

根據(jù)上述分析，為提高冷卻效果，應(yīng)增大上游沖擊孔孔徑，同時(shí)取消沖擊導(dǎo)板尾緣位置的沖擊孔，以提高上游沖擊孔流速和增大壓降，使沖擊腔中流動(dòng)更順暢，沖擊區(qū)域更均勻。據(jù)此，設(shè)計(jì)了多組不同沖擊孔徑和孔排數(shù)的方案，并進(jìn)行流動(dòng)對(duì)比研究，獲得了較好的改進(jìn)方案。改進(jìn)方案主要結(jié)構(gòu)參數(shù)為：保持沖擊孔的位置不變，前5排沖擊孔孔徑由0.250 mm增加至0.410 mm，去掉第6排沖擊孔，原尾緣的第7排沖擊孔孔徑由0.350 mm增加至0.387 mm。

表2為改進(jìn)方案與原型的內(nèi)外流流動(dòng)參數(shù)對(duì)比?？梢姡倪M(jìn)方案的主流工作狀態(tài)與原型一致，主流流量和出口馬赫數(shù)、葉盆面氣膜孔冷氣流量均保持不變，葉背面沖擊冷氣流量略有降低，后腔總冷氣流量相比原型降低約0.2%。流經(jīng)尾緣劈縫的冷氣總壓損失增加，出口馬赫數(shù)有所降低。

表2　改進(jìn)方案與原型的主要流動(dòng)參數(shù)對(duì)比Table 2 The primary flow parameter of improvement design and the baseline design

圖7示出了各排沖擊孔的冷氣流量分配。圖中，橫坐標(biāo)表示不同沖擊孔，縱坐標(biāo)為各孔冷氣流量相對(duì)于主流進(jìn)口流量的比例?？梢?，原型前5排沖擊孔流量較一致，這是由于第6排沖擊孔堵塞了前5排沖擊孔的流動(dòng)，使沖擊腔內(nèi)流速降低，各沖擊孔背壓較為一致。改進(jìn)方案前5排沖擊孔的冷氣流量提高了主流流量的0.1%以上，且越靠近下游冷氣流量增加越多；最后1排沖擊孔流量降低。這說明沖擊腔內(nèi)流動(dòng)更加順暢，流量分配更合理，有利于在故障部位形成更好的沖擊冷卻效果。

圖8為改進(jìn)方案葉背內(nèi)壁的靜溫分布。相比圖5可以看出，改進(jìn)后的方案冷氣沖擊范圍明顯增加，基本覆蓋了整個(gè)后腔的葉背壁面，流體靜溫也有所降低。結(jié)合上述各孔的流量分配變化，都說明該措施對(duì)葉背冷卻更為有效，可以確保葉片安全可靠工作。

圖7　各排沖擊孔的冷氣流量分配Fig.7 The mass flow distribution of different impingement holes

圖8改進(jìn)方案沖擊壁面的靜溫分布Fig.8 The static temperature distribution in the impingement cavity of the improved scheme

圖9為改進(jìn)方案與原型葉背內(nèi)外壁面壓差的對(duì)比。由于改進(jìn)方案提高了沖擊腔內(nèi)的流速，因此沖擊腔內(nèi)靜壓降低，葉片內(nèi)外壁面壓差減小約10%。此外，沖擊孔對(duì)應(yīng)的靶面，其靜壓出現(xiàn)明顯的峰值分布，沖擊壁面的滯止壓力更高，這說明冷氣的沖擊效果更明顯。綜上所述，改進(jìn)方案故障區(qū)域的冷氣流量增加，冷卻效果更好，內(nèi)外壁壓差減小，有利于解決本文所述故障。

圖9　改進(jìn)方案后腔內(nèi)外壁壓差分布Fig.9 The pressure difference distribution in the impingement cavity of the improved scheme

6　結(jié)論

針對(duì)試驗(yàn)出現(xiàn)的導(dǎo)葉葉背燒鼓開裂現(xiàn)象，采用簡(jiǎn)化模型，開展了導(dǎo)葉后腔與主流的耦合影響研究。根據(jù)內(nèi)腔的流動(dòng)狀態(tài)，得出了該故障的故障模式，并提出相應(yīng)改進(jìn)措施。研究表明：

（1）冷氣分配不合理是導(dǎo)致故障發(fā)生的主要原因。從冷氣在各個(gè)沖擊孔的流量分配看，原型45%的冷氣未對(duì)故障部位進(jìn)行充分冷卻，從尾部沖擊孔排出，使得通過葉背沖擊孔的流量較少、流速較低，對(duì)故障區(qū)域的沖擊冷卻效果不明顯。

（2）葉片后腔內(nèi)外壁存在大的壓差，長(zhǎng)時(shí)間高溫工作后，葉背產(chǎn)生蠕變鼓包變形，最終在鼓包部位產(chǎn)生裂紋。

（3）通過增加上游沖擊孔徑，取消一排對(duì)流動(dòng)起阻礙作用的沖擊孔，有效調(diào)節(jié)了冷氣流量的分配，起到了更好的冷卻效果。

（4）葉片內(nèi)流流量、流阻分配的流動(dòng)設(shè)計(jì)對(duì)葉片的可靠冷卻設(shè)計(jì)有著重要意義，采用內(nèi)外流耦合分析方法可獲得內(nèi)外流真實(shí)、詳細(xì)的流動(dòng)信息，可用于葉片內(nèi)腔各冷卻元件的匹配設(shè)計(jì)，從而獲得高效、高可靠性的冷卻設(shè)計(jì)方案，應(yīng)將其作為冷卻設(shè)計(jì)的一種重要手段。

［1］ 劉慶瑔.航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片制造技術(shù)及失效分析［M］.北京：航空工業(yè)出版社，2011.

［2］ 隋俊友，張錦，劉興洲.渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪導(dǎo)向器故障分析［J］.推進(jìn)技術(shù)，2000，21（1）：36—38.

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［5］ 周卓華，朱蓓蒂.渦輪導(dǎo)向葉片的失效分析［J］.材料工程，1995，40（2）：45—47.

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Application of the flow coupling analysis inside and outside of the blade for turbine stator crack failure

XUE Wei-peng，HUANG Kang-cai，SU Yun-liang

（China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China）

Through the flow coupling analysis of the aft-cavity and the main flow passage for the crack sta?tor，the main reasons for the crack were that the un-even mass flow distribution of impingement and the low velocity of the impingement caused the shortage of cooling，after long duration of working under the high temperature and the high pressure difference in and out of the blade wall，a bulging of the wall formed and then cracked.And the improvement design by the adjustment of the radius，number and arrangement of the impingement holes was used to make the mass flow distribution of impingement more even，improve the im?pingement velocity for a more effective coolant for the stator.Another effect of the improvement was the re?duction of the pressure difference outside and inside the stator.The improvement design was proved to be valid by calculation.

aero-engine；turbine；the aft-cavity of stator；creep；crack；impingement cooling；mass flow distribution of impingement；the pressure difference

V232.4

A

1672-2620（2016）04-0001-05

2016-05-11；

2016-07-06

薛偉鵬（1984-），男，福建漳州人，工程師，碩士，主要研究方向?yàn)闇u輪氣動(dòng)設(shè)計(jì)及先進(jìn)技術(shù)。