劉天文，李舜酩，龐燕龍，何 云

(1.南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，南京210016；2.中國燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500)

1 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)外部管路主要用于輸送燃油、滑油和空氣等介質(zhì)，是發(fā)動(dòng)機(jī)附件系統(tǒng)的重要組成部分[1]。根據(jù)美國空軍各業(yè)務(wù)公司的統(tǒng)計(jì)，飛機(jī)元件故障總數(shù)中，燃油、氣壓和液壓方面的故障占50%～60%，高居航空發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)故障之首[2]。由此可見，管路的結(jié)構(gòu)完整性是整個(gè)飛機(jī)、發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)完整性和可靠性的重要組成部分。引起外部管路及支架斷裂的原因，包括加工、裝配、溫度和振動(dòng)等，其中振動(dòng)是主要原因。因此，對(duì)管路系統(tǒng)固有頻率進(jìn)行分析調(diào)整，最大可能地避免共振尤為重要。

某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)在試車過程中多次發(fā)生燃油總管支架斷裂故障，本文通過斷口及有限元分析，找到了故障發(fā)生的原因，并通過增加支架剛度與支架數(shù)量成功排除了該故障。

2 故障簡(jiǎn)介

某型發(fā)動(dòng)機(jī)在一次臺(tái)架試車后分解發(fā)現(xiàn)，用于固定燃油總管的6個(gè)支架有5個(gè)發(fā)生斷裂，1個(gè)產(chǎn)生裂紋。支架斷裂位置如圖1所示，斷口圖像如圖2所示。由圖2可看出，斷口較平緩，起伏不大，部分區(qū)域存在磨損卷邊，斷口表面可見明顯的疲勞弧線和放射棱線，表明斷口性質(zhì)為疲勞。根據(jù)疲勞弧線及放射棱線的方向判斷，疲勞起始于下支板外側(cè)轉(zhuǎn)角部位(紅色圓圈所示)，對(duì)應(yīng)的宏觀位置見圖1中箭頭所示。該疲勞起源部位恰好位于下支板與加強(qiáng)筋焊接區(qū)及下支板基體的交界處，且疲勞擴(kuò)展較為充分，占整個(gè)斷口面積的90%以上。經(jīng)分析得出，5個(gè)斷裂支架性質(zhì)為高周疲勞斷裂，產(chǎn)生的裂紋為高周疲勞裂紋。

圖1 燃油總管支架斷裂位置Fig.1 The fracture location of bracket

圖2 斷口圖像Fig.2 The picture of fracture

3 有限元分析

故障支架結(jié)構(gòu)如圖3(a)所示，6個(gè)支架在燃燒室機(jī)匣上的分布如圖3(b)所示。在發(fā)生故障后的第一次試車時(shí)，對(duì)燃油總管支架進(jìn)行了動(dòng)應(yīng)力測(cè)試。為避免燃油總管系出現(xiàn)嚴(yán)重故障，采取了借助燃油噴嘴安裝座增加6個(gè)輔助支架的臨時(shí)方案(輔助支架安裝位置如圖3(b)所示)。分別對(duì)原故障總管系和進(jìn)行動(dòng)應(yīng)力測(cè)試的總管系(相對(duì)于故障管系僅增加6個(gè)輔助支架)進(jìn)行有限元分析。

圖3 故障支架結(jié)構(gòu)及安裝位置Fig.3 The structure of failure bracket and the installation site of bracket

建立有限元模型時(shí)，分別對(duì)考慮燃油和不考慮燃油的總管系進(jìn)行模態(tài)分析?？紤]到燃油總管系的復(fù)雜性和工程適用性，并未采用流固耦合的方法計(jì)算燃油總管系的固有頻率[3]，而是將燃油質(zhì)量折算為管路密度施加在燃油管路上。為能更準(zhǔn)確地模擬燃油總管系的真實(shí)邊界條件，在有限元模型中考慮燃燒室機(jī)匣的影響。其有限元模型如圖4所示，圖中黃色結(jié)構(gòu)為主支架，紅色結(jié)構(gòu)為進(jìn)油管，紫紅色結(jié)構(gòu)為輔助支架。

經(jīng)計(jì)算得到的燃油總管系前6階固有頻率見表1和表2。該型發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下基頻共振頻率在220 Hz左右，慢車轉(zhuǎn)速下基頻共振頻率在150 Hz左右，考慮25%裕度[4]后，燃油總管系1階固有頻率應(yīng)大于275 Hz。對(duì)比表1和表2可以看出，故障總管系與動(dòng)測(cè)總管系在考慮與不考慮燃油質(zhì)量的情況下，前6階固有頻率均落在發(fā)動(dòng)機(jī)共振頻率范圍內(nèi)，嚴(yán)重不滿足設(shè)計(jì)要求，存在極大的共振可能性。同時(shí)，考慮燃油質(zhì)量后燃油總管系各階固有頻率下降明顯，頻率下降8.0%～11.4%，與相關(guān)試驗(yàn)研究結(jié)果[5]相吻合。

故障總管系前2階振型如圖5所示，從振型上看，此時(shí)燃油總管系的振動(dòng)表現(xiàn)為進(jìn)油管與燃油總管的復(fù)合振動(dòng)。動(dòng)測(cè)總管系前2階振型如圖6所示，增加輔助支架后，燃油總管的振動(dòng)基本得到抑制，此時(shí)的振動(dòng)主要表現(xiàn)為進(jìn)油管和進(jìn)油管附近燃油總管

的振動(dòng)。

圖4 燃油總管系有限元模型Fig.4 Finite element model of fuel manifold system

表1 故障總管系固有頻率計(jì)算結(jié)果Table 1 The natural frequency computation results of failure manifold system

表2 動(dòng)測(cè)總管系固有頻率計(jì)算結(jié)果Table 2 The natural frequency computation results of dynamic stress test for manifold system

圖5 故障總管系前2階振型Fig.5 The 1st and 2nd modes of failure manifold system

圖6 動(dòng)測(cè)總管系前2階振型Fig.6 The 1st and 2nd modes of dynamic stress test manifold system

動(dòng)測(cè)總管系1階振動(dòng)應(yīng)力分布如圖7所示，燃油總管支架振動(dòng)應(yīng)力最大位置主要集中在進(jìn)油口左右兩個(gè)支架(E、F支架)，且應(yīng)力集中位置恰好為疲勞裂紋起始位置。A、B、C、D支架振動(dòng)應(yīng)力均相對(duì)較小。

圖7 動(dòng)測(cè)總管系1階振動(dòng)應(yīng)力分布Fig.7 The first-order vibration stress distribution of dynamic stress test manifold system

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證燃油總管支架斷裂故障模式及計(jì)算分析的正確性，在該型機(jī)后續(xù)整機(jī)試車時(shí)對(duì)燃油總管支架進(jìn)行了動(dòng)應(yīng)力測(cè)試。選取了6個(gè)主支架中的B、E、F號(hào)支架貼應(yīng)變片，應(yīng)變片位于圖7中振動(dòng)應(yīng)力分布最大位置。

發(fā)動(dòng)機(jī)在9 280 r/min轉(zhuǎn)速下燃油總管支架振動(dòng)頻響圖如圖8所示。從圖中可看出，在激振頻率為154 Hz(9 280 r/min)時(shí)，E、F號(hào)支架應(yīng)變基頻有效幅值分別為 350 με和 500 με，B號(hào)支架應(yīng)變片基頻有效幅值約為40 με。應(yīng)變變化規(guī)律具有重復(fù)性，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)判斷燃油總管支架在轉(zhuǎn)速9 280 r/min附近存在由核心機(jī)轉(zhuǎn)子基頻引起的共振，因此得出燃油總管系的1階共振頻率為154 Hz。

圖8 燃油總管支架頻響圖Fig.8 The frequency response of fuel manifold bracket

對(duì)比表2可看出，試驗(yàn)得到的燃油總管系1階共振頻率為154 Hz，有限元計(jì)算結(jié)果為168 Hz，誤差為9.1%，驗(yàn)證了燃油總管支架斷裂故障模式為燃油總管系共振引起的疲勞斷裂，產(chǎn)生誤差的原因在于支架與管路連接處理方式上。本文只對(duì)支架與管路連接處的個(gè)別節(jié)點(diǎn)進(jìn)行耦合處理，實(shí)際工作狀態(tài)下此處的狀態(tài)十分復(fù)雜，需要深入研究才能更接近其真實(shí)工作狀態(tài)。

5 故障排除

由前文斷口分析、有限元分析及試驗(yàn)驗(yàn)證得出，燃油總管支架斷裂故障是由燃油總管系共振引起的疲勞斷裂。有限元計(jì)算結(jié)果表明，故障燃油總管系在發(fā)動(dòng)機(jī)共振頻率范圍內(nèi)存在多階固有頻率，嚴(yán)重不滿足頻率裕度要求。因此，提高燃油總管系固有頻率是排除故障的唯一方法。相關(guān)研究表明，增加支架剛度與支架數(shù)量能有效提高管路的固有頻率[6]。圖9示出了改進(jìn)后的兩種支架方案。

支架方案一為機(jī)械加工支架，相對(duì)于發(fā)生故障的支架(圖3(a))，該支架厚度明顯增加，且由于加強(qiáng)筋的作用使得支架上發(fā)生斷裂的位置強(qiáng)度得到顯著增強(qiáng)。支架方案二仍為鈑金件，但由于支架安裝座與燃油總管間的距離縮短，使得支架變得短小，剛性得到增強(qiáng)，同時(shí)支架結(jié)構(gòu)過渡平滑無焊接。采用有限元方法對(duì)兩種支架方案進(jìn)行分析，結(jié)果見表3。

由表3可看出，在相同支架數(shù)量下，支架剛性增強(qiáng)后燃油總管系固有頻率有一定提高，但其前6階固有頻率仍在發(fā)動(dòng)機(jī)共振頻率范圍內(nèi)。支架數(shù)量增加后燃油總管系固有頻率增加明顯，其中支架結(jié)構(gòu)方案二燃油總管系1階固有頻率達(dá)280 Hz，滿足管路振動(dòng)頻率裕度要求，故最終采用支架方案二作為改進(jìn)方案。在后續(xù)的試車過程中，燃油總管系未出現(xiàn)故障，故障得以排除。

圖9 兩種支架方案結(jié)構(gòu)圖(改進(jìn)支架)Fig.9 Two kinds of bracket structure(improved bracket)

表3 固有頻率計(jì)算結(jié)果(考慮燃油質(zhì)量)Table 3 Computing results of natural frequency(including fuel mass)

6 結(jié)論

(1)通過有限元分析與試驗(yàn)測(cè)試，確定發(fā)動(dòng)機(jī)燃油總管故障是由共振引起。

(2)燃油質(zhì)量對(duì)燃油總管系固有頻率有一定的影響，考慮與否會(huì)產(chǎn)生約8.5%的誤差，因此在分析過程中應(yīng)當(dāng)考慮燃油質(zhì)量。

(3)將燃油質(zhì)量轉(zhuǎn)換到燃油總管密度上的處理方式能取得較高的計(jì)算精度，且能有效縮短計(jì)算時(shí)間。

(4)增加支架數(shù)量、適當(dāng)增加支架剛度，能有效提高燃油總管系的固有頻率。

[1]林君哲，周恩濤，杜林森，等.航空發(fā)動(dòng)機(jī)管路系統(tǒng)振動(dòng)機(jī)制及故障診斷研究綜述[J].機(jī)床與液壓，2013，41(1)：163—164.

[2]許鍔俊.航空發(fā)動(dòng)機(jī)導(dǎo)管結(jié)構(gòu)完整性要求的初步研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，1994，6(3)：53—62.

[3]楊 瑩，陳志英.航空發(fā)動(dòng)機(jī)管路流固耦合固有頻率計(jì)算與分析[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2010，23(1)：42—46.

[4]《航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)》總編委會(huì).航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)：第19冊(cè)——轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)及整機(jī)振動(dòng)[K].北京：中國航空工業(yè)出版社，2000.

[5]侯文松，陳志英，邱明星，等.充液彎管固有頻率試驗(yàn)與計(jì)算分析[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2013，39(2)：84—88.

[6]馮 凱，郝 勇，廉正彬.航空發(fā)動(dòng)機(jī)外部管路調(diào)頻的有限元計(jì)算方法[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2010，36(1)：30—33.