聶衛(wèi)健，鄧旺群，何 萍，郭天才，楊 海

（1.中國(guó)航空動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南 株洲 412002；2.航空發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)技術(shù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 株洲 412002）

拉桿對(duì)高速柔性轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響

聶衛(wèi)健1,2，鄧旺群1,2，何 萍1，郭天才1,2，楊 海1,2

（1.中國(guó)航空動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南 株洲 412002；2.航空發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)技術(shù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 株洲 412002）

針對(duì)采用兩種不同拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子，分別建立有限元分析模型，在4種組合支承剛度下，運(yùn)用SAMCEF/ROTOR分析軟件完成低壓轉(zhuǎn)子的動(dòng)力特性（臨界轉(zhuǎn)速、振型及穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)）計(jì)算，通過(guò)對(duì)比分析得到拉桿對(duì)低壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響。研究表明：長(zhǎng)拉桿方案和短拉桿方案對(duì)低壓轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速和前兩階振型沒有實(shí)質(zhì)性的影響，但對(duì)第三階振型和穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)有顯著影響。研究結(jié)果為某小型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)工程設(shè)計(jì)階段的低壓轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了參考。

振動(dòng)與波；渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)；低壓轉(zhuǎn)子；動(dòng)力特性；不同拉桿方案；有限元法

中小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子的長(zhǎng)徑比越來(lái)越大，越來(lái)越“柔”，結(jié)構(gòu)也越來(lái)越復(fù)雜。在發(fā)動(dòng)機(jī)的方案設(shè)計(jì)階段，常常會(huì)對(duì)不能確定的轉(zhuǎn)子構(gòu)件進(jìn)行多種方案的設(shè)計(jì)，并對(duì)不同方案的轉(zhuǎn)子進(jìn)行系統(tǒng)的動(dòng)力特性計(jì)算，通過(guò)對(duì)比分析，選取一種比較理想的轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)方案。目前在建立復(fù)雜轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的計(jì)算模型時(shí)普遍采用有限元法。鄧旺群運(yùn)用有限元法建立了航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子的有限元計(jì)算模型，基于動(dòng)力特性計(jì)算結(jié)果分析了主要零部件對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響[1-3]。陳鐵鋒等采用有限元法對(duì)雙裂紋轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性進(jìn)行了仿真分析并開展了實(shí)驗(yàn)研究[4]。支承剛度是影響轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速的主要因素。梅慶等闡述了雙支承臥式轉(zhuǎn)子的支承布置對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響[5]。焦旭東等研究了帶擠壓油膜阻尼器雙盤轉(zhuǎn)子的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)和支承優(yōu)化問題，得到了轉(zhuǎn)子在工作轉(zhuǎn)速下支承的最佳剛度[6]。

本文以某小型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)方案設(shè)計(jì)階段的低壓轉(zhuǎn)子為研究對(duì)象，分別建立了該低壓轉(zhuǎn)子采用兩種不同拉桿方案（長(zhǎng)拉桿方案和短拉桿方案）時(shí)的有限元分析模型，在4組支承剛度條件下，分別計(jì)算了采用兩種不同拉桿方案時(shí)低壓轉(zhuǎn)子的動(dòng)力特性，通過(guò)對(duì)比分析得到了拉桿長(zhǎng)短對(duì)低壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響。

1 采用兩種不同拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)介

采用兩種拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)分別如圖1、圖2所示，采用兩種方案的低壓轉(zhuǎn)子除了拉桿長(zhǎng)度不一樣之外，其他結(jié)構(gòu)沒有明顯的不同。整個(gè)轉(zhuǎn)子由進(jìn)氣錐、兩級(jí)風(fēng)扇葉片盤、兩級(jí)增壓級(jí)葉片盤、兩級(jí)低壓渦輪葉片盤、風(fēng)扇軸、拉桿、低壓渦輪軸等零部件組成。低壓轉(zhuǎn)子采用4支點(diǎn)的支承方案，軸承編號(hào)與發(fā)動(dòng)機(jī)中軸承編號(hào)一致，低壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子由2個(gè)支點(diǎn)支承，均設(shè)置在壓氣機(jī)后端，前支點(diǎn)（1號(hào)軸承）為滾珠軸承（止推軸承），后支點(diǎn)（2號(hào)軸承）為滾棒軸承，風(fēng)扇葉片盤端懸臂；低壓渦輪轉(zhuǎn)子由2個(gè)支點(diǎn)支承，前支點(diǎn)（5號(hào)軸承）設(shè)置在一級(jí)渦輪葉片盤前，后支點(diǎn)（6號(hào)軸承）設(shè)置在二級(jí)渦輪葉片盤后，5號(hào)軸承和6號(hào)軸承均為滾棒軸承。

圖1 短拉桿低壓轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

圖2 長(zhǎng)拉桿低壓轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

2 低壓轉(zhuǎn)子零部件材料

采用兩種不同拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子在結(jié)構(gòu)上除了拉桿的長(zhǎng)短不一樣外，其他結(jié)構(gòu)基本相同，各零部件的材料也是一樣的。主要零部件材料屬性見表1。

表1 主要零部件材料屬性

3 有限元分析模型

針對(duì)低壓轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，用面單元建立了低壓轉(zhuǎn)子的有限元分析模型，模型共計(jì)6個(gè)集中質(zhì)量單元、4個(gè)軸承單元和3個(gè)不平衡量單元。各集中質(zhì)量單元的特性見表2，采用兩種不同拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子有限元分析模型分別見圖3、圖4。在建立有限元分析模型時(shí)，對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一些簡(jiǎn)化，忽略了一些細(xì)小的局部結(jié)構(gòu)（如倒角、小孔等）。計(jì)算不平衡響應(yīng)時(shí)，假設(shè)在1號(hào)凸臺(tái)、2號(hào)凸臺(tái)和3號(hào)凸臺(tái)上都施加1×10-6kg·m的不平衡量。

表2 集中質(zhì)量特性

圖3 短拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子有限元模型

圖4 長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子有限元模型

4 支承剛度

針對(duì)1號(hào)、2號(hào)、5號(hào)和6號(hào)支承，選用了四組支承剛度進(jìn)行了動(dòng)力特性計(jì)算，各組的支承剛度值見表3。

表3 支承剛度組合表/107N/m

5 計(jì)算結(jié)果及分析

5.1 對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響

在四組支承剛度情況下，對(duì)采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的前3階臨界轉(zhuǎn)速分別進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見表4。表中，轉(zhuǎn)速1為采用短拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)速2為采用長(zhǎng)拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速。臨界轉(zhuǎn)速的變化率計(jì)算公式如下：

表4 采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的前3階臨界轉(zhuǎn)速

從表4可以看出：在四組支承剛度情況下，采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的各階臨界轉(zhuǎn)速的變化率均在0.24%～2.02%之間，表明拉桿的長(zhǎng)短對(duì)低壓轉(zhuǎn)子的前3階臨界轉(zhuǎn)速?zèng)]有實(shí)質(zhì)性的影響。

5.2 對(duì)振型的影響

在四組支承剛度下，對(duì)采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的前3階振型進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見表5。

從表5可以看出：在四組支承剛度情況下，采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的前2階振型無(wú)明顯差異，而采用短拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子第三振型的彎曲程度比采用長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子第3階振型的彎曲程度要大，表明拉桿的長(zhǎng)短對(duì)低壓轉(zhuǎn)子的前兩階振型沒有實(shí)質(zhì)性的影響，而對(duì)第3階振型有一定影響。

表5 采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的前3階振型

5.3 對(duì)不平衡響應(yīng)的影響

在四組支承剛度情況下，當(dāng)1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)凸臺(tái)上同時(shí)施加1×10-6kg·m的不平衡量時(shí)，計(jì)算得到了風(fēng)扇一級(jí)葉片盤、風(fēng)扇二級(jí)葉片盤、增壓一級(jí)葉片盤、增壓二級(jí)葉片盤、1號(hào)凸臺(tái)、2號(hào)凸臺(tái)、3號(hào)凸臺(tái)、渦輪一級(jí)盤和渦輪二級(jí)盤的前3階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)，分別見表6、表7和表8。

表6 1階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值/10-6m

從表6至表8可以看出：總體來(lái)看，采用短拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子各階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值要比采用長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的各階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值大，即采用短拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子對(duì)不平衡量更為敏感。

6 結(jié)語(yǔ)

在四組支承剛度情況下，對(duì)采用短拉桿方案和長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的前3階臨界轉(zhuǎn)速、前3階振型和9個(gè)特征位置的前3階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)分別進(jìn)行了計(jì)算，并對(duì)兩種拉桿方案的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，主要研究結(jié)論如下：

表7 2階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值/10-6m

表8 3階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值/10-6m

（1）拉桿的長(zhǎng)短對(duì)低壓轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速?zèng)]有實(shí)質(zhì)性的影響；

（2）拉桿的長(zhǎng)短對(duì)低壓轉(zhuǎn)子的前兩階振型沒有實(shí)質(zhì)性的影響，但采用短拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子第3階振型的彎曲程度比采用長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子第3階振型的彎曲程度要大，從增加低壓轉(zhuǎn)子的抗彎能力出發(fā)，宜優(yōu)先采用長(zhǎng)拉桿方案；

（3）總體來(lái)說(shuō)，采用短拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子各階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值要比采用長(zhǎng)拉桿方案低壓轉(zhuǎn)子的各階穩(wěn)態(tài)不平衡響應(yīng)值大，即采用短拉桿方案的低壓轉(zhuǎn)子對(duì)不平衡量更為敏感，從減小發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)振動(dòng)和降低轉(zhuǎn)子高速動(dòng)平衡難度出發(fā)，宜優(yōu)先采用長(zhǎng)拉桿方案。

[1]鄧旺群，郭飛躍，高德平.裝實(shí)心和空心傳動(dòng)軸的動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性對(duì)比研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2005，31(1)：6-9+27.

[2]鄧旺群，郭飛躍，高德平.高速柔性轉(zhuǎn)子的主要零部件對(duì)其動(dòng)力特性的影響[J].機(jī)械強(qiáng)度，2006，28(6)：813-819.

[3]鄧旺群.航空發(fā)動(dòng)機(jī)柔性轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性及高速動(dòng)平衡試驗(yàn)研究[D].南京：南京航空航天大學(xué)，2006.

[4]陳鐵峰，荊建平，孟光，等.雙裂紋轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性的有限元和實(shí)驗(yàn)研究[J].噪聲與振動(dòng)控制，2010，30(5)：15-19.

[5]梅慶，歐園霞.支承布置對(duì)雙支承轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響[J].振動(dòng)工程學(xué)報(bào)，2004，17(S)：156-158.

[6]焦旭東，秦衛(wèi)陽(yáng)，孫濤，等.帶擠壓油膜阻尼器雙盤轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)響應(yīng)與支承優(yōu)化[J].噪聲與振動(dòng)控制，2013，33(5)：1-3.

Influence of Different Draw-bars on Dynamic Characteristics of a High Speed Flexible Rotor

NIE Wei-jian1,2,DENG Wang-qun1,2,HE Ping1, GUO Tian-cai1,2,YANG Hai1,2
(1.ChinaAviation Powerplant Research Institute,Zhuzhou 412002,Hunan China; 2.Aviation Key Laboratory ofAero-engine Vibration Technology,Zhuzhou 412002,Hunan China)

Finite element models of a low-pressure rotor with two different draw-bars were set up respectively.The dynamic characteristics,including critical speeds,vibration modes and stable unbalance responses,of the rotor with four different supporting stiffness conditions were calculated by SAMCEF/ROTOR software.The influence of different drawbars on the dynamic characteristics of the rotor was analyzed according to the calculation results.The results show that the length of the draw-bar has no influence on the first three-order critical speeds and the first two-order vibration modes of the low-pressure rotor,but has remarkable influence on the third vibration mode and stable unbalance responses.This work may provide a reference for structure design of the low-pressure rotor.

vibration and wave;turbofan engine;low-pressure rotor;dynamic characteristics;different draw-bar; finite element method

V231.92

A

10.3969/j.issn.1006-1335.2015.03.029

1006-1355(2015)03-0135-05

2014－12－12

航空科學(xué)基金（20112108001和2013ZB08001）

聶衛(wèi)?。?991－），男，江西省撫州市人，碩士生，主要研究方向：航空發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)研究。

鄧旺群（1967－），男，碩士生導(dǎo)師。E-mail:hnzzdwq@163.com。