溫度場(chǎng)對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂的影響

張春成，汪好，陳國(guó)光

中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，上海 200241

民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)需滿足適航規(guī)章[1-3]針對(duì)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)試驗(yàn)的要求，CCAR 33.27本質(zhì)上要求發(fā)生超轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速時(shí)轉(zhuǎn)子不會(huì)破裂，超轉(zhuǎn)所導(dǎo)致的輪盤各個(gè)位置處的尺寸增長(zhǎng)不超過(guò)批準(zhǔn)的尺寸限制，并采用相應(yīng)的超轉(zhuǎn)考核試驗(yàn)，對(duì)分析方法和破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行驗(yàn)證。

目前國(guó)內(nèi)外廣泛采用的超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速預(yù)測(cè)方法為平均應(yīng)力法[4-6]。平均應(yīng)力法假定輪盤為理想塑性材料，根據(jù)線彈性應(yīng)力分析得到的輪盤截面平均應(yīng)力預(yù)測(cè)輪盤的破裂轉(zhuǎn)速。由于現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)輪盤常用材料的性能與理想塑性材料有較大差異，線彈性分析的應(yīng)力分布也不能反映輪盤在接近破裂時(shí)大范圍深度屈服的復(fù)雜應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)和分布，在預(yù)測(cè)破裂轉(zhuǎn)速時(shí)必須用工程方法引入修正因子。而修正因子確定方法，需要大量的輪盤破裂試驗(yàn)才能建立。

應(yīng)用輪盤的彈塑性分析和局部破裂準(zhǔn)則來(lái)預(yù)測(cè)輪盤破裂轉(zhuǎn)速的方法，目前國(guó)內(nèi)外已有相應(yīng)的研究工作[7-16]。與平均應(yīng)力法不同，極限應(yīng)變法是一種采用基于能量的方法來(lái)預(yù)測(cè)輪盤的失效，破裂隨著輪盤轉(zhuǎn)速的增大，當(dāng)輪盤內(nèi)任一局部點(diǎn)的等效應(yīng)變或變形能達(dá)到材料的極限應(yīng)變或極限應(yīng)變能時(shí)，輪盤破壞。

但尚未涉及溫度載荷對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響的研究領(lǐng)域。CCAR33.27超轉(zhuǎn)適航AC文件明確要求分析和試驗(yàn)確定的超轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速，必須基于溫度和溫度梯度的最不利組合。因此，開(kāi)展溫度和溫度梯度超轉(zhuǎn)破裂影響的研究工作是支撐CCAR33.27轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)符合性分析及試驗(yàn)驗(yàn)證的重要一環(huán)，工程意義重大。

本文針對(duì)某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪低壓轉(zhuǎn)子，探索溫度和溫度梯度對(duì)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂的影響因素及影響程度。分析結(jié)果顯示，高溫下的材料性質(zhì)和溫度梯度對(duì)輪盤超轉(zhuǎn)破裂特性和超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速具有不可忽視的影響。

1 研究思路及方法

1.1 研究思路

本文的研究思路如圖1所示：

1) 首先選取某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)低壓渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行基于極限應(yīng)變法的二維超轉(zhuǎn)破裂分析。

2) 通過(guò)比較轉(zhuǎn)子紅線轉(zhuǎn)速(注：紅線轉(zhuǎn)速是指發(fā)動(dòng)機(jī)在所有工作狀態(tài)工作時(shí)都不能超過(guò)的最大物理轉(zhuǎn)速)溫度場(chǎng)和常溫下的超轉(zhuǎn)特性計(jì)算，確認(rèn)轉(zhuǎn)子的超轉(zhuǎn)特性的一致性。

3) 基于高溫和常溫條件下的轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)一致性，評(píng)估溫度場(chǎng)對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂的影響。

4) 最后，在輪盤超轉(zhuǎn)分析中可以對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)變形進(jìn)行預(yù)測(cè)。

圖1 研究思路流程

1.2 研究方法

基于極限應(yīng)變方法確定轉(zhuǎn)子的破裂轉(zhuǎn)速的詳細(xì)介紹參見(jiàn)文獻(xiàn)[17-20]。

低壓渦輪盤材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變的拉伸在頸縮點(diǎn)以前的曲線，是從拉伸試驗(yàn)的常規(guī)應(yīng)力-應(yīng)變曲線轉(zhuǎn)換獲得。從頸縮點(diǎn)到最終破壞點(diǎn)假定為直線。最終破壞點(diǎn)根據(jù)試驗(yàn)得到的拉伸強(qiáng)度、延伸率和截面收縮率算得。

隨著輪盤轉(zhuǎn)速逐漸增大，任一點(diǎn)的真實(shí)等效應(yīng)變達(dá)到材料的真實(shí)極限應(yīng)變時(shí)，輪盤由該點(diǎn)破壞，此時(shí)的轉(zhuǎn)速就是輪盤的破裂轉(zhuǎn)速。

2 溫度場(chǎng)影響下低壓渦輪轉(zhuǎn)子的超轉(zhuǎn)破裂分析

本文采用極限應(yīng)力應(yīng)變法開(kāi)展某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)低壓渦輪6級(jí)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的超轉(zhuǎn)破裂分析。轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)二維模型如圖2所示。

圖2 某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)低壓渦輪轉(zhuǎn)子幾何模型

有限元模型采用軸對(duì)稱單元，單元類型為plan183單元，在渦輪軸前端面加載軸向位移約束，加載載荷為渦輪轉(zhuǎn)子的紅線轉(zhuǎn)速下的溫度場(chǎng)和離心力載荷，計(jì)算軟件采用ANSYS mechanical。

基于彈塑性材料性能，采用大變形多步分析的設(shè)置求解。第一步，先按紅線轉(zhuǎn)速狀態(tài)下轉(zhuǎn)子的溫度分布開(kāi)展分析，然后通過(guò)逐步提高轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速，分析不同轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)子應(yīng)力、應(yīng)變、變形分布的變化。當(dāng)有限元分析模型的最大應(yīng)變部位的應(yīng)變達(dá)到材料對(duì)應(yīng)的極限應(yīng)變時(shí)，認(rèn)為結(jié)構(gòu)破壞，該時(shí)刻對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速即為破裂轉(zhuǎn)速，最大應(yīng)變部位即為破裂部位。圖3顯示了低壓渦輪轉(zhuǎn)子紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的溫度分布。

圖3 低壓渦輪轉(zhuǎn)子紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的溫度分布

3 不同溫度下轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)特性一致性的確認(rèn)

3.1 低壓渦輪轉(zhuǎn)子破裂裕度最小的輪盤

如圖4所示，在紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的溫度和常溫狀態(tài)下，低壓渦輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速增至破裂時(shí)的應(yīng)變、變形的特點(diǎn)及分布規(guī)律一致。在紅線轉(zhuǎn)速溫度和常溫的不同溫度條件下，隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的逐漸增加，轉(zhuǎn)子的最高應(yīng)變及最大位移部位都逐漸轉(zhuǎn)移到低壓渦輪第6級(jí)盤。在紅線轉(zhuǎn)速溫度和常溫條件下，第6級(jí)盤都是轉(zhuǎn)子組件中超轉(zhuǎn)破裂裕度最低的輪盤。第6級(jí)盤超轉(zhuǎn)破裂時(shí)，其余5級(jí)盤的應(yīng)變及結(jié)構(gòu)變形都很小，其余5級(jí)盤的最大應(yīng)變都小于第6級(jí)盤最大應(yīng)變的10%。

圖4 紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度與常溫下低壓渦輪轉(zhuǎn)子變形分布

3.2 第6級(jí)盤應(yīng)變分布趨勢(shì)和預(yù)測(cè)破裂起始位置

如圖5所示，在紅線轉(zhuǎn)速溫度和常溫條件下，第6級(jí)盤在超轉(zhuǎn)破裂時(shí)的相對(duì)應(yīng)變分布(以破裂位置應(yīng)變?yōu)?00%)。與常溫情況相同，紅線轉(zhuǎn)速溫度載荷下，最高應(yīng)變亦發(fā)生在輪盤伸長(zhǎng)臂外緣的折角處(位置A)。因此，在紅線轉(zhuǎn)速溫度和常溫的不同溫度條件下，第6級(jí)盤的預(yù)測(cè)超轉(zhuǎn)破裂位置與常溫結(jié)果一致。

比較圖5也可看到，紅線轉(zhuǎn)速溫度條件下，第6級(jí)盤中應(yīng)變分布趨勢(shì)與常溫結(jié)果一致，但盤心部位(位置B)的應(yīng)變略高，這是由于盤心熱應(yīng)變的影響所致。

圖5 紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度與常溫下第6級(jí)盤在超轉(zhuǎn)破裂時(shí)的相對(duì)應(yīng)變分布

3.3 超轉(zhuǎn)關(guān)鍵部位的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律

圖6是紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度與常溫下第6級(jí)盤最大應(yīng)變部位(伸長(zhǎng)臂上端外側(cè)A位置)和次最大應(yīng)變部位(盤心B位置)應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速變化曲線。

圖6 第6級(jí)盤關(guān)鍵部位的應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速變化曲線

由圖6可知，雖然紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度場(chǎng)和常溫下的溫度條件截然不同，但2種情況下第6級(jí)盤應(yīng)變最高部位與次高部位的應(yīng)變-轉(zhuǎn)速曲線卻呈現(xiàn)同樣的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律。2組轉(zhuǎn)速-應(yīng)變曲線都出現(xiàn)“拐點(diǎn)”。在“拐點(diǎn)”前，伸長(zhǎng)臂A位置及盤心部位的應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速緩慢增長(zhǎng)，盤心處的應(yīng)變略高。在“拐點(diǎn)”處，伸長(zhǎng)臂A位置的應(yīng)變開(kāi)始反超，然后兩處的應(yīng)變都隨轉(zhuǎn)速急劇增長(zhǎng)，但伸長(zhǎng)臂A位置的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率要比盤心快得多。當(dāng)伸長(zhǎng)臂A位置的總應(yīng)變達(dá)到了材料的極限應(yīng)變時(shí)，輪盤破裂。圖6顯示，在紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度場(chǎng)和常溫的不同情況，當(dāng)伸長(zhǎng)臂上端的應(yīng)變達(dá)到破裂應(yīng)變時(shí)，盤心部位的應(yīng)變都還有一定的安全裕度。

3.4 高溫與常溫下超轉(zhuǎn)特性的一致性要求

綜合3.1～3.3節(jié)的分析結(jié)果可見(jiàn)，在高溫和常溫的不同條件下，低壓渦輪轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)特性顯示了以下的一致性：

1) 第6級(jí)盤都是轉(zhuǎn)子組件中破裂裕度最低的輪盤。

2) 第6級(jí)盤中應(yīng)變分布趨勢(shì)一致，預(yù)測(cè)的破裂起始位置都是在第6級(jí)盤外側(cè)。

3) 超轉(zhuǎn)關(guān)鍵部位的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律一致。

在考察溫度對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響之前，確認(rèn)包括以上3項(xiàng)內(nèi)容的轉(zhuǎn)子在高溫與常溫下超轉(zhuǎn)特性的一致性非常重要。CFR 33.27 AC No. 33.27-1文件[21]要求，只有經(jīng)過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證的分析方法才能用于輪盤的超轉(zhuǎn)分析。極限應(yīng)變法的超轉(zhuǎn)分析結(jié)果，反映了轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在轉(zhuǎn)速?gòu)钠鹗?、增大直至破壞的整個(gè)過(guò)程中，應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)和分布的變化歷程。在這個(gè)變化歷程中，圖5所示的第6級(jí)盤的變形特征是輪盤在高轉(zhuǎn)速時(shí)發(fā)生的塑性應(yīng)力-應(yīng)變重分布的結(jié)果，而這樣的變形特征也決定了破壞必然首先從伸長(zhǎng)臂上端外側(cè)開(kāi)始。圖6所示的破裂起始位置的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律則決定了輪盤的破裂轉(zhuǎn)速。所以，極限應(yīng)變法的超轉(zhuǎn)破裂試驗(yàn)驗(yàn)證不僅要驗(yàn)證破裂轉(zhuǎn)速，也要驗(yàn)證包括上述3項(xiàng)的輪盤超轉(zhuǎn)特性，而經(jīng)過(guò)常溫超轉(zhuǎn)破裂試驗(yàn)驗(yàn)證的超轉(zhuǎn)分析方法只有在確認(rèn)了高溫與常溫條件下轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)特性的一致性以后，才能用于高溫條件的超轉(zhuǎn)分析，才能比較不同溫度下破裂轉(zhuǎn)速的差別。離開(kāi)輪盤超轉(zhuǎn)特性討論破裂轉(zhuǎn)速是沒(méi)有意義的。

如果高溫與常溫下轉(zhuǎn)子的超轉(zhuǎn)特性不一致，如高溫與常溫下預(yù)測(cè)的破裂起始位置不同，或者輪盤中應(yīng)變分布的特征不一致，或超轉(zhuǎn)關(guān)鍵部位的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律不一樣等，超轉(zhuǎn)試驗(yàn)必須在適當(dāng)?shù)母邷貤l件下進(jìn)行[22]。

為了準(zhǔn)確反映溫度造成的材料性能衰退對(duì)超轉(zhuǎn)破裂試驗(yàn)結(jié)果的影響，如選擇在高溫條件下進(jìn)行轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂試驗(yàn)，試驗(yàn)溫度應(yīng)按預(yù)測(cè)的轉(zhuǎn)子破裂部位的局部溫度確定。

4 溫度對(duì)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響

如圖6所示，紅線轉(zhuǎn)速溫度場(chǎng)下的超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速要比常溫下的超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速低7.7%，可見(jiàn)在溫度場(chǎng)影響下，轉(zhuǎn)子的超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速大幅下降。溫度對(duì)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響包括2個(gè)方面：① 溫度對(duì)材料性能的影響；② 熱應(yīng)變對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響。

4.1 材料性能對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響

4.1.1 溫度造成的材料性能差異對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響

第6級(jí)盤為低壓渦輪轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂過(guò)程中破裂安全裕度最低的輪盤，第6級(jí)盤截面各節(jié)點(diǎn)溫度減去截面平均溫度之后的溫度差云圖如圖7所示。輪盤破裂起始位置A的溫度比截面平均溫度高40 ℃左右。該位置處壁溫對(duì)應(yīng)材料屈服強(qiáng)度相比于常溫降低了約19%。輪盤破裂起始點(diǎn)材料屈服強(qiáng)度的大幅降低導(dǎo)致輪盤超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的顯著降低。

圖6所示的輪盤關(guān)鍵位置應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速的變化曲線中，在“拐點(diǎn)”附近應(yīng)變從緩慢增長(zhǎng)轉(zhuǎn)變?yōu)榧眲≡鲩L(zhǎng)是由于關(guān)鍵部位結(jié)構(gòu)進(jìn)入大范圍屈服狀態(tài)。紅線轉(zhuǎn)速溫度條件下，“拐點(diǎn)”比常溫條件在低得多的轉(zhuǎn)速下出現(xiàn)，說(shuō)明高溫下材料屈服強(qiáng)度下降的影響。圖7顯示的是紅線轉(zhuǎn)速溫度條件下第6級(jí)盤破裂轉(zhuǎn)速的顯著降低，主要是由高溫下材料屈服強(qiáng)度的下降造成的。

需要指出，極限應(yīng)變法分析紅線轉(zhuǎn)速溫度場(chǎng)條件下的輪盤超轉(zhuǎn)破裂，是根據(jù)各節(jié)點(diǎn)溫度相對(duì)應(yīng)的材料性質(zhì)計(jì)算的。破裂起始點(diǎn)的應(yīng)變隨轉(zhuǎn)速的增長(zhǎng)，是根據(jù)該點(diǎn)的局部溫度對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，包括屈服強(qiáng)度和極限應(yīng)變值，計(jì)算確定的。而傳統(tǒng)的平均應(yīng)力分析方法，在考慮溫度對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響時(shí)，是根據(jù)截面的平均溫度確定對(duì)應(yīng)的材料強(qiáng)度極限值。如圖7所示，輪盤截面平均溫度比破裂起始位置的溫度低約40 ℃，采用平均溫度將低估材料性能下降的幅度，可能導(dǎo)致低估溫度對(duì)輪盤破裂轉(zhuǎn)速的影響。

圖7 第6級(jí)盤相對(duì)于截面平均溫度的溫度分布

4.1.2 中值與-3σ材料性能的差異對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響

在適航規(guī)章中，對(duì)在輪盤超轉(zhuǎn)分析和試驗(yàn)中考慮最不利材料性能的影響有明確要求。CFR 33.27 AC No. 33.27-1文件[21]規(guī)定，“破裂轉(zhuǎn)速應(yīng)該基于尺寸公差、溫度和材料特性的最不利組合”。

上文描述的低壓渦輪轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂分析是用不同溫度下的材料-3σ真應(yīng)力-應(yīng)變曲線開(kāi)展的。為進(jìn)一步研究材料最不利性能對(duì)超轉(zhuǎn)破裂的影響，更換材料的-3σ彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變曲線為中值拉伸曲線開(kāi)展分析。中值材料分析結(jié)果與-3σ材料分析結(jié)果比較顯示：

1) “第6級(jí)盤是轉(zhuǎn)子組件中超轉(zhuǎn)破裂裕度最低的輪盤”不變。

2) 第6級(jí)盤中應(yīng)變分布趨勢(shì)不變，預(yù)測(cè)的破裂起始位置是在第6級(jí)盤伸長(zhǎng)臂上端外側(cè)不變。

3) 第6級(jí)盤超轉(zhuǎn)關(guān)鍵部位的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律不變。

4) -3σ材料對(duì)應(yīng)的破裂轉(zhuǎn)速比中值材料的計(jì)算結(jié)果低紅線轉(zhuǎn)速的3.2%。

由于在分析中采用-3σ或中值材料數(shù)據(jù)會(huì)對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的分析結(jié)果產(chǎn)生顯著差異，在超轉(zhuǎn)分析和試驗(yàn)中必須按照超轉(zhuǎn)適航要求，采用-3σ材料性能數(shù)據(jù)。

4.2 熱應(yīng)變對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響

傳統(tǒng)的平均應(yīng)力超轉(zhuǎn)分析方法，根據(jù)輪盤截面的周向總平均應(yīng)力來(lái)計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速。在考慮熱應(yīng)力對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響時(shí)，以截面的周向平均熱應(yīng)力修正周向總平均應(yīng)力。由于整個(gè)截面上拉、壓熱應(yīng)力互相抵消，截面平均熱應(yīng)力的值通常非常小。如本文舉例第6級(jí)盤紅線轉(zhuǎn)速溫度場(chǎng)下的截面周向平均熱應(yīng)力僅為0.3 MPa，對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響可以忽略不計(jì)。

用極限應(yīng)變法分析輪盤的超轉(zhuǎn)破裂，溫度梯度對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響是根據(jù)破裂起始位置的局部熱應(yīng)變來(lái)評(píng)估的。為了確定破裂起始位置的局部熱應(yīng)變對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響，將紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度下的超轉(zhuǎn)破裂計(jì)算模型中的材料線膨脹系數(shù)設(shè)置為0，消除熱應(yīng)變的影響。分析結(jié)果表明，消除熱應(yīng)變后，破裂轉(zhuǎn)速降低紅線轉(zhuǎn)速的0.3%。這是因?yàn)?，伸長(zhǎng)臂上端外側(cè)A位置處溫度梯度產(chǎn)生的熱應(yīng)變是壓應(yīng)變，抵消了一些由轉(zhuǎn)速造成的拉伸應(yīng)變，使破裂轉(zhuǎn)速略有提高。本例局部熱應(yīng)變對(duì)超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響雖然微小，但合理反映了破裂起始位置的實(shí)際應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)。

極限應(yīng)變法計(jì)算的破裂位置的應(yīng)變實(shí)際是用兩部分應(yīng)變組成，溫度梯度產(chǎn)生的熱應(yīng)變以及轉(zhuǎn)速載荷產(chǎn)生的拉伸應(yīng)變，當(dāng)該處的熱應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變時(shí)，會(huì)抵消一部分轉(zhuǎn)速引起的拉伸應(yīng)變，此時(shí)不考慮溫度梯度作用，輪盤的破裂轉(zhuǎn)速會(huì)降低，反之，當(dāng)熱應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變，總應(yīng)變就是2個(gè)應(yīng)變量的疊加，不考慮溫度梯度作用，輪盤的破裂轉(zhuǎn)速會(huì)提高。

所以基于極限應(yīng)變法的輪盤起始位置的破裂轉(zhuǎn)速必須考慮輪盤熱應(yīng)變帶來(lái)的影響，不能忽略。

5 超轉(zhuǎn)過(guò)程中轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)變形的預(yù)測(cè)

CFR 33.27 AC No. 33.27-1文件[21]要求, 超轉(zhuǎn)分析方法能夠“預(yù)測(cè)轉(zhuǎn)子關(guān)鍵位置處對(duì)應(yīng)于轉(zhuǎn)速的尺寸增長(zhǎng)”，同時(shí)要求轉(zhuǎn)子在紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度載荷，紅線轉(zhuǎn)速的120%狀態(tài)下，轉(zhuǎn)子變形應(yīng)不超過(guò)許用值。

選擇第6級(jí)盤高應(yīng)變區(qū)A、B位置及輪盤榫頭部位C位置作為超轉(zhuǎn)過(guò)程中輪盤徑向變形關(guān)注部位。120%紅線轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)溫度下，6級(jí)盤位移變形及A、B、C部位徑向位移隨轉(zhuǎn)速變化曲線分別如圖8、圖9所示。隨著轉(zhuǎn)速的增加，結(jié)構(gòu)中的塑性區(qū)不斷擴(kuò)展，結(jié)構(gòu)抵抗變形的能力迅速下降，轉(zhuǎn)子關(guān)鍵破裂部位徑向變形曲線呈加速增加趨勢(shì)。順便指出，傳統(tǒng)的平均應(yīng)力超轉(zhuǎn)分析方法[22]，僅按線彈性分析結(jié)果預(yù)測(cè)輪盤的破裂裕度，不能預(yù)測(cè)轉(zhuǎn)子關(guān)鍵位置處的彈塑性變形造成的尺寸增長(zhǎng)隨轉(zhuǎn)速的變化，必須另作輪盤彈塑性變形分析。

圖8 120%紅線轉(zhuǎn)速時(shí)6級(jí)盤徑向位移

圖9 6級(jí)盤關(guān)鍵位置徑向位移-轉(zhuǎn)速曲線

6 結(jié) 論

1) 若常溫條件下轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)特性和高溫條件下不一致，超轉(zhuǎn)試驗(yàn)必須在適當(dāng)?shù)臏囟葪l件下進(jìn)行，試驗(yàn)溫度應(yīng)按預(yù)測(cè)的轉(zhuǎn)子破裂部位的局部溫度確定。

2) 按本例的分析結(jié)果，紅線轉(zhuǎn)速溫度條件下，第6級(jí)盤的超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速比常溫下的超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速低7.7%，可見(jiàn)溫度場(chǎng)對(duì)轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)破裂轉(zhuǎn)速的影響非常顯著，必須按適航條款的要求認(rèn)真評(píng)估。

3) 紅線轉(zhuǎn)速溫度下第6級(jí)盤破裂轉(zhuǎn)速的顯著降低，主要是由高溫下材料屈服強(qiáng)度的下降造成的。

4) -3σ材料破裂轉(zhuǎn)速比中值材料計(jì)算結(jié)果低紅線轉(zhuǎn)速的3.2%。在超轉(zhuǎn)分析和試驗(yàn)中必須按照超轉(zhuǎn)適航要求，采用-3σ材料性能數(shù)據(jù)。

5) 極限應(yīng)變法計(jì)算的破裂起始位置的總應(yīng)變包含了溫度梯度引起的局部熱應(yīng)變，合理反映了熱應(yīng)變對(duì)破裂轉(zhuǎn)速的影響。

6) 超轉(zhuǎn)破裂過(guò)程中轉(zhuǎn)子的尺寸增長(zhǎng)預(yù)測(cè)需采用紅線轉(zhuǎn)速溫度分布下轉(zhuǎn)子彈塑性、大變形分析的結(jié)果。常溫超轉(zhuǎn)分析無(wú)法反映轉(zhuǎn)子超轉(zhuǎn)過(guò)程中的真實(shí)結(jié)構(gòu)變形。