任瑞冬，張永峰，陳 釗

(中國(guó)飛行試驗(yàn)研究院 發(fā)動(dòng)機(jī)所，陜西 西安 710089)

基于管路振動(dòng)測(cè)量的測(cè)溫探頭斷裂故障分析*

任瑞冬，張永峰，陳 釗

(中國(guó)飛行試驗(yàn)研究院 發(fā)動(dòng)機(jī)所，陜西 西安 710089)

某型發(fā)動(dòng)機(jī)在試驗(yàn)中出現(xiàn)了滑油測(cè)溫探頭斷裂故障，用模態(tài)分析與振動(dòng)試驗(yàn)相結(jié)合的方法，針對(duì)測(cè)溫探頭進(jìn)行了振動(dòng)模態(tài)及結(jié)構(gòu)分析，同時(shí)分析了探頭所在管路系統(tǒng)的振動(dòng)特性并進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)。最終得出結(jié)論：測(cè)溫探頭的第1階固有頻與管路系統(tǒng)1120Hz的激振頻率較接近，導(dǎo)致測(cè)溫探頭產(chǎn)生共振疲勞斷裂。最后給出了測(cè)溫探頭的改進(jìn)設(shè)計(jì)，裝機(jī)試驗(yàn)后未出現(xiàn)斷裂故障，說(shuō)明模態(tài)分析與振動(dòng)實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法在工程試驗(yàn)中是一種行之有效的排故方法。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；管路振動(dòng)；測(cè)溫探頭；疲勞斷裂；振動(dòng)模態(tài)

0 引 言

在發(fā)動(dòng)機(jī)飛行試驗(yàn)中，需要測(cè)量滑油進(jìn)出口溫度或燃油進(jìn)出口溫度，這是發(fā)動(dòng)機(jī)重要的工作參數(shù)，也是判斷發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀況的主要參數(shù)之一。一般管路內(nèi)流體溫度的測(cè)量都使用測(cè)溫探頭，測(cè)溫探頭設(shè)計(jì)質(zhì)量的高低決定了參數(shù)精度的大小。為了保證測(cè)溫探頭正常工作，最基本的一個(gè)原則就是要求測(cè)溫探頭的各階固有頻率遠(yuǎn)離工作環(huán)境中的各種激振頻率。圖1為測(cè)量探頭圖示。

圖1 測(cè)溫探頭

某型發(fā)動(dòng)機(jī)在地面試驗(yàn)過(guò)程中，出現(xiàn)了滑油溫度數(shù)據(jù)無(wú)法正常獲得的故障，后來(lái)檢查傳感器及線路，發(fā)現(xiàn)測(cè)溫探頭斷裂，探頭內(nèi)數(shù)據(jù)傳輸線也全部斷裂，更換測(cè)溫探頭進(jìn)行地面試驗(yàn)時(shí)，經(jīng)過(guò)1～2次地面試驗(yàn)新的測(cè)溫探頭即會(huì)損壞。根據(jù)以上情況，考慮可能是由于發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)的振動(dòng)引起測(cè)溫探頭斷裂。試驗(yàn)中測(cè)溫探頭與管路剛性連接，它受到的激振頻率主要來(lái)源于管路系統(tǒng)中的各種激勵(lì)源。管路系統(tǒng)振動(dòng)的來(lái)源分為以下幾個(gè)部分[1]：①如果管路系統(tǒng)的支撐為剛性，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子部件轉(zhuǎn)動(dòng)帶來(lái)的振動(dòng)通過(guò)支撐傳遞到管路；②流體脈動(dòng)，壓力流量脈動(dòng)引起管路振動(dòng)和管壁結(jié)構(gòu)振動(dòng)[2]。雖然每一種激勵(lì)源都可以激起測(cè)溫探頭固有頻率的響應(yīng)，但是只有當(dāng)測(cè)溫探頭的固有頻率與激振力頻率相同或接近時(shí)，才會(huì)有明顯的振動(dòng)響應(yīng)，兩者相距較遠(yuǎn)時(shí)可以忽略其影響[3]。當(dāng)測(cè)溫探頭在工作過(guò)程中落入共振區(qū)域時(shí)，共振應(yīng)力即為動(dòng)應(yīng)力，若探頭表面技工質(zhì)量不佳或者存在微小損傷、腐蝕坑點(diǎn)時(shí)，將會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展。

筆者對(duì)該型測(cè)溫探頭進(jìn)行有限元仿真計(jì)算[4]，獲得測(cè)溫探頭的各階固有頻率，同時(shí)對(duì)管路系統(tǒng)進(jìn)行振動(dòng)試驗(yàn)，測(cè)量了發(fā)動(dòng)機(jī)不同工作狀態(tài)下滑油燃油管路系統(tǒng)的振動(dòng)情況，發(fā)現(xiàn)測(cè)溫探頭的第1階固有頻率接近于管路系統(tǒng)1 120 Hz的激振頻率，證明測(cè)溫探頭的斷裂是共振引起的疲勞斷裂。最后本文對(duì)測(cè)溫探頭的結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了更改，裝機(jī)試驗(yàn)后再未出現(xiàn)測(cè)溫探頭斷裂故障。

1 模態(tài)分析

使用Ansys軟件對(duì)測(cè)溫探頭進(jìn)行模態(tài)分析，研究測(cè)溫探頭的振動(dòng)特性，得到測(cè)溫探頭的固有頻率和振型[5-7]。

主要分為以下四個(gè)步驟：①建模：指定項(xiàng)目名稱和分析標(biāo)題，然后在前處理中定義單元類型、單元實(shí)常數(shù)、材料性質(zhì)和模型幾何性質(zhì)；②加載及求解：定義分析類型和分析選項(xiàng)，施加載荷，進(jìn)行固有頻率的有限元計(jì)算。在通常的使用中，選擇Block Lanezos方法、子空間法、PowerDynamics方法、縮減法已經(jīng)足夠大多數(shù)分析使用了。本文選擇Ansys軟件默認(rèn)的Block Lanczos求解法，這種方法精度高，收斂速度快。③擴(kuò)展模態(tài)：將振型寫(xiě)入結(jié)果文件，只有擴(kuò)展模態(tài)后才能在后處理中看到振型；④后處理：經(jīng)過(guò)擴(kuò)展模態(tài)后，模態(tài)分析的結(jié)果包括固有頻率、擴(kuò)展的模態(tài)振型、相對(duì)應(yīng)力和力分布將被寫(xiě)入到結(jié)構(gòu)分析結(jié)果文件中去。

試驗(yàn)使用的測(cè)溫探頭的相關(guān)參數(shù)為：材料性能常數(shù)為E=200 GPa，μ=0.3，ρ=7 850 kg/m3；測(cè)溫探頭感溫部尺寸為Φ4×50 mm。對(duì)測(cè)溫探頭結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，得到測(cè)溫探頭結(jié)構(gòu)的有限元模型，見(jiàn)圖2。對(duì)測(cè)溫探頭的模態(tài)進(jìn)行求解，求得測(cè)溫探頭的前5階固有頻率值，見(jiàn)表1，其中1、2階固有頻率基本相同，只是彎曲方向不同；3、4階固有頻率基本相同，只是彎曲方向不同。如圖3、4，給出了1、3階固有頻率的振型圖。

圖2 測(cè)頭Ansys網(wǎng)格模型

/Hz

圖3為頻率1 203.5 Hz振型圖，主要表現(xiàn)為測(cè)溫探頭感溫部y方向的彎曲。圖4為頻率1 262.7 Hz振型圖，主要表現(xiàn)為測(cè)溫探頭主體部y方向的彎曲。其他階固有頻率的振型圖未給出，在此說(shuō)明如下：表1中2階固有頻率的振型主要表現(xiàn)為測(cè)溫探頭感溫部X方向的彎曲與圖3的振型圖除了方向不同外形式基本相同；表1中4階固有頻率振型圖主要表現(xiàn)為測(cè)溫探頭主體部X方向的彎曲與圖4的振型圖方向不同外形式基本一致。

圖3 f1=1 206.5 Hz振型 圖4 f2=1 262.7 Hz振型

2 管路振動(dòng)試驗(yàn)

得到了測(cè)溫探頭的各階固有頻率后，需要分析燃滑油管路系統(tǒng)的激振頻率。由于管路系統(tǒng)的振源比較復(fù)雜，除了可以確定的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子振源外，流體脈動(dòng)引起的振動(dòng)以及其他不確定因素引起的振動(dòng)分析起來(lái)難度比較大，因此在安裝測(cè)溫探頭的燃油和滑油管路上安裝了三個(gè)振動(dòng)傳感器測(cè)量管路的振動(dòng)情況，安裝位置分別為1#測(cè)點(diǎn)：主燃油入口管路；2#測(cè)點(diǎn)：滑油出口管路；3#測(cè)點(diǎn)主燃油出口管路。所有振動(dòng)傳感器敏感軸的方向均與管內(nèi)流體流動(dòng)方向垂直。為了盡量減小加速度傳感器對(duì)管路系統(tǒng)振動(dòng)的影響，傳感器的選擇原則為重量輕、體積小，支架的設(shè)計(jì)也主要考慮其重量、體積等方面因素。根據(jù)以上原則，試驗(yàn)選擇的振動(dòng)傳感器為B&K公司的加速度計(jì)4 375，放大器為B&K公司的電荷放大器2 663。振動(dòng)傳感器支架的材料為鋁。

振動(dòng)傳感器輸出微弱信號(hào)經(jīng)過(guò)放大調(diào)理得到振動(dòng)數(shù)據(jù)，對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析得到管路系統(tǒng)的激振頻率以及對(duì)應(yīng)的振幅。地面開(kāi)車(chē)試驗(yàn)時(shí)，穩(wěn)定的將油門(mén)桿從小狀態(tài)以階梯形式推至大狀態(tài)，每種狀態(tài)持續(xù)3 min，到試驗(yàn)設(shè)計(jì)的最大狀態(tài)后再以階梯形式穩(wěn)定拉油門(mén)桿至小狀態(tài)。在設(shè)計(jì)的每個(gè)穩(wěn)定狀態(tài)點(diǎn)記錄管路系統(tǒng)的振動(dòng)信息，保證記錄數(shù)據(jù)的長(zhǎng)度為20 s。這樣就得到了發(fā)動(dòng)機(jī)不同狀態(tài)時(shí)滑油、燃油管路的振動(dòng)數(shù)據(jù)。

文中選取了兩個(gè)典型狀態(tài)進(jìn)行頻譜分析，經(jīng)過(guò)頻譜分析得到表2和表3，分別對(duì)應(yīng)于發(fā)動(dòng)機(jī)低、高轉(zhuǎn)速下三個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)值。圖5和圖6分別為發(fā)動(dòng)機(jī)低、高轉(zhuǎn)速下，三個(gè)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)的時(shí)域圖和頻譜圖(從上至下分別為1#、2#、3#測(cè)點(diǎn))。其中，所有振動(dòng)值均為電壓值，未轉(zhuǎn)換成加速度值。頻譜分析過(guò)程中的參數(shù)設(shè)置為：N=8 192；fs=20 kHz；加窗為hanning窗，數(shù)據(jù)長(zhǎng)度為10 s。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速時(shí)各個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)值

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)域波形和頻譜圖

f(Hz)131.8234.4983.9111814772236a(V)1#測(cè)點(diǎn)0.1620.0970.1540.6670.0930.2872#測(cè)點(diǎn)——————3#測(cè)點(diǎn)0.3610.8580.1410.6600.0200.062

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速下各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)時(shí)域波形和頻譜圖

從圖5和圖6可以看出，發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)的振動(dòng)除了發(fā)動(dòng)機(jī)高低壓轉(zhuǎn)子的基頻振動(dòng)和倍頻振動(dòng)外，還有其他頻率的振動(dòng)。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)的增大，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子引起的振動(dòng)幅度明顯增大。由于試驗(yàn)前對(duì)振動(dòng)估計(jì)偏小，設(shè)計(jì)的測(cè)量系統(tǒng)靈敏度與實(shí)際需要相比偏大，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速工作時(shí)，管路的真實(shí)振動(dòng)過(guò)大， 2#測(cè)點(diǎn)(滑油出口管路)時(shí)域波形超出量程，其他兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)未超出量程。從表2和表3可以看出無(wú)論發(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速工作或低轉(zhuǎn)速工作，始終有一個(gè)1 120 Hz左右的激振頻率存在，且隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速增加該激振源引起的振動(dòng)明顯增大。三個(gè)測(cè)點(diǎn)比較來(lái)看，2#測(cè)點(diǎn)振動(dòng)最大，其次為3#測(cè)點(diǎn)、1#測(cè)點(diǎn)，表中給出的是電壓值，根據(jù)測(cè)量系統(tǒng)靈敏度計(jì)算，3#測(cè)點(diǎn)的1 120 Hz振動(dòng)值大約為21.8g，已經(jīng)比較大了。試驗(yàn)中為了防止測(cè)溫探頭斷裂未將發(fā)動(dòng)機(jī)推至最大狀態(tài)，可以判斷如果發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)繼續(xù)增大，發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)的振動(dòng)會(huì)更大。

3 解決方法

經(jīng)過(guò)上對(duì)測(cè)溫探頭的模態(tài)分析，及對(duì)管路系統(tǒng)激振頻率的分析，可以發(fā)現(xiàn)測(cè)溫探頭的1、2階固有頻率與管路系統(tǒng)中1 120 Hz左右的激振頻率比較接近，及易產(chǎn)生共振，在發(fā)動(dòng)機(jī)大狀態(tài)工作時(shí)該激振頻率的振動(dòng)較大，導(dǎo)致了測(cè)溫探頭共振斷裂。

為了避免共振應(yīng)力的產(chǎn)生，對(duì)測(cè)溫探頭進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)，將測(cè)頭感溫部尺寸改為Φ4×35 mm，圖7為更改前后的測(cè)溫探頭結(jié)構(gòu)示意圖。

圖7 更改前后的測(cè)溫探頭尺寸

對(duì)改進(jìn)的測(cè)溫探頭進(jìn)行模態(tài)分析得到測(cè)溫探頭的5階固有頻率見(jiàn)表4，從表中可見(jiàn)，減小了測(cè)頭感溫部的長(zhǎng)度后，測(cè)頭各階固有頻率有所增加，其中一階固有頻率增加至1 261 Hz比激振頻率高出140 Hz左右，其他各階固有頻率也都很好的超過(guò)了1 120 Hz的激振頻率。

將改進(jìn)設(shè)計(jì)的測(cè)溫探頭裝機(jī)試驗(yàn)后再未出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象，說(shuō)明測(cè)頭斷裂的主要原因分析正確，解決措施的當(dāng)。

表4 重新設(shè)計(jì)的測(cè)溫探頭前5階固有頻率 /Hz

4 總 結(jié)

結(jié)合模態(tài)分析與管路振動(dòng)測(cè)試分析得出測(cè)溫探頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不良，導(dǎo)致測(cè)頭在發(fā)動(dòng)機(jī)大工作狀態(tài)下產(chǎn)生共振，這是測(cè)頭斷裂的主要原因。依據(jù)分析結(jié)論縮減了測(cè)溫探頭感溫部的長(zhǎng)度，使得測(cè)溫探頭的固有頻率遠(yuǎn)離管路系統(tǒng)的激振頻率，避免了斷裂故障的再次發(fā)生。

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Fault Analysis of Thermal Probe Breakage Based on Aero-engine Piping Vibration Tests

REN Rui-dong， ZHANG Yong-feng， CHEN Zhao

(EngineDepartment,ChinaFlightTestEstablishment,Xi′anShaanxi10089,China)

The thermal probe of outer piping system of aero-engine always fractured in flight tests. Aiming at this problem, vibration mode and structure of the thermal probe are analyzed, and vibration tests of piping system are carried. The results indicate that sympathetic vibration accrued in tests, because first natural frequency of the thermal probe is closed to 1 120 Hz frequency that activated by the piping system. An improved structure of the thermal probe is brought forward in this paper, and the same fault never happened. This proved that the validity of the method used in this paper could solve vibration faults in flight tests.

aero-engine; piping vibration; thermal probe; fatigue fracture; vibration mod

2013-12-02

任瑞冬(1981-)，女，陜西長(zhǎng)安人，工程師，碩士, 研究方向:發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及故障診斷。

TP277

A

1007-4414(2014)02-0095-04