王艾倫，張海彪，李雪鵬，羅真

含拉桿裂紋的組合轉(zhuǎn)子性能退化機(jī)理

王艾倫1, 2，張海彪1, 2，李雪鵬1, 2，羅真1, 2

(1. 中南大學(xué)高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410083；2. 中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410083)

考慮含拉桿裂紋的組合轉(zhuǎn)子接觸界面并對(duì)其進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，得到組合轉(zhuǎn)子彎曲固有頻率隨時(shí)間變化規(guī)律；通過(guò)定義退化量參數(shù)，描述裂紋轉(zhuǎn)子的退化軌跡，實(shí)現(xiàn)其性能退化的定量評(píng)估；針對(duì)不同退化程度的組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行不平衡響應(yīng)分析，得到組合轉(zhuǎn)子的退化特征，同時(shí)對(duì)理論分析進(jìn)行一定的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果表明：在穩(wěn)定退化階段，組合轉(zhuǎn)子的性能退化極為緩慢，退化達(dá)到一定程度時(shí)有明顯通向故障的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)；且不同數(shù)目的拉桿、輪盤(pán)級(jí)數(shù)以及裂紋出現(xiàn)在拉桿不同位置時(shí)對(duì)組合轉(zhuǎn)子退化速率有較大的影響。研究結(jié)論為組合轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及確定轉(zhuǎn)子拉桿裂紋損傷位置等提供理論參考依據(jù)。

組合轉(zhuǎn)子；裂紋；接觸界面；退化量；固有頻率

燃?xì)廨啓C(jī)長(zhǎng)期服役于高轉(zhuǎn)速、高溫度梯度的惡劣工況下，對(duì)其進(jìn)行性能退化特性研究并掌握其退化程度及趨勢(shì)，對(duì)保障燃?xì)廨啓C(jī)長(zhǎng)期安全運(yùn)行具有非常重要的意義。組合轉(zhuǎn)子是燃?xì)廨啓C(jī)的核心部件，據(jù)西門(mén)子不完全統(tǒng)計(jì)，燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)生的各種事故或故障約58%來(lái)源于拉桿組合轉(zhuǎn)子[1]，而目前關(guān)于燃?xì)廨啓C(jī)組合轉(zhuǎn)子性能退化的研究極少。因此，通過(guò)研究燃?xì)廨啓C(jī)組合轉(zhuǎn)子聯(lián)接件的失諧成因及性能退化機(jī)理，找出其通向故障的演變規(guī)律，對(duì)提高燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)的可靠性具有重大的研究?jī)r(jià)值和現(xiàn)實(shí)意義。據(jù)統(tǒng)計(jì)，目前70%以上的機(jī)器和結(jié)構(gòu)的失效主要是疲勞裂紋造成的[2]。近年來(lái)，關(guān)于裂紋轉(zhuǎn)子的研究很多，曾復(fù)等[3]利用Jeffcott轉(zhuǎn)子推導(dǎo)了只考慮裂紋處彎矩作用時(shí)的剛度矩陣，并分析了裂紋深度、細(xì)長(zhǎng)比等因素對(duì)轉(zhuǎn)子剛度的影響。GUO等[4]分析了含有裂紋的轉(zhuǎn)軸在3個(gè)坐標(biāo)軸方向受6個(gè)力及力矩作用時(shí)的剛度，并推導(dǎo)出裂紋轉(zhuǎn)軸的6階剛度矩陣。張啟迪[5]對(duì)轉(zhuǎn)子疲勞裂紋的擴(kuò)展進(jìn)行了研究；WONG等[6]利用振動(dòng)信號(hào)剖面分析技術(shù)對(duì)裂紋轉(zhuǎn)子的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行了檢測(cè)；ZAKHEZIN等[7]對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中疲勞裂紋的診斷模型進(jìn)行了研究。以上對(duì)裂紋轉(zhuǎn)子的研究主要針對(duì)于整體轉(zhuǎn)子，對(duì)復(fù)雜的組合轉(zhuǎn)子裂紋研究極少，且都沒(méi)有深入分析裂紋對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)性能退化的影響。據(jù)文獻(xiàn)[8]報(bào)道，國(guó)內(nèi)外在最近幾十年內(nèi)有很多由于拉桿螺栓斷裂導(dǎo)致的燃?xì)廨啓C(jī)事故，如：2006年深圳某電力公司燃?xì)廨啓C(jī)由于固定螺栓斷裂導(dǎo)致1級(jí)、2級(jí)和3級(jí)動(dòng)葉片出現(xiàn)裂紋或掉角等缺陷；美國(guó)TVA Gallatin電站2號(hào)機(jī)低壓轉(zhuǎn)子由于存在橢圓形裂紋缺陷，在冷態(tài)啟動(dòng)過(guò)程中發(fā)生斷裂事故，這些事故的共同點(diǎn)是在事故發(fā)生前并無(wú)明顯的預(yù)兆，事故具有突發(fā)性。因此，對(duì)轉(zhuǎn)子拉桿裂紋的研究，對(duì)提高轉(zhuǎn)子運(yùn)行安全，防止重大事故的發(fā)生具有重要的意義。本文作者從結(jié)構(gòu)損傷導(dǎo)致性能退化的角度出發(fā)，研究拉桿裂紋引起的組合轉(zhuǎn)子退化特征，定義退化量指標(biāo)并建立組合轉(zhuǎn)子退化量與時(shí)間之間的關(guān)系，揭示拉桿裂紋引起的組合轉(zhuǎn)子性能退化 機(jī)理。

1 組合轉(zhuǎn)子有限元模型

根據(jù)型號(hào)以及裝機(jī)量的不同，組合轉(zhuǎn)子具有不同的拉桿數(shù)目及輪盤(pán)級(jí)數(shù)，本文以東汽某型燃?xì)廨啓C(jī)組合轉(zhuǎn)子為對(duì)象展開(kāi)研究。組合轉(zhuǎn)子由壓氣機(jī)段和透平段組成，透平段溫度較高，較易產(chǎn)生蠕變，在對(duì)組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行性能退化分析時(shí)透平段一般僅考慮高溫蠕變的影響。壓氣機(jī)段輪盤(pán)級(jí)數(shù)較多，拉桿較長(zhǎng)，由于在啟停過(guò)程中受到的交變應(yīng)力較大，易產(chǎn)生疲勞裂紋，燃?xì)廨啓C(jī)大部分的能量損失是由組合轉(zhuǎn)子壓氣機(jī)段性能退化引起的，故這里只對(duì)壓氣機(jī)段拉桿裂紋進(jìn)行研究。

本文分別對(duì)多種不同輪盤(pán)數(shù)及不同拉桿數(shù)的組合轉(zhuǎn)子壓氣機(jī)段建立了有限元模型。圖1所示為17盤(pán)12桿組合轉(zhuǎn)子有限元模型。17級(jí)輪盤(pán)由周向分布的12桿拉桿通過(guò)預(yù)緊力緊密連接在一起，輪盤(pán)之間具有多個(gè)接觸界面，組合轉(zhuǎn)子材料的密度為7 850 kg/m3，輪盤(pán)和轉(zhuǎn)軸的彈性模量為210 GPa。對(duì)組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行網(wǎng)絡(luò)劃分，得到單元39 011個(gè)，節(jié)點(diǎn)149 986個(gè)。組合轉(zhuǎn)子各物理參數(shù)如表1所示。

圖1 組合轉(zhuǎn)子有限元模型

表1 組合轉(zhuǎn)子物理參數(shù)

輪盤(pán)間接觸界面的存在是組合轉(zhuǎn)子與整體轉(zhuǎn)子最大的區(qū)別。接觸界面的存在導(dǎo)致組合結(jié)構(gòu)局部剛度發(fā)生變化，不同的界面狀態(tài)直接影響結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性[9]。

為準(zhǔn)確進(jìn)行組合機(jī)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)分析，需要獲得粗糙表面的接觸剛度。本文采用具有相同界面粗糙度的微元體模型分析與宏觀尺寸相結(jié)合的跨尺度計(jì)算方法，參考文獻(xiàn)[10]，利用式(1)和(2)獲得組合轉(zhuǎn)子在預(yù)緊力作用下界面法向接觸剛度：

其中：1為輪盤(pán)接觸界面面積；2為微元體接觸界面面積；為預(yù)緊后的界面壓力；n為微元體模型法向接觸剛度；為組合轉(zhuǎn)子預(yù)緊力；為界面法向接觸剛度。

式中：為虛擬材料層的厚度。

2 啟停導(dǎo)致的拉桿裂紋擴(kuò)展分析

組合轉(zhuǎn)子是由多根拉桿通過(guò)預(yù)緊力將各級(jí)輪盤(pán)組合在一起的，由于有預(yù)緊力的存在，拉桿始終受到一定的應(yīng)力作用。當(dāng)組合轉(zhuǎn)子拉桿上出現(xiàn)初始微裂紋時(shí)，在啟動(dòng)階段和正常運(yùn)轉(zhuǎn)階段都會(huì)導(dǎo)致拉桿中應(yīng)力的變化，進(jìn)而導(dǎo)致拉桿微裂紋的擴(kuò)展，由于轉(zhuǎn)子正常運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中的彎曲振動(dòng)幅值極小，對(duì)拉桿微裂紋的擴(kuò)展影響不大，而在啟停過(guò)程中應(yīng)力幅值變化較大，是導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展的主要原因，故本文僅考慮組合轉(zhuǎn)子在頻繁啟停過(guò)程中拉桿微裂紋的擴(kuò)展過(guò)程。

由PARIS等提出的公式[11]得

對(duì)式(1)兩端積分可得

其中：0為裂紋擴(kuò)展到0時(shí)的循環(huán)次數(shù)(若0為初始裂紋長(zhǎng)度，則0=0)，s為裂紋擴(kuò)展到s時(shí)的循環(huán) 次數(shù)。

由式(5)得

工程中一般最小的可見(jiàn)裂紋尺寸為20~100 μm[13]，結(jié)合工程實(shí)際，本文假設(shè)拉桿初始裂紋深度為0.02，0.05和0.1 mm，位于拉桿最大應(yīng)力處(即拉桿螺母頭)。以17盤(pán)12桿組合轉(zhuǎn)子為研究對(duì)象，由式(6)可以計(jì)算出當(dāng)裂紋尺寸由0擴(kuò)展到s時(shí)的循環(huán)次數(shù)如圖2所示。

a0/mm：1—0.10；2—0.05；3—0.02。

組合轉(zhuǎn)子在啟停過(guò)程中，每啟停1次，拉桿中的應(yīng)力亦呈周期性變化1次，相當(dāng)于拉桿裂紋經(jīng)過(guò)1次應(yīng)力循環(huán)，故轉(zhuǎn)子的每次啟停即為1次循環(huán)。由圖2可以看出：以初始裂紋深度為0.02 mm的含拉桿裂紋的組合轉(zhuǎn)子為例，拉桿微裂紋在擴(kuò)展的前2 300 d(假設(shè)每天啟動(dòng)1次)左右擴(kuò)展較為緩慢，隨后擴(kuò)展速率迅速加快，最終將導(dǎo)致拉桿斷裂，顯然，實(shí)際工程中必須在這之前對(duì)組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行大修[14]。

3 組合轉(zhuǎn)子性能退化軌跡及裂紋位置敏感性

針對(duì)圖1所示組合轉(zhuǎn)子，對(duì)其進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析。由于拉桿裂紋的存在對(duì)接觸界面法向剛度影響較大，法向接觸剛度主要對(duì)轉(zhuǎn)子的彎曲特性有較大的影響，這里僅分析組合轉(zhuǎn)子的彎曲振動(dòng)特性。表2所示為裂紋初始尺寸為0.1 mm的組合轉(zhuǎn)子前3階彎曲頻率隨時(shí)間的變化規(guī)律。

為了判斷設(shè)備的退化情況，通常選取主要的性能參數(shù)作為性能退化特性參數(shù)，性能退化特性參數(shù)的選取必須具備2個(gè)條件：一是必須有準(zhǔn)確定義而且能夠進(jìn)行檢測(cè)；二是隨著產(chǎn)品工作或試驗(yàn)時(shí)間的延長(zhǎng)，有明顯的趨勢(shì)變化，能客觀反映產(chǎn)品的工作狀態(tài)[15]。但現(xiàn)有對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)退化的研究中一般選取整機(jī)性能參數(shù)(如功率、壓比等)作為退化特征參數(shù)，這些整機(jī)性能參數(shù)并不適合用來(lái)作為組合轉(zhuǎn)子的退化量指標(biāo)。在實(shí)際工程中，轉(zhuǎn)子的第1階彎曲頻率最為重要，因此，本文選取組合轉(zhuǎn)子第1階彎曲頻率相對(duì)降低量作為拉桿裂紋導(dǎo)致的組合轉(zhuǎn)子性能退化量參數(shù)，對(duì)組合轉(zhuǎn)子的性能退化定義如下：

表2 組合轉(zhuǎn)子固有頻率隨時(shí)間的變化關(guān)系

其中：f為裂紋轉(zhuǎn)子的固有頻率；0為無(wú)裂紋轉(zhuǎn)子的固有頻率。根據(jù)式(7)對(duì)退化數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合得到退化參數(shù)隨時(shí)間變化規(guī)律，即退化軌跡，圖3所示為組合轉(zhuǎn)子性能退化曲線。

由圖3可以看出：1) 組合轉(zhuǎn)子的性能隨時(shí)間緩慢降低，初始裂紋深度為0.10，0.05和0.02 mm時(shí)，分別在1 100，1 700和2 500 d左右出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)，性能退化速率驟然加快，其中2 500 d正是一般工程實(shí)際中燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行檢修時(shí)間[16]，尤其值得重視的是，組合轉(zhuǎn)子在穩(wěn)定退化過(guò)程中并無(wú)任何先兆，當(dāng)退化達(dá)到一定程度時(shí)會(huì)有明顯的通向故障的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)；2) 初始裂紋尺寸越小，組合轉(zhuǎn)子產(chǎn)生通向故障的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)的時(shí)間約慢。

3.1 不同輪盤(pán)、拉桿數(shù)組合轉(zhuǎn)子性能退化軌跡

實(shí)際工程中，根據(jù)裝機(jī)量的不同，組合轉(zhuǎn)子具有不同的拉桿數(shù)目以及輪盤(pán)級(jí)數(shù)，為研究拉桿數(shù)及輪盤(pán)級(jí)數(shù)對(duì)組合轉(zhuǎn)子性能退化的影響，對(duì)不同拉桿數(shù)目(17盤(pán)8桿、17盤(pán)12桿、17盤(pán)32桿)及不同輪盤(pán)數(shù)(10盤(pán)12桿、14盤(pán)12桿、17盤(pán)12桿)的組合轉(zhuǎn)子退化數(shù)據(jù)進(jìn)行分析(選取最常見(jiàn)的初始裂紋深度為0.1 mm)，得到組合轉(zhuǎn)子不同拉桿數(shù)及輪盤(pán)級(jí)數(shù)的退化軌跡如圖4和5所示。由圖4和5可知：組合轉(zhuǎn)子的拉桿數(shù)、輪盤(pán)數(shù)越多，轉(zhuǎn)子的退化速率越慢，且在同一時(shí)間內(nèi)，當(dāng)組合轉(zhuǎn)子拉桿數(shù)達(dá)到32根時(shí)，轉(zhuǎn)子基本不發(fā)生退化。

a0/mm：1—0.10；2—0.05；3—0.02。

1—17盤(pán)8桿；2—17盤(pán)12桿；3—17盤(pán)32桿。

1—10盤(pán)12桿；2—14盤(pán)12桿；3—17盤(pán)12桿。

3.2 組合轉(zhuǎn)子裂紋位置敏感性

在以上研究中將初始裂紋設(shè)置于拉桿螺母頭處，而實(shí)際工程中，由于制造誤差等原因拉桿其他位置也可能產(chǎn)生裂紋，故在此對(duì)拉桿不同位置出現(xiàn)裂紋時(shí)組合轉(zhuǎn)子性能退化情況進(jìn)行了分析。圖6所示為裂紋產(chǎn)生位置示意圖，圖7和8所示為拉桿不同位置產(chǎn)生裂紋時(shí)組合轉(zhuǎn)子退化敏感性曲線。

圖6 拉桿裂紋位置分布示意圖

1—17盤(pán)12桿；2—14盤(pán)12桿；3—10盤(pán)12桿。

1—17盤(pán)12桿；2—17盤(pán)8桿；3—17盤(pán)6桿。

由圖7和8可以看出：1) 裂紋出現(xiàn)在拉桿兩端時(shí)組合轉(zhuǎn)子退化較敏感，裂紋出現(xiàn)在拉桿中部位置時(shí)不敏感；2) 裂紋在拉桿最左端第3級(jí)輪盤(pán)位置時(shí)為最敏感位置。該結(jié)論一方面為確定組合轉(zhuǎn)子拉桿裂紋損傷位置提供一定的理論參考，另一方面也表明，在對(duì)拉桿進(jìn)行加工時(shí)兩端部分加工精度應(yīng)高于中間部位加工精度。

4 裂紋拉桿組合轉(zhuǎn)子不平衡響應(yīng) 分析

在實(shí)際工程中轉(zhuǎn)子的固有頻率難以測(cè)量，而振幅不僅是檢測(cè)轉(zhuǎn)子安全運(yùn)行的重要參數(shù)，而且便于測(cè)量。因此，為進(jìn)一步研究組合轉(zhuǎn)子的退化特征，對(duì)組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行不平衡響應(yīng)分析。由振動(dòng)理論可知：激振載荷位置一定時(shí)，結(jié)構(gòu)的不平衡響應(yīng)和激振力成正比，只要計(jì)算出一種載荷的系統(tǒng)響應(yīng)，就可以根據(jù)比例關(guān)系得到相應(yīng)位置在其他載荷下的響應(yīng)情況。這里取激勵(lì)載荷為3 000 N，在簡(jiǎn)單彈性支承下運(yùn)用模態(tài)綜合法進(jìn)行諧響應(yīng)分析。激勵(lì)位置按最能激起某階振型確定，結(jié)合組合轉(zhuǎn)子的振型曲線與幾何特性，圖9所示為激勵(lì)的作用位置和不平衡響應(yīng)觀測(cè)點(diǎn)的位置。

以17盤(pán)12桿的組合轉(zhuǎn)子為例進(jìn)行分析，得到不含拉桿裂紋時(shí)，不同激振點(diǎn)下的系統(tǒng)響應(yīng)曲線如圖10所示。

由圖9和10可以看出：1) 不平衡響應(yīng)曲線2個(gè)峰值對(duì)應(yīng)的激振頻率與固有振動(dòng)頻率的計(jì)算結(jié)果相互吻合；2) 第1激振點(diǎn)和第2激振點(diǎn)都主要引起系統(tǒng)的1階彎曲振動(dòng)，對(duì)2階和3階彎曲振動(dòng)影響較小，且在第2激振點(diǎn)施加激振時(shí)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)幅值較大。

圖9 激振點(diǎn)與觀測(cè)點(diǎn)位置

(a) 激振點(diǎn)1；(b) 激振點(diǎn)2

在分析實(shí)際轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的不平衡響應(yīng)時(shí)需要準(zhǔn)確確定激勵(lì)載荷的大小和分布情況，這些參數(shù)嚴(yán)格來(lái)講不可能準(zhǔn)確獲得，只能根據(jù)工作情況進(jìn)行估算。計(jì)算所得的最大不平衡響應(yīng)是否符合設(shè)計(jì)要求，還依賴于實(shí)際情況中判定準(zhǔn)則的確定。

為表征組合轉(zhuǎn)子退化對(duì)不平衡響應(yīng)的影響，通過(guò)改變輪盤(pán)界面接觸剛度，即改變虛擬材料層的彈性模量來(lái)表達(dá)組合轉(zhuǎn)子不同的退化量。將激振力作用于第2激振點(diǎn)，觀測(cè)點(diǎn)2處不同拉桿及不同輪盤(pán)的裂紋組合轉(zhuǎn)子在不同退化量下的響應(yīng)(圖11和圖12)。

由圖11和12可以看出：1) 拉桿數(shù)目越少，組合轉(zhuǎn)子的振幅就越大。這是由于在組合轉(zhuǎn)子總的預(yù)緊力一定的情況下，拉桿數(shù)目越少，每根拉桿所要承受的初始預(yù)緊力0就越大，當(dāng)其中的某根拉桿出現(xiàn)微裂紋時(shí)對(duì)拉桿的預(yù)緊力影響也就越大，轉(zhuǎn)子的初始彎曲量也相對(duì)較大，最終導(dǎo)致組合轉(zhuǎn)子的不平衡響應(yīng)的增大；2) 在拉桿數(shù)目相同的情況下，隨著組合轉(zhuǎn)子輪盤(pán)級(jí)數(shù)的增加，振幅逐漸變大。這主要的原因可能是隨著組合轉(zhuǎn)子輪盤(pán)級(jí)數(shù)的增加，組合轉(zhuǎn)子的整體剛度反而變小，而柔度則相對(duì)增大，在相同的裂紋尺寸情況下，組合轉(zhuǎn)子的初始彎曲程度也相應(yīng)變大，故引起組合轉(zhuǎn)子的不平衡響應(yīng)也越大。

圖11 不同拉桿數(shù)目的組合轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值隨時(shí)間變化規(guī)律

1—10級(jí)輪盤(pán)；2—14級(jí)輪盤(pán)；3—17級(jí)輪盤(pán)。

5 裂紋組合轉(zhuǎn)子性能退化模型驗(yàn)證試驗(yàn)

由于組合轉(zhuǎn)子的退化過(guò)程十分緩慢，目前尚難以找到一種模型實(shí)驗(yàn)研究方法進(jìn)行組合轉(zhuǎn)子性能退化實(shí)驗(yàn)研究，盡管有報(bào)道[17]稱可以對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行加速，但尚未有在轉(zhuǎn)子中使用的報(bào)道。因此，本文僅對(duì)組合轉(zhuǎn)子性能退化的理論模型進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)。

由于前文建立的模型為組合轉(zhuǎn)子真實(shí)模型，模型尺寸較大且較復(fù)雜，不便于進(jìn)行試驗(yàn)研究，故本文建立了8盤(pán)6桿的簡(jiǎn)單組合轉(zhuǎn)子試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行試驗(yàn)研究，圖13所示為實(shí)驗(yàn)原理圖。以組合轉(zhuǎn)子的預(yù)緊力變化模擬拉桿出現(xiàn)不同尺寸裂紋時(shí)的情況來(lái)驗(yàn)證理論分析的結(jié)果。

圖13 實(shí)驗(yàn)原理圖

這里采用捶擊法進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，用力敲擊實(shí)驗(yàn)轉(zhuǎn)子上某一特定點(diǎn)施加激振力，由LMS模態(tài)分析儀器記錄轉(zhuǎn)子上一序列測(cè)點(diǎn)的響應(yīng)，將所得數(shù)據(jù)進(jìn)行處理得到組合轉(zhuǎn)子固有頻率。通過(guò)測(cè)量拉桿的軸向拉伸應(yīng)變來(lái)判定拉桿預(yù)緊力的大小，實(shí)驗(yàn)采用120 Ω電阻式應(yīng)變片、HX3811靜態(tài)應(yīng)變儀，分辨率為1，誤差為 ±2。

根據(jù)文獻(xiàn)[18]中通過(guò)公式計(jì)算得出的拉桿出現(xiàn)不同尺寸裂紋時(shí)所對(duì)應(yīng)的預(yù)緊力下降情況，圖14所示為預(yù)緊力與裂紋尺寸之間的關(guān)系。

測(cè)試得到實(shí)驗(yàn)組合轉(zhuǎn)子彎曲振動(dòng)頻率相對(duì)降低量變化規(guī)律如圖15所示。由圖15可以看出：實(shí)驗(yàn)組合轉(zhuǎn)子的退化軌跡與理論分析結(jié)果相差不大。這在一定程度上驗(yàn)證了本文所建立的組合轉(zhuǎn)子理論模型的正確性以及拉桿裂紋引起的組合轉(zhuǎn)子性能退化研究方法的有效性。

圖14 裂紋尺寸隨拉桿預(yù)緊力的變化

1—理論結(jié)果；2—實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

6 結(jié)論

1) 組合轉(zhuǎn)子在穩(wěn)定退化過(guò)程中退化十分緩慢，難以覺(jué)察和檢測(cè)，當(dāng)退化到一定程度時(shí)有明顯的通向故障的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)，退化速率迅速加快，最終導(dǎo)致故障發(fā)生，這種退化特征必須引起高度重視。另外，初始裂紋尺寸越小，組合轉(zhuǎn)子出現(xiàn)轉(zhuǎn)捩點(diǎn)的時(shí)間越慢。

2) 對(duì)不同拉桿數(shù)目、不同輪盤(pán)級(jí)數(shù)的組合轉(zhuǎn)子退化數(shù)據(jù)分析可知，組合轉(zhuǎn)子的拉桿數(shù)、輪盤(pán)級(jí)數(shù)越多，轉(zhuǎn)子的退化速率越慢。該結(jié)論表明：僅從退化角度看，輪盤(pán)級(jí)數(shù)、拉桿數(shù)越多對(duì)延緩轉(zhuǎn)子退化越有幫助。

3) 當(dāng)組合轉(zhuǎn)子拉桿螺母頭處產(chǎn)生裂紋時(shí)對(duì)組合轉(zhuǎn)子性能退化較敏感，出現(xiàn)在拉桿中間位置時(shí)較不 敏感。

4) 由于裂紋的產(chǎn)生導(dǎo)致組合轉(zhuǎn)子的振動(dòng)異常，隨著時(shí)間的變化，組合轉(zhuǎn)子的振動(dòng)幅值逐漸增大。拉桿數(shù)目越少，組合轉(zhuǎn)子的振幅就越大；在拉桿數(shù)目相同的情況下，隨著組合轉(zhuǎn)子輪盤(pán)級(jí)數(shù)的增加，振幅逐漸變大。

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(編輯 陳愛(ài)華)

Performance degradation mechanism of combined rotor considering crack in rod

WANG Ailun1,2, ZHANG Haibiao1,2, LIXuepeng1,2, LUO Zhen1,2

(1. State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China;2. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

The degradation of combined rotor, as the core part of gas turbine, has great effect on gas turbine’s performance. Crack of the rod is one of the main reasons which cause performance degradation of combined rotor, while few relevant study has been reported at present. In order to get combined rotor’s bending natural frequency variation with time, dynamic features of combined rotor with cracked rod was analyzed considering interface contact effect. By describing degradation path of cracked rotor through defining degradation degree parameters, performance degradation quantitative evaluation of combined rotor was realized. In order to get the degradation characteristics of combined rotor, unbalance response analysis of combined rotor in different degradation degree was conducted, and the results verify the theoretical analysis at the same time. The results show that the degradation of combined rotor is extremely slow in the stable degradation stage, the significant transition point which leads to fault occurs when the degradation reaches a certain extent, and the number of rods and disks and the position of crack in the rod have great influence on the degradation of combined rotor. The results provide theoretical reference for structure design of combined rotor and determining the damage location of rotor rod.

combined rotor; crack; contact interface; degradation degree; natural frequency

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.08.006

TH113.1

A

1672?7207(2017)08?2002?08

2016?09?23；

2016?12?30

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2013CB035706)；中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院研究生創(chuàng)新項(xiàng)目(2014scxjj14) (Project(2013CB035706) supported by the National Basic Research Development Program (973 Program) of China; Project(2014scxjj14) supported by the Graduate Innovation Project of College of Mechanical and Electrical Engineering of Central South University)

王艾倫，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事復(fù)雜機(jī)電系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)研究；E-mail：zhbcsu@163.com