發動機整機鳥撞試驗推力銷瞬態規律研究

劉 濤，雷曉波，薛文鵬

（中國飛行試驗研究院，西安710089）

0 引言

隨著航空技術的發展，鳥撞事件呈增加的趨勢，由于發動機風扇葉片處在最前端，屬較易受鳥撞擊的部位，因此開展發動機鳥撞試驗研究具有重要意義[1-2]。基于外物撞擊對發動機造成的潛在危害和對發動機維修造成的極大不便，英國QinetiQ于2008年在RB168-101發動機上進行了大量的撞擊試驗，以驗證自主開發的外物損傷（FOD）監視報警系統的可靠性[3]。國內關于發動機鳥撞方面的研究主要停留在鳥撞有限元仿真與實驗室模擬試驗[4-9]，在試驗研究方面，開展了鳥撞擊平板模擬試驗，由于真實發動機處在高速旋轉狀態，利用平板模擬葉片無法考慮到飛鳥與轉子之間的相互作用，很難科學地得出鳥撞擊風扇葉片的瞬間載荷特性。而外物撞擊發動機整機的試驗研究則在公開文獻中未見報道。在某發動機整機吞鳥試驗中，根據現場的監控參數，未發現喘振、參數超限、熄火及停車等現象，可見利用常用的發動機參數并不能很好地反映出外物撞擊事件的發生，但分析發動機推力銷應變時域波形時可明顯地觀察到鳥撞造成的沖擊波，推力銷應變參數能夠很好地反映鳥撞過程。

本文通過分析推力銷應變數據來討論發動機遭遇FOD撞擊前后、撞擊瞬間的變化規律、撞擊機理等問題。

1 吞鳥瞬間推力測量與分析方法

1.1 推力銷推力測量方法

推力直接測量技術的原理是將航空發動機的推力銷進行應變計改裝，通過應變輸出來獲得發動機推力實時值[10]。根據文獻[11]，采用在推力銷上布置可靠性高的剪力全橋應變，通過地面標定試驗獲得推力銷應變-推力之間的載荷方程，從而根據應變獲得發動機實時推力值[12-14]。垂向載荷測量方法與推力測量方法相類似。

根據有限元仿真計算選取合適的貼片位置[15]，按照安裝節應變計改裝流程對左右推力銷進行縱向、法向2個方向的應變計貼片改裝，改裝后的推力銷如圖1所示。獲取安裝節推力的前提是建立推力銷應變與推力之間的校線關系，為此在推力銷載荷標定專用平臺上對推力銷進行多次載荷加載，并利用最小二乘法對載荷應變數據進行處理，從而獲得應變-推力標定方程以及應變-垂向載荷標定方程。

圖1 推力銷應變改裝

1.2 吞鳥瞬間推力沖擊譜分析方法

由于鳥撞屬于瞬態沖擊過程，除了進行沖擊時域分析，本文利用沖擊譜對鳥撞前、鳥撞瞬間和鳥撞后推力進行分析，研究鳥撞過程對發動機推力或載荷的動態影響。單自由度振動沖擊系統的模型如圖2所示，在工程中絕大多數輸入的沖擊以加速度的形式測量。

當基座受到外界激勵時，質量塊m的動力學運動方程為

圖2 單自由度系統動力學模型

式中：m為質量塊的質量；c為系統阻尼；k為剛度系數；x為基座的位移；y為質量塊的絕對位移。

當輸出量為質量塊的絕對加速度時，則有

利用拉普拉斯變換，考慮到工程上沖擊初始條件為零，得到絕對加速度模型的傳遞函數為

式中：Y（s）為 y 的拉普拉斯變換；X（s）為 x 的拉普拉斯變換；s為復參數。

式（5）是1個數學模型，并不具有特定的力學物理意義，Y（s）輸出的是與X（s）對應的加速度信號。利用斜波響應不變法求解出數字濾波器系數，求解過程見文獻[8]。

2 鳥撞瞬間推力銷推力和垂向載荷時域波形分析

發動機分別處于著陸狀態和起飛狀態時，將1只280 g的飛鳥利用氣炮射向發動機流道，分析研究鳥撞瞬間右側推力銷推力和垂向載荷的變化規律。為了便于研究，測量的推力采用推力相對值（推力相對值=實際推力/某狀態臺架推力×100%），測量的垂向載荷也采用載荷相對值（載荷相對值=實際載荷/某載荷值×100%）。

2.1 發動機著陸狀態鳥撞瞬間推力時域分析

發動機著陸狀態鳥撞瞬間推力時域波形如圖3所示。從圖中可見，推力在撞擊的瞬間發生劇烈的波動，鳥撞擊發動機葉片的過程大約持續0.1 s。撞擊前，推力相對值為18.1%；撞擊瞬間，推力相對值首先增大到21.75%，隨后在0.01 s后急劇減小到7.9%；相對于撞擊前，推力相對值減小幅度達到10.2%。發動機著陸狀態鳥撞瞬間垂向載荷時域波形如圖4所示。從圖中可見，撞擊瞬間推力銷垂向載荷發生劇烈波動，垂向載荷相對值首先急劇減小到-46%，劇烈波動后又增大到41%，載荷相對值波動范圍達到了87%。可見，鳥撞沖擊作用不但對推力產生較大影響，而且對發動機垂向載荷也產生較大影響。

圖3 發動機著陸狀態鳥撞瞬間推力時域波形

圖4 發動機著陸狀態鳥撞瞬間垂向載荷時域波形

2.2 發動機起飛狀態鳥撞瞬間推力時域分析

發動機起飛狀態飛鳥質量、飛鳥速度幾乎與著陸狀態時的相同，唯獨是發動機狀態不同。發動機起飛狀態鳥撞瞬間推力時域波形如圖5所示。從圖中可見，撞擊前，推力相對值為91.2%；撞擊開始時，推力相對值首先是增大到99.55%，增幅約8.35%，接著急劇減小到66.8%，撞擊瞬間推力相對值波動范圍達到了32.75%。與著陸狀態相比，起飛狀態遭遇鳥撞后發動機推力相對值沒有恢復到原來水平，并且推力已不穩定，處在明顯波動中。

起飛狀態鳥撞瞬間垂向載荷時域波形如圖6所示。從圖中可見，垂向載荷在撞擊瞬間相對值波動達到了175%，撞擊后載荷波動很明顯，且載荷平均值偏離了原來的載荷值。試驗后檢查發現風扇葉片已出現嚴重的變形和卷曲，葉片損傷導致葉片上的質量分布發生改變，從而導致低壓轉子動平衡嚴重惡化，發動機整體振動變大，反映在推力銷上是撞擊后垂向載荷波形很大。

圖5 起飛狀態吞鳥瞬間推力時域波形

圖6 起飛狀態吞鳥瞬間垂向載荷時域波形

2.3 鳥撞瞬間推力波動的原因分析

對比圖3和圖5可見，雖然撞擊力的方向與推力方向相反，但遭受鳥撞瞬間發動機推力反而呈先增大后減小的趨勢。由此可知，鳥撞擊葉片造成的推力波動并不是撞擊沖擊力直接導致的，而是撞擊沖擊力引起葉片的攻角和葉型速度三角形發生變化，從而影響壓氣機的增壓比和流場變化。由于葉片攻角不斷變化，從而使發動機推力不斷波動。后續可通過對進氣流場變化進行仿真分析來研究推力的變化。

3 鳥撞過程發動機推力和垂向載荷沖擊譜分析

利用沖擊譜對鳥撞前、鳥撞瞬間和鳥撞后的推力和垂向載荷時域波形進行計算，得到了相應的沖擊譜圖。發動機著陸、起飛狀態時鳥撞過程推力和垂向載荷沖擊譜圖分別如圖7～10所示。

圖7 發動機著陸狀態鳥撞過程推力沖擊譜對比

圖8 發動機著陸狀態鳥撞過程垂向載荷沖擊譜對比

圖10 發動機起飛狀態鳥撞過程垂向載荷沖擊譜對比

發動機著陸狀態時低、高壓轉子基頻分別為82、198 Hz。從圖7中可見，推力方向低壓轉子基頻放大系數小，高壓轉子基頻放大系數大，吞鳥前放大系數較大的頻率為134.5 Hz，對應放大系數為5.77，而鳥撞瞬間沖擊譜曲線中頻段中201.6 Hz的放大倍數增大到5.73。從圖8中可見，垂向載荷低壓基頻放大系數較清晰地顯示出來，低壓轉子的轉頻存在，但在撞擊的整個過程中沖擊譜曲線沒有明顯變化，說明著陸過程的鳥撞主要影響推力應變，對發動機垂向或周向載荷影響較小。

起飛狀態發動機低、高壓轉速分別為140.5、238 Hz。從圖9、10中可見，撞擊瞬間和撞擊后在142.5 Hz出現放大系數突增的現象。從圖9中可見，相比鳥撞前的沖擊譜，鳥撞瞬間沖擊曲線整體上增大，其中在30 Hz時的放大系數由2.5增大到6.07；在142.5 Hz時的放大系數則由2.1突增到8.3，由于鳥撞瞬間致使葉片卷曲掉塊，在鳥撞后沖擊譜曲線中低壓轉頻的放大系數很大，達到10.54，轉子已嚴重不平衡。從圖10中可見，垂向載荷的沖擊譜曲線對比可更清晰地反映這一點，相比小狀態，在發動機大狀態下低壓轉子的轉頻在譜圖中更明顯，鳥撞瞬間在142.5 Hz時垂向載荷放大系數從鳥撞前的4.71增大到8.37，而鳥撞結束后則已經達到了12.63，與推力變化的結果相似，說明轉子的不平衡已經很嚴重。

4 結論

通過對推力銷鳥撞試驗應變數據進行時域分析和沖擊譜分析，得出以下結論：

（1）推力銷推力和垂向載荷能夠靈敏地反映出發動機發生鳥撞的過程，為監測識別鳥撞擊發動機事件提供了新的途徑。

（2）發動機遭遇鳥撞的瞬間，推力并不是首先減小，而是有可能首先增大；發動機瞬態推力發生變化的主要原因并不是由沖擊力造成的，而是由于沖擊力誘使葉片攻角、流場特性發生突變而導致的。

（3）從沖擊響應譜來分析，鳥撞瞬間會激起某些頻率的較大變化，低壓轉頻的變化與否與發動機的狀態有關，如果鳥撞致使葉片損傷，將會導致轉子發生嚴重的不平衡。

（4）如果鳥撞未造成葉片損傷，那么推力及結構載荷將會很快恢復到之前的水平；如果造成了葉片損傷，那么鳥撞后推力及載荷將偏離原來的數值，且發動機將處于嚴重的不平衡狀態。

（5）本文得出的規律性結論可為外物撞擊發動機風扇葉片研究提供一定參考。