燃油增壓泵誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障仿真分析與改進(jìn)

文紅武，劉瑜，孫景凱

（1.海軍裝備部，西安710077；2.西安航空動(dòng)力控制科技有限公司，西安710077）

燃油增壓泵誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障仿真分析與改進(jìn)

文紅武1，劉瑜2，孫景凱2

（1.海軍裝備部，西安710077；2.西安航空動(dòng)力控制科技有限公司，西安710077）

針對燃油增壓泵在外場使用過程中連續(xù)出現(xiàn)的三起誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障，在失效分析的基礎(chǔ)上，利用Pumplinx軟件和Nastran軟件，對誘導(dǎo)輪進(jìn)行流場分析和疲勞壽命計(jì)算。結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核結(jié)果表明，誘導(dǎo)輪的葉片強(qiáng)度和疲勞壽命存在設(shè)計(jì)裕度不足的設(shè)計(jì)缺陷。為此，提出改變?nèi)~片形狀和增加葉片厚度的改進(jìn)方案。廠內(nèi)試驗(yàn)、發(fā)動(dòng)機(jī)試車、試飛驗(yàn)證與考核證明，改進(jìn)措施可行、有效。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；燃油增壓泵；誘導(dǎo)輪；高周疲勞；強(qiáng)度系數(shù)；疲勞壽命；流體仿真；結(jié)構(gòu)改進(jìn)

1　引言

誘導(dǎo)輪是一種軸流式葉輪，主要作用是通過一級增壓，將進(jìn)口燃油以一定的流速均勻引向葉輪，并提高離心泵抗氣蝕性能［1］。誘導(dǎo)輪前端為發(fā)動(dòng)機(jī)燃油進(jìn)口，與飛機(jī)燃油系統(tǒng)管路相連接，誘導(dǎo)輪后端通過管路與發(fā)動(dòng)機(jī)燃油濾相連，經(jīng)過燃油濾后，與發(fā)動(dòng)機(jī)燃油系統(tǒng)主燃油泵、加力燃油泵、噴口油源泵等附件相連接［2］。

某型燃油增壓泵在外場使用過程中，連續(xù)出現(xiàn)三起誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障，且三起故障的誘導(dǎo)輪葉片掉塊部位及形貌相似，故障情況如表1所示。中航工業(yè)失效分析中心對故障進(jìn)行失效分析后認(rèn)為，誘導(dǎo)輪斷口起源于誘導(dǎo)輪葉背側(cè)根部倒角處，呈點(diǎn)源特征，整個(gè)斷面疲勞擴(kuò)展充分，為高周疲勞斷裂。為此，特進(jìn)行誘導(dǎo)輪葉片強(qiáng)度計(jì)算與疲勞壽命計(jì)算，查找誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障原因，并提出改進(jìn)措施。

2　誘導(dǎo)輪流場壓力分布

根據(jù)誘導(dǎo)輪實(shí)際裝配關(guān)系及工作狀態(tài)，利用Pumlink軟件計(jì)算誘導(dǎo)輪流場壓力分布。

建立誘導(dǎo)輪流體仿真模型。該仿真模型由誘導(dǎo)輪、穩(wěn)流襯套所行程的流體環(huán)腔組成，包含附件進(jìn)口、低壓回油口、誘導(dǎo)輪出口。

設(shè)定流體仿真計(jì)算邊界條件：進(jìn)口壓力p1=0.35 MPa，流量Q=67 000 L/h，轉(zhuǎn)速n=9 210 r/min，回油壓力p回=0.6 MPa。

Pumlink軟件仿真模型選取：選擇Centrifugal模型（離心泵模型），并勾選Turbulence（湍流）和Cavitation（氣蝕），仿真方法設(shè)置為Transient（動(dòng)態(tài)網(wǎng)格）。

通過仿真計(jì)算，即可得到設(shè)計(jì)狀態(tài)下誘導(dǎo)輪的流場壓力分布（圖2、圖3），及湍流強(qiáng)度分布（圖4）。為準(zhǔn)確得到誘導(dǎo)輪葉片受力，分別在誘導(dǎo)輪進(jìn)口、出口設(shè)定壓力監(jiān)測點(diǎn)，其壓力實(shí)時(shí)變化曲線如圖5所示。

根據(jù)仿真結(jié)果可以得出，誘導(dǎo)輪葉根處壓力p葉根=0.368 MPa，進(jìn)口葉尖處壓力p葉尖=0.596 MPa；葉片所受最大壓力pmax=0.596 MPa，位于誘導(dǎo)輪進(jìn)口葉尖部位，相應(yīng)的葉片根部倒角處所受的應(yīng)力最大，正好處于本次葉片斷裂斷口起源處。

表1　誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障情況Table 1 The statistic of induced wheel blade fracture faults

圖1　誘導(dǎo)輪葉片斷裂形貌Fig.1 Induced wheel blade fracture morphology

圖2　誘導(dǎo)輪葉片表面壓力分布Fig.2 Surface pressure distribution

圖3　誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口邊壓力分布Fig.3 Inlet side pressure distribution

圖4　誘導(dǎo)輪流場湍流強(qiáng)度分布Fig.4 Turbulence distribution

圖5　壓力監(jiān)測點(diǎn)壓力變化曲線Fig.5 Pressure curve changes of pressure monitoring points

3　誘導(dǎo)輪強(qiáng)度與疲勞壽命計(jì)算

3.1誘導(dǎo)輪葉片強(qiáng)度計(jì)算

3.1.1誘導(dǎo)輪葉片最小強(qiáng)度計(jì)算

給定條件：葉片進(jìn)口半徑a=3.65 cm，輪轂平均半徑b=1.00 cm，葉片平均厚度δ=0.20 cm，抗拉強(qiáng)度σb= 485.0 MPa（材料為2A14-T6）［3］。根據(jù)誘導(dǎo)輪葉片所受最大應(yīng)力計(jì)算公式（式（1））［4］計(jì)算，σmax=218.4 MPa。

因此，誘導(dǎo)輪葉片最小強(qiáng)度系數(shù)c=σb/σmax=2.22。

3.1.2葉片進(jìn)口強(qiáng)度計(jì)算

由于誘導(dǎo)輪葉片進(jìn)口為直線型，進(jìn)口半徑與葉片整體半徑相同，因此其進(jìn)口葉片強(qiáng)度系數(shù)仍為2.22。

3.2誘導(dǎo)輪疲勞壽命計(jì)算

軟件邊界條件設(shè)置如下：

（1）疲勞規(guī)則設(shè)置

應(yīng)力安全因子應(yīng)力準(zhǔn)則：強(qiáng)度極限；

設(shè)計(jì)壽命準(zhǔn)則：無限壽命；

疲勞壽命準(zhǔn)則：Smith-Watson-Topper（一般）［5］；

疲勞載荷變化：半周期載荷函數(shù)（即初始處于靜止?fàn)顟B(tài)或應(yīng)力釋放狀態(tài)，結(jié)構(gòu)被加載到最大應(yīng)力，然后卸載回到平衡狀態(tài)）。

（2）載荷設(shè)置

給定離心載荷及葉片壓力載荷，即轉(zhuǎn)速n=9 210 r/min，誘導(dǎo)輪葉片所受平均壓力p=235 kPa。

通過仿真計(jì)算，可得出誘導(dǎo)輪最小疲勞壽命分布（圖6）和平均疲勞壽命分布（圖7）。其中最小疲勞壽命為282.9次循環(huán)，平均疲勞壽命為544.1次循環(huán)。最先出現(xiàn)疲勞的部位，位于葉片背面根部倒角處。

由上述強(qiáng)度計(jì)算與疲勞壽命計(jì)算結(jié)果可以看出，誘導(dǎo)輪葉片強(qiáng)度裕度和疲勞壽命裕度均偏小。

圖6　誘導(dǎo)輪葉片最小疲勞壽命分布Fig.6 The distribution of the minimum fatigue life of induced wheel blades

圖7　誘導(dǎo)輪葉片平均疲勞壽命分布Fig.7 The distribution of average fatigue life of induced wheel blades

4　設(shè)計(jì)改進(jìn)

根據(jù)計(jì)算分析和仿真結(jié)果，影響葉片強(qiáng)度的參數(shù)有葉片厚度、葉片半徑、輪轂半徑等。因此，在葉片基本形狀確定的前提下，按照流體力學(xué)原理對誘導(dǎo)輪進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，將葉片進(jìn)口形狀改進(jìn)為阿基米德螺線形，并適當(dāng)增加葉片厚度。改進(jìn)前后誘導(dǎo)輪模型如圖8所示。

圖8　改進(jìn)前后的誘導(dǎo)輪模型Fig.8 The induced wheel models before and after improvement

按照改進(jìn)后誘導(dǎo)輪的結(jié)構(gòu)參數(shù)和3.1節(jié)方法，重新計(jì)算葉片最小強(qiáng)度、葉片進(jìn)口邊強(qiáng)度及強(qiáng)度系數(shù)。

建立改進(jìn)后誘導(dǎo)輪的流體模型，在與改進(jìn)前相同邊界條件下，分別利用Pumplinx軟件和Nastran軟件，計(jì)算改進(jìn)結(jié)構(gòu)后誘導(dǎo)輪的流場分布和疲勞壽命。其中流場壓力和湍流強(qiáng)度分布分別見圖9、圖10，最小疲勞壽命和平均疲勞壽命分布分別見圖11、圖12。

對比結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后誘導(dǎo)輪的強(qiáng)度參數(shù)（表2）可以看出，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后誘導(dǎo)輪葉片最小強(qiáng)度系數(shù)提高2倍多，葉片進(jìn)口強(qiáng)度系數(shù)提高近7倍，葉片疲勞壽命大幅改善。

圖9　改進(jìn)后誘導(dǎo)輪葉片表面壓力分布Fig.9 Improved blade pressure distribution

圖10　改進(jìn)后誘導(dǎo)輪湍流強(qiáng)度分布Fig.10 Improved blade turbulence distribution

圖11　改進(jìn)后誘導(dǎo)輪最小疲勞壽命分布Fig.11 The distribution of the minimum fatigue life of induced wheel blades after the improvement

改進(jìn)結(jié)構(gòu)后的誘導(dǎo)輪，隨產(chǎn)品進(jìn)行了振動(dòng)試驗(yàn)、750 h壽命試驗(yàn)、汽蝕試驗(yàn)、模擬工作試驗(yàn)（高溫試驗(yàn)、室溫持久試驗(yàn)、低溫試驗(yàn)）；隨發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了600 h發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車考核和試飛考核。在以上試驗(yàn)、試車及試飛考核過程中，誘導(dǎo)輪工作穩(wěn)定，性能正常；試驗(yàn)后檢查外觀完好，無異常磨損、汽蝕及結(jié)構(gòu)破壞。

通過上述試驗(yàn)考核，充分證明了結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施的可行性和合理性。

圖12　改進(jìn)后誘導(dǎo)輪平均疲勞壽命分布Fig.12 The distribution of average fatigue life of induced wheel blades after the improvement

5　結(jié)束語

針對燃油增壓泵在外場使用中連續(xù)出現(xiàn)的誘導(dǎo)輪葉片斷裂故障，在中航工業(yè)失效分析中心失效分析的基礎(chǔ)上，對誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)的流場分布、葉片強(qiáng)度系數(shù)及疲勞壽命進(jìn)行了計(jì)算，發(fā)現(xiàn)該誘導(dǎo)輪存在葉片強(qiáng)度與疲勞壽命設(shè)計(jì)裕度不足的設(shè)計(jì)缺陷。為此，結(jié)合流體力學(xué)原理，對葉片結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，將葉片進(jìn)口形狀改進(jìn)為阿基米德螺線形，并適當(dāng)增加葉片厚度，使得誘導(dǎo)輪葉片強(qiáng)度得到很大提高。相關(guān)試驗(yàn)考核證明，改進(jìn)后的誘導(dǎo)輪結(jié)構(gòu)能更好地滿足產(chǎn)品使用需要。

表2　結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后誘導(dǎo)輪強(qiáng)度參數(shù)對比Table 2 Comparison of strength parameters of induced wheel before and after structure improvement

［1］吳琪華，賀惠珠，張加楨.航空發(fā)動(dòng)機(jī)調(diào)節(jié)［M］.北京：國防工業(yè)出版社，1986.

［2］謝壽生.某型加力渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)［M］.西安：空軍工程學(xué)院出版社，2002.

［3］張玉龍，趙中魁.實(shí)用輕金屬材料手冊［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2006.

［4］徐灝.機(jī)械設(shè)計(jì)手冊［M］.2版.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2001.

［5］沈春根，王貴成，王樹林，等.UG NX7.0有限元分析入門與實(shí)例精講［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2012.

Fault simulation analysis and improvement of the induced wheel blade in the fuel booster pump

WEN Hong-wu1，LIU Yu2，SUN Jing-kai2
（1.Naval Equipment Department，Xi'an 710077，China；2.Xi'an Aviation Power Control Technology Co.，Ltd.，Xi'an 710077，China）

In allusion to three fractures of induced wheel blade of fuel booster pump in the field，based on failure analysis，Pumplinx and Nastran software were used to analyze and calculate the flowfield and fatigue life of induced wheel.The structural strength check results show that there are design defects in the strength and the fatigue life of the fuel booster pump inducer that cannot meet requirements.Thus the improvement scheme of changing the shape and increasing the thickness of the blade was proposed.After the field test，engine test and flight test，the improvements were proved effectively and feasible.

aero-engine；fuel booster pump；induced wheel；high-cycle fatigue；strength factor；fatigue life；flow simulation；structure improvement

V233.0+2；V231.95

A

1672-2620（2015）04-0027-05

2015-01-13；

2015-08-20

文紅武（1977-），男，湖南長沙人，工程師，碩士，主要從事航空航天發(fā)動(dòng)機(jī)燃油控制技術(shù)研究及質(zhì)量監(jiān)督工作。