鄒學(xué)鋒，郭定文，潘凱,,*，屈超，陶永強，張旭東

1. 航空工業(yè)飛機強度研究所，西安 710065 2. 航空聲學(xué)與振動航空科技重點實驗室，西安 710065 3. 北京空天技術(shù)研究所，北京 100074

隨著航空航天技術(shù)的快速發(fā)展，飛行器越來越凸顯出功能先進性和系統(tǒng)復(fù)雜性等特點，導(dǎo)致飛行器在研制中不可避免地將面臨多學(xué)科交叉、多因素干擾、多物理場耦合等問題，對高超聲速飛行器而言尤其如此[1-3]。高超聲速飛行器表面要經(jīng)受極端嚴酷的耦合載荷作用，包括氣動熱、氣動力、機械振動、強噪聲等多場載荷共同作用，多場載荷對飛行器結(jié)構(gòu)動態(tài)特性的影響比單一載荷更復(fù)雜[4-5]，嚴重威脅著飛行器結(jié)構(gòu)的安全性和可靠性。傳統(tǒng)的單載荷場結(jié)構(gòu)強度試驗越來越表現(xiàn)出“欠試驗”等缺陷[6]，國內(nèi)結(jié)構(gòu)強度驗證試驗不再局限于單一載荷環(huán)境，而是向著多場耦合載荷環(huán)境發(fā)展。當前多項在研工程均對多場聯(lián)合強度試驗提出了迫切需求。從國防發(fā)展趨勢和發(fā)展需求來看，未來多場載荷聯(lián)合試驗將成為熱防護系統(tǒng)等典型結(jié)構(gòu)強度考核的主要手段[7]。

國外很早就將多場聯(lián)合下的結(jié)構(gòu)強度試驗技術(shù)納入其軍標及結(jié)構(gòu)完整性規(guī)范中[8-9]，以美國為例，借助于X-37、X-43、X-51等高超聲速飛行器的研制，美國較早就開展了綜合考慮氣動熱、氣動力、氣動噪聲、機械振動等載荷的結(jié)構(gòu)強度仿真分析與地面試驗?zāi)芰ㄔO(shè)工作[10-12]，積累了大量的技術(shù)能力與研究經(jīng)驗。20世紀70年代起，洛克希德·馬丁、NASA Langley、美國空軍實驗室等研究機構(gòu)相繼開展了薄壁結(jié)構(gòu)的熱-噪聲、熱-力、熱-振動等聯(lián)合試驗，考核對象多為C/C、C/SiC等復(fù)合材料結(jié)構(gòu)，載荷噪聲量級高達170 dB，溫度載荷能達到上千攝氏度，振動、靜力等載荷加載能力也完全能夠覆蓋結(jié)構(gòu)實際受載量級[13-16]。X-37在研制過程中綜合考慮了巡航、再入等不同階段下熱-結(jié)構(gòu)、熱-噪聲等聯(lián)合載荷影響[17-18]。俄羅斯西伯利亞恰普雷金國家航空研究院建立了一套高溫-噪聲-振動聯(lián)合加載裝置，可實現(xiàn)熱-聲-振聯(lián)合加載，為暴風雪號研發(fā)做出過貢獻。

相對而言，國內(nèi)在多場耦合分析方面的工作開展較多，多場聯(lián)合環(huán)境試驗技術(shù)研究起步較晚，近年來，基于實際工程需求，多場聯(lián)合結(jié)構(gòu)強度試驗技術(shù)逐漸得到重視，進入了一個高速發(fā)展的階段[19-20]。當前的預(yù)先研究及工程研制雖然對綜合考慮高溫、振動、噪聲、氣動力的三場乃至四場聯(lián)合試驗技術(shù)提出了明確需求，但由于缺乏足夠的設(shè)計、加載及測量手段，且工程研制數(shù)據(jù)與經(jīng)驗積累不夠，當前三場、四場等聯(lián)合試驗仍處于探索階段，無法滿足實際工程需求，結(jié)構(gòu)強度驗證試驗仍然以熱-力、熱-振動等兩場聯(lián)合為主[21-22]。

本文以高聲強噪聲行波管為平臺，給出了氣動力、氣動噪聲、氣動熱、振動聯(lián)合強度試驗設(shè)計方法，發(fā)展了復(fù)雜環(huán)境下的載荷獨立加載與閉環(huán)控制技術(shù)，實現(xiàn)4種載荷的聯(lián)合精確加載與控制，并且給出載荷場之間的關(guān)鍵影響因素及解決方法，最后基于該平臺首次完成了某舵面構(gòu)件的氣動力/噪聲/高溫/振動聯(lián)合強度驗證試驗，得到了寶貴的試驗數(shù)據(jù)，該試驗方法與平臺將在后續(xù)的工程研制與預(yù)先研究中發(fā)揮更大的作用。

1 多場聯(lián)合結(jié)構(gòu)強度試驗設(shè)計

1.1 總體方案設(shè)計

多場聯(lián)合試驗平臺以某工程結(jié)構(gòu)地面試驗驗證需求為目標，同時為多場作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)及疲勞特性的基礎(chǔ)研究提供平臺，多場聯(lián)合試驗平臺驗證對象為舵面、熱防護結(jié)構(gòu)(TPS)等典型結(jié)構(gòu)，設(shè)計指標如表1所示，平臺以高聲強行波管為基礎(chǔ)，行波管可為試驗件提供單面/雙面掠入式噪聲載荷，行波管外部布置石英燈加熱器，透過行波管側(cè)壁石英玻璃對試驗件進行輻射加熱，試驗對象通過專用夾具固定在底部振動臺上，設(shè)計專用力加載裝置模擬氣動力加載，試驗平臺設(shè)計思路如圖1所示。行波管設(shè)計充分考慮加熱環(huán)境，采用石英燈輻射加熱的方式對行波管涂黑的金屬內(nèi)壁面進行輻射加熱，再通過對流換熱的方式提高溫度加載效率，設(shè)計一套熱環(huán)境下的振動夾具，通過水冷、物理隔熱等方式對夾具進行熱防護，同時利用有限元分析方法對夾具剛度進行分析及考核，保證夾具剛度不影響振動傳遞特性；采用陣列式石英燈加熱手段實現(xiàn)不同溫度載荷條件的模擬；通過熱聲環(huán)境下的靜力加載裝置設(shè)計，采用水冷式剛性作動筒實現(xiàn)高溫強噪聲環(huán)境下的分布式集中力模擬。具體的試驗平臺模型如圖2所示。

表1 多場聯(lián)合試驗平臺設(shè)計指標Table 1 Design indexes of multi-load combined platform

圖1 多場聯(lián)合試驗平臺設(shè)計思路Fig.1 Design of multi-load combined test platform

圖2 多場聯(lián)合試驗平臺模型Fig.2 Model for multi-load combined test platform

試驗平臺需設(shè)計專用支撐裝置來對結(jié)構(gòu)進行支撐及載荷傳遞。多場環(huán)境下結(jié)構(gòu)的支撐裝置設(shè)計需滿足振動推力限制和剛度限制，如式(1)和式(2) 所示。

PP≈(m1+m2+m3)grms≤Pr

(1)

fS>nfT

(2)

式中：PP為預(yù)估推力；m1、m2、m3分別為試驗件、振動臺動圈以及支撐裝置的質(zhì)量；grms為重力加速度；Pr為額定推力；fS為支撐裝置基頻；fT為試驗件主要共振頻率；結(jié)構(gòu)動強度試驗中n一般要求至少大于8。

1.2 聯(lián)合加載控制方案

為實現(xiàn)各載荷之間的協(xié)調(diào)加載與控制，設(shè)計了一套多系統(tǒng)集成平臺，如圖3所示，該平臺采用多系統(tǒng)位置協(xié)調(diào)、加載裝置光路通道預(yù)留、光學(xué)圖像傳輸系統(tǒng)安裝等方式解決非接觸式測量系統(tǒng)的光路干擾問題，能夠有效解決空間約束與系統(tǒng)干涉問題，多系統(tǒng)聯(lián)合控制方案如圖4所示。

圖3 多系統(tǒng)集成平臺Fig.3 Platform for multi-system integration

圖4 多場載荷聯(lián)合控制方案Fig.4 Combined control strategy for multi-load system

1.3 關(guān)鍵參數(shù)測量技術(shù)

根據(jù)多場聯(lián)合試驗平臺的設(shè)計指標和實際載荷要求，建立了800 ℃溫度環(huán)境下的多場聯(lián)合試驗測量技術(shù)體系，如圖5所示。具體包括噪聲、力、振動、溫度等載荷參數(shù)測量和結(jié)構(gòu)應(yīng)變、加速度、位移等響應(yīng)測量2部分。靜力載荷通過遠端冷區(qū)力傳感器測量策略實現(xiàn)實時監(jiān)測和測量，噪聲載荷通過耐高溫水冷壓力傳感器來測量，溫度載荷采用K型熱電偶進行測量，振動載荷通過振動臺上布置三軸向加速度計進行監(jiān)測，金屬結(jié)構(gòu)的應(yīng)變響應(yīng)采用接觸式高溫應(yīng)變傳感器測量得到，加速度及位移響應(yīng)分別通過基于多普勒效應(yīng)的激光測振儀和基于三角法的激光位移計測量得到。

圖5 多場聯(lián)合試驗測量技術(shù)體系Fig.5 Measurement strategy of multi-load combined test

2 關(guān)鍵影響因素分析與解決途徑

2.1 振動、噪聲條件下的靜載協(xié)調(diào)加載方法

對于氣動力這種分布式準靜態(tài)載荷，通常采用靜力等效原理將分布載荷等效成若干個集中載荷進行模擬，每個集中載荷根據(jù)載荷大小通過相應(yīng)的橡皮繩或氣囊進行加載。由于集中載荷數(shù)量越多對分布載荷的模擬就越真實，因此應(yīng)在可操作前提下取盡量多的集中力加載點。

由于振動產(chǎn)生的位移會使得加載用彈性元件伸長量(橡皮繩)或壓縮量(氣囊)發(fā)生變化，從而必然導(dǎo)致靜載產(chǎn)生動態(tài)誤差。為此，首先必須對試驗件在做振動試驗時的瞬時位移進行分析。

以橡皮繩為例，根據(jù)橡皮繩的力學(xué)特性，其所承受的張力不僅與伸長量成正比，而且與其橫截面積成正比。為了一般性，考慮振動載荷最嚴酷的情況，得出最嚴酷時的均方根位移Drms，于是可以得到瞬態(tài)最大位移為δDrms(δ為振動峰值因子，一般振動試驗取3)，則有

(3)

ESδDrms/l≤PtU

(4)

式中：Pt為靜力加載總載荷值；P0為初始張量；E、S、l、Δl分別為橡皮繩的彈性模量、橫截面積、原始有效長度及拉伸長度。從式(4)可以看出，通過增大l或減小E、S的方法，使得振動引起的位移對加載精度的影響滿足加載精度(U)要求。

2.2 結(jié)構(gòu)變形、流場對聲場的影響分析

首先考慮結(jié)構(gòu)變形對聲場的影響，行波管內(nèi)聲壓級的計算公式為

(5)

式中：W為揚聲器的聲功率，W；S為行波管試驗段的橫截面積(寬為a，高為b)，m2，則有

S=ab

(6)

試驗件受靜力變形的最大撓度為d，則截面變化的面積ΔS滿足：

ΔS

(7)

結(jié)構(gòu)變形前后聲場的聲壓級變化為

(8)

可以看出，相對而言，結(jié)構(gòu)小變形對聲場的影響不大。

考慮多場環(huán)境下流場對行波管聲場的影響，測得試驗段入口空氣流量為40 m3/h，入口速度約為67.2 m/s，行波管內(nèi)流場速度云圖如圖6所示。噪聲監(jiān)測點分別選取行波管試驗段頂面中點(編號為1#)和側(cè)面中點(編號為2#)，如圖7所示，由FLUENT計算得到兩點在流場環(huán)境下的噪聲變化特性如圖8和圖9所示，可以看出，實驗室流場條件對行波管試驗段的聲場特性影響較小。

圖6 行波管內(nèi)流場速度云圖Fig.6 Flow velocity contour inside progressive wave tube

圖7 行波管試驗段噪聲測點布置圖Fig.7 Position of noise measurement points on test section of progressive wave tabe

圖8 流場對1#監(jiān)測點噪聲特性的影響Fig.8 Effect of flow on noise characteristics of measurment point 1#

圖9 流場對2#監(jiān)測點噪聲特性的影響Fig.9 Effect of flow on noise characteristics of measurment point 2#

2.3 彈性加載系統(tǒng)的振動耦合效應(yīng)

在振動條件下，靜力載荷必須通過彈性加載元件進行模擬，并盡量減小加載系統(tǒng)對部件的附加質(zhì)量、剛度和阻尼。

加載過程中，為了施加靜載，在試驗件上附加多組橡皮繩；同時為施加反向平衡載荷以保證振動臺不受外載，在夾具上也需附加多組橡皮繩，高溫條件下,橡皮繩不能直接連接在試驗件或夾具上,需通過帶熱防護套的小直徑鋼絲繩將力引出高溫區(qū)后再與之連接。橡皮繩在拉伸時相當于彈簧，這些附加的橡皮繩與試驗件、夾具和動圈組合體(可視做一個質(zhì)量塊)組成了一個“彈簧-質(zhì)量”系統(tǒng)，因此，在振動試驗進行時，可能會引起振動耦合問題。

為了不引起振動耦合問題，必須使該“彈簧-質(zhì)量”系統(tǒng)的固有頻率f遠小于試驗的最低頻率(振動試驗最低頻率一般為10 Hz)，即f遠小于10 Hz即可。該“彈簧-質(zhì)量”系統(tǒng)的固有頻率f可根據(jù)式(9)估算。

(9)

式中：K1為加載橡皮繩的總體抗拉剛度；K2為反向平衡橡皮繩的總體抗拉剛度；Ps為靜載的總載荷值；Δl1、Δl2分別為加載橡皮繩與平衡橡皮繩的拉伸長度；M為試驗件、夾具和動圈組合體的總質(zhì)量。需要注意的是，由于K1、K2比實際值估計得高，因而估算的f也較高，即式(9)偏保守。

2.4 多場聯(lián)合試驗振動臺的外力平衡策略

靜力/振動聯(lián)合加載條件下，需要對振動臺進行外力平衡處理，具體有2種策略：即內(nèi)力加載平衡法和外力加載平衡法，可根據(jù)試驗條件對平衡策略進行取舍。

內(nèi)力加載平衡法(見圖10)需要將試驗件及夾具固定在一個較大的加載剛架上；然后在剛架與試驗件之間用彈性繩連接，并施加相應(yīng)的靜載；最后將剛架安裝到振動臺上，使加載系統(tǒng)與試驗件一起振動。顯然，這種方法使試驗件與加載系統(tǒng)為一整體，其優(yōu)點是所施加靜力載荷能自身平衡，從而實施起來較簡單，也不需要其他輔助設(shè)施；其缺點是由于加載剛架要足夠大和足夠剛硬，因而附加質(zhì)量增大，推力損耗必然加大。

外力加載平衡法(見圖11)則將試驗件及夾具固定在振動臺上，加載的承力部件固定在與地面固連的剛架上；試驗件與加載承力部件之間用彈性加載元件連接；試驗時，試驗件及夾具振動，而加載承力部件不動。該方法優(yōu)缺點與內(nèi)力加載法相反。

圖10 內(nèi)力法平衡策略Fig.10 Strategy of internal force balance

圖11 外力法平衡策略Fig.11 Strategy of external force balance

靜載作為外力作用在試驗件上對振動臺水平滑臺產(chǎn)生了力和力矩，為使其不超過振動臺所能承受的彎矩和靜載，必須在夾具上施加反向平衡載荷來平衡振動臺受到的力和力矩。反向平衡載荷也必須通過彈性元件進行加載，避免剛性連接限制振動位移。

2.5 高溫環(huán)境下的噪聲測量修正方法

500 ℃溫度條件下，熱區(qū)探管傳聲器作為控制傳聲器使用，當溫度條件大于500 ℃時，探管傳聲器不能使用，應(yīng)采用水冷壓力傳感器。使用探管傳聲器需要進行溫度修正和位置修正，即在試驗段上(冷區(qū))、中(熱區(qū))、下游(冷區(qū))布置傳感器，通過對比試驗得到冷區(qū)和熱區(qū)的修正關(guān)系，典型傳感器布置方法如圖12所示。為了作溫度修正，在行波管內(nèi)壁探管頭附近布置熱電偶。每個探管傳聲器需要在行波管壁上開兩孔，一個用于測聲，另一個用于平衡靜壓，傳感器安裝方式如圖13 所示。

圖12 傳聲器布置方式Fig.12 Sensor layout

圖13 傳聲器安裝方式Fig.13 Sensor installation

此外，由于熱區(qū)溫度較高，空氣密度也較小，熱區(qū)聲壓級比冷區(qū)聲壓級小，假設(shè)其差值為ΔLP，通過不同溫度、聲壓級測試試驗，可以確定ΔLP隨溫度和聲壓級變化的曲線，即位置修正。

2.6 多場載荷環(huán)境下的熱加載控制策略

由于熱流計較難耐受行波管內(nèi)高溫強噪聲環(huán)境，而且熱流計安裝在行波管內(nèi)部會阻礙試驗件加熱，可以采用行波管外部標定的方法進行熱流控制。

試驗前需進行熱流密度靜態(tài)熱標定，標定時在試驗件受熱面表面和加熱器外側(cè)(相對安全位置)各安裝一個熱流密度計，按照試驗采用的典型熱流條件(如熱壁熱流)對試驗件受熱面施加熱流，得出兩熱流密度計的位置轉(zhuǎn)換系數(shù)K和高溫條件下加熱器的熱損失ql。

試驗過程中的控制熱流計算方程為

(10)

3 某典型舵面構(gòu)件多場聯(lián)合試驗

3.1 試驗對象與載荷條件

基于多場聯(lián)合試驗平臺開展了某舵面模擬構(gòu)件的靜力/高溫/噪聲/振動多場聯(lián)合試驗，試驗件材料為GH4169，由薄壁面、筋條組成，筋條上留有4個加載孔，用于靜力加載，試驗件通過兩端螺栓孔與支持裝置固定連接，試驗件具體結(jié)構(gòu)形式如圖14所示。該試驗件所受噪聲、振動、溫度及靜力聯(lián)合載荷條件如表2所示。

多場耦合試驗過程中，設(shè)計專門的振動夾具，滿足剛度及質(zhì)量限制條件。將試驗件安裝在振動臺水平滑臺上，夾具與振動臺采用矩形陣列螺栓進行固定，夾具的設(shè)計形式如圖15所示，夾具的基頻為試驗件基頻(80 Hz)的10倍，滿足剛度要求。按照靜力加載要求，在試驗件筋條的4個孔上安裝拉環(huán)，通過連接在拉環(huán)上的彈性加載裝置進行靜力加載。靜力加載裝置由鋼絲繩、軸承滑輪、橡皮繩、手動葫蘆、力傳感器等元件構(gòu)成，靜力加載如圖16所示。

高溫強振動聯(lián)合載荷環(huán)境下，采用水冷式探管傳聲器進行噪聲控制，控點位置為行波管試驗段上壁面中心，采用加速度傳感器進行振動控制，控點為滑臺臺面。噪聲載荷譜及振動載荷譜控制曲線分別如圖17和圖18所示，試驗過程中溫度及靜力控制誤差小于5%，整個加載與控制過程穩(wěn)定。

圖14 某舵面構(gòu)件結(jié)構(gòu)形式Fig.14 Component structure on rudder surface

表2 聯(lián)合載荷條件Table 2 Combined load conditions

載荷噪聲(N)振動(V)溫度(T)靜力(S)條件平直譜OSPAL=163 dB450～650 Hz加速度總均方根為Arms=13.16g100～1 000 Hz均勻溫度場T=450 ℃分布式集中力F=4×750 N=3 000 N

圖15 振動夾具設(shè)計Fig.15 Design of vibration fixture

圖16 靜力加載示意圖Fig.16 Schematic diagram of static exertion

圖17 噪聲載荷譜控制曲線Fig.17 Control curves of sound pressure spectrum

圖18 振動載荷譜控制曲線Fig.18 Control curves of vibration acceleration spectrum

采用B型鉑銠30-鉑銠6熱電偶進行溫度測量，測點為舵面中點。采用全橋型測力傳感器進行靜力載荷測量，測量位置為松緊螺套的末端。應(yīng)變采用三線制1/4橋法測量，應(yīng)變片選用高溫應(yīng)變片，采用線性譜平均方法進行數(shù)據(jù)采集，采樣率為10 kHz，應(yīng)變測點位置及編號如圖19所示。高溫條件下布置加速度測點共2個，位移測點1個， 具體位置及編號如圖20所示。其中：A、B為加速度測點；C為位移測點。

圖19 應(yīng)變測量位置及編號Fig.19 Positions and numbers of strain measurement

圖20 加速度與位移測量位置及編號Fig.20 Positions and numbers of acceleration and displacement measurement

3.2 試驗結(jié)果與數(shù)據(jù)分析

按照單靜力(S)、靜力/噪聲聯(lián)合(S+N)、靜力/噪聲/振動聯(lián)合(S+N+V)、靜力/噪聲/振動/熱(S+N+V+T)聯(lián)合的加載順序完成了覆蓋性聯(lián)合載荷強度試驗，試驗現(xiàn)場如圖21所示。

取應(yīng)變較大的1#、16#、18#、19#、21#測點，研究不同聯(lián)合載荷環(huán)境下試驗件應(yīng)變時域響應(yīng)特性變化，其均值和均方根值隨時間變化曲線分別如圖22和圖23所示。

圖21 試驗現(xiàn)場圖Fig.21 Test site photos

圖22 不同載荷條件下各測點的應(yīng)變響應(yīng)均值Fig.22 Mean strain response at different measurement points under different loading conditions

圖23 不同載荷條件下各測點的應(yīng)變響應(yīng)均方根值Fig.23 Strain RMS at different measurement points under different loading conditions

從圖22中可以看出，在S、S+N、S+N+V加載階段，各測點處的應(yīng)變均值沒有發(fā)生明顯改變，3個階段所產(chǎn)生的靜應(yīng)變主要由靜力載荷貢獻，在S+N+V+T聯(lián)合加載階段，由于熱載荷作用，試驗件內(nèi)部產(chǎn)生熱應(yīng)力，各測點處的應(yīng)變平均值發(fā)生了劇烈變化，熱應(yīng)力由固支邊界引起的熱變形約束產(chǎn)生的應(yīng)力和溫度梯度產(chǎn)生的應(yīng)力2部分組成。

從圖23可以看出，在S加載階段，各測點處的應(yīng)變均方根值接近0，在S+N加載階段，各測點處產(chǎn)生了量級較小的應(yīng)變均方值，此時噪聲載荷引起了量級不大的動態(tài)響應(yīng)，在S+N+V加載階段，各測點處的應(yīng)變均方根值明顯升高，此時由于振動載荷作用，試驗件產(chǎn)生了較大的動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)，在S+N+V+T加載階段，由于熱載荷引起材料特性的改變、結(jié)構(gòu)剛度分布以及支撐剛度的變化，試驗件的動應(yīng)變響應(yīng)將經(jīng)歷先上升后下降的過程。聯(lián)合載荷作用下試驗件的頻率特性也發(fā)生了明顯變化，圖24給出了不同載荷階段的1#測點應(yīng)變功率譜密度曲線，提取其中一種工況進行頻響對比分析，圖25給出了V、S+V加載階段試驗件A測點的加速度響應(yīng)共振頻率對比圖，可以看出，靜力載荷作用下由于剛度硬化效應(yīng)，試驗件1階共振頻率升高，該結(jié)果與計算分析結(jié)果接近。

多場聯(lián)合載荷作用下，靜力載荷和熱載荷導(dǎo)致試驗件產(chǎn)生較大的靜態(tài)應(yīng)變，熱載荷同時還會影響試驗件的動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)，噪聲和振動載荷會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)產(chǎn)生具有一定頻譜特性的動態(tài)響應(yīng)。靜力、噪聲、振動、熱載荷同時作用下，試驗件所受的靜態(tài)響應(yīng)水平和動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)水平均有明顯的提高，此時，結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生破壞。通過舵面構(gòu)件的多場聯(lián)合試驗，驗證了多場聯(lián)合試驗平臺的可行性及有效性，得到了可靠的多場載荷聯(lián)合試驗數(shù)據(jù)，揭示了多場聯(lián)合載荷下結(jié)構(gòu)的靜/動態(tài)響應(yīng)特征。

圖24 不同載荷階段1#測點的應(yīng)變功率譜密度曲線Fig.24 Power spectral density curves of strain at measurement point #1 in different load stages

圖25 V和S+V加載條件下加速度響應(yīng) 共振頻率對比圖Fig.25 Comparison of resonance frequencies of acceleration response under V and S+V conditions

4 結(jié) 論

1) 針對高超聲速飛行器結(jié)構(gòu)面臨的氣動熱、力、噪聲及振動復(fù)雜載荷環(huán)境，提出了多場聯(lián)合結(jié)構(gòu)強度地面試驗方法，給出了具體的設(shè)計方案。

2) 對多場聯(lián)合環(huán)境下的試驗平臺關(guān)鍵技術(shù)及影響因素進行了分析，提出了具體的解決方法，基于行波管建立了能夠模擬高超聲速飛行器結(jié)構(gòu)所承受的靜力、振動、噪聲及高溫等聯(lián)合載荷環(huán)境的結(jié)構(gòu)強度試驗平臺。

3) 基于多場聯(lián)合試驗平臺，開展了某舵面構(gòu)件的靜力、振動、噪聲、高溫聯(lián)合載荷試驗，得到了不同聯(lián)合載荷作用下構(gòu)件應(yīng)變、加速度及位移的時域及頻域響應(yīng)特征，驗證了試驗平臺的可行性及有效性，未來將借助更加深入的耦合計算方法[23-24]，實現(xiàn)仿真與試驗的相互指導(dǎo)和驗證。

本文建立的多場聯(lián)合試驗技術(shù)可用于高超聲速飛行器結(jié)構(gòu)強度地面試驗考核驗證。