某渦輪轉子破裂轉速計算與試驗研究

韋狄 孫建 劉發權 張權

（中國航發湖南動力機械研究所，湖南株洲 412002）

0.引言

航空發動機轉子主要指發動機中的轉動件，如渦輪盤、壓氣機盤、擋板等在發動機工作時其承載情況十分惡劣。發動機加速過程中可能出現燃油調節失靈、加力燃燒室故障等現象導致的轉子超速現象，嚴重的甚至會引起轉子的破裂[1]，進而造成非包容性事故，危害飛行安全。國內外軍民機均對輪盤的強度儲備做了條款規定，如美軍標的發動機結構完整性大綱（MIL-STD-1783B）規定輪盤的破裂轉速應至少為最大穩態工作轉速的1.22倍。航空發動機適航條例規定軍機和民機的輪盤徑向破裂儲備系數分別不低于1.25和1.35，周向破裂儲備系數分別不低于1.3和1.4。

輪盤破裂轉速受輪盤結構形狀、材料構成、承載情況、加工工藝等的影響，它是輪盤結構強度研究中的重點。常用的輪盤破裂轉速預測方法有平均應力法、Hallinan經驗法、局部應力應變法、殘余變形法、整體塑性失穩破裂準則法等，各種方法均有其相應的應用條件、范圍和優缺點。目前基于有限元法的轉子破裂轉速預測能考慮輪盤所受的各種復雜載荷，在轉子結構強度評估中占有重要地位。

擋板主要用以實現渦輪葉片的軸向定位，前、后擋板共同使用還可以防止冷卻空氣泄露并迫使其按設計的流路進入工作葉片的內腔。擋板有不同的結構形式，除與渦輪盤相聯的徑向配合面和軸向接觸面外，一般還有封嚴篦齒等結構要素。前、后擋板和渦輪盤一般通過螺栓連接，在結構形式上簡單可靠，但需要在渦輪盤和擋板上加工螺栓孔，這樣會降低相關零件的結構強度，而且高速旋轉時螺栓頭部的攪拌效應會對空氣系統產生負面影響。

國內外學者對輪盤破裂轉速進行了大量的理論和試驗研究，但主要集中在對單部件盤的研究，而對與其相連接結構對輪盤破裂轉速的影響方面的試驗與研究則相對較少。研究多部件（盤）組合轉子之間對各構成部件破裂轉速的相互影響，如加強或削弱，對轉子結構破裂轉速評估具有良好的參考意義[2]。本文將通過前、后擋板和渦輪盤組合轉子的破裂試驗及其破裂轉速評估研究擋板對渦輪盤破裂轉速的影響。

1.輪盤破裂轉速預測準則

輪盤的破裂形式主要有周向破裂（沿子午截面破裂，其主控因素為周向應力）和徑向破裂（沿周向截面破裂，其主控因素為徑向應力）2種形式[3]，如圖1所示。相較徑向破裂，周向破裂后的碎塊數目較少、質量較大，破裂事故發生后攜帶的能量較高，破壞性較大，因而周向破裂的儲備系數一般比徑向破裂的要求略高。

圖1 2種輪盤破裂形式圖例

目前對航空發動機輪盤破裂轉速的預測方法主要有解析法和有限元法，前者比較適用于結構規整、溫度分布均勻的輪盤，工程適用性較差；后者可以計算復雜結構工況下的輪盤應力應變狀態，隨著計算機技術的發展逐漸成為最主要和最常用的預測方法。

2.組合轉子破裂轉速評估

本節使用彈塑性有限元方法計算輪盤擋板組合轉子的應力應變情況，然后根據計算結果的分析采用子午截面平均應力法和極限應變法評估組合轉子擋板和輪盤的破裂轉速。

2.1 組合轉子分析模型

本文的研究對象為由前后擋板和渦輪盤組成的組合轉子，其試驗件包括工裝軸、前后擋板、渦輪盤、配重塊、連接螺栓、中心拉桿、壓塊、螺母等，其中前后擋板和渦輪盤使用GH4720Li優質鍛件，連接螺栓使用GH4169合金。分析幾何模型采用與試驗件相同的構型，如圖2所示。

圖2 組合轉子結構示意圖

有限元模型基于材料室溫彈塑性性能，采用大變形多步分析的設置求解。在工裝軸端面施加軸向位移約束。對拉桿和連接螺栓分別施加與試驗工況一致的軸向預緊力。對轉子整體施加旋轉體力，逐步提高轉子轉速，先增加到設計最大轉速后繼續增加一定幅值使得輪盤最大應變接近或達到材料延伸率。

2.2 組合轉子有限元計算結果

分析的主要結果如下：

（1）擋板和渦輪盤的周向應力大于徑向應力。

（2）起始破裂位置是與過擋板偏心孔孔心的子午截面相交的偏心孔壁處，其次是渦輪盤上同位置處。

（3）起始破裂位置的應力應變如圖3所示。

圖3 輪盤破裂時應變分布

2.3 組合轉子破裂轉速評估

（1）采用平均應力法的破裂轉速預測為：擋板起裂位置為48000r/min，渦輪盤起裂位置為55000r/min。

（2）采用極限應變法的破裂轉速預測為：擋板起裂位置為48000r/min，渦輪盤起裂位置為55000r/min。

（3）2種破裂轉速預測方法均表明擋板偏心孔為最初起裂源，將先于渦輪盤起裂。起裂后擋板幾何結構將快速失穩，產生巨大不平衡量，對與其裝配連接的渦輪盤造成直接影響。

3.組合轉子破裂轉速試驗驗證

為驗證輪盤擋板組合轉子破裂轉速預測方法的合理性，在立式旋轉試驗器上開展了全尺寸轉子的破裂試驗。試驗器由電控動力系統、增速頭、試驗腔、試驗轉子升降系統、潤滑及冷卻系統、真空系統、測控系統、電加熱系統、液壓開蓋系統等部分組成，組合轉子安裝情況如圖4所示，試驗過程中使用高速攝像機拍攝轉子的破裂過程。

圖4 組合轉子在試驗器中的安裝情況

調試高速攝像機使拍攝范圍和清晰度合適后設置適當的觸發點，根據轉子尺寸、重量、目標轉速、停留時間設置超轉破裂試驗基本參數并開啟試驗，試驗的破裂試驗曲線如圖5所示，試驗轉子先升速到36000r/min后保載30秒，然后打開試驗腔內高強光源使高速攝像機處于拍攝記錄狀態，繼續升速至48995r/min時組合轉子發生破裂。轉子破裂時觸發高速攝像機記錄下整個破裂過程，如圖6所示，從高速攝像中可以看出當轉速達到48995r/min時擋板偏心孔沿徑向起裂破壞，約1/4轉后渦輪盤在偏心孔位置由外向里裂開，最后渦輪盤以3大塊破裂飛出，轉子破裂后的拼接照片如圖7所示。

圖5 超轉破裂轉速曲線

圖6 組合轉子破裂過程

圖7 組合轉子破裂后碎片

根據轉子破裂攝像過程和破裂后的碎片可知，擋板和渦輪盤均在偏心孔處首先發生周向破裂，擋板破裂后繼續旋轉1/4轉時巨大的轉動不平衡促使渦輪盤在偏心孔處發生破裂。擋板和渦輪盤起裂位置與第三節有限元計算結果一致，如圖6（擋板偏心孔）和圖7（渦輪盤偏心孔）所示，渦輪盤由于受擋板破裂的影響提前發生破裂，可知組合轉子中較強部件的破裂轉速可能受較薄弱部件弱化或強化影響，該情況一般發生在薄弱部件的裂紋增長緩慢的情形。也可能受較薄弱部件破裂的直接影響而破裂，該情況發生在較薄弱部件起裂后裂紋迅速擴張至破裂的情形。

4.結論

本文首先討論了輪盤破裂轉速常用的預測方法，然后基于彈塑性有限元法計算出輪盤擋板組合轉子的應力應變情形，使用平均應力法和極限應變法對組合轉子的破裂轉速進行了分析評估，并進行了組合轉子的全尺寸破裂試驗，得到了組合轉子的破裂拍攝過程、試驗破裂轉速和破裂失效形式，有如下結論：

（1）平均應力法和極限應變法預測的擋板破裂裕度與實測值均吻合良好。

（2）組合轉子的破裂形式為周向破裂，渦輪盤破裂后成3大塊，為比較典型的周向破裂結果。

（3）組合轉子擋板為最薄弱部件，首先發生起裂，起裂后裂紋迅速變大帶來巨大的轉動不平衡促使渦輪盤發生破裂。