馮國(guó)全，蔚奪魁

（1.大連理工大學(xué)，大連116024；2.沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽(yáng) 110015）

某型燃?xì)廨啓C(jī)振動(dòng)特性改進(jìn)設(shè)計(jì)

馮國(guó)全，蔚奪魁

（1.大連理工大學(xué)，大連116024；2.沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽(yáng) 110015）

針對(duì)某型燃?xì)廨啓C(jī)臨界轉(zhuǎn)速設(shè)計(jì)裕度不足的問(wèn)題，結(jié)合測(cè)試結(jié)果，使用假設(shè)模態(tài)法和數(shù)值擬合法，對(duì)多種方案進(jìn)行了計(jì)算分析，提出并采用了合理的改進(jìn)設(shè)計(jì)方案，即將前支點(diǎn)安裝邊前移，增加軸承機(jī)匣軸向長(zhǎng)度，將機(jī)匣厚度由16 mm減小為10mm；使第2階臨界轉(zhuǎn)速距額定工作轉(zhuǎn)速的裕度從5%增加到10%，達(dá)到了改善振動(dòng)特性的目的。

燃?xì)廨啓C(jī)；振動(dòng)；臨界轉(zhuǎn)速；支點(diǎn)剛度；裕度；假定模態(tài)法；數(shù)值擬合法

1 引言

大型燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析在公開(kāi)發(fā)表的刊物中比較常見(jiàn),但是，準(zhǔn)確地把握燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組敏感的影響參數(shù)，提高機(jī)組轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)振動(dòng)特性設(shè)計(jì)水平，仍然是實(shí)際工程設(shè)計(jì)中的難題。

某型燃?xì)廨啓C(jī)是在引進(jìn)國(guó)外某機(jī)組部分設(shè)計(jì)資料的基礎(chǔ)上改進(jìn)設(shè)計(jì)的重型、大功率發(fā)電機(jī)組。在國(guó)外進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，測(cè)出的前2階臨界轉(zhuǎn)速為 1600、2850r/min，距額定工作轉(zhuǎn)速3000r/min的最小裕度僅5%。雖然經(jīng)過(guò)精細(xì)平衡，額定工作轉(zhuǎn)速時(shí)的振動(dòng)水平仍接近限制值。引進(jìn)的設(shè)計(jì)資料中缺乏振動(dòng)臨界轉(zhuǎn)速的細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)參數(shù)。

為增加臨界轉(zhuǎn)速與額定工作轉(zhuǎn)速的裕度，進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)。

2 原始設(shè)計(jì)結(jié)果分析

該燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

該燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速原始計(jì)算結(jié)果為：前2階臨界轉(zhuǎn)速為1340、2465r/min，第2階臨界轉(zhuǎn)速距額定工作轉(zhuǎn)速的裕度接近20%；對(duì)應(yīng)的燃?xì)廨啓C(jī)前、后支點(diǎn)的剛度分別為：K2=2.0×109N/m，K3=4.2×109N/m。由對(duì)原結(jié)構(gòu)的分析可以發(fā)現(xiàn)，原設(shè)計(jì)希望實(shí)現(xiàn)燃?xì)廨啓C(jī)前2階臨界轉(zhuǎn)速低于額定工作轉(zhuǎn)速20%的目標(biāo)，前支點(diǎn)（K2）軸承機(jī)匣形式設(shè)計(jì)旨在調(diào)整剛度。然而，支點(diǎn)剛度計(jì)算值與實(shí)際值有差距，造成實(shí)際臨界轉(zhuǎn)速高于計(jì)算值，裕度由20%降低至5%，沒(méi)有達(dá)到原定的臨界轉(zhuǎn)速設(shè)計(jì)目標(biāo)。

3 初步分析

為了驗(yàn)證方法和軟件，選用原始的燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子支點(diǎn)剛度和轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)，用MSC/NASTRAN軟件計(jì)算了燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速，與原設(shè)計(jì)的結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1，振動(dòng)模態(tài)和應(yīng)變能分布如圖2～4所示。

表1中的結(jié)果表明，原設(shè)計(jì)在計(jì)算中未考慮轉(zhuǎn)子軸的剪切效應(yīng)，采用MSC/NASTRAN程序計(jì)算的結(jié)果與使用經(jīng)典的傳遞矩陣法得到的十分一致，可用于計(jì)算燃?xì)廨啓C(jī)臨界轉(zhuǎn)速。

表1 臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果對(duì)比r/min

4 改進(jìn)設(shè)計(jì)方案分析

進(jìn)行了結(jié)構(gòu)分析，提出了旨在提高第2階臨界轉(zhuǎn)速裕度的改進(jìn)方案：（1）增強(qiáng)轉(zhuǎn)子及前后2個(gè)支點(diǎn)的剛性；（2）增強(qiáng)1個(gè)支點(diǎn)（前支點(diǎn)或后支點(diǎn)）的剛性；（3）增加轉(zhuǎn)子質(zhì)量；（4）降低支點(diǎn)剛度。

利用MSC/NASTRAN程序得到的振動(dòng)模態(tài)數(shù)據(jù)，用假設(shè)模態(tài)法計(jì)算了第2階臨界轉(zhuǎn)速的模態(tài)質(zhì)量、模態(tài)剛度及動(dòng)能和應(yīng)變能分布，并對(duì)上述方案進(jìn)行了可行性分析。分析結(jié)果表明：方案（1）的臨界轉(zhuǎn)速難以提高到3300r/min，方案（3）帶來(lái)的結(jié)構(gòu)改動(dòng)量非常大，燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子質(zhì)量需增加40%，顯然這2種方案不可行；改變后支點(diǎn)剛度受到透平結(jié)構(gòu)熱協(xié)調(diào)問(wèn)題的限制，帶來(lái)的風(fēng)險(xiǎn)很大。因此，改進(jìn)設(shè)計(jì)應(yīng)著眼于調(diào)整前支點(diǎn)剛度。

由于前2階臨界轉(zhuǎn)速80%的應(yīng)變能集中在2個(gè)支點(diǎn)上，支點(diǎn)剛度的準(zhǔn)確性將嚴(yán)重影響分析結(jié)果，進(jìn)而影響對(duì)方案的評(píng)估。而原始設(shè)計(jì)使用的支點(diǎn)剛度明顯具有較大的誤差，因此準(zhǔn)確地確定支點(diǎn)剛度就成為非常關(guān)鍵的問(wèn)題。

5 支點(diǎn)剛度確定

使用假設(shè)模態(tài)法計(jì)算臨界轉(zhuǎn)速的公式為

式中：m為模態(tài)質(zhì)量；k為模態(tài)剛度；K2、K3為支點(diǎn)剛度；C1、C2、C3為影響系數(shù)。

使用MSC/NASTRAN程序計(jì)算了多種支點(diǎn)剛度下燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速，結(jié)果見(jiàn)表2。

由于真實(shí)的支點(diǎn)剛度數(shù)據(jù)無(wú)法準(zhǔn)確獲得，而第3階臨界轉(zhuǎn)速對(duì)支點(diǎn)剛度不太敏感，故使用表2中臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果對(duì)K2、K3進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，得到了前2階臨界轉(zhuǎn)速對(duì)支點(diǎn)剛度的擬合公式

與有限元計(jì)算結(jié)果相比，第1階臨界轉(zhuǎn)速最大誤差為9.5%，第2階臨界轉(zhuǎn)速最大誤差為2.5%。

把前2階臨界轉(zhuǎn)速的試驗(yàn)值（1600、2850r/min）作為已知條件，利用擬合公式反解關(guān)于K2、K3的方程，結(jié)果為K2=3.3×108N/m、K3=6.8×108N/m；用MSC/NASTRAN程序在該剛度附近進(jìn)行優(yōu)化，得到在前2階臨界轉(zhuǎn)速為 1600、2850r/min時(shí)的剛度，分別為K2=3.1×108N/m、K3=6.7×108N/m，即表3中序號(hào)1對(duì)應(yīng)的結(jié)果。

另外，用ANSYS 6.0軟件計(jì)算得到的前、后支點(diǎn)剛度分別為 K2=2.7～3.0×108N/m、K3=3.0～8.1×108N/m。軸承剛度約為支點(diǎn)剛度的20倍，分析中可不予考慮。由于支點(diǎn)剛度受結(jié)構(gòu)的某些不確定因素（如螺栓連接、熱變形引起的連接剛度變化）的影響，在計(jì)算剛度時(shí)，選取了幾種極限情況，給出了實(shí)際支點(diǎn)剛度的范圍?？梢钥闯觯捎脭M合、優(yōu)化方法得到的支點(diǎn)剛度正落在有限元計(jì)算的支點(diǎn)剛度的范圍內(nèi)，剛度擬合取得很好的效果。

表2用MSC/NASTRAN程序計(jì)算得到的前3階臨界轉(zhuǎn)速

表3 臨界轉(zhuǎn)速隨前支點(diǎn)剛度的變化

6 改進(jìn)設(shè)計(jì)方案確定

在擬合的原方案支點(diǎn)剛度數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，進(jìn)行了改進(jìn)方案的臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表3。通過(guò)對(duì)各方案計(jì)算結(jié)果的分析，最終確定的改進(jìn)方案為：將前支點(diǎn)安裝邊前移，增加軸承機(jī)匣軸向長(zhǎng)度；將機(jī)匣厚度由16mm減小為10mm。采取這些措施可使前支點(diǎn)剛度降低至1.6×108N/m，使第2階臨界轉(zhuǎn)速降低至2700r/min，距額定工作轉(zhuǎn)速的裕度從5%增加到10%，達(dá)到了改善振動(dòng)特性的目的。

7 結(jié)束語(yǔ)

在該燃?xì)廨啓C(jī)臨界轉(zhuǎn)速改進(jìn)設(shè)計(jì)過(guò)程中，將用MSC/NASTRAN程序計(jì)算得到的模態(tài)數(shù)據(jù)，用于假設(shè)模態(tài)法，得到臨界轉(zhuǎn)速的主要影響參數(shù)。根據(jù)實(shí)測(cè)的臨界轉(zhuǎn)速值擬合出接近真實(shí)情況的支點(diǎn)剛度，在此基礎(chǔ)上，進(jìn)行了燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速改進(jìn)設(shè)計(jì)，取得了較好效果，解決了工程設(shè)計(jì)中的難題。

本文所述設(shè)計(jì)方法對(duì)其它燃?xì)廨啓C(jī)以及型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)具有一定的參考價(jià)值。

[1]張文.轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)理論基礎(chǔ)[M].北京：科學(xué)出版社，1990.

[2]趙選民.試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法[M].北京：科學(xué)出版社,2006.

[3]任興民.結(jié)構(gòu)動(dòng)力改進(jìn)方法在齒輪減振設(shè)計(jì)中的應(yīng)用[C].南昌：中國(guó)航空學(xué)會(huì)第五屆發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度振動(dòng)論文集,1990.

[4]Fredric F Ehrich.Handbook of Rotordynamics[K].McGRAW-HILL,INC,2000.

Improved Design of Vibration Characteristics for a Gas Turbine

FENG Guo-quan,YU Duo-kui
（1.Dalian University of Technology,Dalian 116024,China;2.Shenyang Aeroengine Research Institute,Shenyang110015,China）

The computational analysis of variety concepts for improving critical speed design margin of a gas turbine was performed using assumed mode method and numerical fitting method.Combining measurement results,the reasonable improved design concept was presented and adopted which moved forward the flange of front support and increased the axial length of bearing casing and decreased the casing thickness from 16mm to 10mm.The second order critical speed margin to rated speed was increased from 5%to 10%and then vibration characteristics were improved.

gas turbine;vibration;critical speed;support rigidity;margin;assumed mode method;numerical fitting

馮國(guó)全（1967），男，在讀博士研究生，自然科學(xué)研究員，從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)整機(jī)振動(dòng)設(shè)計(jì)工作。