某型渦軸發動機動力渦輪超轉影響性分析研究

鄭四德 葉航 苗國磊

摘要：針對某型渦軸發動機在運行過程中出現動力渦輪轉子超轉至127%故障，采用強度仿真分析、無損檢測、結構尺寸對比分析、葉片微觀組織檢測等手段方法，對超轉后的動力渦輪盤及渦輪葉片進行了超轉影響性分析。分析結果表明，該型發動機的動力渦輪葉片、輪盤的強度裕度較大，同時故檢與尺寸檢查未發現異常，表明超轉至127%對發動機動力渦輪盤及轉子葉片無明顯影響。本文的分析思路及分析結果可為同類故障的影響性分析提供借鑒。

關鍵詞：動力渦輪；超轉；強度分析；無損檢測

Keywords：power turbine；overturning；strength analysis；non-destructive testing

1 故障情況

渦軸發動機動力渦輪用于提取動力，驅動主減速器帶動螺旋槳。動力渦輪轉子不受壓氣機轉子的直接影響，能獨立地按照給定的規律運轉 [1] 。動力渦輪由于與燃氣渦輪沒有機械連接，只有氣動上的聯系，控制系統通過控制噴油量使得動力渦輪轉速保持穩定，當負載需要下降時控制系統會降低噴油量，降低發動機輸出功率，否則動力渦輪會發生超轉。

按照國軍標GJB 242A-2018《航空渦輪螺槳和渦輪軸發動機通用規范》規定，動力渦輪軸不能超過115%的瞬態轉速限制，輪盤的設計破裂轉速不低于穩態最高轉速的122%。某臺引進型渦軸發動機在運行過程中的減速階段負載下降時沒有及時減小供油，同時超轉保護未啟動，導致發動機動力渦輪超出最大瞬態轉速（111%工作轉速）限制，瞬間工作至127%，整個超轉過程歷時約1.5s，其間燃氣渦輪轉速、燃氣渦輪后溫度、振動值均超過允許值，輸出軸幾乎處于空載狀態。

目前國內鮮有針對渦軸發動機動力渦輪超轉后葉片及盤的影響性評估的文獻。本文針對上述超轉故障開展了不同轉速下的盤及葉片的有限元分析，計算了靜強度儲備及盤的破裂轉速，綜合榫頭榫槽等結構尺寸測量、無損檢測及葉片微觀組織分析，對超轉后的動力渦輪葉片及轉子葉片進行了分析評估。

2 強度分析

由于輸出軸近乎處于空載狀態，受扭矩影響大，可初步排除受離心力影響較小的零件（如傳動軸、靜子件等）故障的可能。與動力渦輪軸相連的減速器齒輪強度分析結果表明，齒輪在超轉狀態下的最大應力仍具有較大的強度裕度，因此重點對動力渦輪盤和葉片的靜強度儲備、超轉狀態下應力應變場以及盤的破裂轉速進行計算分析。

2.1 渦輪盤及轉子葉片靜強度儲備分析

按照發動機渦輪盤強度設計準則 [2]要求，采用有限元數值仿真方法，對渦輪盤的靜強度儲備進行評估。動力渦輪共有兩級，在考慮溫度影響的條件下，二級渦輪盤和葉片相對于一級輪盤和葉片的應力水平更高，因此，以二級輪盤和葉片的計算結果為例進行說明。計算結果如表1所示，從中可以看出，渦輪盤的靜強度儲備系數高于盤類件靜強度設計準則中要求的儲備系數。

采用有限元數值仿真方法，對動力渦輪轉子葉片進行仿真分析。結果顯示最大應力在葉片根部，其他部位的應力相對較小（除葉冠和榫頭接觸區），因此重點考察葉片根部的強度儲備。表2給出了葉片的強度儲備系數，從中可以看出，葉片具有較大的強度儲備系數，高于渦輪葉片強度設計準則的要求 [2] 。

2.2 不同轉速下渦輪盤及葉片的應力應變場分析

分別計算動力渦輪盤在100%（工作轉速）、111%（最大瞬態轉速）、122%（破裂試驗轉速）及127%（本次超轉轉速）等4個轉速、2種溫度場共8種狀態下的彈性應力應變。應力分布如圖1所示，各種狀態下的匯總情況如表3所示。

從表3可以看出：1）均溫條件下，在127%轉速下，動力渦輪盤在盤心部位已經局部進入塑性；2）在假定的溫度梯度條件下，在127%轉速下，盤心局部位置的應力值超屈服值相對較多。

對動力渦輪盤進一步作彈塑性應力應變求解，應變分布如圖2所示，最大塑性應變值如表4所示。

從以上分析結果可以看出，動力渦輪盤彈塑性解的盤心最大等效應力為951MPa，低于材料在500℃下的屈服強度1007MPa，具有1.059的強度儲備系數。動力渦輪盤的最大塑性應變位于盤心，最大塑性應變數值為0.86‰，對一般渦輪盤的設計而言，該應變值屬于較小的應變值。

采用有限元數值仿真方法，對II級動力渦輪葉片分別計算在100%、111%、122%及127%等4個轉速狀態下的彈性應力應變分析，各種狀態下的匯總情況如表5所示。

從表5可以看出：在127%轉速下，動力渦輪葉片最大等效應力（葉根）超過了屈服應力，葉根已經局部進入塑性。對動力渦輪葉片進一步作彈塑性應力應變求解，應變分布如圖3所示，最大塑性應變值如表6所示。

從以上分析結果可以看出，動力渦輪葉片的最大塑性應變位于葉根上部（約20%葉高），最大塑性應變數值為1.28‰。127%轉速下應力最大截面平均應力624MPa，低于葉片材料的持久極限。

2.3 渦輪盤破裂轉速計算分析

按照輪盤周向和徑向破裂轉速方法 [4] ，結合有限元計算結果，對渦輪盤不同溫度分布下的周向及徑向破裂轉速進行計算。

計算結果如表7所示。從中可以看出，兩型盤的破裂轉速儲備遠高于國內設計規范標準要求。

3 故檢結果

3.1 目視檢查

對分解下來的動力渦輪盤、渦輪葉片及蜂窩件等結構進行目視檢查，發現動力渦輪II級蜂窩在圓周360°均有深度不一的新的磨痕。通過測量冷態下轉子葉片與蜂窩之間的間隙值，發現冷態間隙滿足大修手冊要求，經裝配狀態下的葉尖間隙確定，該磨痕為超轉時渦輪葉片彈性變形而使葉片彈性伸長所致。其他結構的目視檢查無異常。

3.2 無損檢測

對超轉發動機的動力渦輪盤、所有葉片進行熒光探傷檢查。除了正常的按工藝對產品進行無損檢測外，還對盤件榫槽、葉片榫頭等部位進行了重點檢查，均未發現異常。

3.3 尺寸測量

分別采用高精度三坐標儀對超轉和未超轉的其他臺次發動機的動力渦輪盤、榫槽、中心孔和葉片榫頭進行輪廓掃描測量，獲得了輪廓坐標點數據。將超轉后的數據尺寸與未發生超轉的結構尺寸逐項進行對比，結果表明，超轉發動機動力渦輪盤榫槽、中心孔直徑及圓周度、葉片榫頭輪廓與未超轉發動機的對應尺寸相比均未發現異常。

3.4 微觀組織觀察

為進一步確定超轉對動力渦輪葉片蠕變性能的影響，對葉片進行了微觀組織分析。結果表明，葉片各截面的顯微組織特征基本一致，進排氣邊組織有變圓、相互連接現象，心部組織與榫頭部位組織相近，葉片組織中的強化相未出現明顯的筏化和回溶，分布規律與未超轉正常服役葉片一致。葉身高應力區微觀組織如圖4所示。

4 結論

強度分析結果表明，葉片和輪盤的強度儲備相對于標準值較高。在127%轉速下，輪盤應力主要受離心力的影響，溫度造成的熱應力占比較小。在假設溫差下，輪盤盤心的最大應力為951MPa，低于材料（500℃）的屈服極限1007MPa，塑性應變為0.86‰。葉片最大截面平均應力為624MPa，低于材料持久強度，局部最大塑性應變為1.28‰。輪盤的破裂轉速超過160%。

超轉發動機故檢結果中，除發現蜂窩上沿圓周整圈的磨痕外未發現其他異常，經測量渦輪盤與機匣之間的間隙，確定該磨痕為葉盤結構彈性變形所致。動力渦輪盤榫槽、中心孔直徑及圓周度、葉片榫頭輪廓與未超轉的發動機對應尺寸相比均未發現異常。葉片微觀組織觀察結果與其他臺次發動機葉片橫向對比未發現異常。

綜合強度分析、尺寸檢查、故檢及微觀組織觀察結果以及輪盤榫槽、中心孔和葉片榫頭輪廓偏差對比結果，認為動力渦輪超轉對該臺發動機的動力渦輪葉片、渦輪盤結構無明顯影響。

參考文獻

[1] 航空發動機設計手冊編委會. 航空發動機設計手冊 [M]. 北京：航空工業出版社，2000.

[2] 尹澤勇等. 航空燃氣渦輪發動機結構強度設計準則 [Z]. 成都：中國航發四川燃氣渦輪研究院，2018.

[3] 中國航空材料手冊編輯委員會.中國航空材料手冊 [M]. 北京：中國標準出版社，2002.

[4] 吳長波，卿華，馮引利等. 某高壓渦輪整體葉盤破裂轉速計算方法及試驗驗證 [J]. 燃氣渦輪試驗與研究. 2006，19（3）：33-36.

作者簡介

鄭四德，高級工程師，研究方向為航空發動機維修設計與管理。