渦槳發(fā)動機高速轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速調(diào)整措施分析

鄧旺群，范潘潘，袁勝，何萍，夏錕

(1.中國航空動力機械研究所，湖南株洲412002；2.航空發(fā)動機振動技術(shù)航空科技重點實驗室，湖南株洲412002)

渦槳發(fā)動機高速轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速調(diào)整措施分析

鄧旺群1，2，范潘潘1，2，袁勝1，2，何萍1，夏錕1，2

(1.中國航空動力機械研究所，湖南株洲412002；2.航空發(fā)動機振動技術(shù)航空科技重點實驗室，湖南株洲412002)

針對支承剛度、輪盤質(zhì)量、低壓軸壁厚對渦槳發(fā)動機低壓模擬轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的影響開展研究，為臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)整試驗提供理論依據(jù)。采用有限元方法建立了低壓模擬轉(zhuǎn)子的計算模型，在不同支承剛度、輪盤質(zhì)量和低壓軸壁厚下，利用SAMCEF/ROTOR分析軟件對轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速進行了系統(tǒng)計算，揭示了轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速隨支承剛度、輪盤質(zhì)量和低壓軸壁厚的變化規(guī)律，并提出了相應(yīng)的調(diào)整措施，具有工程應(yīng)用價值。

航空發(fā)動機；轉(zhuǎn)子動力學；低壓模擬轉(zhuǎn)子；有限元法；臨界轉(zhuǎn)速；變化規(guī)律；調(diào)整措施

1　引言

臨界轉(zhuǎn)速是轉(zhuǎn)子動力學的核心內(nèi)容，也是轉(zhuǎn)子設(shè)計過程中的一個重點考慮因素。對于航空發(fā)動機，合理配置轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速是保證發(fā)動機安全可靠運行的前提[1]。影響轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的因素主要有轉(zhuǎn)子的剛度分布、質(zhì)量分布、結(jié)構(gòu)形式等[2]，一些學者對此開展了研究。國外Chiang等對透平機械的單轉(zhuǎn)子和雙轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進行了相關(guān)分析[3]；國內(nèi)白中祥等[4-5]研究了支承剛度對臨界轉(zhuǎn)速的影響；洪杰等[6]研究了轉(zhuǎn)子支承動剛度對轉(zhuǎn)子動力特性的影響；李海偉[7]基于ANSYS建立了轉(zhuǎn)子有限元模型，并分析了轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速隨支承主剛度與主阻尼的變化規(guī)律；聶衛(wèi)健等[8]研究了高速柔性轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速隨支承剛度和輪盤質(zhì)量的變化規(guī)律；鄧旺群等[9]以渦扇發(fā)動機低壓轉(zhuǎn)子為研究對象，分析了不同支承剛度對臨界轉(zhuǎn)速的影響。

本文以某渦槳發(fā)動機低壓模擬轉(zhuǎn)子為研究對象，采用控制變量法系統(tǒng)分析了支承剛度、輪盤質(zhì)量和低壓軸壁厚變化對轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的影響，揭示了轉(zhuǎn)子前三階臨界轉(zhuǎn)速隨支承剛度、輪盤質(zhì)量和低壓軸壁厚的變化規(guī)律，為該轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)整試驗提供了理論依據(jù)。

2　低壓模擬轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)及計算模型

低壓模擬轉(zhuǎn)子具有多盤、帶空心軸和止口定心傳扭輪盤的結(jié)構(gòu)特點。如圖1所示，該轉(zhuǎn)子主要由模擬壓氣機輪盤、模擬渦輪盤、低壓軸及中心拉桿等零部件組成，采用1-1-1三支點支承方式。其中1號和3號軸承為滾棒軸承，2號軸承為滾珠軸承。1號軸承位置有鼠籠式彈性支承和擠壓油膜阻尼器，2號軸承位置為剛性支承且沒有擠壓油膜阻尼器，3號軸承位置有彈性環(huán)式彈性支承。模擬壓氣機輪盤材料為鈦合金，模擬渦輪盤為不銹鋼。

為準確計算轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速，首先必須建立能反映轉(zhuǎn)子實際的計算模型。傳統(tǒng)的傳遞矩陣法適合計算鏈式結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子，不適合計算復雜結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子。復雜結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)子的建模普遍采用有限元法，以保證計算模型的完整性和準確性。建模前對低壓模擬轉(zhuǎn)子局部結(jié)構(gòu)進行簡化，忽略倒角、小孔等結(jié)構(gòu)。同時，為方便建模，將模擬壓氣機輪盤和模擬渦輪盤的部分結(jié)構(gòu)去掉，作集中質(zhì)量處理，考慮轉(zhuǎn)動慣量。采用軸對稱單元模擬轉(zhuǎn)子各零部件的結(jié)構(gòu)特征，應(yīng)用PATRAN軟件對轉(zhuǎn)子進行梁單元網(wǎng)格劃分。然后將劃分好網(wǎng)格的模型導入轉(zhuǎn)子動力學專用分析軟件SAMCEF/ROTOTR，并在該軟件中添加質(zhì)量單元、軸承單元和剛性連接單元。圖2為建立的有限元計算模型，該模型共有5個集中質(zhì)量單元，3個軸承單元，40個剛性連接單元和1 217個梁單元。

圖1　低壓模擬轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of the low-pressure simulation rotor

圖2　低壓模擬轉(zhuǎn)子的有限元計算模型Fig.2 Finite element calculation model of the low-pressure simulation rotor

3　臨界轉(zhuǎn)速隨支承剛度的變化規(guī)律

低壓模擬轉(zhuǎn)子三個支點的設(shè)計支承剛度(基準值)分別為2.5×107N/m、6.0×107N/m、0.5×107N/m。在該剛度組合下，前三階臨界轉(zhuǎn)速對工作轉(zhuǎn)速的計算裕度均大于20%，轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速設(shè)計合理[2]。

3.1臨界轉(zhuǎn)速隨1號支承剛度的變化規(guī)律

當2號和3號支承剛度取基準值，1號支承剛度在基準值附近變化(變化范圍1.0×107N/m～4.0×107N/m)時，通過計算得到低壓模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速隨1號支承剛度的變化曲線(圖3)，再由變化曲線圖可得到前三階臨界轉(zhuǎn)速隨1號支承剛度的變化率(表1)。

從圖3和表1可知：在1號支承剛度變化范圍內(nèi)，前三階臨界轉(zhuǎn)速隨著1號支承剛度的增大而增大；改變1號支承剛度，可有效調(diào)節(jié)第二階臨界轉(zhuǎn)速，對第三階臨界轉(zhuǎn)速也有一定的調(diào)節(jié)效果，但對第一階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)效果不明顯。

3.2臨界轉(zhuǎn)速隨2號支承剛度的變化規(guī)律

當1號和3號支承剛度取基準值，2號支承剛度在基準值附近變化(變化范圍4.5×107N/m～7.5×107N/m)時，通過計算得到低壓模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速隨2號支承剛度的變化曲線(圖4)，再由變化曲線圖可得到前三階臨界轉(zhuǎn)速隨2號支承剛度的變化率(表2)。

圖3　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨1號支承剛度的變化曲線Fig.3 Curves of first three stage critical speed with No.1 supporting stiffness

表1　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨1號支承剛度的變化率Table 1 Change rate of the first three stage critical speed with No.1 supporting stiffness

圖4　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨2號支承剛度的變化曲線Fig.4 Curves of first three stage critical speed with No.2 supporting stiffness

表2　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨2號支承剛度的變化率Table 2 Change rate of the first three stage critical speed with No.2 supporting stiffness

從圖4和表2可知：在2號支承剛度變化范圍內(nèi)，前三階臨界轉(zhuǎn)速隨著2號支承剛度的增大而增大；改變2號支承剛度，對第二階和第三階臨界轉(zhuǎn)速有一定的調(diào)節(jié)效果，但對第一階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)效果甚微。

3.3臨界轉(zhuǎn)速隨3號支承剛度的變化規(guī)律

當1號和2號支承剛度取基準值，3號支承剛度在基準值附近變化(變化范圍0.3×107N/m～0.8×107N/m)時，通過計算得到低壓模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速隨3號支承剛度的變化曲線(圖5)，再由變化曲線圖可得到前三階臨界轉(zhuǎn)速的變化率(表3)。

圖5　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨3號支承剛度的變化曲線Fig.5 Curves of first three stage critical speed with No.3 supporting stiffness

表3　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨3號軸承剛度的變化率Table 3 Change rate of the first three stage critical speed with No.3 supporting stiffness

從圖5和表3可知：在3號支承剛度變化范圍內(nèi)，第一階臨界轉(zhuǎn)速隨著3號支承剛度的增大而增大，第二階和第三階臨界轉(zhuǎn)速幾乎沒有變化或變化很小；改變3號支承剛度，可有效調(diào)節(jié)第一階臨界轉(zhuǎn)速，但對第二階和第三階臨界轉(zhuǎn)速幾乎沒有調(diào)節(jié)效果。

4　臨界轉(zhuǎn)速隨輪盤質(zhì)量的變化規(guī)律

保持支承剛度和轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)不變，研究前三階臨界轉(zhuǎn)速隨輪盤質(zhì)量(改變材料)的變化關(guān)系。由于模擬渦輪盤的材料一般為高溫合金或不銹鋼，改變材料對臨界轉(zhuǎn)速的影響有限，因此只研究模擬壓氣機輪盤材料對臨界轉(zhuǎn)速的影響。

支承剛度值為設(shè)計支承剛度(基準值)，模擬壓氣機輪盤可選材料屬性見表4。模擬壓氣機輪盤質(zhì)量變化時，通過計算得到低壓模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速隨模擬壓氣機輪盤質(zhì)量的變化曲線，見圖6，由圖6可得到前三階臨界轉(zhuǎn)速隨模擬壓氣機輪盤質(zhì)量的變化率，見表5。

表4　模擬壓氣機輪盤可選材料屬性Table 4 Properties of materials

圖6　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨模擬壓氣機輪盤質(zhì)量的變化曲線Fig.6 Curves of first three stage critical speed with qualities of simulated compressor disk

表5　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨模擬壓氣機輪盤質(zhì)量的變化率Table 5 Change rate of the first three stage critical speed with qualities of simulated compressor disks

從圖6和表5可知：模擬壓氣機輪盤質(zhì)量變化時，第一階臨界轉(zhuǎn)速隨輪盤質(zhì)量的增大基本沒有變化，第二階和第三階臨界轉(zhuǎn)速逐步減小；改變模擬壓氣機輪盤質(zhì)量，可有效調(diào)節(jié)第二階和第三階臨界轉(zhuǎn)速，其中對第二階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)效果尤其顯著。

5　臨界轉(zhuǎn)速隨低壓軸壁厚的變化規(guī)律

保持支承剛度和輪盤質(zhì)量不變，僅改變低壓軸壁厚來研究前三階臨界轉(zhuǎn)速隨低壓軸壁厚的變化關(guān)系。支承剛度為設(shè)計支承剛度(基準值)，輪盤材料為設(shè)計選用材料。當?shù)蛪狠S壁厚在3.5 mm(設(shè)計值)至45 mm(此時為實心軸)范圍內(nèi)變化時，通過計算得到低壓模擬轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速隨低壓軸壁厚的變化曲線(圖7)，再由變化曲線圖可得到前三階臨界轉(zhuǎn)速隨低壓軸壁厚的變化率(表6)。

圖7　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨低壓軸壁厚的變化曲線Fig.7 Curves of first three stage critical speed with wall thickness of low-pressure shaft

表6　前三階臨界轉(zhuǎn)速隨低壓軸壁厚的變化率Table 6 Change rate of the first three stage critical speed with wall thickness of low-pressure shaft

從圖7和表6可知：隨著低壓軸壁厚的增大，前三階臨界轉(zhuǎn)速逐步減小；低壓軸壁厚在3.5～25.0 mm范圍內(nèi)變化時，可有效調(diào)節(jié)第三階臨界轉(zhuǎn)速，對第一階和第二階臨界轉(zhuǎn)速有一定的調(diào)節(jié)效果；低壓軸壁厚在25.0～45.0 mm范圍內(nèi)變化時，對前三階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)效果均十分有限。

6　結(jié)論

(1)改變3號支承剛度，可有效調(diào)節(jié)第一階臨界轉(zhuǎn)速；改變1號支承剛度，可有效調(diào)節(jié)第二階臨界轉(zhuǎn)速；但支承剛度的改變，對第三階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)效果有限。

(2)改變模擬壓氣機輪盤材料，可有效調(diào)節(jié)第二階和第三階臨界轉(zhuǎn)速，其中對第二階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)效果尤其顯著，但對第一階臨界轉(zhuǎn)速幾乎沒有調(diào)節(jié)效果。

(3)低壓軸壁厚在3.5～25.0 mm范圍內(nèi)變化時，可有效調(diào)節(jié)第三階臨界轉(zhuǎn)速，對第一階和第二階臨界轉(zhuǎn)速有一定的調(diào)節(jié)效果。

(4)改變支承剛度的成本低、操作性強且無需改變轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，應(yīng)優(yōu)先選擇通過改變支承剛度來調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速。

[1]顧家柳，丁奎元，劉啟周，等.轉(zhuǎn)子動力學[M].北京：國防工業(yè)出版社，1985：59—60.

[2]《航空發(fā)動機設(shè)計手冊》總編委會.航空發(fā)動機設(shè)計手冊：第19冊——轉(zhuǎn)子動力學及整機振動[K].北京：航空工業(yè)出版社，2000：8—23.

[3]Chiang H W D，Hsu C N，Tu S H.Rotor-bearing analysis for turbo machinery single-and dual-rotor systems[J]. Journal of Propulsion and Power，2004，20(6)：1096—1104.

[4]白中祥，吳偉亮.轉(zhuǎn)子支承系統(tǒng)的剛度對其臨界轉(zhuǎn)速的影響[J].機電設(shè)備，2012，29(5)：46—49.

[5]白中祥，吳偉亮，劉閎釗.支承系統(tǒng)的剛度對轉(zhuǎn)子動力特性的影響[J].機械設(shè)計與研究，2012，28(4)：18—21.

[6]洪杰，王華，肖大為，等.轉(zhuǎn)子支承動剛度對轉(zhuǎn)子動力特性的影響分析[J].航空發(fā)動機，2008，34(1)：23—27.

[7]李海偉.支承參數(shù)對轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的影響分析[J].上海電氣技術(shù)，2014，7(1)：48—52.

[8]聶衛(wèi)健，鄧旺群，徐友良，等.高速柔性轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速隨支承剛度和輪盤質(zhì)量的變化規(guī)律[J].燃氣渦輪試驗與研究，2015，28(3)：19—24.

[9]鄧旺群，聶衛(wèi)健，何萍，等.高速柔性轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速隨支承剛度的變化規(guī)律[J].噪聲與振動控制，2015，35(3)：98—101.

Critical speed adjustment measure analysis for high-speed rotor of a turboprop engine

DENG Wang-qun1，2，F(xiàn)AN Pan-pan1，2，YUAN Sheng1，2，HE Ping1，XIA Kun1，2
(1.China Aviation Powerplant Research Institute，Zhuzhou 412002，China；2.Aviation Key Laboratory of Aero-engine Vibration Technology，Zhuzhou 412002，China)

Influence of supporting stiffness,masses of disk and wall thickness of low-pressure shaft on critical speed of low-pressure simulation rotor of a turboprop engine was researched to provide theoretical bases for adjustment experiment of critical speed.Calculation model of the low-pressure simulation rotor was established by finite element method.The first three stage critical speed of the rotor was systematically calculated by SAMCEF/ROTOR software based on different supporting stiffness,masses of disk and wall thickness of the low-pressure shaft.According to results of data analysis,the change laws of first three stage critical speed with different supporting stiffness,masses of disk and wall thickness of the low-pressure shaft were revealed.Adjustment measures of application value in engineering of critical speed of the rotor were put forward.

aero-engine；rotor dynamics；low-pressure simulation rotor；finite element method；critical speed；change law；adjustment measure

V231.96

A

1672-2620(2016)05-0021-04

2016-04-22；

2016-07-25

航空科學基金(20112108001，2013ZB08001)

鄧旺群(1967-)，男，湖南新邵人，自然科學研究員，博士，主要從事航空發(fā)動機強度試驗和轉(zhuǎn)子動力學研究。