高能轉(zhuǎn)子輪盤包容機(jī)理和包容環(huán)結(jié)構(gòu)優(yōu)化

劉志強(qiáng)，鞠曉蓉，宣海軍，陳利強(qiáng)，何澤侃

（1. 中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司, 上海 201306；2. 浙江大學(xué)能源工程學(xué)院, 浙江 杭州 310027；3. 中航工業(yè)金城南京機(jī)電液壓工程研究中心, 江蘇 南京 211106）

高能轉(zhuǎn)子設(shè)備是指具有極大旋轉(zhuǎn)速度和極高轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的轉(zhuǎn)子設(shè)備，如輔助動(dòng)力裝置、空氣渦輪起動(dòng)機(jī)、燃?xì)鉁u輪起動(dòng)機(jī)、空氣渦輪冷卻器等。高能轉(zhuǎn)子碎塊撞擊并穿透機(jī)匣飛出，嚴(yán)重危及飛行安全[1]。近年來，高能轉(zhuǎn)子的非包容事故仍時(shí)有發(fā)生[2]，例如：2013 年10 月，空客A330 中的ATS200-61 空氣渦輪起動(dòng)機(jī)發(fā)生非包容性事故，渦輪盤碎片飛出并破壞鄰近油路管道。

FAR25.1461 和CCAR25.1461 等適航條款明確規(guī)定了高能轉(zhuǎn)子設(shè)備的包容性要求。目前，國(guó)內(nèi)外已有較多關(guān)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣/葉片的包容性研究[3-6]，但是關(guān)于輪盤碎片的包容性研究相對(duì)較少。Stamper 等[7]通過數(shù)值仿真計(jì)算了輪盤破裂撞擊包容結(jié)構(gòu)；Hagg 等[8]提出了一種估算輪盤碎片撞擊圓柱形筒體的方法；Xuan 等[2,9]結(jié)合試驗(yàn)與數(shù)值仿真，研究了低速破裂輪盤的包容性；唐金等[10]研究了某輔助動(dòng)力裝置渦輪盤的包容性。目前，人們主要關(guān)注特定結(jié)構(gòu)是否具有足夠高的包容能力，對(duì)輪盤碎片包容機(jī)理和包容結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法的研究相對(duì)較少。本工作擬通過輪盤包容性機(jī)理試驗(yàn)和數(shù)值模擬，探討高能轉(zhuǎn)子輪盤碎片包容機(jī)理，并以某空氣渦輪起動(dòng)機(jī)輪盤為例，討論包容結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方法。

1 輪盤包容機(jī)理試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)方案

考慮到材料參數(shù)的完備性和試驗(yàn)的經(jīng)濟(jì)性，輪盤和機(jī)匣材料選用40Cr 和45 鋼，結(jié)構(gòu)尺寸如圖1 所示，d1和d2分別為輪盤的內(nèi)徑和外徑，d3和t分別為機(jī)匣的內(nèi)徑和厚度，沿輪盤徑向由外至內(nèi)線切割

圖1 輪盤和機(jī)匣示意圖Fig. 1 Schematic diagram of disk and casing

假設(shè)剩余連接截面積均勻受力，且垂直于受力表面，則

假設(shè)預(yù)制裂紋所在截面實(shí)體整體達(dá)到材料拉伸極限后，輪盤破裂，則

根據(jù)式(1)～式(3)，可得使輪盤在預(yù)定轉(zhuǎn)速n1下破裂的預(yù)制裂紋長(zhǎng)度。

試驗(yàn)在立式旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)器上開展。立式旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)器包含真空防爆艙、電機(jī)、增速系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、測(cè)試系統(tǒng)。試驗(yàn)溫度為室溫，試驗(yàn)過程中對(duì)柔性驅(qū)動(dòng)軸的振動(dòng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)。試驗(yàn)前，對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行動(dòng)平衡，降低初始不平衡量，減小試驗(yàn)過程中大振動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)，結(jié)構(gòu)方案如圖2 所示。模擬盤通過螺母與芯軸壓緊，模擬機(jī)匣吊掛在艙蓋上，對(duì)機(jī)匣抽真空，以減小空氣阻力，降低驅(qū)動(dòng)扭矩和功率，同時(shí)避免試驗(yàn)過程中鼓風(fēng)升溫引起的材料力學(xué)性能大幅下降。

圖2 包容試驗(yàn)裝置Fig. 2 Equipment of containment test

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

本試驗(yàn)采用的輪盤厚度δ=20 mm，機(jī)匣高度h=70 mm，機(jī)匣厚度t為6 和9 mm，根據(jù)1.1 節(jié)所述方法，計(jì)算預(yù)制裂紋長(zhǎng)度，加工成試驗(yàn)件。若圓盤破片與圓管的第一碰撞點(diǎn)在機(jī)匣沿軸線高度上方1/4 與下方1/4 之間，則該次試驗(yàn)有效，否則無效。若圓盤碎片未在機(jī)匣上形成開放性缺口則為包容，反之為不包容。表1 和圖3 給出了兩次試驗(yàn)結(jié)果，試驗(yàn)過程中輪盤破裂成1/3 和2/3 兩塊碎片后飛出，實(shí)際破裂轉(zhuǎn)速與理論計(jì)算值的相對(duì)誤差小于1.5%，說明通過平均應(yīng)力法預(yù)估破裂轉(zhuǎn)速有效。兩次試驗(yàn)中，第一碰撞點(diǎn)的高度均在機(jī)匣高度中間位置，因此試驗(yàn)結(jié)果有效。壁厚為6 mm 時(shí)，由內(nèi)壁刮擦痕可知，輪盤大、小兩塊碎片分別與機(jī)匣發(fā)生撞擊，機(jī)匣發(fā)生剪切和拉伸斷裂，包容失效。壁厚為9 mm 時(shí)，機(jī)匣整體發(fā)生大塑性變形，但未被拉斷，輪盤碎塊侵徹機(jī)匣并滯留變形機(jī)匣中，大塊輪盤處機(jī)匣變形較大。

圖3 輪盤包容性試驗(yàn)結(jié)果Fig. 3 Containment test results of disk

表1 試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Test results

輪盤破裂過程中，高速飛出的碎片首先與機(jī)匣發(fā)生非彈性撞擊，碎片動(dòng)能轉(zhuǎn)移到機(jī)匣被撞擊區(qū)域。若動(dòng)能減少量比機(jī)匣局部剪切和壓縮的應(yīng)變能大，那么將會(huì)發(fā)生穿孔破壞和碎片逃逸，相反則不發(fā)生穿孔。此后機(jī)匣被不同方向飛出的輪盤碎片拉伸變形，發(fā)生在撞擊區(qū)以及延伸區(qū)域，此過程中若沒有足夠的變形能來消耗碎片的殘余動(dòng)能，則機(jī)匣被拉斷，包容失效，相反則包容成功。不同模型的破壞形式不相同，不同的破壞形式影響塑性變形分布和應(yīng)力分配[8]。

2 輪盤包容機(jī)理仿真分析

2.1 材料模型

輪盤碎片撞擊機(jī)匣屬于高度非線性和高應(yīng)變率問題，采用LS-DYNA 軟件模擬試驗(yàn)過程，選用考慮應(yīng)變率效應(yīng)的Johnson-Cook 材料模型[11]，采用Lagrange 算法描述物體的變形和運(yùn)動(dòng)。Johnson-Cook 模型考慮流動(dòng)應(yīng)力的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化和溫度軟化，同時(shí)計(jì)及應(yīng)力、應(yīng)變率和溫度相關(guān)的斷裂失效應(yīng)變，模型包含流動(dòng)應(yīng)力和破壞應(yīng)變兩部分

45 鋼材料參數(shù)見表2[12]，其中：E為彈性模量，ν 為泊松比。由于輪盤在撞擊過程中變形和破壞都較小，輪盤參數(shù)取為帶質(zhì)量的剛體。

表2 45 鋼的材料參數(shù)[12]Table 2 Material parameters of 45 steel[12]

2.2 仿真與分析

為更清楚地分析輪盤碎片的包容過程，采用非線性顯式動(dòng)力學(xué)有限元軟件[2,9]計(jì)算。在實(shí)際情況中裂紋的產(chǎn)生是由于材料分離， LS-DYNA 采用單元失效刪除的方式模擬材料的破碎，因而要求有限元單元尺寸盡可能小，以減少單元?jiǎng)h除對(duì)結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)的影響，由此帶來的問題是計(jì)算速度相應(yīng)降低，因此需要選擇最優(yōu)的網(wǎng)格數(shù)量[13]。網(wǎng)格模型如圖4(a)所示，機(jī)匣和輪盤均采用六面體單元，壁厚6 mm的機(jī)匣包含36 400 個(gè)單元，壁厚9 mm 的機(jī)匣包含54 600 個(gè)單元，輪盤則包含21 120 個(gè)單元。機(jī)匣不施加約束邊界條件，輪盤碎片的初始轉(zhuǎn)速與試驗(yàn)條件一致。模擬1/3 和2/3 碎片在相同轉(zhuǎn)速下離心飛出撞擊機(jī)匣過程，采用面面侵蝕接觸方式定義輪盤與機(jī)匣的撞擊接觸，通過定義輪盤自身的面接觸來模擬輪盤碎片之間高速撞擊時(shí)的接觸，動(dòng)、靜摩擦因數(shù)均取0.15[3,6,10]。圖4(b)為機(jī)匣壁厚為6 mm 時(shí)的仿真結(jié)果。輪盤碎片的高速撞擊使機(jī)匣壁發(fā)生剪切失效和整體塑性變形，機(jī)匣撕裂處的寬度與輪盤厚度相同，長(zhǎng)度與輪盤碎片尺寸有關(guān)，兩輪盤碎片之間存在互相撞擊與能量傳遞。圖4(c)為機(jī)匣壁厚為9 mm時(shí)的仿真計(jì)算結(jié)果。機(jī)匣整體發(fā)生塑性變形，呈橢圓形，但未產(chǎn)生穿透性裂紋，與大輪盤碎片相貼合的機(jī)匣壁發(fā)生更大的塑性變形。綜上所述，2 次試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果顯示的失效方式和包容性基本吻合，說明本研究采用的數(shù)值模擬方法是可行的。

圖4 有限元網(wǎng)格單元模型及仿真結(jié)果Fig. 4 Finite element model and simulation results

綜合分析撞擊過程中輪盤碎片與機(jī)匣變形破壞、應(yīng)力分布及能量變化，可以看出，仿真基本驗(yàn)證了試驗(yàn)情況。以6 mm 機(jī)匣為例（如圖5 所示），可以將撞擊過程分為4 個(gè)階段：第1 階段在輪盤與機(jī)匣接觸前，輪盤有初始動(dòng)能，機(jī)匣能量為零；第2 階段，輪盤碎片與機(jī)匣發(fā)生撞擊，輪盤能量快速下降，機(jī)匣吸收內(nèi)能迅速增加，發(fā)生明顯的整體塑性變形和局部剪切破壞；第3 階段，大小輪盤碎片發(fā)生碰撞，部分能量由大輪盤碎片轉(zhuǎn)移給小輪盤碎片，機(jī)匣出現(xiàn)大面積撕裂，輪盤碎片穿透機(jī)匣飛出；第4 階段，輪盤碎片仍保留一定的能量飛出。

圖5 輪盤碎片和機(jī)匣的能量-時(shí)間曲線（機(jī)匣壁厚6 mm）Fig. 5 Kinetic energy-time history of disk fragments and casing (Casing thickness: 6 mm)

3 輪盤包容環(huán)結(jié)構(gòu)優(yōu)化

在試驗(yàn)和仿真迭代驗(yàn)證輪盤碎片高速撞擊機(jī)匣過程及作用機(jī)理的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步以某發(fā)動(dòng)機(jī)空氣渦輪起動(dòng)機(jī)為例，優(yōu)化包容環(huán)結(jié)構(gòu)，包括厚度分析與選材原則。葉輪和包容環(huán)的結(jié)構(gòu)如圖6 所示，材料分別為TC4、1Cr13Ni。

圖6 試驗(yàn)件幾何模型Fig. 6 Test part model

3.1 包容環(huán)厚度

采用2.1 節(jié)的數(shù)值仿真方法計(jì)算不同包容環(huán)壁厚對(duì)包容結(jié)果的影響，包容性設(shè)計(jì)要求輪盤破裂方式為1/3，6 種壁厚下的計(jì)算結(jié)果如圖7 所示。壁厚為1.8 mm 時(shí)，輪盤碎片撕開了包容環(huán)，產(chǎn)生較大破口，碎片擊穿包容環(huán)飛出；壁厚為2.1 mm 時(shí)，輪盤碎片同樣撕開了包容環(huán)，但破口較小；當(dāng)壁厚為2.4 和2.7 mm 時(shí)，包容環(huán)雖未被擊穿，但仍有較大的變形，輪盤碎片大部分嵌入包容環(huán)內(nèi)，部分軸向飛出；當(dāng)壁厚進(jìn)一步增加至3.0 和3.3 mm 時(shí)，包容環(huán)變形較小，輪盤碎片撞擊包容環(huán)內(nèi)壁后反彈，厚度越大，則反彈越強(qiáng)烈。綜上所述，當(dāng)壁厚小于2.7 mm 時(shí)，包容環(huán)將被擊穿或有碎片軸向飛出；當(dāng)壁厚大于3.0 mm 時(shí)，包容環(huán)的變形小，碎片在包容環(huán)內(nèi)反彈。由此得到，在2.85 mm 附近包容環(huán)存在臨界包容厚度，此時(shí)包容環(huán)不會(huì)被輪盤碎片擊穿，而且輪盤碎片能量幾乎全部被吸收，碎片反彈。

圖7 不同壁厚包容環(huán)包容性的有限元模擬結(jié)果Fig. 7 Finite element simulation results with different containment ring thicknesses

工程許用包容環(huán)厚度以臨界包容厚度值1.15 倍安全系數(shù)，可確定包容環(huán)設(shè)計(jì)厚度為3.3 mm。為檢驗(yàn)其安全性，將輪盤破裂轉(zhuǎn)速提高至1.15 倍，計(jì)算結(jié)果見圖8。當(dāng)包容環(huán)壁厚為3.0 mm 時(shí)，包容環(huán)被撕開大洞，輪盤碎片擊穿飛出；當(dāng)壁厚為3.3 mm 時(shí)，在輪盤碎片撞擊下包容環(huán)雖有較大變形，但碎片嵌入包容環(huán)內(nèi)部未飛出?？梢姡诤裨黾又?.3 mm 時(shí)，包容環(huán)將具備足夠高的輪盤碎片包容能力。

圖8 轉(zhuǎn)速提高至1.15 倍時(shí)的有限元模擬結(jié)果Fig. 8 Finite element simulation results with 1.15 times of the rotational speed

3.2 包容環(huán)材料

從材料性能差異的角度對(duì)包容環(huán)進(jìn)行選材優(yōu)化設(shè)計(jì)。輔助動(dòng)力裝置（APU）和渦輪起動(dòng)機(jī)等產(chǎn)品常選用GH4169 或GH625 材料制作包容環(huán)，為此選用這兩種材料進(jìn)行對(duì)比分析。兩種材料同屬鎳基高溫合金，在室溫至650 ℃的溫度范圍內(nèi)具有良好的綜合性能。參考EGD-3 標(biāo)準(zhǔn)，包容環(huán)包容能力CA的計(jì)算公式為

式中：K為與包容環(huán)碰撞的碎片周長(zhǎng)有關(guān)的系數(shù)，hc為包容環(huán)厚度，δe為工作溫度下材料的延伸率，σb,c為包容環(huán)工作溫度下材料的強(qiáng)度極限。

可見，在壁厚確定的情況下，包容環(huán)的包容能力與材料延伸率δe及極限強(qiáng)度σb,c成正比，用高極限強(qiáng)度和延伸率的材料作為包容環(huán)材料能夠?qū)崿F(xiàn)減重。工作溫度條件下，1Cr13Ni、GH4169、GH625 的力學(xué)性能參數(shù)列于表3。

表3 3 種材料的基本力學(xué)性能Table 3 Basic mechanical properties of three kinds of materials

根據(jù)式(6)，在達(dá)到相同包容能力的情況下，若1Cr13Ni 包容環(huán)的厚度為hc，GH4169 和GH625 包容環(huán)的厚度分別為0.63hc和0.71hc，分別減重23.7%和22.5%。

4 結(jié) 論

通過輪盤破裂撞擊包容環(huán)機(jī)理試驗(yàn)和數(shù)值模擬，研究了高能轉(zhuǎn)子輪盤包容過程和破壞機(jī)理，以某空氣渦輪起動(dòng)機(jī)為例，討論了輪盤包容環(huán)厚度設(shè)計(jì)與選材優(yōu)化方法，得到以下結(jié)論。

(1) 輪盤碎片與包容殼撞擊后，撞擊區(qū)域和邊緣材料分別受壓縮和剪切作用，如果局部的穿孔失效沒有發(fā)生，則碎片是否逃逸由殼體材料撞擊區(qū)和延伸區(qū)域的拉伸應(yīng)變能決定。

(2) 適當(dāng)增加包容環(huán)厚度可明顯提高輪盤包容性能，選用極限強(qiáng)度與延伸率乘積較高的材料制作包容環(huán)，能夠在滿足包容性能的同時(shí)達(dá)到明顯的減重效果。

本研究只討論了輪盤包容環(huán)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的厚度和3 種不同材料包容環(huán)厚度、質(zhì)量，沒有對(duì)包容環(huán)具體的結(jié)構(gòu)形式、邊界條件進(jìn)行評(píng)估，未來結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)工作包括包容環(huán)內(nèi)部和外部強(qiáng)化、幾何邊界條件、不同軸向位置包容能力分配等。