降低某型飛機(jī)液壓導(dǎo)管應(yīng)力研究

朱 萌 劉 峰 許絕舞

（國營蕪湖機(jī)械廠，蕪湖 241007）

飛機(jī)液壓系統(tǒng)主要用于起落架、減速板的收放裝置，以及向襟翼、水平平尾等舵面?zhèn)鲃?dòng)部分的供壓裝置中，具有重要作用[1]。液壓導(dǎo)管在系統(tǒng)中主要用來傳輸能量，若其在飛行中出現(xiàn)裂紋或斷裂，將導(dǎo)致液壓油泄露，從而危及飛行安全。

目前，飛機(jī)液壓系統(tǒng)主要采用柱塞泵，這種泵的脈動(dòng)式流量輸出是其固有特性。流量脈動(dòng)經(jīng)過管路系統(tǒng)的阻抗變換會(huì)產(chǎn)生壓力脈動(dòng)，當(dāng)脈動(dòng)頻率與流體諧振頻率及管路系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的固有頻率接近時(shí)，會(huì)產(chǎn)生耦合振動(dòng)[2]。這些耦合振動(dòng)具有破壞性，會(huì)使液壓系統(tǒng)管路產(chǎn)生加速磨損、支承結(jié)構(gòu)失效、疲勞裂紋等現(xiàn)象，從而影響液壓系統(tǒng)管路的工作性能。在飛機(jī)運(yùn)行過程中，飛機(jī)機(jī)體的振動(dòng)能夠通過液壓系統(tǒng)固定元件或者管夾傳遞到管路上，從而帶動(dòng)管路系統(tǒng)發(fā)生（支承）激勵(lì)振動(dòng)，引起振動(dòng)問題。

近年來，發(fā)生了多起因振動(dòng)異常導(dǎo)致的飛機(jī)液壓管路失效故障，給航空修理企業(yè)的液壓管路維修工作帶來了很大壓力[3]?；诖耍疚耐ㄟ^開展振動(dòng)應(yīng)力測試，監(jiān)測高振動(dòng)應(yīng)力導(dǎo)管，并分析導(dǎo)管高振動(dòng)應(yīng)力產(chǎn)生的原因，找出了導(dǎo)致液壓系統(tǒng)導(dǎo)管振動(dòng)應(yīng)力過高的重要影響因素，同時(shí)還制定了降低導(dǎo)管應(yīng)力的方案，最終消除了導(dǎo)管振動(dòng)應(yīng)力高的故障，提高了液壓系統(tǒng)導(dǎo)管工作可靠性。

1 導(dǎo)管振動(dòng)應(yīng)力測試原理

導(dǎo)管應(yīng)力測試采用應(yīng)變電測法，該方法能夠通過電阻應(yīng)變儀測出貼在導(dǎo)管表面電阻應(yīng)變片的電阻變量，并直接轉(zhuǎn)換輸出為應(yīng)變值，然后依據(jù)虎克定律計(jì)算出導(dǎo)管被測點(diǎn)的應(yīng)力值的大小，導(dǎo)管粘貼示意圖如圖1所示[4-5]。對(duì)于導(dǎo)管應(yīng)力測試，應(yīng)分別測量導(dǎo)管被測點(diǎn)的X向和Y向應(yīng)力值，如圖2所示，然后合成為導(dǎo)管的軸向總應(yīng)力值，通過總應(yīng)力值判定導(dǎo)管的應(yīng)力大小是否符合標(biāo)準(zhǔn)。

圖1 導(dǎo)管粘貼示意圖

圖2 應(yīng)力計(jì)算示意圖

根據(jù)輸出的應(yīng)變值，分別計(jì)算每個(gè)測量點(diǎn)在各工作狀態(tài)下的X向和Y向應(yīng)力，并合成為總應(yīng)力，應(yīng)力計(jì)算公式為：

總應(yīng)力計(jì)算公式為：

式中：ε為應(yīng)變儀輸出峰峰值的半幅值；E為彈性模量，當(dāng)導(dǎo)管材料為1Cr18Ni10Ti時(shí)，E=2.1×105MPa。

2 應(yīng)力測試判據(jù)

通過振動(dòng)疲勞試驗(yàn)測得1Cr18Ni9Ti不銹鋼材料的疲勞極限為218 MPa，考慮到應(yīng)力集中系數(shù)、尺寸系數(shù)、表面質(zhì)量系數(shù)等因素的影響，液壓導(dǎo)管構(gòu)件的振動(dòng)疲勞極限為：

式中：σ0為構(gòu)件的疲勞極限；β是表面質(zhì)量系數(shù)，取值為β=0.712 5；σ是材料的疲勞極限；εσ是尺寸系數(shù)，取值為εσ=0.83；Kσ是應(yīng)力集中系數(shù)，取值為Kσ=2.72。

將上述數(shù)據(jù)代入式（3），計(jì)算可得σ0=47.39 MPa。

一般認(rèn)為1Cr18Ni10Ti不銹鋼管材料振動(dòng)疲勞極限優(yōu)于1Cr18Ni9Ti管材，飛機(jī)液壓導(dǎo)管設(shè)計(jì)中的動(dòng)態(tài)臨界應(yīng)力即為材料的振動(dòng)疲勞極限[6-8]。目前修理機(jī)型對(duì)于1Cr18Ni10Ti材料制造的液壓導(dǎo)管，應(yīng)力判斷標(biāo)準(zhǔn)為總應(yīng)力值σ總≤40 MPa。

3 導(dǎo)管應(yīng)力與導(dǎo)管振動(dòng)頻率的分析

3.1 導(dǎo)管應(yīng)力情況

某型飛機(jī)液壓導(dǎo)管應(yīng)力試驗(yàn)測試點(diǎn)的位置如圖3所示。實(shí)際測試過程中，導(dǎo)管的實(shí)測應(yīng)力及發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速狀態(tài)如表1所示。從表1可以看出，導(dǎo)管測試點(diǎn)應(yīng)力值在右發(fā)85%、雙發(fā)85%及雙發(fā)85%舵面狀態(tài)時(shí)，導(dǎo)管振動(dòng)應(yīng)力大于40 MPa。

圖3 導(dǎo)管應(yīng)力測試點(diǎn)位置

表1 導(dǎo)管應(yīng)力測試數(shù)據(jù)

3.2 導(dǎo)管振動(dòng)頻率分析

柱塞泵流量輸出中的流量脈動(dòng)包含固有脈動(dòng)和回沖脈動(dòng)兩部分[9]?；貨_脈動(dòng)幅值比固有流量脈動(dòng)幅值大得多，柱塞泵的流量脈動(dòng)以及由它引起的壓力脈動(dòng)的基波頻率都是fp，其計(jì)算方式為：

式中：n為液壓泵的轉(zhuǎn)速，單位為r·min-1；Z為柱塞數(shù)。

某型飛機(jī)液壓泵為柱塞泵，安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)的外置附件機(jī)匣上，泵軸由傳動(dòng)機(jī)匣帶動(dòng)，柱塞泵的額定轉(zhuǎn)速為4 200 r·min-1，柱塞泵轉(zhuǎn)速隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速變化，柱塞數(shù)為9[10]。根據(jù)壓力脈動(dòng)基波頻率fp的計(jì)算公式可計(jì)算出液壓系統(tǒng)的脈動(dòng)頻率，如表2所示，其頻率范圍為441～630 Hz。

表2 某型飛機(jī)液壓系統(tǒng)的脈動(dòng)頻率

采用有限元對(duì)整個(gè)管系的固有頻率進(jìn)行分析，所示導(dǎo)管的振動(dòng)模態(tài)受管型、位置、空間等影響，難以在飛機(jī)上通過實(shí)物狀態(tài)測量。通過利用CATIA軟件建立了管路數(shù)模，模型中導(dǎo)管的安裝位置與機(jī)上實(shí)測情況保持一致。在ANSYS Workbench平臺(tái)中導(dǎo)入管系整體模型，選擇管道材料為1Cr18Ni10Ti，材料的參數(shù)特性如表3所示。

表3 導(dǎo)管材料屬性參數(shù)

通過ANSYS Workbench進(jìn)行模態(tài)分析，有限元計(jì)算模型如圖4所示，圖5和圖6分別為導(dǎo)管的一階和二階模態(tài)，計(jì)算出的導(dǎo)管前六階固有頻率如表4所示。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速狀態(tài)為80%和85%時(shí)導(dǎo)管應(yīng)力值過高，這兩種狀態(tài)的液壓系統(tǒng)脈動(dòng)頻率分別為504.00 Hz和536.00 Hz，與導(dǎo)管的一階模態(tài)共振頻率（529.70 Hz）最為接近。因此，在導(dǎo)管脈動(dòng)值不變的前提下，導(dǎo)管的共振頻率與液壓脈動(dòng)頻率相耦合，是導(dǎo)致導(dǎo)管應(yīng)力值過高的主要原因。

表4 導(dǎo)管固有頻率

圖4 仿真模型

圖5 1階模態(tài)

圖6 2階模態(tài)

4 降低導(dǎo)管應(yīng)力的方案

壓力脈動(dòng)的控制較為復(fù)雜，改進(jìn)過程中需要考慮以下幾個(gè)方面：一是改變柱塞泵的設(shè)計(jì)，如在配流盤上增加壓縮腔、三角槽和阻尼孔等；二是改變管路的直徑和長度等結(jié)構(gòu)參數(shù)，以改變流體管路的諧振頻率；三是增加管路的支撐點(diǎn)，提高管路固有頻率，從而避開共振頻率。相比之下，加固或增設(shè)管系的支撐點(diǎn)能顯著提高系統(tǒng)的剛度，以改變管路的振動(dòng)特性以便于更好地實(shí)施。

物體的固有頻率與其剛度和質(zhì)量有關(guān)，因此改變固有頻率的兩種方法為改變物體質(zhì)量和改變連接剛度，則物體固有頻率fn為：

式中：k為剛度，m為質(zhì)量。

對(duì)導(dǎo)管而言，縮短導(dǎo)管長度或降低導(dǎo)管壁厚可以減輕導(dǎo)管質(zhì)量，但實(shí)施起來較為復(fù)雜，而且降低導(dǎo)管壁厚還可能降低導(dǎo)管抗疲勞性能，故無法實(shí)行。因此，可以選擇增加導(dǎo)管上端壁板厚度的方法來增強(qiáng)導(dǎo)管連接剛度。增加壁板厚度后有限元計(jì)算模型如圖7所示，圖8和圖9分別為增加壁板厚度后導(dǎo)管的一階和二階模態(tài)，計(jì)算出增加壁板厚度后的導(dǎo)管前6階固有頻率如表5所示。

表5 增加壁板后導(dǎo)管固有頻率

圖7 仿真模型

圖9 2階模態(tài)

由仿真結(jié)果可得：一方面，改變管路固有頻率，將管路固有頻率與激勵(lì)源頻率相互錯(cuò)開，能夠提高管路管路固有頻率，從而避免共振的發(fā)生；另一方面，改進(jìn)后管路的固有頻率在793 Hz以上，超出了液壓泵的脈動(dòng)頻率范圍，可以避開共振。

由以上計(jì)算可以看出，通過調(diào)整后，導(dǎo)管的固有頻率全部超出了液壓系統(tǒng)柱塞泵的脈動(dòng)激振頻率，因此不會(huì)與柱塞泵的輸出頻率耦合。下面繼續(xù)用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)一步證明上述結(jié)論。表6為導(dǎo)管安裝結(jié)構(gòu)改進(jìn)后導(dǎo)管應(yīng)力測試數(shù)據(jù)。與未改進(jìn)時(shí)相比，導(dǎo)管測試點(diǎn)應(yīng)力值在右發(fā)85%、雙發(fā)85%及雙發(fā)85%舵面狀態(tài)時(shí)的振動(dòng)應(yīng)力均明顯降低。

表6 導(dǎo)管應(yīng)力測試數(shù)據(jù)

導(dǎo)管改進(jìn)前后的應(yīng)力曲線如圖10所示，可以看出，改進(jìn)后，發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車時(shí)，導(dǎo)管的最大應(yīng)力已降至35 MPa以內(nèi)，滿足了導(dǎo)管振動(dòng)應(yīng)力的技術(shù)要求。

圖10 導(dǎo)管改進(jìn)前后應(yīng)力曲線

5 結(jié)語

對(duì)液壓系統(tǒng)管路進(jìn)行ANSYS建模仿真分析和試驗(yàn)分析得出，由于導(dǎo)管振動(dòng)頻率與液壓脈動(dòng)頻率接近而產(chǎn)生共振，從而導(dǎo)致導(dǎo)管應(yīng)力值過高。針對(duì)這種情況，可通過改變導(dǎo)管連接剛度使導(dǎo)管固有頻率超出與液壓系統(tǒng)柱塞泵的輸出頻率范圍，以降低導(dǎo)管應(yīng)力值。另外，通過將有限元分析方法和發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車導(dǎo)管應(yīng)力測試分析相結(jié)合，可以有效地找出解決問題方案，指導(dǎo)管路布局改進(jìn)優(yōu)化措施，從而排除振動(dòng)應(yīng)力值超標(biāo)故障，降低導(dǎo)管疲勞斷裂的故障風(fēng)險(xiǎn)。