(中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015)

1 引言

航空發(fā)動(dòng)機(jī)出于減重考慮，轉(zhuǎn)子常做成中空結(jié)構(gòu)。但由于設(shè)備裝配或密封問題，常常會(huì)有滑油流入轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)盤腔內(nèi)，形成積油轉(zhuǎn)子。而積油轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在一定轉(zhuǎn)速下會(huì)失穩(wěn)并產(chǎn)生強(qiáng)烈的自激振動(dòng)，不但會(huì)給支承結(jié)構(gòu)帶來(lái)較大的載荷力，也會(huì)使旋轉(zhuǎn)機(jī)械腔體產(chǎn)生較大變形，從而導(dǎo)致轉(zhuǎn)靜件碰磨，引起機(jī)械結(jié)構(gòu)破壞。

自從Stewartson[1]建立起液體動(dòng)力學(xué)和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)相互耦合的系統(tǒng)振動(dòng)方程，以及Kollmann[2]在試驗(yàn)中觀察到部分積液轉(zhuǎn)子的不穩(wěn)定現(xiàn)象后，已有學(xué)者對(duì)積液轉(zhuǎn)子開展了相關(guān)研究。Kaneko等[3]通過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在失穩(wěn)轉(zhuǎn)速極限值時(shí)，低黏度流體的旋轉(zhuǎn)，會(huì)出現(xiàn)滯后現(xiàn)象；Ota 等[4]研究了主臨界轉(zhuǎn)速時(shí)的共振曲線以及在不穩(wěn)定轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)充液比例、黏度、質(zhì)量的影響；祝長(zhǎng)生[5-7]在二維無(wú)黏旋轉(zhuǎn)流體模型的基礎(chǔ)上，詳細(xì)分析了支承剛度各向異性部分充液轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性問題；姜廣義等[8]對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)盤腔積油故障進(jìn)行了分析；金業(yè)壯等[9]采用ADAMS軟件平臺(tái)建立了積油轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的仿真模型，并對(duì)其動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行了仿真研究；許濤等[10]以單盤積油轉(zhuǎn)子作為研究對(duì)象，運(yùn)用流體仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，分析了積油形態(tài)變化規(guī)律和積油轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性。

本文在已有研究成果基礎(chǔ)上，以某型大涵道比航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)盤腔積油故障為例，分析了因盤腔積油造成的自激振動(dòng)的故障機(jī)理和特征，其結(jié)論、經(jīng)驗(yàn)可供相關(guān)故障診斷人員參考。

2 故障現(xiàn)象

某型大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試車過程中，起動(dòng)過程各個(gè)參數(shù)均正常，起動(dòng)完成后發(fā)動(dòng)機(jī)聲音異常(嗡鳴聲)，同時(shí)高壓壓氣機(jī)二級(jí)光導(dǎo)信號(hào)全部消失，前腔金屬屑末報(bào)警，發(fā)動(dòng)機(jī)隨后喘振緊急切停，切停前排氣溫度下降。該發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)測(cè)點(diǎn)位置如圖1 所示。

圖2 示出了一支點(diǎn)軸承座、中介機(jī)匣和渦輪后機(jī)匣等振動(dòng)測(cè)點(diǎn)的等高線圖，圖3 為一支點(diǎn)軸承座測(cè)點(diǎn)的頻譜圖和瀑布圖。從圖中可見，在發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)到慢車階段(即圖2中的時(shí)間點(diǎn)m)之前，發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)情況正常，頻率成分主要為低壓轉(zhuǎn)子基頻fn1和高壓轉(zhuǎn)子基頻fn2；在慢車運(yùn)行7 s后(即圖2中的時(shí)間點(diǎn)o)，發(fā)動(dòng)機(jī)突然有嗡鳴聲響起，所有振動(dòng)測(cè)點(diǎn)頻譜中除fn1和fn2外，均出現(xiàn)了一個(gè)102.5 Hz的特征頻率ft及其倍頻成分。該特征頻率迅速成為頻譜中的主頻，其振幅遠(yuǎn)大于高、低壓轉(zhuǎn)子基頻的振幅，且振幅不斷增大(圖3(a))，在轉(zhuǎn)速下拉前瞬間ft的振幅已達(dá)到fn2振幅的24 倍(圖3(b))；嗡鳴聲響起后4 s(即圖2 中的時(shí)間點(diǎn)n)，發(fā)動(dòng)機(jī)開始轉(zhuǎn)速下拉，下拉過程中，當(dāng)fn2頻率由160.0 Hz降為100.0 Hz時(shí)，ft頻率由102.5 Hz降低為97.5 Hz，兩者頻率無(wú)線性關(guān)系且ft振幅下降緩慢，存在明顯的滯后性。

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)各振動(dòng)測(cè)點(diǎn)的等高線圖Fig.2 Contour plot of vibration measuring points

圖3 一支點(diǎn)軸承座振動(dòng)測(cè)點(diǎn)的頻譜圖和瀑布圖Fig.3 Waterfall diagram and spectrum diagram of No.1 bearing pedestal vibration

3 故障診斷

圖4 示出了常見的航空發(fā)動(dòng)機(jī)諧波振動(dòng)故障樹。由于故障特征頻率與轉(zhuǎn)頻無(wú)固定線性關(guān)系且故障特征頻率振幅存在明顯的滯后性，判斷該故障應(yīng)為自激振動(dòng)造成。航空發(fā)動(dòng)機(jī)常見的自激振動(dòng)主要有氣流激振和盤腔積油兩種。產(chǎn)生氣流激振主要原因有葉頂間隙不均勻、密封間隙不均勻、轉(zhuǎn)子偏心等，而造成盤腔積油的主要原因一般為軸承滑油腔密封存在不足，導(dǎo)致滑油進(jìn)入盤腔內(nèi)。分析發(fā)動(dòng)機(jī)本次試驗(yàn)結(jié)構(gòu)變動(dòng)時(shí)發(fā)現(xiàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)三級(jí)盤軸處進(jìn)行了測(cè)試改裝，對(duì)原密封引氣設(shè)計(jì)進(jìn)行了調(diào)整，導(dǎo)致滑油腔密封氣壓不足，存在漏油隱患。結(jié)合此結(jié)構(gòu)變動(dòng)及該型發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)故障特征，判斷本次自激振動(dòng)故障大概率由高壓轉(zhuǎn)子盤腔積油造成。隨后對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了分解檢查，檢查中發(fā)現(xiàn)中介機(jī)匣前封嚴(yán)座后部有滑油滴出，核心機(jī)從水平翻轉(zhuǎn)至豎直狀態(tài)時(shí)，有滑油從核心機(jī)前部成股流出(總量約150 ml)，高壓壓氣機(jī)三級(jí)葉片上有油跡。分解檢查結(jié)果證實(shí)了本次發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)故障為高壓壓氣機(jī)盤腔積油引發(fā)的自激振動(dòng)。

圖4 常見的航空發(fā)動(dòng)機(jī)諧波振動(dòng)故障樹Fig.4 Vibration fault tree of typical aero-engine

4 故障分析與排除

4.1 機(jī)理分析

由相關(guān)文獻(xiàn)可知，只有非線性關(guān)系的轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)才會(huì)失穩(wěn)發(fā)生自激振動(dòng)，其根本原理是轉(zhuǎn)子進(jìn)動(dòng)時(shí)受到一個(gè)與徑向振動(dòng)位移相垂直的切向力(一般稱之為不穩(wěn)定力)。當(dāng)轉(zhuǎn)速上升到某個(gè)臨界點(diǎn)時(shí)轉(zhuǎn)子失穩(wěn)，該臨界點(diǎn)轉(zhuǎn)速高于轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的一階或多階臨界轉(zhuǎn)速[11]。轉(zhuǎn)子失穩(wěn)后的進(jìn)動(dòng)頻率為轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的某階臨界轉(zhuǎn)速[12]，失穩(wěn)后轉(zhuǎn)子的軸心軌跡以指數(shù)螺旋線增長(zhǎng)，但由于系統(tǒng)中的非線性影響隨振幅增加而增加，耗散振動(dòng)能量，導(dǎo)致進(jìn)動(dòng)振幅最后達(dá)到一個(gè)穩(wěn)態(tài)極限環(huán)，如圖5所示。

圖5 自激振動(dòng)中的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)軌跡圖Fig.5 The trajectory of rotor in self-excited vibration

一旦轉(zhuǎn)子失穩(wěn)產(chǎn)生強(qiáng)烈的亞異步振動(dòng)，持續(xù)的大振幅不會(huì)像轉(zhuǎn)子系統(tǒng)過臨界轉(zhuǎn)速那樣，越過后振動(dòng)迅速下降并趨于平穩(wěn)，即使轉(zhuǎn)速降至不穩(wěn)定區(qū)的下邊界以下振幅也下降極少，存在一定的滯后性[11～13]。

積油轉(zhuǎn)子自激振動(dòng)原理與轉(zhuǎn)子失穩(wěn)原理相近，如圖6所示。當(dāng)油體流入轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)腔內(nèi)形成積油轉(zhuǎn)子時(shí)，在低轉(zhuǎn)速下腔內(nèi)流體被均勻地甩向旋轉(zhuǎn)腔體內(nèi)壁。隨著積油量的增加和轉(zhuǎn)軸出現(xiàn)彎曲變形，液體在旋轉(zhuǎn)過程中會(huì)逐漸偏向轉(zhuǎn)子重心，空腔旋轉(zhuǎn)表面與液體之間存在的摩擦拉著這部分液體沿旋轉(zhuǎn)方向向前拉一定角度，這樣作用在液體上的離心力就存在一個(gè)切向不穩(wěn)定分力。按照上述原理，這個(gè)不穩(wěn)定分力會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子失穩(wěn)從而產(chǎn)生亞異步進(jìn)動(dòng)的自激振動(dòng)[14]。

圖6 積油轉(zhuǎn)子受力示意圖Fig.6 Force diagram of the oil leakage rotor system

4.2 故障分析

圖7 第4階臨界轉(zhuǎn)速振型Fig.7 Mode shapes of the fourth order critical speed

使用MSC/PATRAN建立發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)分析模型進(jìn)行振動(dòng)分析和后處理，得到測(cè)試改裝后的轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的高壓激振臨界轉(zhuǎn)速(不含積油)，其中第4 階臨界轉(zhuǎn)速為6 900 r/min，振型如圖7 所示。該臨界轉(zhuǎn)速頻率115.0 Hz比特征頻率102.5 Hz大10%左右。由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，計(jì)算臨界轉(zhuǎn)速時(shí)剛度選取難度很大，一般情況下計(jì)算和實(shí)測(cè)的臨界轉(zhuǎn)速均有誤差，加之充液轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速較非充液轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速低，且不同轉(zhuǎn)速下臨界轉(zhuǎn)速也有差異[15]，故認(rèn)為102.5 Hz 即為慢車轉(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的高壓激振的第4階臨界轉(zhuǎn)速。

設(shè)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為ω，第4階臨界轉(zhuǎn)速為ωn4，不穩(wěn)定區(qū)的上/下邊界即為發(fā)動(dòng)機(jī)退出/出現(xiàn)自激振動(dòng)的轉(zhuǎn)速與第4 階臨界轉(zhuǎn)速的比值，由計(jì)算可得積油轉(zhuǎn)子的不穩(wěn)定區(qū)邊界為：

由于轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速并未超過慢車轉(zhuǎn)速，故不穩(wěn)定區(qū)的上邊界未知。

圖8 發(fā)動(dòng)機(jī)自激振動(dòng)故障的坎貝爾圖Fig.8 Campbell diagram of aero-engine self-excited vibration

根據(jù)試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果作出的高壓轉(zhuǎn)子工作過程的坎貝爾圖如圖8 所示，圖中藍(lán)色實(shí)線為高壓轉(zhuǎn)子協(xié)調(diào)正進(jìn)動(dòng)頻率，紅色實(shí)線為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)高壓激振第4 階臨界轉(zhuǎn)速，紫色實(shí)線為積油轉(zhuǎn)子不穩(wěn)定區(qū)的上下邊界，綠色虛線為不同轉(zhuǎn)頻下滯后區(qū)不穩(wěn)定切向力的等效激振力，紅色虛線為不同轉(zhuǎn)頻下不穩(wěn)定區(qū)不穩(wěn)定切向力的等效激振力——此等效激振力的斜率隨轉(zhuǎn)頻變化，使得激振力頻率始終與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)高壓激振第4 階臨界轉(zhuǎn)速重合。

一支點(diǎn)軸承座測(cè)點(diǎn)故障特征頻率伯德圖如圖9所示，故障特征頻率的頻率隨轉(zhuǎn)速的變化如圖10所示。結(jié)合圖8～圖10 可知，發(fā)動(dòng)機(jī)在起動(dòng)過程中無(wú)特征頻率出現(xiàn)，此時(shí)轉(zhuǎn)速較低，高壓轉(zhuǎn)子做單頻同步的正進(jìn)動(dòng)，進(jìn)動(dòng)頻率等于高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)頻，但高壓壓氣機(jī)盤腔內(nèi)已逐漸有滑油漏入、累積。當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到慢車轉(zhuǎn)速時(shí)，此時(shí)已經(jīng)積油的高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速達(dá)到不穩(wěn)定區(qū)下邊界，積油所帶來(lái)的不穩(wěn)定切向力的頻率接近發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的高壓激振第4 階臨界轉(zhuǎn)速的對(duì)應(yīng)頻率，激起發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支撐系統(tǒng)自激振動(dòng)，高壓轉(zhuǎn)子的進(jìn)動(dòng)軌道由協(xié)調(diào)的正進(jìn)動(dòng)軌道變?yōu)榉菂f(xié)調(diào)的亞異步軌道，且該進(jìn)動(dòng)所帶來(lái)的振動(dòng)幅值較大，導(dǎo)致轉(zhuǎn)靜子之間有多處嚴(yán)重碰磨，這也使得各振動(dòng)測(cè)點(diǎn)存在多階該特征頻率的倍頻。當(dāng)轉(zhuǎn)速下拉時(shí)，該特征頻率的頻率略微降低，這是因?yàn)楹娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速受陀螺力矩等影響隨轉(zhuǎn)速變化，且自激振動(dòng)系統(tǒng)的滯后因素對(duì)非線性共振頻率有影響等復(fù)雜因素造成[15～18]。特征頻率幅值降低較慢，可見當(dāng)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)進(jìn)入自激振動(dòng)后，轉(zhuǎn)速逐步降低至低于不穩(wěn)定區(qū)的下邊界時(shí)，如轉(zhuǎn)頻仍大于自激振動(dòng)頻率，則不穩(wěn)定切向力仍促使轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的自激振動(dòng)繼續(xù)進(jìn)行，使自激振動(dòng)存在明顯的滯后性。

圖9 特征頻率伯德圖Fig.9 Bode diagram of characteristic frequency

圖10 特征頻率隨轉(zhuǎn)速變化瀑布圖Fig.10 Waterfall diagram of the change of characteristic frequency with speed

4.3 故障排除

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)故障特點(diǎn)，在發(fā)動(dòng)機(jī)再次裝配上臺(tái)后引入臺(tái)架氣源，增強(qiáng)滑油腔的氣密壓力。后續(xù)試驗(yàn)中，發(fā)動(dòng)機(jī)各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)表現(xiàn)正常，故障特征頻率消失，問題得到解決。

5 結(jié)論

通過分析某型大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)盤腔積油引發(fā)的自激振動(dòng)故障信號(hào)特征和積油轉(zhuǎn)子自激振動(dòng)機(jī)理，得出以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1)積油轉(zhuǎn)子在進(jìn)入不穩(wěn)定區(qū)之前在頻譜上并無(wú)明顯的故障頻率特征，當(dāng)進(jìn)入不穩(wěn)定區(qū)自激振動(dòng)后出現(xiàn)特征頻率，且振幅成指數(shù)倍增長(zhǎng)，迅速成為頻譜中的主頻；特征頻率為低于當(dāng)前轉(zhuǎn)頻的某階轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速，本文故障為第4階。

(2)當(dāng)積油轉(zhuǎn)子進(jìn)入自激振動(dòng)后，轉(zhuǎn)速逐步降低至低于不穩(wěn)定區(qū)下邊界時(shí)，特征頻率的振幅降低緩慢，存在明顯的滯后性。

(3)本文出現(xiàn)盤腔積油自激振動(dòng)故障的航空發(fā)動(dòng)機(jī)在高壓壓氣機(jī)二級(jí)盤前后鼓筒均采用了甩油孔結(jié)構(gòu)，但仍無(wú)法完全避免因積油產(chǎn)生的自激振動(dòng)，應(yīng)在漏油的根源上解決問題，加強(qiáng)對(duì)滑油系統(tǒng)的密封，避免或減少滑油進(jìn)入壓氣機(jī)盤腔的可能性。