趙宇 張蔭鰲

摘 要：針對大型引射筒出現(xiàn)裂紋，影響發(fā)動機(jī)交付的現(xiàn)象，通過對發(fā)動機(jī)試車臺架引射筒壁面溫度及壓力的測試結(jié)果進(jìn)行分析，進(jìn)而確定和排除溫度和壓力對筒體裂紋故障的影響，為引射筒裂紋排故工作掃清障礙。

關(guān)鍵詞：氣流溫度；壓力；臺架引射筒；裂紋

近年來，隨著發(fā)動機(jī)推力的不斷提高，試車臺架引射筒（以下簡稱筒體）的破壞程度也日趨嚴(yán)重，發(fā)動機(jī)噴口噴出的高壓、高溫的氣流是否是造成引射筒裂紋的直接原因始終困擾著技術(shù)人員。雖然各臺架的引射筒裂紋的方位、截面、方向、大小各不相同，但裂紋的產(chǎn)生均在距引射筒體口10m長度范圍內(nèi)。為了分析和研究筒體裂紋產(chǎn)生的原因，試驗組決定在某臺架對筒體的內(nèi)外壁的溫度及筒體內(nèi)壁感受的壓力（總壓P*、靜壓P）進(jìn)行試驗研究。

1 試驗?zāi)康?/p>

測取引射筒不同截面、位置的內(nèi)壁面所感受的燃?xì)饬鳒囟萾、總壓P*、靜壓P，分析和研究引射筒裂紋產(chǎn)生的原因是否與其有關(guān)。

2 試驗方案的選擇

為了防止測試試驗中的盲目布點(diǎn)而對引射筒造成損壞以及由此帶來試驗后的大量修補(bǔ)工作，因此，在筒體壁面打孔時，嚴(yán)格控制了開孔的數(shù)量及直徑。選點(diǎn)時，采用了主次對比法：選擇了距離筒體口6.8m處的B區(qū)即裂紋嚴(yán)重的環(huán)形帶作為測試的中心區(qū)域，并以此處為基準(zhǔn)前后展開布，進(jìn)行溫度變化比較。以此判斷燃?xì)鉁囟群蛪毫κ欠駥ν搀w產(chǎn)生影響。

3 試驗方法的選擇

為了真實、可靠的測取筒體的內(nèi)、外壁面溫度，此次選用了筒壁表面敷設(shè)熱電偶的測試方法。即根據(jù)中間導(dǎo)體定律，將兩根？準(zhǔn)0.5mm的E型熱電偶平行、間隔一定距離、分別用儲能點(diǎn)焊機(jī)點(diǎn)焊在筒體內(nèi)外壁面的等溫線上。之后，將偶絲穿上絕緣陶瓷管，由筒體壁面孔引出，與補(bǔ)償導(dǎo)線相連，輸出端接入數(shù)采系統(tǒng)。這種敷設(shè)法的熱電偶與壁面接觸良好，準(zhǔn)確度高。

為了測取筒內(nèi)各截面總壓P*和靜壓P的數(shù)值，采用在筒壁上打孔，將總壓受感部通過焊接在筒體上的安裝座插入筒體內(nèi)。靜壓感頭平貼在筒體內(nèi)壁面，轉(zhuǎn)接部分與筒體外壁焊接。試驗時，氣流壓力由總、靜壓受感部傳送給傳感器，由傳感器轉(zhuǎn)變?yōu)殡娦盘枺斀o顯示記錄儀。

4 試驗數(shù)據(jù)

在試驗中，分別錄取了發(fā)動機(jī)不同轉(zhuǎn)速工作狀態(tài)時的筒體溫度和壓力。

5 試驗結(jié)果的初步分析

（1）由距離筒體進(jìn)口6.8m處，沿圓周方向的徑向嚴(yán)重裂紋區(qū)（即B區(qū)）作為研究中心，與左右展開的區(qū)域測試結(jié)果相比較，筒體所感受的輻射溫度是前低后高，上低下高的分布形式。其原因是由于發(fā)動機(jī)尾噴口噴射出的高壓、高速氣流與引射筒引射部分的靜止氣體（室內(nèi)空氣）最初有明顯界限的隔熱所致，由于兩股氣流不斷的相互作用，界線逐漸消失，溫度也隨之逐漸提高，筒體外壁溫度并不高。而上低下高的溫度表現(xiàn)形式是由于發(fā)動機(jī)尾噴口下傾角度所至。測試結(jié)果表明筒體B區(qū)所感受的最高溫度只有47℃，不屬于高溫、高熱，不具有對筒體材料由急冷急熱所造成的塑性變形而產(chǎn)生疲勞斷裂的能力。

（2）由B區(qū)測得的總壓P*和靜壓P均為負(fù)壓（低于大氣壓），且?guī)缀醯韧?。由此表明發(fā)動機(jī)尾噴口噴出的高壓高速氣流噴入引射筒，在兩股氣流的粘性摩擦和紊流混合過程中伴隨機(jī)械能的損失，速度逐漸拉平，且趨近于零，使得總、靜壓近似等同。

（3）僅從B區(qū)總壓P*、靜壓P測試的結(jié)果還不能作為筒體裂紋的判定依據(jù)，只是可以認(rèn)為靠近筒體內(nèi)壁的該處氣體是成紊流混合狀態(tài)。

6 有關(guān)現(xiàn)象的探討

6.1 P*總壓受感部斷裂后從引筒進(jìn)口竄出現(xiàn)象的分析

安裝在引射筒B區(qū)P*總壓受感部，經(jīng)歷了某發(fā)動機(jī)的多次試車，次日下午又進(jìn)行了四種狀態(tài)的兩次P*參數(shù)測試均為正常。但試車停止15分鐘后，此受感部從根部斷裂，掉下的？準(zhǔn)12×2×150的長感頭呈“S”型，兩端變?yōu)殁g圓飛出引射筒，掉在發(fā)動機(jī)間進(jìn)門左側(cè)1M處臺面上。經(jīng)過對引射筒內(nèi)壁觀察，斷裂后的受感部在引射筒內(nèi)運(yùn)動軌跡。根據(jù)引射筒的工作原理和兩股氣流的流動特性而言，即在兩層氣流之間有一個混合區(qū)，這就是氣體的粘性對兩層氣流作用的表現(xiàn)。B處靠近壁面的氣流一般不是層狀，氣體微團(tuán)有明顯亂竄，而且做著雜亂無章的運(yùn)動，形成了紊流混合，噴流經(jīng)過紊流混合，帶動了一部分外界氣體，同時也帶動了斷裂掉下的受感部向后移動，當(dāng)噴流后移的能量逐漸減退至與受感部重量等同時，后移運(yùn)動停止，由于射流與紊流的壓差作用，使之貼靠筒壁，這時氣體的反壓作用又使感頭貼靠壁面開始向引射筒的進(jìn)口方向游動。由于距進(jìn)口5.7m處有凸起的筒體接縫焊道阻礙，使之感頭往返碰擊凸起的焊道，當(dāng)反壓進(jìn)一步加大，使感頭彈射到對面的筒壁上，之后繼續(xù)向引射筒體進(jìn)口方向游動，直至從筒體口竄出。

這種現(xiàn)象目前只是從理論上所做的有限解釋。其實兩股氣流的混合過程十分復(fù)雜，迄今對于混合過程的內(nèi)布過程，人們還在繼續(xù)進(jìn)行不斷研究。真實現(xiàn)象還有待今后的大量試驗加以確認(rèn)。同理可證，我們曾插入發(fā)動機(jī)擴(kuò)散器的T4*熱電偶斷裂后直接吹到了引射筒里邊。順理成章，解釋就較容易了。

6.2 超音速噴口波系的影響分析

由于某發(fā)動機(jī)尾噴口均采用了收斂--擴(kuò)張式超音速噴口，噴出的超音速氣流往往會根據(jù)不同的外界壓強(qiáng)情況，在噴口處出現(xiàn)激波或膨脹波。這些波和噴流的自由邊界相交后會發(fā)生反射，成為復(fù)雜的波系。然而，是超臨界波系還是亞臨界波系，是否還隨發(fā)動機(jī)的工作狀態(tài)變化而改變，目前均未確定。但是，根據(jù)超音速噴流特性，以及等截面混合引射筒的性能有關(guān)資料介紹，當(dāng)引射筒進(jìn)口的靜壓PH大于噴射流出口的靜壓（PH>PS）時，往往產(chǎn)生的是亞臨界波系。在筒體上半圓產(chǎn)生的間斷性的裂紋特性和斷續(xù)的長度范圍與其基本相似。由于激波與膨脹波系在引射筒的反射，來回的振蕩，同時對周圍的氣體產(chǎn)生的擾動和傳播，使整個引射筒體內(nèi)的氣流參數(shù)都因此而變化。當(dāng)激波突增的壓強(qiáng)超過一定的量級，長此以往就會振壞周圍的物體。且M數(shù)越大，距離越近，則影響也相應(yīng)增大，尤其是低頻、大振幅的振動其危害程度更大。

6.3 波系長度的分析

從多個試車臺架引射筒裂紋的特征來看，其中幾個臺架的引射筒裂紋均產(chǎn)生在喇叭口里邊，唯有直徑更大的臺架筒體的裂紋從喇叭口處開始有裂紋且較為嚴(yán)重。經(jīng)實地測量發(fā)動機(jī)尾噴口與引射筒入口的距離分別尾2M、2M、1.85M、1.87M、1.7M。如果利用空氣動力學(xué)M數(shù)的概念初步估算波形邊界長度的量級，在軸對稱的超音速噴流成波浪形狀時，它的起伏長度L是：

L=1.3 D0（M12-1）1/2

D0-尾噴口直徑

這種估算如能成立，筒體進(jìn)口處裂紋的受損程度也就不難理解了。而筒體內(nèi)裂紋的方向，無論是沿徑向，還是沿周向，初步認(rèn)為是由筒體板材制造加工過程中，組織結(jié)構(gòu)的方向所決定。

6.4 P*總壓受感部斷裂的分析

在試驗中，不僅P*總壓受感部發(fā)生了斷裂，同時，P靜壓受感部與筒體外壁的焊接也曾發(fā)生過開焊；轉(zhuǎn)接嘴的根部也有過斷裂等現(xiàn)象。斷裂的P*總壓感頭送交理化進(jìn)行斷口分析，結(jié)論為疲勞斷裂。而振源只能認(rèn)為是超音速射流產(chǎn)生的波系能量所致。

以上分析只是憑借有關(guān)方面的資料介紹，加以推論，實質(zhì)性的現(xiàn)象和最終的結(jié)論還需進(jìn)一步試驗確認(rèn)。