邵 帥，劉秀芝，魏 峰，邱 豐

（中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015）

0 引言

輪盤作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)重件，必須確保輪盤在可能出現(xiàn)的超轉(zhuǎn)范圍內(nèi)工作而不破裂。對(duì)于雙轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)，由于低壓渦輪軸較細(xì)，考慮到加力燃燒室對(duì)其的影響，低壓渦輪盤發(fā)生超轉(zhuǎn)的概率較高。因此，低壓渦輪盤最需要受到破裂轉(zhuǎn)速的限制，并優(yōu)先考慮低壓渦輪盤的破裂試驗(yàn)[1]。目前，國(guó)內(nèi)外破裂轉(zhuǎn)速的預(yù)測(cè)方法主要有理論計(jì)算方法和基于有限元的多種計(jì)算方法，包括平均應(yīng)力法、最大應(yīng)力法、局部應(yīng)變法及殘余變形法等[2-8]。目前，工程上常用的破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算方法是平均應(yīng)力法[9]，文獻(xiàn)[10-12]對(duì)破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)方法進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。本文為實(shí)際工程問(wèn)題，結(jié)合有限元計(jì)算結(jié)果，采用平均應(yīng)力法和局部塑性應(yīng)變法對(duì)渦輪盤進(jìn)行破裂轉(zhuǎn)速分析，對(duì)輪盤破壞起始部位進(jìn)行預(yù)測(cè)，并與試驗(yàn)和失效分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

1 輪盤破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)

1.1 平均應(yīng)力法

輪盤的破裂模式主要有子午面破裂和圓柱面破裂。子午面破裂是在輪盤子午面以周向應(yīng)力為主的情況下發(fā)生的；圓柱面破裂則是在輪盤某半徑高度上以徑向應(yīng)力為主的情況下發(fā)生的。平均應(yīng)力法是從輪盤平均承載角度分析輪盤子午面和圓柱面失效的破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)方法。采用加權(quán)平均周向應(yīng)力法，基于輪盤2維軸對(duì)稱有限元計(jì)算結(jié)果求解平均周向應(yīng)力公式[3]為

基于輪盤2維軸對(duì)稱有限元計(jì)算結(jié)果，針對(duì)平均徑向應(yīng)力最高截面，根據(jù)徑向應(yīng)力沿截面線積分的方法可求得最大平均徑向應(yīng)力。

基于有限元計(jì)算結(jié)果，采用平均應(yīng)力法計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速儲(chǔ)備公式[4]為

式中：kb為輪盤破裂轉(zhuǎn)速儲(chǔ)備；σb為材料的強(qiáng)度極限；σ為輪盤最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速下的平均周向應(yīng)力；k為材料利用系數(shù)。

低壓渦輪盤材料選用高溫合金GH4169[13]，破裂試驗(yàn)環(huán)境為常溫，有限元分析時(shí)考慮了葉片的作用和離心載荷。采用PLANE183單元建立2維軸對(duì)稱有限元模型進(jìn)行彈性應(yīng)力分析[5]，定義槽底以上的輪緣凸塊部位為具有一定厚度的平面應(yīng)力單元。

通過(guò)對(duì)輪盤子午面和圓柱面進(jìn)行破裂轉(zhuǎn)速儲(chǔ)備分析可知，輪盤子午面破裂轉(zhuǎn)速儲(chǔ)備較低，輪盤的主要破壞模式為子午面破壞?？紤]材質(zhì)的分散性，根據(jù)可靠性要求，選取輪盤隨爐試件拉伸性能的最低值、最高值和平均值進(jìn)行破裂轉(zhuǎn)速分析，假定材料利用系數(shù)為1.0，基于平均應(yīng)力法預(yù)估輪盤破裂轉(zhuǎn)速，見(jiàn)表1。

表1 破裂轉(zhuǎn)速分析

1.2 局部塑性應(yīng)變法

對(duì)輪盤進(jìn)行局部應(yīng)力應(yīng)變分析，采用的應(yīng)力-應(yīng)變曲線根據(jù)隨爐試件實(shí)測(cè)力學(xué)性能數(shù)據(jù)的平均值獲得，將材料手冊(cè)[6]數(shù)據(jù)繪制的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與隨爐試件實(shí)測(cè)力學(xué)性能數(shù)據(jù)平均值繪制的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖1所示。

圖1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

建立局部塑性應(yīng)變分析3維有限元模型，計(jì)算相對(duì)轉(zhuǎn)速154%時(shí)輪盤局部塑性應(yīng)變分布，如圖2所示。從圖中可見(jiàn)，局部塑性應(yīng)變較大部位位于榫槽槽底，且該部位應(yīng)變以周向應(yīng)變?yōu)橹鳎鬓D(zhuǎn)速下槽底局部塑性應(yīng)變分析結(jié)果見(jiàn)表2，塑性應(yīng)變-轉(zhuǎn)速關(guān)系如圖3所示。從塑性應(yīng)變變化規(guī)律可見(jiàn)，當(dāng)轉(zhuǎn)速由157%上升至158%時(shí)，榫槽槽底局部塑性應(yīng)變大幅度提高，按照局部塑性應(yīng)變法預(yù)測(cè)在該轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)輪盤可能發(fā)生破裂，起裂位置為榫槽槽底。

圖2 局部塑性應(yīng)變分布

圖3 槽底塑性應(yīng)變-轉(zhuǎn)速曲線

表2 塑性應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速變化趨勢(shì)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)變計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果對(duì)比

為了驗(yàn)證輪盤局部塑性應(yīng)變法分析模型的正確性，在輪盤榫槽附近布置應(yīng)變片測(cè)量周向應(yīng)變，由于局部應(yīng)變最大部位位于槽底，該部位不便于粘貼應(yīng)變片，將應(yīng)變片布置在輪盤前端面靠近槽底的位置，如圖4所示。各轉(zhuǎn)速下應(yīng)變計(jì)算結(jié)果、測(cè)量結(jié)果及相對(duì)誤差見(jiàn)表3，計(jì)算結(jié)果與各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)變值繪制曲線如圖5所示。從圖中可見(jiàn)，應(yīng)變計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果較為吻合。

2.2 高速攝像記錄

在試驗(yàn)過(guò)程中，采用高速攝像記錄輪盤的整個(gè)試驗(yàn)歷程。當(dāng)試驗(yàn)轉(zhuǎn)速上升至154%時(shí)，輪盤發(fā)生子午面破裂。按時(shí)間順序選取具有代表性的高速攝像照片如圖6所示，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程如下：

圖4 榫槽附近應(yīng)變測(cè)點(diǎn)位置

圖5 榫槽附近應(yīng)變測(cè)點(diǎn)位置

表3 應(yīng)變計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果對(duì)比

圖6 高速攝像記錄

（1）第 1排 5幅照片記錄了試驗(yàn)轉(zhuǎn)速升至154%時(shí)試驗(yàn)件運(yùn)行過(guò)程。轉(zhuǎn)速升至154%前，試驗(yàn)件運(yùn)行狀態(tài)正常，目視整個(gè)輪盤的塑性變形不明顯。當(dāng)試驗(yàn)轉(zhuǎn)速升至154%后，輪盤子午面發(fā)生破裂；

（2）第2排5幅照片記錄了輪盤子午面首斷截面破裂的過(guò)程。輪盤開(kāi)始發(fā)生破裂后，輪盤變形明顯，按逆時(shí)針旋向90°位置輪盤發(fā)生第2次破裂，輪盤第1個(gè)部分徹底斷開(kāi)；

（3）第3排5幅照片記錄了輪盤第2個(gè)部分破裂的過(guò)程。輪盤第1個(gè)部分發(fā)生破裂后，輪盤變形進(jìn)一步變大。從第2次破裂位置起，按逆時(shí)針旋向90°位置輪盤發(fā)生第3次破裂，輪盤第2個(gè)部分徹底斷開(kāi)；

（4）第4排4幅照片記錄了輪盤發(fā)生破裂后的過(guò)程。整個(gè)輪盤破裂之后，破裂的輪盤撞擊到防護(hù)層，產(chǎn)生明顯的火花。

2.3 計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

輪盤在相對(duì)轉(zhuǎn)速達(dá)到154%時(shí)發(fā)生子午面破裂，破裂后整體形貌如圖7所示，首斷截面形貌如圖8所示。將實(shí)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速與預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)表4。

從對(duì)比結(jié)果可見(jiàn)，在常溫條件下，當(dāng)材料利用系數(shù)取1.0時(shí)，采用平均應(yīng)力法預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速仍然低于實(shí)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速，采用實(shí)測(cè)力學(xué)性能最高值預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速與實(shí)測(cè)值最為接近，誤差為-0.65%，采用實(shí)測(cè)力學(xué)性能平均值預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速誤差為-3.25%，由于實(shí)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速高于預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速，本文數(shù)據(jù)不能給出材料利用系數(shù)；采用局部塑性應(yīng)變法預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速高于實(shí)測(cè)值，采用實(shí)測(cè)力學(xué)性能平均值預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速誤差為1.95%～2.60%；本文采用2種方法預(yù)測(cè)低壓渦輪盤（常溫條件下）破裂轉(zhuǎn)速與實(shí)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速較為接近，局部塑性應(yīng)變法預(yù)測(cè)精度相對(duì)更高。

圖7 輪盤破裂后整體形貌

圖8 首斷截面形貌

表4 破裂轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)與預(yù)測(cè)對(duì)比

3 失效分析[14-15]

輪盤首斷截面端口分為盤緣側(cè)斷口和盤心側(cè)斷口，斷口宏觀圖像如圖9所示。斷口靠近盤緣榫槽槽底及輻板中心區(qū)域?yàn)槔w維區(qū)，安裝邊及輻板兩側(cè)區(qū)域?yàn)榧羟写絽^(qū)，斷口表面可見(jiàn)放射線形貌，放射線由槽底向輻板方向擴(kuò)展。盤心側(cè)斷口纖維區(qū)形貌主要為等軸韌窩形貌，剪切唇區(qū)形貌為剪切韌窩，表明該斷口為瞬斷斷口。

圖9 斷口宏觀圖像

根據(jù)剪切唇區(qū)的剪切韌窩方向判斷，斷裂由盤緣側(cè)向盤心側(cè)擴(kuò)展，擴(kuò)展方向如圖10中紅色箭頭所示。因此，隨著轉(zhuǎn)速提高至輪盤破裂轉(zhuǎn)速，低壓渦輪盤發(fā)生瞬斷破壞，由榫槽槽底部位起裂，后擴(kuò)展至盤心。該分析結(jié)果與第1.2節(jié)預(yù)測(cè)輪盤破壞起始位置一致。

圖10 裂紋擴(kuò)展方向

4 結(jié)論

本文采用平均應(yīng)力法和局部塑性應(yīng)變法進(jìn)行破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)，并與試驗(yàn)結(jié)果和失效分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，得出結(jié)論如下：

（1）采用平均應(yīng)力法和局部塑性應(yīng)變法進(jìn)行破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；

（2）采用局部塑性應(yīng)變法預(yù)測(cè)輪盤破裂起始部位與失效分析結(jié)果吻合較好；

（3）對(duì)于本文研究的輪盤及其工作環(huán)境，平均應(yīng)力法預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速低于實(shí)測(cè)值，局部塑性應(yīng)變法預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速高于實(shí)測(cè)值，且局部塑性應(yīng)變法預(yù)測(cè)精度相對(duì)更高。