SiC纖維增強整體葉環破裂轉速研究

胡 強，胡智波，米 棟，宣海軍

(1.中國人民解放軍海軍裝備部，北京 100841；2.浙江大學能源工程學院，杭州 310027；3.中國航發湖南動力機械研究所，湖南株洲 412000)

1 引言

在滿足安全性和可靠性的前提下，提高航空發動機推重比是航空發動機科研工作者的長期目標。隨著材料研制與加工工藝水平的不斷提高和發動機輪盤結構的不斷改進，現代航空發動機推重比已達15[1]以上。壓氣機轉子實現這一目標可從兩方面開展工作：一是優化設計出新型結構轉子，如省去榫槽連接的整體葉盤，或省去輻板結構的整體葉環[2]；二是采用能承受發動機惡劣工況的新材料。SiC 纖維縱向拉伸強度可達到3 800 MPa[3]，通過纖維涂層法等與鈦合金基體結合形成復合材料[4]后，在纖維方向可承受較大應力。相比傳統葉盤，SiC纖維增強鈦合金整體葉環減重可達70%[5]。

通過纖維涂層方法使SiC纖維上包裹一層鈦合金形成先驅絲，然后纏繞排布在開槽的鈦合金毛坯環形件內，完成后對鈦合金外環進行電子束焊接，再以熱等靜壓成一體[6-7]。該工藝可以精確控制纖維的體積分數，使纖維均勻分布。20 世紀80 年代，美國在IHPTET計劃中開始連續纖維整體葉環的研究與應用工作[8]。90 年代，歐洲國家相繼開展了整體葉環的制造與考核工作[9-10]。日本通過基體涂覆單絲帶工藝制備出高性能整體葉環[11-13]。目前，國內已成功研制出高性能SiC 纖維，并應用于整體葉環的制造，相應的強度考核工作也正在開展。本文以某中等尺寸SiC 纖維單環增強整體葉環為研究對象，通過強度計算、超轉殘余變形測量和完全破裂試驗對其破裂轉速進行了研究。

2 強度計算

2.1 有限元應力計算

整體葉環試驗轉子的截面形狀如圖1所示。葉尖直徑380 mm；SiC 纖維復合材料增強圓環徑向寬20 mm、厚6 mm，位于輪緣內側；外側為模擬葉片。增強區域內側延伸段的安裝孔用于連接轉接盤。根據周向循環對稱結構特征，取1/40 模型劃分出16 246個有限元六面體網格單元(圖2)。為提高計算精度，適當加密復合材料增強環及周邊網格。約束轉接工裝上端面軸向位移，采用接觸單元模擬葉環與轉接盤的裝配接觸，并設置復合材料與鈦合金為保證變形協調的綁定接觸。在室溫條件下施加工作轉速下的離心載荷，以材料的線彈性模型進行計算。

圖1 整體葉環試驗轉子截面形狀Fig.1 The rotor section of bling model

圖3 整體葉環及復合材料的應力分布Fig.3 Stress distribution plots of bling and composite material

圖3所示為整體葉環及其復合材料增強環應力計算結果。最大von Mises應力為1 092 MPa，位于復合材料增強環內側；復合材料與周圍鈦合金的應力水平相差很大，鈦合金應力在300.0～500.0 MPa之間，而復合材料的整體應力水平在812.6 MPa以上，復合材料承擔了大部分離心載荷。整體葉環的最大徑向應力發生在TC17基體上，為383.8 MPa，遠低于鈦合金的屈服強度，不會導致葉環徑向破裂；而最大周向應力在復合材料上，為1 126.5 MPa，高于鈦合金極限強度，接近復合材料單向拉伸極限強度，易發生復合材料周向斷裂而導致整體葉環子午截面破裂。

2.2 破裂轉速計算

根據有限元計算得到的應力分布狀態，高速旋轉的整體葉環由復合材料增強環承擔了90%以上的周向載荷，因此以復合材料的周向應力水平計算破裂轉速。兩種試驗溫度下復合材料纖維長度方向的實測拉伸性能數據見表1。

表1 SiC/TC17復合材料性能數據Table 1 Property data of the composite SiC/TC17

計算破裂轉速可采用截面平均應力法與局部最大應力法。平均應力法假設截面的平均應力達到強度極限后輪盤沿著該截面發生破裂，其計算公式為：

式中：Nv為子午截面破裂儲備系數；ωPy為計算破裂轉速；ω0為施加轉速；σb為材料強度極限；σmv為截面平均周向應力；k為修正系數，與截面應力分布均勻度有關，此次計算中取0.95。

局部最大應力法假設截面的最大周向應力達到強度極限后沿著該截面發生破裂，其計算公式為：

式中：δ為材料的延伸率，σv為截面上的最大應力。

取復合材料的20 mm×6 mm截面上的平均周向應力和最大周向應力計算破裂轉速。有限元計算結果顯示，隨著轉速的增加，復合材料的應力水平很快達到極限強度。兩種試驗溫度下的計算結果如表2所示。

3 試驗驗證

3.1 試驗結果與分析

試驗件實物如圖4所示，按100%、105%、110%、115%、118%、122%、127%工作轉速分階段實施超轉試驗，每個目標轉速保載5 min后降速停機。若完成以上超轉試驗后仍未發生破裂，則繼續提高轉速進行葉環破裂試驗。結構尺寸和制造工藝完全相同的試驗件共2 件，分別進行室溫和200℃條件下的超轉、破裂試驗。

表2 子午截面破裂轉速計算值Table 2 Calculation value of radial burst speed

圖4 整體葉環實物圖Fig.4 Photo of bling

圖5顯示了高速相機記錄的整體葉環的破裂過程，圖6為破裂后拼成的試驗件殘骸，可見此整體葉環的破裂模式為周向破裂。表3為計算破裂轉速與試驗實測值的對比，兩種失效準則計算結果的誤差均在5.00%以內，且局部最大應力法計算結果的誤差均小于1.00%。由于復合材料主要承受離心力引起的周向拉伸載荷，且截面上的周向應力沿徑向分布不均勻，應力較大的局部區域發生一定數量的纖維斷裂后，葉環整體結構隨之失效破裂。因此，采用局部最大周向應力法計算整體葉環的破裂轉速，其結果更為準確。

3.3 復合材料斷口分析

利用掃描電鏡觀察破裂后的復合材料碎片斷口，發現斷裂面存在大量的纖維凹孔與凸出，如圖7(a)所示。表明葉環超轉破裂過程中纖維基體脫粘現象嚴重，且纖維的脫粘早于斷裂，當某個子午截面鄰近位置纖維斷裂達到一定數量時引起基體撕裂與整體結構失效。對比斷面放大后較為平坦的部分(圖7(b))，纖維與基體斷面大致處于同一平面，說明該處纖維與基體幾乎同時斷裂。由此可以推斷，復合材料斷裂起始點為不平整區域，隨后短時間內裂紋擴展導致復合材料整體斷裂。

圖5 整體葉環破裂過程Fig.5 Burst process of bling

圖6 整體葉環破裂殘骸Fig.6 Burst of bling

表3 破裂轉速計算值與實測值的對比Table 3 Calculation value and actual value of burst speed

觀察斷口垂直方向側面纖維受損情況可知，在周向拉伸應力作用下每條纖維絲都有多處斷裂，同時還存在20～30 μm 的滑移，如圖8 所示。葉環超轉過程中，纖維與金屬基體結合界面較弱的位置分脫，滑移一段距離后被拉斷，復合材料逐漸失去承載能力。隨著斷裂纖維數量的不斷增加，復合材料最終無法承受巨大的周向應力而引起葉環子午截面破裂。

圖8 纖維縱向破壞形貌圖Fig.8 Longitudinal damage pattern of fiber

4 結論

綜合利用有限元分析計算與超轉試驗測試方法，研究了某中等尺寸SiC 纖維增強整體葉環的破裂模式和破裂轉速，主要結論如下：

(1)整體葉環充分利了SiC纖維增強復合材料環形件周向抗拉極限強度高的特點，復合材料承受了遠大于鈦合金基體材料的周向應力，起到了主要承載作用。

(2)整體葉環的破裂模式為周向破裂，復合材料環形件子午截面上承受的周向應力并不均勻，采用局部最大周向應力法計算其破裂轉速較為準確，誤差在1.00%以內。

(3)纖維斷裂前首先發生SiC纖維與鈦合金粘接界面的分脫，當局部區域內纖維斷裂達到一定數量時便引起裂紋擴展，整體葉環破裂。