渦輪葉片表面熱電偶集成結構設計與影響

摘要:航空發(fā)動(dòng)機渦輪轉子葉片工作在高溫、高轉速、高氣動(dòng)負荷的極端惡劣環(huán)境下,在進(jìn)行表面溫度測量時(shí),熱電偶在葉片表面的集成防護尤為重要,熱電偶集成結構各組件之間的結合強度決定了渦輪轉子及附加測量結構能否安全穩定運行。針對基于增材制造和火焰噴涂的渦輪葉片表面熱電偶集成結構,以涂層厚度、熱電偶直徑及增材結構形式作為設計參數,共設計9種熱電偶集成結構,進(jìn)行有限元仿真和強度分析,研究各變量對組件結合面強度的影響。根據分析結果,從參數矩陣中選擇構型,進(jìn)行熱電偶集成/防護,并通過(guò)高速旋轉試驗驗證了其應用潛力。
　　航空發(fā)動(dòng)機的發(fā)展是以熱端部件工作溫度的提高為主要特征的,使發(fā)動(dòng)機熱端部件運行在盡可能高的溫度下,能夠獲得更高的推重比和更低的燃油消耗率。然而,追求盡可能高的渦輪進(jìn)口溫度,給渦輪葉片的結構強度帶來(lái)了極大挑戰,使超溫、蠕變損傷、燒蝕等問(wèn)題更加惡化,嚴重限制發(fā)動(dòng)機的安全性和壽命。通過(guò)測量渦輪葉片表面溫度,能夠為葉片冷卻設計與優(yōu)化、熱疲勞和蠕變損傷研究等提供關(guān)鍵支持。
　　渦輪葉片表面溫度測量方式可分為接觸式和非接觸式兩大類(lèi)叩，接觸式測量直接在被測試件表面布置傳感器,包括鎧裝熱電偶、薄膜熱電偶、示溫晶體、示溫漆等B-3],非接觸式測量主要是利用光學(xué)高溫計捕捉葉片的輻射,根據輻射通量、波長(cháng)等參數反求出表面溫度[+61?；阪z裝熱電偶的接觸式溫度測量是測試精度最高、可靠性較好的方式。美國國家航空航天局(NASA)格倫研究中心采用一一種微型鎧裝熱電偶進(jìn)行渦輪葉片溫度測量，測溫范圍為1089~1260K,并經(jīng)過(guò)450h的熱循環(huán)試驗考核叨。進(jìn)行了渦噴6發(fā)動(dòng)機I級渦輪盤(pán)的溫度測量研究,采用開(kāi)槽埋沒(méi)工藝敷設熱電偶,選用φ1的XA鎧裝熱電偶,為解決渦輪盤(pán)上熱偶絲的通道問(wèn)題,在渦輪盤(pán)中心、壓氣機盤(pán)中心進(jìn)行了開(kāi)孔等一系列改裝,將渦輪盤(pán)上的熱偶絲引至壓氣機前帽罩內。采用測溫片完成某航空發(fā)動(dòng)機轉子穩態(tài)溫度測試，測溫片通過(guò)黏結劑固定在被測件表面,試驗結果表明傳感器安裝及引線(xiàn)可靠,具有較高的測量精度。楊春華等呵在某改型發(fā)動(dòng)機上開(kāi)展了渦輪轉子溫度和應力測試，在渦輪葉片上加裝熱電偶,電信號經(jīng)引電器引出至測試系統，發(fā)現發(fā)動(dòng)機在額定狀態(tài)使用時(shí)間最長(cháng)，而起飛狀態(tài)溫度最高,利用測試結果對渦輪轉子件進(jìn)行壽命計算和評估,得到了真實(shí)的渦輪壽命件的壽命。
　　目前,渦輪葉片熱電偶固定方式主要是刻槽埋設,隨著(zhù)渦輪葉片結構向空心薄壁、氣冷或油冷方向發(fā)展,葉片璧厚僅有2~3mm,刻槽埋偶會(huì )給葉片結構帶來(lái)嚴重的應力集中,熱電偶集成結構在高溫、高轉速、高氣動(dòng)負荷環(huán)境下的可靠性成為制約測量的主要“瓶頸”。采用了一種新型的熱電偶集成方法,通過(guò)在渦輪葉片表面增材制造形成凹槽放置熱電偶,并通過(guò)超聲速火焰噴涂對熱電偶形成覆蓋,在保證葉片結構原有強度的基礎上完成表面熱電偶集成?；谠摲椒?進(jìn)行渦輪葉片熱電偶集成結構設計,通過(guò)有限元仿真研究熱電偶集成結構的影響因素的變化規律,選擇方案,并進(jìn)行試驗驗證。
1熱電偶集成結構設計
　　某型渦輪葉片目標工作轉速高達21000r/min，溫度達1050K,采用鎧裝熱電偶作為溫度傳感器,其外形如圖1所示，鎧裝結構可增加熱電偶抗拉伸強度,并保護熱電極免受發(fā)動(dòng)機高溫高壓燃氣沖刷和腐蝕。
 
　　熱電偶鎧裝段布置在渦輪葉片上,在葉片表面局部通過(guò)激光送粉沉積制造(LDM)方法增加材料,構造熱電偶埋設引線(xiàn)的溝槽通道,避免了對渦輪葉片原有結構的破壞,熱電偶埋設后,再通過(guò)超聲速火焰噴涂(HVOF)方法,在表面制備--層防護涂層,將熱電偶封裝在溝槽內部,完成熱電偶集成/防護。熱電偶集成結構三維模型如圖2所示，包含渦輪葉片基底LDM結構、熱電偶和表面涂層。
 
　　為使渦輪葉片表面結構改變引起的氣動(dòng)效率及溫度場(chǎng)影響處在較小的范圍內，采用直徑D=1mm或0.5mm的鎧裝熱電偶。熱電偶直徑?jīng)Q定了LDM結構的尺寸，另外LDM結構可選擇不同的形式,對于表面涂層,應確保在離心力作用下將熱電偶可靠封裝在槽內,涂層厚度δ也存在多種選擇。
　　就熱電偶結構而言,考慮到其直徑引起的氣動(dòng)效率及結構布局影響，采用直徑1mm或0.5mm的軟鎧裝熱電偶。選用不同的熱電偶結構，相應的增材制造結構尺寸將發(fā)生改變,另外增材制造部分與噴涂部分可選擇不同的接觸形式,包括方形槽、圓形槽和V形槽。對于噴涂部分,需確保在離心力作用下熱電偶能可靠放置于槽內,其噴涂厚度存在多種選擇。綜上所述，基于激光增材制造及超聲速火焰噴涂技術(shù)的熱電偶集成結構存在多種組合形式,圖3為熱電偶直徑為0.5mm、涂層厚度為0.05mm的幾種熱電偶集成方案,圖4為熱電偶直徑為1.0mm、涂層厚度為0.05mm的幾種熱電偶集成方案;另外,基于直徑1.0mm的熱電偶方形槽集成方案,將涂層厚度分別設置為0.050mm、0.075mm、0.085mm、0.100mm共4種形式以研究涂層厚度對集成方案強度的影響。忽略氣動(dòng)效率、加工成本等方面的影響,熱電偶集成方案的可行性主要在于各組件結合面強度滿(mǎn)足設計要求,以確保在使用過(guò)中渦輪葉片安全可靠運轉。將對前述的幾種熱電偶集成方案進(jìn)行有限元仿真,對各組件結合面應力進(jìn)行對比分析。
 
2有限元建模
　　建立熱電偶集成結構有限元模型,有限元網(wǎng)格結構如圖5所示,不同組件之間接觸面采用綁定約束,各組件材料參數見(jiàn)表1。
　　仿真時(shí)在葉片根部施加位移約束;葉盤(pán)全局施加轉速21000r/min。圖6為方形槽集成結構下葉片Von-Mises等效應力分布云圖，含熱電偶集成結構的葉片與其余葉片整體應力分布-.致,即熱電偶集成結構的存在并未對渦輪葉片應力分布產(chǎn)生影響,表明基于LDM和HVOF的熱電偶集成方法具有不改變葉片原有結構強度的優(yōu)點(diǎn)。
 
3影響因素分析
3.1增材結構形式影響
　　決定熱電偶集成結構強度的關(guān)鍵是各組件的結合面強度,對于涂層部分,各增材結構下的涂層與基體、激光增材組織切向接觸面的XY平面切應力分布云圖如圖7所示,最.大應力均位于靠近葉根處的葉片接觸面處,方形槽結構的最大切應力為83.4MPa,圓形槽結構的最大切應力為.133MPa,V形槽結構的最大剪切應力為42.6MPa。圓形槽結構下涂層部分的切應力最大,V形槽結構應力最小，與增材部分相互對應。至于YZ平面的切應力,圓形槽和V形槽結構下涂層的應力相較于方形槽結構略大，如圖8所示,這與該集成方案下涂層的質(zhì)量較大有關(guān)。
 
　　在熱電偶直徑為0.5mm的三種集成方案中,V形槽結構下增材部分和涂層部分的XY平面的切應力均小于圓形槽和方形槽方案,但YZ平面的切應力相對較大。
3.2特征尺寸影響
　　為研究熱電偶特征尺寸對熱電偶集成結構各組件結合強度的影響,將直徑為1.0mm的三種熱電偶集成方案進(jìn)行仿真分析,與3.1節中直徑為0.5mm的直接集成方案分析結果進(jìn)行對比。熱電偶直徑1.0mm下三種集成方案涂層結構的XY平面切應力分布云圖如圖9所示,方形槽結構的最大應力為46.8MPa,圓形槽結構的最大應力為43.7MPa,V形槽結構的最大應力為49MPa。涂層結構的YZ平面切應力分布云圖如圖10所示，方形槽結構的最大應力為184.9MPa,圓形槽結構的最大應力為185.7MPa,V形槽結構的最大應力為213.9MPa,三種集成方案涂層結構切應力均從葉根到葉尖遞減,最大應力均位于靠近葉根的葉片接觸面過(guò)渡處。
 
　　熱電偶直徑1.0mm下三種集成方案的涂層部分XY平面切應力均小于相對應的熱電偶直徑0.5mm方案,且應力差異性較小，YZ平面切應力大于熱電偶直徑0.5mm方案。
3.3涂層厚度影響
　　為研究涂層厚度對熱電偶集成結構各組件結合強度的影響,基于直徑1.0mm熱電偶方形槽集成方案,將涂層厚度分別設置為0.050mm、0.075mm、0.085mm、0.100mm的4種形式進(jìn)行仿真分析。
 
　　不同涂層厚度下涂層結構的XY平面切應力分布云圖如圖11所示，最大應力分別為46.8MPa、40.9MPa、44.9MPa、41.2MPa,未見(jiàn)明顯規律,隨著(zhù)涂層厚度的增加,涂層部分XY平面切應力影響緩慢減小。涂層結構的YZ平面切應力分布云圖如圖12所示，最大應力分別為184.9MPa、187.9MPa、188.9MPa、195.8MPa,隨著(zhù)涂層厚度的增加,涂層質(zhì)量增加，YZ平面最大切應力緩慢增加。
 
　　可見(jiàn),涂層厚度對涂層部分XY平面切應力的影響較小，且未見(jiàn)明顯規律,可忽略。涂層厚度對涂層結構Yz平面切應力存在影響,隨著(zhù)涂層厚度的增加,YZ平面最大切應力增加，但增加量較小。
4強度校核與試驗驗證
　　根據優(yōu)化參數,并考慮可實(shí)施性,選擇1.0mm鎧裝熱電偶,方形槽、涂層厚度0.1mm集成方案,各組件強度校核結果見(jiàn)表2,除表面防護涂層本身的屈服強度數據未知，其他組件靜強度安全因數均大于手冊推薦的15[3),滿(mǎn)足設計要求。
 
　　按照該方案進(jìn)行渦輪葉片熱電偶集成，如圖13所示。通過(guò)高速旋轉試驗來(lái)對集成熱電偶的渦輪轉子的強度進(jìn)行最終驗證14,將渦輪盤(pán)和旋轉工裝裝配在試驗臺上,如圖14所示，對渦輪轉子和熱電偶進(jìn)行外觀(guān)檢查,對超轉試驗臺進(jìn)行檢查,確認完好開(kāi)展試驗。試驗轉速從0緩慢增加到21000r/min,保持5min,試驗全程實(shí)時(shí)監控試驗臺振動(dòng)、溫度和其他工作參數。
 
 
　　試驗轉速和振動(dòng)曲線(xiàn)如圖15所示,試驗過(guò)程中振動(dòng)和滑油壓力等參數正常,渦輪轉子及熱電偶集成結構完好,表明熱電偶集成結構設計合理,強度滿(mǎn)足要求。
 
5結論
　　基于激光增材制造及超聲速火焰噴涂技術(shù)的渦輪葉片熱電偶集成結構設計及影響因素分析方法。選.擇涂層厚度、熱電偶直徑及增材部分結構形式作為變量,設計9種結構模型,進(jìn)行有限元仿真分析,研究這些變量對結合面強度的影響。結果表明,熱電偶集成結構未對渦輪葉片應力分布產(chǎn)生影響,熱電偶直徑1.0mm集成方案優(yōu)于0.5mm方案,綜合對比下，方形槽XY平面和YZ平面切應力均較小,涂層厚度對切應力影響不大。根據分析結果和可實(shí)施性,選擇1.0mm鎧裝熱電偶、方形槽、涂層厚度0.1mm方案進(jìn)行渦輪葉片熱電偶集成,進(jìn)行強度校核,并通過(guò)高速旋轉試驗驗證,表明設計方案和分析結果滿(mǎn)足測量要求。