粉末冶金渦輪盤破裂轉速分析與驗證

秦仕勇，馮引利，孫海鶴，何 云

(中國航發四川燃氣渦輪研究院，成都610500)

粉末冶金渦輪盤破裂轉速分析與驗證

秦仕勇，馮引利，孫海鶴，何 云

(中國航發四川燃氣渦輪研究院，成都610500)

結合改進前粉末冶金渦輪盤的破裂情況、斷口分析和破裂轉速分析方法，從提高總體強度、降低局部應力和應變、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行了結構和工藝上的改進。通過對比分析改進前后渦輪盤的局部應力應變、整體屈服強度儲備和殘余變形，及后續的渦輪盤破裂轉速試驗均表明，本文采取的改進措施效果明顯，能顯著降低破裂位置處的局部應力、提高徑向屈服強度及降低盤緣殘余變形。

航空發動機；渦輪盤；破裂轉速；局部應力和應變；殘余變形

1 引言

航空發動機在正常加速過程中的瞬間超轉，以及燃油調節器失靈、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。此時，若輪盤材料有缺陷或結構尺寸設計不合理，就會出現轉子碰磨及輪盤破裂等故障。因此，為保證輪盤在規定超轉轉速下的變形在允許范圍內及輪盤在破裂轉速下不被破壞，靜強度設計時均要進行破裂轉速預測，為轉子結構完整性提供必要強度儲備。國軍標《航空渦輪噴氣和渦輪風扇發動機通用規范》[1]中明確要求：當輪盤材料承受最大溫度梯度和最高工作溫度時，輪盤的設計破裂轉速不低于最高允許穩態轉速的122%。

在以往研究中，吳長波等[2]采用傳統平均應力法對高壓渦輪整體葉盤破裂轉速進行了預測，并基于破裂試驗結果反推了材料利用系數；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的輪盤破裂準則，并通過試驗驗證了該準則的準確性；馮引利等[4]分別采用平均應力法、局部應變法和殘余變形法預測了粉末合金渦輪盤的破裂轉速，經破裂試驗表明，平均應力法預測破裂轉速與試驗破裂轉速存在較大偏差，局部應變法和殘余變形法預測的破裂轉速與試驗破裂轉速吻合很好。本文在局部應力/應變法、殘余變形法的基礎上提出了粉末合金渦輪盤的結構改進措施，采取有限元計算的方法分析了粉末冶金渦輪盤結構改進前后的破裂轉速，比較了結構改進前后渦輪盤的局部應力應變、徑向屈服儲備及殘余變形，并通過試驗驗證表明，結構改進后的渦輪盤破裂試驗達到國軍標考核要求，其改進措施效果明顯，可推廣應用于粉末合金渦輪盤的結構改進上，具有較高的工程應用價值。

2 改進前粉末冶金渦輪盤破裂轉速概況

2.1 改進前渦輪盤破裂試驗概況

該粉末冶金渦輪盤在中國航發四川燃氣渦輪研究院地坑式輪盤旋轉試驗器上完成了破裂試驗。試驗結果顯示，當轉速達到119%試驗基準轉速時發生徑向破裂，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 改進前渦輪盤破裂轉速理論分析概況

平均應力法是目前國內常用的一種預測輪盤破裂轉速的方法，該方法認為當輪盤任一半徑處的徑向平均應力達到材料的單向拉伸強度時，輪盤在該半徑處沿圓柱面破裂；當輪盤的周向平均應力達到材料的單向拉伸強度時，輪盤沿子午面破裂。平均應力法的計算表達式為：

式中：nb為輪盤破裂轉速(r/min)，n0為試驗基準轉速(r/min)，η為輪盤材料利用系數，σb為輪盤實測拉伸強度極限(MPa)，σˉ為平均應力(MPa)。

文獻[3]中提出的局部應變法，隨著轉速的增加，當輪盤內任一局部位置處的當量塑性應變達到材料的延伸率時，對應的轉速為輪盤破裂轉速。當量塑性應變ξ1n的計算表達式為：

式中：δ5為輪盤材料的延伸率。

文獻[5]中提出的殘余變形法，即當進行輪盤破裂試驗時，根據各轉速點試驗后實測的殘余變形值給出殘余變形量-轉速的關系曲線（圖3），當殘余變形量的增長速率變得很快時對應的轉速為輪盤的破裂轉速。殘余變形量ξ的計算表達式為：

式中：Ds為輪盤試驗后測量的外徑，D0為輪盤試驗前測量的外徑。

圖3 殘余變形量-轉速曲線Fig.3 Residual deformation-speed curve

表1 改進前渦輪盤破裂轉速預測結果對比Table 1 The comparison of the unimproved turbine disk’s burst speed forecast results

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

3 粉末冶金渦輪盤破裂轉速改進

3.1 改進措施

影響輪盤破裂轉速的因素主要包括總體強度與局部強度，采取降低平均應力、提高總體強度的方法可提高破裂轉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速，和增加輪盤幅板厚度來提高徑向破裂轉速。本文選取增加幅板厚度的方法提高輪盤的徑向破裂轉速儲備，通過優化局部結構(如增大過渡倒圓半徑等)降低局部應力應變來降低局部強度。另外，考慮到渦輪盤結構復雜、圓弧轉接多，加工時需多把刀具轉接加工完成，加工過程中易產生加工刀痕[6]，故對原粉末冶金渦輪破裂盤采取以下幾方面措施進行改進：

(1)減小局部應變。增大裂紋起始位置B處倒圓，從R0.5 mm增大到R2.0 mm，渦輪盤排氣邊側喉部A處倒圓由R6.0 mm增大至R8.0 mm，盤前輻板與輪轂轉接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。所有轉接必須圓滑，接刀臺階表面均勻轉接，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；孔口和圓角進行拋光處理，粗糙度Ra不大于0.8 μm。

改進前后渦輪盤結構對比見圖4，表2給出了改進前后渦輪盤幾何參數。可見，局部位置(尤其是破裂位置)倒圓半徑增幅明顯。

圖4 渦輪盤改進前后結構對比示意圖Fig.4 The comparison between turbine disk before and after improvement

表2 結構改進前后局部位置幾何參數對比Table 2 the comparison of local position geometric parameters before and after improvement

3.2 改進前后渦輪盤破裂轉速理論分析

3.2.1 應力/應變理論計算分析

考慮結構和材料非線性兩種情況，對改進前后渦輪盤進行彈塑性有限元計算分析，并比較改進前后渦輪盤的局部應力、局部塑性應變、徑向破裂轉速儲備及殘余變形。圖5給出了改進前后渦輪盤結構子午面徑向應力分布，表3給出了結構改進前后局部位置處最大應力。可見，改進后渦輪盤結構局部區域應力較改進前明顯減小，其中原結構破裂位置處應力減小幅度最大，達24.24%。

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

圖6給出了改進前后渦輪盤子午面等效應變分布，表4給出了改進前后渦輪盤局部位置處的應變對比。可見，改進后A、B、C、D各局部位置處應力較改進前均有所改善，其中B處改進效果最為顯著，降低64.13%。

表3 結構改進前后局部應力對比Table 3 The comparison of local position’s stress value before and after improvement

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

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

表4 渦輪盤結構改進前后局部等效應變對比Table 4 The comparison of local position’s equivalent strain before and after improvement

為更好地比較改進前后渦輪盤局部應變，圖7給出了A、B、C、D位置處結構改進前后渦輪盤局部塑性應變隨轉速的變化關系。可見，隨著轉速的增加，改進前渦輪盤A、B、C處局部等效塑性應變在118%～119%轉速范圍內出現了突變，改進后渦輪盤A、B、C處局部等效塑性應變呈緩慢上升趨勢，改進前后渦輪盤D處局部等效塑性應變基本相當。

3.2.2 屈服儲備/殘余變形理論計算分析

圖8給出了結構改進前后渦輪盤徑向屈服儲備系數隨半徑的變化。可見，隨著半徑的增加，徑向屈服儲備系數減小，改進后渦輪盤徑向屈服儲備系數較改進前明顯提高。表5給出了結構改進前后渦輪盤典型截面位置的徑向屈服系數對比。

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

表5 結構改進前后徑向屈服儲備系數對比Table 5 The comparison of radial yield reserve coefficients before and after improvement

圖9給出了改進前后渦輪盤盤心殘余變形隨轉速的變化關系。可見，改進前后盤心處殘余變形基本相當，改進前渦輪盤盤緣殘余變形在118%～119%轉速范圍內出現了突變，改進后隨著轉速的增加殘余變形增幅緩慢，且未出現突變。表6給出了結構改進前后盤心和盤緣具體的殘余變形值。

4 改進后粉末冶金渦輪盤破裂試驗概況

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

圖9 結構改進前后渦輪盤殘余變形-轉速曲線Fig.9 The residual deformation-speed curve of turbine disk rim before and after improvement

表6 結構改進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給出了改進前后盤心及盤緣實測殘余變形隨轉速的變化，表8給出了改進前后盤心及盤緣在各相對基準轉速下的實測殘余變形值。可見，隨著轉速的增加，殘余變形呈上升趨勢，改進前盤緣在115%～119%試驗轉速范圍內殘余變形值出現了突變，而改進后殘余變形值呈緩慢上升；改進前后盤心實測殘余變形基本相當，這與圖9理論計算分析結果類似，但數值略高于理論計算值。

表7 改進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 改進前后渦輪盤實測殘余變形-轉速曲線Fig.10 The residual deformation-speed curve of turbine disk before and after improvement

表8 結構改進前后渦輪盤實測殘余變形量Table 8 The experimental residual deformation results of turbine disk before and after improvemen

5 結論

結合改進前粉末合金渦輪盤的破裂情況及斷口分析結論，采取提高總體強度、降低局部應變、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構進行了改進，對比分析了改進前后渦輪盤的局部應力應變、整體屈服強度儲備、殘余變形，并通過破裂轉速試驗驗證了改進措施的有效性。研究得出：

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

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

(3)本文采取的改進措施可推廣應用于粉末合金渦輪盤的結構改進上，具有較高的工程應用價值。

[1]GJB 241A-2010，航空渦輪噴氣和渦輪風扇發動機通用規范[S].

[2]吳長波，卿 華，馮引利.某高壓渦輪整體葉盤破裂轉速計算方法及實驗驗證[J].燃氣渦輪試驗與研究，2006，19(3)：33—36.

[3]萬江艷，周柏卓.輪盤彈塑性盤破裂準則的建立及變厚度輪盤破裂轉速預測[J].航空發動機，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速分析[J].航空動力學報，2013，28(3)：501—506.

[5]《航空渦噴發動機結構設計準則》編委會.航空渦噴發動機結構設計準則——第二冊輪盤[K].北京：中航工業總公司發動機系統工程局，1997.

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

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

QIN Shi-yong，FENG 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

國家高技術研究發展計劃(2015AA034401)

秦仕勇(1986-)，男，云南麗江人，工程師，碩士，主要從事航空發動機強度、壽命設計技術研究。