王曉峰 徐可君 秦海勤

(海軍航空工程學(xué)院青島校區(qū), 青島 266041)

航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器動(dòng)力學(xué)特性研究

王曉峰?徐可君 秦海勤

(海軍航空工程學(xué)院青島校區(qū), 青島 266041)

以某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子為參考,在結(jié)構(gòu)相似和動(dòng)力學(xué)特性相似約束條件下開展了風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器的設(shè)計(jì)與動(dòng)力學(xué)特性研究工作.利用轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)有限元分析技術(shù)研究了各參數(shù)對(duì)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)的影響,結(jié)合其動(dòng)力學(xué)相似設(shè)計(jì)的一般流程,得到了通過調(diào)整風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器參數(shù)實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)器動(dòng)力學(xué)特性控制的一般方法,給出了風(fēng)扇轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)器的具體設(shè)計(jì)參數(shù).

轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)器, 航空發(fā)動(dòng)機(jī), 風(fēng)扇轉(zhuǎn)子, 模態(tài)

引言

過大的整機(jī)振動(dòng)是困擾航空發(fā)動(dòng)機(jī)研制的一大痼疾.如何減小振動(dòng),提高發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)運(yùn)轉(zhuǎn)的穩(wěn)定性和可靠性,是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)人員面臨的一項(xiàng)技術(shù)難題.為摸清航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性,諸多學(xué)者在理論上進(jìn)行了探索[1-3],這些研究為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)設(shè)計(jì)提供了較好指導(dǎo).但理論分析的正確性往往依賴于模型進(jìn)行驗(yàn)證.由于高昂的試車成本和測(cè)試的復(fù)雜性,利用發(fā)動(dòng)機(jī)本身進(jìn)行驗(yàn)證既不經(jīng)濟(jì)也不現(xiàn)實(shí).比較合理可行的途徑是利用轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器進(jìn)行驗(yàn)證.為真實(shí)再現(xiàn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性和轉(zhuǎn)子故障,用于試驗(yàn)驗(yàn)證的轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器應(yīng)同時(shí)滿足結(jié)構(gòu)相似和動(dòng)力學(xué)特性相似.

國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有的轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器大多是針對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)的通用特性而設(shè)計(jì)[4-10],沒有針對(duì)具體型號(hào)進(jìn)行設(shè)計(jì),無法同時(shí)滿足結(jié)構(gòu)和動(dòng)力學(xué)相似性要求.因此,針對(duì)現(xiàn)有轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)器的不足,有必要以國(guó)內(nèi)當(dāng)前和今后一段時(shí)間內(nèi)的主流發(fā)動(dòng)機(jī)為參考,開展結(jié)構(gòu)和動(dòng)力學(xué)特性相似的航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)試驗(yàn)器設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)研究.

本文以某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)的風(fēng)扇轉(zhuǎn)子為例,通過一定的試驗(yàn)器設(shè)計(jì)要求和設(shè)計(jì)流程,以及對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行研究,得到針對(duì)模態(tài)的一般性調(diào)整方案及其最終設(shè)計(jì)方案.

1 某發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)與轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性分析

某發(fā)動(dòng)機(jī)為國(guó)內(nèi)某主戰(zhàn)飛機(jī)的動(dòng)力裝置,其風(fēng)扇轉(zhuǎn)子為3級(jí)典型的鼓盤式結(jié)構(gòu).為縮短轉(zhuǎn)子的長(zhǎng)度,第3級(jí)盤為懸臂支承結(jié)構(gòu),整個(gè)轉(zhuǎn)子支承于前后兩個(gè)軸承上,其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示.

圖1 某發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of a fan rotor structure of anaeroengine

在實(shí)際工作過程中,該風(fēng)扇轉(zhuǎn)子過一階臨界轉(zhuǎn)速,不過二階臨界轉(zhuǎn)速,其一、二階振型及臨界轉(zhuǎn)速如圖2所示.

2 風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器設(shè)計(jì)要求

根據(jù)試驗(yàn)場(chǎng)地和動(dòng)力學(xué)相似的要求,確定風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器的設(shè)計(jì)要求為：(1)動(dòng)力學(xué)相似：①要求所設(shè)計(jì)的風(fēng)扇轉(zhuǎn)子在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)過一階臨界轉(zhuǎn)速,但不過二階臨界轉(zhuǎn)速,試驗(yàn)器的最高轉(zhuǎn)速

為6000rpm；②振型盡可能與原型一致.(2)結(jié)構(gòu)和尺寸要求：由于真實(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)異常復(fù)雜,試驗(yàn)器很難做到與原型機(jī)在結(jié)構(gòu)上完全相同,因此在設(shè)計(jì)時(shí)要求兩者結(jié)構(gòu)盡量相似.同時(shí)由于場(chǎng)地的限制,試驗(yàn)器風(fēng)扇轉(zhuǎn)子長(zhǎng)度(兩軸承間距)不得超過460mm.(3)簡(jiǎn)化原則,在滿足動(dòng)力學(xué)相似和結(jié)構(gòu)相似的前提下,從便于加工和裝配的角度考慮,要求轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,避免畸形結(jié)構(gòu).(4)功能性要求:由于試驗(yàn)器需要進(jìn)行多種試驗(yàn)操作,且某些試驗(yàn)對(duì)試驗(yàn)器相應(yīng)部件的材料要求較高,所以試驗(yàn)器主要功能部件的材料需盡可能與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)相同.

3 風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器動(dòng)力學(xué)特性相似有限元設(shè)計(jì)

3.1 原型機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子有限元簡(jiǎn)化建模

由于該試驗(yàn)器以真實(shí)的發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子為參考,因此在對(duì)其進(jìn)行動(dòng)力學(xué)相似性設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)首先對(duì)原型機(jī)進(jìn)行有限元簡(jiǎn)化.在簡(jiǎn)化時(shí),遵循以下假設(shè)：(1)軸段假設(shè)為彈性軸,并將軸段的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量集中到兩端節(jié)點(diǎn)上；(2)軸承剛度視為線性,且無交叉剛度和阻尼；(3)葉片和輪盤視為具有回轉(zhuǎn)效應(yīng)的剛體,簡(jiǎn)化為集中質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,作用在質(zhì)心上(該質(zhì)心即視為軸段的節(jié)點(diǎn)).最終簡(jiǎn)化后的原型機(jī)有限元模型如圖3所示.

圖3 某發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子有限元簡(jiǎn)化模型Fig. 3 Schematic diagram of finite element modelfor a fan rotor

3.2 轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器的串聯(lián)簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)分析

分析圖3可知,原始發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子存在一定的畸形結(jié)構(gòu),為使設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)子盡量簡(jiǎn)單,應(yīng)避免原有的畸形結(jié)構(gòu),但又不失結(jié)構(gòu)上的相似性.為此,在進(jìn)行簡(jiǎn)化時(shí)將節(jié)點(diǎn)4串聯(lián)在轉(zhuǎn)軸上,并保持節(jié)點(diǎn)3與節(jié)點(diǎn)4的間距不變,同時(shí)保持各節(jié)點(diǎn)的相對(duì)位置不發(fā)生變化,其他參數(shù)稍作調(diào)整.簡(jiǎn)化后的有限元模型如圖4所示.

圖4 串聯(lián)簡(jiǎn)化后的有限元模型Fig. 4 Finite element model with series simplification

對(duì)圖4中的模型進(jìn)行有限元計(jì)算,得到串聯(lián)簡(jiǎn)化后的風(fēng)扇轉(zhuǎn)子系統(tǒng)前兩階振型及臨界轉(zhuǎn)速如圖5所示.

對(duì)比分析圖2和圖5可知,串聯(lián)簡(jiǎn)化后的模型能夠滿足一階模態(tài)不變的要求,且二階振型與圖3中的振型在三維空間中基本相似(畸形節(jié)點(diǎn)除外),故可在此基礎(chǔ)上進(jìn)行進(jìn)一步設(shè)計(jì).

3.3 轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器的縮尺簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)分析

如前所述,在設(shè)計(jì)試驗(yàn)器時(shí),無法按照原尺寸設(shè)計(jì).根據(jù)該試驗(yàn)器的尺寸限制和相似性要求,將試驗(yàn)器長(zhǎng)度縮小為原型尺寸的約74%并進(jìn)行圓整化.另外由于圖4中4號(hào)節(jié)點(diǎn)在試驗(yàn)器中的位置與連接低壓渦輪軸的套齒聯(lián)軸器的位置大致相同,所以不宜放置輪盤,故將4號(hào)節(jié)點(diǎn)輪盤質(zhì)量累加到2號(hào)和3號(hào)節(jié)點(diǎn)輪盤上.同時(shí)2號(hào)和3號(hào)節(jié)點(diǎn)的輪盤相對(duì)位置比例不變,且2個(gè)輪盤使用相同的設(shè)計(jì).簡(jiǎn)化后的有限元模型如圖6所示(各節(jié)點(diǎn)已重新編號(hào)).各軸段長(zhǎng)度見表1.

圖5 串聯(lián)簡(jiǎn)化后的前兩階振型圖Fig. 5 The first two order modes of the series-simplified model

圖6 縮尺圓整化后的有限元模型示意Fig. 6 Finite element model after scaling and rounding treatment

shaft1-22-33-44-55-66-7length/mm86139545411116

眾所周知,對(duì)于具體參數(shù)有待設(shè)計(jì)確定的轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器,雖然有些參數(shù)可通過試驗(yàn)器的設(shè)計(jì)要求來進(jìn)行限定,如本試驗(yàn)器的轉(zhuǎn)軸長(zhǎng)度等.但其他參數(shù)如轉(zhuǎn)軸內(nèi)、外徑尺寸,輪盤外徑、質(zhì)量,及軸承剛度等都有待進(jìn)一步確定.而這些參數(shù)都會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)產(chǎn)生影響.因此,為使所設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器與原型機(jī)動(dòng)力學(xué)相似,有必要開展上述各參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)的影響研究,以確定最終的轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器尺寸.

3.3.1 轉(zhuǎn)軸內(nèi)外徑對(duì)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)的影響

轉(zhuǎn)軸對(duì)模態(tài)的影響因素包括轉(zhuǎn)軸的內(nèi)外徑尺寸和轉(zhuǎn)軸的材料參數(shù).為使所設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)軸與實(shí)際的風(fēng)扇轉(zhuǎn)軸盡可能一致,兩者使用了相同材料,故材料參數(shù)不予考慮.為分別研究轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑和外徑對(duì)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)的影響,進(jìn)一步固定其中一個(gè)軸徑尺寸,允許另外一個(gè)軸徑變化.同時(shí)設(shè)定2、3號(hào)節(jié)點(diǎn)輪盤外徑初步取值為410mm,輪盤質(zhì)量取值為40kg,1、7號(hào)節(jié)點(diǎn)軸承剛度與原型機(jī)相同.表2為轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑變化對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響結(jié)果,表3為轉(zhuǎn)軸外徑變化對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響結(jié)果.圖7為上述各方案的振型計(jì)算結(jié)果.

表2 轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 2 Influence of the inner diameter of the rotating shaft on the critical speed

表3 轉(zhuǎn)軸外徑對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 3 Influence of rotating shaft outside diameter on critical speed

分析表2、表3和圖7可得：(1)在有限調(diào)整范圍內(nèi),當(dāng)轉(zhuǎn)子只調(diào)整軸段的內(nèi)外徑時(shí),內(nèi)外徑的變化對(duì)一階臨界轉(zhuǎn)速影響不大,且一階振型在三維空間中近似；(2)當(dāng)轉(zhuǎn)軸外徑固定,隨著內(nèi)徑的增大,二階臨界轉(zhuǎn)速減小,但二階振型基本不變；(3)當(dāng)轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑固定,隨著外徑減小,二階臨界轉(zhuǎn)速減小,二階振型右端有下翹的趨勢(shì).

由此可見,在確定一階臨界轉(zhuǎn)速和振型后,可通過微調(diào)軸段的內(nèi)外徑,改善二階臨界轉(zhuǎn)速及其振型.

圖7 各轉(zhuǎn)軸方案的一階和二階振型Fig. 7 The first two order modes of each rotating shaft scheme

3.3.2 輪盤外徑與質(zhì)量對(duì)模態(tài)的影響

輪盤對(duì)模態(tài)的影響因素包括輪盤內(nèi)外徑、輪盤厚度、材料參數(shù)、輪盤質(zhì)量.其中由于輪盤的內(nèi)徑與轉(zhuǎn)軸外徑一致,前文已進(jìn)行考慮,故在此不予考慮.另外輪盤厚度與其外徑通常相差1個(gè)數(shù)量級(jí),對(duì)直徑轉(zhuǎn)動(dòng)慣量影響很小,對(duì)模態(tài)的影響更小,在材料確定的前提下修改輪盤厚度會(huì)改變輪盤質(zhì)量,故只考慮輪盤質(zhì)量的影響,輪盤厚度不單獨(dú)考慮.為分別研究輪盤外徑和輪盤質(zhì)量對(duì)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)的影響,進(jìn)一步固定其中一個(gè)參數(shù),允許另外一個(gè)參數(shù)變化.同時(shí)設(shè)定軸段外徑80mm,內(nèi)徑70mm,1、7號(hào)節(jié)點(diǎn)軸承剛度與原型機(jī)相同.輪盤的外徑和質(zhì)量變化方案,分別如表4和表5所示,表中同時(shí)給出了各設(shè)計(jì)方案的一、二階臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果.各方案的各階振型如圖8所示.

表4 輪盤外徑對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 4 Influence of disc outside diameter on critical speed

表5 輪盤質(zhì)量對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 5 Influence of disc mass on critical speed

圖8 各輪盤方案的一二階振型Fig. 8 The first two order modes of each disk scheme

分析表4、表5和圖8可得：(1)無論是輪盤外徑還是輪盤質(zhì)量在一定范圍內(nèi)如何變化,風(fēng)扇轉(zhuǎn)子的一階和二階振型在三維空間中形狀均十分相似；(2)當(dāng)輪盤質(zhì)量一定時(shí),外徑對(duì)一階臨界轉(zhuǎn)速影響較小,對(duì)二階臨界轉(zhuǎn)速影響稍大,但總體都不明顯,在一定范圍內(nèi)外徑越小,臨界轉(zhuǎn)速越大；(3)當(dāng)輪盤外徑一定時(shí),輪盤質(zhì)量越大,臨界轉(zhuǎn)速越低,總的看輪盤質(zhì)量對(duì)二階臨界轉(zhuǎn)速的影響更大.

由此可見,可借助調(diào)整轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器的輪盤質(zhì)量獲得所需的臨界轉(zhuǎn)速,且保證試驗(yàn)器的振型不變.同時(shí)也可在輪盤質(zhì)量不變的前提下,改變輪盤的外徑和厚度,實(shí)現(xiàn)二階臨界轉(zhuǎn)速的調(diào)整,并保證試驗(yàn)器的振型不變.

3.3.3 軸承的剛度對(duì)試驗(yàn)器模態(tài)的影響

為分別討論1號(hào)和7號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度對(duì)轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器模態(tài)的影響,固定其中一個(gè)支撐剛度,允許另一個(gè)支承剛度變化.同時(shí)取軸段外徑80mm,內(nèi)徑70mm,輪盤外徑410mm,質(zhì)量40Kg,輪盤厚度38mm.各軸承剛度方案及其對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響如表6、表7所示,各方案的振型如圖9所示.

表6 1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 6 Influence of support stiffness on the critical speed of the first node

表7 7號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度對(duì)臨界轉(zhuǎn)速的影響Table 7 Influence of support stiffness on the critical speed of the seventh node

分析表6、表7和圖9可得：(1)在一定的調(diào)整范圍內(nèi),支承剛度對(duì)一階振型影響很小,可以忽略不計(jì)；(2)當(dāng)7號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度不變時(shí),1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度對(duì)一階臨界轉(zhuǎn)速的影響較大,對(duì)二階臨界轉(zhuǎn)速的影響很小,隨著支承剛度的減小,臨界轉(zhuǎn)速逐漸減小.1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度對(duì)二階振型趨勢(shì)的影響也很小；(3)當(dāng)1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度不變時(shí),7號(hào)節(jié)點(diǎn)的支承剛度對(duì)一階臨界轉(zhuǎn)速的影響很小,對(duì)二階臨界轉(zhuǎn)速的影響較大,隨著支承剛度的減小,二階臨界轉(zhuǎn)速減小,二階振型右端有上揚(yáng)趨勢(shì).

圖9 各支承方案的一二階振型Fig. 9 The first two order modes of each support scheme

3.3.4 對(duì)試驗(yàn)器設(shè)計(jì)過程中調(diào)整模態(tài)方法的一般性結(jié)論

綜上所述,在一定調(diào)整范圍內(nèi),上述各參數(shù)對(duì)試驗(yàn)器的一階振型的影響極小,同時(shí)輪盤參數(shù)、轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑和1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度對(duì)二階振型影響也極小.故在對(duì)試驗(yàn)器的模態(tài)調(diào)整過程中,應(yīng)先調(diào)整轉(zhuǎn)軸外徑和7號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度以獲得與原型相似的振型,其后通過調(diào)整圓盤參數(shù)、轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑和1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度獲得與原型一致的臨界轉(zhuǎn)速.具體調(diào)整方法如下：

(1)在縮尺圓整化過程中第一次試取的各項(xiàng)參數(shù),除簡(jiǎn)化過程中基本確定的參數(shù),其余參數(shù)應(yīng)盡量與原型一致,以便于快速調(diào)整.

(2)如果獲得的二階振型右端較原型明顯下翹,則應(yīng)縮小7號(hào)節(jié)點(diǎn)的支承剛度或擴(kuò)大轉(zhuǎn)軸外徑.兩種方案可同時(shí)進(jìn)行,具體來說：當(dāng)二階臨界轉(zhuǎn)速顯著低于原型時(shí),重點(diǎn)增大轉(zhuǎn)軸外徑可增大二階臨界轉(zhuǎn)速；當(dāng)二階臨界轉(zhuǎn)速顯著高于原型時(shí),重點(diǎn)減小7號(hào)節(jié)點(diǎn)的支承剛度可減小二階臨界轉(zhuǎn)速;當(dāng)二階振型右端較原型明顯上揚(yáng)時(shí),按相反方向調(diào)整即可.

(3)當(dāng)振型相似時(shí),如果一階臨界轉(zhuǎn)速明顯高于原型,則可減小1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度或通過增大輪盤厚度來增大輪盤質(zhì)量.兩種方案亦可同時(shí)進(jìn)行.當(dāng)一階臨界轉(zhuǎn)速明顯低于原型時(shí),按相反方向調(diào)整即可.

(4)當(dāng)振型與一階臨界轉(zhuǎn)速均相似時(shí),如果二階臨界轉(zhuǎn)速高于原型,則應(yīng)增加轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑或確保輪盤質(zhì)量不變的前提下增加輪盤外徑.兩種方案亦可同時(shí)進(jìn)行,具體來說：若一階臨界轉(zhuǎn)速略高于原型,重點(diǎn)增加輪盤外徑可略減小一階臨界轉(zhuǎn)速；若一階臨界略低于原型,重點(diǎn)增加轉(zhuǎn)軸內(nèi)徑可略增大一階臨界轉(zhuǎn)速.當(dāng)二階臨界轉(zhuǎn)速低于原型,按相反方向調(diào)整即可.

4 結(jié)論

根據(jù)上述一般性結(jié)論調(diào)整各項(xiàng)參數(shù),結(jié)合試驗(yàn)器實(shí)驗(yàn),發(fā)現(xiàn)當(dāng)取轉(zhuǎn)軸外徑80mm,內(nèi)徑60mm,輪盤外徑410mm,輪盤厚度38.5mm,輪盤質(zhì)量40.15kg,1號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度1.28e7N/m,7號(hào)節(jié)點(diǎn)支承剛度0.3e8N/m時(shí),取得最優(yōu)設(shè)計(jì),此時(shí)一階臨界轉(zhuǎn)速為78.138Hz,二號(hào)臨界轉(zhuǎn)速183.969Hz,振型如圖10所示.該方案與原型的模態(tài)基本一致,滿足設(shè)計(jì)要求.

本文根據(jù)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器設(shè)計(jì)流程,定量分析了軸段參數(shù)、輪盤參數(shù)以及支承剛度對(duì)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子試驗(yàn)器的前兩階模態(tài)的影響能力,獲得了試驗(yàn)器設(shè)計(jì)過程中調(diào)整模態(tài)方法的一般性結(jié)論,為加速試驗(yàn)器設(shè)計(jì)提供了有力支持.

圖10 最終方案的一二階振型Fig. 10 The first two order modes of the final scheme

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? Corresponding author E-mail: 361335767@qq.com

4 September 2016,revised 6 Septerber 2016.

STUDY ON DYNAMIC CHARACTERISTICS OF AEROENGINE FAN ROTOR TESTER*

Wang Xiaofeng?Xu Kejun Qin Haiqin

(NavyAviationEngeeringInstitue,Qingdao266041,China)

A certain type of aeroengine fan rotor is taken as a study reference in this paper. The fan rotor tester is investigated under the constraint conditions with the similarity of structure and dynamics characteristics. The effect of various parameters on the rotor modal tester is also examined through finite element analysis, combined with the general process of dynamic similarity design. The general approach of tester dynamics control is then obtained by adjusting the fan rotor parameter tester, which gives the specific design parameters of the fan rotor dynamics tester.

rotor dynamics tester, aeroengine, fan rotor, model

10.6052/1672-6553-2016-056

2016-09-04收到第1稿,2016-09-06收到修改稿.

? 通訊作者 E-mail: 361335767@qq.com