航空發(fā)動機用聚四氟乙烯軟管內(nèi)壓載荷下振動特性的研究

李 明，吳亞東，杜朝輝

（上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240）

現(xiàn)代航空發(fā)動機可靠性和壽命的不斷提高，對工作在惡劣環(huán)境下的外部管路的可靠性和壽命提出了更高的要求，由于柔性軟管相較于金屬硬管具有高阻尼結構特性和補償部件間相對位移等優(yōu)勢，在航空發(fā)動機應用中逐漸成為主流。聚四氟乙烯軟管是一種由內(nèi)管、鋼絲編織增強層和橡膠層組成的高性能柔性軟管[1]，在航空發(fā)動機中，常作為燃油、滑油等介質的輸送管路。軟管在內(nèi)部流體壓力和外部激振力作用下產(chǎn)生振動，若管道與發(fā)動機發(fā)生共振，則會出現(xiàn)管接頭斷開或軟管破裂現(xiàn)象[2-5]，這會影響發(fā)動機的性能，甚至可能造成嚴重的危險事故。為了避免管路發(fā)生共振，對管路進行安裝、調(diào)頻時，除了確定外部系統(tǒng)激振頻率外，還需摸清軟管的振動特性及固有頻率[6-7]。

國內(nèi)外學者對管道振動問題和高壓編織軟管的力學模型進行了廣泛的分析研究。郭華等[8]對某型飛機燃油管路進行了振動特性分析，得到了管路諧振頻率范圍。Huang 等[9]采用數(shù)值方法得到兩端支撐邊界條件下管道的固有頻率，并對不同邊界條件下管道的穩(wěn)定性進行了研究。Wang 等[10]建立了輸液管道三維流固耦合模型，計算直管和彎管的固有頻率，進一步研究了流速對固有頻率的影響。邱明星等[7]對充液金屬硬管管路的固有頻率進行了研究，采用有限元法和試驗法計算了空管和充液管的固有頻率，得出充液管路固有頻率比空載下小的結論，并進一步分析了流體壓力和流速等對固有頻率的影響。安晨亮等[11]建立了考慮摩擦效應的流固耦合模型，研究了流體壓力對管路振動特性的影響，并通過試驗對數(shù)值解進行了驗證。吳江海等[12]對船舶中復合材料管的減振進行了研究，采用錘擊法獲得了復合管的模態(tài)固有頻率和阻尼系數(shù)。Entwistle等[13-14]通過對某種雙編織液壓軟管的拉伸試驗，研究了外層編織層彈性應變隨著壓力變化的規(guī)律。Marquez等[15]對壓氣機排放口處金屬波紋柔性軟管的失效進行了分析，得出振動環(huán)境中軟管編織帶與波紋軟管磨損是失效的主要原因。Cho等[16]通過代表體積單元法建立了纖維編織的高壓軟管的力學模型。Chen等[17]研究了鋼帶增強柔性管在軸向拉力和壓力載荷下的力學行為，分析了載荷加載路徑對管道抗爆破能力的影響。

國內(nèi)外文獻中管路的研究對象主要是單一材料的金屬硬管，而對復合材料管路的振動特性研究較少。目前，我國聚四氟乙烯軟管尚處于研制階段，缺乏鋼絲編織復合軟管振動方面的研究。因此，對軟管和金屬管進行對比研究，分析軟管的減振特性和影響振動特性的因素具有重要意義。本文通過試驗方法得到的軟管試驗數(shù)據(jù)和基本規(guī)律可以為發(fā)動機管路系統(tǒng)安裝、調(diào)頻、減振設計提供較好的試驗數(shù)據(jù)支撐，為國產(chǎn)化軟管減振性能測試提供參照和為鋼絲編織類復合軟管振動理論分析、有限元數(shù)值模型計算提供參考。

1 試驗介紹

由于多層材料結構的復雜性，軟管在載荷下的傳力機制和力學行為不同于其他材料管道[18]，直接進行理論分析較為困難，本文選擇試驗方法對軟管振動特性進行研究。

軟管的振動特性除了受固定點、彎頭[4]、接頭帶來的壓力脈動[5]影響外，還和軟管本身的結構尺寸有關。軟管的固支點、彎頭和接頭需根據(jù)聚四氟乙烯軟管組件規(guī)范[19]進行選擇，因此，在實際工程應用中，主要根據(jù)外部工作環(huán)境，如外部激振頻率、介質壓力、介質流量等選擇合適材料和尺寸的管路。

本文開展不同管徑和流體壓力對軟管振動特性影響的基礎性研究工作。首先，對不同尺寸的軟管和鋼管進行對比研究，分析軟管的振動特性和減振優(yōu)勢；其次，進一步分析流體壓力對軟管振動特性的影響；最后，分析軟管結構變化導致的振動特性改變。

1.1 試驗對象

試驗對象是用于航空發(fā)動機管路中的高壓聚四氟乙烯軟管，其結構如圖1所示。

圖1 軟管結構示意圖

根據(jù)內(nèi)管結構和當量內(nèi)徑，試驗對象共有七種規(guī)格，其中內(nèi)管為光壁結構的軟管有三種規(guī)格，標記為a-1、a-2 和a-3，內(nèi)管為波紋結構的軟管有四種規(guī)格，標記為b-1、b-2、b-3 和b-4，其具體參數(shù)如表1所示。

表1 軟管基本參數(shù)

1.2 試驗臺介紹

為了測量軟管的固有頻率和阻尼比，設計搭建了激勵振動試驗臺，如圖2所示，試驗系統(tǒng)包括激勵器、應變片、位移傳感器、放大器、液壓裝置和NⅠ數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

圖2 激勵試驗系統(tǒng)框圖

液壓裝置可以給軟管通入最高40 MPa 的液壓油，試驗中的應變測量采用日本共和KFG-5-120-C1-11 型號應變片，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用美國DNA-PPC5系列主機，單通道采集頻率可達100 kHz。

激勵器采用瑞士Kistler 力錘激勵器，型號為9724A2000，最大2 000 N 激勵力，激勵力可被數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄。軟管的振動采集使用日本Keyence LK-H150 型號高精度位移傳感器，信號通過放大器輸入NⅠ數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，可以得到如圖3 所示的位移時間曲線，即軟管在激勵下的振動衰減曲線。

圖3 自由振動衰減曲線

1.3 試驗數(shù)據(jù)處理方法

根據(jù)振動理論[20]，由衰減曲線可以得出阻尼比ζ。對于沒有零線的波形圖，可由下式得到對數(shù)衰減比δ：

由此可得軟管阻尼比：

本文試驗處理中，為減少個別數(shù)據(jù)點對阻尼比的影響，取十個周期內(nèi)峰值數(shù)據(jù)，對得到的五個對數(shù)衰減比取平均，然后再計算阻尼比，其中：

對振動衰減曲線進行快速傅里葉變換（Fast Fourier transform，F(xiàn)FT），即可得到1階固有頻率。

2 軟管單次激勵特性試驗

2.1 空載下軟管激勵特性

首先對b-1規(guī)格軟管在空載下進行試驗，如圖4所示，采用專門設計的夾具對軟管進行固定。軟管采用懸臂的安裝方式，即軟管一端固定，另一端懸空自由，距離固定端50 mm處位置設為激勵點，使用力錘敲擊，保持力錘敲擊力幅一致，位移傳感器采集到的振動位移輸入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，記錄如圖5 所示的振動衰減曲線。將振動衰減曲線經(jīng)FFT處理后得到1階固有頻率為15.26 Hz，如圖6所示。

圖4 空載下軟管激勵試驗

圖5 b-1型號軟管振動衰減曲線

圖6 b-1型號軟管頻率特征圖

對其余六個規(guī)格軟管進行激勵試驗，得到的振動衰減曲線特征和b-1 規(guī)格軟管基本相似。在內(nèi)部不施加壓力載荷的情況下，軟管的振動模態(tài)以1 階為主。

空載下軟管1階固有頻率結果如圖7所示，對于波紋軟管，隨著管徑的增大，軟管的固有頻率呈增大趨勢。光壁結構軟管的固有頻率受內(nèi)徑變化的影響較小，也有可能是光壁結構軟管固有頻率數(shù)據(jù)過少，不足以體現(xiàn)固有頻率隨內(nèi)徑變化的規(guī)律。

圖7 軟管1階固有頻率

對七個壁厚為2 mm，內(nèi)徑不同的不銹鋼管進行激勵試驗，其結果如圖8所示，鋼管的固有頻率隨著內(nèi)徑增大呈減小趨勢，但減幅不大，26 mm鋼管固有頻率相對于7.3 mm鋼管減小約4%。

圖8 鋼管1階固有頻率

將軟管與鋼管的位移進行歸一化處理，從圖9可以看出，steel1 鋼管的振動衰減時間為1.5 s，隨著管徑的增大，振動時間逐漸減小，steel7 振動時間為0.3 s。在相同激勵下，軟管的振動衰減時間均超過1.5 s。

圖9 軟管與鋼管振動衰減圖

對比軟管和鋼管的振動測量結果，軟管1 階固有頻率比鋼管要小。某型飛機燃油管路諧振頻率為60 Hz～120 Hz[8]，使用軟管替代鋼管，可以有效避免管路系統(tǒng)發(fā)生共振現(xiàn)象。

2.2 壓力載荷下軟管激勵特性

軟管在實際工作中，內(nèi)部是受到壓力載荷作用的，所以對軟管內(nèi)部施加壓力進行激勵分析，探究壓力載荷對軟管固有頻率的影響。

將軟管左端固定并和液壓裝置相連，軟管右端用堵頭堵住并且懸空放置，如圖10所示。采用10號航空液壓油加壓，根據(jù)軟管的最大承壓能力和間隔分布，每個規(guī)格軟管分別設置三個壓力下激勵特性測量點，待每個測點壓力穩(wěn)定5分鐘后再施加激勵，記錄軟管的振動衰減曲線。

圖10 加壓下軟管激勵試驗

首先對a-1軟管進行加壓激勵試驗，三個測量點壓力設置為9 MPa、18.5 MPa和21 MPa，將振動衰減曲線進行歸一化處理，從圖11 可以看出，充液加壓后，軟管振幅衰減變慢，振動時間大大增加，而管內(nèi)壓力對軟管激勵振動影響比較小。

圖11 壓力載荷下a-1軟管振動衰減曲線

對六個型號軟管進行了壓力載荷下激勵響應分析試驗，從每種規(guī)格軟管壓力載荷下激勵測量點選取一個，并且和空載下激勵特性進行對比。從圖12可以看出，軟管內(nèi)部施加壓力載荷后，在單次激勵下，軟管振動幅值衰減放緩，時間增長，均超過4 s，不同規(guī)格軟管振動曲線分散較大，說明在壓力載荷下，管徑對軟管固有頻率的影響較大。

圖12 壓力載荷下軟管振動衰減曲線

不同壓力下軟管1 階固有頻率結果如圖13 所示，當軟管內(nèi)部施加壓力載荷后，軟管的固有頻率較未施加壓力載荷情況下呈大幅度下降；隨著壓力載荷的增加，管道振動頻率呈小幅度增加趨勢。由此得到，在對管路進行減振設計時，應將液壓油質量作為影響管道振動特性的重要因素，而可以忽略壓力的影響。

圖13 軟管在不同壓力載荷下的1階固有頻率

2.3 軟管阻尼比

根據(jù)上述鋼管和軟管單次激勵試驗得到的振動衰減曲線，可以計算出每個載荷工況下的阻尼比。在空載工況下，七種規(guī)格鋼管的阻尼比在0.005 0～0.007 5之間，而軟管的阻尼比比鋼管大得多，在0.03～0.065之間。從圖14可以看出，波紋軟管的阻尼比要大于光壁軟管，加入液壓油后，軟管的阻尼比均減小，隨著壓力載荷的增大，阻尼比變化比較小，說明液壓油壓力對軟管阻尼比的影響較小。

圖14 軟管阻尼比

3 壓力載荷下軟管應變試驗

為了進一步分析軟管結構變化導致的振動特性改變，設計了應變測量試驗。軟管相當于一個圓柱壓力容器，在內(nèi)部受到壓力時，會產(chǎn)生軸向應力和周向應力，測量的應變能夠反映軟管在壓力載荷下的變形狀態(tài)。

在軟管橡膠層表面間隔相同距離的三個測點分別沿軸向和周向貼上應變片，軟管一端自由并且用堵頭堵住，另一端固定并且和液壓裝置相連，如圖15所示。

圖15 壓力載荷下軟管應變測量設計

試驗中，液壓裝置始終和軟管一端保持連接狀態(tài)，向軟管內(nèi)部通入的液壓油給軟管內(nèi)壁施加一個壓力載荷，壓力從0 逐步升到1.5 倍最大工作壓力，在每一個增壓步下設置一個應變采集點，軟管內(nèi)液壓油的壓力穩(wěn)定5分鐘后再進行該點壓力下的應變數(shù)據(jù)采集。

對a-2、b-1、b-2和b-4共四個規(guī)格軟管進行了壓力載荷下的應變測量試驗，軟管三個測量點的周向應變和軸向應變隨著壓力變化的關系如圖16所示。

從圖16可以看出，在軟管一端固定及一端自由的邊界條件和管內(nèi)靜壓力載荷條件下，1、3、5周向應變或2、4、6 軸向的應變基本呈現(xiàn)出一致性，且應變以軸向為主,說明軟管變形沿管長分布是比較均勻的。同一個軟管的軸向應變和周向應變相反，與文獻[14]中軟管受壓變形理論相符合。管路充液加壓后，軟管軸向受到拉應力，軟管結構的彎曲剛度變大，導致軟管的固有頻率下降。

圖16 軟管壓力載荷下應變特性

對于b-1、b-2 和b-4 波紋結構軟管，隨著壓力的升高，軸向應變呈逐漸增大趨勢，而周向應變變化比較平穩(wěn)，先增大后趨于不變。

4 結語

本文對七種規(guī)格聚四氟乙烯軟管和鋼管進行了激勵振動試驗，以及軟管在充液加壓下的振動試驗和應變測量試驗，得到了軟管在不同工況下的固有頻率數(shù)據(jù)和軟管應變隨壓力載荷變化的曲線，可以得出以下結論：

（1）空載單次激勵下，鋼管1階固有頻率隨內(nèi)徑增大而減小，而波紋軟管的1 階固有頻率與管徑呈正相關關系；相較于鋼管，軟管的固有頻率要小得多，而阻尼比要大得多。

（2）加入液壓油后，軟管固有頻率和空管相比大幅度下降，阻尼比也大幅度減小，而隨著壓力的升高，固有頻率和阻尼比變化比較小。因此，管道介質是影響管路振動特性的重要因素，而介質壓力基本不影響管路振動特性。

（3）一端固定一端自由邊界條件下，充液加壓軟管，呈軸向伸長且徑向收縮的變形狀態(tài)，軟管應變以軸向為主。隨著壓力增大，軟管應變呈現(xiàn)非線性變化規(guī)律，拉應力引起的彎曲剛度增強，導致固有頻率的下降。