田?？茫K 軍，安中彥，劉偉強(qiáng)，劉亮亮，李 巖

（中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015）

0 引言

發(fā)動(dòng)機(jī)低壓渦輪導(dǎo)向器是低壓渦輪部分的傳力件，由導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)、外環(huán)和導(dǎo)向葉片組成，其功用是將通過(guò)氣體的部分熱能轉(zhuǎn)變?yōu)閯?dòng)能。由于渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)在工作過(guò)程中面臨著復(fù)雜的氣壓分布狀態(tài)，需要保證導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)工作的可靠性。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)渦輪導(dǎo)向器及導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)受力狀態(tài)的可靠性進(jìn)行了廣泛研究。Robak 等[1-2]采用有限元方法計(jì)算了發(fā)動(dòng)機(jī)低壓渦輪系統(tǒng)的模態(tài)形式，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，并給出了模態(tài)優(yōu)化的途徑；孫楊等[3]、艾書(shū)民等[4]應(yīng)用有限元方法對(duì)渦輪導(dǎo)向器進(jìn)行了熱應(yīng)力分析，指出整個(gè)導(dǎo)向器結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力分布特點(diǎn)是葉片與內(nèi)環(huán)、外環(huán)連接區(qū)域應(yīng)力水平較高，其他區(qū)域受到的熱應(yīng)力水平較低；隋俊友等[5]通過(guò)建立熱彈性應(yīng)力分析本構(gòu)方程對(duì)渦輪導(dǎo)向器進(jìn)行了強(qiáng)度分析，指出當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)和關(guān)機(jī)狀態(tài)時(shí)，熱應(yīng)力水平會(huì)更高，且持續(xù)時(shí)間短；張帆等[6]針對(duì)渦輪導(dǎo)向器結(jié)構(gòu)內(nèi)環(huán)波瓣形變形故障開(kāi)展了相關(guān)研究，表明渦輪導(dǎo)向器內(nèi)外環(huán)機(jī)匣之間存在的較大溫度梯度，防氣流倒灌的內(nèi)外封嚴(yán)設(shè)計(jì)導(dǎo)致導(dǎo)向器結(jié)構(gòu)局部屈曲；黃艷松等[7]、章海婧[8]、李權(quán)等[9]、徐昌順[10]分析了渦輪導(dǎo)向器裂紋及葉片裂紋、掉塊故障，指出冷熱循環(huán)應(yīng)力、結(jié)構(gòu)約束應(yīng)力和氣動(dòng)力的共同作用是產(chǎn)生裂紋、掉塊的重要原因；彭秀云[11]分析了導(dǎo)向器與渦輪葉片之間碰摩故障產(chǎn)生的原因，指出在發(fā)動(dòng)機(jī)工作一段時(shí)間后，熱應(yīng)力、熱應(yīng)變及零件殘余內(nèi)應(yīng)力釋放等因素會(huì)使導(dǎo)向器外環(huán)產(chǎn)生導(dǎo)致內(nèi)徑尺寸縮小的高溫塑性蠕變；徐志剛等[12]分析了導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)多處裂紋故障，指出導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)裂紋性質(zhì)為熱機(jī)械疲勞，疲勞裂紋起源于葉型槽孔角處，葉型槽孔角加工質(zhì)量不佳，存在應(yīng)力集中，是造成內(nèi)環(huán)疲勞裂紋的主要原因；李武元等[13]分析了渦輪葉片軸向碰摩斷裂的原因，指出第1 級(jí)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)和定距半環(huán)的局部變形造成了第1 級(jí)低壓工作葉片與導(dǎo)向葉片在上緣板處的軸向間隙消失。

通過(guò)文獻(xiàn)分析發(fā)現(xiàn)，研究導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)的受力及變形情況是考核其可靠性的重要手段。本文研究了導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)氣壓密封試驗(yàn)裝置中密封摩擦力對(duì)應(yīng)變和位移試驗(yàn)結(jié)果的影響，并通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果的對(duì)比，研究了試驗(yàn)結(jié)果的有效性和試驗(yàn)裝置的合理性。

1 導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)氣壓試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

渦輪部件是1 個(gè)高溫部件，為保證渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)、渦輪盤(pán)的工作溫度在允許范圍內(nèi)，常采用空氣作為冷卻介質(zhì)形成氣流通道對(duì)其進(jìn)行冷卻，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)、渦輪盤(pán)為圓環(huán)狀結(jié)構(gòu)，渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)實(shí)際工作狀態(tài)如圖1 所示。某型渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈、后側(cè)與渦輪盤(pán)的連接結(jié)構(gòu)為沒(méi)有接觸摩擦力存在的非接觸式的篦齒型密封結(jié)構(gòu)，達(dá)到既能形成氣流通道又能合理減小漏氣量的目的，且由于氣流通道的存在，使渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)周?chē)嬖诓煌臍鈮籂顟B(tài)。為保證渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)工作的可靠性，需對(duì)其進(jìn)行零部件級(jí)氣壓加載試驗(yàn)，對(duì)渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)實(shí)際工作時(shí)的氣壓載荷進(jìn)行簡(jiǎn)化后，其受力狀態(tài)為①、②腔的氣壓載荷，且①腔氣壓較大，并以此受力狀態(tài)作為渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)氣壓試驗(yàn)的考核要求狀態(tài)。

圖1 渦輪導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)實(shí)際工作狀態(tài)

導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)工作在高溫環(huán)境下，為使試驗(yàn)在常溫下進(jìn)行，對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)的材料參數(shù)進(jìn)行了溫度修正，常溫下導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)氣壓試驗(yàn)裝置如圖2 所示。導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)外圈通過(guò)固定螺釘擰緊在密封板上，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)與密封板之間為存在接觸摩擦力的接觸擠壓密封形式，即在通過(guò)擰緊固定螺釘對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)與密封板進(jìn)行裝配的過(guò)程中，將嵌入密封板U 型槽中的O 型密封膠圈進(jìn)行擠壓，依靠O型密封膠圈的彈性與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)側(cè)壁貼實(shí)，形成密閉腔體①，試驗(yàn)時(shí)使用氣壓加載單元對(duì)密閉腔體①進(jìn)行壓強(qiáng)為p 的氣壓加載，并使壓強(qiáng)p為圖1 中①、②腔氣壓之差。導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)的頂面和底面均周向4 處均布了位移千分表（設(shè)備精度為±0.001 mm），用于測(cè)量位移變化，頂面和底面的差值為不同氣壓下導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈的Y向位移；同時(shí)對(duì)A（①腔體外側(cè)）、B（①腔體內(nèi)側(cè)）2處位置粘貼了應(yīng)變片進(jìn)行應(yīng)變值測(cè)量，其粘貼方向?yàn)樵囼?yàn)件徑向，其分布方式也為周向4處均布粘貼。

圖2 常溫下導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)氣壓試驗(yàn)裝置

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

不同氣壓下導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈Y向位移隨氣壓載荷的變化曲線如圖3（a）所示（由頂面位移千分表產(chǎn)生，底面位移千分表基本為零，可忽略），其4 個(gè)測(cè)量位置的位移平均值隨氣壓載荷的變化曲線如圖3（b）所示。從圖3中可見(jiàn)，在0~0.76 MPa 整個(gè)氣壓加載區(qū)間內(nèi)，位移隨氣壓載荷的變化為非線性曲線，當(dāng)氣壓高于0.1 MPa 后為線性段。不同氣壓下導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)A、B 這2 處應(yīng)變片粘貼處應(yīng)變值隨氣壓載荷的變化曲線如圖4（a）所示，其應(yīng)變平均值隨氣壓載荷的變化曲線如圖4（b）所示。從圖中可見(jiàn)，應(yīng)變值隨氣壓的變化規(guī)律也為整個(gè)氣壓加載區(qū)間非線性變化，當(dāng)氣壓高于0.1 MPa后為線性段。

圖3 內(nèi)環(huán)位移隨氣壓變化曲線

圖4 各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變隨氣壓變化曲線

由于位移、應(yīng)變?cè)囼?yàn)結(jié)果隨氣壓的變化曲線在0.1 MPa后為線性段，說(shuō)明導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)本身的位移、應(yīng)變隨氣壓的變化為線性變化，因此在0~0.76 MPa 整個(gè)氣壓加載區(qū)間的初始階段非線性的原因是接觸非線性造成的?？紤]到導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)的實(shí)際工作狀態(tài)時(shí)其內(nèi)圈不存在摩擦力，而在氣壓試驗(yàn)過(guò)程中導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)的內(nèi)圈與O型密封膠圈之間存在摩擦力（頂面處的位移千分表有位移產(chǎn)生），即由于O 型密封膠圈在試驗(yàn)裝置安裝過(guò)程中與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間為過(guò)盈配合，裝配完后導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)與O 型密封膠圈接觸部分的壁面有較大的初始接觸力，任全彬等[14]、顧東升等[15]的研究表明，對(duì)于使用O 型密封膠圈密封腔體時(shí)，密封膠圈與物體的接觸壓力與密封腔體內(nèi)的氣壓p之間基本為線性關(guān)系，但由于導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)壁面初始接觸力的存在，使導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)與O型密封膠圈之間的摩擦力隨氣壓的變化曲線在整體上為分段線性函數(shù)，進(jìn)而導(dǎo)致位移、應(yīng)變?cè)囼?yàn)結(jié)果隨氣壓的變化曲線在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中為非線性曲線。

2 有限元模型的建立與驗(yàn)證

為了分析圖2 中導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈與O 型密封膠圈之間摩擦力對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響（導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)外圈與O 型密封膠圈之間的接觸位置靠近固定螺釘，可忽略此處摩擦力影響），需要求解摩擦力的大小，但由于理論計(jì)算困難，可使用有限元方法對(duì)O型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間的摩擦力進(jìn)行估算。為了得到準(zhǔn)確性較高的導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)有限元模型，設(shè)計(jì)了簡(jiǎn)單試驗(yàn)用于有限元模型準(zhǔn)確性的驗(yàn)證，驗(yàn)證試驗(yàn)原理如圖5 所示。相比于圖2 所示的試驗(yàn)加載方式，圖5 取消了氣壓加載，僅使用加載盤(pán)對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件內(nèi)圈沿Y向進(jìn)行了加載，并在頂面、底面使用了周向4 處均布的位移千分表記錄了Y向位移數(shù)據(jù)，頂面和底面的差值為導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈的Y向位移。

圖5 導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈沿Y向載荷加載試驗(yàn)原理

根據(jù)驗(yàn)證試驗(yàn)的加載方式（圖5），建立了有限元模型并根據(jù)試驗(yàn)載荷進(jìn)行了有限元計(jì)算，有限元模型及位移計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。對(duì)驗(yàn)證試驗(yàn)有限元模型位移計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的位移測(cè)量結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，位移隨載荷的變化曲線如圖7（a）所示，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量位移平均值對(duì)比圖如圖7（b）所示。從圖7（b）中可見(jiàn)，試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果頂面最大位移平均值為0.308 mm，有限元計(jì)算頂面位移為0.314 mm，比試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果大1.9%，滿足工程應(yīng)用精度要求，因此可認(rèn)為建立的導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)有限元模型具有較高的準(zhǔn)確性，可作為后續(xù)的有限元摩擦力計(jì)算模型。

圖6 驗(yàn)證試驗(yàn)有限元模型及位移計(jì)算結(jié)果

圖7 位移隨載荷的變化曲線及計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

3 依據(jù)有限元模型對(duì)摩擦力的估算

驗(yàn)證了導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)有限元模型的準(zhǔn)確性后，可使用此有限元模型計(jì)算在僅存在氣壓作用（其考核要求狀態(tài)，即無(wú)O型密封膠圈對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件的摩擦力）的位移云圖及僅存在O型密封膠圈對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件的摩擦力（無(wú)氣壓）的位移云圖，最后通過(guò)位移疊加原理分析得出導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)同時(shí)存在氣壓及O 型密封膠圈對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件的摩擦力時(shí)（試驗(yàn)狀態(tài)）千分表安裝位置的位移值，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

有限元模型在僅存在氣壓作用及僅存在O 型密封膠圈對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件的摩擦力（摩擦力方向應(yīng)與氣壓加載方向相同）時(shí)，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)Y向位移如圖8所示，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈Y向位移值隨載荷的變化曲線如圖9所示。

桐廬縣氣象臺(tái)7月27日9時(shí)發(fā)布短期天氣預(yù)報(bào):“今天晴到多云,午后局部有陣雨或雷雨,雷雨時(shí)短時(shí)風(fēng)雨較大,偏南風(fēng)3級(jí),氣溫25～38 ℃”。12時(shí)發(fā)布短期天氣預(yù)報(bào):“今天晴到多云,午后局部有陣雨或雷雨,雷雨時(shí)短時(shí)風(fēng)雨較大,偏南風(fēng)3級(jí),氣溫25～37 ℃”。18時(shí)發(fā)布短時(shí)臨近天氣預(yù)報(bào):“未來(lái)3 h,晴到多云,局部陰有陣雨或雷雨,氣溫30～27 ℃”;短期天氣預(yù)報(bào):“今天夜里晴到多云,局部有陣雨或雷雨”。

圖8 導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈Y向位移

圖9 Y向位移隨載荷變化曲線

吳瓊等[16]、朱啟惠等[17]的研究表明，對(duì)于使用O型密封膠圈密封腔體時(shí)，密封膠圈與物體的摩擦力F與密封腔體內(nèi)的氣壓p之間為線性關(guān)系。曲線（圖3）在氣壓高于0.1 MPa 后為線性段，而在圖9（a）中的有限元模型在僅存在氣壓作用時(shí)千分表安裝位置處位移值隨載荷的變化曲線也為線性段，因此根據(jù)位移疊加原理，試驗(yàn)（圖2）中O 型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間的摩擦力在0.1~0.76 MPa 之間也隨氣壓q線性變化。由于本文更關(guān)注其最大氣壓狀態(tài)下的位移及變形情況，可對(duì)氣壓在0~0.1 MPa 之間摩擦力隨氣壓q的變化規(guī)律進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，認(rèn)為摩擦力在0.1～0.76 MPa之間也隨氣壓q線性變化，因此，O型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間的摩擦力為以0.1 MPa氣壓載荷為轉(zhuǎn)折點(diǎn)的分段函數(shù)

式中：F為試驗(yàn)過(guò)程中O型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間的摩擦力，N；q為試驗(yàn)氣壓值，MPa；A、B、C為待定系數(shù)。

在0.1~0.76 MPa 氣壓載荷時(shí)，將圖9（a）曲線（導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)僅受氣壓作用）減去圖3（b）（氣壓試驗(yàn)曲線），即可得到O 型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間的摩擦力對(duì)位移的影響曲線，即

式中：S為導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈Y向位移，mm。

根據(jù)式（2）可得，當(dāng)q=0.76 MPa 時(shí)，S=0.089028 mm，此位移量在圖9（b）中對(duì)應(yīng)載荷F=2282.7 N；當(dāng)q=0.1 MPa 時(shí)，S=0.0786 mm，此位移量在圖9（b）中對(duì)應(yīng)載荷F=2015.3 N；將此2 組結(jié)果帶入式（1），得A=20153，B=405，C=1975。因此O 型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)之間的摩擦力大小為

4 已知邊界條件下的有限元計(jì)算及試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖10 有限元模型的Y向位移及Mises應(yīng)變

圖11 位移和應(yīng)變結(jié)果對(duì)比曲線

從圖11（a）中可見(jiàn)，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)位移結(jié)果與試驗(yàn)狀態(tài)的有限元結(jié)果基本一致，在最大氣壓狀態(tài)下，試驗(yàn)位移結(jié)果為1.427 mm，有限元結(jié)果為1.441 mm，比試驗(yàn)結(jié)果大1.0%；而導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)考核要求狀態(tài)的有限元位移計(jì)算結(jié)果為1.521 mm，比試驗(yàn)位移結(jié)果大6.6%。

從圖11（b）中可見(jiàn)，在最大氣壓狀態(tài)下，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)A 處試驗(yàn)應(yīng)變值為1694 με，試驗(yàn)狀態(tài)的A 處有限元計(jì)算應(yīng)變值為1657 με，比試驗(yàn)結(jié)果小2.2%，考核要求狀態(tài)的A 處有限元計(jì)算應(yīng)變值為1923 με，比試驗(yàn)結(jié)果大13.5%；在最大氣壓狀態(tài)下，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)B處試驗(yàn)應(yīng)變值為1205 με，試驗(yàn)狀態(tài)的B 處有限元結(jié)果應(yīng)變值為1187 με，比試驗(yàn)結(jié)果小1.5%，考核要求狀態(tài)的B 處有限元計(jì)算理論應(yīng)變值為1241 με，比試驗(yàn)結(jié)果大3.0%。

通過(guò)圖11 中有限元計(jì)算的導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)考核要求狀態(tài)的位移和應(yīng)變結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)考核要求狀態(tài)下的有限元計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)位移值大6.6%，A 應(yīng)變計(jì)粘貼處計(jì)算應(yīng)變值比試驗(yàn)應(yīng)變值大13.5%，B 應(yīng)變計(jì)粘貼處計(jì)算應(yīng)變值比試驗(yàn)應(yīng)變值大3.0%，說(shuō)明由于摩擦力的作用使導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)在氣壓試驗(yàn)中的受力狀態(tài)較其考核要求狀態(tài)還有一定差別，不利于導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)按其考核要求狀態(tài)進(jìn)行可靠性試驗(yàn)考核，在后續(xù)的試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)中需要考慮這一不足。

5 結(jié)論

（1）試驗(yàn)結(jié)果顯示，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)內(nèi)圈Y向位移隨氣壓載荷的變化曲線及導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)A、B 2 處應(yīng)變片粘貼處應(yīng)變值隨氣壓載荷的變化曲線有相同的變化規(guī)律，即在氣壓較小時(shí)為非線性段，當(dāng)氣壓在0.1～0.76 MPa時(shí)為線性段；

（2）通過(guò)驗(yàn)證試驗(yàn)驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性，并通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果及有限元計(jì)算結(jié)果，根據(jù)位移疊加原理分析了O 型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件之間的摩擦力大小，其摩擦力為以0.1 MPa 氣壓載荷為轉(zhuǎn)折點(diǎn)的分段函數(shù)；

（3）通過(guò)有限元計(jì)算分析了O型密封膠圈與導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)試驗(yàn)件之間的摩擦力對(duì)導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)受力狀態(tài)的影響，導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)考核要求狀態(tài)（僅存在氣壓作用）的有限元計(jì)算位移值比氣壓試驗(yàn)（同時(shí)存在氣壓與摩擦力作用）結(jié)果大6.6%，A 應(yīng)變計(jì)粘貼處計(jì)算應(yīng)變值比試驗(yàn)結(jié)果大13.5%，B 應(yīng)變計(jì)粘貼處計(jì)算應(yīng)變值比試驗(yàn)結(jié)果大3.0%，說(shuō)明摩擦力的作用會(huì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生一定影響，不利于導(dǎo)向器內(nèi)環(huán)按其考核要求狀態(tài)進(jìn)行可靠性試驗(yàn)考核，在后續(xù)的試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)中需要考慮。