葛向东，高 强，路 阳，杨 雷，安中彦

（中国航发沈阳发动机研究所，沈阳110015）

0 引言

随着旋转机械的飞速发展，转子动力学的研究也在不断深入[1-3]，但受客观条件的限制，研究大多集中在理论分析、数值模拟和模拟转子的试验验证方面[4-5]，对工程中航空发动机真实转子的试验研究很少，且仅停留在转子超转、破裂、疲劳等强度试验层面，而对于全尺寸航空发动机转子动力学试验研究尤为匮乏[6-7]。航空发动机是1种复杂的高速旋转流体机械，各部分无论在构造、材料、工艺以及运动形态上存在很大差别，要从理论上做出严格、精确的动力学特性分析具有很大难度[8-9]。

本文利用卧式转子试验器，测量风扇转子的振动响应，评估工作转速区间内转子不平衡量变化规律，分析得到风扇转子在典型转速下的工作弹性线，研究风扇转子工作状态下动力学特性及结构影响因素[10-11]，可为风扇转子振动控制研究提供借鉴。

1 试验方案

1.1 试验件

本次试验以风扇转子为试验件，共分4种状态：

状态1：风扇盘毂组合件+多功能轴，如图1所示；

状态2：风扇盘毂组合件+多功能轴+第1级转子叶片，如图2所示；

状态3：风扇盘毂组合件+多功能轴+第2级转子叶片，如图3所示；

状态4：风扇盘毂组合件+多功能轴+第3级转子叶片，如图4所示。

为对比多功能轴安装紧度对转子动力学特性的影响，将状态1又分为转子2级盘轴与多功能轴间0.08 mm和0.13 mm 2个过盈配合状态。

图1 风扇盘毂组合件+多功能轴试验件

图2 风扇盘毂组合件+多功能轴+第1级转子叶片试验件

图3 风扇盘毂组合件+多功能轴+第2级转子叶片试验件

图4 风扇盘毂组合件+多功能轴+第3级转子叶片试验件

其中对状态1的试验件（风扇盘毂组合件+多功能轴）进行800 r/min低速工艺动平衡时，应尽可能将其平衡量控制在100 g·mm以内。

在完成低速动平衡以后，在平衡机上参照如图1所示位置测量A、B、C和D 4个位置的径向跳动值，各测量面及基准面位置定义见表1。

表1 测量面和基准面位置说明

1.2 测试方案

本次试验在卧式转子试验器上进行。旋转试验器由动力电控系统、增速器、密封器、真空箱、试验转子支承系统、真空润滑系统、真空系统、液压开盖系统、冷却系统、电加热装置、测试系统等组成，如图5所示。

图5 卧式转子试验器

风扇转子动特性参数测试系统如图6所示。

图6 风扇转子动特性参数测试系统

在试验中，应用位移传感器（电涡流传感器）测量各截面的振动响应，传感器支撑座和单前支点布置加速度传感器用于评估试验中试验器基础振动环境。试验安装及测试如图7所示。

图7 试验安装及测试

1.3 试验流程

（1）完成状态1转子试验件（风扇盘毂组合件+多功能轴）的平衡及径向跳动测量工作。

（2）将试验件安装到卧式转子试验器上，首先进行重复性验证试验，按调试转速谱开车2次，对比2次开车的振动响应（如图8所示），并记录设备支点振动、温度等参数。

（3）重复性试验验证通过后，按转速谱进行正式试验，如图9所示。每个台阶停留1～2 min，测量转子 A、B、C和 D位置的振动响应，并记录设备支点振动、温度等参数。

（4）每个状态采用三圆法对风扇转子进行试重（3300 g·mm），在配重面（配重面为第1级盘前和第3级盘后）3次施加试配重（O为不加配重情况），试重位置F、S、T 如图 10所示。

图8 调试转速谱

图10 试重位置

（5）每次试配重均按要求运转，测量转子A、B、C和D位置的振动响应，采用三圆法计算风扇转子动不平衡量。

（6）完成上述全部试验后，对试验件进行平衡及跳动检查工作。

2 试验结果及分析

2.1 数据可信度分析

重复性验证试验结果如图11所示。

从图中可见，风扇转子盘毂2次开车振动重复性较好，数据可信度较高。

当转速为4000 r/min时，传感器测振支架存在共振，在后续试验分析中剔除该转速数据，在其他转速下试验器支撑及测振支架垂向振动远小于风扇转子振动，测试结果真实可用，见表2。

图11 2次开车过程中各截面振动响应

表2 传感器支承座振动情况

2.2 不平衡量计算

试验按照上述试验方案中试验件的状态顺序依次进行，测量转子A、B、C和D位置的振动响应，采用三圆法计算风扇转子动不平衡量，其试验中发现在3300 g·mm试重条件下[12-13]，在转速为1000～2000 r/min的范围内转子不平衡响应变化不敏感，故分析中剔除该转速，计算测试结果见表3，并如图12所示。

从风扇转子在5种状态典型转速下不平衡量计算结果及趋势分析可知：在不同转速下，转子未带叶片状态不平衡量差异较小；风扇盘毂+第1级转子叶片状态不平衡量变化差异最大，高/低差大于5000 g·mm。因第1级转子叶片尺寸最大，、在工作状态下力学边界（如叶片凸肩、叶根配合状态或罩量）易发生变化，导致第1级转子叶片对不平衡量的影响明显大于第2、3级转子叶片的[14-15]。综上所述，实际发动机风扇转子动不平衡量非恒定不变，而是存在随转速明显变化的特征。

表3 动不平衡量测试结果

2.3 转子弹性线

从转子弹性线能非常明显地看出转子在工作状态下弹性变形沿轴向的分布情况，也能看出在不同转速下转子连接刚性的变化规律，对转子的振动特性分析具有重要意义。

通过窄带跟踪滤波提取出转子在各典型转速下的基频时域波形，画出转子弹性线。

图12 典型转速下不平衡量变化趋势

不同紧度过盈条件下风扇转子转速为6000 r/min时的转子弹性线对比如图13～16所示。

图13 0.08 mm过盈配合6000 r/min时转子基频振动时域波形

图14 0.08 mm过盈配合6000 r/min时转子弹性线

图15 0.13 mm过盈配合6000 r/min时转子基频振动时域波形

图16 0.13 mm过盈配合6000 r/min时转子弹性线

不同紧度过盈条件下风扇转子转速为7000 r/min时的转子弹性线对比如图17～20所示。

图17 0.08 mm过盈配合7000 r/min时转子基频振动时域波形

图18 0.08 mm过盈配合7000 r/min时转子弹性线

图19 0.13 mm过盈配合7000 r/min时转子基频振动时域波形

图20 0.13 mm过盈配合7000 r/min时转子弹性线

从以上对比分析可知：在风扇转子盘毂未加试重状态下，风扇转子（不含多功能轴）在全转速范围内以平动及俯仰等刚体振型为主，转子本身无挠曲变形。

第2级盘轴与多功能轴为套齿连接结构，在理想工作状态下二者应配合良好，无相对振动，但实际上多功能轴与第2级盘轴配合处于1种“非同步”振动状态，随转速提高，二者之间均存在明显等效连接刚度损失现象，配合不协调。其中在6000 r/min附近最差。如图21、22所示。

图21 多功能轴（0.08 mm过盈配合）与第2级盘轴在不同转速下振动差值

图22 多功能轴（0.13 mm过盈配合）与第2级盘轴在不同转速下振动差值

结合整机试车风扇振动情况，得知转速为6000 r/min是风扇转子的临界转速，通过计算进一步获得该振型为风扇转子俯仰振型。因转子过临界振动大主要与转子不平衡量偏大相关，通过风扇转子本机平衡试验得以充分验证，如图23所示。

图23 风扇转子本机平衡试验前后结果

虽预设风扇转子第2级盘轴与多功能轴2种过盈配合状态，但二者间振动差值未发生明显变化，表明该调整不足以影响风扇转子动力学特性，其结果对结构的深度改进提供了支持和借鉴。

2.4 转子动特性相位分析

在试验中通过键相产生每圈1个转速脉冲信号，以此为基准可以测出各测点在同一次试验过程中的相位变化，如图24所示。

图24 风扇转子振动相频曲线

从图中可见，转速在3000 r/min以上，多功能轴截面振动超前于风扇转子达到振动高点，随转速增加，相位超前量增大。从转子振动特性曲线可知，此现象为转子振动相位滞后导致，多功能轴截面振动相位未发生明显变化，带叶片状态与未带叶片状态变化趋势相同。

3 结论

（1）通过风扇转子在5种状态下不平衡量研究结果表明，发动机风扇转子不平衡量存在随转速明显变化的规律。在中、高转速下风扇盘毂+第1级转子叶片状态不平衡量变化差异最大，其影响明显大于第2、3级转子叶片的。分析认为该现象可能与第1级转子叶片尺寸过大，导致其工作状态力学边界易发生变化相关。

（2）通过转子弹性线研究结果发现，风扇转子（不含多功能轴）在全转速范围内沿轴线方向未发生较大挠性变形，不同转速下风扇转子以准刚体形式存在，表明该转子为刚体型转子。

（3）多功能轴与第2级盘轴配合状态随转速加快，等效连接刚度逐渐变小，且在2种过盈配合状态下差异不大。在转速为6000 r/min时最差，通过本机平衡试验进一步验证了该转速为发动机临界转速特征。

（4）从转子振动特性曲线可知，多功能轴振动相位明显领先风扇转子，主要为转子振动相位滞后导致，其规律与叶片状态无关。

本文所述试验方法可系统地研究航空发动机风扇转子动力学特性，包括不平衡量变化规律、结构变量因素影响、转子弹性线、转子相位等，具有重大工程意义，其试验方案、测试方案、数据分析方案均可在其他转子件动特性试验上推广应用。