骨架式壓氣機(jī)機(jī)匣仿真計(jì)算分析

楊 帆，張大海，范順昌

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽110015；2.解放軍93115部隊(duì)，沈陽110031；3.空軍駐沈陽黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司軍事代表室，沈陽110015）

骨架式壓氣機(jī)機(jī)匣仿真計(jì)算分析

楊 帆1，張大海2，范順昌3

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽110015；2.解放軍93115部隊(duì)，沈陽110031；3.空軍駐沈陽黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司軍事代表室，沈陽110015）

為了實(shí)現(xiàn)通過改變壓氣機(jī)機(jī)匣材料、結(jié)構(gòu)形式和加工手段，達(dá)到減輕壓氣機(jī)機(jī)匣質(zhì)量的目標(biāo)，依照骨架式結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)思想，對某型壓氣機(jī)的機(jī)匣進(jìn)行了骨架式結(jié)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)，即“桁架”式結(jié)構(gòu)機(jī)匣，并針對這3種典型的結(jié)構(gòu)機(jī)匣分別從靜強(qiáng)度、模態(tài)和包容特性等角度進(jìn)行了仿真計(jì)算和對比分析，得到了現(xiàn)階段最優(yōu)方案為圓形開孔機(jī)匣。結(jié)果表明：該類骨架結(jié)構(gòu)可以實(shí)現(xiàn)在不影響機(jī)匣使用要求的前提下，將壓氣機(jī)機(jī)匣質(zhì)量減輕10%～20%，有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)推重比。

推重比；骨架式結(jié)構(gòu)；壓氣機(jī)機(jī)匣；仿真；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)的推重比是評價(jià)一型發(fā)動(dòng)機(jī)優(yōu)劣的重要指標(biāo)[1-2]，而隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)的不斷發(fā)展，對部件質(zhì)量逐步進(jìn)行擠壓，目前在材料和制造工藝等方面沒有重大突破的情況下，各部件已沒有太多的減重空間了[3]。因此迫切需要應(yīng)用先進(jìn)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手段對發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行創(chuàng)新性研發(fā)，來減輕部件質(zhì)量，以便進(jìn)一步提高發(fā)動(dòng)機(jī)推重比[4]。為了進(jìn)一步提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比，骨架式結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)思想被引入到發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，可以有效減輕部件質(zhì)量，提高承力框架系統(tǒng)的材料利用效率[5]。目前該技術(shù)已成功運(yùn)用在F119發(fā)動(dòng)機(jī)的外涵機(jī)匣上[6]。

本文針對某型壓氣機(jī)機(jī)匣，依據(jù)骨架式設(shè)計(jì)思想，進(jìn)行了結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)，主要方法是在機(jī)匣上開孔，并在機(jī)匣內(nèi)壁面創(chuàng)建1層類似“蒙皮”的結(jié)構(gòu)[6]，而根據(jù)不同的開孔樣式，主要形成了3種典型的骨架式結(jié)構(gòu)方案，通過多種仿真設(shè)計(jì)手段尋求不同形狀開孔中的最佳開孔形狀、開孔數(shù)量以及開孔尺寸，以期得到最優(yōu)的骨架結(jié)構(gòu)，為后續(xù)的深入研究指明方向。

1 開孔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

根據(jù)該型壓氣機(jī)機(jī)匣的結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)，并考慮到機(jī)匣內(nèi)壁面“蒙皮”的設(shè)計(jì)、加工和裝配等因素，機(jī)匣上的開孔位置需要避開靜子葉片上軸頸的安裝位置、壓氣機(jī)級間引氣位置及引氣機(jī)構(gòu)、靜子葉片“T型”安裝槽等這些不易于封嚴(yán)設(shè)計(jì)的部位，這樣可以有效避免高壓氣體泄漏，并可使機(jī)匣內(nèi)壁面“蒙皮”和機(jī)匣本體的設(shè)計(jì)、加工得到簡化，因此機(jī)匣上的開孔位置如圖1所示。

另外考慮到開孔對整個(gè)機(jī)匣強(qiáng)度和剛度的削弱影響，每段開孔位置的圓周方向上和發(fā)動(dòng)機(jī)軸線方向上均需形成至少1條不間斷、連續(xù)的“筋”。3種開孔機(jī)匣結(jié)構(gòu)的平面展開如圖2所示，從圖中可見，矩形孔開孔后會(huì)形成“格柵”形橫縱“筋”，且矩形孔沿縱向長度不少于其周向?qū)挾鹊?倍，這樣可以便于控制機(jī)匣上孔的總數(shù)量，另外需要保證孔間間隔厚度不小于3 ms。三角形孔開孔后會(huì)形成“米”字形“筋”，將三角孔設(shè)計(jì)為等腰三角形，保證每條“邊長”厚度不小于3 ms。圓形孔開孔后會(huì)形成不規(guī)則形狀的“筋”，同樣需保證開孔后形成孔間間隔厚度不小于3 ms。

為了方便后續(xù)的仿真計(jì)算和對比分析，3種開孔在機(jī)匣上的范圍沿發(fā)動(dòng)機(jī)軸線方向上完全一致，并且在開孔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中需保證矩形孔、三角形孔、圓形孔的壓氣機(jī)機(jī)匣質(zhì)量相近，偏差在4%以內(nèi)，具體可以通過調(diào)節(jié)3種孔各自的總數(shù)量和細(xì)微結(jié)構(gòu)尺寸來調(diào)整機(jī)匣質(zhì)量，并且3種機(jī)匣的選材均為同種鈦合金，這樣得到原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣質(zhì)量對比的結(jié)果見表1，總體來看，3種開孔方案均可以在原壓氣機(jī)機(jī)匣的基礎(chǔ)上減質(zhì)約1/5，而獨(dú)立來說，三角形孔減質(zhì)效果最好，圓形孔次之，矩形孔最差。

表1 某型壓氣機(jī)機(jī)匣3種開孔后機(jī)匣質(zhì)量對比

2 仿真計(jì)算分析

2.1 靜強(qiáng)度分析

雖然借鑒的是中介機(jī)匣骨架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)思路，但由于壓氣機(jī)機(jī)匣與中介機(jī)匣的功能和工作環(huán)境區(qū)別很大，因此決定了骨架式壓氣機(jī)機(jī)匣不僅需要進(jìn)行靜強(qiáng)度計(jì)算，還需要進(jìn)行模態(tài)分析和包容性分析等仿真計(jì)算，應(yīng)盡可能利用多種仿真手段全方位描述和評估骨架式結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法對壓氣機(jī)機(jī)匣的影響。

根據(jù)壓氣機(jī)機(jī)匣的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和所受載荷情況，在對其靜強(qiáng)度計(jì)算時(shí)首先利用UG軟件進(jìn)行3維建模，然后將模型導(dǎo)入ANSYS軟件進(jìn)行加載和計(jì)算（原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣的3維分網(wǎng)模型如圖3所示）[7-8]。

原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣的計(jì)算模型所劃分的網(wǎng)格及節(jié)點(diǎn)數(shù)量見表2，根據(jù)受力分析，在靜強(qiáng)度計(jì)算中，壓氣機(jī)機(jī)匣需要考慮的穩(wěn)態(tài)載荷包括機(jī)械載荷、氣動(dòng)載荷和溫度載荷，主要又分為各級靜子葉片的扭矩，機(jī)匣內(nèi)、外壁面的靜壓，機(jī)匣所受的氣體軸向力，所有構(gòu)件產(chǎn)生的質(zhì)量慣性載荷[12]。在這當(dāng)中機(jī)匣所受到的軸向力為其主要載荷之一，為了對比計(jì)算簡便，在對強(qiáng)度計(jì)算模型進(jìn)行加載時(shí)，主要在機(jī)匣后安裝邊端面設(shè)置沿發(fā)動(dòng)機(jī)軸向方向的作用力，環(huán)境溫度設(shè)為常溫22℃，另外約束機(jī)匣的前安裝邊端面沿發(fā)動(dòng)機(jī)軸向位移。這種加載方法即可以反映出機(jī)匣的主要負(fù)荷情況，又能夠使對比計(jì)算得到簡化。通過ANSYS Workbench計(jì)算得到原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣的等效應(yīng)力云圖，如圖4所示。

表2 原型機(jī)匣和3種開孔模型單元和節(jié)點(diǎn)數(shù)量

從圖4中可見，3種開孔機(jī)匣等效應(yīng)力的最大值比原型機(jī)匣的均有所增加，增幅在3%～6%之間，等效應(yīng)力增大的幅度較小，因?yàn)樵蜋C(jī)匣有較大的強(qiáng)度儲(chǔ)備系數(shù)，所以3種開孔機(jī)匣也都能滿足壓氣機(jī)強(qiáng)度設(shè)計(jì)規(guī)范的要求。另外三角形開孔機(jī)匣應(yīng)力增加的幅度最小，矩形開孔機(jī)匣應(yīng)力增加的幅度最大，圓形開孔機(jī)匣則處于二者之間。

2.2 模態(tài)分析

由于開孔會(huì)導(dǎo)致機(jī)匣質(zhì)量和剛度發(fā)生變化，因此機(jī)匣的振動(dòng)特性也隨之變化，對原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣又進(jìn)行了模態(tài)仿真計(jì)算，前6階固有頻率結(jié)果如圖5所示，從圖中可見，原型機(jī)匣、三角形開孔機(jī)匣和圓形開孔機(jī)匣的固有頻率計(jì)算結(jié)果相近，振動(dòng)特性比較一致，而矩形開孔機(jī)匣的振動(dòng)特性則偏離較遠(yuǎn)。考慮到壓氣機(jī)機(jī)匣的激振力主要是轉(zhuǎn)、靜子葉片帶來的氣流激勵(lì)，因此如果認(rèn)為原型機(jī)匣的振動(dòng)特性已避開了壓氣機(jī)轉(zhuǎn)、靜子葉片所引起的激振頻率，不會(huì)被轉(zhuǎn)、靜子葉片引起共振，那么在氣動(dòng)狀態(tài)和轉(zhuǎn)、靜子葉片數(shù)量不變的情況下，與原型機(jī)匣振動(dòng)特性相近的三角形開孔機(jī)匣和圓形開孔機(jī)匣肯定也可以有效避開轉(zhuǎn)、靜子葉片的激振頻率，而與原型機(jī)匣振動(dòng)特性相差較遠(yuǎn)的矩形開孔機(jī)匣則存在很大的共振風(fēng)險(xiǎn)。

2.3 包容性分析

壓氣機(jī)機(jī)匣的包容特性對整機(jī)安全性和可靠性至關(guān)重要，而在機(jī)匣轉(zhuǎn)子葉片對應(yīng)的位置上開孔將對機(jī)匣包容特性有很大影響，因此也對原型機(jī)匣和開孔機(jī)匣的包容性進(jìn)行了仿真對比分析。

由于原型機(jī)匣整體厚度近似均等，且第1級轉(zhuǎn)子葉片的質(zhì)量最大，相應(yīng)的葉片飛失能量也最大，對機(jī)匣的包容也最不利，因此選取第1級轉(zhuǎn)子葉片1片作為葉片飛失的典型情況進(jìn)行研究計(jì)算。首先利用能量法對原型機(jī)匣和開孔機(jī)匣進(jìn)行初步包容性估算，按照航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊中相關(guān)公式（1）和（2）進(jìn)行估算[12]，得到1片飛失轉(zhuǎn)子葉片的動(dòng)能為9690 J，原型機(jī)匣的破壞總勢能為21035 J，約為葉片動(dòng)能的2.17倍，這表明該轉(zhuǎn)子葉片不會(huì)飛出原型機(jī)匣，滿足設(shè)計(jì)手冊中機(jī)匣包容設(shè)計(jì)要求[10]。而由于開孔機(jī)匣的厚度是變化且不均等的，因此需要對公式（2）中的機(jī)匣厚度h進(jìn)行假設(shè)，依據(jù)開孔機(jī)匣質(zhì)量與原型機(jī)匣質(zhì)量的關(guān)系，參照上述表2中的對比數(shù)據(jù)，假設(shè)矩形孔機(jī)匣、三角形孔機(jī)匣和圓形孔機(jī)匣的平均壁厚h分別為原型機(jī)匣壁厚h的0.78倍、0.75倍和0.76倍，這樣得到了3種機(jī)匣的破壞總勢能依次為12798、11832和12150 J，是葉片動(dòng)能的1.32倍、1.22倍和1.25倍，也都能符合機(jī)匣包容的設(shè)計(jì)要求[10]，不過這是在機(jī)匣壁厚假設(shè)關(guān)系前提下的估算結(jié)果。

葉片動(dòng)能計(jì)算公式

式中：E為葉片斷掉部分的動(dòng)能，N·m；m為葉片斷掉部分的質(zhì)量，kg；n為轉(zhuǎn)速，r/min；Rc為葉片斷掉部分的質(zhì)心半徑，m。

機(jī)匣破壞總勢能計(jì)算公式

式中：L為與機(jī)匣碰撞的葉片外緣截面面積的周長，m；h為與轉(zhuǎn)子葉片對應(yīng)的機(jī)匣平均壁厚，mm；τD為機(jī)匣材料動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)度極限，MPa；K為彎曲變形經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；n為剪切變形經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。

如要更準(zhǔn)確表達(dá)碰撞瞬間的具體情形以及要描述原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣包容特性的細(xì)微差異，則應(yīng)借助LS-DYNA或ANSYS AUTODYN-3D等非線性顯式分析計(jì)算軟件。此處采用ANSYS AUTODYN-3D程序分別對原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣進(jìn)行了葉片碰撞的3維仿真計(jì)算，選取1片第1級轉(zhuǎn)子葉片飛失后與機(jī)匣發(fā)生碰撞，并根據(jù)機(jī)匣和葉片的網(wǎng)格大小選取了碰撞的持續(xù)時(shí)間為3 ms，得到原型機(jī)匣和3種開孔機(jī)匣各自的碰撞應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線，如圖6所示（橫坐標(biāo)為碰撞時(shí)間，縱坐標(biāo)碰撞應(yīng)力進(jìn)行了無量綱化處理）。

結(jié)果表明：葉片與機(jī)匣碰撞瞬間的共性特征是開始時(shí)葉片葉尖接觸機(jī)匣的內(nèi)壁面后開始彎曲，同時(shí)在機(jī)匣上形成輕微鼓凸，形成第1個(gè)碰撞應(yīng)力“波峰”。接著已彎曲的葉身貼著機(jī)匣內(nèi)壁向前滑行，葉尖至榫頭之間不斷有新的彎曲產(chǎn)生，隨后彎曲后的斷葉以葉身中部撞擊機(jī)匣 [11-12]，出現(xiàn)第2個(gè)碰撞應(yīng)力“波峰”，因此在整個(gè)碰撞過程中會(huì)出現(xiàn)至少2個(gè)碰撞應(yīng)力“波峰”的情況，從圖6中的4條應(yīng)力變化曲線也證明了這個(gè)特點(diǎn)。另外，4條曲線的平均應(yīng)力值比較相近，并不能看出顯著差別，如果根據(jù)文獻(xiàn)[13]的描述，平均壁厚薄的機(jī)匣相應(yīng)吸收碰撞能量也小，按照前面對4種機(jī)匣平均壁厚的假設(shè)關(guān)系，開孔機(jī)匣碰撞應(yīng)力理應(yīng)比原型機(jī)匣小，但仿真結(jié)果并不是如此，所以前面對4種機(jī)匣平均壁厚的假設(shè)關(guān)系并不能成立，依據(jù)能量法估算開孔機(jī)匣的包容特性也并不準(zhǔn)確。骨架式結(jié)構(gòu)雖然提高了承力機(jī)構(gòu)的材料利用效率，但并不能顯著降低葉片與機(jī)匣間的碰撞應(yīng)力。

三角形開孔機(jī)匣在0.947 ms時(shí)出現(xiàn)了不包容情況，應(yīng)力云圖如圖7所示，從圖中可見，機(jī)匣外壁面雖然沒有撕裂性破損，但轉(zhuǎn)子葉片榫頭與機(jī)匣的碰撞部位恰好處在了三角形孔的“真空”位置，因此雖然此時(shí)的碰撞應(yīng)力絕對值并不高，但也發(fā)生了不包容情況，這也證明了按照平均壁厚假設(shè)關(guān)系的估算存在很大的誤差。因此三角形開孔機(jī)匣尚需要對其薄弱部位進(jìn)行強(qiáng)化設(shè)計(jì)：（1）可以縮小三角形孔的面積；（2）加厚其“米”字形加強(qiáng)筋，這2種強(qiáng)化手段不可避免的會(huì)增加機(jī)匣的質(zhì)量。這樣來看，三角形開孔機(jī)匣在之前的質(zhì)量分析和靜強(qiáng)度、模態(tài)仿真計(jì)算中所積累下來的優(yōu)勢也將被減弱。

在上述3維計(jì)算過程中，為了計(jì)算簡便并未考慮機(jī)匣和轉(zhuǎn)子葉片所受的氣動(dòng)載荷等預(yù)應(yīng)力，僅能反映出機(jī)匣在碰撞過程中的變化趨勢。后續(xù)將著手進(jìn)行更為精確的3維模擬計(jì)算，以及研究多片轉(zhuǎn)子葉片同時(shí)飛失的狀況下，開孔機(jī)匣的表現(xiàn)。

3 結(jié)論

三角形開孔機(jī)匣雖然在質(zhì)量、靜強(qiáng)度和模態(tài)分析中表現(xiàn)良好，但其在包容特性仿真分析時(shí)出現(xiàn)了不包容的情況，在3種機(jī)匣質(zhì)量近似的情況下，還需要在包容設(shè)計(jì)上進(jìn)一步強(qiáng)化。矩形開孔機(jī)匣則表現(xiàn)最差，因其應(yīng)力增幅較大，模態(tài)結(jié)果也偏離原型機(jī)匣較遠(yuǎn)。綜合來看，圓形開孔機(jī)匣表現(xiàn)優(yōu)異，雖然其在質(zhì)量、靜強(qiáng)度和模態(tài)分析中的表現(xiàn)處于中游，但其可以滿足機(jī)匣的包容要求，同樣具有進(jìn)一步優(yōu)化的空間，后續(xù)可以嘗試以拓?fù)鋬?yōu)化的方法進(jìn)行正向設(shè)計(jì)。

通過上述的對比計(jì)算分析，可以看出，骨架式結(jié)構(gòu)在壓氣機(jī)機(jī)匣上是可行的，至少可以將原型機(jī)匣的質(zhì)量減輕10%～20%，收益比較可觀，值得更進(jìn)一步的探索研究。

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Simulation Analysis of a Compressor Casing of Skeletal Supporting Frame Structure

YANG Fan1，ZHANG Da-hai2,FAN Shun-chang3
（1.AECC Shenyang Engine Research Institute,Shenyang 110015,China;2.93115 PLA Troops，China;3.Air Force Military Representative Office in Shenyang Liming Aero-engine(Group)Co.Ltd,Shenyang 110015,China）

In order to reduce the compressor casing weight by changing the casing material,structure form and manufacturing method,according to the principle of the skeletal supporting frame structure,the improved design of skeletal supporting frame structure for a compressor casing was conducted,which was truss structure.The simulation and comparative analysis of three kinds of typical structure casing were performed respectively from the static stress,mode and containment capability,and the best scheme was obtained at present that was circular opening casing.The result shows that the skeletal supporting frame should reduce the compressor weight as 10%～20%to improve the engine thrust-weight ratio,which has no influence on casing application requirement.

thrust-weight ratio;skeletal supporting frame structure;compressor casing;simulation；aeroengine

V231.91

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2017.04.006

2016－11－11 基金項(xiàng)目：航空動(dòng)力基礎(chǔ)研究項(xiàng)目資助

楊帆（1982），男，碩士，高級工程師，從事壓氣機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)工作；Email:yangfan01234@163.com。

楊帆，張大海，范順昌.骨架式壓氣機(jī)機(jī)匣仿真計(jì)算分析[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2016，43（4）：30-34.YANG Fan,ZHANG Dahai,FAN Shunchang.Simulation analysis ofa compressor casingofskeletal supportingframe structure[J].Aeroengine，2016，43（4）：30-34.

（編輯：張寶玲）