導(dǎo)風(fēng)輪破裂原因分析

韋日光，李亞非，李 巍，趙迎春，朱培模

(1.中國(guó)航發(fā)貴陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，貴陽(yáng) 550081；2.中國(guó)航發(fā)黎陽(yáng)航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限公司，貴陽(yáng) 550014)

0 引言

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子超速將導(dǎo)致輪盤強(qiáng)度儲(chǔ)備不足而破裂，輪盤的破裂是屬于非包容性的[1]，會(huì)擊穿油箱和座艙，打斷燃油管路系統(tǒng)，導(dǎo)致機(jī)毀人亡。除通過規(guī)范設(shè)計(jì)并計(jì)算分析保證輪盤在超速時(shí)有足夠的儲(chǔ)備外，還要求通過破裂試驗(yàn)保證輪盤有足夠的轉(zhuǎn)速儲(chǔ)備。文獻(xiàn)[2]要求對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵輪盤構(gòu)件進(jìn)行破裂試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)盤心材料達(dá)到最高設(shè)計(jì)溫度，試驗(yàn)轉(zhuǎn)速至少達(dá)到穩(wěn)態(tài)最高允許轉(zhuǎn)速的122%后保持30 s，輪盤不允許破壞。

發(fā)動(dòng)機(jī)高壓渦輪轉(zhuǎn)子在輪盤超轉(zhuǎn)試驗(yàn)器上做破裂轉(zhuǎn)速試驗(yàn)，在最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的121.7%時(shí)導(dǎo)風(fēng)輪發(fā)生破裂，并將真空箱體擊穿，輪盤上固定導(dǎo)風(fēng)輪的鎖槽也全部斷掉。試驗(yàn)前采用常規(guī)二維線性有限元法預(yù)測(cè)導(dǎo)風(fēng)輪不會(huì)破裂且安全系數(shù)比輪盤的高。本研究通過對(duì)導(dǎo)風(fēng)輪斷口宏觀形貌觀察分析，對(duì)斷口形貌及材質(zhì)進(jìn)行檢查，根據(jù)三維彈塑性有限元分析結(jié)果，定位出首斷件，找到導(dǎo)風(fēng)輪破裂原因，為以后的設(shè)計(jì)和試驗(yàn)提供借鑒。

1 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)與斷裂件

高壓渦輪試驗(yàn)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖見圖1(圖中去掉了葉片、輪緣凸塊和轉(zhuǎn)階段結(jié)構(gòu))，為模擬輪盤真實(shí)受力邊界，試驗(yàn)轉(zhuǎn)子保留了導(dǎo)風(fēng)輪，導(dǎo)風(fēng)輪凸塊嵌入輪盤凹槽中，并用鎖片鎖緊[3]。輪盤和導(dǎo)風(fēng)輪材料均為粉末冶金高溫合金FGH4097。試驗(yàn)后導(dǎo)風(fēng)輪全部壞掉(圖2)，在輪盤上無殘留，而高壓渦輪盤主體結(jié)構(gòu)則保持完整。

圖1 高壓渦輪轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)特征Fig.1 Structure of high pressure turbine rotor

圖2 導(dǎo)風(fēng)輪破裂實(shí)物Fig.2 Rupture inducer

2 試驗(yàn)過程與結(jié)果

2.1 斷口宏觀觀察

對(duì)導(dǎo)風(fēng)輪輪轂位置的14段碎片進(jìn)行斷口拼接(圖3)。整個(gè)輪轂存在嚴(yán)重的彎扭變形，且多數(shù)斷口損傷嚴(yán)重，除2個(gè)碎片上還有輪緣殘留外，其余各段輪緣均已沿圓周面斷裂脫落(脫落部分總長(zhǎng)約占整個(gè)圓周的5/6)。破裂旋轉(zhuǎn)導(dǎo)風(fēng)輪輪心端面在各弧段上均有較為嚴(yán)重的磨損痕跡，輪心位置沿軸向由原來的4道篦齒磨損剩下2～4道篦齒(磨損量約1～5 mm)，均為與試驗(yàn)器碰磨所致，磨損面上有大量垂直裂紋(圖4)。

圖3 導(dǎo)風(fēng)輪碎片斷口拼接Fig.3 Combination of the patches

圖4 磨損面裂紋Fig.4 Cracks in the worn surface

圖5 導(dǎo)風(fēng)輪子午面斷口Fig.5 Meridian plane fracture of the inducer

圖3中A區(qū)域子午斷面最完整，裂紋擴(kuò)展方向?yàn)閺妮喰牡捷喚?圖5a)；而B區(qū)域子午面斷口是從輪緣到輪心(圖5b)，因此擴(kuò)展方向沒有規(guī)律性。

2.2 斷口微觀觀察

利用掃描電鏡對(duì)圖3中A、B區(qū)域斷口進(jìn)行觀察。2個(gè)斷口雖然斷裂擴(kuò)展方向不同，但斷口特征均為剪切唇面積較大(50%左右)的一次性快速斷裂[4]，斷口微觀形貌也基本一致，均為較淺的韌窩斷裂特征(圖6)。

2.3 材質(zhì)檢查

對(duì)導(dǎo)風(fēng)輪輪心磨損部位(圖4)進(jìn)行徑向及切向截面金相組織檢查。腐蝕前觀察可見：徑向試樣上靠近磨損面淺層深度內(nèi)有大量的沿晶開裂特征(圖7a)，切向試樣上有大量深淺不一且有一定開口的裂紋，深度約3.6 mm(圖7b)；遠(yuǎn)離磨損面的正常部位未見夾雜物超標(biāo)、原始顆粒邊界等材質(zhì)問題。腐蝕后觀察可見：2試樣上靠近磨損面的淺層范圍內(nèi)雖然晶粒尺寸正常(晶粒度5～6級(jí))，但相對(duì)于遠(yuǎn)離磨損面的正常部位組織略微發(fā)白(抗腐蝕能力差異)(圖8)。

圖6 子午面斷口微觀形貌Fig.6 Micro appearance of meridian plane fracture

圖7 腐蝕前金相分析Fig.7 Metallographic analysis before corrosion

對(duì)金相試樣進(jìn)行能譜分析，故障導(dǎo)風(fēng)輪的材質(zhì)符合FGH4097合金化學(xué)成分要求。對(duì)金相試樣上磨損面淺表層(腐蝕白層)及基體進(jìn)行顯微硬度檢查，結(jié)果表明：基體部位硬度為HV 512，白層部位硬度為HV 400，磨損面淺表層的硬度較基體組織明顯偏低，且基體部位硬度值超出技術(shù)條件要求(技術(shù)條件要求為d=3.1～3.5 mm，即HV 318～402)。

圖8 腐蝕后金相分析Fig.8 Metallographic analysis after corrosion

2.4 振動(dòng)數(shù)據(jù)檢查

試驗(yàn)時(shí)，先在轉(zhuǎn)速120%最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速保持30 s，然后繼續(xù)升轉(zhuǎn)至目標(biāo)破裂轉(zhuǎn)速時(shí)，此時(shí)聽到破壞的聲音，破裂試驗(yàn)過程記錄了振動(dòng)加速度和真空油壓(圖9)。從真空油壓圖線上看，導(dǎo)風(fēng)輪在915 s時(shí)破壞，在破壞之前振動(dòng)數(shù)據(jù)沒有異常。

2.5 殘余變形檢查

在破裂試驗(yàn)前轉(zhuǎn)子已進(jìn)行了加溫超轉(zhuǎn)試驗(yàn)(最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的115%)，超轉(zhuǎn)試驗(yàn)后測(cè)量了導(dǎo)風(fēng)輪內(nèi)徑和外徑尺寸，內(nèi)徑僅增大0.06%，外徑僅增大0.01%，表明導(dǎo)風(fēng)輪未進(jìn)入塑性，而在進(jìn)行最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的121.7%試驗(yàn)時(shí)即發(fā)生了破壞，可見導(dǎo)風(fēng)輪的受力過程并不是簡(jiǎn)單地與轉(zhuǎn)速平方成正比，而是強(qiáng)烈的非線性關(guān)系。

3 有限元模擬分析

3.1 二維線性分析

按傳統(tǒng)方法[5]建立二維軸對(duì)稱模型[6](圖10)，渦輪盤與導(dǎo)風(fēng)輪之間用綁定約束，考慮試驗(yàn)溫差和離心力，在最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的122%下進(jìn)行線性計(jì)算。輪盤平均應(yīng)力和破裂安全系數(shù)如表1所示，平均應(yīng)力計(jì)算采用面積加權(quán)平均法[7]。應(yīng)力云圖如圖11所示。計(jì)算得到導(dǎo)風(fēng)輪的安全系數(shù)比輪盤的高，輪盤應(yīng)先破壞，這與試驗(yàn)結(jié)果不符。不考慮輪盤支承加強(qiáng)作用，計(jì)算得到導(dǎo)風(fēng)輪破壞轉(zhuǎn)速在最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的120%。

圖9 試驗(yàn)記錄Fig.9 Test record

圖10 有限元計(jì)算模型Fig.10 Finite element model

3.2 三維彈塑性分析

建立輪盤扇區(qū)模型，利用壓力載荷代替葉片和輪緣凸塊載荷離心力，導(dǎo)風(fēng)輪和鎖塊、輪盤和導(dǎo)風(fēng)輪之間建立摩擦接觸，并考慮初始間隙(0.25 mm)，鎖塊和輪盤使用綁定約束(圖12)。采用彈塑性方法進(jìn)行計(jì)算[8]，輪盤取樣實(shí)測(cè)材料數(shù)據(jù)作為計(jì)算輸入條件。

表1 有限元計(jì)算結(jié)果Table 1 Finite element analysis results

圖11 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果Fig.11 Stress calculation result

圖12 計(jì)算幾何模型Fig.12 Geometry model for calculation

在最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的122%下，計(jì)算得到了高渦轉(zhuǎn)子的當(dāng)量塑性應(yīng)變(圖13a)，可見最大塑性應(yīng)變?cè)阪i片上(圖13b)，最大塑性應(yīng)變?yōu)?9.7%，在最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的123%時(shí)，最大塑性應(yīng)變已達(dá)到29.6%，材料延伸率約為24%，相應(yīng)對(duì)數(shù)應(yīng)變等于21.5%，考慮到材料性能分散性[9]，試驗(yàn)破裂轉(zhuǎn)速下鎖片塑性應(yīng)變計(jì)算值已達(dá)到材料斷裂應(yīng)變并發(fā)生斷裂[10]。計(jì)算也得到了軸向變形(圖13c)，在離心力作用下，導(dǎo)風(fēng)輪發(fā)生了明顯的偏轉(zhuǎn)。

圖13 計(jì)算結(jié)果Fig.13 Calculation results

4 分析與討論

導(dǎo)風(fēng)輪工作時(shí)間相對(duì)較短(約37 min)，破裂前未發(fā)現(xiàn)明顯的異常振動(dòng)，破裂斷口上也未發(fā)現(xiàn)任何疲勞斷裂特征，其失效模式為一次性的瞬間大應(yīng)力破裂。斷口微觀形貌基本一致，均以(較淺的)韌窩形貌為主，另外子午面斷口剪切唇面積較大(約占斷面的50%)，說明其斷裂時(shí)的裂紋擴(kuò)展速度非?？臁?/p>

金相檢查表明，破裂的導(dǎo)風(fēng)輪未發(fā)現(xiàn)夾雜物超標(biāo)、原始顆粒邊界(PPB)、晶粒粗大等缺陷現(xiàn)象，因此導(dǎo)風(fēng)輪破裂原因與其本身材質(zhì)無關(guān)。導(dǎo)風(fēng)輪故障部位硬度偏高原因與其破裂前變形造成的冷作硬化有關(guān)，輪心部位由于受試驗(yàn)器摩擦作用影響，硬化以后又有一定的降低。

二維有限元分析表明，如果導(dǎo)風(fēng)輪與渦輪盤連接良好，導(dǎo)風(fēng)輪破裂安全系數(shù)比輪盤的還高，導(dǎo)風(fēng)輪在破裂試驗(yàn)時(shí)不會(huì)破壞；如果沒有渦輪盤支承，導(dǎo)風(fēng)輪的破裂轉(zhuǎn)速為最大穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速的120%，無法達(dá)到122%。通過三維有限元計(jì)算分析，在破裂轉(zhuǎn)速下鎖片最大塑性應(yīng)變已接近材料斷裂應(yīng)變；計(jì)算結(jié)果表明：導(dǎo)風(fēng)輪受到的離心力對(duì)于輪盤支承位置是偏心的，在偏心力矩作用下鎖片受到扭轉(zhuǎn)，隨著轉(zhuǎn)速增加力矩越來越大，鎖片最終被扭斷，導(dǎo)風(fēng)輪掙脫輪盤約束，此時(shí)轉(zhuǎn)速已超過導(dǎo)風(fēng)輪承載能力，使導(dǎo)風(fēng)輪發(fā)生大應(yīng)力破壞。導(dǎo)風(fēng)輪在超轉(zhuǎn)試驗(yàn)后測(cè)得的殘余變形也印證了這強(qiáng)烈的非線性過程。

用二維模型校核高壓渦輪轉(zhuǎn)子通常忽略鎖片之類的小零件，而試驗(yàn)過程無法檢查小零件情況，試驗(yàn)后也沒有搜集到鎖片進(jìn)行分析。為避免此類失效再次發(fā)生，以后的計(jì)算和校核工作不能忽略連接件的強(qiáng)度。

5 結(jié)論

1)破裂試驗(yàn)過程破壞的導(dǎo)風(fēng)輪失效模式為超載大應(yīng)力快速破壞，斷口形貌以較淺韌窩為主，斷口剪切唇面積較大。

2)導(dǎo)風(fēng)輪的偏心翻轉(zhuǎn)使鎖片被扭斷，導(dǎo)風(fēng)輪脫離輪盤約束而超載破裂。

3)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意連接件首先破裂進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效，應(yīng)校核連接件在各狀態(tài)下的強(qiáng)度。