鈦合金蜂窩平板聲載-靜載聯(lián)合加載設(shè)計與試驗

2021-03-07 14:01:32霍施宇鄧云華

科學(xué)技術(shù)與工程 2021年4期

霍施宇，屈超，徐健，鄧云華

(1.中國飛機強度研究所, 航空聲學(xué)與振動航空科技重點實驗室, 西安 710065; 2.中國航空制造技術(shù)研究院, 航空焊接與連接技術(shù)航空科技重點實驗室, 北京 100024)

發(fā)動機噪聲是影響飛機安全性和舒適性的重要因素,對于大涵道比渦扇發(fā)動機來說,風(fēng)扇噪聲是發(fā)動機的主要噪聲源,而在發(fā)動機外涵道內(nèi)壁面鋪設(shè)聲襯是抑制風(fēng)扇噪聲的主要措施。目前,在發(fā)動機外涵道包裹發(fā)動機核心機艙罩上面通常采用常溫聲襯(鋁合金聲襯或復(fù)材聲襯)+隔熱毯的消聲設(shè)計,但是這種組合式的聲襯設(shè)計不僅會增加制造工藝的難度還會降低可靠性[1-4]。耐溫的鈦合金蜂窩在較高溫度條件下具有比強度高、抗疲勞、耐腐蝕等優(yōu)點,在免去隔熱處理的同時還增加了結(jié)構(gòu)的可靠性,是發(fā)動機外涵道高溫區(qū)域聲襯潛在的替代方案[5]。鈦合金蜂窩聲襯不僅需要具有良好的降噪效果,還應(yīng)該能在服役環(huán)境的高強噪聲和氣動壓力聯(lián)合作用下長時工作。目前針對蜂窩結(jié)構(gòu)強度研究主要集中在力學(xué)性能、彎曲疲勞等方面,較少涉及隨機振動下的疲勞失效[6-7]。特別地,針對鈦合金蜂窩聲襯開展聲載-靜載疲勞試驗的相關(guān)研究還鮮見報道。為了探究鈦合金蜂窩聲襯抗聲載-靜載疲勞性能,暴露其薄弱部位,有必要針對鈦合金聲襯開展聲載-靜載聯(lián)合試驗,為鈦合金蜂窩聲襯設(shè)計與制造提供指導(dǎo)[8-10]。

為此，分析了蜂窩聲襯的服役工況和結(jié)構(gòu)特征,設(shè)計了一種聲載-靜載聯(lián)合試驗方法和試驗裝置,并對鈦合金蜂窩平板件開展了聲載-靜載聯(lián)合試驗,考察鈦合金蜂窩結(jié)構(gòu)的聲疲勞耐久性,暴露焊接結(jié)構(gòu)的聲疲勞薄弱位置,研究鈦合金聲襯在聲載-靜載作用下的疲勞破壞模式,為鈦合金聲襯抗疲勞設(shè)計提供試驗依據(jù)。

1 試驗對象

試驗對象為鈦合金蜂窩平板件,三維模型如圖1所示,尺寸參數(shù)如表1所示。

圖1 蜂窩聲襯三維模型示意圖Fig.1 3D model of honeycomb liner

表1 鈦合金蜂窩聲襯參數(shù)

2 試驗設(shè)計

2.1 載荷分析

鈦合金蜂窩聲襯是發(fā)動機高溫聲襯的一種形式,主要應(yīng)用于發(fā)動機外涵道靠近核心機的內(nèi)環(huán)壁面,其工作環(huán)境處于高聲強噪聲與氣動載荷聯(lián)合作用。實際作用在聲襯穿孔面的噪聲與氣動載荷是高周脈動壓力和低周氣動壓力的疊加。

對于單側(cè)穿孔平板聲襯試件,穿孔板內(nèi)部與穿孔板外表面的壓力時刻相等。如圖2所示,穿孔板外表面受到的氣動壓力會傳遞到無孔面板內(nèi)側(cè),實際承載的部位是無穿孔面,其內(nèi)側(cè)受疊加壓力:承受氣動靜壓(p)和噪聲載荷(p′)。

2.2 靜壓加載系統(tǒng)

根據(jù)載荷分析,為了實現(xiàn)平板聲襯噪聲載荷與靜壓載荷聯(lián)合加載,在行波管側(cè)壁設(shè)計一套靜壓加載試驗系統(tǒng):將平板聲襯試件安裝于靜壓加載裝置的夾具上,在試件無孔面通過靜壓加載裝置來實現(xiàn)有孔受聲面的等效靜壓加載,試件穿孔側(cè)面暴露于行波管內(nèi),最終實現(xiàn)平板聲襯試件的噪聲與靜壓載荷的聯(lián)合加載。

靜壓加載試驗系統(tǒng)由靜壓加載裝置、真空計、真空泵、控制系統(tǒng)及配套管路等設(shè)備共同組成。如圖3所示,靜壓加載裝置是靜壓加載試驗系統(tǒng)的主要組件,主要包括:試件、試件夾具、負(fù)壓腔、真空泵接口、真空蓋板、壓板、橡膠墊、減重板等主要部件,除減重板采用尼龍或其他輕質(zhì)材料以外,其余部件均采用Q235材料加工。為保證靜壓組件氣密性,試件與試件夾具之間設(shè)計密封槽,通過O型密封圈密封,真空蓋板與試件夾具之間設(shè)計了橡膠墊。

如圖4所示,靜壓加載裝置安裝在行波管試驗段側(cè)壁上,真空計安裝在靜壓試驗裝置外蓋板上,與控制系統(tǒng)相連用于測量真空度,即非穿孔面一側(cè)的氣壓,并將測量參數(shù)反饋給控制系統(tǒng),由控制系統(tǒng)可編程控制器(programmable logic controller，PLC)確定實際加載壓力值并控制真空泵的啟停,從而閉環(huán)控制負(fù)壓腔內(nèi)的氣壓,實現(xiàn)試件靜壓加載。

圖2 聲襯載荷特征Fig.2 Loading characteristics of acoustic liner

圖3 靜壓加載裝置Fig.3 Static pressureloading device

3 試驗方案

3.1 試驗載荷

試驗在高聲強行波管內(nèi)進行,試件通過靜壓試驗裝置安裝在行波管試驗段側(cè)壁上,試驗原理如圖5所示。

噪聲載荷由電動氣流揚聲器產(chǎn)生,并采用噪聲控制系統(tǒng)根據(jù)高聲強傳聲器的測量結(jié)果對試驗聲場進行閉環(huán)控制。如圖6所示,噪聲載荷譜為寬帶隨機噪聲譜,采用掠入射加載方式,試驗噪聲總聲壓級(overall sound pressure level,OASPL)為152 dB。

圖4 靜壓加載試驗系統(tǒng)Fig.4 Static pressure loading system

圖5 聲載-靜載聯(lián)合試驗示意圖Fig.5 Schematic diagram of acoustic-static test

圖6 噪聲加載頻譜Fig.6 Acoustic loading spectrum

氣動壓力載荷由靜壓加載試驗系統(tǒng)實現(xiàn),試件無孔面安裝于負(fù)壓腔內(nèi),實驗室當(dāng)?shù)卮髿鈮毫κ?6.9 kPa,通過靜壓加載系統(tǒng)控制負(fù)壓腔內(nèi)部的真空度達到28 kPa,加載控制精度為±1 kPa,即實際加載到試件的靜壓為67.9～69.9 kPa。

3.2 測量內(nèi)容

試驗中對試件的應(yīng)變、加速度進行測試。傳感器粘貼位置如圖7所示,應(yīng)變片采用三線式,1/4橋線路接法,粘貼在試件穿孔面四邊中點距夾具邊 5 mm 處。加速度傳感器粘貼在試件穿孔面(紅點位置),其中1#測點位于試件中心，2#測點位于垂直對稱線1/4處，3#測點位于水平對稱線1/4處。

試驗采用東華電測H9512動態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)全程持續(xù)采集應(yīng)變數(shù)據(jù),數(shù)據(jù)采樣率設(shè)為5 kHz。試驗采用B & K 3660D測量系統(tǒng)對試件的加速度響應(yīng)進行全程測試、分析,采樣頻率設(shè)為8 192 Hz。試驗全程監(jiān)測試件應(yīng)變、加速度響應(yīng)峰值頻率。當(dāng)試件動態(tài)響應(yīng)峰值頻率出現(xiàn)大于2%的變化時,暫停試驗并檢查試件。

試驗前后對全部試件采用聲-超聲檢測來檢查蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)釬焊脫開情況,利用聲波在釬焊結(jié)構(gòu)件內(nèi)的傳播規(guī)律檢測焊接是否出現(xiàn)不連續(xù)。

1#～4#為測點圖7 動應(yīng)變和加速度測點布置Fig.7 Strain and acceleration measuring points layout

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 試驗結(jié)果

對6件鈦合金蜂窩平板試件分別開展聲載-靜載聯(lián)合試驗,試驗過程中監(jiān)控響應(yīng)頻譜,未發(fā)現(xiàn)響應(yīng)共振峰有2%的偏移。

試驗后目視6件試件,未見肉眼可見破壞。將6個試件試驗前后無損檢測獲得的焊接情況進行統(tǒng)計,分別記錄每個脫焊區(qū)域面積,結(jié)果如表2所示。根據(jù)無損檢測結(jié)果,6件鈦合金蜂窩試件經(jīng)過10 h的聲載-靜載聯(lián)合試驗后,A型試件沒有出現(xiàn)局部脫焊,B型試件中有2件出現(xiàn)了局部脫焊。

B-2、B-3試件產(chǎn)生了新的釬焊脫開區(qū)域如圖8、圖9所示,其中紅圈為試驗前檢測出的脫焊區(qū),白圈為試驗后檢測出的脫焊區(qū)。

表2 無損檢測結(jié)果

圖8 B-2試件無損檢測結(jié)果Fig.8 Non-destructive inspection results of B-2

圖9 B-3試件無損檢測結(jié)果Fig.9 Non-destructive inspection results of B-3

B型試件的蜂窩高度為21 mm,相比于A型試件蜂窩高度15 mm增加了40%,說明在聲載-靜載聯(lián)合作用下,蜂窩芯體的高度增加使得蜂窩結(jié)構(gòu)更容易出現(xiàn)脫焊。

4.2 結(jié)果分析

為了探究B-2和B-3試件在10 h的聲載-靜載聯(lián)合試驗過程中出現(xiàn)局部脫焊的時間,展開分析其應(yīng)變和加速度的試驗數(shù)據(jù)。

首先提取B-2試件在試驗初期和試驗?zāi)┢诘?#應(yīng)變和加速度頻譜分別如圖10、圖11所示。

如圖10所示,可以發(fā)現(xiàn)B-2試件應(yīng)變一階峰值頻率由795 Hz下降到794 Hz；如圖11所示,加速度一階峰值頻率由794 Hz下降到791 Hz。從B-2試件的響應(yīng)頻譜可以發(fā)現(xiàn)其一階共振頻率在試驗前后未發(fā)生明顯改變,即B-2試件的剛度在試驗前后沒有發(fā)生明顯變化。

圖10 B-2試件2#應(yīng)變頻譜Fig.10 2# strain frequency spectrum of B-2

圖11 B-2試件2#加速度頻譜Fig.11 2# acceleration frequency spectrum of B-2

為了進一步探究B-2試件在試驗過程中有無異常,每隔1 h對B-2試件各個測點的均方根應(yīng)變和均方根加速度進行處理,得到了B-2試件在10 h過程中均方根應(yīng)變與均方根加速度數(shù)據(jù)的變化曲線,分別如圖12(剔除了3#異常的應(yīng)變數(shù)據(jù))、圖13所示。如圖12所示,當(dāng)試驗進行到第9小時,均方根動應(yīng)變數(shù)據(jù)發(fā)生了明顯的突變,推斷B-2試件在這個時間段發(fā)生了局部脫焊。如圖13所示,B-2試件整體的加速度響應(yīng)沒有發(fā)生明顯的變化,也證明了B-2試件的整體剛度沒有明顯變化。

接下來提取B-3試件2號應(yīng)變和2號加速度響應(yīng)在試驗開始階段和試驗結(jié)束階段的頻譜圖,如圖14、圖15所示。對比發(fā)現(xiàn)B-3試件的應(yīng)變和加速度一階共振頻率在試驗初期和末期沒有發(fā)生變化。

為了進一步探究B-3試件在試驗過程中有無異常,提取B-3試件每隔1 h的均方根應(yīng)變和均方根加速度數(shù)據(jù),分別如圖16、圖17所示。從圖16可以明顯觀察到在前3 h,均方根動應(yīng)變和加速度數(shù)據(jù)發(fā)生了一定的波動,推斷B-3試件可能在這個時間段發(fā)生了脫焊。