某APU 負載壓氣機可調進口導葉失效機理研究

李榮華，袁 巍，孟衛華，李 堅

（中國航發湖南動力機械研究所，湖南株洲412002）

0 引言

輔助動力裝置（Auxiliary Power Unit，APU）本質上是1 臺燃氣渦輪發動機，但該裝置不直接為飛行器提供飛行動力，而只是為主發動機起動和飛行器環控/液壓/電力等系統提供輔助能源。早期的APU 主要從動力段壓氣機引出高壓氣體供飛行器使用。因此，壓氣機尺寸一般比渦輪大，允許最多引出壓氣機進氣流量的30%以滿足飛行器的使用需求。并且，通過控制引氣活門的大小可方便地獲取所需的電能和壓縮空氣。但這種工作模式會極大地影響APU 的熱循環效率，因此，引入獨立的負載壓氣機來解決這一問題。負載壓氣機是1 個帶可調進口導葉（Variable Inlet Guide Vane，VIGV）的離心壓氣機。在工作狀態下，通過調節導葉角度就能獲得恒轉速條件下飛行器所需的壓縮空氣流量[1]。然而，導葉角度變化會使其自身氣動載荷隨之變化，導葉與離心葉輪之間的非定常氣動干涉也更為復雜，解決不好，不僅會使壓氣機氣動性能惡化，還容易引起葉片的危險模態共振或強迫振動，導致葉片過早發生疲勞失效等故障[2]。

文獻[3-10]研究了離心葉輪與擴壓器之間的非定常干涉流動；文獻[11-14]則著眼于采用可調進口導葉改變來流預旋條件，以達到降低動靜干涉，提高壓氣機性能的目的；王玉川等[15]利用CFX 對無導葉和帶前置導葉大預旋角度下的離心壓氣機內部流動特性進行數值模擬，分析了葉片表面的壓力分布規律；陳山等[16]研究了跨聲速離心壓氣機進口導葉與離心葉輪葉片排的干涉作用，表明葉片排間距減小會造成流場內壓力波動增大，同時，葉輪激波使葉輪對導葉流場的影響較導葉對葉輪的影響大幾倍甚至十幾倍。由此可見，離心葉輪與可調進口導葉之間的非定常干涉已成為影響離心壓氣機安全性和可靠性的重大問題，必須引起足夠重視。

與離心壓氣機轉子葉片相比，可調進口導葉工作時由于沒有離心力的存在，其疲勞失效的風險通常較低，但不排除在一些偶然或者極端條件下發生疲勞失效的可能。本文以某型APU 負載壓氣機可調進口導葉失效故障為例，通過有限元仿真分析及應力測試驗證，揭示了其失效機理。

1 導葉失效現象

典型的帶負載壓氣機APU 結構如圖1 所示。圖中右邊由動力段壓氣機、燃燒室、渦輪等部件組成APU的核心機，左邊的負載壓氣機轉子與核心機相連，并與動力段壓氣機共用1 個徑向進氣道。如前所述，為了滿足APU 恒轉速條件下飛行器對壓縮空氣流量的需求，負載壓氣機采用可調進口導葉結構。故障APU 按計劃進行1000 h 長試時，在可調進口導葉角度為22°狀態下運轉5 min 后，動力段壓氣機出口壓力出現異常，隨后緊急停車，并進行孔探儀檢查，發現負載壓氣機可調進口導葉有4 片斷裂，同時有多片產生了裂紋和變形，葉片裂紋及斷口宏觀形貌如圖2 所示。

圖1 典型的帶負載壓氣機APU 結構[1]

圖2 葉片裂紋及斷口宏觀形貌

將所有斷口超聲清洗后在掃描電鏡下進行微觀形貌檢查，發現斷裂葉片的主要斷口特征基本一致。導葉進氣邊葉根倒圓一側線源為主疲勞源，側面局部小線源為次疲勞源，如圖3 所示。由此可知導葉疲勞裂紋主要起源于葉盆側靠近葉根倒圓處，沿葉片厚度方向擴展，部分葉片存在次疲勞源，位于進氣邊靠近葉根表面。疲勞裂紋源區未見材質、加工等缺陷。盡管側表面存在一定量的腐蝕產物，但在源區未見腐蝕凹坑，斷面源區及擴展區均有氧化腐蝕產物覆蓋，宏觀可見黑色氧化物附著，初步推斷為開裂后高溫燃氣沖刷所致。材料金相組織正常，各截面抗拉強度均符合相關標準要求。因此，可基本排除表面腐蝕導致初始疲勞裂紋的可能。

圖3 葉片斷口微觀形貌

進一步的斷口分析表明，疲勞裂紋均為線性起源，擴展棱線明顯，為承受較大應力所致。在裂紋穩定擴展階段，低倍觀察可見清晰的疲勞弧線，且弧線間距較寬，高倍可見細密的疲勞條帶。低倍下裂紋擴展區較寬的疲勞弧線為較大載荷變化所致；而細密疲勞條帶則一般由較小的載荷變化所致。因此，可判斷導葉的失效模式為帶有低周特征的高周疲勞開裂。

通過對可調進口導葉前期的氣動、強度與振動設計進行復查，發現在正常情況下導葉的氣動載荷相對較低，導葉產生疲勞失效的風險較小。為了進一步明確非正常失效載荷出現的原因，對導葉執行裝置進行全面檢查，發現其中的“活塞桿”與“接耳”沒有貼合。于是重新復裝了執行裝置和導葉調節組件，同時將執行裝置復位后檢查導葉角度，發現比正常狀態普遍減小了9°～11°，在極限情況下的實際工作角度甚至只有4°左右（如圖4 所示），嚴重偏離了導葉的設計使用規定。因此，在導葉角度為22°狀態下運轉5 min后，負載壓氣機可調進口導葉有4 片斷裂，同時多片產生了裂紋和變形。檢查后發現這些故障葉片的共同特點是工作角度均接近4°的極限條件。

圖4 正常狀態與故障狀態下導葉最小角度對比

理論上，導葉角度減小對穩態氣動載荷和交變氣動載荷均會產生影響，因此，結合導葉失效模式，認為“活塞桿”與“接耳”配合狀態改變引起的導葉角度減小可能是導致非正常失效載荷出現的根本原因。下文基于有限元分析及應力測試驗證等手段深入研究了導葉角度變化對其自身靜強度及振動特性的影響。

2 導葉角度對氣動載荷的影響分析

2.1 穩態氣動載荷

可調進口導葉角度減小對穩態氣動載荷的影響分析主要基于定常數值模擬進行。

首先對正常關閉（22°）和全開（92°）2 種狀態下導葉表面所受的氣動載荷進行分析，結果表明：

（1）在導葉正常關閉（22°）狀態下，葉片吸力面的靜壓明顯低于壓力面的，這一點在葉尖區域體現得更為明顯，如圖5 所示，葉片表面的靜壓分布如圖6 所示。圖中曲線所圍成的面積就是壓力面和吸力面的靜壓差，亦即葉片所受的穩態氣動載荷。通過計算可知葉片表面由靜壓差帶來的穩態氣動載荷約為20 N，這一載荷相對而言是比較低的。

（2）在導葉正常全開（92°）狀態下，葉片壓力面和吸力面靜壓差很小（如圖7 所示），葉片所受穩態氣動載荷比正常關閉狀態下的更低。

基于上述分析可知，在正常狀態下（導葉角度為22°～92°），導葉的穩態氣動載荷均很小，理論上不會給導葉帶來大的穩態應力。但是不難發現，導葉角度越小，壓力面和吸力面靜壓差越大，導葉所受的穩態氣動載荷也增大。因此，為進一步了解非正常狀態（導葉角度在22°基礎上減小9°～11°，甚至達到極限條件下的4°）下導葉所受的氣動載荷，分別分析了導葉角度為15°、12°、7°和4°時的葉片表面靜壓分布，如圖8 所示。結果表明，導葉角度在一定范圍內繼續減小時，壓力面的氣動壓力略有升高，而吸力面的氣動壓力則顯著降低，即導葉表面的靜壓差進一步增大，葉片所受穩態氣動載荷增大。但導葉角度減小到一定程度后，穩態氣動載荷趨于穩定（圖8（c）、（d）），當導葉角度分別減小到7°、4°時，穩態氣動載荷已經沒有明顯變化，甚至導葉角度為4°時的氣動力載荷比7°時的氣動力載荷還略小。

圖6 22°時葉片表面靜壓分布

圖7 92°時葉片表面靜壓（進口總壓無量綱化）

圖8 不同導葉角度下的葉片表面靜壓分布

2.2 交變氣動載荷

可調進口導葉角度減小對交變氣動載荷的影響分析主要基于非定常數值模擬進行。由于工程上結構件的振動響應分析預測方法并不成熟，因此只關注導葉角度變化對交變載荷的影響規律，具體的振動響應結果則借助于后續的動應力測試獲得。

在不同導葉角度下10%葉高位置的絕對馬赫數如圖9 所示。從圖9（a）中可見，附面層低速區速度變化并不明顯，在前緣至60%導葉弦長范圍由于葉片前緣攻角很大，形成了分離泡；在60%弦長位置因存在激波附面層干擾而發生了分離，故此時導葉在10%葉高處整個吸力面的靜壓均較低。從圖9（b）、（c）可見，隨著導葉角度的減小，吸力面分離區起始位置往上游∑動，在導葉角度為12°、7°時分別到達約50%、25%弦長位置，而且氣流馬赫數也顯著增大，吸力面靜壓減小，葉片氣動負荷越來越大。同時，葉尖區域吸力面分離并不穩定，而且存在一定的脫落頻率，分離區大小和葉片吸力面壓力分布均呈周期性變化，對導葉產生周期性的彎曲作用力，而且導葉角度越小，周期性的彎曲作用力變化越明顯。

圖9 不同導葉角度下10%葉高的絕對馬赫數

3 導葉角度對強度與振動的影響分析

3.1 導葉角度對強度的影響

根據第2.1 節中的氣動計算結果對不同角度下的導葉靜強度進行了有限元分析，得到的導葉應力結果和強度儲備系數分別見表1，并如圖10 所示。從表中可見，在導葉正常關閉狀態（22°）下，葉身最大當量應力只有約130 MPa，對應的屈服強度儲備系數與極限強度儲備系數分別為2.12、2.38，均滿足設計標準要求。隨著導葉角度逐步偏離正常狀態（逐步減小），葉身的最大當量應力也隨之較為明顯地增大。但是，即便在角度達到4°的極限條件下，導葉強度儲備系數仍然滿足設計標準要求，由此可以推斷，單純因靜強度不足使得導葉提前出現疲勞失效的可能性較小。從圖10 中可見，導葉最大穩態應力位置與本次故障中的裂紋起始位置較為吻合。

表1 不同導葉角度下的導葉應力和強度儲備系數

圖10 進口導葉當量應力分布

3.2 導葉角度對振動的影響

由于當前工程上有關結構件的振動響應預測方法并不成熟，同時可調進口導葉邊界條件也比較復雜，基于非定常氣動載荷的導葉振動響應預測結果可信度較低。因此，只對裝配狀態下的導葉振動特性進行分析評估，旨在明確導葉在工作轉速范圍內的潛在有害共振，為導葉動應力測試驗證提供參考。

本文中可調進口導葉固有頻率及裕度計算結果見表2。從表中可見，導葉在2 倍低階激振下的1 階頻率裕度僅為4.6%，低于相關標準規定裕度要求值的10%，此時導葉共振頻率約為1672 Hz。由此可知，不能排除導葉因1 階共振導致疲勞失效的可能。導葉1 階振型和振動應力分布如圖11 所示。從圖中不難發現，導葉1 階最大振動應力部位同樣與導葉裂紋起始位置相吻合。

4 導葉應力測試驗證及評估

4.1 應力測試驗證

如第3.2 節所述，由于當前無法通過計算獲得較為可靠的可調進口導葉振動響應數據，因此，本文通過在單級試驗件上模擬負載壓氣機可調進口導葉的真實運行環境，對導葉進行動應力測試，以驗證導葉振動應力水平隨工作角度調節時的變化規律。通過測試還獲得了葉身裂紋起源部位附近的穩態應力。

導葉振動應力、穩態應力測試結果見表3，不同導葉角度和工作轉速下的動應力頻譜及時域如圖12～14 所示。通過分析可以得到如下結論：

表3 在設計轉速下不同導葉角度的應力值

（1）從圖12 中可見，導葉角度為22°時導葉的最大應力幅值始終出現在1500 Hz 左右，較表2 中的1672 Hz 低，初步分析主要是由于模擬的安裝邊界條件比真實狀態的剛性更高。在40%～100%的轉速范圍內，該振動峰值一直存在，盡管其振動頻率會有少量偏∑（初步推斷該偏∑是因不同轉速狀態的氣動載荷不同導致葉片安裝狀態發生變化所致）。據此可判定，導葉在40%～100%的轉速范圍內存在以1 階振型為主的強迫振動。同時不難發現，導葉角度為22°時，該強迫振動導致的葉片振動應力很小，最大只有約7.63 MPa（見表3），不足以導致葉片出現高周疲勞破壞。而在共振頻率裕度只有4.6%的設計轉速下，這一振動應力則更小，因此，在正常狀態下由第3.2 節中的共振導致導葉發生疲勞失效的可能性基本可以排除。另外，根據第2.2 節的研究，在一定范圍內導葉角度越大，葉片吸力面分離越穩定，所承受的交變載荷也越小，葉片高周疲勞破壞的風險也相應降低。

圖12 導葉角度為22°時不同轉速下的應力頻譜

（2）從圖13 中可見，當轉子轉速達到70%設計轉速時，葉片振動應力峰值已經達到約102 MPa，且測點的動應力水平隨著轉速的增加一直在增大（圖14（b）），為了確保試驗件與測試設備的安全，只能選擇停車。導葉角度為4°時的導葉振動響應遠大于22°時的，不難預見，隨著轉子工作轉速繼續增加直至100%設計轉速，導葉振動應力將進一步加大，從而使葉片在短時間內出現疲勞失效。由此可知，導葉角度嚴重偏離正常值導致的過大的振動應力是造成葉片在5 min 內即出現多片葉片斷裂或裂紋的主要原因。同時，也驗證了第2.2 節中隨著導葉角度減小葉片的交變氣動載荷越來越大的預測。

圖13 導葉角度為4°時不同轉速下的應力頻譜

（3）通過分析圖14 中的時域響應圖譜可以發現，導葉角度為22°時的穩態應力小于4°時的，這一結果也驗證了第2.1 節中導葉角度減小會導致葉片穩態氣動載荷增大的預測。同時，從圖14（a）中可見，導葉角度為22°時，在整個轉速范圍內導葉的振動響應幅值均較小，且隨轉速升高變化不大；從圖14（b）中可見，當角度為4°時，導葉的振動響應幅值顯著增大，且隨轉速升高變化明顯。

圖14 不同導葉角度下的應力時域

（4）對比表1、3 可知，表1 中的穩態應力計算結果要顯著高于表3 中的實測結果。這是因為峰值應力一般會出現在結構的幾何突變位置，這些位置通常存在明顯的應力集中，但不適合貼片操作，只能選取離該峰值應力點較近的位置進行測試，因此所測的應力值會比實際的最大穩態應力值低。同時，表3 中的結果還表明，導葉角度為4°時的穩態應力比10°時的略小，這也驗證了第2.1 節中關于葉片角度減小到一定程度后穩態氣動載荷趨于穩定的結論。

4.2 高周疲勞評估

目前工程上零件高周疲勞評估普遍采用修正的Goodman 圖進行，根據Goodman 圖得到導葉最高許用振動應力為

式中：σa為許用振動應力；ka為許用振動應力儲備系數，取1.4；kb為穩態應力儲備系數，取1.0；σ-1為對稱循環交變應力的疲勞極限；σb為拉伸強度極限；σm為考核點的穩態應力。

根據式（1）得到高周疲勞評估結果如圖15 所示。圖中實線表示根據試驗穩態應力換算得到的許用振動應力，虛線表示動應力實測結果，虛線上的點超過實線即表示導葉在相應轉速下的振動應力過大，可導致葉片出現高周疲勞。經分析可知：

圖15 不同導葉角度和轉速下的高周疲勞評估結果

（1）隨著轉速的增加，同顏色的實線與虛線相互接近，表示二者的疲勞裕度在逐步降低；

（2）在同轉速下，導葉角度越小，實線與虛線越接近，導葉振動應力越靠近許用值，說明越容易發生疲勞斷裂，其中在導葉角度為4°，轉速為37000 r/min時，虛線已經高于實線，導葉的振動應力已經高于安全值。

上述分析說明在非正常狀態下過大的振動應力是導致導葉過早出現斷裂或裂紋的主要原因。

5 結論

本文以某型APU 負載壓氣機可調進口導葉疲勞失效故障為例，深入研究了導葉工作角度變化對自身穩態與交變氣動載荷的影響，并進行了測試驗證，得到如下結論：

（1）在正常狀態下，通過合理設計可調導葉角度，導葉的穩態氣動載荷可以得到有效控制，不會給導葉帶來大的穩態應力。但如果設計或裝配不合理，使得導葉角度偏小，則可能加大導葉的穩態氣動載荷，使自身穩態應力惡化。

（2）可調導葉因設計或裝配不合理導致角度偏小，容易使得葉片吸力面產生氣動分離并不穩定，而且存在一定的脫落頻率，分離區大小和葉片吸力面壓力分布均呈周期性變化，將對導葉產生周期性的彎曲作用力，導葉角度越小，周期性的彎曲作用力變化越明顯，導葉受到的振動交變載荷也就越大。

（3）本文中可調進口導葉執行裝置的“活塞桿”與“接耳”裝配不到位，導葉角度嚴重偏離正常值，使得氣動交變載荷顯著增大，導致出現過大的振動應力，是導葉短時間內疲勞失效的主要原因。同時，導葉角度偏離提高了葉片的穩態應力水平，這也加劇了導葉的失效進程。

根據上述分析和所得結論，完善了相應的裝配工藝，以保證導葉及其作動機構的正常裝配并嚴格控制導葉執行裝置的檢驗過程；從提高導葉疲勞抗力的角度出發，適當增大葉根圓角，以降低葉根的應力水平。通過貫徹這些改進措施，最終該型APU 可調進口導葉斷裂故障得到有效解決并順利通過1000 h 長試。