基于管路振動測量的測溫探頭斷裂故障分析*

任瑞冬，張永峰，陳 釗

(中國飛行試驗研究院 發(fā)動機所，陜西 西安 710089)

基于管路振動測量的測溫探頭斷裂故障分析*

任瑞冬，張永峰，陳 釗

(中國飛行試驗研究院 發(fā)動機所，陜西 西安 710089)

某型發(fā)動機在試驗中出現(xiàn)了滑油測溫探頭斷裂故障，用模態(tài)分析與振動試驗相結(jié)合的方法，針對測溫探頭進行了振動模態(tài)及結(jié)構(gòu)分析，同時分析了探頭所在管路系統(tǒng)的振動特性并進行發(fā)動機振動試驗。最終得出結(jié)論：測溫探頭的第1階固有頻與管路系統(tǒng)1120Hz的激振頻率較接近，導(dǎo)致測溫探頭產(chǎn)生共振疲勞斷裂。最后給出了測溫探頭的改進設(shè)計，裝機試驗后未出現(xiàn)斷裂故障，說明模態(tài)分析與振動實驗相結(jié)合的方法在工程試驗中是一種行之有效的排故方法。

航空發(fā)動機；管路振動；測溫探頭；疲勞斷裂；振動模態(tài)

0 引 言

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

圖1 測溫探頭

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

筆者對該型測溫探頭進行有限元仿真計算[4]，獲得測溫探頭的各階固有頻率，同時對管路系統(tǒng)進行振動試驗，測量了發(fā)動機不同工作狀態(tài)下滑油燃油管路系統(tǒng)的振動情況，發(fā)現(xiàn)測溫探頭的第1階固有頻率接近于管路系統(tǒng)1 120 Hz的激振頻率，證明測溫探頭的斷裂是共振引起的疲勞斷裂。最后本文對測溫探頭的結(jié)構(gòu)尺寸進行了更改，裝機試驗后再未出現(xiàn)測溫探頭斷裂故障。

1 模態(tài)分析

使用Ansys軟件對測溫探頭進行模態(tài)分析，研究測溫探頭的振動特性，得到測溫探頭的固有頻率和振型[5-7]。

主要分為以下四個步驟：①建模：指定項目名稱和分析標題，然后在前處理中定義單元類型、單元實常數(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，施加載荷，進行固有頻率的有限元計算。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軟件默認的Block Lanczos求解法，這種方法精度高，收斂速度快。③擴展模態(tài)：將振型寫入結(jié)果文件，只有擴展模態(tài)后才能在后處理中看到振型；④后處理：經(jīng)過擴展模態(tài)后，模態(tài)分析的結(jié)果包括固有頻率、擴展的模態(tài)振型、相對應(yīng)力和力分布將被寫入到結(jié)構(gòu)分析結(jié)果文件中去。

試驗使用的測溫探頭的相關(guān)參數(shù)為：材料性能常數(shù)為E=200 GPa，μ=0.3，ρ=7 850 kg/m3；測溫探頭感溫部尺寸為Φ4×50 mm。對測溫探頭結(jié)構(gòu)進行有限元網(wǎng)格劃分，得到測溫探頭結(jié)構(gòu)的有限元模型，見圖2。對測溫探頭的模態(tài)進行求解，求得測溫探頭的前5階固有頻率值，見表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，在此說明如下：表1中2階固有頻率的振型主要表現(xiàn)為測溫探頭感溫部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 管路振動試驗

得到了測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)動機轉(zhuǎn)子振源外，流體脈動引起的振動以及其他不確定因素引起的振動分析起來難度比較大，因此在安裝測溫探頭的燃油和滑油管路上安裝了三個振動傳感器測量管路的振動情況，安裝位置分別為1#測點：主燃油入口管路；2#測點：滑油出口管路；3#測點主燃油出口管路。所有振動傳感器敏感軸的方向均與管內(nèi)流體流動方向垂直。為了盡量減小加速度傳感器對管路系統(tǒng)振動的影響，傳感器的選擇原則為重量輕、體積小，支架的設(shè)計也主要考慮其重量、體積等方面因素。根據(jù)以上原則，試驗選擇的振動傳感器為B&K公司的加速度計4 375，放大器為B&K公司的電荷放大器2 663。振動傳感器支架的材料為鋁。

振動傳感器輸出微弱信號經(jīng)過放大調(diào)理得到振動數(shù)據(jù)，對數(shù)據(jù)進行頻譜分析得到管路系統(tǒng)的激振頻率以及對應(yīng)的振幅。地面開車試驗時，穩(wěn)定的將油門桿從小狀態(tài)以階梯形式推至大狀態(tài)，每種狀態(tài)持續(xù)3 min，到試驗設(shè)計的最大狀態(tài)后再以階梯形式穩(wěn)定拉油門桿至小狀態(tài)。在設(shè)計的每個穩(wěn)定狀態(tài)點記錄管路系統(tǒng)的振動信息，保證記錄數(shù)據(jù)的長度為20 s。這樣就得到了發(fā)動機不同狀態(tài)時滑油、燃油管路的振動數(shù)據(jù)。

文中選取了兩個典型狀態(tài)進行頻譜分析，經(jīng)過頻譜分析得到表2和表3，分別對應(yīng)于發(fā)動機低、高轉(zhuǎn)速下三個測點的振動值。圖5和圖6分別為發(fā)動機低、高轉(zhuǎn)速下，三個測點振動的時域圖和頻譜圖(從上至下分別為1#、2#、3#測點)。其中，所有振動值均為電壓值，未轉(zhuǎn)換成加速度值。頻譜分析過程中的參數(shù)設(shè)置為：N=8 192；fs=20 kHz；加窗為hanning窗，數(shù)據(jù)長度為10 s。

表2 發(fā)動機低轉(zhuǎn)速時各個測點的振動值

圖5 發(fā)動機低轉(zhuǎn)速下各測點振動時域波形和頻譜圖

f(Hz)131.8234.4983.9111814772236a(V)1#測點0.1620.0970.1540.6670.0930.2872#測點——————3#測點0.3610.8580.1410.6600.0200.062

圖6 發(fā)動機高轉(zhuǎn)速下各測點振動時域波形和頻譜圖

從圖5和圖6可以看出，發(fā)動機管路系統(tǒng)的振動除了發(fā)動機高低壓轉(zhuǎn)子的基頻振動和倍頻振動外，還有其他頻率的振動。隨著發(fā)動機狀態(tài)的增大，發(fā)動機轉(zhuǎn)子引起的振動幅度明顯增大。由于試驗前對振動估計偏小，設(shè)計的測量系統(tǒng)靈敏度與實際需要相比偏大，當發(fā)動機高轉(zhuǎn)速工作時，管路的真實振動過大， 2#測點(滑油出口管路)時域波形超出量程，其他兩個測點的振動未超出量程。從表2和表3可以看出無論發(fā)動機高轉(zhuǎn)速工作或低轉(zhuǎn)速工作，始終有一個1 120 Hz左右的激振頻率存在，且隨著發(fā)動機轉(zhuǎn)速增加該激振源引起的振動明顯增大。三個測點比較來看，2#測點振動最大，其次為3#測點、1#測點，表中給出的是電壓值，根據(jù)測量系統(tǒng)靈敏度計算，3#測點的1 120 Hz振動值大約為21.8g，已經(jīng)比較大了。試驗中為了防止測溫探頭斷裂未將發(fā)動機推至最大狀態(tài)，可以判斷如果發(fā)動機狀態(tài)繼續(xù)增大，發(fā)動機管路系統(tǒng)的振動會更大。

3 解決方法

經(jīng)過上對測溫探頭的模態(tài)分析，及對管路系統(tǒng)激振頻率的分析，可以發(fā)現(xiàn)測溫探頭的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)動機大狀態(tài)工作時該激振頻率的振動較大，導(dǎo)致了測溫探頭共振斷裂。

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

圖7 更改前后的測溫探頭尺寸

對改進的測溫探頭進行模態(tài)分析得到測溫探頭的5階固有頻率見表4，從表中可見，減小了測頭感溫部的長度后，測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了1 120 Hz的激振頻率。

將改進設(shè)計的測溫探頭裝機試驗后再未出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象，說明測頭斷裂的主要原因分析正確，解決措施的當。

表4 重新設(shè)計的測溫探頭前5階固有頻率 /Hz

4 總 結(jié)

結(jié)合模態(tài)分析與管路振動測試分析得出測溫探頭結(jié)構(gòu)設(shè)計不良，導(dǎo)致測頭在發(fā)動機大工作狀態(tài)下產(chǎn)生共振，這是測頭斷裂的主要原因。依據(jù)分析結(jié)論縮減了測溫探頭感溫部的長度，使得測溫探頭的固有頻率遠離管路系統(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，陜西長安人，工程師，碩士, 研究方向:發(fā)動機結(jié)構(gòu)強度及故障診斷。

TP277

A

1007-4414(2014)02-0095-04