航空發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖徑向間隙數(shù)值分析

張麗華

(北京動力機(jī)械研究所，北京100074)

航空發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖徑向間隙數(shù)值分析

張麗華

(北京動力機(jī)械研究所，北京100074)

采用流-固-熱耦合計算方法，綜合考慮離心載荷、溫度載荷和氣動載荷影響，對某改型發(fā)動機(jī)的風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣進(jìn)行數(shù)值分析，獲得了發(fā)動機(jī)三個典型狀態(tài)點下，風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的壓力、溫度及結(jié)構(gòu)變形分布；通過對風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣兩者變形的疊加，獲得了風(fēng)扇葉尖徑向間隙分布。計算結(jié)果顯示：該型發(fā)動機(jī)在原型機(jī)設(shè)計點和轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)下，風(fēng)扇葉尖與風(fēng)扇機(jī)匣內(nèi)壁面發(fā)生碰磨；而在溫度載荷最大狀態(tài)下，風(fēng)扇葉尖與風(fēng)扇機(jī)匣內(nèi)壁面始終存在間隙，這會影響到該狀態(tài)點下的風(fēng)扇效率，需在后續(xù)設(shè)計中予以考慮。

航空發(fā)動機(jī)；風(fēng)扇；葉尖間隙分析；流-固-熱耦合；有限元法

1 引言

發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖徑向間隙，因轉(zhuǎn)子與機(jī)匣的變形響應(yīng)不同，隨發(fā)動機(jī)工作狀態(tài)變化而變化。間隙過大會造成風(fēng)扇效率和發(fā)動機(jī)循環(huán)效率降低[1]，間隙過小又可能產(chǎn)生嚴(yán)重碰磨，所以需要分析影響風(fēng)扇葉尖徑向間隙的主要因素，并在設(shè)計中予以考慮。一般情況下，風(fēng)扇葉尖徑向間隙由離心載荷決定，但某型發(fā)動機(jī)改型后飛行馬赫數(shù)提高、熱負(fù)荷增大，所以綜合考慮離心載荷、熱載荷和氣動載荷對風(fēng)扇葉尖徑向間隙的影響，獲得典型工作條件下的間隙變化情況，具有實際的工程意義。當(dāng)然，工程實際中徑向間隙的最終確定還要考慮更多的影響因素，如機(jī)動載荷、加工裝配誤差等。

國內(nèi)外關(guān)于發(fā)動機(jī)葉片徑向間隙的研究很多。豈興明等[2，3]采用三維FEA方法，建立了包括渦輪盤、機(jī)匣和葉片三個部分的高壓渦輪葉頂間隙數(shù)學(xué)模型，分別進(jìn)行了相應(yīng)部件在溫度和機(jī)械負(fù)荷下的徑向變形計算，得到了葉頂間隙隨時間的變化量。郭淑芬等[4]給出了渦輪葉盤和機(jī)匣的徑向位移計算公式，并采用ANSYS有限元軟件計算出了渦輪葉尖徑向間隙的時間歷程變化趨勢。漆文凱等[5]采用有限元數(shù)值分析方法，分析了高壓渦輪葉片、輪盤和機(jī)匣的熱-結(jié)構(gòu)耦合變形及渦輪葉尖間隙的變化規(guī)律。張曉波等[6]針對影響徑向間隙的主要因素，分別建立發(fā)動機(jī)整體模型和局部實體模型，采用FEA方法對渦輪葉尖徑向間隙進(jìn)行了數(shù)值分析。Melcher等[7]提出了一種預(yù)測溫度載荷和離心載荷對渦輪葉尖間隙影響的縮減模型，楊曉光等[8]對其進(jìn)行了發(fā)展、修正，能模擬發(fā)動機(jī)各工況下溫度、轉(zhuǎn)速和壓差對間隙的影響，快速評估渦輪部件方案設(shè)計中的葉尖間隙。

以上研究多是關(guān)于渦輪葉尖徑向間隙分析，針對風(fēng)扇的研究很少。本文借鑒渦輪葉尖徑向間隙的分析方法，從風(fēng)扇內(nèi)部流體和固體之間的相互作用著手，采用流-固-熱耦合的方法，綜合考慮離心載荷、溫度載荷和氣動載荷影響，對發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖徑向間隙進(jìn)行數(shù)值計算分析，得到發(fā)動機(jī)三個典型狀態(tài)點下風(fēng)扇的壓力分布和溫度分布，風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的應(yīng)力、變形分布，及風(fēng)扇葉尖和機(jī)匣間的徑向間隙分布。

2 計算模型

流-固耦合分析有強(qiáng)耦合和弱耦合兩種方式[9，10]，弱耦合又分單向耦合和雙向耦合兩種。從計算量和計算時間考慮，本文采用弱耦合中的單向耦合方式，基于ANSYS Workbench13.0提供的流-固-熱耦合功能，只考慮流場對結(jié)構(gòu)的影響，數(shù)值分析某發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖的徑向間隙。圖1示出了本文采用的流-固-熱耦合計算流程和數(shù)據(jù)傳遞內(nèi)容。

圖1 流-固-熱耦合計算流程Fig.1 Computation flow of fluid-solid-heat interaction

2.1 流場計算模型

利用CFX軟件對改型機(jī)的風(fēng)扇進(jìn)行數(shù)值模擬時，選取發(fā)動機(jī)進(jìn)口前方作為計算域進(jìn)口，選取風(fēng)扇靜葉后方作為計算域出口。圖2給出了風(fēng)扇流場網(wǎng)格。采用H-O-H型網(wǎng)格，并在葉片及端壁處加密，網(wǎng)格總數(shù)100萬。

圖2 流場網(wǎng)格Fig.2 Computational grid

2.2 物理模型

風(fēng)扇轉(zhuǎn)子為整體葉盤結(jié)構(gòu)，共有13個葉片；風(fēng)扇機(jī)匣由34片風(fēng)扇靜葉Ⅰ、34片風(fēng)扇靜葉Ⅱ、風(fēng)扇靜子內(nèi)殼和風(fēng)扇靜子外殼焊接而成。風(fēng)扇物理模型見圖3。

圖3 風(fēng)扇物理模型Fig.3 Structure model of fan

2.3 有限元模型

由于風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣均為循環(huán)對稱結(jié)構(gòu)，因此分別選取1/13和1/34結(jié)構(gòu)進(jìn)行計算。圖4示出了風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的有限元網(wǎng)格模型。其中風(fēng)扇轉(zhuǎn)子計算模型共有33 508個四面體單元，60 899個節(jié)點；風(fēng)扇機(jī)匣計算模型共有21 165個四面體單元，40 778個節(jié)點。

風(fēng)扇轉(zhuǎn)子主要承受離心載荷、溫度載荷和氣動載荷。其中離心載荷在計算模型中通過定義風(fēng)扇轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速來施加，氣動載荷為流場計算得到的壁面壓力分布，溫度載荷基于流場計算得到的近壁面流體溫度通過熱分析得到。計算時風(fēng)扇約束條件定義為：風(fēng)扇輪盤盤心前端面和后端面施加軸向約束，盤心前端的圓柱面施加周向約束。

風(fēng)扇機(jī)匣主要承受溫度載荷和氣動載荷，載荷定義方法與風(fēng)扇相同。計算時風(fēng)扇機(jī)匣約束條件定義為：機(jī)匣后端面施加周向和軸向約束，徑向自由。

風(fēng)扇轉(zhuǎn)子材料為TC11，風(fēng)扇機(jī)匣材料為1Cr11Ni2W2MoV。計算中用到的材料性能數(shù)據(jù)見表1～表4。

圖4 風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的有限元網(wǎng)格模型Fig.4 FEA models of fan rotor and fan casing

表1 彈性模量ETable 1 Modulus of elasticity

表2 泊松比和密度Table 2 Poisson ratio and density

表3 熱膨脹系數(shù)α(參考溫度為20℃)Table 3 The coefficient of thermal expansion(Reference temperature:20℃)

表4 熱傳導(dǎo)率λTable 4 Thermal conductivity

2.4 計算狀態(tài)選取

為掌握發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖與機(jī)匣間徑向間隙分布，選取原型機(jī)設(shè)計點狀態(tài)和改型機(jī)最大工況狀態(tài)進(jìn)行計算分析。最大工況狀態(tài)分別是：風(fēng)扇轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速最高，同時扭矩(扭矩與氣動載荷成正比)最大，風(fēng)扇入口溫度接近最低的狀態(tài)，文中簡稱轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)；風(fēng)扇入口溫度最高，同時扭矩和轉(zhuǎn)速最低的狀態(tài)，文中簡稱溫度載荷最大狀態(tài)。轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)下風(fēng)扇轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和風(fēng)扇入口總溫，分別是原型機(jī)設(shè)計點狀態(tài)的101.8%和97.6%；溫度載荷最大狀態(tài)下風(fēng)扇轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和風(fēng)扇入口總溫，分別是原型機(jī)設(shè)計點狀態(tài)的46.6%和175%。

3 計算結(jié)果

3.1 流場分析結(jié)果

根據(jù)發(fā)動機(jī)某個狀態(tài)點的具體計算條件，邊界條件為入口總溫、總壓和出口靜壓，通過調(diào)節(jié)流場出口靜壓，使風(fēng)扇壓比接近設(shè)計值。圖5和圖6分別示出了設(shè)計點狀態(tài)下葉片、輪轂、機(jī)匣等固體壁面上的溫度及壓力分布?？梢?，溫度沿流向逐漸升高，最高溫度為420 K，位于風(fēng)扇機(jī)匣上兩靜葉壓力面葉尖處；風(fēng)扇葉片葉尖尾緣位置溫度較高，為399 K；風(fēng)扇葉片前緣由于氣流滯止導(dǎo)致溫度升高。最高壓力為0.377 MPa，位于風(fēng)扇機(jī)匣上兩靜葉壓力面葉尖區(qū)域；風(fēng)扇葉片葉尖尾緣區(qū)域壓力較大，風(fēng)扇葉片前緣由于氣流滯止導(dǎo)致壓力升高。其他兩個狀態(tài)點的溫度和壓力分布趨勢與設(shè)計點狀態(tài)的相似，其中溫度載荷最大狀態(tài)下，風(fēng)扇轉(zhuǎn)子最高溫度為572 K，位于風(fēng)扇葉尖尾緣。

圖5 溫度分布Fig.5 Temperature distribution

圖6 壓力分布Fig.6 Pressure distribution

3.2 結(jié)構(gòu)分析結(jié)果

結(jié)構(gòu)分析包括熱分析和強(qiáng)度分析。通過數(shù)據(jù)耦合的方法，從流場計算中獲取風(fēng)扇轉(zhuǎn)子輪轂、風(fēng)扇機(jī)匣內(nèi)表面和葉片表面絕熱壁的溫度，并將該溫度作為結(jié)構(gòu)熱分析的熱邊界條件；風(fēng)扇轉(zhuǎn)子盤心溫度按照下文中的方法給定。采用ANSYS軟件的熱分析模塊，得到風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的溫度場。

風(fēng)扇轉(zhuǎn)子盤心溫度采用以下方法給定：溫度載荷最大狀態(tài)下的盤心溫度，試驗時通過示溫漆測得；其他狀態(tài)的盤心溫度，通過流場計算得到的該狀態(tài)下輪轂溫度與最高溫度狀態(tài)下輪轂溫度等比得到。

通過數(shù)據(jù)耦合的方法，分別從流場計算結(jié)果獲取葉片、機(jī)匣和輪轂表面的壓力分布，從熱分析獲取風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的溫度場。采用ANSYS軟件靜強(qiáng)度分析模塊，分別得到風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的強(qiáng)度分析結(jié)果。風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的徑向變形分布見圖7，風(fēng)扇葉尖和機(jī)匣內(nèi)壁面徑向變形沿發(fā)動機(jī)軸向的分布曲線見圖8?？梢?，設(shè)計點狀態(tài)和轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)下變化趨勢一致，變形值相差不大，葉尖最大變形值均位于尾緣，分別為0.574 mm和0.594 mm，機(jī)匣內(nèi)壁面徑向變形值沿軸向逐漸增大；溫度載荷最大狀態(tài)下葉尖最大變形(0.54 mm)位于軸向坐標(biāo)254 mm左右位置，機(jī)匣內(nèi)壁面徑向變形值沿軸向變化不大。

圖7 風(fēng)扇轉(zhuǎn)子和風(fēng)扇機(jī)匣的徑向變形分布Fig.7 Radial deformation distribution of fan rotor and fan casing

4 間隙分析

變形后的風(fēng)扇葉尖與機(jī)匣內(nèi)壁面徑向坐標(biāo)沿軸向的分布曲線見圖9?？梢姡蜋C(jī)設(shè)計點狀態(tài)下，風(fēng)扇葉尖在軸向坐標(biāo)17～42 mm范圍及尾緣附近，會與機(jī)匣涂層碰磨，最大磨削厚度為0.024 mm；轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)下，風(fēng)扇葉尖在軸向坐標(biāo)16～48 mm范圍及尾緣附近，會與機(jī)匣涂層碰磨，最大磨削厚度為0.039 mm，比原型機(jī)設(shè)計點狀態(tài)下的最大磨削厚度增大了0.015 mm，但遠(yuǎn)小于機(jī)匣涂層厚度，發(fā)動機(jī)可安全工作；溫度載荷最大狀態(tài)下，從葉尖前緣至尾緣，風(fēng)扇葉尖和機(jī)匣間始終存在間隙，最大間隙值為0.41 mm，這會影響到該狀態(tài)點下風(fēng)扇的效率，在后續(xù)設(shè)計中應(yīng)予以考慮。

以上計算結(jié)果顯示，離心載荷和溫度載荷是影響風(fēng)扇轉(zhuǎn)子徑向變形的主要因素，風(fēng)扇機(jī)匣的徑向變形則主要與溫度載荷有關(guān)，風(fēng)扇葉尖徑向間隙主要由風(fēng)扇轉(zhuǎn)子離心載荷、溫度載荷和風(fēng)扇機(jī)匣溫度載荷綜合影響。該發(fā)動機(jī)溫度載荷最大狀態(tài)與設(shè)計點狀態(tài)相比間隙增大，一方面是因為該狀態(tài)轉(zhuǎn)速降低導(dǎo)致轉(zhuǎn)子變形減??；另一方面是因為風(fēng)扇機(jī)匣的熱響應(yīng)大于風(fēng)扇轉(zhuǎn)子的熱響應(yīng)，隨著溫度載荷的增大，機(jī)匣熱變形的增長速度大于風(fēng)扇轉(zhuǎn)子熱變形的增長速度，綜合作用導(dǎo)致該狀態(tài)下間隙增大。

圖8 風(fēng)扇葉尖和機(jī)匣內(nèi)壁面徑向變形沿軸向的分布曲線Fig.8 Radial deformation distribution curves of fan tips and casing inside surface along axial direction

圖9 變形后風(fēng)扇葉尖與機(jī)匣內(nèi)表面徑向坐標(biāo)沿軸向的分布曲線Fig.9 Radial coordinates distribution curves of rotor tips and casing inside surface after deformation along axial direction

5 結(jié)論

本文采用流-固-熱耦合的方法，綜合考慮離心載荷、氣動載荷和溫度載荷的影響，對某發(fā)動機(jī)風(fēng)扇葉尖徑向間隙進(jìn)行了數(shù)值分析，獲得了該發(fā)動機(jī)三個典型狀態(tài)下的徑向間隙范圍，可得到以下結(jié)論：

(1)原型機(jī)設(shè)計點和轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)下，風(fēng)扇葉尖與機(jī)匣內(nèi)壁面存在碰磨，轉(zhuǎn)速最高狀態(tài)比原型機(jī)設(shè)計點狀態(tài)下最大磨削厚度增加了0.015 mm，遠(yuǎn)小于機(jī)匣涂層厚度，發(fā)動機(jī)可安全工作。

(2)溫度載荷最大狀態(tài)下，從葉尖前緣至尾緣，風(fēng)扇葉尖和機(jī)匣間始終存在間隙，最大間隙值為0.41 mm，這會影響到該狀態(tài)點下風(fēng)扇的效率，需要在后續(xù)設(shè)計中予以考慮。

(3)采用流-固-熱耦合建立風(fēng)扇葉尖徑向間隙數(shù)值分析模型的方法，可綜合考慮離心載荷、溫度載荷和氣動載荷的影響，是進(jìn)行風(fēng)扇葉尖徑向間隙分析的一種非常有效的方法。

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Tip Clearance Analysis of an Engine Fan

ZHANG Li-hua
(The 31st Research Institute of CASIC，Beijing 10074，China)

Using the method of fluid-solid-heat interaction and considering the influence of centrifugal load,temperature load and pneumatic load,the tip clearance numerical analysis of an engine fan was done.The fan flow field,stress and deformation of fan and casing and the variation range of fan tip clearance at three typical states were attained.And tip radial clearance distribution was also obtained by overlapping the deformation of rotor and casing.The computational results show that at the states of design point and the greatest rotational velocity point,the blade tip may rub up the casing but at the state of the greatest tempera?ture load there is clearance between the blade tip and casing.This may affect the efficiency of fan at this state and it needs to be considered in the follow-up design.

aero-engine；fan；tip clearance analysis；fluid-solid-heat interaction；finite element method

V231.3

：A

：1672-2620(2014)04-0007-05

2013-12-10；

：2014-05-04

張麗華(1978-)，女，山東濰坊人，工程師，主要從事航空發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計和強(qiáng)度分析工作。