沖擊載荷下航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性試驗(yàn)方法

聶衛(wèi)健, 王金舜, 唐 廣,3, 楊曉光, 張建波, 李 堅(jiān)

(1.北京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,北京 102206; 2.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所,湖南 株洲 412002;3.中國(guó)航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)航空發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南 株洲 412002)

相對(duì)于陸基飛機(jī),艦載機(jī)由于受到航母飛行甲板長(zhǎng)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(shí)動(dòng)態(tài)沖擊載荷。抗沖擊載荷試驗(yàn)是航空、航海設(shè)備重要的考核項(xiàng)目,如姚念奎等[1-2]根據(jù)固定翼艦載機(jī)研制特點(diǎn),結(jié)合美軍標(biāo)相關(guān)要求,提出全機(jī)落震試驗(yàn)是艦載機(jī)設(shè)計(jì)和研究的關(guān)鍵技術(shù)之一,并基于對(duì)飛機(jī)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)規(guī)范的分析研究,給出了全機(jī)落震試驗(yàn)的分析方法和工程解決措施;豆清波等[3-4]依托中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所全機(jī)落震試驗(yàn)場(chǎng),完成了國(guó)內(nèi)首次艦載機(jī)全機(jī)落震試驗(yàn),提出了艦載機(jī)全機(jī)落震試驗(yàn)的方法,并通過試驗(yàn)對(duì)技術(shù)方案進(jìn)行了驗(yàn)證;付超等[5-6]對(duì)船用設(shè)備的抗沖擊能力和沖擊載荷下的振動(dòng)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(jì)算和分析。郭偉林等[8]、楊雷等[9]分別對(duì)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(dòng)機(jī)作為艦載機(jī)動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)的核心裝備,其運(yùn)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(dòng)飛行的能力,而作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)核心部件的轉(zhuǎn)子系統(tǒng),其大過載工況下振動(dòng)特性直接決定發(fā)動(dòng)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(yùn)行,對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能的好壞起著關(guān)鍵性支撐作用。國(guó)內(nèi)針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子開展了很多研究,掌握了轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)建模、計(jì)算、動(dòng)力特性、高速動(dòng)平衡等技術(shù)[10-13],但針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子在沖擊載荷下的振動(dòng)特性研究剛剛起步,有必要開展系統(tǒng)的研究。

國(guó)內(nèi)針對(duì)抗沖擊載荷試驗(yàn)絕大部分都是在靜態(tài)、以整機(jī)落震試驗(yàn)進(jìn)行,成本昂貴且風(fēng)險(xiǎn)高,很難得到實(shí)際工況條件下轉(zhuǎn)子在旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下受到?jīng)_擊載荷時(shí)的振動(dòng)特性。基于上述原因,本文提出動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)相似設(shè)計(jì)原則,設(shè)計(jì)了動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子,采用高速電機(jī)驅(qū)動(dòng),創(chuàng)造性地在振動(dòng)臺(tái)上開展動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性和沖擊載荷下的振動(dòng)特性試驗(yàn)研究,掌握沖擊載荷下航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子的瞬態(tài)響應(yīng)規(guī)律和試驗(yàn)方法,為某艦載渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)研制提供技術(shù)支撐。

1 動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)原則

某艦載渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜,直接以真實(shí)轉(zhuǎn)子開展試驗(yàn)研究具有較大的風(fēng)險(xiǎn),且成本昂貴,為了降低研制風(fēng)險(xiǎn)和縮短研制周期,基于設(shè)計(jì)原則設(shè)計(jì)一套動(dòng)力特性與真實(shí)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(shí)轉(zhuǎn)子。提出的設(shè)計(jì)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(diǎn)跨距、支承剛度、軸承潤(rùn)滑方式等與真實(shí)轉(zhuǎn)子保持一致。

(2) 慣性參量一致。對(duì)兩級(jí)動(dòng)力渦輪盤進(jìn)行重新設(shè)計(jì),保證動(dòng)力渦輪模擬盤的慣性參數(shù)(質(zhì)量、質(zhì)心、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量)與真實(shí)轉(zhuǎn)子的動(dòng)力渦輪盤慣性參數(shù)保持基本一致。

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

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

1.2 設(shè)計(jì)結(jié)果

設(shè)計(jì)的動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖,如圖1所示。整個(gè)轉(zhuǎn)子主要由動(dòng)力渦輪軸、兩級(jí)動(dòng)力渦輪模擬盤等零部件組成,兩級(jí)動(dòng)力渦輪模擬盤之間通過端齒連接。轉(zhuǎn)子采用4支點(diǎn)0-3-1支承方式,分別為1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)及4號(hào)支承,編號(hào)與發(fā)動(dòng)機(jī)上保持一致。

圖1 動(dòng)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(shí)轉(zhuǎn)子的動(dòng)力特性計(jì)算模型,在表1的支承剛度下對(duì)模擬轉(zhuǎn)子和真實(shí)轉(zhuǎn)子的前三階臨界轉(zhuǎn)速和振型進(jìn)行了計(jì)算和對(duì)比,計(jì)算結(jié)果分別如表2、表3所示。

表1 計(jì)算用支承剛度Tab.1 Stiffness of each support

表2 臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison results of the critical speeds

表3 振型計(jì)算結(jié)果對(duì)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(shí)轉(zhuǎn)子對(duì)比設(shè)計(jì)誤差不大于3.98%,而且,模擬轉(zhuǎn)子前三階振型與真實(shí)轉(zhuǎn)子前三階振型基本一致,表明模擬轉(zhuǎn)子的動(dòng)力特性與真實(shí)轉(zhuǎn)子的動(dòng)力特性具有良好的一致性。

2 試驗(yàn)設(shè)備簡(jiǎn)介

試驗(yàn)在35T振動(dòng)臺(tái)上進(jìn)行,如圖2所示。振動(dòng)臺(tái)由水平臺(tái)面和垂直臺(tái)面組成,臺(tái)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(dòng)臺(tái)基于一個(gè)通電線圈在穩(wěn)定的直流磁場(chǎng)內(nèi)受到電磁力的作用而運(yùn)動(dòng),勵(lì)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(dòng)電流,動(dòng)圈即在交變電磁力的作用下而產(chǎn)生運(yùn)動(dòng)。振動(dòng)臺(tái)實(shí)物照片,如圖3所示。

圖2 振動(dòng)臺(tái)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural diagram of the vibration table

圖3 振動(dòng)臺(tái)實(shí)物照片F(xiàn)ig.3 Photo of the vibration table

3 高速電機(jī)動(dòng)力特性及抗沖擊能力驗(yàn)證

傳統(tǒng)的動(dòng)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(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子長(zhǎng)近1.5 m,采用傳統(tǒng)的動(dòng)力源一方面可能導(dǎo)致所有部件無法整體安裝在振動(dòng)臺(tái)面上,另一方面因?yàn)橘|(zhì)量過重而無法實(shí)現(xiàn)有效整體沖擊,影響試驗(yàn)效果。高速電機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積小,故障率低、傳輸效率高等特點(diǎn),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(shí)為了確保試驗(yàn)的安全,首先對(duì)高速電機(jī)的動(dòng)力學(xué)特性和抗沖擊性能進(jìn)行驗(yàn)證。將高速電機(jī)安裝在振動(dòng)臺(tái)上(安裝實(shí)物照片如圖4所示)然后驅(qū)動(dòng)高速電機(jī)運(yùn)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(yàn)證試驗(yàn),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(dòng)臺(tái)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(cè)量高速電機(jī)在0～20 000 r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)轉(zhuǎn)軸振動(dòng)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(dòng)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(dòng)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(yàn)的要求。

圖6 高速電機(jī)測(cè)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(dòng)力特性試驗(yàn)

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

如圖9所示,將動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子安裝在振動(dòng)臺(tái)上,在轉(zhuǎn)子軸位置布置4個(gè)位移傳感器(D1～D4)、6個(gè)振動(dòng)加速度傳感器(A1～A6)以測(cè)量試驗(yàn)過程中轉(zhuǎn)子軸上振動(dòng)位移、支座振動(dòng)加速度,同時(shí)監(jiān)測(cè)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(shí)物照片如圖10所示。

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

圖10 動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在振動(dòng)臺(tái)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(cè)得的轉(zhuǎn)子軸位移P-P值隨轉(zhuǎn)速變化曲線、由A1～A6振動(dòng)加速度傳感器測(cè)得的振動(dòng)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(duì)轉(zhuǎn)子軸位移和振動(dòng)加速度進(jìn)行分析)。結(jié)果顯示,動(dòng)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(yùn)行至工作轉(zhuǎn)速,整個(gè)過程中轉(zhuǎn)子軸位移P-P值不大于360 μm,振動(dòng)加速度不大于1.81g,動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)振動(dòng)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(dòng)特性試驗(yàn)研究

5.1 試驗(yàn)過程及結(jié)果

在確定動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)具有良好的振動(dòng)特性后,隨即開展沖擊載荷下的振動(dòng)特性試驗(yàn)。因試驗(yàn)沖擊載荷大,試驗(yàn)具有較大風(fēng)險(xiǎn),為確保試驗(yàn)安全,試驗(yàn)設(shè)計(jì)有安全防護(hù),在振動(dòng)臺(tái)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(shí)現(xiàn)對(duì)轉(zhuǎn)子狀態(tài)的遠(yuǎn)程監(jiān)測(cè),同時(shí)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(yàn)防護(hù)現(xiàn)場(chǎng)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(dòng)高速電機(jī),帶動(dòng)轉(zhuǎn)子運(yùn)行至100%轉(zhuǎn)速,隨即啟動(dòng)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(gè)位移傳感器測(cè)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(shí)間和對(duì)該時(shí)間段四個(gè)位移傳感器測(cè)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(shí)域信號(hào),如圖16所示。

圖15 動(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子試驗(yàn)時(shí)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(dòng)響應(yīng)原始信號(hào)Fig.16 Initial vibration transient response

5.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理及分析

選取動(dòng)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(hào)進(jìn)行分析,由于篇幅有限,以D1測(cè)得的信號(hào)為例,其在0～300 Hz范圍內(nèi)的振動(dòng)響應(yīng)信號(hào),如圖17所示。其余測(cè)點(diǎn)在0～300 Hz范圍內(nèi)的振動(dòng)響應(yīng)信號(hào),如表4所示。

(a) 0～10 Hz信號(hào)

(b) 15～50 Hz信號(hào)

(c) 55～80 Hz信號(hào)

(d) 90～120 Hz信號(hào)

(e) 150～200 Hz信號(hào)

(f) 250～300 Hz信號(hào)圖17 提取的0～300 Hz范圍內(nèi)的振動(dòng)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(gè)位移傳感器測(cè)得的各頻率成分響應(yīng)大小見表4。各頻率成分代號(hào)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(duì)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(shí),轉(zhuǎn)子軸振動(dòng)響應(yīng)表現(xiàn)為瞬時(shí)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(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)子受到垂向沖擊載荷時(shí),振動(dòng)響應(yīng)最大的測(cè)點(diǎn)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(shí),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(dòng)位移基頻的影響較大。

6 結(jié) 論

論文以某艦載渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)子開展動(dòng)力學(xué)相似和沖擊載荷下的振動(dòng)特性試驗(yàn)研究,具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。但因動(dòng)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(cè)得動(dòng)力渦輪模擬盤上的振動(dòng)響應(yīng),后續(xù)將繼續(xù)開展相關(guān)研究,獲得沖擊瞬時(shí)輪盤上的響應(yīng)信號(hào),為發(fā)動(dòng)機(jī)葉片與機(jī)匣之間的徑向間隙設(shè)計(jì)提供支持。主要結(jié)論如下:

(1) 與真實(shí)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(shí)轉(zhuǎn)子具有一致的動(dòng)力學(xué)特性,驗(yàn)證了論文提出的相似設(shè)計(jì)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(shí)轉(zhuǎn)子。

(2) 高速電機(jī)在0～20 000 r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)振動(dòng)特性良好,在沖擊后轉(zhuǎn)動(dòng)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(dòng)力渦輪模擬轉(zhuǎn)子在全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的動(dòng)力特性良好,在受到垂向大沖擊載荷時(shí),轉(zhuǎn)子振動(dòng)響應(yīng)瞬時(shí)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(shí),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(shí),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。