复合材料薄壁机匣热内压试验技术.pdf
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1、2023年10月 强 度 与 环 境 Oct.2023 第 50 卷第 5 期 STRUCTURE&ENVIRONMENT ENGINEERING Vol.50 No.5 收稿日期:2023-07-18;修回日期:2023-09-22 基金项目:国家自然科学基金(12372208)作者简介:高世阳(1979-),男,工程师;(300202)天津市河西区友谊路 38 号.通讯作者:杨峰(1988-),男,高工;(100076)北京 9200 信箱 72 分箱.复合材料薄壁机匣热内压试验技术 高世阳1 杨峰2,3 王晓森2,3 刘永清3 呼东亮2,3 陈子光4(1 海装北京局驻天津地区第三军事代表
2、室,天津 300202;2 天津航天瑞莱科技有限公司,天津 300462;3 北京强度环境研究所,北京 100076;4 华中科技大学航空航天学院,武汉 430074;)摘要:针对航空发动机复合材料薄壁机匣的热气流压力载荷试验问题,研制了一种可满足 370,1.34MPa的机匣热内压试验技术,并通过试验验证了技术的有效性。受试腔体由机匣试验件和所设计的试验装置合围成一套可以施加温度和压力载荷的被试腔体结构,能够有效解耦腔内压力对装置产生的轴向力,避免轴向力传递至机匣试验件。试验装置中的关键密封结构承载活塞密封采用 FFKM 全氟醚 O 型密封圈,可耐高温 330。对承载活塞盘进行了一维简化热传
3、导解析分析和三维热传导仿真分析,三维仿真结果相比一维简化解析解能够更准确的反应承载活塞盘的内部温度场。经试验验证,所研制的试验装置有效利用了结构传热的梯度降温性能和与环境的对流散热作用,突破了密封材料的适用温度局限,可以满足机匣件热内压试验密封要求。关键词:航空发动机机匣;复合材料;热内压;密封装置;载荷解耦;试验验证 中图分类号:V216.4 文献标识码:A 文章编号:1006-3919(2023)05-0071-07 DOI:10.19447/ki.11-1773/v.2023.05.010 Thermal Internal Pressure Test Technology of Comp
4、osite Thin-walled Casing GAO Shiyang1 YANG Feng2,3 WANG Xiaosen2,3 LIU Yongqing3 HU Dongliang2,3 CHEN Ziguang4(1 The third military representative in Tianjin area,The Naval Armament Department in Beijing regional military representative Bureau,Tianjin 300202,China;2 Tianjin Aerospace Relia Technolog
5、y Co.,Ltd.,Tianjin 300462,China;3 Beijing Institute of Structure and Environment Engineering,Beijing 100076,China;4 School of Aerospace Engineering,Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074,China)Abstract:Aiming at the problem of thermal internal pressure load test for aero-engine c
6、omposite thin-wall casing.A kind of thermal internal pressure test technology of casing which can meet 370 and 1.34MPa is developed.the effectiveness of the technology is verified by experiments.The test chamber structure enclosed by the test casing and the designed parts.The test chamber structure
7、can be subjected to temperature and pressure loads.This test chamber can decouple the axial force generated by the internal pressure and avoid the axial load acting on the test casing.The key sealing structure in the test device is the bearing piston,which adopts FFKM perfluoroether O-ring seal,and
8、can withstand high temperature of 330.One-dimensional simplified heat conduction theory analysis and three-dimensional heat conduction simulation analysis are carried out for the bearing piston.The three-dimensional simulation results can reflect the internal temperature field of the bearing piston
9、more accurately than the one-dimensional simplified theoretical solution.The experimental results show that the designed test device effectively makes use of the gradient cooling performance of the structures heat transfer and the convective heat dissipation effect with the environment.The designed
10、test device breaks through the applicable temperature limitation of the sealing material and can meet the sealing requirements of the thermal internal pressure test.Key words:aero-engine casing;composite material;thermal internal pressure;sealing device;load decoupling;test verification 72 强 度 与 环 境
11、 2023 年 0 引言 航空发动机是一种高度复杂和精密的热力机械,其内部结构件的设计都要满足相应的热力载荷需求。机匣件是航空发动机形成各涵道,实现结构完整性及发动机功能等用途的重要结构单元。发动机的高温高压燃气流经各机匣时会对机匣产生高温、高压和机械载荷,其压力载荷对机匣结构强度的影响远大于机械载荷对机匣的影响。随着新一代航空发动机技术发展的需求,对航空发动机的推力提出了更高的要求,对构成发动机的结构件的环境适应性也提出了更高的指标。为保障发动机的有效推力,必须对航空发动机整体重量进行严格控制,同时随着耐高温复合材料技术的发展,航空发动机的复合材料质量占比也逐渐增大,其中外涵机匣的设计正逐步
12、从传统的金属材料过渡到复合材料1-4,从而减轻自重来保障发动机整体重量指标。目前,国内对机匣件强度试验传统的考核方式大多是进行常温强度考核5。对于传统钛合金材料的机匣件,在考核同等设计安全系数的前提下,可以利用材料的高温强度性能降低的比例,等效至常温环境下机匣件所受到的主要载荷的增量系数,这样可以在常温下完成对机匣件的高温环境强度考核。王琦6等研制了采用充压胶囊加压方式的高温高压试验装置,郭建英7等提出了利用柔性传压装置的高温高压试验方法。以上两种方式有效的避开了试验装置的高温密封问题,同时也削弱了对机匣件真实环境的模拟,无法准确考核机匣端盖、翻边、过渡段和其他可能形状突变的结构。随着耐高温复
13、合材料逐步应用于机匣件,而且复合材料的属性在高温环境下相对复杂,一般呈非线性,甚至在材料级和结构级会出现不同程度的差异,无法通过传统的常温等效强度试验模拟高温环境,必须通过施加真实的高温强度环境进行考核。这样就引入了试验装置的高温密封问题。本文研究的热内压试验技术采用对试验装置内腔空气直接加热加压的方式进一步模拟真实的高温热气流载荷,用以对机匣件进行更真实的环境模拟考核。1 试验原理与设计 1.1 试验原理 图 1 为机匣件热内压试验原理示意图。图中包括温度加载分系统、压力加载分系统以及受试腔体结构。温度加载分系统主要包括控制计算机、综合控制器、可控硅电源、加热器、温度传感器等。压力加载分系统
14、主要包括控制计算机、综合控制器、气源系统、进气阀、排气阀、压力传感器等。受试腔体主要包括受试机匣件、下对接舱段、下对接舱段、内承载筒、底座、中心轴拉杆、螺丝筒等。stabilized storage tankThyristor power supplyControl computer test chamberIntegrated controller 图 1 机匣件热内压试验原理 Fig.1 Schematic of thermal internal pressure test principle of casing 温度加载分系统通过温度传感器采集受试腔体内温度信号。温度信号通过综合控制器传
15、递至控制计算机。控制计算机通过运行程序比较所设定的温度和所采集的温度并将比较结果反馈至综合控制器。再由综合控制器驱动可控硅电源控制加热器工作。循环迭代至受试腔体内温度动态稳定至目标温度。压力加载系统通过压力传感器采集受试腔体内压力信号。压力信号通过综合控制器传递至控制计算机。控制计算机通过运行程序比较所设定的压力和所采集的压力并将比较结果反馈至综合控制器。再由综合控制器驱动进气阀和排气阀工作。循环迭代至受试腔体内压力动态稳定至目标压力。注意排气阀工作环境温度高,为持续满足高温工作性能,建议选用气动电磁阀。1.2 试验装置设计 图 2 为受试腔体的结构设计图。受试腔体由机匣件和所设计的试验装置合
16、围成一套可以施加温度和压力载荷的被试腔体结构,同时加载过程中能够有效解耦腔内压力对装置产生的轴向载荷,避免轴向载荷传递至机匣件。图 2 中标识了受试腔体的主要结构部件,其中 1 为被试产品机匣件,2 为装置底座用于固定和安装装置其他结第 50 卷第 5 期 高世阳等 复合材料薄壁机匣热内压试验技术 73 构件,3 为中心轴拉杆用于承载腔体内压产生的轴向载荷,4 为下对接舱段用于模拟刚性舱段连接底座和机匣件,5 为上对接舱段用于模拟刚性舱段连接机匣件并与承载活塞盘形成滑动密封结构,6 为内承载筒用于合围成压力腔体,7 为承载活塞盘用于承载内腔压力,8 为螺丝筒用于压紧承载活塞盘,9 为 O 型密
17、封圈用于密封上对接舱段和承载活塞盘的接触面,10 为电加热管用于加热密封腔内空气和被试机匣件,11、12 为内腔压力进排气孔用于内腔压力控制。图 2 受试腔体结构设计 Fig.2 Structural design drawing of the test chamber 图 2 装置中由受试机匣件 1、底座 2、下对接舱段 4、上对接舱段 5、内承载筒 6 和承载活塞盘7 合围成被试腔体结构,由中心轴拉杆 3、内承载筒 6、承载活塞盘 7 和螺丝筒 8 组成轴向压力平衡结构。图 2 装置中由 3 类密封结构组成,其中A 类为高温活塞密封结构,B 类和 C 类为高温平面密封结构,D 类为金属焊接
18、密封结构。1.3 受试腔体的高温密封 受试腔体的高温密封包括平面密封和活塞密封两类如图 3 所示。平面密封一定程度参考了机匣安装边常温密封特性的研究和分析成果8-10。图 3 平面密封和活塞密封 Fig.3 Plane seal and piston seal 该试验装置中平面密封采用 BY533 高温密封胶进行密封,该密封材料可耐高温 900,高压 32MPa。腔体活塞密封结构设计需要考虑的关键因素包括:1)密封圈的耐高温能力无法直接满足试验温度需求;2)结构受力变形后密封圈是否仍能够满足密封设计要求。此处腔体的动密封结构为该试验装置有效性的设计关键,后文将对该装置的有效性进行详细分析。2
19、受试腔体动密封结构有效性分析 2.1 承载活塞盘动密封处的热特性分析 受试腔体中承载活塞盘上密封圈的耐高温能力无法直接满足试验温度需求,主要表现为该处O 型密封圈采用 FFKM 全氟醚 O 型圈,FFKM 全氟醚橡胶耐高温可达 330(注:目前国内虽有耐更高温度的石墨密封圈,但是无法满足本试验所要求的工艺尺寸),在 343的间歇性高温环境中不会发生导致密封失效的硬化和脆化。而本文机匣件的最高试验温度为 370,所以需要通过对承载活塞盘的合理设计来保障试验过程中O型密封圈所处的环境温度不高于 330。相关机匣内部热特性分析的研究成果11-12对本装置在结构设计和分析简化的方案上提供了指导依据。本
20、装置中承载活塞盘的设计采用凹槽圆盘的结构形式,如图2中编号为7的承载活塞盘结构。这种结构的设计可以做到在保障承载强度前提下尽量增大结构的散热面。承载活塞盘的散热主要包括辐射散热和对流散热。为了满足高温密封设计要求,对承载活塞盘结构进行了简单的理论分析和数值仿真13-17。承载活塞盘内部无热源、恒定导热系数的三维热传导控制方程为 222222TTTCTxyzt(1)式中,T为温度,单位是K;x、y和z为空间坐标,单位是m;为导热系数,单位是W/(m K);为密度,单位是kg;C为比热容,单位是J/(kg K);t为时间,单位是s。承载活塞盘与空气自然对流换热公式为 1surf0PS TT (2)
21、式中,P1为对流传热速率,单位是W;S为对流传热面积,单位是m2;为对流换热系数,单位是74 强 度 与 环 境 2023 年 W/(m2 K);Tsurf为活塞外表面温度,单位是K,T0为大气环境温度,单位是K。承载活塞盘向空气辐射散热公式为 442surf0PS TT (3)式中,P2为辐射度,单位是W;为黑体的辐射系数,绝对黑体取值1;为Stefan-Boltzmann常熟,取值是5.67 10-8 W/(m2 K4)。由于活塞盘的三维热传导控制方程的求解非常困难,本文对承载活塞盘进行了一维简化的理论计算和三维仿真数值模拟分析。数值计算分析中假设承载活塞盘结构的腔内壁温度为370,环境温
22、度为25,承载活塞盘与环境存在辐射和自然对流换热。仿真计算中承载活塞盘的密度取7850kg/m3,比热容C取460J/(kg K),传热系数取36W/(m K),以承载活塞盘结构的腔内壁温度为恒温边界,外侧为自然对流边界(空气自然对流换热系数为1025W/(m2 K)之间)和辐射边界(辐射系数取0.9)。在承载活塞盘一维热传导简化分析中,结构从内壁受热面至外壁自然换热面简化的一维热传导公式为 3ddTPSy (4)根据能量守恒得到活塞盘外壁面温度的解析方程如下 44surf100surflTlTTl TlT(5)式中,l为活塞盘的厚度,单位是m;T1为活塞盘内壁面的温度,单位是K。式(5)可以
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