航空發(fā)動(dòng)機(jī)承力結(jié)構(gòu)隔振設(shè)計(jì)方法及試驗(yàn)

洪杰， 楊振川， 王永鋒， 馬艷紅,*

(1. 北京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 北京 100083； 2. 先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100083)

隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比/功重比的不斷提高，轉(zhuǎn)子承力結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)愈發(fā)輕質(zhì)化，更多使用薄壁板殼結(jié)構(gòu)，使其振動(dòng)模態(tài)更加密集復(fù)雜并表現(xiàn)出一定的幾何非線性[1]。同時(shí)承力結(jié)構(gòu)在工作時(shí)承受多種振動(dòng)載荷(如轉(zhuǎn)子不平衡激勵(lì)、傳動(dòng)齒輪嚙合的機(jī)械激勵(lì)等)，具有復(fù)雜的振動(dòng)特征。在多頻交互激勵(lì)的振動(dòng)環(huán)境下，承力結(jié)構(gòu)自身以及分布其上的管路附件系統(tǒng)易產(chǎn)生變形、裂紋甚至疲勞破壞。另外，承力結(jié)構(gòu)上的振動(dòng)響應(yīng)可通過(guò)軸承傳至轉(zhuǎn)子系統(tǒng)，對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性產(chǎn)生不利影響。因此，需要對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)承力結(jié)構(gòu)的隔振特性進(jìn)行設(shè)計(jì)理論方法的研究，使轉(zhuǎn)靜子間及靜子部件間的振動(dòng)得到有效隔離，降低整機(jī)振動(dòng)水平。

對(duì)于承力結(jié)構(gòu)的隔振設(shè)計(jì)，一般是在結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)間施加質(zhì)量、彈性及阻尼元件，通過(guò)轉(zhuǎn)移和消耗振動(dòng)能量使振動(dòng)傳遞率達(dá)到最小[2]。根據(jù)隔離對(duì)象的不同可分為：減小振源對(duì)基礎(chǔ)力的傳遞與減小基礎(chǔ)振動(dòng)對(duì)附著結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)傳遞，即力隔振與運(yùn)動(dòng)隔振[3-4]。在此方面，王祖華等[5]應(yīng)用阻振質(zhì)量對(duì)振動(dòng)波傳遞的阻抑特性，通過(guò)構(gòu)造阻抗失配結(jié)構(gòu)，為艦船艙壁進(jìn)行了隔振優(yōu)化設(shè)計(jì)。況成玉[6]利用周期結(jié)構(gòu)對(duì)彈性波傳播的抑制效果，設(shè)計(jì)出船體隔振浮筏，并研究了其隔振特性。姜洪源等[7]通過(guò)對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)用金屬橡膠隔振器的實(shí)驗(yàn)研究，驗(yàn)證了其較橡膠更優(yōu)異的隔振性能。考慮航空發(fā)動(dòng)機(jī)承力結(jié)構(gòu)作為板殼組合結(jié)構(gòu)系統(tǒng)，采用通常方法很難使得各位置都達(dá)到理想效果。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出利用時(shí)滯反饋等主動(dòng)或半主動(dòng)介入方式[8]，即在系統(tǒng)中引入外界能量產(chǎn)生與主振源相抵消的振動(dòng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)振動(dòng)的有效隔離[9-10]。在此方面， Nagai等[11]應(yīng)用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)控制方法對(duì)列車(chē)懸掛系統(tǒng)進(jìn)行了振動(dòng)主動(dòng)控制的研究。梅德慶和陳子辰[12]為微制造平臺(tái)設(shè)計(jì)了基于磁致伸縮作動(dòng)器的二維模糊主動(dòng)隔振系統(tǒng)。但主動(dòng)隔振器存在輸出力與響應(yīng)時(shí)間的限制、信號(hào)在傳輸過(guò)程中的遲滯等問(wèn)題[13-14]，還會(huì)對(duì)承力結(jié)構(gòu)產(chǎn)生附加質(zhì)量，影響發(fā)動(dòng)機(jī)工作可靠性的同時(shí)也不利于結(jié)構(gòu)減重。馬艷紅等[15]針對(duì)渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪級(jí)間支承結(jié)構(gòu)隔振設(shè)計(jì)問(wèn)題，初步提出相鄰部件之間剛度/質(zhì)量分布差異加大可有效避免耦合振動(dòng)的設(shè)計(jì)思想，但缺少相關(guān)理論分析及試驗(yàn)的驗(yàn)證。

本文在對(duì)先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪承力框架結(jié)構(gòu)及其隔振特性分析的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步總結(jié)提出了通過(guò)承力結(jié)構(gòu)幾何構(gòu)形的變化改變其力學(xué)特征，利用結(jié)構(gòu)間剛度/質(zhì)量分布的差異和階躍，提高結(jié)構(gòu)系統(tǒng)在寬頻域內(nèi)的機(jī)械阻抗，實(shí)現(xiàn)高隔振性的設(shè)計(jì)方法。在研究中建立了承力結(jié)構(gòu)隔振特性分析力學(xué)模型，并通過(guò)轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。本文研究對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)承力結(jié)構(gòu)的自主設(shè)計(jì)與高隔振性改進(jìn)具有指導(dǎo)意義。

1 承力框架結(jié)構(gòu)及力學(xué)特征

1.1 結(jié)構(gòu)特征

典型渦輪承力框架是由具有板/殼等不同幾何構(gòu)形的部件組成的復(fù)雜結(jié)構(gòu)系統(tǒng)。不同部件的受力形式及振動(dòng)模態(tài)都具有局部特征，并表現(xiàn)出一定的正交性。因此，以各部件間連接處為節(jié)點(diǎn)，根據(jù)不同結(jié)構(gòu)特征，將整個(gè)系統(tǒng)離散化為不同的結(jié)構(gòu)單元。圖1為先進(jìn)渦輪級(jí)間共用承力框架的結(jié)構(gòu)示意圖，其主要由渦輪機(jī)匣、導(dǎo)流器組件、承力鼓筒、共用軸承座等組成。

導(dǎo)流器外安裝邊與渦輪機(jī)匣通過(guò)螺栓連接，外安裝邊的柔性錐殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)能夠減小導(dǎo)流器內(nèi)外溫度梯度下結(jié)構(gòu)內(nèi)的附加熱應(yīng)力。導(dǎo)流器內(nèi)環(huán)向內(nèi)延伸出折返式鼠籠，與其他串聯(lián)的承力部件相比，其具有較弱的徑向剛度，決定了承力框架的剛度水平，其位于低溫環(huán)境下，能夠降低承力結(jié)構(gòu)支承剛度對(duì)于溫度的敏感度；同時(shí)柔性折返式鼠籠與承力鼓筒通過(guò)法蘭-螺栓相連，保證了法蘭邊位置的變形協(xié)調(diào)，提高了連接結(jié)構(gòu)的穩(wěn)健性。承力鼓筒與共用軸承座后伸安裝邊通過(guò)螺栓相連，二者同樣構(gòu)成折返式結(jié)構(gòu)，與共用軸承座相比具有較弱的徑向剛度。前2處螺栓連接軸向上處于同一平面，且位于共用軸承座重心位置，避免了附加彎矩產(chǎn)生的同時(shí)，減弱了共用軸承座各支點(diǎn)振動(dòng)的相互影響。

圖1 先進(jìn)渦輪級(jí)間共用承力框架結(jié)構(gòu)Fig.1 Advanced shared mid-turbine supporting frame structure

綜上所述，典型先進(jìn)渦輪承力框架結(jié)構(gòu)可看作是由不同幾何構(gòu)形及剛度、質(zhì)量特征各不相同的結(jié)構(gòu)單元通過(guò)多處折返式設(shè)計(jì)串聯(lián)而成，具有明顯的幾何非連續(xù)及離散化的結(jié)構(gòu)特征。

1.2 剛度/質(zhì)量分布特征

針對(duì)圖1所示承力框架結(jié)構(gòu)，建立三維有限元模型(見(jiàn)圖2)，分析其剛度/質(zhì)量分布的力學(xué)特征。有限元模型中，承力框架材料設(shè)為高溫合金GH3652，具體部件材料屬性如表1所示。

基于有限元模型，對(duì)承力框架各部件的質(zhì)量、等效徑向剛度以及剛度/質(zhì)量特征進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如表2所示。

圖2 承力框架有限元模型Fig.2 Supporting frame finite element model

部件密度/(kg·m-3)彈性模量/GPa泊松比導(dǎo)流器葉片8.44×1031640.308其余部件8.44×1032050.308

表2 承力框架各部件非連續(xù)性剛度/質(zhì)量分布特征Table 2 Supporting frame parts’ discrete stiffness/mass distribution characteristics

由表2計(jì)算結(jié)果可知，承力框架結(jié)構(gòu)各相鄰部件間的剛度/質(zhì)量分布特征均具有較大差異和突變，整體剛度/質(zhì)量分布特征表現(xiàn)為非連續(xù)及離散化分布。

2 剛度/質(zhì)量分布對(duì)隔振性的影響

2.1 理論分析

基于承力框架結(jié)構(gòu)特征，分別建立等剛度/質(zhì)量分布和變剛度/質(zhì)量分布承力結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型，引用機(jī)械阻抗表征結(jié)構(gòu)的隔振特性，分析不同剛度/質(zhì)量分布特征對(duì)其產(chǎn)生的影響。模型中暫忽略系統(tǒng)阻尼，如圖3所示。

類(lèi)比電網(wǎng)絡(luò)圖，用回路表示系統(tǒng)及振源組成的封閉系統(tǒng)，建立相應(yīng)機(jī)械網(wǎng)絡(luò)圖，如圖4所示。

在圖4(a)中：

(1)

圖3 承力結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型Fig.3 Supporting structure dynamical model

圖4 承力結(jié)構(gòu)機(jī)械網(wǎng)絡(luò)Fig.4 Mechanical network of supporting structure

代入式(1)求得等剛度/質(zhì)量分布模型的傳遞阻抗為

(2)

在圖4(b)中：

(3)

式中：F11=Z1X1，F(xiàn)12=Z2(X1-X2)，F(xiàn)22=Z3X2，F(xiàn)23=Z4(X2-X3)，F(xiàn)33=Z5X3，F(xiàn)34=Z6X3,Z1=Z3=Z5=-mω2，Z2=k，Z4=Z6=100k,X1、X2、X3分別為圖4(b)中1、2、3點(diǎn)的響應(yīng)值。

代入式(3)整理可得

(4)

式中：

Z11=Z1+Z2=k-mω2

Z22=Z2+Z3+Z4=101k-mω2

Z33=Z4+Z5+Z6=200k-mω2

Z12=Z21=-Z2=-k

Z32=Z23=-Z4=-100k

代入式(4)求得變剛度/質(zhì)量分布模型的傳遞阻抗為

(20 200k3-20 501k2mω2+

302km2ω4-m3ω6)/(100k2)

(5)

比較Za和Zb的大小，令Zb-Za得

Zb-Za=

(6)

化簡(jiǎn)得

(7)

根據(jù)航空發(fā)動(dòng)機(jī)中承力框架固有模態(tài)頻率與轉(zhuǎn)子不平衡激勵(lì)頻率的關(guān)系，可假設(shè)激振力頻率范圍為：0<ω<10ωn，即0<λ<100，可得Zb-Za>0，即

Za

(8)

可見(jiàn)，在航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，承力結(jié)構(gòu)剛度/質(zhì)量分布非連續(xù)性設(shè)計(jì)相比于等剛度/質(zhì)量分布具有更大的傳遞阻抗，表現(xiàn)出更好的隔振性能。

針對(duì)圖2所示的非連續(xù)承力框架實(shí)際結(jié)構(gòu)，根據(jù)各部件剛度/質(zhì)量分布特征，將其簡(jiǎn)化為五自由度的彈簧-質(zhì)量系統(tǒng)，暫忽略系統(tǒng)阻尼，如圖5所示。由表2中各部件的編號(hào)，圖5中的mi和ki(i=1,2,…,5)分別表示渦輪機(jī)匣至共用軸承座的質(zhì)量和剛度。

圖5 非連續(xù)承力結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型Fig.5 Discrete supporting structure dynamical model

由圖6可知，令

根據(jù)圖6中各元件間關(guān)系可得

(9)

定義兩測(cè)點(diǎn)位置的振動(dòng)響應(yīng)比值為測(cè)點(diǎn)間的振動(dòng)傳遞系數(shù)，以此表征測(cè)點(diǎn)間結(jié)構(gòu)的隔振特性。由式(9)可求得共用軸承座至渦輪機(jī)匣的振動(dòng)傳遞系數(shù)為

(10)

假設(shè)激振力F頻率為1 000 Hz，根據(jù)表2中各部件的剛度、質(zhì)量值，計(jì)算得到渦輪機(jī)匣至共用軸承座的振動(dòng)傳遞系數(shù)約為0.07，近90%的振動(dòng)被衰減，說(shuō)明承力板殼結(jié)構(gòu)的非連續(xù)性設(shè)計(jì)具有良好的隔振效果。

圖6 非連續(xù)承力結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化阻抗示意圖Fig.6 Schematic of simplified impedance of discrete supporting structure

2.2 仿真分析

基于圖2中非連續(xù)承力框架有限元模型，應(yīng)用諧響應(yīng)分析方法，通過(guò)有限元仿真分析其振動(dòng)傳遞特性，并與剛性(連續(xù)性)承力框架結(jié)構(gòu)(見(jiàn)圖7)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證承力結(jié)構(gòu)非連續(xù)性設(shè)計(jì)良好的隔振效果。

為模擬承力框架實(shí)際工作狀態(tài)，對(duì)渦輪機(jī)匣外安裝邊施加全約束，其余結(jié)構(gòu)為自由狀態(tài)；在燃?xì)鉁u輪后支點(diǎn)處施加徑向1 000 N作用力，計(jì)算頻率范圍為0～1 200 Hz。

分別提取支點(diǎn)與渦輪機(jī)匣內(nèi)安裝邊位置處的位移響應(yīng)，計(jì)算得到不同激振力頻率下不同特征承力框架支點(diǎn)至渦輪機(jī)匣的振動(dòng)傳遞系數(shù)(機(jī)匣響應(yīng)/支點(diǎn)響應(yīng))，如圖8所示。

由數(shù)值仿真結(jié)果可知：①對(duì)于非連續(xù)性承力框架，相比于支點(diǎn)位置，渦輪機(jī)匣內(nèi)安裝邊處響應(yīng)幅值大幅減小，振動(dòng)傳遞系數(shù)在0.1左右；②對(duì)于剛性(連續(xù)性)承力框架，支點(diǎn)至渦輪機(jī)匣的振動(dòng)傳遞系數(shù)較大，在0.8左右，即振動(dòng)衰減較弱；③在不同激振力頻率下，受結(jié)構(gòu)自身振動(dòng)特性影響，振動(dòng)傳遞系數(shù)有所不同。

通過(guò)上述2個(gè)模型仿真計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，進(jìn)一步驗(yàn)證了理論分析。結(jié)構(gòu)構(gòu)形突變及各構(gòu)件間剛度/質(zhì)量分布的非連續(xù)性設(shè)計(jì)，可顯著降低振動(dòng)傳遞系數(shù)，具有優(yōu)異的隔振性能。

圖7 剛性(連續(xù)性)承力框架有限元模型Fig.7 Rigid (continuous) supporting frame finite element model

圖8 支點(diǎn)至渦輪機(jī)匣的振動(dòng)傳遞系數(shù)Fig.8 Vibration transfer coefficient from bearing point to turbine motor case

3 轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)

3.1 總體設(shè)計(jì)方案

在轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，轉(zhuǎn)子采用柔性懸臂結(jié)構(gòu)，總長(zhǎng)為580 mm，質(zhì)量為3.23 kg(包括輪盤(pán))。利用電機(jī)經(jīng)輸出傳動(dòng)軸帶動(dòng)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)。采用雙支點(diǎn)支承方案，在靠近電機(jī)處設(shè)置1#支點(diǎn)，采用滾珠軸承、剛性支承。在靠近輪盤(pán)處(遠(yuǎn)離電機(jī)一端)設(shè)置2#支點(diǎn)，采用滾棒軸承、彈性支承，用作承力框架試驗(yàn)支點(diǎn)，此處可采用單一軸承或雙軸承并用支承狀態(tài)。為了模擬試驗(yàn)支點(diǎn)處承力結(jié)構(gòu)的幾何構(gòu)形及剛度/質(zhì)量分布非連續(xù)特征，分別采用了剛度/質(zhì)量分布特征各不相同的承力支架、承力鼓筒及折返式鼠籠以折返結(jié)構(gòu)形式相連。輪盤(pán)安放在軸的一端，采用伸臂懸置方式。試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案如圖9所示。圖10為裝配后的試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物圖。

圖9 轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案Fig.9 Rotor-supporting frame experimental apparatus design scheme

圖10 轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物圖Fig.10 Picture of rotor-supporting frame experimental apparatus

3.2 測(cè)點(diǎn)布置

本試驗(yàn)主要針對(duì)承力框架各關(guān)鍵位置進(jìn)行振動(dòng)測(cè)量，具體測(cè)試項(xiàng)目為承力框架各位置的加速度信號(hào)。圖11為試驗(yàn)系統(tǒng)測(cè)點(diǎn)位置分布示意圖，分別在承力框架的支點(diǎn)、承力鼓筒以及承力支架外端布置接觸式加速度傳感器(圖中①、②、⑤位置)。由傳感器獲取的振動(dòng)信號(hào)，通過(guò)前置放大器與電荷放大器轉(zhuǎn)換為電壓信號(hào)，統(tǒng)一輸入到DASP采集卡中，通過(guò)DASP-V10智能數(shù)據(jù)采集和信號(hào)處理系統(tǒng)進(jìn)行分析。

圖11 轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)系統(tǒng)測(cè)點(diǎn)位置分布Fig.11 Rotor-supporting frame experimental apparatus measuring point layout

3.3 試驗(yàn)狀態(tài)

根據(jù)各支承狀態(tài)下臨界轉(zhuǎn)速測(cè)試結(jié)果，選取振動(dòng)響應(yīng)測(cè)試轉(zhuǎn)速。雙軸承并用時(shí)，最高試驗(yàn)轉(zhuǎn)速選為5 500 r/min，單一軸承時(shí)最高試驗(yàn)轉(zhuǎn)速選為5 000 r/min，采用階梯轉(zhuǎn)速控制方式。試驗(yàn)過(guò)程中轉(zhuǎn)子不平衡量選為43.5 g·mm。

3.4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

對(duì)試驗(yàn)支點(diǎn)處采用單一軸承支于鼠籠B位置狀態(tài)進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，得到承力框架各測(cè)點(diǎn)位置徑向振動(dòng)響應(yīng)信號(hào)(加速度信號(hào))的幅頻特性曲線，如圖12所示。

由圖12可知，承力框架不同位置振動(dòng)響應(yīng)不同，其變化規(guī)律為：距轉(zhuǎn)子系統(tǒng)最近的支點(diǎn)位置(測(cè)點(diǎn)①)振動(dòng)響應(yīng)幅值最大；振動(dòng)經(jīng)折返式鼠籠傳遞至承力鼓筒位置(測(cè)點(diǎn)②)后，振動(dòng)響應(yīng)幅值大幅減小；距轉(zhuǎn)子系統(tǒng)最遠(yuǎn)的承力支架位置(測(cè)點(diǎn)⑤)振動(dòng)響應(yīng)幅值最小。

分別將測(cè)點(diǎn)①、測(cè)點(diǎn)②、測(cè)點(diǎn)⑤位置振動(dòng)響應(yīng)幅值記為A1、A2、A5，可得各轉(zhuǎn)速下不同結(jié)構(gòu)間振動(dòng)傳遞系數(shù)A5/A1、A5/A2與A2/A1，如圖13所示。

圖12 單一軸承支于鼠籠B位置的振動(dòng)響應(yīng)幅頻曲線Fig.12 Vibration response amplitude frequency curves of single bearing on squirrel cage B position

由圖13可知，本承力框架試驗(yàn)件由支點(diǎn)至承力支架外端的振動(dòng)傳遞系數(shù)約為0.13，振動(dòng)傳遞系數(shù)較小，可見(jiàn)所設(shè)計(jì)的剛度/質(zhì)量分布非連續(xù)承力框架試驗(yàn)件具有較為優(yōu)異的振動(dòng)隔離特性。

通過(guò)對(duì)承力框架試驗(yàn)件各部分的力學(xué)特征分析可知：測(cè)點(diǎn)①、測(cè)點(diǎn)②間的承力鼓筒-折返式鼠籠結(jié)構(gòu)與測(cè)點(diǎn)⑤、測(cè)點(diǎn)②間的承力支架相比，具有較大的剛度/質(zhì)量分布特征差異，試驗(yàn)中測(cè)得振動(dòng)由支點(diǎn)經(jīng)折返式鼠籠至承力鼓筒的振動(dòng)傳遞系數(shù)(A2/A1)在0.2左右，遠(yuǎn)小于承力鼓筒至承力支架外端的振動(dòng)傳遞系數(shù)(A5/A2)(約0.65以上)，可見(jiàn)結(jié)構(gòu)較大的剛度/質(zhì)量分布特征差異能夠?qū)φ駝?dòng)起到更有效的衰減作用。

改用單一軸承支于鼠籠A位置以及雙軸承并用不同支承狀態(tài)，進(jìn)一步探究承力框架試驗(yàn)件不同軸承支承位置與數(shù)量對(duì)隔振特性的影響。改用另外2種支承狀態(tài)后承力框架試驗(yàn)件的振動(dòng)傳遞系數(shù)如圖14所示。

由圖13和圖14可知，雙軸承并用情況下，承力框架試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)間的振動(dòng)傳遞系數(shù)與單一軸承支承不同位置時(shí)相近，波動(dòng)變化區(qū)間基本一致，說(shuō)明雙軸承并用不會(huì)改變承力結(jié)構(gòu)內(nèi)阻抗特性，對(duì)承力結(jié)構(gòu)內(nèi)振動(dòng)傳遞與衰減特征無(wú)明顯影響，此承力框架試驗(yàn)件在寬頻域內(nèi)對(duì)不同位置支點(diǎn)處的激勵(lì)均具有良好的隔振性。

圖13 單一軸承支于鼠籠B位置的振動(dòng)傳遞系數(shù)Fig.13 Vibration transfer coefficient of single bearing on squirrel cage B position

圖14 雙軸承并用與單一軸承狀態(tài)振動(dòng)傳遞系數(shù)對(duì)比Fig.14 Comparison of vibration transfer coefficient between double bearings and single bearing

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪承力框架結(jié)構(gòu)、力學(xué)特征的分析，結(jié)合理論模型、仿真計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證，提出高隔振性承力結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理論，為航空發(fā)動(dòng)機(jī)承力結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與高隔振性改進(jìn)提供指導(dǎo)。

1) 典型高隔振性航空發(fā)動(dòng)機(jī)承力框架的板殼結(jié)構(gòu)具有幾何構(gòu)形突變與離散化特點(diǎn)，以及剛度/質(zhì)量分布非連續(xù)的力學(xué)特征。理論分析與仿真計(jì)算表明，非連續(xù)承力結(jié)構(gòu)支點(diǎn)至渦輪機(jī)匣的振動(dòng)傳遞系數(shù)約0.1左右。而在剛性(連續(xù)性)承力結(jié)構(gòu)中振動(dòng)傳遞系數(shù)可達(dá)0.8以上，遠(yuǎn)高于非連續(xù)結(jié)構(gòu)。板殼支承結(jié)構(gòu)的非連續(xù)性設(shè)計(jì)可實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)內(nèi)較大的機(jī)械阻抗及良好的隔振性能。

2) 轉(zhuǎn)子-承力框架試驗(yàn)系統(tǒng)的試驗(yàn)結(jié)果表明，承力框架整體振動(dòng)傳遞系數(shù)約為0.13，在剛度/質(zhì)量分布具有階躍變化特征的折返式鼠籠及承力鼓筒位置振動(dòng)傳遞系數(shù)約為0.2，而剛度/質(zhì)量分布均勻處振動(dòng)傳遞系數(shù)較高，驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)非連續(xù)性和離散性特征可產(chǎn)生優(yōu)異的隔振效果。