基于適航符合性要求的T12傳感器鳥撞設計優化

郭 山，謝 莉，劉傳欣，侯 亮，柴象海，張樹彥

(中國航發商用航空發動機有限責任公司，上海 200241)

飛機在起、降過程中，很有可能遭遇鳥類撞擊，據聯邦航空局統計，在1990年至2015年間，共有16636起鳥類撞擊飛機引擎的報告，其中27%的事件中發動機受到了實際損傷。為了降低鳥撞帶來的風險，應提高發動機整機及部件的抗鳥撞能力。

安裝于發動機進氣道近風扇機匣前安裝邊處的T12傳感器用于實時測量風扇進口特定截面的總溫，該傳感器將測得的溫度信號轉換為電信號后輸出給電子控制器(EEC)，經過一系列邏輯處理后參與發動機控制。根據《航空發動機適航規定》(CCAR-33R2)中第33.76條“吸鳥”相關規定，識別出該傳感器屬于發動機前部部件，暴露在進氣道內，有可能遭遇鳥撞[1-2]。

在適航符合性驗證中，需要通過分析和試驗證明發動機前部部件(包括T12傳感器)受到單只大鳥撞擊后不會導致發動機停機等其他CCAR-33R2中第33.76條(b)(3)、(c)(4)、(d)(6)要求的任何情況發生[1]。為了達到符合性驗證相關要求，T12傳感器應至少避免鳥撞后發生斷裂或脫落對其他部件造成危害。

1 范圍

在CCAR-33R2中第33.76條規定的條件下，利用HyperMesh軟件建立T12傳感器初期設計模型單只大鳥鳥撞有限元模型，并利用LS-DYNA顯式有限元分析軟件進行計算分析，通過對初期模型仿真計算結果的觀察，進行有針對性的結構優化，并再次對優化方案進行仿真驗證，完成本輪設計優化[3]。

2 優化總體思路

考慮到明膠鳥彈[4-5]自身的尺寸大小和傳感器的幾何尺寸，明膠鳥彈按一定速度和方向沖擊傳感器時，將在傳感探針部位形成剪切力作用，造成傳感器損傷。在傳感器初期模型材料選定的情況下，從優化理論上看，本次優化主要涉及結構優化，包括尺寸優化、形狀優化等[6]。

尺寸優化上考慮縮短傳感器的探針長度減少受力面積，從而降低撞擊破壞程度；形狀優化上考慮增加壁厚提升傳感器自身強度。

3 初期模型的仿真及結果分析

3.1 仿真計算輸入

3.1.1 幾何模型

T12傳感器通常主要由插座、蓋、安裝座、外殼組合、感溫元件組合、減振墊片等零部件組成，T12傳感器通過支座采用螺栓安裝在風扇葉片前方的進氣道內壁板處，受感部伸入進氣道中。內壁板結構包括上面板、蜂窩芯及下面板，T12傳感器安裝環境示意圖如圖1所示。研究的傳感器初期模型暴露于內壁板的探針長度為70.47 mm，如圖2所示。

圖1 T12傳感器安裝環境示意圖

圖2 T12傳感器暴露于內壁板外尺寸

3.1.2 材料參數

本次仿真分析使用傳感器實際材料，其材料性能參數采用手冊材料參數[7]。軟件設置關鍵點包括：① 傳感器外殼和內芯采用塑性材料模型，并設置材料塑性應變失效值。② 進氣道內壁板上下面板為復合材料，在仿真時假設為彈性材料。③ 安裝座、螺栓、墊片等在仿真時采用彈性材料模型[8-10]。

3.1.3 鳥撞參數

根據CCAR-33R2中第33.76條適航條款要求，單只大鳥質量6 lb(1 lb=453.45 g)，鳥速200 kn(1 kn=1.85 km/h)[1]。根據適航文件相關要求，可使用規定規格明膠鳥彈代替真實飛鳥，明膠鳥彈參數如表1所示。

表1 明膠鳥彈參數

明膠鳥彈的直徑超過傳感器暴露在進氣道中的長度。

仿真分析中，鳥撞方向垂直于傳感器暴露部分；傳感器受鳥撞的部位長度為60 mm，為傳感器暴露部分長度的85%；明膠鳥彈瞄準位置為傳感器中面。傳感器單只大鳥鳥撞示意圖如圖3所示。

圖3 傳感器單只大鳥鳥撞示意圖

3.2 仿真計算

3.2.1 有限元網格

T12傳感器鳥撞有限元模型如圖4所示，包含T12傳感器、安裝座、螺栓、進氣道內壁板。由于仿真分析主要考察T12傳感器暴露在進氣道部分鳥撞后的狀態，T12傳感器插座、蓋等結構對暴露部分鳥撞影響較小，故考慮不單獨建模。

圖4 T12傳感器鳥撞有限元模型

為減小模型，進氣道內壁板截取了約1/8結構進行有限元建模，模型采用六面體網格劃分。

3.2.2 邊界條件

螺栓與螺帽、上下面板與蜂窩芯、安裝座與可剝墊片、安裝座與減震墊片、可剝墊片與上面板等部位采用固聯接觸。

螺栓與安裝座、螺帽與傳感器外殼、傳感器外殼與內芯、傳感器外殼與內壁板等部位采用面-面接觸。明膠鳥彈與傳感器等部件采用點-面接觸。設置螺栓預緊力為200 MPa。進氣道內壁板周向兩個截面部位，約束節點所有自由度。

3.3 仿真計算與結果分析

3.3.1 傳感器仿真結果

T12傳感器整體模型仿真結果如圖5所示，鳥撞首先造成傳感器外殼前緣變形，隨后前緣單元失效；在0.2 ms左右，傳感器外殼在前緣鏤空位置開始單元失效，直至斷裂。

圖5 T12傳感器整體模型不同時刻等效應力云圖

3.3.2 傳感器外殼

T12傳感器外殼時間-應力曲線、不同時刻等效應力云圖如圖6和圖7所示；時間-應變曲線、不同時刻塑性應變云圖如圖8和圖9所示。傳感器外殼最大等效應力為588 MPa，超出材料極限強度；傳感器外殼塑性應變在0.2 ms左右達到失效值0.3，單元開始逐漸失效，直至傳感器斷裂。

圖6 T12傳感器外殼時間-應力曲線

圖7 T12傳感器外殼不同時刻等效應力云圖

圖8 T12傳感器外殼時間-應變曲線

圖9 T12傳感器外殼不同時刻塑性應變云圖

3.3.3 傳感器內芯

T12傳感器內芯時間-應力曲線、內芯不同時刻等效應力云圖如圖10和圖11所示；內芯時間-應變曲線、內芯不同時刻塑性應變云圖如圖12和圖13所示。傳感器內芯最大等效應力為630 MPa，超出材料極限強度，內芯在單只大鳥鳥撞工況下強度不足。

圖10 T12傳感器內芯時間-應力曲線

圖11 T12傳感器內芯不同時刻等效應力云圖

圖12 T12傳感器內芯時間-應變曲線

圖13 T12傳感器內芯不同時刻塑性應變云圖

4 初期模型的優化設計

結合上節仿真結果，通過對T12傳感器鳥撞關鍵點分析，考慮到傳感器裸露部分與大鳥撞擊受力過大、傳感器外殼壁厚不足、楔形結構角度等3方面因素，進行傳感器長度縮短到一定程度、傳感器外殼壁厚相應增厚和楔形結構角度優化3方面的整體優化。

4.1 傳感器長度優化

根據內壁板厚度板測量，T12傳感器伸出進氣道內壁板部分的長度不能小于48.5 mm，太短會進入附面層，此區域氣流溫度并非傳感器需要的測量對象。

傳感器原始設計伸出進氣道內壁板部分的長度為70.47 mm，減短14 mm后傳感器伸出進氣道內壁板部分的長度為56.47 mm，如圖14所示。

圖14 傳感器伸出進氣道內壁板部分長度縮短14 mm

傳感器長度優化縮短后鳥撞仿真結果如圖15所示。與原設計長度相比，傳感器長度縮短后，傳感器外殼下半部分區域存在撕裂現象，前緣三角結構單元失效，有掉塊風險。

圖15 傳感器長度優化縮短后鳥撞仿真結果

傳感器長度優化縮短后，T12傳感器外殼時間-應力曲線、外殼最大應力云圖如圖16和圖17所示。T12傳感器長度優化后內芯時間-應力曲線、內芯最大應力云圖如圖18和圖19所示。傳感器探針長度優化前、后仿真數據結果對比如表2所示。

圖16 T12傳感器長度優化后外殼時間-應力曲線

圖17 T12傳感器長度優化后外殼最大應力云圖

圖18 T12傳感器長度優化后內芯時間-應力曲線

圖19 T12傳感器長度優化后內芯最大應力云圖

表2 傳感器探針長度優化前、后仿真數據結果對比

傳感器長度縮短14 mm，與當前設計相比，鳥撞后傳感器外殼下半部分區域存在撕裂現象，但沒有完全斷裂，前緣三角結構單元失效，有掉塊風險；傳感器外殼、內芯、進氣道內壁板最大等效應力減小，安裝座、螺栓最大等效應力相當，明膠鳥彈與傳感器接觸力增大。此優化在一定程度上減弱了鳥撞的破壞性，但仍然存在脫落的可能性。

4.2 傳感器外殼厚度優化

傳感器外殼壁厚增厚1 mm，增厚前后情況如圖20所示，其他設計不變。傳感器外殼增厚鳥撞仿真結果如圖21所示，與原設計相比，鳥撞后傳感器外殼無撕裂，前緣三角結構位置單元失效，存在單元掉塊現象。

圖20 傳感器外殼伸出進氣道內壁板部分厚度增厚前后對比圖

圖21 傳感器外殼優化增厚后鳥撞仿真結果

傳感器外殼壁厚優化后，T12傳感器外殼時間-應力曲線、外殼最大應力云圖如圖22和圖23所示；T12傳感器內芯時間-應力曲線、最大應力云圖如圖24和圖25所示。傳感器探針外殼厚度優化前、后仿真數據結果對比如表3所示。

表3 傳感器探針外殼厚度優化前、后仿真數據結果對比

圖22 T12傳感器壁厚優化后外殼時間-應力曲線

圖23 T12傳感器壁厚優化后外殼最大應力云圖

圖24 T12傳感器壁厚優化后內芯時間-應力曲線

圖25 T12傳感器壁厚優化后最大應力云圖

傳感器外殼增厚1 mm，與之前設計相比，傳感器外殼、內芯最大等效應力減小，進氣道內壁板最大等效應力增大，安裝座、螺栓最大等效應力相當，明膠鳥彈與傳感器接觸力增大。考慮到適航相關要求，脫落件有可能損傷其他部件，并且傳感器迎風面的楔形結構起到防冰作用，楔形結構鳥撞后亦不能有脫落現象發生，需要進一步優化。

4.3 傳感器楔形結構優化

傳感器楔形結構優化方法為將傳感器楔形結構夾角改為42°，如圖26所示。優化設計與原設計相比，傳感器外殼受鳥撞沖擊后，僅有單元失效現象，無掉塊現象。優化后鳥撞仿真結果如圖27所示。

圖26 傳感器楔形結構優化方法

圖27 傳感器楔形結構優化鳥撞仿真結果

傳感器楔形結構優化后，T12傳感器外殼時間-應力曲線、外殼最大應力云圖如圖28和圖29所示；T12傳感器內芯時間-應力曲線、內芯最大應力云圖如圖30和圖31所示。從仿真結果可以看出，傳感器楔形結構優化前-后仿真數據結果對比如表4所示。

表4 傳感器楔形結構優化前、后仿真數據結果對比

圖28 T12傳感器楔形結構優化后外殼時間-應力曲線

圖29 T12傳感器形結構優化后外殼最大應力云圖

圖30 T12傳感器形結構優化后內芯時間-應力曲線

圖31 T12傳感器形結構優化后內芯最大應力云圖

在傳感器壁厚增加1 mm的基礎上，傳感器前緣三角結構角度減小為42°，受鳥撞沖擊后，傳感器外殼僅有單元失效現象，無掉塊現象；與之前設計相比，傳感器外殼、內芯最大等效應力減小，進氣道內壁板最大等效應力增大，安裝座、螺栓最大等效應力相當，明膠鳥彈與傳感器接觸力增大。

5 結束語

通過對T12傳感器長度、傳感器外殼壁厚及楔形結構的優化設計，傳感器仿真結果表明傳感器未發生單只大鳥鳥撞后斷裂或脫落的情況，基本符合預定要求。同時在此基礎上應考慮以下幾個方面，以進一步完善設計優化[11]。

① 對T12傳感器來講，適當縮短傳感器探針長度，可適當減小對傳感器的撞擊破壞。但進氣道存在氣流附面層，過多地縮短T12傳感器的長度，將導致其測量區域處于附面層，測得的數據為非目標區域數據，故在傳感器的長度設計上需要結合進氣道附面層范圍綜合考慮。本文優化縮短的長度即為最短長度，位于附面層以外。

② T12傳感器的探針壁厚增加將會顯著提高抗鳥撞能力，然而探針壁厚過厚將減小內腔空間，不利于總溫時間常數性能的提高，會對測量精度造成影響；同時也將增加傳感器質量，不利于整個發動機減重。本文優化后的傳感器質量符合質量要求。

③ 該初期模型前端的楔形結構設計出于對防冰要求和鳥撞要求的雙重考慮[1]，本次優化有利于提高抗鳥撞能力，后續可通過評估防冰效果進一步完善設計優化。