鞏歲平，黃明鏡，樊嘉峰，彭生紅

(中國燃氣渦輪研究院，四川江油621703)

基于等強度設計的發(fā)動機畸變試驗徑向多點探針研制

鞏歲平，黃明鏡，樊嘉峰，彭生紅

(中國燃氣渦輪研究院，四川江油621703)

在分析發(fā)動機進氣畸變試驗環(huán)境復雜性的基礎上，提出了探針強度失效的概念。根據(jù)對失效表現(xiàn)、失效機理的系統(tǒng)分析，構建了探針強度設計考核流程。依此流程，通過多輪強度迭代模擬與考核試驗，設計了近似等強度徑向6點總壓探針，得出了探針強度失效動應力監(jiān)視限值。利用所設計探針，順利完成了發(fā)動機進氣畸變試驗測試，成功解決了因探針強度儲備不足造成的徑向測點被動刪減問題，確保了畸變流場徑向數(shù)據(jù)的全面性，為發(fā)動機畸變性能的準確評定提供了依據(jù)。

航空發(fā)動機；探針；強度失效；強度考核；等強度設計；畸變試驗

1　引言

設計航空發(fā)動機進氣畸變試驗用徑向多點探針時，為滿足徑向布點數(shù)，要求探針插入流道一定長度。同時，為減小探針插入引起的流場擾動，滿足測量截面堵塞比的要求，還要求探針具有較小的迎流截面積和較好的流線特性。這些要求使得探針結構具有細長特征，從而導致其一階固有頻率偏低，在發(fā)動機進氣畸變試驗環(huán)境中容易發(fā)生共振疲勞強度失效。因此，在滿足畸變試驗測量要求的前提下，保證探針強度是探針研制的技術難點。

國外試飛試驗、發(fā)動機進氣畸變試驗中，徑向多點探針有單支點懸臂梁和卡環(huán)兩種結構形式[1-4]，但未明確說明其結構的優(yōu)劣。國內在徑向多點探針研制中，沒有對探針工作載荷進行系統(tǒng)的分析[5-6]。目前的強度考核方案，主要沿襲國外相應結構設計，通過計算探針支桿根部最大彎曲應力和固有頻率來評估靜強度和動強度，計算中忽略了畸變流場的復雜激振、發(fā)動機的顫振以及探針的流固耦合特性，也沒有針對試驗環(huán)境的復雜性和特殊性進行探針強度綜合評定分析。探針結構設計中沿用傳統(tǒng)薄壁桿、同截面形式，存在徑向測點被動刪減，無法獲取中心流場畸變試驗數(shù)據(jù)，對發(fā)動機畸變性能評定造成很大影響。

本研究從發(fā)動機畸變試驗環(huán)境復雜性分析出發(fā)，在滿足徑向布點數(shù)的前提下，通過多輪強度模擬迭代，優(yōu)化探針結構形式，提高固有頻率，消除支桿應力集中，并借助強度考核試驗，給出探針強度失效動應力限值。依此限值，在發(fā)動機畸變試驗過程中對探針強度實時監(jiān)視，確保探針安全可靠，從而保證畸變流場徑向測點覆蓋的全面性。最后，利用設計的懸臂梁結構近似等強度徑向6點總壓探針，對某型發(fā)動機進氣畸變試驗進行了測試。

2　探針強度失效及原因

探針強度失效是指在多方面外載荷聯(lián)合作用下，探針強度下降、可靠性無法保證而不能滿足發(fā)動機試驗需要的現(xiàn)象。懸臂梁結構探針的強度失效一般表現(xiàn)為探針支桿與安裝座焊縫開裂（如圖1P、M處）。若P、M兩處焊縫均出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，或探針支桿母材出現(xiàn)裂紋，則探針強度失效。為提高畸變試驗探針一階固有頻率，安裝座與探針支桿采用前后雙支點焊接方式?？紤]到氬弧焊對支桿母材的損傷，支桿與安裝座通常采用銀基釬焊焊接方式。

圖1　探針支桿與安裝座焊接方式Fig.1 Joint manner of beam and bracket

分析探針強度載荷源，由文獻[7]～[10]可知，發(fā)動機進氣畸變試驗氣動界面(AIP)探針工作環(huán)境非常復雜，強度載荷源眾多，主要表現(xiàn)在畸變流場氣動力復雜、發(fā)動機旋轉件機械激振、發(fā)動機旋轉部件喘振等幾方面。

通過對發(fā)動機進氣畸變載荷FFT變換的觀察以及查閱相關文獻[11-12]發(fā)現(xiàn)，失效源的聯(lián)合作用是探針強度失效的關鍵因素，集中表現(xiàn)為畸變板后測量截面非定常氣流的頻譜及脈動特性。圖2為某型發(fā)動機插板深度H=168 mm、Ma=0.56地面總壓畸變試驗，發(fā)動機失穩(wěn)后徑向多點探針安全監(jiān)視動應力頻譜圖。出現(xiàn)該頻譜的主要原因有兩個：一為畸變板的插入對流場的擾動劇烈；二為發(fā)動機機械激振、隨機振動及喘振引起的強迫振動。

圖2　畸變試驗探針動應力頻譜圖Fig.2 Frequency spectrogram of dynamic stress for distortion test

目前，對于發(fā)動機進氣畸變試驗的工作環(huán)境載荷僅僅是定性的描述，沒有定量的研究分析[13-16]，因此，依據(jù)實際工作環(huán)境，提出有效的探針強度考核方案非常困難。本文從探針本體出發(fā)，針對發(fā)動機畸變試驗徑向多點探針的工作特性，依據(jù)探針研制規(guī)范，提出強度設計考核流程，見圖3。該流程貫穿到探針研制及應用的整個環(huán)節(jié)，以探針的有效強度動應力安全限值的確定為核心，以探針的結構優(yōu)化為目的，在試驗過程中有針對性地對探針支桿動應力實時監(jiān)視，嚴格把控探針的安全可靠。

圖3　強度設計與考核流程Fig.3 Flow of intensity design and evaluation test

3　強度設計與計算

某型發(fā)動機進氣畸變試驗中，要求測量流量管AIP界面動態(tài)壓力和穩(wěn)態(tài)壓力，以獲取不同試驗狀態(tài)下發(fā)動機的進氣畸變綜合指數(shù)。其中，穩(wěn)態(tài)總壓探針周向均布6支，徑向6點等環(huán)布置；脈動總壓探針單點布置，周向6支。AIP界面堵塞比要求不大于5.0%?？倝禾结樣行鹘欠秶恍∮凇?2°。

傳統(tǒng)畸變試驗探針支桿采用異型管型材或不銹鋼薄板加工而成，沿徑向截面尺寸一致?？紤]到徑向6點總壓探針工作環(huán)境惡劣，為了提高探針綜合性能，根據(jù)圖3流程對探針結構進行優(yōu)化設計。采用ANSYS workbench12.1軟件平臺Goal Driven Optimization模塊，對發(fā)動機畸變試驗極限工作狀態(tài)下探針的安全系數(shù)、頻率裕度、測量精度、堵塞比、加工工藝性等參數(shù)進行多輪優(yōu)化迭代模擬分析，得出了滿足測試需求的最優(yōu)模擬結構方案。依此方案，加工強度考核試驗件進行試驗，以驗證分析模擬結構，迭代優(yōu)化探針結構。最后得到畸變試驗徑向6點總壓探針工程結構方案，其三維UG模型見圖4。

圖4　探針三維結構模型Fig.4 Three-dimensional structure model of rake

探針主體采用0Cr18Ni9不銹鋼板材加工而成，總體為等寬等強度懸臂梁結構，該設計大大消除了探針根部的應力集中。為減小探針對流場的擾動，支桿前緣和尾緣均采用圓滑過渡流線型結構工藝。探針支桿與安裝板采用前后雙支點銀基釬焊焊接方式，且配合間隙不大于0.05 mm。探針測頭為整流罩結構形式，在滿足探針強度的基礎上提高探針的測量精度。探針總體結構簡單，加工工藝性好。探針支桿伸入流道長度280 mm，迎流面寬12 mm。該探針AIP界面總堵塞比為3.8%，遠小于傳統(tǒng)結構的5.6%（徑向測點刪減后為4.5%）。在標準風洞進行的吹風校準表明，在±0.3%測量精度范圍內，該探針總壓有效偏流角優(yōu)于±15°，滿足試驗需求。探針實物見圖5。

探針強度設計評定指標主要有靜強度、動強度和疲勞強度。靜強度量化衡量指標為安全系數(shù)n，根據(jù)公式(1)計算。

式中：σ0.2為探針支桿材料產生0.2%殘余形變的應力，Mmax為探針支桿根部最大彎矩，Wx為探針支桿截面的抗彎模量，q為探針支桿所受氣動力，L為探針支桿迎流面長度。對于發(fā)動機進氣畸變試驗探針，一般要求n≥3。

圖5　探針實物照片F(xiàn)ig.5 Figure of rake

動強度量化衡量指標為頻率裕度SM，含義為探針支桿固有頻率相對于發(fā)動機設計轉速機械激振頻率的裕度，根據(jù)公式(2)計算。

式中：f1為探針一階固有頻率，f0為發(fā)動機設計轉速機械激振頻率。一般情況下，探針強度設計中要求SM≥25%。

發(fā)動機進氣畸變試驗中，由于探針載荷譜頻帶寬，其共振不可避免。因此，在探針結構設計和模擬計算中，除考慮靜強度和動強度外，還需依據(jù)發(fā)動機工作狀態(tài)及支桿材料的N-S曲線最小二乘法插值計算探針條件疲勞強度。

圖6　探針強度模擬計算Fig.6 Intensity simulation of rake

采用ANSYS對探針強度進行計算，結果如圖6所示。探針支桿根部最大彎曲應力σmax=21.257 MPa，探針安全系數(shù)n=9.03，一階固有頻率為211.2 Hz，二階固有頻率為508.5 Hz，頻率裕度SM=29.8%。靜強度和動強度指標滿足探針強度設計需求。

假定探針工作環(huán)境載荷應力比R=0.5，達到高周疲勞循環(huán)次數(shù)N=106～107，探針支桿在疲勞極限載荷下有效工作時間超過79 min，對應探針支桿疲勞極限動應力峰峰值約為3 868 με。

4　強度考核試驗

為考核驗證探針結構強度，依據(jù)上述工程結構方案，加工了1支探針作為試驗件。在該試驗件支桿根部一側兩個危險截面（應力集中截面和根部應力最大截面）布置兩點應變片(圖7)，對探針支桿動應力進行測量。

圖7　應變片布置示意圖Fig.7 Sketch of strain gauge arrangement

強度考核試驗包括固有頻率測定試驗、發(fā)動機功率譜振動試驗和強度失效試驗。

(1)固有頻率測定試驗。在15～2 000 Hz頻率范圍內，對試驗件用1g激振加速度做正弦掃描，測得試驗件的一、二階固有頻率，分別為205.5 Hz和496.8 Hz，與模擬結果吻合，相對誤差不超過2.5%。此結果明顯優(yōu)于傳統(tǒng)結構畸變試驗探針的一階固有頻率122 Hz，二階固有頻率321 Hz。

(2)功率譜振動試驗。試驗方法為寬帶隨機迭加窄帶隨機振動試驗，按照GJB150.16A-2009第四類執(zhí)行，振動功率譜見圖8，振動持續(xù)時間為1 h。測定應變峰峰值分布于82 με至459 με區(qū)間，分布規(guī)律為近似隨機分布。試驗結束后對探針支桿與安裝座焊縫進行著色檢查，結果合格。

(3)強度失效試驗。強度失效試驗是指在探針一階固有頻率下振動加速度逐步增大的正弦持續(xù)振動試驗，目的是得出在一階固有頻率共振狀態(tài)下探針失效的強度限值。失效強度衡量指標為共振持續(xù)時間和支桿根部應變峰峰值，這兩個參數(shù)可作為發(fā)動機進氣畸變試驗中探針強度監(jiān)視警示值。試驗件強度失效發(fā)生在振動加速度12g，最大應變峰峰值為3 586 με，共振持續(xù)時間共164 min，應變峰峰值均值為3 562 με。試驗結束后對探針支桿與安裝座焊縫進行著色檢查，發(fā)現(xiàn)探針支桿與安裝座前端焊縫開裂，支桿與安裝座后端焊縫局部開裂，探針支桿金屬母材未出現(xiàn)開裂，探針強度失效（圖9），達到強度失效考核試驗的目的。

圖8　功率譜振動試驗頻譜Fig.8 Frequency spectrogram of intensity test

圖9　探針強度失效示意圖Fig.9 Sketch of rake intensity invalidation

依據(jù)強度考核試驗結果，結合ANSYS強度模擬分析及理論計算值，對探針強度失效動應力峰峰值的有效性進行評估?？芍囼灥玫降氖姸扔行?，以50%的安全裕度計算，探針失效強度動應力峰峰值為2 375 με。此失效強度限值與共振振動持續(xù)時間，可用于發(fā)動機畸變試驗過程中探針動應力實時監(jiān)視。

5　發(fā)動機畸變試驗

發(fā)動機總壓畸變試驗共進行了3次。探針安裝在某型發(fā)動機畸變試驗流量管AIP截面，周向均布6支，穩(wěn)態(tài)總壓測點共36個，見圖10。每支探針布置2片應變片，位置與圖7所示一致。探針監(jiān)視動應力編號見表1。

圖10　探針AIP截面布置圖Fig.10 Sketch of rake arrangement in engine distortion test

表1　探針監(jiān)視動應力編號Table 1 The number of rake strain gauges

第1次畸變試驗試驗總時間約為11 h，發(fā)動機失速喘振達14次，探針順利完成發(fā)動機地面、10 km高空有無加載多個試驗點進氣畸變試驗任務。試驗過程中，探針監(jiān)視動應力實時波動較大。最大動應力出現(xiàn)在發(fā)動機最大狀態(tài)、插板深度83.6 mm，1-2號測點瞬時波動峰峰值為1 236 με。探針監(jiān)視動應力瞬時波動峰峰值超過1 000 με，全部集中在發(fā)動機地面總壓畸變試驗狀態(tài)。10 km高空畸變試驗中，探針監(jiān)視動應力峰峰值均未超過700 με，最大動應力出現(xiàn)在發(fā)動機相對轉速92%加載狀態(tài)、插板深度73.5 mm，1-1號測點瞬時波動峰峰值為636 με。

第2次畸變試驗試驗總時間約為1 h，探針順利完成發(fā)動機地面補充畸變試驗點任務。最大動應力出現(xiàn)在發(fā)動機最大狀態(tài)、插板深度85.7 mm，1-2號測點瞬時波動峰峰值為1 315 με。

第3次畸變試驗試驗總時間超過20 h，探針順利完成發(fā)動機14 km、18 km、19 km高空有無加載多個試驗點總壓畸變試驗任務，試驗中最大動應力峰峰值均未超過700 με。

試驗過程中，依據(jù)探針失效強度動應力限值對探針動應力實時監(jiān)視，試驗每次持續(xù)約4 h，對探針支桿與安裝座焊縫進行目視或著色探傷檢查，合格后方可進行后續(xù)的試驗。整個試驗過程中，測點存活率100%。試驗結束后，對探針支桿與安裝座焊縫、支桿母材進行X光和著色檢查，檢查合格。

試驗結果表明，研制的等強度懸臂梁徑向6點總壓探針在發(fā)動機畸變試驗中，實測最大瞬時波動峰峰值為1 315 με，遠小于探針安全監(jiān)視動應力限值2 375 με，強度儲備足夠，滿足發(fā)動機畸變試驗需求。

6　結論

(1)提出了探針強度失效的概念；畸變板插入引起的低頻激振氣動力與發(fā)動機喘振引起的強迫振動是探針強度失效的主要因素，提高固有頻率與消除支桿根部應力集中是畸變試驗探針設計的關鍵。

(2)提出了徑向多點探針強度設計考核流程。該流程可優(yōu)化探針結構，給出探針強度失效動應力監(jiān)視限值。依此限值，在畸變試驗過程中對探針動應力實時監(jiān)視，確保探針安全可靠。

(3)設計了某型發(fā)動機畸變試驗近似等強度徑向6點等環(huán)探針，該探針結構簡單、堵塞小、固有頻率較高、強度儲備足夠，在發(fā)動機畸變試驗中獲得了成功應用，為發(fā)動機畸變指數(shù)的準確評定提供了基礎。

(4)基于發(fā)動機畸變試驗徑向多點探針工作載荷頻譜的定量研究，提出有效的、操作性強的畸變試驗探針可靠性考核方案將是后續(xù)工作的重點。

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Radial multi-points rake for inlet distortion test of engine based on equal strength design

GONG Sui-ping，HUANG Ming-jing，F(xiàn)AN Jia-feng，PENG Sheng-hong
(China Gas Turbine Establishment，Jiangyou 621703，China)

Based on the analysis of inlet distortion test of engine,the conception of the rake intensity invalidation was presented.According to representation and mechanism of intensity invalidation,flow of intensity evaluation was constructed.According to the flow,intensity simulation and evaluation tests were performed to design the rake that has six measuring points and approximate equal strength,and dynamic stress value of rake intensity invalidation was obtained.The rake was completed successfully for engine inlet distortion test,resolving the problem that radial measuring points have to be cut down because of insufficient intensity of rake.Comprehensive radial data of distortion flow field provided the evidence for exact evaluation of engine inlet distortion capability.

aero-engine；rake；intensity invalidation；intensity evaluation；equal strength design；distortion test

V231.3文獻標識代碼：A

1672-2620(2016)05-0046-06

2015-07-10；

2016-03-30

鞏歲平(1984-)，男，甘肅武都人，工程師，碩士，主要從事航空發(fā)動機測試技術研究。