陳 香，郜偉強(qiáng)，梁恩波，滕光蓉，鐘華貴

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川 綿陽 621000)

1 引言

現(xiàn)代航空發(fā)動機(jī)在高溫高壓燃?xì)庾饔孟鲁惺苤薮蟮臒彷d荷，工作環(huán)境極其惡劣。發(fā)動機(jī)停機(jī)后，轉(zhuǎn)、靜子結(jié)構(gòu)與環(huán)境空氣自然對流換熱過程中，由于密度較小的熱空氣上浮使得轉(zhuǎn)子上端與下端相比熱膨脹系數(shù)更大，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子出現(xiàn)暫時性弓形熱彎曲變形。發(fā)動機(jī)在此情況下進(jìn)行熱起動，常常會出現(xiàn)振動瞬時突增以及轉(zhuǎn)、靜子偏磨現(xiàn)象。如美國F100發(fā)動機(jī)在4 000 h 試驗(yàn)中，高達(dá)40 多次振動過大問題是由轉(zhuǎn)子熱彎曲故障導(dǎo)致[1]；法國協(xié)和號客機(jī)發(fā)動機(jī)多次起動過程中出現(xiàn)振動故障，發(fā)現(xiàn)在停機(jī)1.5 h后起動轉(zhuǎn)子熱彎曲最大[2-3]；我國某型渦扇發(fā)動機(jī)在研制過程中也曾多次發(fā)生因轉(zhuǎn)子熱彎曲引發(fā)的振動，且主要發(fā)生在停車40～90 min后的熱起動過程[4]。

轉(zhuǎn)子熱彎曲故障輕則導(dǎo)致大量壓氣機(jī)葉片磨損，發(fā)動機(jī)效率降低，重則造成滾棒軸承受力和偏轉(zhuǎn)角過大，導(dǎo)致軸承抱死，或壓氣機(jī)轉(zhuǎn)靜子嚴(yán)重偏磨，甚至出現(xiàn)轉(zhuǎn)子葉片掉塊等嚴(yán)重后果。國外航空發(fā)動機(jī)通用規(guī)范和我國新修改的航空渦扇發(fā)動機(jī)通用規(guī)范中對發(fā)動機(jī)起動程序提出了嚴(yán)格要求，用以驗(yàn)證航空發(fā)動機(jī)熱起動過程中是否存在轉(zhuǎn)子熱彎曲現(xiàn)象[4]。為此，研究者針對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子熱彎曲問題開展了大量理論研究和試驗(yàn)驗(yàn)證工作[5-12]。Baldassarre等[13]基于流體動力學(xué)理論并結(jié)合轉(zhuǎn)子動力學(xué)分析，通過將轉(zhuǎn)子的熱彎曲量轉(zhuǎn)換為轉(zhuǎn)子不平衡質(zhì)量，建立了轉(zhuǎn)子熱彎曲導(dǎo)致的發(fā)動機(jī)振動預(yù)測模型并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證；Smith等[14]采用考慮三維熱傳輸?shù)牧黧w動力學(xué)計算，研究了壓氣機(jī)幾何特性對轉(zhuǎn)子熱彎曲的影響規(guī)律；朱梓根等[15]對由轉(zhuǎn)子熱彎曲導(dǎo)致的振動異?，F(xiàn)象進(jìn)行了研究；陸山等[16]采用三維熱彈性有限元法以及傳遞矩陣法，對某型發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子熱彎曲變形及其影響進(jìn)行了定量分析；胡壁剛等[17]根據(jù)某型發(fā)動機(jī)渦輪轉(zhuǎn)子，研制了懸臂式熱彎曲振動試驗(yàn)器并開展了相關(guān)轉(zhuǎn)子熱彎曲試驗(yàn)研究；張連祥等[4]介紹了國內(nèi)外航空發(fā)動機(jī)由于轉(zhuǎn)子熱彎曲引發(fā)起動過程振動偏大的典型實(shí)例，對發(fā)動機(jī)熱起動可能導(dǎo)致振動偏大的主要因素進(jìn)行了分析。

熱起動過程中由轉(zhuǎn)子熱彎曲導(dǎo)致的振動響應(yīng)影響因素較多，包括發(fā)動機(jī)設(shè)計參數(shù)以及熱起動條件等。本文針對某型發(fā)動機(jī)在試驗(yàn)起動過程中出現(xiàn)的振動響應(yīng)增大現(xiàn)象及壓氣機(jī)五、六級轉(zhuǎn)子偏磨問題，基于試驗(yàn)中的機(jī)匣振動測試數(shù)據(jù)分析，識別出發(fā)動機(jī)異常現(xiàn)象是由于熱起動過程中存在轉(zhuǎn)子熱彎曲所導(dǎo)致。通過綜合分析不同熱起動因素對發(fā)動機(jī)振動響應(yīng)的影響規(guī)律，制定了適用于該型發(fā)動機(jī)的熱起動方案。遵照該方案，后續(xù)試驗(yàn)的熱起動過程中有效避免了轉(zhuǎn)子熱彎曲問題，保證了發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的安全運(yùn)轉(zhuǎn)和試驗(yàn)任務(wù)的順利開展。分析結(jié)果可為航空發(fā)動機(jī)研制過程中轉(zhuǎn)子熱彎曲相關(guān)理論計算模型驗(yàn)證、故障在線監(jiān)測及排除提供試驗(yàn)數(shù)據(jù)支持。

2 熱起動過程中轉(zhuǎn)子熱彎曲振動響應(yīng)計算方法

采用流體動力學(xué)和熱交換理論計算可獲得轉(zhuǎn)子各部位熱梯度分布及隨時間變化情況[13]。固體與液體之間的熱傳遞系數(shù)Nu的計算見公式(1)。

式中：Gr為格拉肖夫數(shù)，Pr為無量綱的普朗特數(shù)。面積為S的轉(zhuǎn)子表面熱交換率為：

式中：Q為熱傳導(dǎo)量，λ為空氣熱傳導(dǎo)系數(shù)，Ts為轉(zhuǎn)子初始溫度，T∞為轉(zhuǎn)子達(dá)到熱平衡后的溫度，D為選取的空氣熱交換體的直徑。

在dt時間內(nèi)轉(zhuǎn)子上下兩端的溫度、轉(zhuǎn)子中部的熱交換率分別為：

式中：Ts_up(t0)和Ts_down(t0)分別為轉(zhuǎn)子上、下兩端的溫度，Qup、Qcond和Qdown分別為轉(zhuǎn)子上端、中部和下端的熱傳導(dǎo)量，Cp為1/2轉(zhuǎn)子截面的比熱容，A為轉(zhuǎn)子上下兩端之間的接觸面積，L為熱傳導(dǎo)平均距離，λr為轉(zhuǎn)子材料的傳熱性能。

冷機(jī)時刻轉(zhuǎn)子初始溫度為Ts時，對應(yīng)的轉(zhuǎn)子熱梯度ΔTs為：

采用以上各式可計算出轉(zhuǎn)子溫度梯度隨冷機(jī)時間的變化趨勢，如圖1所示[13]。

圖1 轉(zhuǎn)子溫度梯度隨冷機(jī)時間變化趨勢Fig.1 Trend of thermal gradient during standstill

將轉(zhuǎn)子溫度梯度計算結(jié)果作為轉(zhuǎn)子熱彎曲變形結(jié)構(gòu)計算的邊界條件，通過有限元分析獲得不同冷機(jī)時間下轉(zhuǎn)子重心徑向位移rG。由于彎曲變形轉(zhuǎn)子的振型與轉(zhuǎn)子一階臨界轉(zhuǎn)速模態(tài)振型十分相近，因此理論計算中將重心徑向位移為rG的彎曲轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)子動力學(xué)特性與不平衡量為Ur(Ur=W·rG，W為轉(zhuǎn)子質(zhì)量)的轉(zhuǎn)子作近似處理，通過對后者進(jìn)行動力學(xué)計算，從而獲得發(fā)動機(jī)熱起動過程中的轉(zhuǎn)子熱彎曲振動響應(yīng)。

某型航空發(fā)動機(jī)壓氣機(jī)熱起動過程中的轉(zhuǎn)子熱彎曲振動響應(yīng)計算結(jié)果如圖2所示。發(fā)動機(jī)冷機(jī)時間較短或較長時轉(zhuǎn)子溫度梯度不大，隨冷機(jī)時間增加溫度梯度呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，冷機(jī)時間處于一定范圍時轉(zhuǎn)子溫度梯度出現(xiàn)最大值；熱起動過程中的振動響應(yīng)隨冷機(jī)時間的變化趨勢與轉(zhuǎn)子溫度梯度的變化趨勢基本一致。

圖2 熱起動振動響應(yīng)隨冷機(jī)時間變化趨勢Fig.2 Trend of hot start vibration response during standstill

3 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子熱彎曲振動特性分析

3.1 轉(zhuǎn)子熱彎曲故障識別

某型發(fā)動機(jī)是帶加力的單轉(zhuǎn)子渦噴發(fā)動機(jī)。轉(zhuǎn)子支點(diǎn)采用1-0-1布局，前支點(diǎn)采用球軸承，軸承外圈支撐在進(jìn)氣機(jī)匣上；后支點(diǎn)采用圓柱滾子軸承，軸承外圈支撐在渦輪排氣機(jī)匣上。在發(fā)動機(jī)進(jìn)氣機(jī)匣、后承力機(jī)匣上分別布置振動測點(diǎn)。圖3 示出了發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)和振動測點(diǎn)布置示意圖。

圖3 某型發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)和振動測點(diǎn)布置示意圖Fig.3 Structure and vibration measure points of the aero-engine

該型發(fā)動機(jī)試驗(yàn)的部分次熱起動過程中，當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速升至物理轉(zhuǎn)速5 500 r/min 附近，后承力機(jī)匣垂直和水平方向振動出現(xiàn)不同程度突增?？滋浇Y(jié)果顯示，壓氣機(jī)第五級和第六級轉(zhuǎn)子葉尖存在不同程度的變色和磨損跡象(圖4 和圖5)，受損葉片呈連續(xù)分布，各級葉尖磨損集中在同一角向位置。此外，相應(yīng)角向位置的第五級和第六級篦齒及后軸頸篦齒齒尖明顯發(fā)亮，為典型的壓氣機(jī)轉(zhuǎn)、靜子偏磨現(xiàn)象。

圖4 第五級轉(zhuǎn)子葉尖磨損情況Fig.4 Wear blade tip of the compressor fifth stage rotor

圖5 第六級轉(zhuǎn)子葉尖磨損Fig.5 Wear blade tip of the compressor sixth stage rotor

對比分析各次熱起動過程中振動響應(yīng)及壓氣機(jī)偏磨情況發(fā)現(xiàn)，振動響應(yīng)增大與壓氣機(jī)偏磨具有對應(yīng)關(guān)系。相關(guān)統(tǒng)計數(shù)據(jù)見表1，其中Amax、Bmax分別為后承力機(jī)匣垂直和水平基頻幅值最大值。由表可知，第一次試驗(yàn)，各次起動過程中Amax和Bmax均小于20.0 mm/s，試驗(yàn)后孔探檢查未發(fā)現(xiàn)磨損葉片；第二次試驗(yàn)，除起動1 外，其余4 次在起動過程中Amax和Bmax均出現(xiàn)了不同程度的增大，最大值分別達(dá)到了94.0 mm/s 和105.0 mm/s，試驗(yàn)后孔探檢查發(fā)現(xiàn)第五級轉(zhuǎn)子約40片葉片出現(xiàn)葉尖磨損，第六級約30片葉片出現(xiàn)葉尖磨損，且受損葉片均呈連續(xù)分布；第三次試驗(yàn)，起動2 相比起動1，在起動過程中Amax和Bmax明顯增大，分別達(dá)73.0 mm/s和69.0 mm/s，試驗(yàn)后孔探檢查發(fā)現(xiàn)第五級轉(zhuǎn)子新增21片葉尖磨損葉片，第六級新增11片葉尖磨損葉片，且均為連續(xù)分布。

表1 各次熱起動過程中的振動響應(yīng)與壓氣機(jī)葉片偏磨情況統(tǒng)計Table 1 Vibration response and wear compressor blade during hot start

圖6給出了冷起動和熱起動過程中后承力機(jī)匣基頻跟轉(zhuǎn)圖。由圖可知，當(dāng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速升至一彎臨界轉(zhuǎn)速，約為5 500 r/min時，后承力機(jī)匣基頻在熱起動過程中的增幅值遠(yuǎn)大于冷起動過程中的增幅值。由圖7 振動三維瀑布圖可知，振動增大主要由轉(zhuǎn)子基頻幅值增大所致。結(jié)合后承力機(jī)匣振動響應(yīng)增大與壓氣機(jī)第五級和第六級轉(zhuǎn)、靜子偏磨的對應(yīng)關(guān)系，以及出現(xiàn)振動響應(yīng)增大的熱起動次數(shù)越多，磨損葉片數(shù)量也越多判斷，該型發(fā)動機(jī)在部分次熱起動過程中的振動響應(yīng)增大以及壓氣機(jī)轉(zhuǎn)、靜子偏磨現(xiàn)象與轉(zhuǎn)子存在熱彎曲有關(guān)。

圖6 起動過程中后承力機(jī)匣基頻跟轉(zhuǎn)圖Fig.6 Trend of vibration fundamental frequency amplitude by speed for rear support casing

圖7 起動過程中后承力機(jī)匣垂直振動三維瀑布圖Fig.7 Vertical vibration waterfall diagram during start for rear support casing

3.2 轉(zhuǎn)子熱彎曲試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

為方便分析轉(zhuǎn)子熱彎曲程度的影響因素，根據(jù)2個測點(diǎn)在冷、熱起動過程中基頻幅值最大值的對比情況，對本型發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子定義了無熱彎曲、較弱熱彎曲、較強(qiáng)熱彎曲、強(qiáng)熱彎曲共四類熱彎曲程度。其中：Amax≤20.0 mm/s，為無熱彎曲；20.0≤Amax≤50.0 mm/s，為較弱熱彎曲；50.0≤Amax≤80.0 mm/s，為較強(qiáng)熱彎曲；Amax≥80.0 mm/s，為強(qiáng)熱彎曲。

針對五次試驗(yàn)中的11次熱起動的起動條件(包括熱起動前的冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)、前一次起動到達(dá)的最大狀態(tài)和運(yùn)轉(zhuǎn)時間、熱起動前冷機(jī)時間)和起動過程中的轉(zhuǎn)子熱彎曲情況進(jìn)行了統(tǒng)計，結(jié)果見表2。根據(jù)表中數(shù)據(jù)可知，對應(yīng)不同的熱起動條件，發(fā)動機(jī)熱起動過程中出現(xiàn)的轉(zhuǎn)子熱彎曲程度不同。在11 次熱起動過程中，6 次熱起動未出現(xiàn)轉(zhuǎn)子熱彎曲，1 次熱起動中出現(xiàn)了弱熱彎曲，2 次熱起動中存在較強(qiáng)熱彎曲，2次熱起動中存在強(qiáng)熱彎曲。

表2 各次熱起動過程中的轉(zhuǎn)子熱彎曲情況統(tǒng)計Table 2 Test data of thermal bow of rotor during hot start

3.3 轉(zhuǎn)子熱彎曲影響因素分析

3.3.1 冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)的影響

熱起動前的冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)對熱起動過程中轉(zhuǎn)子熱彎曲程度的影響顯著。根據(jù)表2中第二次試驗(yàn)的熱起動4和熱起動5的相關(guān)數(shù)據(jù)(底色為粉色的數(shù)據(jù))，給出了冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)對振動影響的柱狀圖，見圖8。由圖可知，在其他起動條件基本一致的情況下，與熱起動前進(jìn)行1次冷運(yùn)轉(zhuǎn)相比，熱起動前進(jìn)行2次冷運(yùn)轉(zhuǎn)后，過一彎臨界時后承力機(jī)匣的基頻幅值明顯較小，表明在熱起動前進(jìn)行2次冷運(yùn)轉(zhuǎn)，可有效減輕轉(zhuǎn)子熱彎曲程度。

圖8 冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)對振動響應(yīng)的影響Fig.8 The effect of cold operation time on vibration response

3.3.2 前一次起動最大狀態(tài)的影響

為分析前一次起動最大狀態(tài)對轉(zhuǎn)子熱彎曲程度的影響，選取表2中第一次試驗(yàn)熱起動1和第二次試驗(yàn)熱起動3(底色為藍(lán)色的數(shù)據(jù))進(jìn)行對比。圖9為根據(jù)以上2次熱起動數(shù)據(jù)所作的柱狀圖，2次熱起動的前一次起動，除發(fā)動機(jī)最大狀態(tài)分別為80%和中間狀態(tài)，其余起動條件基本一致。由圖可知，第二次試驗(yàn)熱起動3的振動響應(yīng)明顯大于第一次試驗(yàn)熱起動1的，表明相同熱起動條件下，前一次起動的發(fā)動機(jī)最大狀態(tài)越大，熱起動過程中更易出現(xiàn)轉(zhuǎn)子熱彎曲。

圖9 前一次起動最大狀態(tài)對振動響應(yīng)的影響Fig.9 The effect of maximum state during last start on vibration response

3.3.3 冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)和前一次起動的運(yùn)轉(zhuǎn)時間對轉(zhuǎn)子熱彎曲的綜合影響

對比表2中的第三次試驗(yàn)熱起動1和第五次試驗(yàn)熱起動1(底色為紫色的數(shù)據(jù))，2 次熱起動在起動前的冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)（分別為1次和2次）以及前一次起動發(fā)動機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時間不同(分別為65 min和33 min)，其余起動條件基本一致。圖10為根據(jù)以上2次熱起動數(shù)據(jù)所做的柱狀圖。由圖可知，在第三次試驗(yàn)熱起動1的起動過程中后承力機(jī)匣基頻幅值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于第五次試驗(yàn)熱起動1，表明起動前冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)和前一次起動發(fā)動機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時間共同對熱起動過程中的轉(zhuǎn)子熱彎曲程度產(chǎn)生了影響。

圖10 冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)和前一次起動運(yùn)轉(zhuǎn)時間對振動響應(yīng)的影響Fig.10 The effect of cold operation time and maximum state during last start on vibration response

3.3.4 冷機(jī)時間的影響

為考察發(fā)動機(jī)冷機(jī)時間對熱起動過程中轉(zhuǎn)子熱彎曲程度的影響，針對起動前冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)相同(2次)、前一次起動最大狀態(tài)接近(中間或小加力狀態(tài))的各次熱起動過程中的振動響應(yīng)隨冷機(jī)時間的變化趨勢進(jìn)行分析，結(jié)果見圖11。由圖可知，隨冷機(jī)時間增加，后承力機(jī)匣垂直和水平基頻幅值最大值均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。冷機(jī)時間為41 min時，Amax和Bmax達(dá)到最大，分別為88.0 mm/s 和76.0 mm/s，轉(zhuǎn)子熱彎曲程度最大；冷機(jī)時間小于36 min或大于75 min時，Amax和Bmax均小于20.0 mm/s，轉(zhuǎn)子未出現(xiàn)熱彎曲現(xiàn)象。發(fā)動機(jī)振動響應(yīng)隨冷機(jī)時間的變化趨勢與熱起動過程中轉(zhuǎn)子熱彎曲振動響應(yīng)計算結(jié)果相符[7]，在一定程度上驗(yàn)證了理論計算方法的正確性。

圖11 熱起動過程中基頻幅值最大值隨冷機(jī)時間的變化趨勢Fig.11 Trend of maximum fundamental frequency amplitude by cooling time during hot start

該型發(fā)動機(jī)試驗(yàn)中各次起動均需達(dá)到最大狀態(tài)，且各次起動時間基本一致(小于30 min)。綜合轉(zhuǎn)子熱彎曲影響因素的評估分析結(jié)果，制定了熱起動前進(jìn)行2 次冷運(yùn)轉(zhuǎn)、冷機(jī)時間控制在不大于36 min或不小于75 min 的起動方案。采用此起動方案，后續(xù)試驗(yàn)發(fā)動機(jī)各次熱起動過程均未出現(xiàn)轉(zhuǎn)子熱彎曲現(xiàn)象。

4 結(jié)論

(1) 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子熱彎曲所表現(xiàn)的振動特征信號體現(xiàn)為在熱起動過程中振動響應(yīng)增大，主要為轉(zhuǎn)子基頻幅值增大，對應(yīng)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子一彎臨界轉(zhuǎn)速，故障破壞模式為多級轉(zhuǎn)、靜子在同一角相位置連續(xù)偏磨。以上特征可作為轉(zhuǎn)子熱彎曲的故障判據(jù)。

(2) 前一次起動到達(dá)的最大狀態(tài)、各狀態(tài)下的工作時間、冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)以及熱起動前冷機(jī)時間均會對轉(zhuǎn)子熱彎曲程度產(chǎn)生影響，其中冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)和冷機(jī)時間對轉(zhuǎn)子熱彎曲程度的影響顯著。在其他起動條件一致的情況下，隨冷機(jī)時間增加，熱起動時測點(diǎn)基頻幅值最大值呈先增大后減小的趨勢。在起動前增加冷運(yùn)轉(zhuǎn)次數(shù)和合理控制冷機(jī)時間，可達(dá)到避免或減小轉(zhuǎn)子熱彎曲的目的。