吳長波，崔海濤，梁恩波，高雄兵

(1.南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院，江蘇 南京 210016；2.中國燃?xì)鉁u輪研究院，四川 成都 610500)

1 引言

轉(zhuǎn)子動力學(xué)是航空發(fā)動機(jī)研制中的關(guān)鍵技術(shù)之一，也是航空發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)完整性研究中極其重要的內(nèi)容[1]。長期以來，許多學(xué)者致力于轉(zhuǎn)子動力學(xué)研究，并取得很多重大成果[2，3]。傳統(tǒng)的轉(zhuǎn)子動力學(xué)中，計算分析的主要內(nèi)容是轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速、不平衡響應(yīng)和穩(wěn)定性等[4，5]，對柔性轉(zhuǎn)子一般采用彈性環(huán)式擠壓油膜阻尼器、金屬橡膠阻尼器或?qū)D(zhuǎn)子采用動平衡技術(shù)來達(dá)到減振的目的[6～8]。

某小型全軸流渦噴發(fā)動機(jī)，具有工作轉(zhuǎn)速高，轉(zhuǎn)子支點(diǎn)跨距大、剛性小等特點(diǎn)，其轉(zhuǎn)子動力學(xué)設(shè)計問題特別突出。如何提高轉(zhuǎn)子剛性并獲得良好的轉(zhuǎn)子支撐系統(tǒng)動力學(xué)特性，成為該發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子動力學(xué)設(shè)計中的關(guān)鍵問題。本文針對該發(fā)動機(jī)在原理樣機(jī)階段暴露出振動大的問題，在延續(xù)原理樣機(jī)的彈性支承和轉(zhuǎn)子相匹配、依然采用彈性環(huán)式擠壓油膜阻尼器減振的基礎(chǔ)上，對轉(zhuǎn)子連接剛性進(jìn)行了針對性改進(jìn)。理論分析和試驗(yàn)證明，改進(jìn)后解決了發(fā)動機(jī)振動大的問題。

2 原理樣機(jī)階段發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子動力學(xué)設(shè)計及試驗(yàn)情況

2.1 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)

原理樣機(jī)階段的發(fā)動機(jī)采用了1-0-1支承方案，由5級軸流壓氣機(jī)、直流式燃燒室和一級渦輪組成，其轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖及局部連接結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 原理樣機(jī)階段發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Engine structure in phase of principle prototype

2.2 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子動力學(xué)特性

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子兩個支點(diǎn)的剛度對臨界轉(zhuǎn)速的影響見表1，表中K1、K2分別表示前后支點(diǎn)的剛度。轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速振型見圖2。通過計算可知，采用彈性支承時，前三階臨界轉(zhuǎn)速分別為設(shè)計轉(zhuǎn)速的11.9%、42.3%和197.6%，前兩階臨界轉(zhuǎn)速都遠(yuǎn)低于慢車轉(zhuǎn)速，第三階臨界轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)高于轉(zhuǎn)子的最大工作轉(zhuǎn)速。

2.3 發(fā)動機(jī)試驗(yàn)振動監(jiān)測情況

試驗(yàn)過程中，當(dāng)轉(zhuǎn)速上升到84%設(shè)計轉(zhuǎn)速附近時，發(fā)動機(jī)進(jìn)氣機(jī)匣水平方向基頻振動監(jiān)測值超過53 mm/s，垂直方向基頻振動監(jiān)測值最大達(dá)179 mm/s，發(fā)動機(jī)試驗(yàn)因監(jiān)測報警而按要求停車。再次起動，仍出現(xiàn)類似振動情況。

3 發(fā)動機(jī)整機(jī)振動大原因分析

圖2 轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速振型Fig.2 Vibration modes of first three orders of rotor at critical speed

從試驗(yàn)后發(fā)動機(jī)的分解檢查情況看，轉(zhuǎn)子前后支點(diǎn)的彈性支承正常；從發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速計算值看，轉(zhuǎn)子的第三階臨界轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)高于轉(zhuǎn)子的最大工作轉(zhuǎn)速，前兩階臨界轉(zhuǎn)速都遠(yuǎn)低于慢車轉(zhuǎn)速；但從發(fā)動機(jī)試驗(yàn)過程振動信號分析看，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為83%～90%設(shè)計轉(zhuǎn)速時振動大，初步懷疑此區(qū)域內(nèi)存在轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的某階臨界轉(zhuǎn)速?？紤]到臨界轉(zhuǎn)速取決于支點(diǎn)剛度及跨距、轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的質(zhì)量及剛性分布，故從以下幾個方面展開分析。

3.1 支點(diǎn)剛度匹配對臨界轉(zhuǎn)速的影響

由于發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子的支點(diǎn)跨距已確定，故主要按以下四種情況討論轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速隨其前后彈性支承剛度變化的影響：①前后支點(diǎn)彈性支承都有效；②前支點(diǎn)彈性支承有效，后支點(diǎn)彈性支承失效；③前支點(diǎn)彈性支承失效，后支點(diǎn)彈性支承有效；④前后支點(diǎn)彈性支承都失效。

從計算結(jié)果看，若83%～90%設(shè)計轉(zhuǎn)速區(qū)域存在的臨界轉(zhuǎn)速是轉(zhuǎn)子的第二階臨界轉(zhuǎn)速，則轉(zhuǎn)子前后支點(diǎn)的彈性支承剛度可能存在兩種情況：①前支點(diǎn)彈性支承在整個工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)一直有效，后支點(diǎn)彈性支承在工作中因某種原因失效變?yōu)閯傂灾С?；②前后支點(diǎn)彈性支承都失效。但從發(fā)動機(jī)的分解情況看，前后支點(diǎn)彈性支承失效的可能性不存在。

表1 前后支點(diǎn)對前兩階臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 1 The impact of front and rear supporting points on critical speed of first two orders

3.2 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)形式的影響

發(fā)動機(jī)的壓氣機(jī)和渦輪轉(zhuǎn)子共有6處螺栓連接(見圖1)，分析可得：

(1)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子各級葉盤之間有4處螺栓連接，1處為4層法蘭連接結(jié)構(gòu)，2、3、4處均為3層法蘭連接結(jié)構(gòu)，螺栓連接面共9個，且從前到后螺栓孔距鼓筒的距離逐步增大，易引起連接剛度減弱；

(2)壓氣機(jī)后鼓筒軸與渦輪盤之間通過一小篦齒環(huán)過渡，采用了短螺栓連接3層法蘭結(jié)構(gòu)，篦齒環(huán)本身比較薄弱，且與前后結(jié)構(gòu)的材料熱膨脹系數(shù)不匹配，緊度過大不易裝配，緊度過小在大狀態(tài)工作時易導(dǎo)致轉(zhuǎn)子不定心；

(3)壓氣機(jī)五級盤與前鼓筒、后軸頸組成一Z字形傳力結(jié)構(gòu)，不利于轉(zhuǎn)子工作。

3.3 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子剛性分析

3.3.1 分析模型及方法

采用剛度計算程序?qū)Πl(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子的剛性進(jìn)行分析。以兩個支點(diǎn)為起始點(diǎn)，對轉(zhuǎn)子進(jìn)行離散建模。為單獨(dú)考核轉(zhuǎn)子自身的剛性，將兩個支點(diǎn)按剛性支承處理，不考慮彈性支承的影響，通過以下兩種方式分析轉(zhuǎn)子的剛性：①考慮螺栓連接剛度，計算轉(zhuǎn)子在重力作用下的變形；②每個螺栓連接剛度對轉(zhuǎn)子在重力作用下變形的影響。

3.3.2 螺栓連接組件剛度分析

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子螺栓連接組件(含螺栓、安裝邊、盤)剛度計算結(jié)果見圖3。從圖中可以看出，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子上螺栓連接剛度都偏低，這主要是因?yàn)椴糠职惭b邊螺栓孔位置距鼓筒定心位置的高度過大，采用了3層到4層法蘭結(jié)構(gòu)同時連接定心的形式，安裝邊厚度較小等。相對而言，第二級盤處螺栓連接剛度最差，其次為第五級盤處。

圖3 轉(zhuǎn)子螺栓連接組件抗彎剛度Fig.3 Bending rigidity of bolt joint assembly of rotor

圖4給出了各螺栓連接組件彎曲能量在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子總彎曲能量中所占的比例。從圖中可以看出，螺栓連接組件彎曲能量占轉(zhuǎn)子總彎曲能量的比例非常大(總和達(dá)79.32%)，對轉(zhuǎn)子的振動非常不利，特別是第二級盤和第五級盤處的螺栓連接(占總能量的54.76%)需重點(diǎn)改進(jìn)。

圖4 轉(zhuǎn)子螺栓連接組件彎曲能量分布Fig.4 Bending energy distribution of bolt joint assembly of rotor

第二級盤螺栓連接處采用短螺栓連接4層法蘭結(jié)構(gòu)，其薄弱環(huán)節(jié)主要表現(xiàn)在前軸頸與第二級盤的連接上。該處結(jié)構(gòu)復(fù)雜，定心不可靠，可通過減少法蘭連接結(jié)構(gòu)層次來解決。第五級盤螺栓連接處的薄弱環(huán)節(jié)，主要表現(xiàn)在第四、第五級間鼓筒與第五級盤的連接上。該處螺栓孔位置距鼓筒定心位置的高度最大，且第五級盤前連接安裝邊厚度較小，可通過加厚安裝邊和減小安裝邊處螺栓孔位置距鼓筒定心位置高度，來增加其剛性。

3.3.3 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子變形分析

各螺栓連接剛度對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子變形的影響如圖5所示。從圖中可以看出，渦輪端兩處螺栓連接對轉(zhuǎn)子變形的影響都很小，壓氣機(jī)端螺栓連接對轉(zhuǎn)子變形的影響起主導(dǎo)作用；對轉(zhuǎn)子變形影響最大的是螺栓連接1、2、4，即壓氣機(jī)第二級盤、第三級盤和第五級盤處的螺栓連接。

3.4 螺栓連接剛度對臨界轉(zhuǎn)速的影響

考慮螺栓連接剛度，將前文螺栓連接組件剛性分析中計算的螺栓連接剛度值代入，計算得到的前三階臨界轉(zhuǎn)速振型見圖6。

對比圖2和圖6可以看出，考慮螺栓連接剛度后，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的第二、第三階振型出現(xiàn)明顯彎折(轉(zhuǎn)角不連續(xù))。可見，螺栓連接剛度對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的第二、第三階臨界轉(zhuǎn)速有顯著影響。

圖5 螺栓連接剛度對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子變形的影響Fig.5 The effects of bolt joint on rotor deformation

圖6 考慮螺栓連接剛度時發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速振型Fig.6 Vibration modes of first three orders of rotor when considering bolt joint rigidity

分別對每個螺栓連接剛度對臨界轉(zhuǎn)速的影響進(jìn)行分析，結(jié)果表明，渦輪盤前后的螺栓連接剛度(螺栓連接5、6)對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速影響很小。壓氣機(jī)第五級盤處螺栓連接4的剛度，對第三階臨界轉(zhuǎn)速的影響最為顯著，并隨該剛度的降低而降低，轉(zhuǎn)子第三階振型表現(xiàn)為一彎振型，彎曲位置在壓氣機(jī)第五級盤處。在高轉(zhuǎn)速區(qū)，轉(zhuǎn)子很可能以一彎模態(tài)進(jìn)動，這將惡化轉(zhuǎn)子的平衡狀態(tài)，使振動變大。

4 驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子動力學(xué)設(shè)計及試驗(yàn)情況

4.1 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)

根據(jù)原理樣機(jī)階段發(fā)動機(jī)試驗(yàn)情況，結(jié)合分析得到振動大的原因，對驗(yàn)證機(jī)階段的發(fā)動機(jī)進(jìn)行改進(jìn)。相對原理樣機(jī)階段發(fā)動機(jī)，驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)在氣動特性上無變化，結(jié)構(gòu)上仍由五級軸流壓氣機(jī)、直流式燃燒室和一級渦輪組成，支點(diǎn)跨距及支點(diǎn)剛度也未變，主要修改了轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)(見圖7)：

(1)改變壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉盤的結(jié)構(gòu)形式及連接方式，將原每級葉盤及鼓筒分離結(jié)構(gòu)合并成一體設(shè)計，各級葉盤之間的結(jié)合面皆改為短螺栓連接的2層法蘭結(jié)構(gòu)，這樣壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子各級葉盤之間的螺栓連接面?zhèn)€數(shù)，由原理樣機(jī)階段的9個減少到驗(yàn)證機(jī)階段的5個。

(2)縮短壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子各螺栓孔與鼓筒的距離，加大安裝邊厚度。

(3)取消渦輪轉(zhuǎn)子葉盤前的篦齒環(huán)轉(zhuǎn)接結(jié)構(gòu)，增加與壓氣機(jī)后軸頸相連的安裝邊厚度，采用止扣定心，適度增加壓氣機(jī)后軸頸與渦輪盤安裝邊的徑向配合緊度。

圖7 驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Engine rotor structure in the phase of demonstrator

4.2 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子動力學(xué)特性

驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)前后支點(diǎn)的支承剛度與原理樣機(jī)階段的一致，計算得到的驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速變化范圍分別為11.9%、39.0%和225.0%，應(yīng)變能在10%以內(nèi)，轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速的振型與圖2中的基本一致。相對于原理樣機(jī)階段發(fā)動機(jī)的臨界轉(zhuǎn)速，驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)的臨界轉(zhuǎn)速及振型基本無變化。

4.3 發(fā)動機(jī)試驗(yàn)振動監(jiān)測情況

在進(jìn)氣機(jī)匣、渦輪機(jī)匣的垂直和水平方向，對驗(yàn)證機(jī)階段發(fā)動機(jī)的基頻振動值進(jìn)行監(jiān)測。轉(zhuǎn)速上升到85%設(shè)計轉(zhuǎn)速時，進(jìn)氣機(jī)匣水平方向的基頻振動監(jiān)測值最大為27 mm/s，其它通道皆小于8 mm/s。轉(zhuǎn)速上升到100%設(shè)計轉(zhuǎn)速時，發(fā)動機(jī)最大基頻振動監(jiān)測值分別為：進(jìn)氣水平方向33 mm/s，進(jìn)氣垂直方向20 mm/s，渦輪水平和垂直方向皆小于8 mm/s，皆遠(yuǎn)小于設(shè)計要求的報警值。這表明通過改變轉(zhuǎn)子的連接剛度，發(fā)動機(jī)的振動得到明顯改善。在前支點(diǎn)鼠籠條上粘貼4個應(yīng)變片進(jìn)行動應(yīng)變監(jiān)測。從各位置動應(yīng)變基頻和振動加速度基頻隨轉(zhuǎn)速變化的時間曲線上判斷可知，從曲線上得到的臨界轉(zhuǎn)速與計算分析得到的相當(dāng)。

5 結(jié)論

(1)加強(qiáng)轉(zhuǎn)子連接剛性后，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子振動得到了明顯改善，這說明對原理樣機(jī)階段發(fā)動機(jī)振動大原因的分析合理，采取的結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施有效。

(2)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子除考慮支點(diǎn)剛度匹配對臨界轉(zhuǎn)速的影響外，還應(yīng)重視轉(zhuǎn)子剛性分析，考慮連接剛度對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的影響。

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