基于瞬态动力学的某型航空发动机涡轮后机匣外封严环固定螺钉脱落故障分析及改进

宋丙新 熊高峰

摘要：分析了某型航空发动机涡轮后机匣外封严环固定螺钉脱落故障的模式和机理，利用瞬态动力学方法计算固定螺钉保险锁片使用改进材料前后在承受4. 6N·m力矩时的总位移，得出了将保险锁片材料由1Cr18Ni9Ti改为GH536后，抗变形能力提高2.74倍的结论，提出了保险锁片设计改进意见。

关键词：外封严环;固定螺钉;瞬态动力学;故障;分析;改进

在进行某型航空发动机低压涡轮转子检查时，发现其低压转子转动卡滞，进一步检查发现有一颗脱落螺钉卡在低压涡轮转子与涡轮后机匣之间，螺钉表面有磨损痕迹。分解发动机后检查，发现发动机涡轮后机匣外封严环有一颗固定螺钉脱落。初步分析认为，发动机涡轮后机匣外封严环上的一颗螺钉脱落后，卡在低压涡轮转子与涡轮后机匣之间，导致低压转子转动卡滞。

1故障模式和机理分析

1.1故障模式

发动机涡轮后机匣外封严环的结构主要由固定螺钉、外封严环和保险锁片组成（见图1）。对故障涡轮后机匣外封严环圆周的16处固定螺钉进行检查，发现有2处出现保险锁片锁紧边变形，对应的固定螺钉松动。因此，涡轮后机匣外封严环固定螺钉脱落故障的故障原因为保险锁片锁紧边变形，导致锁紧功能失效，固定螺钉失去周向约束，在振动载荷作用下松动，严重时脱落。

1.2故障机理

该保险锁片材料为不锈钢1Cr18Ni9Ti，属薄壁件结构，装配中通过锁紧边弯曲变形起到约束固定螺钉周向转动，锁紧固定螺钉的作用，其安装结构见图2所示。

发动机工作中，螺钉承受到由涡轮后机匣传递的振动载荷，保险锁片承受来自螺钉的连续随机振动载荷。保险锁片在受到上述载荷作用下，经计算，当保险锁片锁紧处最大位移为0.75mm时，保险锁片完全失效，如图3所示。

2计算方案分析

2.1强度分析类型

该固定螺钉初始装配力矩为9N·m，在螺钉上施加初始装配力矩，通过瞬态动力学分析，计算保险锁片在该力矩下的总位移。然后根据计算结果，将保险锁片总位移0.75mm作为自变量，施加的力矩作为因变量，进行结构优化和强度迭代，以保险锁片总位移0.75mm时的理论计算力矩M0.75进行验证分析。最后，在考虑保险锁片承温能力的前提下，选用一种强度更高的材料，在固定螺钉上施加理论计算力矩M0.75，计算此时的新材料保险锁片总位移，将计算结果作为保险锁片材料改进的依据。

2.2边界条件

本方案主要计算保险锁片在一定量力矩下的总位移，因此，求解中假设外封严环固定，保险锁片分别和外封严环、螺钉建立接触对，接触单元设置为无摩擦（Frictionless）及摩擦（Frictional）;螺钉上建立以螺钉中轴为旋转中心的关节（ Joints），并在此关节上施加初始量为以此为9N·m、5N·m及2N·m的力矩，分别求解在此力矩下保险锁片的总位移;在外封严环三处分别设置固定约束（Fixed）。施加的边界条件及接触单元如图4、图5所示。

3计算过程与计算结果分析

3.1计算过程

针对固定螺钉、外封严环和保险锁片三个零件的结构特点，本计算方案中固定螺钉采用四面体网格划分，外封严环采用了多区域网格划分，保险锁片采用了六面体网格划分，并且为求解其变形及位移，六面体网格保留了中点节点，降低了网格的刚度系数。单元及网格划分情况如图6所示。

3.2计算结果及分析

保险锁片首先采用1Cr18Ni9Ti材料计算，通过瞬态动力学分析，并且经过多次强度迭代求解得知，螺钉承受4.6 N·m力矩时，保险锁片的总位移为0.75464mm。此时，保险锁片完全失效，导致螺钉自由转动后松动或者脱落。加载及计算结果如图7所示。

3.3改进保险锁片材料后计算结果及分析

为抑制保险锁片变形，选择硬度和抗拉强度更高的GH536材料作为改进后保险锁片材料，其改进前后材料对比见表1。

再次施加4.6N·m力矩时，经计算，GH536材料保险锁片的总位移为0.27463mm，远小于完全失效位移0.75mm。此时，保险锁片功能正常，螺钉无法自由转动。加载及计算结果如图8所示。

4结论

1）涡轮后机匣外封严环固定螺钉脱落故障的故障原因为保险锁片锁紧边变形，导致锁紧功能失效，螺钉失去周向约束，在振动载荷作用下松动，严重时脱落。

2）发动机工作中，螺钉承受到由涡轮后机匣传递的振动载荷，保险锁片承受来自螺钉的连续随机振动载荷。当保险锁片在受到上述载荷后，保险锁片锁紧处最大位移为0.75mm时，保险锁片完全失效。

3）将保险锁片材料由1Cr18Ni9Ti改為GH536，承受4.6 N·m力矩时，保险锁片的总位移由0.75464mm降低为0.27463mm，其抗变形能力提高2.74倍，工作中锁紧边不会产生导致失效的变形，能够预防因保险锁片失效导致的螺钉松动及脱落故障。