航空發(fā)動機(jī)內(nèi)涵噴管裂紋機(jī)理分析

杜鵬飛，楊純輝，李 勛，劉躍聰，秋洪燕

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機(jī)研究所，沈陽 110015；2.空軍裝備部駐沈陽地區(qū)第二軍事代表室，沈陽 110043）

0 引言

航空發(fā)動機(jī)零部件在工作時在周期性激振力作用下產(chǎn)生振動，當(dāng)振動應(yīng)力超過許用值，則可能發(fā)生高周疲勞失效。在發(fā)動機(jī)研制過程中，各種零部件的高周疲勞失效故障占發(fā)動機(jī)總故障的50%以上。在對發(fā)動機(jī)零部件進(jìn)行動強(qiáng)度儲備和疲勞壽命評估時，主要考慮高周疲勞和低周疲勞以及其相互作用引起的損傷。國內(nèi)外學(xué)者對發(fā)動機(jī)的主要零部件的高周疲勞失效問題進(jìn)行了相關(guān)研究。宋兆泓對發(fā)動機(jī)典型結(jié)構(gòu)故障進(jìn)行了研究和總結(jié)，列舉了故障相關(guān)的理論、計(jì)算分析、試驗(yàn)研究、故障結(jié)論、排故方法和使用效果等；洪杰等總結(jié)了目前葉片高周疲勞壽命研究的方法和特點(diǎn)，并將概率設(shè)計(jì)用于高周疲勞壽命評估；劉本武等系統(tǒng)地研究了某型燃?xì)廨啓C(jī)封嚴(yán)盤故障的現(xiàn)象、機(jī)理、特點(diǎn)和原因；董延陽研究了航空發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子啟停及穩(wěn)態(tài)運(yùn)行過程中的振動因素對轉(zhuǎn)子疲勞壽命的影響；沙云東等研究了薄壁結(jié)構(gòu)隨機(jī)振動疲勞的壽命分析方法，采用改進(jìn)的雨流計(jì)數(shù)法，結(jié)合疲勞累積損傷理論，估算了薄壁結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果的正確性；周凌波利用統(tǒng)計(jì)原理獲得了薄壁試驗(yàn)件在隨機(jī)激勵下的PSD函數(shù)的統(tǒng)計(jì)參數(shù)，結(jié)合應(yīng)力的概率密度函數(shù)進(jìn)行了壽命估算。上述研究多關(guān)注發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子件（如葉片、輪盤）的高周疲勞失效機(jī)理和隨機(jī)激勵下薄壁結(jié)構(gòu)的疲勞壽命評估方法，而對發(fā)動機(jī)薄壁結(jié)構(gòu)的振動模式、激振因素和高周疲勞失效問題的公開報道較少。

內(nèi)涵噴管是大涵道比航空發(fā)動機(jī)的重要組成部分。其典型的薄壁結(jié)構(gòu)，不僅構(gòu)成了內(nèi)涵氣流的流道邊界，也是外涵氣流的流道內(nèi)邊界的一部分，對發(fā)動機(jī)內(nèi)涵排出的氣流起整流作用。本文對航空發(fā)動機(jī)內(nèi)涵噴管尾緣裂紋的機(jī)理進(jìn)行了分析，確定了故障原因，并針對性地提出了改進(jìn)措施。

1 裂紋形貌與斷口分析

1.1 裂紋形貌

某型大涵道比發(fā)動機(jī)內(nèi)涵噴管在裝配試車過程中，尾緣出口位置先后發(fā)生4次裂紋故障，故障信息見表1。

表1 內(nèi)涵噴管尾緣裂紋信息

從表中可見，4次故障均在短時間內(nèi)發(fā)生，裂紋位置不盡相同。內(nèi)涵噴管的尾緣由加強(qiáng)環(huán)與筒體采用縫焊連接，以增大外壁出口的剛度和強(qiáng)度，減小出口端的變形。本文中均以第1次裂紋為例說明其斷口性質(zhì)，第1次裂紋故障形貌如圖1所示。從圖中可見，2條裂紋位于順航向12點(diǎn)半方向，呈T字形。第1條裂紋從內(nèi)涵噴管尾緣沿軸向向前，長約56 mm；第2條裂紋與第1條裂紋正交，在第1圖1條裂紋終止處沿圓周方向向兩端擴(kuò)展，分別長約25、35 mm。

圖1 第1次裂紋故障形貌

1.2 斷口分析

將裂紋部位解剖，裂紋斷口宏觀放大形貌如圖2所示。從圖中可見，斷口表面呈灰白色，存在明顯起伏，呈現(xiàn)疲勞弧線和放射棱線形貌，表明該斷口為疲勞斷口。根據(jù)疲勞弧線和放射棱線的方向判斷，疲勞源區(qū)位于加強(qiáng)環(huán)外表面，長約為4.9 mm。

圖2 裂紋斷口宏觀放大形貌

裂紋斷口疲勞源區(qū)形貌如圖3所示。從圖中可見，斷口源區(qū)主要為放射棱線與斷裂形貌，呈多源起始特征，未見明顯的冶金缺陷。經(jīng)放大觀察，在距離斷口疲勞源區(qū)約為0.2 mm的區(qū)域發(fā)現(xiàn)疲勞條帶形貌（如圖4所示），表明導(dǎo)致內(nèi)涵噴管外壁組件產(chǎn)生疲勞開裂的起始應(yīng)力較大。

圖3 裂紋斷口疲勞源區(qū)形貌（100倍）

圖4 裂紋斷口源區(qū)附近的疲勞條帶形貌（2000倍）

在疲勞擴(kuò)展區(qū)可見明顯的疲勞弧線及疲勞條帶形貌，且疲勞條帶細(xì)密，表明該裂紋斷口為高周疲勞斷口。

2 內(nèi)涵噴管靜強(qiáng)度分析

2.1 有限元模型及載荷

為確定裂紋位置的靜應(yīng)力水平，對內(nèi)涵噴管進(jìn)行有限元分析，噴管外壁和尾緣位置有限元模型如圖5、6所示。選用2維軸對稱平面單元PLANE183，約束與渦輪后機(jī)匣連接部位的軸向位移。

圖5 噴管外壁有限元模型

圖6 尾緣位置有限元模型

溫度載荷取自內(nèi)涵噴管工作狀態(tài)下表面壁溫測試結(jié)果。因內(nèi)涵噴管筒體厚度僅為1.5 mm，在壁溫測試中同一位置內(nèi)、外壁面溫差最大為15℃，因此筒體部分簡化為沿軸向1維溫度場；而在尾緣位置內(nèi)、外壁面溫差較大，計(jì)算時采用2維溫度場。內(nèi)涵噴管外壁組件和尾緣局部的溫度場分布如圖7、8所示。

圖7 內(nèi)涵噴管外壁組件溫度場分布

壓力載荷為軸向1維壓力，內(nèi)涵噴管外壁組件壓力分布如圖9所示。

圖8 尾緣位置溫度分布

圖9 內(nèi)涵噴管外壁組件壓力分布

2.2 靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果

將以上外部載荷輸入到有限元模型中如圖10、11所示，經(jīng)計(jì)算在發(fā)動機(jī)臺架試車狀態(tài)下內(nèi)涵噴管尾緣最大等效應(yīng)力為311.60 MPa，應(yīng)力組成主要為溫度應(yīng)力。

圖10 內(nèi)壁筒體等效應(yīng)力分布

圖11 加強(qiáng)環(huán)等效應(yīng)力分布

尾緣位置等效應(yīng)力水平較高的原因是，故障位置內(nèi)、外壁面的溫度梯度較大，最大達(dá)到221℃。而故障位置溫度梯度較大的原因是，在軸向?qū)挾葹?5 mm的加強(qiáng)環(huán)上，只有在中間寬度為5 mm處滾焊與筒體進(jìn)行了連接，直接導(dǎo)致兩邊剩余的5 mm加強(qiáng)環(huán)沿徑向翹曲，加強(qiáng)環(huán)實(shí)際焊接狀態(tài)如圖12所示。從圖中可見，加強(qiáng)環(huán)與筒體之間出現(xiàn)了一定的空隙，而金屬材料與氣體的導(dǎo)熱系數(shù)差距很大，使外壁筒體與加強(qiáng)環(huán)溫度差異大，導(dǎo)致局部溫度應(yīng)力水平高。

圖12 加強(qiáng)環(huán)實(shí)際焊接狀態(tài)

3 內(nèi)涵噴管模態(tài)試驗(yàn)分析

3.1 模態(tài)試驗(yàn)

模態(tài)試驗(yàn)采用單點(diǎn)激勵單點(diǎn)輸出的方式進(jìn)行，所用力錘型號為ENDEVCO-2302-10，使用鋁制錘頭可保證1 kHz內(nèi)力譜基本平直，選用ENDEVCO-4508B型加速度傳感器測量振動響應(yīng)。

參考內(nèi)涵噴管模態(tài)有限元計(jì)算結(jié)果和內(nèi)涵噴管外壁組件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，以不發(fā)生模態(tài)混疊為原則確定內(nèi)涵噴管測點(diǎn)布置位置，沿周向均勻布置20個節(jié)點(diǎn)，沿軸向均勻分布3層，整個模型共60個節(jié)點(diǎn)，模態(tài)試驗(yàn)幾何模型如圖13所示。在每個測點(diǎn)測量其徑向振動以獲得模態(tài)振型。為消除來自力錘通道的噪聲，對激勵信號施加力窗，防止產(chǎn)生泄漏，對響應(yīng)信號施加指數(shù)窗。在內(nèi)涵噴管實(shí)際安裝狀態(tài)下進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)，在試驗(yàn)中移動力錘對每個測點(diǎn)進(jìn)行2次敲擊，獲得振動信號及頻響函數(shù)等。

圖13 模態(tài)試驗(yàn)幾何模型

3.2 模態(tài)參數(shù)識別

將60個測點(diǎn)的頻響函數(shù)導(dǎo)入Me’scope處理軟件中，采用正交多項(xiàng)式頻響擬合方法辨識出分析頻段內(nèi)的各階模態(tài)參數(shù)，內(nèi)涵噴管的模態(tài)測試結(jié)果見表2。典型模態(tài)傳遞函數(shù)如圖14所示，內(nèi)涵噴管外壁組件前8階模態(tài)振型如圖15所示。

圖14 模態(tài)傳遞函數(shù)

圖15 內(nèi)涵噴管外壁組件前8階模態(tài)振型

表2 模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果

從測試結(jié)果可知，內(nèi)涵噴管的模態(tài)密度較大，在0～150 Hz頻率內(nèi)共出現(xiàn)7階模態(tài)振型，說明內(nèi)涵噴管的結(jié)構(gòu)剛度較低。

4 振動應(yīng)力分析

4.1 貼片方案

為確定在發(fā)動機(jī)工作狀態(tài)下加強(qiáng)環(huán)位置的振動應(yīng)力，對加強(qiáng)環(huán)粘貼應(yīng)變片進(jìn)行振動應(yīng)力測量。根據(jù)裂紋位置和模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果在加強(qiáng)環(huán)周向90°內(nèi)均勻貼片，如圖16所示。應(yīng)變片絲柵方向?yàn)橹芟颍员愀鶕?jù)動測結(jié)果分析出加強(qiáng)環(huán)在工作狀態(tài)下的振動模式。

圖16 動應(yīng)力測量貼片

4.2 動應(yīng)力測試結(jié)果與分析

在動應(yīng)力測試程序中，在2～3 min內(nèi)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速均勻地由慢車推至最大，典型應(yīng)變計(jì)的振動響應(yīng)如圖17所示。從圖中可見，在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速升高過程中，瀑布中呈現(xiàn)多條明顯的振動應(yīng)力響應(yīng)峰，其幅值隨機(jī)變化，其頻率保持不變，分別為40、60、80、104 Hz。典型振動響應(yīng)時域頻域分布如圖18所示。從圖中可見，在同一時刻出現(xiàn)多個振動應(yīng)力峰值，其頻率與瀑布圖一致，相應(yīng)的時域圖表現(xiàn)為多個頻率信號的疊加。

圖17 典型應(yīng)變計(jì)的振動響應(yīng)

圖18 典型振動響應(yīng)頻域時域分布

提取在發(fā)動機(jī)升轉(zhuǎn)過程中10個應(yīng)變計(jì)測點(diǎn)的最大振動應(yīng)力、頻率和相應(yīng)的低壓轉(zhuǎn)速結(jié)果見表3。從表中可見，在發(fā)動機(jī)工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，在加強(qiáng)環(huán)上測得的最大振動應(yīng)力為38 MPa，頻率為60 Hz，相應(yīng)的低壓轉(zhuǎn)速為4349 r/min。

表3 最大振動應(yīng)力、頻率和相應(yīng)的低壓轉(zhuǎn)速結(jié)果

為確定內(nèi)涵噴管的振動模式，對比了動應(yīng)力較大的振動頻率與模態(tài)試驗(yàn)的固有頻率，見表4。從表中可見，動應(yīng)力較大的4階頻率均能在模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果中找到相應(yīng)的固有頻率。為進(jìn)一步確定內(nèi)涵噴管的振動模式，以2號應(yīng)變計(jì)為參考點(diǎn)，其余9個應(yīng)變計(jì)為響應(yīng)點(diǎn)，使用應(yīng)變計(jì)測得的時域數(shù)據(jù)計(jì)算出自功率譜、響應(yīng)點(diǎn)和參考點(diǎn)之間的互功率譜（幅值和相位），并繪制各頻率下尾緣位置在90°內(nèi)的應(yīng)力分布，如圖19所示。

表4 動應(yīng)力較大的振動頻率與模態(tài)試驗(yàn)的固有頻率結(jié)果對比

圖19 加強(qiáng)環(huán)處各頻率下動應(yīng)力分布

由以上對比可知，在工作狀態(tài)下內(nèi)涵噴管動應(yīng)力頻率與模態(tài)測試的固有頻率相同，在各頻率下實(shí)測動應(yīng)力分布與相應(yīng)模態(tài)振型的應(yīng)力分布相符，說明在工作狀態(tài)下，內(nèi)涵噴管的振動響應(yīng)為結(jié)構(gòu)的模態(tài)振型，分別為=4、5、6、7的波瓣型振型。綜上結(jié)果分析，內(nèi)涵噴管的振動模式為尖峰共振系統(tǒng)對寬帶輸入的響應(yīng)。

由內(nèi)涵噴管的振動模式結(jié)合其工作環(huán)境分析可知，在發(fā)動機(jī)工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，受氣流寬帶隨機(jī)激勵作用，內(nèi)涵噴管同時出現(xiàn)多階固有振型的強(qiáng)迫響應(yīng)。

5 內(nèi)涵噴管動強(qiáng)度儲備計(jì)算及改進(jìn)措施

5.1 動強(qiáng)度儲備計(jì)算

根據(jù)材料數(shù)據(jù)手冊，GH536合金在295℃時的極限強(qiáng)度為616 MPa，焊接件考慮1.3的分散系數(shù)；在疲勞極限強(qiáng)度為176 MPa時，焊接件考慮1.9的分散系數(shù)。

綜合靜強(qiáng)度分析結(jié)果和動應(yīng)力測試結(jié)果所作的Goodman分布如圖20所示。從圖中可見，在內(nèi)涵噴管加強(qiáng)環(huán)位置的動強(qiáng)度儲備不滿足強(qiáng)度要求。

圖20 內(nèi)涵噴管尾緣位置Goodman分布

5.2 改進(jìn)措施

綜上所述，針對裂紋故障提出了以下改進(jìn)措施：

（1）改進(jìn)內(nèi)涵噴管加強(qiáng)環(huán)的結(jié)構(gòu)形式，減小故障位置的溫度梯度，避免因間隙導(dǎo)致的溫度應(yīng)力。

（2）增大內(nèi)涵噴管結(jié)構(gòu)的剛度以降低由隨機(jī)激勵激起的振動應(yīng)力。

對結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的內(nèi)涵噴管進(jìn)行了振動應(yīng)力測量和溫度測量，結(jié)果表明,尾緣位置最大振動應(yīng)力由38 MPa降低為20 MPa，內(nèi)、外壁面最大溫度差由221℃降低為32℃。強(qiáng)度分析顯示改進(jìn)后的內(nèi)涵噴管動強(qiáng)度儲備滿足要求，搭載發(fā)動機(jī)進(jìn)行70 h試車后未出現(xiàn)裂紋，證明排故措施有效。

6 結(jié)論

（1）某發(fā)動機(jī)內(nèi)涵噴管裂紋疲勞源區(qū)位于加強(qiáng)環(huán)外表面，裂紋性質(zhì)為高周疲勞裂紋，裂紋源區(qū)未見明顯的冶金缺陷。

（2）疲勞裂紋產(chǎn)生的原因是：內(nèi)涵噴管加強(qiáng)環(huán)與筒體在焊接位置存在間隙，在工作狀態(tài)下內(nèi)、外壁面溫差大導(dǎo)致故障位置靜應(yīng)力水平高；內(nèi)涵噴管受氣流隨機(jī)激勵作用的同時出現(xiàn)多階固有振型的振動響應(yīng)。在靜應(yīng)力與動應(yīng)力共同作用下造成內(nèi)涵噴管高周疲勞失效。

（3）在寬帶隨機(jī)激勵因素作用下，發(fā)動機(jī)薄壁結(jié)構(gòu)易出現(xiàn)多模態(tài)響應(yīng)，增大了結(jié)構(gòu)剛度使由隨機(jī)激勵引起的振動應(yīng)力降低。