膜片式微通道预冷器换热微细管束振动分析与可靠性评价方法

王正 马同玲 王博文 顾美丹

摘要：

针对预冷吸气式组合发动机的膜片式微通道预冷器换热微细管束振动可靠性问题，建立换热微细管固有振动特性计算方法与数学模型，研究预冷器换热微细管在高速气流冲击下的振动模式，给出综合考虑旋涡脱落激振、紊流抖振和弹性激振等多种共振模式的预冷器换热微细管束振动可靠性评价模型，揭示预冷器换热微细管振动可靠度的变化规律。研究结果表明，预冷器换热微细管的固有振动频率与换热微细管外径、壁厚、相邻支撑间隔板之间跨度以及材料特性等参数密切相关，其振型具有正弦函数的特征；预冷器换热微细管在高速气流冲击作用下存在旋涡脱落激振、紊流抖振、弹性激振等共振模式；预冷器换热微细管振动可靠度随外侧被冷却工质流速的增大呈現出先降低后提高并趋近于某一数值的变化规律；为防止预冷器换热微细管发生共振损坏，在结构设计中要充分结合工作剖面、流动换热特性等，合理设计换热微细管束结构参数。

关键词：预冷吸气式组合发动机；预冷器；换热微细管束；振动分析；可靠性评价

中图分类号：V439;TH122;TH114

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2024.05.012

开放科学（资源服务）标识码（OSID）：

Heat Exchange Micro-tube Vibration Analysis and Reliability Evaluation

Methods for Diaphragm Micro-channel Pre-coolers

WANG Zheng  MA Tongling  WANG Bowen  GU Meidan

Beijing Power Machinery Institute，Beijing，100074

Abstract： For the problem of heat exchange micro-tube vibration reliability of diaphragm micro-channel pre-coolers which was one of the key components of pre-cooled air breathing combined cycle engines， the method and mathmatical model for calculating the natural vibration characteristics of heat exchange micro-tubes were developed， and the vibration modes and their mechanism of heat exchange micro-tube with the action of high speed air flow were studied. Then， the vibration modes including the vortex shedding excitation vibration， the turbulent buffeting vibration and the elastic excitation vibration were taken into account， and the reliability evalutating model of pre-coolers with heat exchange micro-tube vibration failure mode was derived. The pre-cooler heat exchange micro-tube vibration reliability of change rules were revealed. The results show that the natural vibration frequency of heat exchange micro-tube is affected by the parameters including outside diameter， pipe wall thickness， adjacent support plate spacing， material properties and so on， and the vibration modes of heat exchange micro-tube have the characteristics of sine function. Three important vibration modes including the vortex shedding excitation vibration， the turbulent buffeting vibration and the elastic excitation vibration those may happen in the heat exchange micro tubes of pre-cooler with the action of high speed air flow. And with the increasing of flow velocity of cooled working fluid， the heat exchange micro-tube vibration reliability of pre-coolers decreases firstly， and then increases and approaches a certain value. In order to avoid the resonance of heat exchange micro tubes， the structural parameters may be designed rationally with the operating profile and the flow and heat transfer characteristics may be also taken into account.

Key words： pre-cooled air breathing combined cycle engine; pre-cooler; heat exchange micro-tube; vibration analysis; reliability evaluation

收稿日期：20231214

基金项目：国家自然科学基金（52175154）

0  引言

预冷吸气式发动机是将涡轮发动机、冲压发动机、火箭发动机和闭式循环系统相融合的一种组合动力装置，具有宽速域、宽空域工作能力，是水平起降、可重复使用高速飞行器以及单级或两级入轨航天器的理想动力形式［1-4］，具有广阔的应用前景，是空天动力发展的重要方向。

膜片式微通道预冷器具有功率密度大、换热效率高等特点，是预冷吸气式组合发动机的核心部件之一。当发动机在高马赫数飞行条件下工作时，预冷器对来流高温空气进行冷却，降低压气机进口气体温度，提高压气机工作效率与结构可靠性，拓宽发动机工作速域；同时，预冷器可以对高温来流空气热量进行回收，并通过涡轮转变成机械功，驱动其他部件工作，实现发动机效率的提高。

围绕预冷吸气式组合发动机、高速航空涡轮发动机等新型动力发展需求，英国、日本、美国、俄罗斯等为代表的发达国家较早对预冷器及其相关技术开展了研究，并取得了重要进展［5-9］。特别值得一提的是英国反应发动机公司，该公司于2001年研制出采用镍基高温合金制造的预冷器换热膜片，并用于结霜控制试验；此后制造出了全尺寸Ma5预冷发动机用预冷器膜片以及原型样机。2012年7月至今，英国反应发动机公司先后进行了多轮“佩刀”发动机全尺寸预冷器与发动机地面联试试验［8］；2019年4月完成了模拟Ma3.3飞行时高温来流条件下预冷器的性能试验。我国国防科技大学、北京航空航天大学、航天科工三十一所、航天科技十一所等单位针对轻质高效预冷器也开展了相关研究，研制出了预冷器样件并进行了部分试验验证［10-13］。

膜片式微通道预冷器换热微细管束振动分析与可靠性评价方法——王  正  马同玲  王博文等

中国机械工程 第35卷 第5期 2024年5月

与此同时，国内外学者和工程技术人员针对预冷器等微通道换热器从不同角度开展了基础性研究。ABED等［14］采用数值仿真与试验测试相结合的方法，研究了微尺度蛇形换热通道流动与换热特性。QU等［15］针对无相变微通道散热器的压降与传热问题，建立了包括流体域和固体域的温度场仿真计算模型，分析了微通道散热器三维传热特征并进行了试验验证。AZARI等［16］采用计算流体分析方法研究了微通道散热器的流动和换热特性，指出热交换主要发生在通道的进口部位，并会受到通道出口部位阻塞的影响。吕多等［17］结合临近空间高超声速飞行器动力对预冷技术的需求，分析了預冷器的关键技术与发展方向，指出先进预冷器的结构设计技术包括流动传热设计技术、表面除霜技术、安全可靠性设计技术等。李晨沛等［18］针对膜片式微通道预冷器结构，建立了三维稳态可压缩流体的强制对流换热模型，研究了管内流体速度、管外流体速度、入射角度、管间距等参数对管外空气换热性能的影响。张友法等［19］针对高超声速组合发动机预冷器结霜问题，开展了超低温冷却表面涂层技术及其抗结霜性能研究。张志刚等［20］针对膜片式微通道预冷器结构参数对流动换热的影响，对换热微细管内超临界氦的流动与换热过程进行了数值模拟，研究了不同管径、不同热流密度以及不同进口压力超临界氦在微细管内的流动换热特性。

在预冷器等微通道换热器的结构可靠性研究方面，黄昕等［21］以某航空发动机微通道换热器为研究对象，通过建立三维可压缩流体横掠叉排管束的壳程热流固耦合模型，研究了管外流体速度、温度等对管束振动的影响。缪洪康等［22］对传热管在壳侧流体冲击作用下的振动响应进行了双向流固耦合分析研究，验证了利用单管双向流固耦合方法分析换热管振动问题的可行性。眭敏［23］针对空调用多元微通道换热器的腐蚀失效模式，通过腐蚀再现试验发现微通道结构、组成材料间腐蚀电位差、钎焊工艺参数等对腐蚀试验结果具有显著的影响。施卿海等［24］采用实验和数值模拟相结合的方法，研究了换热管束在真实流场中的流体诱导振动问题。

从国内外研究现状来看，对预冷器等微通道换热器的研究目前主要集中在流动换热性能、结构设计、制造工艺等方面，尽管国内外均研制出了不同尺度的预冷器样件并开展了相关试验，但是主要侧重于对微通道预冷器流动换热性能的验证，同时在试验中也暴露出大量结构可靠性方面的问题，如由振动引起的换热微细管疲劳断裂等。

本文针对膜片式微通道预冷器换热微细管的振动可靠性问题，考虑换热微细管尺寸参数以及支撑间距等影响，建立换热微细管的振动微分方程，给出换热微细管的振动特性计算方法，分析预冷器换热微细管外侧空气的流动特征及激振频率，在此基础上，采用概率建模的方法建立预冷器换热微细管的振动可靠性评价模型。

1  膜片式微通道预冷器及其换热微细管结构

为满足预冷吸气式组合发动机对预冷器“高效换热、高紧凑性”等需求，预冷器采用膜片式微通道换热结构，主要由若干螺旋式换热膜片单元同支撑框架装配而成，其中，每个换热膜片单元又由几十根或近百根直径为1～2 mm、管壁厚小于0.1 mm的换热微细管焊接而成，如图1所示。

预冷器工作时由进气道进入发动机的空气从换热微细管外壁面沿预冷器的径向方向由外侧流向内侧，冷却工质流经换热微细管内孔沿预冷器的径向方向由内侧流向外侧，通过换热微细管的管壁来实现空气与冷却工质之间的热量交换，如图2所示。

振动疲劳是膜片式微通道预冷器重要的失效模式之一。预冷吸气式组合发动机在高马赫数飞行条件下工作时，预冷器在高速来流空气冲击作用下有可能引起换热微细管的共振，导致换热微细管发生振动疲劳断裂，进而会造成预冷器换热结构的损坏与冷却工质的泄漏。图3所示为膜片式微通道预冷器样机在试验中出现的换热微细管振动疲劳断裂故障，可以看出，预冷器换热微细管断口存在明显的疲劳扩展条带。

2  预冷器换热微细管的固有振动特性计算

预冷器换热膜片单元主要由换热微细管、支撑间隔板、冷却工质流入集气管和冷却工质流出集气管组成。换热微细管穿过支撑间隔板上的圆孔，其两端分别与冷却工质流入集气管和冷却工质流出集气管相连接，如图1b所示。

根据膜片式微通道预冷器换热微细管及其安装结构，考虑到换热微细管的挠度远小于其长度，换热微细管进行振动分析时可以简化为图4所示的欧拉梁模型，其中，L为换热微细管位于相邻支撑间隔板之间的跨度，p（x，t）为作用在换热微细管上的竖向分布载荷，M（x，t）为作用在换热微细管截面的弯矩，V（x，t）为作用在换热微细管截面的剪切力，u（x，t）为随换热微细管长度方向坐标x和时间t变化的位移函数，D1为换热微细管的外径，δ为换热微细管的壁厚。

预冷器换热微细管为等外径和等壁厚结构，设换热微细管的材料密度和弹性模量分别为ρ和E，则换热微细管单位长度分布质量m可以表示为

m=πρ（D1δ-δ2）（1）

换热微细管的惯性矩I可以表示为

I=π64（8D31δ-24D21δ2+32D1δ3-16δ4）（2）

由竖向力平衡条件可得

（V+Vxdx）-V+（p-m2ut2）dx=0（3）

将式（3）进一步整理得

Vx=m2ut2-p（4）

由力矩平衡条件，可得

M+Vdx+12（m2ut2-p）（dx）2-

（M+Mxdx）=0（5）

忽略式（5）中的高阶项，可得

Mx=V（6）

将式（6）代入式（4）中，可得

2Mx=m2ut2-p（7）

根据梁的弯矩與曲率之间的关系式，即

M=-EI2ut2（8）

将式（8）代入式（7）中，经整理可得

m2ut2+EI2ux=p（9）

通过求解式（9）对应的齐次方程，即可以计算得到换热微细管的振动固有频率。式（9）对应的齐次方程可以转化为下式所示的四阶常微分方程：

φ″″（x）-a4φ（x）=0（10）

a4=ω2mEI

其中，φ（x）为式（9）的通解表达式，φ″″（x）为φ（x）求4次导，ω为振动圆频率。则通解可以表示为

φ（x）=Asin（ax）+Bcos（ax）+

Csinh（ax）+Dcosh（ax） （11）

式中，A、B、C、D为微分方程求解过程中通解的待定常数。

结合图4所示的换热微细管支撑边界条件，可以得到换热微细管的第n阶固有振动圆频率ωn计算式为

ωn=n2π2EImL  n=1，2，…（12）

以及第n阶固有振动频率cn计算式为

cn=n2π2EImL  n=1，2，…（13）

将式（1）和式（2）代入式（13）中，则换热微细管的固有振动频率cn可以进一步表示为

cn=n2π4E（D31-3D21δ+4D1δ2-2δ3）2ρ（D1-δ）L（14）

n=1，2，…

同时，还可以得到换热微细管的振型函数为

φn（x）=AnsinnπxL  n=1，2，…（15）

式中， An为对应第n阶振动固有频率的振型。

由于预冷器换热微细管的壁厚δ较小，忽略δ的二次及以上高阶项，则式（14）所示的换热微细管的固有振动频率cn计算表达式可简化为

cn=n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L  n=1，2，…（16）

由式（16）可以看出，预冷器换热微细管的振动固有频率与换热微细管的外径D1、壁厚δ、相邻支撑间隔板之间跨度L以及材料特性（即密度ρ和弹性模量E）等参数密切相关。

3  预冷器换热微细管束振动模式及机理

预冷器工作时高速气流沿预冷器径向横掠过换热微细管束，可实现与换热微细管内部冷却工质的热量交换，图5所示为预冷器换热微细管外侧气流流速分布。预冷器换热微细管在高速气流冲击下存在由共振诱发的振动疲劳断裂风险。按照换热微细管发生共振诱因的不同，主要有旋涡脱落激振、紊流抖振、弹性激振等振动模式。

对于旋涡脱落激振诱发的换热微细管振动，其形成机理为，当换热微细管外侧气体流动雷诺数达到一定程度时，在换热微细管背面两侧就会产生周期交替脱落的反对称旋涡尾流。旋涡交替产生和脱落使换热微细管两侧产生垂直于流向周期性变化的激振力，当换热微细管振动固有频率与旋涡脱落频率相接近时，换热微细管在由旋涡脱落引起的周期性变化激振力作用下产生共振。

由文献［25］可知，换热微细管外侧气流旋涡脱离的频率ck与换热微细管的外径D1、横流微细管气流速度U等参数相关，具体可表示为

ck=StUD1（17）

式中，St为斯特罗哈尔数。

考虑到换热微细管固有频率与旋涡脱落频率相接近时换热微细管会发生较大幅度的振动，则将换热微细管发生旋涡脱落共振的判据表示为

｜ck-cn｜≤mkcn（18）

式中，mk为换热管旋涡脱落共振临界裕度系数。

对于紊流抖振诱发的换热微细管振动，其形成机理为，换热微细管紊流中脉动变化的压力与速度场不断给换热微细管供给能量，当紊流脉动主频率与换热微细管的固有频率接近或相等时，换热微细管吸收能量并产生振动，紊流抖振的脉动频率cw与换热微细管外径D1、横流微细管气流速度U、换热微细管束横向中心间距lh、换热微细管束纵向中心间距lz等参数相关，由文献［25］可知，紊流抖振的脉动频率cw计算表达式为

cw=UD1lzlh［3.05（1-D1lz）2+0.28］（19）

考虑到预冷器换热微细管采用正三角形交叉排布形式，因此有lh=2D1，lz=23D1，则式（19）可以进一步表示为

cw=U43D1［3.05（1-123）2+0.28］（20）

同样地，考虑到换热微细管固有频率与紊流抖振频率接近时换热微细管会发生较大幅度的振动，则将换热微细管发生紊流抖振共振的条件判据表示为

｜cw-cn｜≤mwcn（21）

式中，mw为换热管紊流抖振共振临界裕度系数。

对于弹性激振诱发的换热微细管振动，其形成机理为，当换热微细管中的某根换热管偏离其原来位置而发生瞬时位移时将会改变流场的状况，并通过流体弹性力作用而破坏相邻换热管上的力平衡状态，使换热管处于振动状态。当流体横向流动速度达到某一临界值后，流体弹性力对管束所做的功将大于管束阻尼作用所消耗的功，从而使换热管发生较大幅度的振动。将换热管发生较大幅度振动的流体横流速度称之为临界横流速度。由文献［25］可知，临界横流速度Uc与换热微细管固有频率cn、系统阻尼系数ζ等有关，即

Uc=KccnD1ζb（22）

式中，Kc为比例系数，对于预冷器微细管束正三角形交叉排布规律，取Kc=2.8；b为指数，当阻尼系数为0.01～1时，取b=0.17，当阻尼系数为1～300时，取b=0.5。

由式（22）可以得到临界横流速度Uc对应的弹性激振频率为

cT=UcKcD1ζb（23）

其中，系统阻尼系数ζ可表示为

ζ=mκρoD21（24）

式中，κ为对数衰减率，大气环境下取κ为0.01～0.06；ρo為换热微细管外侧流体的密度。

类似地，考虑到换热微细管固有频率与弹性激振频率接近时换热微细管会发生较大幅度的振动，则将换热微细管发生弹性激振共振的条件判据表示为

｜cT-cn｜≤mTcn（25）

式中，mT为换热管弹性激振共振临界裕度系数。

由式（17）、式（20）和式（23）可知，引起预冷器换热微细管束振动的旋涡脱落激振、紊流抖振和弹性激振等气流激振频率均与气流速度U相关，预冷器换热微细管束共振可以用图6所示的换热微细管固有频率与气体流速共振线图表示。

由图6可以看出，随着气流速度增加，旋涡脱落激振频率、紊流抖振频率和弹性激振频率随之提高；当旋涡脱落激振频率、紊流抖振频率或弹性激振频率变化曲线与换热微细管的固有频率线存在交点时表明预冷器换热微细管发生共振。

4  预冷器换热微细管束振动可靠性建模

预冷器换热微细管振动可靠度可定义为换热微细管在气流冲击下不发生任何形式共振的概率，即预冷器工作时换热微细管束均不会出现由旋涡脱落激振、紊流抖振和弹性激振引起的共振。受预冷器换热微细管材料性能、结构尺寸等参数的分散性以及发动机工作状态参数随机性等不确定性因素的影响，换热微细管的固有振动频率和换热微细管的激振频率具有不确定性，相应地，预冷器换热微细管共振发生也会表现出一定概率特征。

用事件A表示预冷器换热微细管束不发生旋涡脱落激振共振，用事件B表示预冷器换热微细管束不发生紊流抖振共振，用事件C表示预冷器换热微细管束不发生弹性激振共振。结合式（18）可知，事件A发生的概率可以表示为

P（A）=P（｜ck-cn｜≥mkcn）=

P（ck-cn≥mkcn）+P（ck-cn≤-mkcn）（26）

设gk1=ck-（1+mk）cn，gk2=（1-mk）cn-ck，显然有

Gk1=sgn（gk1+｜gk1｜）=0  gk1≤01gk1＞0（27）

Gk2=sgn（gk2+｜gk2｜）=0  gk2≤01gk2＞0（28）

Gk=sgn（Gk1+Gk2）=0  其他1gk1＞0或gk2＞0（29）

结合式（26）和式（29）可知，事件A发生的概率可进一步表示为

P（A）=P（Gk=1）=P（sgn（sgn（ck-（1+mk）cn+

｜ck-（1+mk）cn｜）+sgn（（1-mk）cn-ck+

｜（1-mk）cn-ck｜））=1）（30）

类似地，事件B和事件C发生的概率可分别表示为

P（B）=P（sgn（sgn（cw-（1+mw）cn+

｜cw-（1+mw）cn｜）+sgn（（1-mw）cn-cw+

｜（1-mw）cn-cw｜））=1）（31）

P（C）=P（sgn（sgn（cT-（1+mT）cn+

｜cT-（1+mT）cn｜）+sgn（（1-mT）cn-cT+

｜（1-mT）cn-cT｜））=1）（32）

根据预冷器换热微细管的振动可靠度定义，换热微细管的振动可靠度R可以表示为

R=P（A∩B∩C）（33）

由式（30）～式（32）可知，式（33）所示的换热微细管的振动可靠度R可进一步表示为

R=P（sgn（sgn（ck-（1+mk）cn+

｜ck-（1+mk）cn｜）+sgn（（1-mk）cn-ck+

｜（1-mk）cn-ck｜））

sgn（sgn（cw-

（1+mw）cn+

｜cw-（1+mw）cn｜）+sgn（（1-mw）cn-

cw+｜（1-mw）cn-cw｜））

sgn（sgn（cT-

（1+mT）cn+｜cT-（1+mT）cn｜）+

sgn（（1-mT）cn-cT+｜（1-mT）cn-cT｜））=1）

（34）

考虑到预冷器的实际结构尺寸参数与工作状态参数的不确定性特征，设预冷器换热微细管外径D1服从概率密度函数为fD1的概率分布，横流微细管气流速度U服从概率密度函数为fU的概率分布，根据全概率公式，可得

R=∫+∞0∫+∞0fUfD1sgn（sgn（ck-（1+mk）cn+

｜ck-（1+mk）cn｜）+sgn（1-mk）cn-ck+

｜（1-mk）cn-ck｜））

sgn（sgn（cw-（1+mw）cn+

｜cw-（1+mw）cn｜）+sgn（（1-mw）cn-

cw+｜（1-mw）cn-cw｜））

sgn（sgn（cT-（1+mT）cn+

｜cT-（1+mT）cn｜）+sgn（（1-mT）cn-

cT+｜（1-mT）cn-cT｜））

dD1dU

（35）

将式（16）、式（17）、式（20）和式（23）代入式（35）中，考虑换热微细管前k阶共振，可得

R=∫+∞0∫+∞0fUfD1∏kn=1sgn（sgn（StU（1+mk）D1-

n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L+StU（1+mk）D1-

n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L）+

sgn（n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L-StU（1+mk）D1+

n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L-StU（1+mk）D1））·

sgn（sgn（0.456U3D1（1+mw）-

n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L+

0.456U3D1（1+mw）-n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L+

sgn（n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L-0.456U3D1（1+mw）+

n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L-0.456U3D1（1+mw）））·

sgn（sgn（UKcD1ζb（1+mT）-n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L+

UKcD1ζb（1+mT）-n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L+

sgn（n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L-UKcD1ζb（1+mT）+

n2π4E（D31-3D21δ）2ρ（D1-δ）L-UKcD1ζb（1+mT）））dD1dU（36）

由式（36）可以看出，预冷器换热微细管的振动可靠度与预冷器的结构尺寸参数、材料性能参数以及工作状态参数等密切相关。本文以某型预冷器换热结构为例，运用式（36）研究预冷器换热微细管振动可靠度随换热微细管壁厚δ、相邻支撑间隔板之间跨度L与外侧工质流速概率特征参数等的变化规律。

某型预冷器换热微细管采用镍基高温合金，其材料密度为8 g/cm3，换热微细管外径服从均值为1 mm、标准差为0.06 mm的正态分布，预冷器换热微细管内的冷却工质为氦气，换热微细管外侧被冷却工质为空气，空气流速服从均值为50 m/s、标准差为10 m/s的正态分布。当预冷器换热微细管的相邻支撑间隔板之间跨度为100 mm时，对应不同的换热微细管壁厚下预冷器换热微细管振动可靠度随换热微细管外侧被冷却工质流速均值的变化如图7所示。当预冷器换热微细管的壁厚为0.05mm时，对应不同的换热微细管相邻支撑间隔板之间跨度下预冷器换热微细管振动可靠度随换热微细管外侧被冷却工质流速均值的变化如图8所示。

由图7和图8可以看出，预冷器換热微细管的振动可靠度随外侧被冷却工质流速均值的增大呈现出“先降低后提高并趋近于某一数值”的变化规律。同时，还可以看出，换热微细管的壁厚和微细管相邻支撑间隔板之间跨度均会改变预冷器振动可靠度变化曲线中的“谷底”部位。显然，在预冷器换热微细管振动可靠度较低区域（即可靠度变化曲线的“谷底”部位），预冷器换热微细管存在发生共振的风险。当换热微细管外侧被冷却工质流速位于“谷底”对应的横坐标变化范围时，被冷却工质流动所形成的激振频率接近或等于换热微细管固有频率，预冷器换热微细管束发生共振风险的概率增加，可靠度相应地降低。随着预冷器换热微细管外侧被冷却工质流速的进一步增大，被冷却工质流动所形成的激振频率显著超越换热微细管固有频率，此时，预冷器换热微细管脱离共振区域，其可靠度也相应提高。

由上述分析可知，预冷器换热微细管采用直径较小、管壁较薄的微细结构，微细管束的振动固有频率相对较低，导致换热微细管的共振风险容易出现在被冷却工质流速较低的情况。同时，通过改变换热微细管壁厚、相邻支撑间隔板之间跨度等结构参数以及优化预冷器的运行工况，可以有效降低预冷器换热微细管束的共振风险，提高预冷器工作可靠性。为此，在预冷器结构设计过程中，要充分结合预冷器的工作剖面、流动换热特性、可靠性要求等，合理设计预冷器换热微细管束的结构参数。

5  结论

本文针对预冷吸气式组合发动机的膜片式微通道进气预冷器的结构特点，给出了换热微细管的固有振动特性计算方法及数学模型；在此基础上，分析了预冷器换热微细管束的振动模式，建立了综合考虑旋涡脱落激振、紊流抖振和弹性激振等共振模式的预冷器振动可靠性评价模型，研究了预冷器振动可靠度的变化规律，获得如下结论：

（1）膜片式微通道预冷器的换热微细管的振动固有频率与换热微细管的外径、壁厚、相邻支撑间隔板之间跨度以及换热微细管的密度、弹性模量等材料特性参数密切相关，其振型具有正弦函数的特征。

（2）预冷器换热微细管在高速气流冲击作用下存在由共振诱发的振动疲劳断裂风险，根据换热微细管共振诱因的不同，主要有旋涡脱落激振、紊流抖振、弹性激振等共振模式。

（3）預冷器换热微细管振动可靠度随外侧被冷却工质流速均值的增大呈现出“先降低后提高并趋近于某一数值”的变化规律；换热微细管的壁厚和微细管相邻支撑间隔板之间跨度均会改变预冷器振动可靠度变化曲线中的“谷底”部位。为防止预冷器换热微细管发生共振损坏，要充分结合工作剖面、流动换热特性等，合理设计换热微细管束结构参数。

在后续研究中，将针对预冷器振动可靠度变化规律，通过搭建相应的振动试验装置，开展预冷器换热微细管振动特性及可靠性试验验证。

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（編辑  胡佳慧）

作者简介：

王  正，男，1981年生，博士、研究员。研究方向为机械可靠性理论及应用、闭式循环动力技术和涡轮增压技术。获省部级科技奖励3项。获发明专利50余项。发表论文60余篇。E-mail：wzneu@126.com。