鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸偏心問題的分析

□ 劉 燁 □ 朱春雷 □ 王紅衛(wèi) □ 何 洪 □ 張 繼 □ 彭海云

1.中國北方發(fā)動機研究所 天津 3004002.鋼鐵研究總院 北京 100081

1 鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸概述

以新型輕質(zhì)高溫結(jié)構(gòu)材料鈦鋁合金代替質(zhì)量較大的鎳基高溫合金應(yīng)用于車輛發(fā)動機增壓器渦輪,可大幅降低渦輪轉(zhuǎn)軸的轉(zhuǎn)動慣量,改善發(fā)動機和車輛的加速響應(yīng)性,同時還具有顯著的節(jié)能減排效果[1-2]。輕質(zhì)鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸的工程化應(yīng)用,是實現(xiàn)增壓器輕量化的必然發(fā)展趨勢。

鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸裝配增壓器還需要解決渦輪與鋼軸之間的連接問題。然而,鈦鋁合金室溫拉伸塑性較低,目前尚無法采用鎳基高溫合金渦輪與鋼軸的摩擦焊、電子束焊等工藝,只能采用釬焊或擴散焊等工藝,但擴散效率較低[3-8]。通過多年的探索,筆者所在單位開發(fā)了一種采用三體連接工藝的鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸。三體包括鈦鋁合金渦輪、鋼軸及兩者之間的鎳基高溫合金過渡體[9]。具體連接工藝為:采用摩擦焊工藝連接鋼軸與高溫合金過渡體，得到摩擦焊組件；之后采用過盈配合將加工后的摩擦焊組件與鈦鋁合金渦輪連接，得到三體連接組件,其中,高溫合金過渡體為包容體,鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸為被包容體；最后進行軸系精加工和動平衡，得到渦輪轉(zhuǎn)軸成品。

2 存在的問題

某型號鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸試驗過程中,部分轉(zhuǎn)軸的高溫合金包容體周向壁厚不一致,出現(xiàn)了渦輪轉(zhuǎn)軸偏心,且存在偏心的渦輪轉(zhuǎn)軸在臺架試驗過程中在連接部位產(chǎn)生破壞失效。顯然,偏心對高速旋轉(zhuǎn)的渦輪轉(zhuǎn)軸可靠性產(chǎn)生了嚴(yán)重的不利影響。筆者在分析鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸偏心產(chǎn)生原因的基礎(chǔ)上,設(shè)計了具有偏心特征的同比結(jié)構(gòu)模擬試樣,以此研究偏心對渦輪轉(zhuǎn)軸連接強度的影響規(guī)律,并探討偏心的檢測方法。

3 原因分析

鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸結(jié)構(gòu)如圖1所示，偏心如圖2所示。盡管鎳基高溫合金包容體的內(nèi)徑與鈦鋁合金渦輪圓周面同軸,但是包容體圓周面的壁厚不一致。對于增壓器渦輪這類結(jié)構(gòu)復(fù)雜的部件,加工時工裝只能夾持渦輪輪轂。首次加工過程中,鈦鋁合金渦輪和包容體均為獨立加工,因此偏心并不產(chǎn)生于這一環(huán)節(jié)。在后續(xù)的軸套過盈連接過程中,由于鈦鋁合金渦輪為非約束自由狀態(tài),鈦鋁合金渦輪與包容體中心線保持一致,因此偏心也并不產(chǎn)生于這一環(huán)節(jié)。在隨后的軸系精加工過程中,需要在包容體外徑上再次加工,此時需要進行二次裝夾,且夾持部位仍位于渦輪輪轂處。增壓器渦輪采用鑄造工藝制備,夾持部位是尺寸精度相對不足的鑄造毛坯面，兩次加工均裝夾于尺寸精度不高的鑄造毛坯表面,容易造成兩次加工時中心軸線不一致，這就是轉(zhuǎn)軸偏心產(chǎn)生的原因。顯然,這一現(xiàn)象將隨著渦輪鑄件的表面質(zhì)量變差而更為嚴(yán)重。

▲圖1 鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸結(jié)構(gòu)▲圖2 鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸偏心

4 偏心影響規(guī)律

對于存在偏心的成品組件,渦輪與包容體外徑的中心軸線偏心量為δ,則包容體的最大壁厚和最小壁厚差值Δt為：

Δt=tmax-tmin=2δ

(1)

為評價偏心對鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸可靠性的影響規(guī)律,筆者設(shè)計和加工了不同偏心量δ的同比結(jié)構(gòu)模擬試樣,用于模擬存在偏心的成品組件,按照文獻(xiàn)[10]所述的工藝進行加工和過盈配合連接,之后參照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》對存在偏心的成品組件進行實物室溫拉伸強度測試。采用Ti-47.5%Al-2.5%V-1.0%Cr-0.2%Zr合金精密鑄造加熱等靜壓來制備渦輪及模擬試樣,鎳基高溫合金包容體材料為鑄造K418合金。

同比結(jié)構(gòu)模擬試樣室溫拉伸強度測試時，失效載荷及失效模式見表1。由表1可知，四組無偏心組件的平均失效載荷為96.39 kN，偏心量為0.2 mm、0.3 mm、0.5 mm、0.8 mm的連接組件失效載荷均低于無偏心組件。其中,偏心量為0.2 mm時，失效載荷從96.39 kN降低為88.46 kN,降低幅度為8.17%。隨著偏心量的持續(xù)增大,失效載荷進一步降低。當(dāng)偏心量增大至0.8 mm時,失效載荷降低為76.78 kN,降低幅度高達(dá)20.30%。當(dāng)偏心量為0.2 mm時，同比結(jié)構(gòu)模擬試樣如圖3所示。

表1 模擬試樣室溫拉伸失效載荷及失效模式

▲圖3 偏心量為0.2 mm時同比結(jié)構(gòu)模擬試樣

配合面軸向摩擦力f為：

f=Cμtπdl

(2)

式中：C為結(jié)構(gòu)常數(shù)；μ為摩擦因數(shù)；t為包容體壁厚；d為配合面直徑；l為配合面長度。

可知,配合面軸向摩擦力與包容體壁厚成正比。對于偏心量為δ的組件,包容體壁厚是不均勻的,其中，最小壁厚相比名義值減小δ。在試驗中,名義壁厚為3.5 mm,以偏心量為0.2 mm的組件為例,最小壁厚為3.3 mm,最小壁厚比名義壁厚減小9.42%。該偏心組件的平均失效載荷為88.46 kN,平均失效載荷降低的幅度為8.17%,這一比例與偏心造成的壁厚減小幅度接近，進一步說明了偏心會造成過盈配合連接組件失效載荷降低。

從失效模式來看,四組無偏心的同比結(jié)構(gòu)模擬試樣中,兩組從配合面拉脫，兩組從鈦鋁合金處拉斷;而偏心模擬試樣均是以拉脫的方式失效。前期研究表明,對于從鈦鋁合金處拉斷的模擬試樣,根據(jù)鈦鋁合金截面積計算斷裂強度為338 MPa,遠(yuǎn)低于所用鈦鋁合金材料的強度(約600 MPa),分析認(rèn)為,斷裂由過盈方式對鈦鋁合金渦輪過盈配合面產(chǎn)生損傷而造成。對于拉脫模擬試樣,拉脫原因則是過盈配合摩擦力不足。在試驗中,無偏心模擬試樣拉脫和拉斷的比例相當(dāng),說明所選的過盈配合結(jié)構(gòu)參數(shù)和連接工藝參數(shù)是合適的。所有偏心模擬試樣均是以拉脫方式失效,說明偏心減小了包容體對鈦鋁合金渦輪過盈配合面的軸向摩擦力,進而使模擬試樣在較低的載荷下以拉脫方式失效。同比結(jié)構(gòu)模擬試樣失效模式如圖4所示。

▲圖4 同比結(jié)構(gòu)模擬試樣失效模式

5 檢測方法

由于偏心對鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸可靠性有不利影響，因此需要研究偏心的檢測方法?？紤]到偏心的直觀表現(xiàn)是包容體壁厚不一致,因此通過檢測包容體壁厚差確認(rèn)組件是否存在偏心。調(diào)研發(fā)現(xiàn),采用超聲測厚技術(shù)可以實現(xiàn)壁厚差的檢測。超聲無損測厚的原理如下:當(dāng)探頭發(fā)射的超聲波通過被測物體到達(dá)材料分界面時,脈沖被反射回探頭；通過精確測量超聲波在材料中傳播的時間，來確定被測材料的厚度。根據(jù)前述分析可知,偏心量為δ,包容體壁厚最大值和最小值相差2δ。因此,通過檢測鎳基高溫合金包容體圓周面上的壁厚差,可得到偏心量δ。

超聲測厚需要確定受檢工件的聲速、檢測部位、探頭規(guī)格及檢測精度。根據(jù)筆者試驗的實際情況,所用的包容體材料為鑄造K418鎳基高溫合金,其聲速為6 230 m/s，檢測部位為包容體外徑圓周面。包容體外徑長度約17.8 mm,但受到渦輪輪轂的干擾,只能選擇較小規(guī)格的探頭。經(jīng)篩選,只有規(guī)格φ4 mm的探頭適合于筆者所研究的渦輪轉(zhuǎn)軸。此外,考慮到偏心0.2 mm可使失效載荷降低8.17%，因此檢測精度應(yīng)高于0.2 mm,筆者選擇精度為0.1 mm的超聲探頭。

除超聲檢測設(shè)備外,還需要確定檢測的工序。由前述分析可知,模擬試樣的鎳基高溫合金包容體壁厚是不均勻的,但對于渦輪轉(zhuǎn)軸實物而言,首次加工和連接過程中包容體的壁厚是均勻的,其偏心是在最后的精加工過程中產(chǎn)生的。因此,檢測的時機應(yīng)為精加工完成后。

6 結(jié)束語

筆者深入分析了三體連接鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸偏心的形成原因,并設(shè)計了同比結(jié)構(gòu)模擬試樣，研究偏心對渦輪轉(zhuǎn)軸失效載荷的影響。

對于三體連接鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸,偏心并不產(chǎn)生于渦輪轉(zhuǎn)軸的首次加工和軸套過盈連接,而產(chǎn)生于二次裝夾加工。

偏心減小了鎳基高溫合金包容體對鈦鋁合金渦輪過盈配合面的軸向摩擦力,進而使渦輪轉(zhuǎn)軸在較低的載荷下以拉脫方式失效。

偏心導(dǎo)致連接組件的室溫拉伸失效載荷降低,并且隨著偏心量增大，失效載荷逐步降低。

采用超聲測厚技術(shù)，可以進行鈦鋁合金渦輪轉(zhuǎn)軸偏心量的檢測。