SiC纖維增強(qiáng)整體葉環(huán)破裂轉(zhuǎn)速研究

胡 強(qiáng)，胡智波，米 棟，宣海軍

(1.中國(guó)人民解放軍海軍裝備部，北京 100841；2.浙江大學(xué)能源工程學(xué)院，杭州 310027；3.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南株洲 412000)

1 引言

在滿足安全性和可靠性的前提下，提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比是航空發(fā)動(dòng)機(jī)科研工作者的長(zhǎng)期目標(biāo)。隨著材料研制與加工工藝水平的不斷提高和發(fā)動(dòng)機(jī)輪盤結(jié)構(gòu)的不斷改進(jìn)，現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比已達(dá)15[1]以上。壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)可從兩方面開(kāi)展工作：一是優(yōu)化設(shè)計(jì)出新型結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子，如省去榫槽連接的整體葉盤，或省去輻板結(jié)構(gòu)的整體葉環(huán)[2]；二是采用能承受發(fā)動(dòng)機(jī)惡劣工況的新材料。SiC 纖維縱向拉伸強(qiáng)度可達(dá)到3 800 MPa[3]，通過(guò)纖維涂層法等與鈦合金基體結(jié)合形成復(fù)合材料[4]后，在纖維方向可承受較大應(yīng)力。相比傳統(tǒng)葉盤，SiC纖維增強(qiáng)鈦合金整體葉環(huán)減重可達(dá)70%[5]。

通過(guò)纖維涂層方法使SiC纖維上包裹一層鈦合金形成先驅(qū)絲，然后纏繞排布在開(kāi)槽的鈦合金毛坯環(huán)形件內(nèi)，完成后對(duì)鈦合金外環(huán)進(jìn)行電子束焊接，再以熱等靜壓成一體[6-7]。該工藝可以精確控制纖維的體積分?jǐn)?shù)，使纖維均勻分布。20 世紀(jì)80 年代，美國(guó)在IHPTET計(jì)劃中開(kāi)始連續(xù)纖維整體葉環(huán)的研究與應(yīng)用工作[8]。90 年代，歐洲國(guó)家相繼開(kāi)展了整體葉環(huán)的制造與考核工作[9-10]。日本通過(guò)基體涂覆單絲帶工藝制備出高性能整體葉環(huán)[11-13]。目前，國(guó)內(nèi)已成功研制出高性能SiC 纖維，并應(yīng)用于整體葉環(huán)的制造，相應(yīng)的強(qiáng)度考核工作也正在開(kāi)展。本文以某中等尺寸SiC 纖維單環(huán)增強(qiáng)整體葉環(huán)為研究對(duì)象，通過(guò)強(qiáng)度計(jì)算、超轉(zhuǎn)殘余變形測(cè)量和完全破裂試驗(yàn)對(duì)其破裂轉(zhuǎn)速進(jìn)行了研究。

2 強(qiáng)度計(jì)算

2.1 有限元應(yīng)力計(jì)算

整體葉環(huán)試驗(yàn)轉(zhuǎn)子的截面形狀如圖1所示。葉尖直徑380 mm；SiC 纖維復(fù)合材料增強(qiáng)圓環(huán)徑向?qū)?0 mm、厚6 mm，位于輪緣內(nèi)側(cè)；外側(cè)為模擬葉片。增強(qiáng)區(qū)域內(nèi)側(cè)延伸段的安裝孔用于連接轉(zhuǎn)接盤。根據(jù)周向循環(huán)對(duì)稱結(jié)構(gòu)特征，取1/40 模型劃分出16 246個(gè)有限元六面體網(wǎng)格單元(圖2)。為提高計(jì)算精度，適當(dāng)加密復(fù)合材料增強(qiáng)環(huán)及周邊網(wǎng)格。約束轉(zhuǎn)接工裝上端面軸向位移，采用接觸單元模擬葉環(huán)與轉(zhuǎn)接盤的裝配接觸，并設(shè)置復(fù)合材料與鈦合金為保證變形協(xié)調(diào)的綁定接觸。在室溫條件下施加工作轉(zhuǎn)速下的離心載荷，以材料的線彈性模型進(jìn)行計(jì)算。

圖1 整體葉環(huán)試驗(yàn)轉(zhuǎn)子截面形狀Fig.1 The rotor section of bling model

圖3 整體葉環(huán)及復(fù)合材料的應(yīng)力分布Fig.3 Stress distribution plots of bling and composite material

圖3所示為整體葉環(huán)及其復(fù)合材料增強(qiáng)環(huán)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果。最大von Mises應(yīng)力為1 092 MPa，位于復(fù)合材料增強(qiáng)環(huán)內(nèi)側(cè)；復(fù)合材料與周圍鈦合金的應(yīng)力水平相差很大，鈦合金應(yīng)力在300.0～500.0 MPa之間，而復(fù)合材料的整體應(yīng)力水平在812.6 MPa以上，復(fù)合材料承擔(dān)了大部分離心載荷。整體葉環(huán)的最大徑向應(yīng)力發(fā)生在TC17基體上，為383.8 MPa，遠(yuǎn)低于鈦合金的屈服強(qiáng)度，不會(huì)導(dǎo)致葉環(huán)徑向破裂；而最大周向應(yīng)力在復(fù)合材料上，為1 126.5 MPa，高于鈦合金極限強(qiáng)度，接近復(fù)合材料單向拉伸極限強(qiáng)度，易發(fā)生復(fù)合材料周向斷裂而導(dǎo)致整體葉環(huán)子午截面破裂。

2.2 破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算

根據(jù)有限元計(jì)算得到的應(yīng)力分布狀態(tài)，高速旋轉(zhuǎn)的整體葉環(huán)由復(fù)合材料增強(qiáng)環(huán)承擔(dān)了90%以上的周向載荷，因此以復(fù)合材料的周向應(yīng)力水平計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速。兩種試驗(yàn)溫度下復(fù)合材料纖維長(zhǎng)度方向的實(shí)測(cè)拉伸性能數(shù)據(jù)見(jiàn)表1。

表1 SiC/TC17復(fù)合材料性能數(shù)據(jù)Table 1 Property data of the composite SiC/TC17

計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速可采用截面平均應(yīng)力法與局部最大應(yīng)力法。平均應(yīng)力法假設(shè)截面的平均應(yīng)力達(dá)到強(qiáng)度極限后輪盤沿著該截面發(fā)生破裂，其計(jì)算公式為：

式中：Nv為子午截面破裂儲(chǔ)備系數(shù)；ωPy為計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速；ω0為施加轉(zhuǎn)速；σb為材料強(qiáng)度極限；σmv為截面平均周向應(yīng)力；k為修正系數(shù)，與截面應(yīng)力分布均勻度有關(guān)，此次計(jì)算中取0.95。

局部最大應(yīng)力法假設(shè)截面的最大周向應(yīng)力達(dá)到強(qiáng)度極限后沿著該截面發(fā)生破裂，其計(jì)算公式為：

式中：δ為材料的延伸率，σv為截面上的最大應(yīng)力。

取復(fù)合材料的20 mm×6 mm截面上的平均周向應(yīng)力和最大周向應(yīng)力計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速。有限元計(jì)算結(jié)果顯示，隨著轉(zhuǎn)速的增加，復(fù)合材料的應(yīng)力水平很快達(dá)到極限強(qiáng)度。兩種試驗(yàn)溫度下的計(jì)算結(jié)果如表2所示。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)結(jié)果與分析

試驗(yàn)件實(shí)物如圖4所示，按100%、105%、110%、115%、118%、122%、127%工作轉(zhuǎn)速分階段實(shí)施超轉(zhuǎn)試驗(yàn)，每個(gè)目標(biāo)轉(zhuǎn)速保載5 min后降速停機(jī)。若完成以上超轉(zhuǎn)試驗(yàn)后仍未發(fā)生破裂，則繼續(xù)提高轉(zhuǎn)速進(jìn)行葉環(huán)破裂試驗(yàn)。結(jié)構(gòu)尺寸和制造工藝完全相同的試驗(yàn)件共2 件，分別進(jìn)行室溫和200℃條件下的超轉(zhuǎn)、破裂試驗(yàn)。

表2 子午截面破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算值Table 2 Calculation value of radial burst speed

圖4 整體葉環(huán)實(shí)物圖Fig.4 Photo of bling

圖5顯示了高速相機(jī)記錄的整體葉環(huán)的破裂過(guò)程，圖6為破裂后拼成的試驗(yàn)件殘骸，可見(jiàn)此整體葉環(huán)的破裂模式為周向破裂。表3為計(jì)算破裂轉(zhuǎn)速與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的對(duì)比，兩種失效準(zhǔn)則計(jì)算結(jié)果的誤差均在5.00%以內(nèi)，且局部最大應(yīng)力法計(jì)算結(jié)果的誤差均小于1.00%。由于復(fù)合材料主要承受離心力引起的周向拉伸載荷，且截面上的周向應(yīng)力沿徑向分布不均勻，應(yīng)力較大的局部區(qū)域發(fā)生一定數(shù)量的纖維斷裂后，葉環(huán)整體結(jié)構(gòu)隨之失效破裂。因此，采用局部最大周向應(yīng)力法計(jì)算整體葉環(huán)的破裂轉(zhuǎn)速，其結(jié)果更為準(zhǔn)確。

3.3 復(fù)合材料斷口分析

利用掃描電鏡觀察破裂后的復(fù)合材料碎片斷口，發(fā)現(xiàn)斷裂面存在大量的纖維凹孔與凸出，如圖7(a)所示。表明葉環(huán)超轉(zhuǎn)破裂過(guò)程中纖維基體脫粘現(xiàn)象嚴(yán)重，且纖維的脫粘早于斷裂，當(dāng)某個(gè)子午截面鄰近位置纖維斷裂達(dá)到一定數(shù)量時(shí)引起基體撕裂與整體結(jié)構(gòu)失效。對(duì)比斷面放大后較為平坦的部分(圖7(b))，纖維與基體斷面大致處于同一平面，說(shuō)明該處纖維與基體幾乎同時(shí)斷裂。由此可以推斷，復(fù)合材料斷裂起始點(diǎn)為不平整區(qū)域，隨后短時(shí)間內(nèi)裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致復(fù)合材料整體斷裂。

圖5 整體葉環(huán)破裂過(guò)程Fig.5 Burst process of bling

圖6 整體葉環(huán)破裂殘骸Fig.6 Burst of bling

表3 破裂轉(zhuǎn)速計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比Table 3 Calculation value and actual value of burst speed

觀察斷口垂直方向側(cè)面纖維受損情況可知，在周向拉伸應(yīng)力作用下每條纖維絲都有多處斷裂，同時(shí)還存在20～30 μm 的滑移，如圖8 所示。葉環(huán)超轉(zhuǎn)過(guò)程中，纖維與金屬基體結(jié)合界面較弱的位置分脫，滑移一段距離后被拉斷，復(fù)合材料逐漸失去承載能力。隨著斷裂纖維數(shù)量的不斷增加，復(fù)合材料最終無(wú)法承受巨大的周向應(yīng)力而引起葉環(huán)子午截面破裂。

圖8 纖維縱向破壞形貌圖Fig.8 Longitudinal damage pattern of fiber

4 結(jié)論

綜合利用有限元分析計(jì)算與超轉(zhuǎn)試驗(yàn)測(cè)試方法，研究了某中等尺寸SiC 纖維增強(qiáng)整體葉環(huán)的破裂模式和破裂轉(zhuǎn)速，主要結(jié)論如下：

(1)整體葉環(huán)充分利了SiC纖維增強(qiáng)復(fù)合材料環(huán)形件周向抗拉極限強(qiáng)度高的特點(diǎn)，復(fù)合材料承受了遠(yuǎn)大于鈦合金基體材料的周向應(yīng)力，起到了主要承載作用。

(2)整體葉環(huán)的破裂模式為周向破裂，復(fù)合材料環(huán)形件子午截面上承受的周向應(yīng)力并不均勻，采用局部最大周向應(yīng)力法計(jì)算其破裂轉(zhuǎn)速較為準(zhǔn)確，誤差在1.00%以內(nèi)。

(3)纖維斷裂前首先發(fā)生SiC纖維與鈦合金粘接界面的分脫，當(dāng)局部區(qū)域內(nèi)纖維斷裂達(dá)到一定數(shù)量時(shí)便引起裂紋擴(kuò)展，整體葉環(huán)破裂。