黎方娟，古遠(yuǎn)興

(中國燃?xì)鉁u輪研究院，四川成都610500)

GH536帶孔平板試樣蠕變分析

黎方娟，古遠(yuǎn)興

(中國燃?xì)鉁u輪研究院，四川成都610500)

采用有限元方法對GH536帶孔平板試樣的蠕變響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，以圓孔半徑為尺寸參數(shù)，研究了不同圓孔半徑試樣的蠕變應(yīng)力、蠕變應(yīng)變分布及其隨時間的變化。計算結(jié)果表明：圓孔半徑對應(yīng)力分布影響顯著，圓孔半徑越小，最大等效應(yīng)力越大，最大等效應(yīng)力隨時間的松弛越明顯，蠕變引起的應(yīng)力重新分布越明顯；對含局部應(yīng)力集中部位結(jié)構(gòu)進(jìn)行持久強(qiáng)度儲備和壽命分析時，必須考慮局部應(yīng)力分布特性的影響。

GH536；局部應(yīng)力集中；帶孔平板試樣；蠕變響應(yīng)；火焰筒；數(shù)值模擬

1 引言

研制先進(jìn)的航空發(fā)動機(jī)不僅要求性能先進(jìn)，同時更加強(qiáng)調(diào)可靠性和耐久性。蠕變會導(dǎo)致航空發(fā)動機(jī)高溫零部件的塑性變形過大或產(chǎn)生蠕變應(yīng)力斷裂，特別是渦輪前溫度進(jìn)一步提高，其矛盾更加突出。如高溫環(huán)境下，溫度只增加15℃，零件的蠕變壽命就會縮短一半[1]。在構(gòu)件的孔邊和圓角等應(yīng)力集中部位，應(yīng)力的松弛非常明顯。在固定載荷作用下，開始時應(yīng)力集中部位的應(yīng)力很高，由于蠕變和應(yīng)力松弛的作用，使得應(yīng)力逐漸降低，最后趨于平穩(wěn)；而其周圍點(diǎn)的應(yīng)力有所增加[2]。因此，對先進(jìn)發(fā)動機(jī)進(jìn)行熱端部件壽命預(yù)測時，必須關(guān)注結(jié)構(gòu)孔邊的蠕變現(xiàn)象。

火焰筒摻混孔和氣膜孔邊的應(yīng)力分析，是火焰筒蠕變屈曲分析和蠕變疲勞壽命預(yù)測的基礎(chǔ)。對于火焰筒常用材料GH536，在最新版本的《航空發(fā)動機(jī)材料數(shù)據(jù)手冊》[3]中，已能查閱到蠕變曲線，這為研究GH536材料的蠕變變形提供了支持?；诖耍疚尼槍娇瞻l(fā)動機(jī)火焰筒材料GH536結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中部位進(jìn)行了蠕變數(shù)值模擬，研究了GH536材料結(jié)構(gòu)不同應(yīng)力集中形式下的蠕變響應(yīng)，分析了蠕變應(yīng)力、蠕變應(yīng)變分布及其隨時間的變化。

2 數(shù)值分析模型

帶孔平板試樣結(jié)構(gòu)如圖1所示，以標(biāo)準(zhǔn)平板蠕變試樣結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，在其對稱中心開置圓形通孔，R為圓孔半徑。試樣的幾何參數(shù)見表1，試樣厚度均為3 mm。

蠕變試驗中，試驗件兩端承受軸向拉伸載荷。根據(jù)結(jié)構(gòu)及載荷的對稱性，選取1/4模型作數(shù)值分析，其有限元模型如圖2所示。分析坐標(biāo)系為直角坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)為試樣中心點(diǎn)。以帶厚度的平面應(yīng)力單元模擬，厚度實常數(shù)給定為3。約束對稱面Ⅰ和Ⅱ的法向位移，在右端面Ⅲ施加沿法向的均勻拉力，其合力使對稱面Ⅰ的名義拉應(yīng)力為147 MPa。對試樣施加均勻溫度650℃。對不同R，模型的約束條件和加載方式相同。

數(shù)值模擬時，首先關(guān)閉蠕變選項，計算應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果；然后打開蠕變選項，計算相關(guān)的蠕變應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果。

本文采用隱式蠕變方程[4]：

式中：εcr為蠕變應(yīng)變；σ為等效應(yīng)力；t為時間；T為溫度；C1～C4為方程系數(shù)，其中C4=0。

利用文獻(xiàn)[3]中的蠕變曲線，擬合了GH536材料在650℃的方程系數(shù)值C1～C3[5]，得到C1=1.086 1× 10-15，C2=4.877 40，C3=-0.134 52。參數(shù)擬合時，采用MATLAB進(jìn)行最小二乘法正則方程擬合，對蠕變曲線提取的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，并對擬合結(jié)果進(jìn)行校核。結(jié)果表明，參數(shù)擬合結(jié)果可信度高，可以采用。

3 分析及討論

3.1 局部蠕變等效應(yīng)力分布

各帶孔平板試樣蠕變前后的等效應(yīng)力最大值見表2。Kt為彈性應(yīng)力集中系數(shù)，為缺口截面最大等效應(yīng)力與截面名義應(yīng)力(147 MPa)之比。Kt′為600 h蠕變后，截面最大等效應(yīng)力與截面名義應(yīng)力之比。

在相同喉部截面平均外載作用下，應(yīng)力越集中(應(yīng)力集中系數(shù)越大)，局部最大應(yīng)力越大。彈性應(yīng)力集中系數(shù)越大，蠕變引起的應(yīng)力重新分布效應(yīng)越明顯，最大等效應(yīng)力的下降幅度就越大。

試樣3孔附近等效應(yīng)力隨時間的變化見圖3，其它開孔試樣的應(yīng)力分布類似。從圖中可看出，隨著蠕變的發(fā)生，應(yīng)力重新分布，圓孔N位置(圖2)附近發(fā)生松弛，應(yīng)力降低，等效應(yīng)力的最大值也降低，最小應(yīng)力位置從圓孔35°方向變?yōu)?°方向。蠕變在各部分的發(fā)展程度不同，受局部應(yīng)力集中和蠕變松弛影響，孔邊應(yīng)力松弛，繼而使孔邊部分節(jié)點(diǎn)的蠕變應(yīng)力減小，另一部分節(jié)點(diǎn)的蠕變應(yīng)力增大。蠕變的發(fā)展減小了孔邊應(yīng)力的差異，削弱了應(yīng)力集中效應(yīng)。

3.2 蠕變等效應(yīng)力-時間分析

圖4給出了各試樣圓孔上W、N位置(圖2)的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力隨時間的變化。穩(wěn)定階段內(nèi)，各試樣等效應(yīng)力最大值相近。從圖中可以看出，N處節(jié)點(diǎn)(應(yīng)力集中點(diǎn)，也是等效應(yīng)力最大值節(jié)點(diǎn))應(yīng)力受蠕變變形的影響，短時間內(nèi)降低很快；應(yīng)力重新分布以后，試樣很快進(jìn)入穩(wěn)定階段，此后應(yīng)力基本趨于定值。

加載后W處的應(yīng)力隨時間變化表現(xiàn)出不同的特性。應(yīng)力集中系數(shù)的差異對W處應(yīng)力的影響較大：①試樣1和試樣2的應(yīng)力先急劇下降，然后緩慢上升至穩(wěn)定值，穩(wěn)定后的應(yīng)力比初期應(yīng)力??；②試樣

3也保持了初期應(yīng)力下降到后期應(yīng)力上升的過程，不同的是穩(wěn)定后的應(yīng)力比初期應(yīng)力大；③試樣4、試樣5、試樣6則表現(xiàn)為應(yīng)力隨時間上升的過程。

試樣中圓孔的存在不僅會產(chǎn)生應(yīng)力集中，也可將應(yīng)力狀態(tài)由單軸變?yōu)槎噍S。隨著蠕變的進(jìn)行，試樣應(yīng)力分布出現(xiàn)再分配和應(yīng)力松弛現(xiàn)象，使截面應(yīng)力梯度減小，對GH536合金蠕變壽命起到硬化作用。

3.3 蠕變應(yīng)變分析

圖5是N、W位置處節(jié)點(diǎn)等效蠕變應(yīng)變隨時間的變化曲線?？梢?，等效蠕變應(yīng)變在N處的發(fā)展遠(yuǎn)大于W處。隨著應(yīng)力集中系數(shù)的減小，蠕變應(yīng)變率減小，且蠕變應(yīng)變率減小的幅度與應(yīng)力集中系數(shù)減小的幅度成正比。

表3列出了關(guān)鍵點(diǎn)N、W在蠕變前后的蠕變應(yīng)變，及初始時的局部最大等效應(yīng)力。從表中可看出，隨著等效應(yīng)力集中系數(shù)的增大，局部初始等效應(yīng)力增大，蠕變后的等效應(yīng)變也相應(yīng)增大。在關(guān)鍵點(diǎn)N、

W均可觀察到上述特征，定性地看，蠕變損傷與應(yīng)力集中系數(shù)成正比，應(yīng)力集中系數(shù)越大，試樣局部的蠕變應(yīng)變越大。

4 火焰筒子結(jié)構(gòu)模型蠕變分析

為進(jìn)一步驗證開孔對局部蠕變壽命的影響，本文對某火焰筒進(jìn)行了子模型蠕變分析。首先對火焰筒的靜強(qiáng)度進(jìn)行有限元分析，擬通過此分析獲取關(guān)鍵部位的載荷邊界，為下一步的蠕變分析提供支持。

圖6為火焰筒有限元模型及其溫度場分布圖。有限元模型采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元劃分，考慮了火焰筒內(nèi)環(huán)和外環(huán)上的噴嘴孔、電嘴孔、主燃孔、摻混孔、瓦片安裝螺栓孔及內(nèi)外連接螺栓孔。計算模型選取整環(huán)的1/4進(jìn)行計算，共計175 046個單元，261 970個節(jié)點(diǎn)。

數(shù)值分析坐標(biāo)系為柱坐標(biāo)系，軸向為發(fā)動機(jī)軸線，順氣流方向為正；徑向為背離發(fā)動機(jī)軸線，內(nèi)環(huán)指向外環(huán)為正；周向根據(jù)右手法則確定。約束前端靠近頭部位置支承銷的軸向和周向自由度，在對稱剖面上施加循環(huán)對稱約束(建立UX、UY、UZ方向的CP)，內(nèi)外壁面施加壓力(外壓2.589 MPa，內(nèi)壓2.406 MPa)，施加三維溫度場。

有限元分析結(jié)果表明，壽命關(guān)鍵部位位于火焰筒主燃孔邊，此處也是等效應(yīng)力最大處。取主燃孔附近區(qū)域進(jìn)行子模型的蠕變分析，考察蠕變松弛與變形對火焰筒局部關(guān)鍵部位的影響。圖7為子模型區(qū)域的有限元模型及邊界條件。

圖8給出了典型節(jié)點(diǎn)的蠕變應(yīng)力、應(yīng)變隨時間變化的曲線?？煽闯觯渥兓痉螻orton規(guī)律和GH536蠕變特性，具有明顯的第1階段和第2階段。蠕變變形量不大，說明GH536材料抗蠕變性能較好。蠕變應(yīng)力與應(yīng)變較大的區(qū)域都位于主燃孔邊，這是由于這部分溫度較高，孔邊應(yīng)力集中所致。

從等效蠕變應(yīng)變來看，經(jīng)過2 000 h后，蠕變應(yīng)變達(dá)到約0.3%。

材料手冊上可查到GH536材料的熱強(qiáng)參數(shù)綜合曲線，如圖9所示。對熱強(qiáng)參數(shù)P的表達(dá)式變換，可得。對典型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行壽命預(yù)測，其蠕變斷裂壽命見表4。tf表示計算得到的蠕變斷裂壽命。

從表4中可看出，對火焰筒采用t=0時刻的應(yīng)力進(jìn)行蠕變斷裂壽命估計，預(yù)測壽命很低。隨著蠕變應(yīng)力松弛的發(fā)生，采用松弛一段時間后的應(yīng)力進(jìn)行蠕變斷裂壽命估計，其預(yù)測壽命會大大提高。這也反映出利用局部應(yīng)力作蠕變斷裂壽命評估時，不可忽視應(yīng)力松弛的影響。

5 結(jié)論

(1)圓孔半徑對應(yīng)力分布有顯著影響，孔徑越小，應(yīng)力集中越強(qiáng)(應(yīng)力集中系數(shù)越大)，在相同喉部截面平均外載作用下，局部最大應(yīng)力越大。這與材料力學(xué)[6]的應(yīng)力集中系數(shù)隨尺寸的變化關(guān)系相符。

(2)帶應(yīng)力集中部位(孔邊、圓角等)的高溫構(gòu)件，局部彈性應(yīng)力集中系數(shù)越大，蠕變引起的應(yīng)力重新分布效應(yīng)越明顯，最大等效應(yīng)力隨時間的下降幅度越大，即蠕變松弛越明顯。圓孔、缺口等應(yīng)力集中部位的存在，對GH3536鎳基合金高溫蠕變壽命起硬化作用。

(3)在對帶局部應(yīng)力集中部位結(jié)構(gòu)進(jìn)行持久強(qiáng)度儲備和壽命分析時，必須考慮局部應(yīng)力分布特性的影響。

[1]饒壽期.航空發(fā)動機(jī)的高溫蠕變分析[J].航空發(fā)動機(jī)，2004，30(1)：14—17.

[2]周柏卓，從佩紅，王維巖，等.考慮蠕變和應(yīng)力松弛的發(fā)動機(jī)高溫構(gòu)件壽命分析方法[J].航空動力學(xué)報，2003，18(3)：76—80.

[3]航空發(fā)動機(jī)設(shè)計用材料數(shù)據(jù)手冊編委會.航空發(fā)動機(jī)設(shè)計用材料數(shù)據(jù)手冊(第四冊)[K].北京：航空工業(yè)出版社，2010.

[4]ANSYS基本過程手冊[M].美國ANSYS公司，1998.

[5]黎方娟.帶孔結(jié)構(gòu)高溫強(qiáng)度設(shè)計分析方法研究[R].成都：中國燃?xì)鉁u輪研究院，2011.

[6]范欽珊，殷雅俊.材料力學(xué)[M].北京：清華大學(xué)出版社，2004.

Creep Study on Notched Plate Specimens of GH536

LI Fang-juan，GU Yuan-xing
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

By adopting Norton model during FEM analysis,the creep response of plate specimens with vari?ous hole radius was simulated.Consequently,the stress and strain distribution and their histories were in?vestigated.The results show that radius of the hole holds strong influence on stress distribution.While radi?us of the hole is decreasing,the maximum equivalent stress is increasing,the creep relaxation is more obvi?ous,the stress distribution changes are more notable;local stress distribution and histories should be taken into account when the durability margin of safety and life of components with local stress concentration parts are assessed.

GH536；local stress concentration；plate specimen with a hole；creep response；liner；numerical simulation

V250.3；V231.95

：A

：1672-2620(2014)01-0023-05

2013-05-21；

：2013-09-06

黎方娟(1986-)，女，重慶人，工程師，碩士，主要從事發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計研究。