沖擊載荷下航空發動機轉子振動特性試驗方法

聶衛健, 王金舜, 唐 廣,3, 楊曉光, 張建波, 李 堅

(1.北京航空航天大學 能源與動力工程學院,北京 102206; 2.中國航發湖南動力機械研究所,湖南 株洲 412002;3.中國航空發動機集團航空發動機振動技術重點實驗室,湖南 株洲 412002)

相對于陸基飛機,艦載機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苛,主要表現在著艦過程中承受很大的瞬時動態沖擊載荷。抗沖擊載荷試驗是航空、航海設備重要的考核項目,如姚念奎等[1-2]根據固定翼艦載機研制特點,結合美軍標相關要求,提出全機落震試驗是艦載機設計和研究的關鍵技術之一,并基于對飛機設計和試驗規范的分析研究,給出了全機落震試驗的分析方法和工程解決措施;豆清波等[3-4]依托中國飛機強度研究所全機落震試驗場,完成了國內首次艦載機全機落震試驗,提出了艦載機全機落震試驗的方法,并通過試驗對技術方案進行了驗證;付超等[5-6]對船用設備的抗沖擊能力和沖擊載荷下的振動響應進行了系統的分析;萬強等[7]研究某燃氣輪機高壓轉子-渦輪抗沖擊性能,開展了沖擊響應計算和分析。郭偉林等[8]、楊雷等[9]分別對磁懸浮軸承、氦風機輔助軸承的抗沖擊特性進行了研究。

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

國內針對抗沖擊載荷試驗絕大部分都是在靜態、以整機落震試驗進行,成本昂貴且風險高,很難得到實際工況條件下轉子在旋轉狀態下受到沖擊載荷時的振動特性。基于上述原因,本文提出動力渦輪模擬轉子動力學相似設計原則,設計了動力渦輪模擬轉子,采用高速電機驅動,創造性地在振動臺上開展動力渦輪模擬轉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動機轉子的瞬態響應規律和試驗方法,為某艦載渦槳發動機研制提供技術支撐。

1 動力渦輪模擬轉子設計

1.1 設計原則

某艦載渦槳發動機動力渦輪轉子結構復雜,直接以真實轉子開展試驗研究具有較大的風險,且成本昂貴,為了降低研制風險和縮短研制周期,基于設計原則設計一套動力特性與真實轉子具有良好一致性的模擬轉子,以保證在模擬轉子上的成果可直接應用于真實轉子。提出的設計原則如下:

(1) 主體結構一致。轉子各零件之間的配合關系、連接方式、轉子軸向預緊方式、支點跨距、支承剛度、軸承潤滑方式等與真實轉子保持一致。

(2) 慣性參量一致。對兩級動力渦輪盤進行重新設計,保證動力渦輪模擬盤的慣性參數(質量、質心、轉動慣量)與真實轉子的動力渦輪盤慣性參數保持基本一致。

(3) 結構簡化。在保證動力渦輪模擬盤慣性參數及強度滿足要求的前提下,簡化動力渦輪盤的結構,不考慮真實轉子的葉片、榫槽等結構,將模擬盤設計成光盤結構。

(4) 動力輸入適應。為了適應動力輸入源的結構,對轉子動力輸入方式進行局部改進。

1.2 設計結果

設計的動力渦輪模擬轉子結構示意圖,如圖1所示。整個轉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,編號與發動機上保持一致。

圖1 動力渦輪模擬轉子結構示意圖Fig.1 Structure diagram of the power turbine simulated rotor

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

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

表2 臨界轉速計算結果對比Tab.2 Comparison results of the critical speeds

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

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

2 試驗設備簡介

試驗在35T振動臺上進行,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定的直流磁場內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動電流,動圈即在交變電磁力的作用下而產生運動。振動臺實物照片,如圖3所示。

圖2 振動臺結構示意圖Fig.2 Structural diagram of the vibration table

圖3 振動臺實物照片Fig.3 Photo of the vibration table

3 高速電機動力特性及抗沖擊能力驗證

傳統的動力源常采用“異步電機+齒輪箱”的組合方式,體積大、質量重、結構復雜且傳輸效率較低,動力渦輪模擬轉子長近1.5 m,采用傳統的動力源一方面可能導致所有部件無法整體安裝在振動臺面上,另一方面因為質量過重而無法實現有效整體沖擊,影響試驗效果。高速電機具有結構簡單、體積小,故障率低、傳輸效率高等特點,因此,論文采用高速電機直驅的方式,有效避免上述問題。同時為了確保試驗的安全,首先對高速電機的動力學特性和抗沖擊性能進行驗證。將高速電機安裝在振動臺上(安裝實物照片如圖4所示)然后驅動高速電機運行至20 000 r/min,隨后在20 000 r/min轉速下進行高速電機的抗沖擊驗證試驗,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 高速電機安裝在振動臺上照片Fig.4 The installation photo of high-speed motor

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

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

圖6 高速電機測試參數Fig.6 Test parameters of high-speed motor

(a)

(b)圖7 高速電機沖擊前后轉軸位移變化曲線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 全轉速范圍內動力特性試驗

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

如圖9所示,將動力渦輪模擬轉子安裝在振動臺上,在轉子軸位置布置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子軸上振動位移、支座振動加速度,同時監測轉子彈支應變和軸承溫度。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 動力渦輪模擬轉子在振動臺上的安裝照片Fig.10 The photo of the power turbine simulated rotor on vibration table

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

圖11 轉子軸位移隨轉速變化曲線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 試驗過程及結果

在確定動力渦輪模擬轉子在全轉速范圍內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,試驗具有較大風險,為確保試驗安全,試驗設計有安全防護,在振動臺四周及上方采用雙層10 mm厚鋼板隔離防護,如圖13所示。在防護罩內安裝照明和攝像頭,實現對轉子狀態的遠程監測,同時采用遠程控制進行載荷加載,遠程監視和控制系統,如圖14所示。

圖13 試驗防護現場照片Fig.13 Photo of test protection

圖14 遠程監視和控制系統Fig.14 Remote monitoring and control system

啟動高速電機,帶動轉子運行至100%轉速,隨即啟動沖擊載荷控制系統,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子軸位移進行濾波處理,得到沖擊瞬態響應時域信號,如圖16所示。

圖15 動力渦輪模擬轉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 瞬態振動響應原始信號Fig.16 Initial vibration transient response

5.2 試驗數據處理及分析

選取動力渦輪模擬轉子轉速范圍內的頻率(0～300 Hz)沖擊響應信號進行分析,由于篇幅有限,以D1測得的信號為例,其在0～300 Hz范圍內的振動響應信號,如圖17所示。其余測點在0～300 Hz范圍內的振動響應信號,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范圍內的振動響應Fig.17 Vibration response in 0-300 Hz

表4 沖擊前后各頻率成分響應大小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%轉速對應的頻率(轉子基頻)在(250～300)Hz之間,響應大小均為P-P值(mm)。

由圖17和表4可知:

(1) 在沖擊瞬時,轉子軸振動響應表現為瞬時變大,然后又回到沖擊前穩定狀態;

(2) 沖擊前、后,轉子位移響應基頻值保持不變;

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

(4) 沖擊時,存在比較復雜的頻率成分,并且沖擊響應總量與各頻率響應值不是線性關系;

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

6 結 論

論文以某艦載渦槳發動機動力渦輪轉子開展動力學相似和沖擊載荷下的振動特性試驗研究,具有重要的工程應用價值。但因動力渦輪模擬盤被包在模擬機匣內,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,后續將繼續開展相關研究,獲得沖擊瞬時輪盤上的響應信號,為發動機葉片與機匣之間的徑向間隙設計提供支持。主要結論如下:

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

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

(3) 動力渦輪模擬轉子在全轉速范圍內的動力特性良好,在受到垂向大沖擊載荷時,轉子振動響應瞬時增大,然后又回到沖擊前的穩定狀態。

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

(5) 轉子受到沖擊載荷前、后,轉子軸位移基頻不變,沖擊瞬時,存在比較復雜的頻率成分,并且沖擊響應總量與各頻率響應值不是線性關系。