侯樂毅，陳靖華，鄭 妹

(中國航空工業(yè)集團公司金城南京機電液壓工程研究中心，南京211106)

1 引言

高能轉子非包容失效是指包容高能轉子機匣發(fā)生破壞被擊穿，高速高能的非包容碎片擊傷飛機機艙、油箱、電器控制線路和液壓管路等，造成機艙失壓、油箱泄漏起火、電器失靈、液壓機構無法動作等二次破壞，最終導致機毀人亡的嚴重空難[1-11]。隨著航空技術的快速發(fā)展和各航空大國對發(fā)動機包容問題的重視，一些新材料、高強度的機匣開始得到應用，發(fā)動機的非包容事故逐漸減少，但仍然時有發(fā)生。相比大中型航空發(fā)動機轉子，飛機第二動力系統(tǒng)轉子的轉速更高，一般約為70 000 r/min，其包容性問題更加突出。

國外的民用航空條例和軍用規(guī)范中都有專門的條文對第二動力系統(tǒng)轉子葉片包容性做出要求：產(chǎn)品發(fā)生故障時，進油或進氣管道不能斷裂，產(chǎn)品要保持在安裝支座上，包容結構應能包容高能轉子碎片(1/3輪盤碎片、輪轂和葉片、自由運轉到破壞產(chǎn)生的碎片)[12-14]。多家公司，如霍尼韋爾、漢勝等，也都有針對轉子葉片包容性的理論計算方法和試驗設備。但國外研究中，少有針對轉子葉片包容性的模擬分析、試驗方法和驗證手段的論述[15-19]。國內(nèi)也進行了機匣包容性方面的研究，但主要是針對發(fā)動機的機匣/葉片[20-23]，幾乎未涉及第二動力系統(tǒng)轉子包容問題。特別是第二動力系統(tǒng)中的空氣渦輪起動機，直接在附件機匣上，周圍都是發(fā)動機燃油和滑油管路，轉子包容尤為重要，但鮮見對其包容性的研究報告。

某型空氣渦輪起動機為上世紀70年代產(chǎn)品，受當時技術條件限制，原設計未考慮包容要求。為解決該空氣渦輪起動機包容性問題，改進設計了其包容結構，并對改進后的包容結構進行了數(shù)值仿真和試驗驗證。

2 起動機包容結構和材料

該空氣渦輪起動機是通過整機設置保護切斷機構來降低超轉風險，未考慮包容要求。為實現(xiàn)其包容性，改進設計經(jīng)歷了兩個階段。第一階段在起動機外部直接增加包容環(huán)。經(jīng)過兩次摸底試驗(表1)，發(fā)現(xiàn)包容環(huán)與試驗臺連接的固定螺釘斷裂，包容環(huán)飛出，未能滿足包容要求(圖1)。第二階段更改了包容結構，在排氣罩內(nèi)增加了包容環(huán)，具體結構見圖2。

表1 包容結構摸底試驗情況Table 1 Test Results of containment structure

兩個階段包容結構所采用的材料及設計參數(shù)見表2。

表2 包容結構材料和設計參數(shù)Table 2 Containment structure materials and design parameters

3 建模

3.1 幾何模型

第二階段空氣渦輪起動機的包容結構由渦輪、恒壓風門殼體、包容環(huán)和排氣罩四部分組成。為簡化模型，將可忽略的結構細節(jié)省略?？諝鉁u輪起動機的包容結構的三維幾何模型見圖3。由于渦輪盤三等分破裂時破裂碎片的能量最大，因此三維建模時將渦輪盤三等分。

3.2 有限元模型

有限元網(wǎng)格劃分之前需對相應的幾何模型進行簡化，如去除不必要的線段和清理小碎面等。為有效劃分六面體網(wǎng)格和實現(xiàn)不同部分設置不同網(wǎng)格密度對模型進行了切分。經(jīng)過幾何處理后，使用hy?permesh12.0進行網(wǎng)格劃分。考慮到結構的實際構形，包容環(huán)和排氣罩采用8節(jié)點六面體單元，渦輪由于幾何形狀比較復雜采用4節(jié)點四面體單元，體單元均采用單點積分。圖4給出了各部件有限元網(wǎng)格模型及總體模型。

3.3 材料模型

為描述空氣渦輪起動機包容結構在包容過程中材料的變形、非線性和粘塑性，計算中渦輪、包容環(huán)、恒壓風門殼體和排氣罩材料均選用Johnson-Cook本構模型。此模型能較好地模擬材料的硬化、應變率和溫度軟化效應，其本構方程為：

式中：σe為流動應力；為等效塑性應變；為無量綱等效塑性應變率，其中為塑性應變率，為參考塑性應變率；T*=(T-T0)/(Tm-T0)為無量綱溫度，其中T為材料實際溫度，T0為室溫，Tm為材料熔點。

材料失效則采用基于連續(xù)損傷力學的John?son-Cook累積損傷準則，定義損傷參數(shù)D為：

其中破壞應變定義為：

式中：σ*=p/σeff=-Rσ，其中p為靜水壓力，σeff為Von Mises等效應力；初始時D=0，當D=1時材料失效。

渦輪的最大工作轉速為41 000 r/min，破裂轉速為43 050 r/min(最大工作轉速的105%)。計算模型采用第二階段的包容結構，渦輪材料為TC4，包容環(huán)和排氣罩的材料為TC11，恒壓風門殼體材料為ZL105。各材料的Johnson-Cook本構模型和失效準則參數(shù)見表3、表4[24-25]。

4 數(shù)值仿真及分析

數(shù)值仿真使用LS-DYNA971進行，設定求解時間t為3.00 ms。圖5為t=3.00 ms時整體和各部件的計算結果。可見，恒壓風門殼體完全碎裂，包容環(huán)產(chǎn)生變形但未破裂，未撞擊到外部的排氣罩，故認為該包容結構成功包容了破裂渦輪碎片，且包容能力裕度較大。

表3 材料的Johnson-Cook本構模型參數(shù)Table 3 Material parameters for Johnson-Cook model

表4 材料的Johnson-Cook失效模型參數(shù)Table 4 Material parameters for Johnson-Cook Failures model

圖6～圖9為3.00 ms內(nèi)高能渦輪盤碎塊撞擊包容結構內(nèi)壁并被包容的過程?？煽闯觯簻u輪盤出現(xiàn)損傷與破裂(圖6)；渦輪盤碎塊飛出后，碎塊先撞擊恒壓風門殼體，由于恒壓風門殼體較薄，很快被擊穿，在t=0.15 ms時便完全失效(圖7)；渦輪盤碎塊進一步撞擊、刮擦包容環(huán)內(nèi)壁，致使包容環(huán)變形(圖8)；碎塊能量持續(xù)降低，但并未撞擊到外部的排氣罩，包容結構的包容過程結束(圖9)。

圖10～圖13分別給出了渦輪動能、內(nèi)能變化歷程和包容環(huán)、恒壓風門殼體應變能變化歷程。計算結束時刻(t=3.00ms)渦輪碎塊動能較小，不具備繼續(xù)破壞包容環(huán)的能力，據(jù)此可認為3.00 ms時刻撞擊過程基本結束。撞擊過程中，渦輪動能主要轉化為包容結構與渦輪的內(nèi)能以及摩擦消耗的滑移能。因此，包容結構變形、渦輪碎塊與恒壓風門殼體和包容環(huán)的撞擊、渦輪碎塊與包容環(huán)內(nèi)壁的刮擦為主要吸能模式。

以上分析表明，第二階段改進的包容結構能吸收渦輪盤最大破裂情況下的動能，而且安全裕度較大。由于包容結構材料準確的參數(shù)需要專門試棒，而材料性能將影響數(shù)值模擬精度，下文通過試驗驗證包容的有限性。

5 試驗驗證

5.1 試驗設備及試驗件

包容性試驗在浙江大學高速旋轉機械實驗室ZUST1型轉子高速旋轉試驗臺(圖14)上完成。ZUST1型試驗設備由三部分組成：測速系統(tǒng)、高速拍攝系統(tǒng)和動應變測試系統(tǒng)。試驗件安裝在柔性懸臂主軸的端部，由功率為55 kW的Z4直流電機驅(qū)動，電機轉速可在0～3 000 r/min內(nèi)無級調(diào)速。通過高速齒輪箱增速，試驗臺輸出轉速最高可達96 000 r/min。真空腔內(nèi)裝有厚100 mm、高300 mm的鉛磚保護層，以確保設備及試驗人員的安全。保護鉛磚層與試件之間，可根據(jù)不同的試驗要求安裝其他試驗輔助裝置。

試驗件包括渦輪轉子、包容環(huán)、恒壓風門殼體、排氣罩和驗證屏罩。驗證屏罩為放置在排氣罩出口1.2 m處的筒形0.8 mm薄鋁板，使從排氣罩出口排出的碎塊能沖擊鋁片；鋁片的支承方式要保證在其背面無硬性支撐物；鋁片上有任何明顯凹坑或鋁片被擊穿，均應為故障。

試驗前，在渦輪上預割裂紋，通過控制切割裂紋長度控制破裂轉速。渦輪切割裂紋方向沿徑向由外向內(nèi)，再沿周向從兩側向中間。沿周向均布3條，裂紋尖端加工圓孔以減輕裂紋頭部的應力集中，如圖15所示。試驗中，受材料特性變化、切割深度誤差等影響，渦輪實際破裂轉速與目標值存在一定偏差。采取的主要措施為在目標轉速的基礎上給出2 050 r/min的裕度，設定渦輪破裂轉速的范圍為41 000～43 050 r/min。試驗現(xiàn)場如圖16所示。

5.2 試驗結果

渦輪盤轉子在試驗臺上轉速達到42 300 r/min停留5.00 s后破裂。圖17為試驗結束后現(xiàn)場照片?？煽闯鰷u輪盤轉子破裂為三部分，恒壓風門殼體被破壞，包容環(huán)變形較大，但未被擊穿；排氣罩無變形，整體完好；驗證屏罩未受影響，整體完好。

6 結論

(1)渦輪盤以三等分最大能量碎裂，包容結構也能較好吸收碎塊的動能；

(2)從排氣罩出口排出的碎塊能量較低，不能損傷0.8 mm薄鋁板，驗證屏罩完好；

(3)第二階段的包容改進措施可行，空氣渦輪起動機能夠滿足包容要求。

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