基于振動抑制的發(fā)動機進氣畸變耙研制

張校東，萬媛媛，薛秀生，王曉良，劉忠奎

(1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015；2.重慶空天推進技術(shù)研究院，重慶 401120)

1 引言

隨著飛機飛行速度以及機動性能要求的不斷提高，現(xiàn)代飛機進氣道和航空發(fā)動機的匹配問題越來越突出，并已受到行業(yè)內(nèi)人士的普遍重視。進發(fā)匹配試驗是發(fā)動機研制階段的一個重要內(nèi)容，而發(fā)動機進口流場測量也是進發(fā)匹配相關(guān)試驗的主要測試項目。

目前，國內(nèi)外針對發(fā)動機進口流場測量均采用進氣道測量耙來獲取進氣道出口溫度和壓力場分布。國內(nèi)用于小型發(fā)動機進氣畸變試驗測試的進氣道測量耙發(fā)展比較成熟，而用于大型渦扇發(fā)動機試驗的大尺寸進氣道測量耙的研制及應用還尚屬起步階段。為此，有必要進行大尺寸進氣道測量耙的研制。文獻[9]～[11]詳細介紹了一種發(fā)動機進氣畸變測試耙的結(jié)構(gòu)設計和測試改裝方法，并完成了相關(guān)振動、動應力等基礎性能試驗。

由于大型渦扇發(fā)動機進氣道直徑較大，發(fā)動機進口流場測量所需的進氣畸變測試耙伸入到主流道的尺寸較長，形成了一種單支點、長懸臂的結(jié)構(gòu)。受發(fā)動機進口持續(xù)高速、高壓氣流的氣動載荷和發(fā)動機本身不間斷的強烈振動影響，這將對發(fā)動機試車安全造成很大的威脅。本文首次基于振動抑制的思路，采用浮動內(nèi)環(huán)結(jié)構(gòu)連接各耙臂，設計了一種發(fā)動機進氣畸變測試耙，并將其成功應用于航空發(fā)動機進口流場測量，獲得了良好的工程使用效果。

2 進氣畸變測試耙方案設計

2.1 整體方案設計

設計的進氣畸變測試耙包括6 支耙臂和1 個浮動內(nèi)環(huán)。利用浮動內(nèi)環(huán)將耙臂相互連接，使其從單懸臂結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)椤肮讨?簡支”的形式，同時利用裝配間隙主動調(diào)節(jié)其頻率。進氣畸變測試耙結(jié)構(gòu)如圖1所示。每支耙臂利用安裝座上圓柱段與機匣安裝孔配合，采用4 個螺釘緊固的方法安裝在機匣上。耙臂上沿發(fā)動機徑向按照等環(huán)面布置5 個總壓測點。由于發(fā)動機進口氣流方向比較穩(wěn)定，故總壓測點采用球窩型。進氣畸變測試耙耙臂和浮動內(nèi)環(huán)外形均設計成流線型或圓弧過渡，以減小氣動載荷和降低受感部對后面流場的干擾。

圖1 進氣畸變測試耙結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural sketch of rake arrangement for intake distortion test

2.2 浮動內(nèi)環(huán)連接結(jié)構(gòu)設計

由于每支耙臂較長，為更好地抑制耙臂的振動，提高進氣畸變測試耙整體抗振能力，在耙臂與內(nèi)環(huán)之間設計一種浮動連接結(jié)構(gòu)，如圖2所示。

首先將浮動內(nèi)環(huán)按照圖2所示方向置于流道中央，同時將6支耙臂分別插入流道中，并確保耙臂端部圓柱分別插進浮動內(nèi)環(huán)盲孔中，然后依次預緊同一直徑方向上2 支耙臂的安裝螺釘，保證耙臂與內(nèi)環(huán)之間的配合間隙滿足一定的要求。進氣畸變測試耙在發(fā)動機上安裝時，耙臂端部圓柱平面與內(nèi)環(huán)的圓孔端面沿發(fā)動機徑向預留一定間隙，耙臂端部圓柱面和內(nèi)環(huán)上對應盲孔圓周面之間，同樣存在一定的配合間隙。內(nèi)環(huán)在空間上只限制了3個轉(zhuǎn)動自由度和沿發(fā)動機軸向的線性自由度，在測試截面徑向及周向預留了一定的位移調(diào)整空間。

圖2 耙臂和內(nèi)環(huán)的浮動連接結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural sketch of floating connection between rake arm and inner ring

由于每支耙臂與內(nèi)環(huán)之間的簡支點和接觸力不盡相同，各耙臂之間的自振頻率也略有不同。當某支耙臂振動時，其余耙臂通過浮動內(nèi)環(huán)對其振動幅度進行抑制。另外，因耙臂與內(nèi)環(huán)之間存在一定的調(diào)整間隙，當進氣畸變測試耙發(fā)生激振時，內(nèi)環(huán)可以通過自身位置的調(diào)節(jié)，從一個平衡位置自行微調(diào)到另一個位置，達到對整個進氣畸變耙自振頻率微調(diào)的效果。

3 進氣畸變耙強度計算

根據(jù)進氣畸變測試耙在發(fā)動機機匣上的實際安裝形式，對進氣畸變測試耙耙臂安裝座與機匣安裝孔之間的徑向和切向位移分量進行約束，將耙臂端部與浮動內(nèi)環(huán)之間的連接定義為剛性接觸碰撞，建立進氣畸變測試耙強度分析模型(圖3)，并對其進行強度計算。

圖3 進氣畸變測試耙強度分析模型Fig.3 Strength analysis model for intake distortion rake

3.1 靜強度計算

在發(fā)動機主流道中，進氣畸變測試耙迎風面氣流受總壓作用，測試耙主體背風面所受壓力無法定量計算，可將背風面壓力近似為氣流靜壓。則作用在測試耙迎風面上的氣動載荷，可近似為被測氣流的動壓與阻力系數(shù)的乘積，即：

式中：為氣流總壓；C為裕度系數(shù)，取1.2。

根據(jù)氣流速度和總壓可得氣流靜壓為：

式中：比熱比取1.4；為氣流馬赫數(shù)。

根據(jù)發(fā)動機進口最大氣流工況，由公式(1)和(2)可得進氣畸變測試耙所受氣動載荷。靜強度計算結(jié)果如圖4 所示。由圖可知，進氣畸變測試耙靜強度危險點處于耙臂前端與內(nèi)環(huán)配合的圓柱根部，最大應力=66 MPa，遠小于進氣畸變測試耙主體材料(1Cr18Ni9Ti)的屈服極限，進氣畸變測試耙靜強度裕度滿足受感部設計要求。

圖4 受感部最大應力示意圖Fig.4 Schematic diagram of maximum stress

3.2 動強度計算

對進氣畸變測試耙整體進行頻率計算，前4 階固有頻率計算結(jié)果如表1所示，前4階模態(tài)振型如圖5所示。

表1 進氣畸變測試耙固有頻率Table 1 Natural frequency of inlet distortion rake

圖5 進氣畸變測試耙前4階模態(tài)振型Fig.5 Mode shape(the first 4 orders)

設計的進氣畸變測試耙安裝在發(fā)動機進氣測量段上，承受發(fā)動機進氣機匣振動載荷作用，進氣機匣振動頻率可近似等效為低壓轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動頻率。由文獻[12]可知，發(fā)動機穩(wěn)態(tài)測試受感部的動強度校核，應以前3階固有頻率與發(fā)動機激振頻率差值是否大于25%作為主要判據(jù)，即：

式中：為發(fā)動機轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速對應頻率(激振頻率)，Δ為發(fā)動機轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速對應頻率與進氣畸變測試耙固有頻率差值。結(jié)合當前在研某型發(fā)動機低壓轉(zhuǎn)子主要工況的工作轉(zhuǎn)速范圍，進氣畸變測試耙前3 階固有頻率的裕度均大于25%。

經(jīng)過對某型發(fā)動機進氣畸變試驗不同轉(zhuǎn)速、插板位置等條件下進口流場頻率特點和渦旋尺度變化范圍進行統(tǒng)計分析得出，進口畸變流場頻率主要分布在200 Hz 以內(nèi)，峰值頻率集中在50～135 Hz 范圍，渦旋尺度主要在1.0～3.5 ms 之間。據(jù)此可知，進氣畸變測試耙固有頻率均不在發(fā)動機進口流場峰值頻率范圍內(nèi)，進氣畸變測試耙與流場發(fā)生共振的可能性較小。

4 試驗驗證及工程應用

4.1 固有頻率微調(diào)試驗驗證

為驗證所設計的浮動內(nèi)環(huán)連接結(jié)構(gòu)對進氣畸變測試耙自振頻率微調(diào)的效果，調(diào)整6 支耙臂末端面與浮動內(nèi)環(huán)安裝端面間隙，對安裝在發(fā)動機進氣測量機匣上的進氣畸變測試耙進行模態(tài)分析試驗。模態(tài)試驗系統(tǒng)如圖6所示。

圖6 模態(tài)試驗系統(tǒng)框圖Fig.6 Modal test system diagram

進氣畸變測試耙安裝完成后，順航向正上方按順時針方向?qū)?支耙臂分別編號1～6。以3號耙臂為基準，在內(nèi)環(huán)拉向3號耙臂與內(nèi)環(huán)遠離3號耙臂兩種狀態(tài)下測量各靶臂和內(nèi)環(huán)的頻率，結(jié)果見表2。由表可知，進氣畸變測試耙6支耙臂前4階自振頻率存在一定的差異。另外，浮動內(nèi)環(huán)分別處于兩個不同位置時，耙臂和內(nèi)環(huán)前4 階頻率均有不同程度的變化，達到了進氣畸變測試耙頻率微調(diào)的效果。

表2 模態(tài)對比測量試驗結(jié)果 HzTable 2 Test results for mode shape measurement

4.2 振動抑制試驗驗證

為驗證所設計的浮動內(nèi)環(huán)連接結(jié)構(gòu)對進氣畸變測試耙振動抑制的效果，在某型發(fā)動機部件插板試驗中分別對進氣畸變測試耙有、無浮動環(huán)兩種狀態(tài)進行動應力對比測試。根據(jù)畸變測試耙模態(tài)振型和耙臂型面可知，畸變測試耙耙臂在沿發(fā)動機周向左右方向受機匣振動的影響較為顯著，為此將應變片測點布置在耙臂根部兩側(cè)面。動應力測點位置如圖7所示。

圖7 動應力測點位置示意圖Fig.7 Schematic diagram of the position of dynamic stress measuring points

考慮到發(fā)動機試車安全，無浮動內(nèi)環(huán)狀態(tài)下僅保留1號和2號耙臂進行試驗，并監(jiān)測各個工作轉(zhuǎn)速下兩支耙臂根部的動應力。圖8示出了無浮動內(nèi)環(huán)狀態(tài)下兩支耙臂動應力測試結(jié)果，圖中動應力測點編號為耙臂號-耙臂動應力測點。由圖可知，1號、2號耙臂4 個動應力測點最大值分別為72 MPa、74 MPa、59 MPa 和92 MPa。另外，耙臂根部動應力在低壓換算轉(zhuǎn)速0.65 以內(nèi)隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速升降而升降，但在低壓換算轉(zhuǎn)速0.65以上二者之間無任何規(guī)律可循。在某些特定工作轉(zhuǎn)速下，耙臂出現(xiàn)了較為明顯的應力峰值，說明這些轉(zhuǎn)速下耙臂發(fā)生了較為強烈的振動。

圖8 無環(huán)狀態(tài)耙臂動應力值Fig.8 Dynamic stress of Harrow Arm without loop

有浮動內(nèi)環(huán)狀態(tài)下，進氣畸變測試耙6 支耙臂同時安裝在發(fā)動機進口進行試驗，監(jiān)測各個工作轉(zhuǎn)速下耙臂根部的動應力。圖9 給出了1 號和2 號兩支耙臂的動應力測試值隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速的變化曲線。根據(jù)測試結(jié)果，整個試驗過程中動應力幾乎無明顯變化，且峰值較低，最大應力值均不超過10 MPa。表3示出了本次試驗12個動應力測點的測試峰值。

圖9 有環(huán)狀態(tài)耙臂動應力值Fig.9 Dynamic stress at the root of harrow arm with ring

表3 有環(huán)狀態(tài)動應力測試峰值Table 3.Peak value of dynamic stress for harrow arm with ring

根據(jù)上述對比試驗結(jié)果可知，與耙臂單懸臂安裝狀態(tài)相比，增加浮動內(nèi)環(huán)后，耙臂根部的動應力隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速的波動顯著減弱，未發(fā)生明顯振動現(xiàn)象，動應力峰值下降90%以上，振動抑制效果顯著。

4.3 進氣畸變耙工程應用

所設計的進氣畸變耙加工完成后，先后應用于多臺份發(fā)動機進發(fā)匹配試驗和進氣逼喘試驗，在多種工況下累計使用135 h，經(jīng)歷45 次發(fā)動機喘振。試驗過程中，間隔6～8 h 對進氣畸變測試耙關(guān)鍵位置進行熒光探傷檢查，耙臂表面均未發(fā)現(xiàn)裂紋和缺陷。

5 結(jié)論

(1) 設計的浮動內(nèi)環(huán)連接結(jié)構(gòu)對于發(fā)動機進氣畸變測試耙振動的抑制效果顯著，能夠較好地改善傳統(tǒng)發(fā)動機進口測試探針的振動性能。

(2) 所設計的進氣畸變測試耙滿足在研型號發(fā)動機進發(fā)匹配試驗需求，并可推廣應用至其他大涵道比發(fā)動機及燃氣輪機試驗。