孫海鶴，秦仕勇，龐燕龍，任 芳，何 云，卿 華

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都 610500)

1 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪轉(zhuǎn)子在各種工作狀態(tài)轉(zhuǎn)換過程中承受著劇烈變化的瞬態(tài)熱載荷與機(jī)械載荷，會(huì)對渦輪轉(zhuǎn)子造成顯著的疲勞損傷[1-2]?，F(xiàn)有統(tǒng)計(jì)表明，我國在現(xiàn)役航空發(fā)動(dòng)機(jī)工程應(yīng)用與在研型號(hào)研制中暴露出的若干問題均與加減速過渡態(tài)相關(guān)[2]。渦輪轉(zhuǎn)子無螺栓擋板結(jié)構(gòu)由于取消了輪盤與擋板連接的螺栓和螺孔，有效避免了螺孔的應(yīng)力集中，成為先進(jìn)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪轉(zhuǎn)子普遍采用的結(jié)構(gòu)形式[3-5]。無螺栓擋板通常設(shè)計(jì)成質(zhì)心半徑較大的薄壁結(jié)構(gòu)，往往無法承受自身高轉(zhuǎn)速引起的離心載荷，需要渦輪盤輪緣徑向定位面支撐作用才能保證其具有足夠的強(qiáng)度儲(chǔ)備。因此，航空發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)下的無螺栓擋板與渦輪盤配合穩(wěn)定可靠至關(guān)重要。

目前國內(nèi)針對無螺栓擋板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和研究，主要集中于穩(wěn)態(tài)載荷下輪盤或葉片與擋板配合面擠壓力關(guān)系，未涉及發(fā)動(dòng)機(jī)加減速過程瞬態(tài)熱效應(yīng)與離心載荷共同作用下的渦輪轉(zhuǎn)子的過渡態(tài)響應(yīng)。如欒永先等[6]通過有限元計(jì)算得出了氣體壓差、離心力載荷作用下無螺栓擋板與葉片軸向配合面擠壓力規(guī)律。孟慶迪等[7]分析了離心力作用下高壓渦輪后擋板不同區(qū)域內(nèi)最大等效應(yīng)力與轉(zhuǎn)速的關(guān)系。王慶平等[8]討論了雙配合面無螺栓擋板結(jié)構(gòu)穩(wěn)態(tài)溫度場和離心力作用下徑向定位面應(yīng)力與變形的協(xié)調(diào)關(guān)系，提出了雙配合面無螺栓擋板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的一般原則。盡管一些學(xué)者認(rèn)識(shí)到渦輪轉(zhuǎn)子以及無螺栓擋板在過渡態(tài)情況下的相關(guān)設(shè)計(jì)問題，如馬健等[5]指出設(shè)計(jì)中需要考慮過渡態(tài)及急停過程中擋板徑向配合面可能出現(xiàn)松弛甚至間隙從而破壞定心關(guān)系的問題，但是仍然缺乏對其原理和規(guī)律的闡釋。國外在這方面的研究也鮮有報(bào)道。

本文針對渦輪轉(zhuǎn)子無螺栓擋板結(jié)構(gòu)開展過渡態(tài)溫度與應(yīng)力響應(yīng)歷程分析，研究發(fā)動(dòng)機(jī)過渡態(tài)下無螺栓擋板受力與變形規(guī)律，可為渦輪轉(zhuǎn)子無螺栓擋板設(shè)計(jì)提供參考。

2 渦輪轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)

某型發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪轉(zhuǎn)子采用“高壓鍋蓋”式無螺栓連接擋板結(jié)構(gòu)(圖1)，其主要特點(diǎn)是渦輪盤與擋板內(nèi)緣配合安裝邊有對應(yīng)的凹凸結(jié)構(gòu)。裝配時(shí)，擋板上的凹槽對準(zhǔn)渦輪盤上的凸耳軸向壓裝到位，然后周向旋轉(zhuǎn)特定角度，使擋板內(nèi)緣的凹槽與輪盤對應(yīng)的凸耳對齊，此時(shí)渦輪盤和擋板的軸向接觸面處于過盈狀態(tài)，彈性恢復(fù)力使兩個(gè)零件緊密連成一體，從而達(dá)到軸向定位和緊固的目的。最后用限位銷或限位塊實(shí)現(xiàn)周向定位[9]。

圖1 渦輪轉(zhuǎn)子裝配示關(guān)系示意圖Fig.1 Schematic illustration of turbine rotor assembly

3 分析方法及流程

3.1 過渡態(tài)響應(yīng)分析方法

采用有限元方法對渦輪盤、無螺栓擋板構(gòu)成的渦輪轉(zhuǎn)子進(jìn)行過渡態(tài)分析，以獲取無螺栓擋板加減速試車歷程過渡態(tài)溫度場和應(yīng)力變形歷程。采用二維模型進(jìn)行試車歷程計(jì)算，以分析加減速試車過程中渦輪轉(zhuǎn)子溫度場特點(diǎn)和零件間的相互作用關(guān)系。為研究無螺栓擋板與渦輪盤配合面狀態(tài)變化規(guī)律，分別在熱分析和應(yīng)力分析中以接觸單元形式考慮配合狀態(tài)變化對傳熱和傳力的影響。

3.1.1 熱分析模型

在熱分析工程應(yīng)用中，通常使用接觸熱導(dǎo)率h對接觸面的熱量傳遞情況進(jìn)行計(jì)算和分析。

式中：Q 是通過接觸面的全部熱量，A 是表觀接觸面積，ΔT 是接觸面兩側(cè)溫差。實(shí)際問題中，通過接觸面的熱量可分為經(jīng)接觸點(diǎn)傳遞的熱量Qs和經(jīng)接觸面填充介質(zhì)傳遞的熱量Qg兩部分，則：

式中：hs、hg分別為經(jīng)接觸點(diǎn)傳遞和經(jīng)接觸面填充介質(zhì)傳遞熱量的熱導(dǎo)率。

根據(jù)輪盤與擋板結(jié)構(gòu)的幾何特征，獲得發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)械零件接觸熱導(dǎo)率經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式[10-12]，對渦輪轉(zhuǎn)子不同換熱類型劃分區(qū)域，選用對應(yīng)的換熱特性準(zhǔn)則關(guān)系式應(yīng)用內(nèi)部程序進(jìn)行換熱邊界條件計(jì)算，在ANSYS軟件中完成模型前處理與瞬態(tài)溫度場計(jì)算。

3.1.2 應(yīng)力分析模型

渦輪盤及無螺栓擋板周向連續(xù)部分采用ANSYS 軸對稱模型建模(圖2)，擋板凸起、輪盤凹槽、輪盤榫槽和渦輪葉片等周向不連續(xù)部分采用平面應(yīng)力單元建模，以模擬其子午面內(nèi)剛度和質(zhì)量離心力；無螺栓擋板與渦輪盤的配合面建立接觸單元。工作轉(zhuǎn)速、氣體壓力以試車歷程的時(shí)間為參量，通過ANSYS表格加載方式協(xié)調(diào)加載。溫度場載荷根據(jù)熱分析結(jié)果按時(shí)間映射到應(yīng)力分析網(wǎng)格。

圖2 渦輪轉(zhuǎn)子有限元模型Fig.2 FEM model of the turbine rotor

3.2 過渡態(tài)響應(yīng)分析流程

過渡態(tài)情況下，轉(zhuǎn)速和溫度場變化會(huì)引起無螺栓擋板與渦輪盤配合面擠壓力變化，配合面擠壓力變化又會(huì)引起配合面接觸熱阻改變進(jìn)而導(dǎo)致溫度場變化，形成傳熱與應(yīng)力分析的耦合現(xiàn)象。采用有限元軟件ANSYS 順序迭代法處理傳熱與應(yīng)力分析的耦合問題，分析流程見圖3，主要步驟如下：①假設(shè)無螺栓擋板與輪盤配合面處接觸熱阻為零；②根據(jù)換熱邊界條件變化歷程進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，獲得渦輪轉(zhuǎn)子溫度場變化歷程；③將獲得的溫度場歷程作為熱載荷施加于結(jié)構(gòu)模型，協(xié)調(diào)所有機(jī)械載荷進(jìn)行瞬態(tài)應(yīng)力分析，并輸出擋板與輪盤各配合面擠壓力變化歷程；④檢查計(jì)算收斂條件——參考點(diǎn)溫度與上一輪溫度差異是否小于ε，如不滿足則根據(jù)擠壓力歷程數(shù)據(jù)更新傳熱模型中各配合面接觸熱導(dǎo)率后重復(fù)②、③步驟，直至滿足收斂條件；⑤計(jì)算完畢輸出傳熱和應(yīng)力分析結(jié)果。

圖3 過渡態(tài)響應(yīng)分析流程圖Fig.3 Flow chart of transient responses analysis

4 結(jié)果分析

4.1 過渡態(tài)溫度場

根據(jù)有限元迭代計(jì)算得到的加減速試車歷程渦輪轉(zhuǎn)子溫度場，繪制了無螺栓擋板平均溫度與對應(yīng)半徑區(qū)域輪盤輪緣間(圖1 中R1與R2之間部分)的平均溫度變化曲線(圖4)?？梢?，由于無螺栓擋板為薄壁結(jié)構(gòu)，其熱慣性與渦輪盤相比較小，所以過渡態(tài)下無螺栓擋板在加減速過程中的熱響應(yīng)明顯比輪盤的快，特別是連續(xù)加減速過程表現(xiàn)得更加顯著。加速過程無螺栓擋板平均溫度比渦輪盤輪緣高，減速過程無螺栓擋板的平均溫度比渦輪盤輪緣低。高轉(zhuǎn)速停留的熱平衡狀態(tài)下，無螺栓擋板的平均溫度比渦輪盤對應(yīng)部位高。

圖4 無螺栓擋板與渦輪盤輪緣平均溫度Fig.4 Average temperature of boltless baffle and disk rim

4.2 徑向配合面擠壓力

無螺栓擋板與渦輪盤徑向配合面擠壓力的變化歷程見圖5。可見，總體上徑向配合面擠壓力在加速過程增大，在減速過程減小，在轉(zhuǎn)速停留階段逐漸減小并趨于穩(wěn)定值。加減速過渡態(tài)及穩(wěn)態(tài)典型時(shí)刻的無螺栓擋板與渦輪盤徑向配合面擠壓力峰谷值如表1 所示?？梢姡诼嚑顟B(tài)停留一定時(shí)間再加速至最大狀態(tài)后的停留階段，徑向配合面擠壓力明顯增大，其最大值可達(dá)穩(wěn)定值的約1.6倍。結(jié)合轉(zhuǎn)子加速過程中溫度場變化歷程特點(diǎn)，渦輪轉(zhuǎn)子在加速過程中溫度升高，但因無螺栓擋板熱慣性小于渦輪盤而溫度快速增加，無螺栓擋板的熱變形受到渦輪盤配合面的限制，導(dǎo)致其與渦輪盤徑向配合面擠壓力顯著大于穩(wěn)態(tài)值。因此在無螺栓擋板設(shè)計(jì)中，應(yīng)保證無螺栓擋板與渦輪盤徑向配合面在加速情況下具有足夠的擠壓強(qiáng)度儲(chǔ)備。

圖5 無螺栓擋板徑向配合面擠壓力Fig.5 Extruding force on radial matching surfaces of boltless baffle

表1 典型時(shí)刻無螺栓擋板徑向配合面擠壓力Table 1 Extruding force on radial matching surfaces at study points

渦輪轉(zhuǎn)子在最大狀態(tài)達(dá)到熱平衡后再快速減速到慢車狀態(tài)，因無螺栓擋板熱慣性小于渦輪盤而溫度快速下降，其相對輪盤的負(fù)熱變形使得無螺栓擋板與渦輪盤徑向配合面擠壓力小于穩(wěn)態(tài)值，出現(xiàn)擠壓力為零的情況，即慢車狀態(tài)下無螺栓擋板與渦輪盤徑向配合面產(chǎn)生間隙。

4.3 無螺栓擋板平均周向應(yīng)力

無螺栓擋板的結(jié)構(gòu)形式類似于輪盤，其工作狀態(tài)下具有類似于旋轉(zhuǎn)輪盤應(yīng)力分布的特點(diǎn)，典型失效模式為周向破裂，無螺栓擋板的平均周向應(yīng)力水平是衡量其承載能力的重要指標(biāo)。加減速試車歷程下無螺栓擋板平均周向應(yīng)力變化情況見圖6，其峰谷值(以無螺栓擋板平均周向應(yīng)力除以材料室溫屈服強(qiáng)度得到的無量綱值表示)情況見表2。由圖表可知，最大平均周向應(yīng)力不是發(fā)生在最高轉(zhuǎn)速，而是發(fā)生在徑向配合面擠壓力為零的時(shí)刻。因此在無螺栓擋板設(shè)計(jì)中，應(yīng)保證無螺栓擋板在大狀態(tài)熱平衡減速過程徑向支撐力不足情況下的強(qiáng)度儲(chǔ)備，以及無螺栓擋板此時(shí)能可靠定心。

圖6 無螺栓擋板平均周向應(yīng)力Fig.6 Mean circumferential stress of boltless baffle

表2 典型時(shí)刻無螺栓擋板平均周向應(yīng)力Table 2 Mean circumferential stresses of boltless baffle at study points

5 結(jié)論

通過航空發(fā)動(dòng)機(jī)加減速試車歷程中渦輪轉(zhuǎn)子過渡態(tài)熱固耦合響應(yīng)分析，探討了無螺栓擋板在過渡態(tài)加減速試車過程溫度場和受力變化特點(diǎn)，得出以下主要結(jié)論：

(1) 發(fā)動(dòng)機(jī)由慢車狀態(tài)快速加速至大功率狀態(tài)過程，無螺栓擋板熱變形大于輪盤，導(dǎo)致無螺栓擋板與輪盤徑向配合面擠壓力顯著大于穩(wěn)態(tài)值，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)保證配合面具有足夠的擠壓強(qiáng)度；

(2) 發(fā)動(dòng)機(jī)大功率狀態(tài)熱平衡后快速減速至慢車狀態(tài)過程，無螺栓擋板與輪盤徑向配合面擠壓力快速減小，甚至形成徑向間隙，此時(shí)應(yīng)保證無螺栓擋板具有足夠的強(qiáng)度儲(chǔ)備以及工作定心。