綜合載荷環境下高超聲速飛行器結構多場聯合強度試驗技術

鄒學鋒，郭定文，潘凱,,*，屈超，陶永強，張旭東

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

隨著航空航天技術的快速發展，飛行器越來越凸顯出功能先進性和系統復雜性等特點，導致飛行器在研制中不可避免地將面臨多學科交叉、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構動態特性的影響比單一載荷更復雜[4-5]，嚴重威脅著飛行器結構的安全性和可靠性。傳統的單載荷場結構強度試驗越來越表現出“欠試驗”等缺陷[6]，國內結構強度驗證試驗不再局限于單一載荷環境，而是向著多場耦合載荷環境發展。當前多項在研工程均對多場聯合強度試驗提出了迫切需求。從國防發展趨勢和發展需求來看，未來多場載荷聯合試驗將成為熱防護系統等典型結構強度考核的主要手段[7]。

國外很早就將多場聯合下的結構強度試驗技術納入其軍標及結構完整性規范中[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構強度仿真分析與地面試驗能力建設工作[10-12]，積累了大量的技術能力與研究經驗。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相繼開展了薄壁結構的熱-噪聲、熱-力、熱-振動等聯合試驗，考核對象多為C/C、C/SiC等復合材料結構，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構實際受載量級[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-結構、熱-噪聲等聯合載荷影響[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-振動聯合加載裝置，可實現熱-聲-振聯合加載，為暴風雪號研發做出過貢獻。

相對而言，國內在多場耦合分析方面的工作開展較多，多場聯合環境試驗技術研究起步較晚，近年來，基于實際工程需求，多場聯合結構強度試驗技術逐漸得到重視，進入了一個高速發展的階段[19-20]。當前的預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合試驗技術提出了明確需求，但由于缺乏足夠的設計、加載及測量手段，且工程研制數據與經驗積累不夠，當前三場、四場等聯合試驗仍處于探索階段，無法滿足實際工程需求，結構強度驗證試驗仍然以熱-力、熱-振動等兩場聯合為主[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、振動聯合強度試驗設計方法，發展了復雜環境下的載荷獨立加載與閉環控制技術，實現4種載荷的聯合精確加載與控制，并且給出載荷場之間的關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件的氣動力/噪聲/高溫/振動聯合強度驗證試驗，得到了寶貴的試驗數據，該試驗方法與平臺將在后續的工程研制與預先研究中發揮更大的作用。

1 多場聯合結構強度試驗設計

1.1 總體方案設計

多場聯合試驗平臺以某工程結構地面試驗驗證需求為目標，同時為多場作用下結構響應及疲勞特性的基礎研究提供平臺，多場聯合試驗平臺驗證對象為舵面、熱防護結構(TPS)等典型結構，設計指標如表1所示，平臺以高聲強行波管為基礎，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，設計專用力加載裝置模擬氣動力加載，試驗平臺設計思路如圖1所示。行波管設計充分考慮加熱環境，采用石英燈輻射加熱的方式對行波管涂黑的金屬內壁面進行輻射加熱，再通過對流換熱的方式提高溫度加載效率，設計一套熱環境下的振動夾具，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不同溫度載荷條件的模擬；通過熱聲環境下的靜力加載裝置設計，采用水冷式剛性作動筒實現高溫強噪聲環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 多場聯合試驗平臺設計指標Table 1 Design indexes of multi-load combined platform

圖1 多場聯合試驗平臺設計思路Fig.1 Design of multi-load combined test platform

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

試驗平臺需設計專用支撐裝置來對結構進行支撐及載荷傳遞。多場環境下結構的支撐裝置設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；結構動強度試驗中n一般要求至少大于8。

1.2 聯合加載控制方案

為實現各載荷之間的協調加載與控制，設計了一套多系統集成平臺，如圖3所示，該平臺采用多系統位置協調、加載裝置光路通道預留、光學圖像傳輸系統安裝等方式解決非接觸式測量系統的光路干擾問題，能夠有效解決空間約束與系統干涉問題，多系統聯合控制方案如圖4所示。

圖3 多系統集成平臺Fig.3 Platform for multi-system integration

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

1.3 關鍵參數測量技術

根據多場聯合試驗平臺的設計指標和實際載荷要求，建立了800 ℃溫度環境下的多場聯合試驗測量技術體系，如圖5所示。具體包括噪聲、力、振動、溫度等載荷參數測量和結構應變、加速度、位移等響應測量2部分。靜力載荷通過遠端冷區力傳感器測量策略實現實時監測和測量，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測，金屬結構的應變響應采用接觸式高溫應變傳感器測量得到，加速度及位移響應分別通過基于多普勒效應的激光測振儀和基于三角法的激光位移計測量得到。

圖5 多場聯合試驗測量技術體系Fig.5 Measurement strategy of multi-load combined test

2 關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調加載方法

對于氣動力這種分布式準靜態載荷，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，每個集中載荷根據載荷大小通過相應的橡皮繩或氣囊進行加載。由于集中載荷數量越多對分布載荷的模擬就越真實，因此應在可操作前提下取盡量多的集中力加載點。

由于振動產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)發生變化，從而必然導致靜載產生動態誤差。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，根據橡皮繩的力學特性，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 結構變形、流場對聲場的影響分析

首先考慮結構變形對聲場的影響，行波管內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)

結構變形前后聲場的聲壓級變化為

(8)

可以看出，相對而言，結構小變形對聲場的影響不大。

考慮多場環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，行波管內流場速度云圖如圖6所示。噪聲監測點分別選取行波管試驗段頂面中點(編號為1#)和側面中點(編號為2#)，如圖7所示，由FLUENT計算得到兩點在流場環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 彈性加載系統的振動耦合效應

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對部件的附加質量、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(可視做一個質量塊)組成了一個“彈簧-質量”系統，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-質量”系統的固有頻率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-質量”系統的固有頻率f可根據式(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 多場聯合試驗振動臺的外力平衡策略

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

內力加載平衡法(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，并施加相應的靜載；最后將剛架安裝到振動臺上，使加載系統與試驗件一起振動。顯然，這種方法使試驗件與加載系統為一整體，其優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。該方法優缺點與內力加載法相反。

圖10 內力法平衡策略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 高溫環境下的噪聲測量修正方法

500 ℃溫度條件下，熱區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)、中(熱區)、下游(冷區)布置傳感器，通過對比試驗得到冷區和熱區的修正關系，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，由于熱區溫度較高，空氣密度也較小，熱區聲壓級比冷區聲壓級小，假設其差值為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 多場載荷環境下的熱加載控制策略

由于熱流計較難耐受行波管內高溫強噪聲環境，而且熱流計安裝在行波管內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熱標定，標定時在試驗件受熱面表面和加熱器外側(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換系數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 某典型舵面構件多場聯合試驗

3.1 試驗對象與載荷條件

基于多場聯合試驗平臺開展了某舵面模擬構件的靜力/高溫/噪聲/振動多場聯合試驗，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，試驗件具體結構形式如圖14所示。該試驗件所受噪聲、振動、溫度及靜力聯合載荷條件如表2所示。

多場耦合試驗過程中，設計專門的振動夾具，滿足剛度及質量限制條件。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，通過連接在拉環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、力傳感器等元件構成，靜力加載如圖16所示。

高溫強振動聯合載荷環境下，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定。

圖14 某舵面構件結構形式Fig.14 Component structure on rudder surface

表2 聯合載荷條件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。應變采用三線制1/4橋法測量，應變片選用高溫應變片，采用線性譜平均方法進行數據采集，采樣率為10 kHz，應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 試驗結果與數據分析

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

取應變較大的1#、16#、18#、19#、21#測點，研究不同聯合載荷環境下試驗件應變時域響應特性變化，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 試驗現場圖Fig.21 Test site photos

圖22 不同載荷條件下各測點的應變響應均值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變響應均方根值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，各測點處的應變均值沒有發生明顯改變，3個階段所產生的靜應變主要由靜力載荷貢獻，在S+N+V+T聯合加載階段，由于熱載荷作用，試驗件內部產生熱應力，各測點處的應變平均值發生了劇烈變化，熱應力由固支邊界引起的熱變形約束產生的應力和溫度梯度產生的應力2部分組成。

從圖23可以看出，在S加載階段，各測點處的應變均方根值接近0，在S+N加載階段，各測點處產生了量級較小的應變均方值，此時噪聲載荷引起了量級不大的動態響應，在S+N+V加載階段，各測點處的應變均方根值明顯升高，此時由于振動載荷作用，試驗件產生了較大的動態應變響應，在S+N+V+T加載階段，由于熱載荷引起材料特性的改變、結構剛度分布以及支撐剛度的變化，試驗件的動應變響應將經歷先上升后下降的過程。聯合載荷作用下試驗件的頻率特性也發生了明顯變化，圖24給出了不同載荷階段的1#測點應變功率譜密度曲線，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，試驗件1階共振頻率升高，該結果與計算分析結果接近。

多場聯合載荷作用下，靜力載荷和熱載荷導致試驗件產生較大的靜態應變，熱載荷同時還會影響試驗件的動態應變響應，噪聲和振動載荷會導致結構產生具有一定頻譜特性的動態響應。靜力、噪聲、振動、熱載荷同時作用下，試驗件所受的靜態響應水平和動態應變響應水平均有明顯的提高，此時，結構更容易發生破壞。通過舵面構件的多場聯合試驗，驗證了多場聯合試驗平臺的可行性及有效性，得到了可靠的多場載荷聯合試驗數據，揭示了多場聯合載荷下結構的靜/動態響應特征。

圖24 不同載荷階段1#測點的應變功率譜密度曲線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 共振頻率對比圖Fig.25 Comparison of resonance frequencies of acceleration response under V and S+V conditions

4 結 論

1) 針對高超聲速飛行器結構面臨的氣動熱、力、噪聲及振動復雜載荷環境，提出了多場聯合結構強度地面試驗方法，給出了具體的設計方案。

2) 對多場聯合環境下的試驗平臺關鍵技術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構所承受的靜力、振動、噪聲及高溫等聯合載荷環境的結構強度試驗平臺。

3) 基于多場聯合試驗平臺，開展了某舵面構件的靜力、振動、噪聲、高溫聯合載荷試驗，得到了不同聯合載荷作用下構件應變、加速度及位移的時域及頻域響應特征，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]，實現仿真與試驗的相互指導和驗證。

本文建立的多場聯合試驗技術可用于高超聲速飛行器結構強度地面試驗考核驗證。