聶衛(wèi)健, 王金舜, 唐 廣,3, 楊曉光, 張建波, 李 堅

(1.北京航空航天大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院,北京 102206; 2.中國航發(fā)湖南動力機(jī)械研究所,湖南 株洲 412002;3.中國航空發(fā)動機(jī)集團(tuán)航空發(fā)動機(jī)振動技術(shù)重點實驗室,湖南 株洲 412002)

相對于陸基飛機(jī),艦載機(jī)由于受到航母飛行甲板長度的限制,其起飛和著艦的方式更為嚴(yán)苛,主要表現(xiàn)在著艦過程中承受很大的瞬時動態(tài)沖擊載荷?？箾_擊載荷試驗是航空、航海設(shè)備重要的考核項目,如姚念奎等[1-2]根據(jù)固定翼艦載機(jī)研制特點,結(jié)合美軍標(biāo)相關(guān)要求,提出全機(jī)落震試驗是艦載機(jī)設(shè)計和研究的關(guān)鍵技術(shù)之一,并基于對飛機(jī)設(shè)計和試驗規(guī)范的分析研究,給出了全機(jī)落震試驗的分析方法和工程解決措施;豆清波等[3-4]依托中國飛機(jī)強(qiáng)度研究所全機(jī)落震試驗場,完成了國內(nèi)首次艦載機(jī)全機(jī)落震試驗,提出了艦載機(jī)全機(jī)落震試驗的方法,并通過試驗對技術(shù)方案進(jìn)行了驗證;付超等[5-6]對船用設(shè)備的抗沖擊能力和沖擊載荷下的振動響應(yīng)進(jìn)行了系統(tǒng)的分析;萬強(qiáng)等[7]研究某燃?xì)廨啓C(jī)高壓轉(zhuǎn)子-渦輪抗沖擊性能,開展了沖擊響應(yīng)計算和分析。郭偉林等[8]、楊雷等[9]分別對磁懸浮軸承、氦風(fēng)機(jī)輔助軸承的抗沖擊特性進(jìn)行了研究。

航空發(fā)動機(jī)作為艦載機(jī)動力推進(jìn)系統(tǒng)的核心裝備,其運行穩(wěn)定性和可靠性直接關(guān)系到艦載機(jī)戰(zhàn)斗力、生命力和高效遂行機(jī)動飛行的能力,而作為航空發(fā)動機(jī)核心部件的轉(zhuǎn)子系統(tǒng),其大過載工況下振動特性直接決定發(fā)動機(jī)能否滿足艦載機(jī)在特殊作戰(zhàn)環(huán)境和起降落方式下的安全運行,對于發(fā)動機(jī)整體性能的好壞起著關(guān)鍵性支撐作用。國內(nèi)針對航空發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子開展了很多研究,掌握了轉(zhuǎn)子動力學(xué)建模、計算、動力特性、高速動平衡等技術(shù)[10-13],但針對航空發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子在沖擊載荷下的振動特性研究剛剛起步,有必要開展系統(tǒng)的研究。

國內(nèi)針對抗沖擊載荷試驗絕大部分都是在靜態(tài)、以整機(jī)落震試驗進(jìn)行,成本昂貴且風(fēng)險高,很難得到實際工況條件下轉(zhuǎn)子在旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下受到?jīng)_擊載荷時的振動特性?；谏鲜鲈?本文提出動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子動力學(xué)相似設(shè)計原則,設(shè)計了動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子,采用高速電機(jī)驅(qū)動,創(chuàng)造性地在振動臺上開展動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子動力特性和沖擊載荷下的振動特性試驗研究,掌握沖擊載荷下航空發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子的瞬態(tài)響應(yīng)規(guī)律和試驗方法,為某艦載渦槳發(fā)動機(jī)研制提供技術(shù)支撐。

1 動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子設(shè)計

1.1 設(shè)計原則

某艦載渦槳發(fā)動機(jī)動力渦輪轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜,直接以真實轉(zhuǎn)子開展試驗研究具有較大的風(fēng)險,且成本昂貴,為了降低研制風(fēng)險和縮短研制周期,基于設(shè)計原則設(shè)計一套動力特性與真實轉(zhuǎn)子具有良好一致性的模擬轉(zhuǎn)子,以保證在模擬轉(zhuǎn)子上的成果可直接應(yīng)用于真實轉(zhuǎn)子。提出的設(shè)計原則如下:

(1) 主體結(jié)構(gòu)一致。轉(zhuǎn)子各零件之間的配合關(guān)系、連接方式、轉(zhuǎn)子軸向預(yù)緊方式、支點跨距、支承剛度、軸承潤滑方式等與真實轉(zhuǎn)子保持一致。

(2) 慣性參量一致。對兩級動力渦輪盤進(jìn)行重新設(shè)計,保證動力渦輪模擬盤的慣性參數(shù)(質(zhì)量、質(zhì)心、轉(zhuǎn)動慣量)與真實轉(zhuǎn)子的動力渦輪盤慣性參數(shù)保持基本一致。

(3) 結(jié)構(gòu)簡化。在保證動力渦輪模擬盤慣性參數(shù)及強(qiáng)度滿足要求的前提下,簡化動力渦輪盤的結(jié)構(gòu),不考慮真實轉(zhuǎn)子的葉片、榫槽等結(jié)構(gòu),將模擬盤設(shè)計成光盤結(jié)構(gòu)。

(4) 動力輸入適應(yīng)。為了適應(yīng)動力輸入源的結(jié)構(gòu),對轉(zhuǎn)子動力輸入方式進(jìn)行局部改進(jìn)。

1.2 設(shè)計結(jié)果

設(shè)計的動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖,如圖1所示。整個轉(zhuǎn)子主要由動力渦輪軸、兩級動力渦輪模擬盤等零部件組成,兩級動力渦輪模擬盤之間通過端齒連接。轉(zhuǎn)子采用4支點0-3-1支承方式,分別為1號、2號、3號及4號支承,編號與發(fā)動機(jī)上保持一致。

圖1 動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of the power turbine simulated rotor

采用有限元法分別建立了模擬轉(zhuǎn)子和真實轉(zhuǎn)子的動力特性計算模型,在表1的支承剛度下對模擬轉(zhuǎn)子和真實轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速和振型進(jìn)行了計算和對比,計算結(jié)果分別如表2、表3所示。

表1 計算用支承剛度Tab.1 Stiffness of each support

表2 臨界轉(zhuǎn)速計算結(jié)果對比Tab.2 Comparison results of the critical speeds

表3 振型計算結(jié)果對比Tab.3 Comparison results of the mode shapes

同一支承剛度條件下,模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速與真實轉(zhuǎn)子對比設(shè)計誤差不大于3.98%,而且,模擬轉(zhuǎn)子前三階振型與真實轉(zhuǎn)子前三階振型基本一致,表明模擬轉(zhuǎn)子的動力特性與真實轉(zhuǎn)子的動力特性具有良好的一致性。

2 試驗設(shè)備簡介

試驗在35T振動臺上進(jìn)行,如圖2所示。振動臺由水平臺面和垂直臺面組成,臺面尺寸分別為2.5 m×1.2 m和2.5 m×2.5 m,具有半正弦波、三角波和鋸齒波沖擊能力。振動臺基于一個通電線圈在穩(wěn)定的直流磁場內(nèi)受到電磁力的作用而運動,勵磁線圈通入直流電后,在繞組中通過由功率放大器輸入的交流驅(qū)動電流,動圈即在交變電磁力的作用下而產(chǎn)生運動。振動臺實物照片,如圖3所示。

圖2 振動臺結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural diagram of the vibration table

圖3 振動臺實物照片F(xiàn)ig.3 Photo of the vibration table

3 高速電機(jī)動力特性及抗沖擊能力驗證

傳統(tǒng)的動力源常采用“異步電機(jī)+齒輪箱”的組合方式,體積大、質(zhì)量重、結(jié)構(gòu)復(fù)雜且傳輸效率較低,動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子長近1.5 m,采用傳統(tǒng)的動力源一方面可能導(dǎo)致所有部件無法整體安裝在振動臺面上,另一方面因為質(zhì)量過重而無法實現(xiàn)有效整體沖擊,影響試驗效果。高速電機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小,故障率低、傳輸效率高等特點,因此,論文采用高速電機(jī)直驅(qū)的方式,有效避免上述問題。同時為了確保試驗的安全,首先對高速電機(jī)的動力學(xué)特性和抗沖擊性能進(jìn)行驗證。將高速電機(jī)安裝在振動臺上(安裝實物照片如圖4所示)然后驅(qū)動高速電機(jī)運行至20 000 r/min,隨后在20 000 r/min轉(zhuǎn)速下進(jìn)行高速電機(jī)的抗沖擊驗證試驗,沖擊載荷譜如圖5所示(沖擊瞬間載荷為99.84 m/s2,10.19g)。

圖4 高速電機(jī)安裝在振動臺上照片F(xiàn)ig.4 The installation photo of high-speed motor

圖5 高速電機(jī)抗沖擊載荷譜Fig.5 Load spectrum of impact resistance of high-speed motor

沖擊前、后,測量高速電機(jī)在0～20 000 r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)轉(zhuǎn)軸振動位移(D1、D2)和軸承溫度(T1、T2),如圖6所示。高速電機(jī)沖擊后,轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動靈活,軸承無卡滯。且由圖7、圖8可知,高速電機(jī)在轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的振動特性良好,沖擊前、后,軸位移和軸承溫度基本沒有變化。因此,可認(rèn)為高速電機(jī)具備不低于10g的垂向抗沖擊能力,可以滿足試驗的要求。

圖6 高速電機(jī)測試參數(shù)Fig.6 Test parameters of high-speed motor

(a)

(b)圖7 高速電機(jī)沖擊前后轉(zhuǎn)軸位移變化曲線Fig.7 Shaft displacement change curve before and after impact of high-speed motor

(a)

(b)圖8 高速電機(jī)沖擊前后軸承溫度變化曲線Fig.8 Bearing temperature change curve before and after impact of high-speed motor

4 全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)動力特性試驗

為了確保在施加沖擊載荷時不因轉(zhuǎn)子本身振動大而影響試驗安全,首先開展動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的動力特性試驗,以保證其安全穩(wěn)定運行至工作轉(zhuǎn)速并且振動特性良好。

如圖9所示,將動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子安裝在振動臺上,在轉(zhuǎn)子軸位置布置4個位移傳感器(D1～D4)、6個振動加速度傳感器(A1～A6)以測量試驗過程中轉(zhuǎn)子軸上振動位移、支座振動加速度,同時監(jiān)測轉(zhuǎn)子彈支應(yīng)變和軸承溫度。圖9中:“⊥”表示垂直方向;“= ”表示水平方向。實物照片如圖10所示。

圖9 動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子安裝測試示意圖Fig.9 Installation and measurement sketch of the power turbine simulated rotor during test

圖10 動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在振動臺上的安裝照片F(xiàn)ig.10 The photo of the power turbine simulated rotor on vibration table

由D1～D4位移傳感器測得的轉(zhuǎn)子軸位移P-P值隨轉(zhuǎn)速變化曲線、由A1～A6振動加速度傳感器測得的振動加速度隨轉(zhuǎn)速變化曲線分別如圖11、圖12所示(因篇幅有限,僅對轉(zhuǎn)子軸位移和振動加速度進(jìn)行分析)。結(jié)果顯示,動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子能夠平穩(wěn)越過臨界轉(zhuǎn)速并穩(wěn)定運行至工作轉(zhuǎn)速,整個過程中轉(zhuǎn)子軸位移P-P值不大于360 μm,振動加速度不大于1.81g,動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)振動特性良好。

圖11 轉(zhuǎn)子軸位移隨轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.11 Curves of deflection versus speed of the power turbine simulated rotor

5 沖擊載荷下振動特性試驗研究

5.1 試驗過程及結(jié)果

在確定動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)具有良好的振動特性后,隨即開展沖擊載荷下的振動特性試驗。因試驗沖擊載荷大,試驗具有較大風(fēng)險,為確保試驗安全,試驗設(shè)計有安全防護(hù),在振動臺四周及上方采用雙層10 mm厚鋼板隔離防護(hù),如圖13所示。在防護(hù)罩內(nèi)安裝照明和攝像頭,實現(xiàn)對轉(zhuǎn)子狀態(tài)的遠(yuǎn)程監(jiān)測,同時采用遠(yuǎn)程控制進(jìn)行載荷加載,遠(yuǎn)程監(jiān)視和控制系統(tǒng),如圖14所示。

圖13 試驗防護(hù)現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.13 Photo of test protection

圖14 遠(yuǎn)程監(jiān)視和控制系統(tǒng)Fig.14 Remote monitoring and control system

啟動高速電機(jī),帶動轉(zhuǎn)子運行至100%轉(zhuǎn)速,隨即啟動沖擊載荷控制系統(tǒng),沖擊載荷譜如圖15所示(沖擊瞬間載荷為99.46 m/s2,10.15g)。由四個位移傳感器測得的沖擊過程中的轉(zhuǎn)子軸位移變化情況,通過讀取沖擊時間和對該時間段四個位移傳感器測得的轉(zhuǎn)子軸位移進(jìn)行濾波處理,得到?jīng)_擊瞬態(tài)響應(yīng)時域信號,如圖16所示。

圖15 動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子試驗時施加的沖擊載荷譜Fig.15 Impact load spectrum applied during power turbine simulated rotor test

(a) D1

(b) D2

(c) D3

(d) D4圖16 瞬態(tài)振動響應(yīng)原始信號Fig.16 Initial vibration transient response

5.2 試驗數(shù)據(jù)處理及分析

選取動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的頻率(0～300 Hz)沖擊響應(yīng)信號進(jìn)行分析,由于篇幅有限,以D1測得的信號為例,其在0～300 Hz范圍內(nèi)的振動響應(yīng)信號,如圖17所示。其余測點在0～300 Hz范圍內(nèi)的振動響應(yīng)信號,如表4所示。

(a) 0～10 Hz信號

(b) 15～50 Hz信號

(c) 55～80 Hz信號

(d) 90～120 Hz信號

(e) 150～200 Hz信號

(f) 250～300 Hz信號圖17 提取的0～300 Hz范圍內(nèi)的振動響應(yīng)Fig.17 Vibration response in 0-300 Hz

表4 沖擊前后各頻率成分響應(yīng)大小Tab.4 Response of each frequency component before and after impact

沖擊前、后四個位移傳感器測得的各頻率成分響應(yīng)大小見表4。各頻率成分代號及頻率范圍為:f1(0～10)Hz、f2(15～50)Hz、f3(55～80)Hz、f4(90～120)Hz、f5(150～200)Hz,100%轉(zhuǎn)速對應(yīng)的頻率(轉(zhuǎn)子基頻)在(250～300)Hz之間,響應(yīng)大小均為P-P值(mm)。

由圖17和表4可知:

(1) 在沖擊瞬時,轉(zhuǎn)子軸振動響應(yīng)表現(xiàn)為瞬時變大,然后又回到?jīng)_擊前穩(wěn)定狀態(tài);

(2) 沖擊前、后,轉(zhuǎn)子位移響應(yīng)基頻值保持不變;

(3) 總體來看,動力渦輪轉(zhuǎn)子受到垂向沖擊載荷時,振動響應(yīng)最大的測點為D2、其次為D3;垂直方向的響應(yīng)比水平方向(D4)的響應(yīng)要大;

(4) 沖擊時,存在比較復(fù)雜的頻率成分,并且沖擊響應(yīng)總量與各頻率響應(yīng)值不是線性關(guān)系;

(5) 100%轉(zhuǎn)速下的沖擊響應(yīng)總量,受f2、f3、f4及振動位移基頻的影響較大。

6 結(jié) 論

論文以某艦載渦槳發(fā)動機(jī)動力渦輪轉(zhuǎn)子開展動力學(xué)相似和沖擊載荷下的振動特性試驗研究,具有重要的工程應(yīng)用價值。但因動力渦輪模擬盤被包在模擬機(jī)匣內(nèi),無法布置位移傳感器,故未能測得動力渦輪模擬盤上的振動響應(yīng),后續(xù)將繼續(xù)開展相關(guān)研究,獲得沖擊瞬時輪盤上的響應(yīng)信號,為發(fā)動機(jī)葉片與機(jī)匣之間的徑向間隙設(shè)計提供支持。主要結(jié)論如下:

(1) 與真實轉(zhuǎn)子相比,模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速誤差不大于3.98%,前三階振型一致,模擬轉(zhuǎn)子與真實轉(zhuǎn)子具有一致的動力學(xué)特性,驗證了論文提出的相似設(shè)計原則的正確性,模擬轉(zhuǎn)子的研究成果可直接應(yīng)用于真實轉(zhuǎn)子。

(2) 高速電機(jī)在0～20 000 r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)振動特性良好,在沖擊后轉(zhuǎn)動無異常,且沖擊前后軸振和軸承溫度基本無變化,表明高速電機(jī)具有不低于10g的抗沖擊性能。

(3) 動力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的動力特性良好,在受到垂向大沖擊載荷時,轉(zhuǎn)子振動響應(yīng)瞬時增大,然后又回到?jīng)_擊前的穩(wěn)定狀態(tài)。

(4) 受到垂直方向的沖擊載荷時,相比于水平方向響應(yīng),轉(zhuǎn)子軸上垂直方向的響應(yīng)更大。

(5) 轉(zhuǎn)子受到?jīng)_擊載荷前、后,轉(zhuǎn)子軸位移基頻不變,沖擊瞬時,存在比較復(fù)雜的頻率成分,并且沖擊響應(yīng)總量與各頻率響應(yīng)值不是線性關(guān)系。