沈安瀾,李廣健,牛亞巍,楊昭奎

(1. 中國直升機設計研究所,江西 景德鎮(zhèn) 333001;2. 解放軍73602部隊,江蘇 南京 210000;3.昌河飛機工業(yè)集團有限責任公司,江西 景德鎮(zhèn) 333000)

0 引言

直升機振動問題一直是制約直升機發(fā)展的一個重要問題。直升機振動環(huán)境的優(yōu)劣將直接影響機載設備的壽命、結(jié)構(gòu)的可靠性以及乘員的駕乘舒適性。引起直升機振動的原因較為復雜,影響因素多[1-4],因此當直升機出現(xiàn)異常振動時如何快速準確地確定產(chǎn)生異常振動的原因就顯得尤為重要。

針對一次直升機腳蹬異常低頻振動故障,為了確定引起腳蹬異常低頻振動的原因,本文基于腳蹬處飛行振動實測數(shù)據(jù)和尾操縱拉桿固有頻率實測數(shù)據(jù),建立了集中質(zhì)量模型,計算分析了尾操縱桿系的動力學特性以及對于不同頻率振動的傳遞特性;確定了腳蹬振動主要與直升機尾部振動有關;明確了該起腳蹬異常低頻振動的原因,并根據(jù)分析結(jié)果提出了相應的改進措施。經(jīng)飛行驗證,腳蹬異常低頻振動問題明顯改善,表明解決措施有效。本文的工作可為后續(xù)同類問題的分析處理以及后續(xù)直升機設計過程中操縱拉桿的設計提供參考。

1 振動問題描述

據(jù)飛行員反饋,該次腳蹬打腳問題的主要表現(xiàn):飛行全程腳蹬存在高頻振動疊加異常低頻振動,特別是1秒1下的異常低頻振動的振感強烈,影響飛行員正常的飛行操縱。

腳蹬處實測振動水平數(shù)據(jù)結(jié)果如表1和圖1所示,腳蹬振動以垂向振動為主。其主要頻率成分為主槳一階通過頻率(KΩ),尾槳轉(zhuǎn)速頻率(Ωt)以及尾槳一階通過頻率(KtΩt)。

圖1 腳蹬測點垂向典型頻譜圖

表1 飛行振動實測結(jié)果

圖1所示的腳蹬振動的頻譜曲線中,并沒有發(fā)現(xiàn)存在異常的低頻振動頻率成分。為了分析腳蹬異常低頻振動的具體頻率特征,進一步對腳蹬振動時域數(shù)據(jù)進行低通濾波分析,發(fā)現(xiàn)腳蹬處也并不存在異常的低頻振動成分。進一步通過帶通濾波分析發(fā)現(xiàn),主槳KΩ和尾槳Ωt振動合成了頻率為1.3 Hz振幅為1.0g的拍頻振動,如圖2所示。拍頻振動的主要原因是當兩個相近頻率的振幅相當時,振幅的包絡線形成了一種特殊的低頻振動[5-8]。結(jié)合該機出現(xiàn)腳蹬異常低頻振動的時機,確認該機腳蹬異常低頻振動是因腳蹬處主槳KΩ和尾槳Ωt振動合成1.3 Hz的拍頻振動所致。

圖2 腳蹬測點垂向濾波后時域曲線圖

腳蹬實測結(jié)果顯示,腳蹬處KΩ和Ωt振幅分別為0.82g和0.45g,這兩個主要頻率下的振動水平均偏大。因此,為了解決腳蹬處的低頻拍振問題,基于拍頻振動的形成機理,就必須要降低腳蹬處主槳KΩ以及尾槳Ωt的振幅,并且兩者的幅值需要盡可能地差得遠。而為了降低腳蹬處主槳KΩ以及尾槳Ωt振幅,需要先行確定腳蹬處主槳KΩ和尾槳Ωt振動的主要傳遞路徑以及該傳遞路徑上的振動傳遞特性,從而確定相應的解決措施。

2 動力學建模分析

如表1所示,腳蹬、座艙和尾減的振動實測結(jié)果表明,腳蹬處KΩ、Ωt和KtΩt等主要振動頻率下的振動水平均遠高于座艙的振動水平。對比腳蹬主要頻率下的振動幅值與尾減處的振動幅值發(fā)現(xiàn):腳蹬處主槳KΩ振動水平略大于尾減;腳蹬處尾槳Ωt振動水平略小于尾減;腳蹬處尾槳KtΩt振動水平明顯小于尾減。進一步對比分析腳蹬、座艙和尾減主要頻率下振幅的變化趨勢,結(jié)果如圖3和圖4所示。

圖3 腳蹬與尾減KΩ振動變化趨勢對比圖

圖4 腳蹬與尾減Ωt振動變化趨勢對比圖

該機地面操縱拉桿動特性測試結(jié)果顯示,尾操縱拉桿固有頻率均已經(jīng)避開了主要激勵頻率,因此可以排除是由于單根操縱拉桿存在共振導致腳蹬振動偏大。另外,通過飛行實測結(jié)果分析,初步確定該起腳蹬振動大一方面與直升機尾部振動有關,另外還與尾操縱桿系振動傳遞特性不佳有關。

之前有學者曾對直升機操縱拉桿振動特性進行分析研究[9],但也僅限于對操縱拉桿固有頻率靠近旋翼激勵頻率的情況進行了分析,缺少操縱桿系對不同頻率振動水平的傳遞特性的研究。目前對于由不同固有頻率拉桿組成的操縱桿系的振動傳遞特性問題,在工程上并沒有進行系統(tǒng)的研究和分析。因此,為了解決該起腳蹬異常低頻振動問題,需要對操縱桿系對不同頻率振動的傳遞特性進行研究和分析。

直升機操縱桿系大多采用硬式連桿設計,由多段不同尺寸的中空拉桿組成,如圖5所示。

圖5 尾操縱桿系結(jié)構(gòu)示意圖

本文基于集中質(zhì)量模型[10-13]建立動力學分析模型,開展參數(shù)化計算分析,得到了尾操縱桿系的對特定頻率振動的傳遞特性,并進一步分析得到不同位置的操縱拉桿主要動力學參數(shù)對不同激勵頻率振動傳遞特性的影響的趨勢?；诜治鼋Y(jié)果制定了相應的解決措施。

2.1 參數(shù)化建模分析

直升機尾操縱桿系大多采用多段不同尺寸的長直中空桿通過拉桿接頭和拉桿搖臂聯(lián)接組成的。由于操縱拉桿側(cè)向和垂向邊界約束有較大區(qū)別,而且操縱桿系航向操縱運動為自由狀態(tài),因此本文主要針對直升機尾操縱桿系的垂向和側(cè)向振動傳遞特性進行分析。將直升機操縱桿系簡化為集中質(zhì)量模型,并對其進行離散化,將操縱桿系的無限自由度降階為有限自由度。如圖6所示,模型中mi(i=1,2,…,n)表示第i個節(jié)點的集中質(zhì)量;ki(i=1,2,…,n)表示第i段拉桿的彎曲剛度。

圖6 集中質(zhì)量模型

將直升機操縱桿系根據(jù)操縱拉桿數(shù)量離散為有限個部段,并得到系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣M和剛度矩陣K;基于振動分析的機械阻抗基本方法[14],得到系統(tǒng)的位移阻抗Z;同時,為了簡化分析,不考慮阻尼的影響,則系統(tǒng)的位移阻抗為:

(1)

系統(tǒng)的動力學方程為:

[z][x]=[f]

(2)

由系統(tǒng)的固有頻率滿足阻抗的行列式為零,即可求得系統(tǒng)的自身圓頻率ω,如下式:

|z|=|K-ω2M|

(3)

在正弦激勵條件下,式(2)的穩(wěn)態(tài)解呈正弦形式。進一步計算得到系統(tǒng)的位移響應和加速度響應。

2.2 參數(shù)影響分析

本文基于各操縱拉桿固有頻率測試結(jié)果得到各操縱桿的垂向和側(cè)向抗彎剛度,如表2所示。根據(jù)操縱桿系中各根操縱拉桿的剛度和質(zhì)量建立集中質(zhì)量參數(shù)化分析模型,并計算得到操縱桿系前3階整體固有頻率,如表3所示。分析得到了腳蹬處典型頻率下的振動加速度傳遞率結(jié)果,如圖7、圖8以及表4所示。進一步分析了各操縱桿質(zhì)量和剛度對操縱桿系前3階固有頻率的影響,結(jié)果如圖9-圖20所示。

圖7 側(cè)向加速度傳遞率變化對數(shù)曲線

圖8 垂向加速度傳遞率變化對數(shù)曲線

圖9 側(cè)向1階頻率隨操縱桿質(zhì)量變化曲線

圖10 垂向1階頻率隨操縱桿質(zhì)量變化曲線

圖11 側(cè)向2階頻率隨操縱桿質(zhì)量變化曲線

圖12 垂向2階頻率隨操縱桿質(zhì)量變化曲線

圖13 側(cè)向3階頻率隨操縱桿質(zhì)量變化曲線

圖14 垂向3階頻率隨操縱桿質(zhì)量變化曲線

圖15 側(cè)向1階頻率隨操縱桿剛度變化曲線

圖16 垂向1階頻率隨操縱桿剛度變化曲線

圖17 側(cè)向2階頻率隨操縱桿剛度變化曲線

圖18 垂向2階頻率隨操縱桿剛度變化曲線

圖19 側(cè)向3階頻率隨操縱桿剛度變化曲線

圖20 垂向3階頻率隨操縱桿剛度變化曲線

表2 操縱拉桿基本參數(shù)

表3 操縱桿系固有頻率計算結(jié)果

表4 腳蹬處典型頻率振動加速度傳遞率

根據(jù)圖7、圖8以及表4所示,腳蹬對直升機尾部振動的傳遞率在10 Hz、30 Hz以及50 Hz附近出現(xiàn)大幅增加,這與尾操縱桿系固有頻率相關。對直升機尾部20 Hz左右頻率的傳遞率處于120%左右,基本沒有衰減,甚至還有一定的放大;只有對50 Hz以上的高頻才有一定的隔振作用。分析結(jié)果與飛行振動實測結(jié)果基本符合。

計算分析結(jié)果結(jié)合飛行振動實測結(jié)果說明,腳蹬處KΩ和Ωt頻率下的振動幅值偏大主要是由于尾操縱桿系動力學特性不佳,導致出現(xiàn)振動傳遞過程中衰減量小,甚至出現(xiàn)一定程度的放大。

對比圖9-圖14可見,各操縱拉桿對操縱桿系固有頻率均有影響。隨著操縱桿質(zhì)量增加,操縱桿系側(cè)向和垂向各階頻率降低。但不同位置操縱桿質(zhì)量變化對操縱桿系固有頻率的影響不同:兩端操縱桿(1號和9號桿)的質(zhì)量變化對垂向和側(cè)向1階固有頻率影響較大;中間的操縱桿質(zhì)量變化對尾操縱桿系1階固有頻率影響較小,而對垂向和側(cè)向2階固有頻率影響較大;兩端的操縱桿質(zhì)量變化對操縱系統(tǒng)2階固有頻率影響較小;操縱桿系3階固有頻率則受到1號、8號、4號和5號桿操縱拉桿質(zhì)量變化影響較大;其他操縱桿質(zhì)量變化對操縱系統(tǒng)前三階固有頻率影響較小。

對比圖15-圖20可見,各操縱拉桿剛度對操縱拉桿的固有頻率存在一定的影響。同時,安裝裝配等因素會對操縱拉桿的安裝剛度產(chǎn)生影響[15],因而導致對操縱桿系各階固有頻率存在不同程度的影響。當操縱桿剛度較低時,各操縱拉桿剛度對操縱桿系固有頻率影響較大;當達到一定值后,隨著操縱拉桿剛度增加,操縱桿系各階固有頻率逐步趨近于某一頻率,處于操縱桿系不同位置的操縱拉桿的剛度對操縱桿系各階頻率的影響不同。

3 解決措施

該起腳蹬異常低頻振動故障的主要原因為直升機尾部KΩ和Ωt振動經(jīng)尾操縱桿系傳遞至腳蹬處,腳蹬處KΩ和Ωt幅值偏高,并且因KΩ和Ωt頻率接近從而合成了低頻拍頻振動,導致飛行員感受到了高頻振動的同時也感受到了約1秒1下的低頻振動。因此,為了改善腳蹬異常低頻振動,需要將腳蹬處KΩ和Ωt振動幅值降低并避免形成拍頻振動。

參數(shù)化模型計算分析結(jié)果顯示,腳蹬振動的來源為直升機尾部的振動。另外,組成尾操縱桿系的操縱拉桿數(shù)量較多,各個操縱拉桿的質(zhì)量和剛度不僅影響其自身的固有頻率,而且對操縱桿系整體的固有頻率也有一定的影響,并且不同位置的操縱拉桿對操縱桿系整體頻率的影響程度不同。為了解決該腳蹬異常低頻振動問題,需要對相應操縱拉桿的安裝固有頻率進行調(diào)整,從而改善尾操縱桿系對特定頻率的傳遞特性。由于尾操縱拉桿安裝力矩對操縱拉桿安裝固有頻率有一定的影響[15],因此通過調(diào)整相應操縱拉桿的安裝螺栓擰緊力矩來改變操縱拉桿的安裝固有頻率,從而改善尾操縱桿系對特定頻率的傳遞特性。

根據(jù)當時現(xiàn)場實際情況,采取的解決方案主要為:一方面降低直升機尾部主要振源的振動水平(主要為尾槳的振動水平);另外對相應的操縱拉桿的安裝力矩進行調(diào)整,改善尾操縱桿系對特定頻率的傳遞特性。

為了驗證改進措施的有效性,完成調(diào)整后開展了試飛驗證,結(jié)果如表5和圖21所示。

圖21 調(diào)整后腳蹬測點垂向濾波后時域曲線

表5 改進前后腳蹬處振動水平對比

根據(jù)表5和圖21結(jié)果可知,降低尾槳葉振動以及調(diào)整尾操縱拉桿的力矩后,尾減處Ωt的振動水平以及腳蹬KΩ和Ωt的振動水平均明顯降低,拍頻現(xiàn)象得到明顯改善;同時飛行員反映調(diào)整后該機腳蹬異常低頻振動現(xiàn)象明顯改善,腳蹬異常低頻振動問題解決。

4 結(jié)論

本文分析并解決了直升機腳蹬異常低頻振動問題。通過建模計算分析,準確定位了問題原因,并依據(jù)計算結(jié)果,制定了相應的解決措施,并經(jīng)過了試飛驗證。得出如下結(jié)論:

1)直升機采用多段硬式拉桿設計的尾操縱桿系,其尾部振動是腳蹬振動的主要來源,而操縱桿系是腳蹬振動的主要傳遞路徑;

2)在進行尾操縱拉桿設計時,不僅需要考慮單根拉桿固有頻率,還應該考慮由不同尺寸操縱拉桿組成的操縱桿系的動力學特性,必要時需要進一步確定操縱桿系對機體主要激勵頻率振動的傳遞特性;

3)本文建立了集中質(zhì)量模型,計算分析了操縱桿系對不同頻率的振動傳遞特性,計算結(jié)果基本符合實際情況;

4)本文根據(jù)飛行振動數(shù)據(jù)分析結(jié)果,結(jié)合尾操縱桿系動力學特性和振動傳遞特性計算分析結(jié)果,確定了故障原因,同時從外場排故的實際情況出發(fā)提出了相應的解決措施,經(jīng)飛行驗證,解決措施有效。