秦仕勇，馮引利，孫海鶴，何 云

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500)

粉末冶金渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速分析與驗(yàn)證

秦仕勇，馮引利，孫海鶴，何 云

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500)

結(jié)合改進(jìn)前粉末冶金渦輪盤的破裂情況、斷口分析和破裂轉(zhuǎn)速分析方法，從提高總體強(qiáng)度、降低局部應(yīng)力和應(yīng)變、降低殘余變形、控制加工工藝等方面，采取增大倒圓、增加輻板厚度等方法對粉末合金渦輪盤進(jìn)行了結(jié)構(gòu)和工藝上的改進(jìn)。通過對比分析改進(jìn)前后渦輪盤的局部應(yīng)力應(yīng)變、整體屈服強(qiáng)度儲備和殘余變形，及后續(xù)的渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速試驗(yàn)均表明，本文采取的改進(jìn)措施效果明顯，能顯著降低破裂位置處的局部應(yīng)力、提高徑向屈服強(qiáng)度及降低盤緣殘余變形。

航空發(fā)動機(jī)；渦輪盤；破裂轉(zhuǎn)速；局部應(yīng)力和應(yīng)變；殘余變形

1 引言

航空發(fā)動機(jī)在正常加速過程中的瞬間超轉(zhuǎn)，以及燃油調(diào)節(jié)器失靈、加力燃燒室故障或軸破壞脫開等其他異常條件，均會引起輪盤超轉(zhuǎn)。此時，若輪盤材料有缺陷或結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計不合理，就會出現(xiàn)轉(zhuǎn)子碰磨及輪盤破裂等故障。因此，為保證輪盤在規(guī)定超轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速下的變形在允許范圍內(nèi)及輪盤在破裂轉(zhuǎn)速下不被破壞，靜強(qiáng)度設(shè)計時均要進(jìn)行破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測，為轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)完整性提供必要強(qiáng)度儲備。國軍標(biāo)《航空渦輪噴氣和渦輪風(fēng)扇發(fā)動機(jī)通用規(guī)范》[1]中明確要求：當(dāng)輪盤材料承受最大溫度梯度和最高工作溫度時，輪盤的設(shè)計破裂轉(zhuǎn)速不低于最高允許穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的122%。

在以往研究中，吳長波等[2]采用傳統(tǒng)平均應(yīng)力法對高壓渦輪整體葉盤破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行了預(yù)測，并基于破裂試驗(yàn)結(jié)果反推了材料利用系數(shù)；萬江艷等[3]針對塑性較好的A3鋼，建立了與材料延伸率相關(guān)的輪盤破裂準(zhǔn)則，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了該準(zhǔn)則的準(zhǔn)確性；馮引利等[4]分別采用平均應(yīng)力法、局部應(yīng)變法和殘余變形法預(yù)測了粉末合金渦輪盤的破裂轉(zhuǎn)速，經(jīng)破裂試驗(yàn)表明，平均應(yīng)力法預(yù)測破裂轉(zhuǎn)速與試驗(yàn)破裂轉(zhuǎn)速存在較大偏差，局部應(yīng)變法和殘余變形法預(yù)測的破裂轉(zhuǎn)速與試驗(yàn)破裂轉(zhuǎn)速吻合很好。本文在局部應(yīng)力/應(yīng)變法、殘余變形法的基礎(chǔ)上提出了粉末合金渦輪盤的結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施，采取有限元計算的方法分析了粉末冶金渦輪盤結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后的破裂轉(zhuǎn)速，比較了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤的局部應(yīng)力應(yīng)變、徑向屈服儲備及殘余變形，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證表明，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的渦輪盤破裂試驗(yàn)達(dá)到國軍標(biāo)考核要求，其改進(jìn)措施效果明顯，可推廣應(yīng)用于粉末合金渦輪盤的結(jié)構(gòu)改進(jìn)上，具有較高的工程應(yīng)用價值。

2 改進(jìn)前粉末冶金渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速概況

2.1 改進(jìn)前渦輪盤破裂試驗(yàn)概況

該粉末冶金渦輪盤在中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院地坑式輪盤旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)器上完成了破裂試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果顯示，當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到119%試驗(yàn)基準(zhǔn)轉(zhuǎn)速時發(fā)生徑向破裂，破裂外貌如圖1所示。斷口分析表明，渦輪盤周向斷口起源于轉(zhuǎn)接R0.5 mm處表面周向分布的加工刀痕，如圖2所示。

圖1 粉末冶金高溫合金渦輪盤破裂外貌Fig.1 The powder metallurgy superalloy turbine disk’s burst

圖2 斷口起源位置Fig.2 Fracture origin position

2.2 改進(jìn)前渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速理論分析概況

平均應(yīng)力法是目前國內(nèi)常用的一種預(yù)測輪盤破裂轉(zhuǎn)速的方法，該方法認(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，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，輪盤沿子午面破裂。平均應(yīng)力法的計算表達(dá)式為：

式中：nb為輪盤破裂轉(zhuǎn)速(r/min)，n0為試驗(yàn)基準(zhǔn)轉(zhuǎn)速(r/min)，η為輪盤材料利用系數(shù)，σb為輪盤實(shí)測拉伸強(qiáng)度極限(MPa)，σˉ為平均應(yīng)力(MPa)。

文獻(xiàn)[3]中提出的局部應(yīng)變法，隨著轉(zhuǎn)速的增加，當(dāng)輪盤內(nèi)任一局部位置處的當(dāng)量塑性應(yīng)變達(dá)到材料的延伸率時，對應(yīng)的轉(zhuǎn)速為輪盤破裂轉(zhuǎn)速。當(dāng)量塑性應(yīng)變ξ1n的計算表達(dá)式為：

式中：δ5為輪盤材料的延伸率。

文獻(xiàn)[5]中提出的殘余變形法，即當(dāng)進(jìn)行輪盤破裂試驗(yàn)時，根據(jù)各轉(zhuǎn)速點(diǎn)試驗(yàn)后實(shí)測的殘余變形值給出殘余變形量-轉(zhuǎn)速的關(guān)系曲線（圖3），當(dāng)殘余變形量的增長速率變得很快時對應(yīng)的轉(zhuǎn)速為輪盤的破裂轉(zhuǎn)速。殘余變形量ξ的計算表達(dá)式為：

式中：Ds為輪盤試驗(yàn)后測量的外徑，D0為輪盤試驗(yàn)前測量的外徑。

圖3 殘余變形量-轉(zhuǎn)速曲線Fig.3 Residual deformation-speed curve

表1 改進(jìn)前渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測結(jié)果對比Table 1 The comparison of the unimproved turbine disk’s burst speed forecast results

文獻(xiàn)[4]在基于有限元計算結(jié)果的基礎(chǔ)上，分別采用上述三種方法分析得出了輪盤的破裂轉(zhuǎn)速(表1)，可知采用平均應(yīng)力法的預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差較遠(yuǎn)，而采用局部塑性應(yīng)變法和殘余變形法的預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

3 粉末冶金渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速改進(jìn)

3.1 改進(jìn)措施

影響輪盤破裂轉(zhuǎn)速的因素主要包括總體強(qiáng)度與局部強(qiáng)度，采取降低平均應(yīng)力、提高總體強(qiáng)度的方法可提高破裂轉(zhuǎn)速和降低輪盤殘余變形。可通過增加輪盤輪轂厚度來提高周向破裂轉(zhuǎn)速，和增加輪盤幅板厚度來提高徑向破裂轉(zhuǎn)速。本文選取增加幅板厚度的方法提高輪盤的徑向破裂轉(zhuǎn)速儲備，通過優(yōu)化局部結(jié)構(gòu)(如增大過渡倒圓半徑等)降低局部應(yīng)力應(yīng)變來降低局部強(qiáng)度。另外，考慮到渦輪盤結(jié)構(gòu)復(fù)雜、圓弧轉(zhuǎn)接多，加工時需多把刀具轉(zhuǎn)接加工完成，加工過程中易產(chǎn)生加工刀痕[6]，故對原粉末冶金渦輪破裂盤采取以下幾方面措施進(jìn)行改進(jìn)：

(1)減小局部應(yīng)變。增大裂紋起始位置B處倒圓，從R0.5 mm增大到R2.0 mm，渦輪盤排氣邊側(cè)喉部A處倒圓由R6.0 mm增大至R8.0 mm，盤前輻板與輪轂轉(zhuǎn)接C處倒圓由R10.0 mm增大至R20.0 mm。

(2)提高渦輪盤徑向屈服儲備，減小殘余變形，增加渦輪盤輻板厚度。

(3)改善渦輪盤加工工藝。所有轉(zhuǎn)接必須圓滑，接刀臺階表面均勻轉(zhuǎn)接，且半徑不小于3.0 mm，粗糙度Ra不大于0.8 μm，臺階間隙不小于7.0 mm；孔口和圓角進(jìn)行拋光處理，粗糙度Ra不大于0.8 μm。

改進(jìn)前后渦輪盤結(jié)構(gòu)對比見圖4，表2給出了改進(jìn)前后渦輪盤幾何參數(shù)?？梢姡植课恢?尤其是破裂位置)倒圓半徑增幅明顯。

圖4 渦輪盤改進(jìn)前后結(jié)構(gòu)對比示意圖Fig.4 The comparison between turbine disk before and after improvement

表2 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后局部位置幾何參數(shù)對比Table 2 the comparison of local position geometric parameters before and after improvement

3.2 改進(jìn)前后渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速理論分析

3.2.1 應(yīng)力/應(yīng)變理論計算分析

考慮結(jié)構(gòu)和材料非線性兩種情況，對改進(jìn)前后渦輪盤進(jìn)行彈塑性有限元計算分析，并比較改進(jìn)前后渦輪盤的局部應(yīng)力、局部塑性應(yīng)變、徑向破裂轉(zhuǎn)速儲備及殘余變形。圖5給出了改進(jìn)前后渦輪盤結(jié)構(gòu)子午面徑向應(yīng)力分布，表3給出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后局部位置處最大應(yīng)力?？梢?，改進(jìn)后渦輪盤結(jié)構(gòu)局部區(qū)域應(yīng)力較改進(jìn)前明顯減小，其中原結(jié)構(gòu)破裂位置處應(yīng)力減小幅度最大，達(dá)24.24%。

圖5 改進(jìn)前后渦輪盤徑向應(yīng)力分布(MPa)Fig.5 The radial stress distribution of turbine disk before and after improvement(MPa)

圖6給出了改進(jìn)前后渦輪盤子午面等效應(yīng)變分布，表4給出了改進(jìn)前后渦輪盤局部位置處的應(yīng)變對比?？梢姡倪M(jìn)后A、B、C、D各局部位置處應(yīng)力較改進(jìn)前均有所改善，其中B處改進(jìn)效果最為顯著，降低64.13%。

表3 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后局部應(yīng)力對比Table 3 The comparison of local position’s stress value before and after improvement

圖6 改進(jìn)前后渦輪盤等效應(yīng)變分布Fig.6 The equivalent strain distribution of turbine disk before and after improvement

圖7 不同位置塑性應(yīng)變計算結(jié)果對比Fig.7 The comparison of plastic strain calculation results at A、B、C、D

表4 渦輪盤結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后局部等效應(yīng)變對比Table 4 The comparison of local position’s equivalent strain before and after improvement

為更好地比較改進(jìn)前后渦輪盤局部應(yīng)變，圖7給出了A、B、C、D位置處結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤局部塑性應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速的變化關(guān)系?？梢?，隨著轉(zhuǎn)速的增加，改進(jìn)前渦輪盤A、B、C處局部等效塑性應(yīng)變在118%～119%轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)出現(xiàn)了突變，改進(jìn)后渦輪盤A、B、C處局部等效塑性應(yīng)變呈緩慢上升趨勢，改進(jìn)前后渦輪盤D處局部等效塑性應(yīng)變基本相當(dāng)。

3.2.2 屈服儲備/殘余變形理論計算分析

圖8給出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤徑向屈服儲備系數(shù)隨半徑的變化?？梢?，隨著半徑的增加，徑向屈服儲備系數(shù)減小，改進(jìn)后渦輪盤徑向屈服儲備系數(shù)較改進(jìn)前明顯提高。表5給出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤典型截面位置的徑向屈服系數(shù)對比。

圖8 改進(jìn)前后渦輪盤徑向屈服儲備系數(shù)-半徑曲線Fig.8 The radial yield reserve coefficients-radius curve before and after improvement

表5 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后徑向屈服儲備系數(shù)對比Table 5 The comparison of radial yield reserve coefficients before and after improvement

圖9給出了改進(jìn)前后渦輪盤盤心殘余變形隨轉(zhuǎn)速的變化關(guān)系?？梢?，改進(jìn)前后盤心處殘余變形基本相當(dāng)，改進(jìn)前渦輪盤盤緣殘余變形在118%～119%轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)出現(xiàn)了突變，改進(jìn)后隨著轉(zhuǎn)速的增加殘余變形增幅緩慢，且未出現(xiàn)突變。表6給出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后盤心和盤緣具體的殘余變形值。

4 改進(jìn)后粉末冶金渦輪盤破裂試驗(yàn)概況

將改進(jìn)后的粉末冶金高溫合金渦輪盤置于地坑式輪盤旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)器上開展超轉(zhuǎn)、破裂試驗(yàn)。試驗(yàn)溫度模擬發(fā)動機(jī)工作狀態(tài)的最高允許溫度，試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為發(fā)動機(jī)最大物理轉(zhuǎn)速的1.10、1.15、1.18及1.22倍。每次試驗(yàn)從零轉(zhuǎn)速上升至預(yù)定轉(zhuǎn)速，并在峰值轉(zhuǎn)速保載一段時間(轉(zhuǎn)速1.10、1.15停留5 min，轉(zhuǎn)速1.18、1.22停留30 s)，自然冷卻至室溫后在三坐標(biāo)上對盤心、盤緣尺寸進(jìn)行測量。表7給出了改進(jìn)后渦輪盤盤心及盤緣的試驗(yàn)后實(shí)測相對殘余變形量。

圖9 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤殘余變形-轉(zhuǎn)速曲線Fig.9 The residual deformation-speed curve of turbine disk rim before and after improvement

表6 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤殘余變形量理論計算值對比Table 6 The comparison of theoretical calculation of residual deformation before and after improvement

圖10給出了改進(jìn)前后盤心及盤緣實(shí)測殘余變形隨轉(zhuǎn)速的變化，表8給出了改進(jìn)前后盤心及盤緣在各相對基準(zhǔn)轉(zhuǎn)速下的實(shí)測殘余變形值?？梢?，隨著轉(zhuǎn)速的增加，殘余變形呈上升趨勢，改進(jìn)前盤緣在115%～119%試驗(yàn)轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)殘余變形值出現(xiàn)了突變，而改進(jìn)后殘余變形值呈緩慢上升；改進(jìn)前后盤心實(shí)測殘余變形基本相當(dāng)，這與圖9理論計算分析結(jié)果類似，但數(shù)值略高于理論計算值。

表7 改進(jìn)后渦輪盤盤心及盤緣殘余變形量Table 7 The residual deformation for improved turbine disk

圖10 改進(jìn)前后渦輪盤實(shí)測殘余變形-轉(zhuǎn)速曲線Fig.10 The residual deformation-speed curve of turbine disk before and after improvement

表8 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后渦輪盤實(shí)測殘余變形量Table 8 The experimental residual deformation results of turbine disk before and after improvemen

5 結(jié)論

結(jié)合改進(jìn)前粉末合金渦輪盤的破裂情況及斷口分析結(jié)論，采取提高總體強(qiáng)度、降低局部應(yīng)變、降低殘余變形及改善加工工藝等幾方面措施對破裂渦輪盤結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，對比分析了改進(jìn)前后渦輪盤的局部應(yīng)力應(yīng)變、整體屈服強(qiáng)度儲備、殘余變形，并通過破裂轉(zhuǎn)速試驗(yàn)驗(yàn)證了改進(jìn)措施的有效性。研究得出：

(1)采取增大倒圓以降低局部應(yīng)力應(yīng)變的方法，改進(jìn)后渦輪盤破裂位置B處的應(yīng)變降低64.13%，局部應(yīng)力降低24.24%，改進(jìn)效果顯著；

(2)采取增加幅板厚度提高整體屈服強(qiáng)度的方法，改進(jìn)后渦輪盤破裂位置B處的徑向屈服強(qiáng)度提高4.44%，盤緣殘余變形由0.49%降低到0.089%；

(3)本文采取的改進(jìn)措施可推廣應(yīng)用于粉末合金渦輪盤的結(jié)構(gòu)改進(jìn)上，具有較高的工程應(yīng)用價值。

[1]GJB 241A-2010，航空渦輪噴氣和渦輪風(fēng)扇發(fā)動機(jī)通用規(guī)范[S].

[2]吳長波，卿 華，馮引利.某高壓渦輪整體葉盤破裂轉(zhuǎn)速計算方法及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2006，19(3)：33—36.

[3]萬江艷，周柏卓.輪盤彈塑性盤破裂準(zhǔn)則的建立及變厚度輪盤破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測[J].航空發(fā)動機(jī)，2011，37(5)：4—6.

[4]馮引利，吳長波，高 鵬，等.某粉末冶金高溫合金渦輪盤破裂轉(zhuǎn)速分析[J].航空動力學(xué)報，2013，28(3)：501—506.

[5]《航空渦噴發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計準(zhǔn)則》編委會.航空渦噴發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計準(zhǔn)則——第二冊輪盤[K].北京：中航工業(yè)總公司發(fā)動機(jī)系統(tǒng)工程局，1997.

[6]萬江艷，周柏卓.粉末合金輪盤關(guān)鍵部位多圓弧轉(zhuǎn)接降應(yīng)力研究[J].航空發(fā)動機(jī)，2015，24(1)：58—61.

Burst speed analysis and verification of the powder metallurgy superalloy turbine disk

QIN Shi-yong，F(xiàn)ENG Yin-li，SUN Hai-he，HE Yun
(AECC Sichuan Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

Combined with the powder metallurgy superalloy turbine disk rupture,fracture analysis and the burst speed analysis method,the structure and process of turbine disk were improved through increasing the overall strength,reducing the stress,strain as well as the residual deformation,and controlling the process?ing technology by means of enlarging the rounding and thickening the web.The local stress and strain,over?all yield strength margin and residual deformation of turbine disk before and after improvement were com?pared and analyzed along with the burst speed verification test.The test results show that improvement mea?sures are effective to reduced the local stress in rupture,increase the radial residual strength and reduce the residual deformation at rim.

aero-engine；turbine disk；burst speed；local stress and strain；residual deformation

V231.91；V232.2

A

1672-2620(2017)05-0036-06

2017-04-06；

2017-06-09

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(2015AA034401)

秦仕勇(1986-)，男，云南麗江人，工程師，碩士，主要從事航空發(fā)動機(jī)強(qiáng)度、壽命設(shè)計技術(shù)研究。