彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度分析及其對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的影響

羅 忠, 劉家希, 劉凱寧, 孫 凱

(1. 東北大學(xué) 機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院, 遼寧 沈陽 110819; 2. 東北大學(xué) 航空動(dòng)力裝備振動(dòng)及控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 遼寧 沈陽 110819; 3. 東北大學(xué) 佛山研究生院, 廣東 佛山 528312)

現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)的核心技術(shù)之一便是對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的設(shè)計(jì),其中彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)由于體積小,易于裝配,在航空發(fā)動(dòng)機(jī)中,得到了越來越廣泛的應(yīng)用,它已逐漸成為航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)中常見的彈性支承類型.為了保證航空發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定安全地運(yùn)行[1],需要對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速進(jìn)行準(zhǔn)確合理的設(shè)計(jì),可通過設(shè)計(jì)彈性支承的剛度來調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速.工程實(shí)踐表明[2]彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的剛度會(huì)在動(dòng)態(tài)激勵(lì)下發(fā)生變化而不是恒定不變的,即稱為動(dòng)剛度[3].彈性支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的變化,造成較大影響.為準(zhǔn)確地對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)臨界轉(zhuǎn)速進(jìn)行設(shè)計(jì),亟需開展考慮支承動(dòng)剛度對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性影響的研究.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的動(dòng)剛度開展了大量的研究工作.Gupta等[4]對(duì)軸承剛度的時(shí)變特性進(jìn)行了分析,證明了軸承剛度的水平分量隨轉(zhuǎn)速而增加,而垂直分量幾乎保持不變;龍倫等[5]分析了某型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獍l(fā)生器轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速受支承系統(tǒng)動(dòng)剛度的影響,證明了支承動(dòng)剛度條件下轉(zhuǎn)子的各階臨界轉(zhuǎn)速均有不同程度的下降;Hong等[6-7]分析了在考慮機(jī)匣支承動(dòng)剛度與鼠籠剛度耦合作用下的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性,發(fā)現(xiàn)考慮機(jī)匣支承動(dòng)剛度的模型結(jié)果要更加接近于整機(jī)模型結(jié)果;Ma等[8]采用激振器對(duì)含金屬橡膠彈性環(huán)動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究;Son等[9]對(duì)比分析了低壓轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)臺(tái)模型在只考慮支承靜剛度、支承動(dòng)剛度以及整機(jī)模型條件下的動(dòng)力學(xué)特性,發(fā)現(xiàn)了附加共振峰現(xiàn)象;喬留春等[10]通過建立彈性支承結(jié)構(gòu)的有限元模型,進(jìn)行動(dòng)剛度計(jì)算與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證;趙文濤等[11]通過力錘敲擊法和正弦掃描法分別得到了航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器垂向測(cè)點(diǎn)和橫向測(cè)點(diǎn)的幅頻特性曲線,且兩種方法所得結(jié)果趨勢(shì)一致,并用錘擊法測(cè)得不同測(cè)點(diǎn)不同激勵(lì)點(diǎn)的動(dòng)剛度曲線.但目前,針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)試研究尚少,彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度特性及其影響規(guī)律尚不清晰,因此對(duì)于彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度特性的研究,及其動(dòng)剛度對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速的影響需要進(jìn)一步展開.

根據(jù)上述情況,采用有限元方法對(duì)建立的彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)剛度計(jì)算得到動(dòng)剛度值,并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,對(duì)簡(jiǎn)化的轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)進(jìn)行有限元模型的建立,應(yīng)用該轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)模型,分析了彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度對(duì)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的影響,結(jié)果表明在航空發(fā)動(dòng)機(jī)臨界轉(zhuǎn)速的詳細(xì)設(shè)計(jì)階段需考慮支承系統(tǒng)動(dòng)剛度的影響.

1 動(dòng)剛度計(jì)算方法

航空發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)子在工作時(shí),轉(zhuǎn)子會(huì)產(chǎn)生基頻及倍頻載荷周期性變化的簡(jiǎn)諧激勵(lì),進(jìn)而傳遞到支承系統(tǒng)中,持續(xù)地受到大小和方向隨著時(shí)間周期變化的簡(jiǎn)諧激勵(lì),導(dǎo)致支承系統(tǒng)的變形也會(huì)在頻域范圍內(nèi)不斷變化,轉(zhuǎn)子的周期性載荷激勵(lì)與支承系統(tǒng)動(dòng)態(tài)變化量可通過以下公式得到[12].

f(t)=Fsin(wt) ,

(1)

x(t)=Xsin(wt-θ) .

(2)

其中:F和X分別是動(dòng)態(tài)力和運(yùn)動(dòng)變化量的幅值;θ表示運(yùn)動(dòng)的相位角.支承系統(tǒng)的復(fù)雜動(dòng)剛度K*:

(3)

其中:m表示振動(dòng)的質(zhì)量;ω表示激勵(lì)的循環(huán)頻率.可以從式(3)中看出,系統(tǒng)的靜剛度值、質(zhì)量、頻率和阻尼影響其動(dòng)剛度的值.K*的實(shí)部和虛部給出了支承的剛度k和等效黏性阻尼系數(shù)c表達(dá)式:

(4)

(5)

2 彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度計(jì)算

2.1 彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)有限元模型的建立

圖1為本文所研究的彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)中彈性環(huán)的具體結(jié)構(gòu)示意圖,它是一種環(huán)形結(jié)構(gòu),內(nèi)外兩側(cè)均勻加工若干個(gè)凸臺(tái),有著改善支承位置的應(yīng)變能分布,方便調(diào)整的特點(diǎn),其內(nèi)表面凸臺(tái)與軸承外圈配合,外表面凸臺(tái)一般與軸承座或機(jī)匣配合[13].

圖1 彈性環(huán)結(jié)構(gòu)示意圖

根據(jù)特定的支承1與支承2處的空間以及相應(yīng)的剛度值,所設(shè)計(jì)左右支承處的彈性環(huán)結(jié)構(gòu)參數(shù)尺寸與材料如表1所示,內(nèi)外襯套的尺寸如表2所示.

表1 彈性環(huán)結(jié)構(gòu)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

表2 襯套結(jié)構(gòu)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

根據(jù)表1與表2中彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的空間參數(shù),設(shè)計(jì)彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的有限元分析模型,使用SOLID186單元建立彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)組件的三維模型,其中彈性環(huán)結(jié)構(gòu)與內(nèi)襯套、外襯套的有限元分析模型如圖2所示.

圖2 有限元分析模型

根據(jù)彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)工作的工況,設(shè)置的邊界條件如圖3所示,約束外襯套外圈表面上所有節(jié)點(diǎn)的自由度以模擬外襯套外圈受軸承座約束的狀態(tài),為了加載時(shí)不造成局部變形,對(duì)內(nèi)襯套內(nèi)圈表面上所有節(jié)點(diǎn)的平移自由度進(jìn)行耦合,從而使載荷均勻加載到彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的內(nèi)襯套上,各節(jié)點(diǎn)一起聯(lián)動(dòng),同時(shí)對(duì)彈性環(huán)所有節(jié)點(diǎn)施加軸向和周向位移約束,使彈性環(huán)只能有徑向位移.為了使仿真結(jié)果具有更高的可靠性及真實(shí)度,在外襯套內(nèi)圈與彈性環(huán)外凸臺(tái)間、內(nèi)襯套外圈與彈性環(huán)內(nèi)凸臺(tái)之間進(jìn)行接觸設(shè)置,采用CONTA172單元和TARGE169面-面接觸單元對(duì)內(nèi)外襯套與凸臺(tái)間的接觸情況進(jìn)行模擬[14-15].

圖3 彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)邊界條件

2.2 動(dòng)剛度分析

將彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為彈簧質(zhì)量單元,施加簡(jiǎn)諧激勵(lì)于其外部,彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)本身會(huì)產(chǎn)生相應(yīng)頻率的簡(jiǎn)諧振動(dòng)位移,彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度即為外部施加的簡(jiǎn)諧激勵(lì)與相應(yīng)的彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)本身所產(chǎn)生的簡(jiǎn)諧振動(dòng)位移的比值,根據(jù)上述思路對(duì)彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)剛度分析,其動(dòng)剛度仿真計(jì)算與測(cè)試流程如圖4所示.

圖4 動(dòng)剛度計(jì)算與測(cè)試流程

在0～500 Hz頻率范圍內(nèi),按照?qǐng)D3對(duì)兩組彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)施加邊界條件后,采取諧響應(yīng)分析的方法,選取內(nèi)襯套內(nèi)圈最下方節(jié)點(diǎn),對(duì)該節(jié)點(diǎn)在徑向施加簡(jiǎn)諧力500 N.因?yàn)閺椥原h(huán)式支承結(jié)構(gòu)阻尼數(shù)值較低,設(shè)置材料的阻尼比為0.003,提取最下方節(jié)點(diǎn)的位移響應(yīng),經(jīng)計(jì)算得到兩組彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的內(nèi)襯套對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)的幅頻曲線,結(jié)果如圖5所示.由圖可知支承1與支承2處兩組彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的固有頻率分別為340 Hz與360 Hz,支承1處的彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)更大.

圖5 彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的幅頻曲線

將圖5的幅頻曲線數(shù)據(jù)結(jié)果導(dǎo)出,將所添加的簡(jiǎn)諧力與幅頻曲線進(jìn)行處理后得到彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度曲線.如圖6所示,可以看出動(dòng)剛度曲線在0～500 Hz范圍內(nèi)可以分為三個(gè)階段:在頻率范圍0～100 Hz內(nèi)的低頻段,兩組彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度在數(shù)值上變化很小,為準(zhǔn)靜態(tài)區(qū),動(dòng)剛度值與靜剛度值較為接近,靜剛度值分別為1.27×107N/m與5.69×107N/m;當(dāng)激勵(lì)頻率接近彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的固有頻率附近的頻率范圍時(shí),該區(qū)域?yàn)樽枘峥刂茀^(qū)且阻尼比影響共振的峰值,動(dòng)剛度主要取決于固有頻率值和阻尼比,彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)產(chǎn)生共振現(xiàn)象,導(dǎo)致振動(dòng)的位移增大,動(dòng)剛度值因此降低,即出現(xiàn)剛度退化的現(xiàn)象;當(dāng)激勵(lì)頻率大于固有頻率時(shí),為質(zhì)量控制區(qū),動(dòng)剛度主要取決于彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的質(zhì)量,在該特定頻率范圍內(nèi)動(dòng)剛度值逐步增大,其中動(dòng)剛度值也可能高于靜剛度值,這主要是由慣性效應(yīng)引起的.

3 彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度仿真結(jié)果的正確性,通過錘擊法對(duì)支承1處的彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)剛度實(shí)驗(yàn)測(cè)試.實(shí)驗(yàn)的測(cè)試方案為通過力錘與加速度傳感器分別來測(cè)試彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)所受到的激振力信號(hào)與結(jié)構(gòu)的加速度振動(dòng)信號(hào).對(duì)所得加速度信號(hào)進(jìn)行二次積分計(jì)算,得到彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng),最終通過LMS系統(tǒng)對(duì)信號(hào)進(jìn)行處理,即可得到彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的頻響函數(shù)與動(dòng)剛度曲線[16],試驗(yàn)所用測(cè)試系統(tǒng)LMS如圖7所示.

圖6 彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度

圖7 LMS測(cè)試系統(tǒng)

現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試情況如圖8所示,錘擊實(shí)驗(yàn)過程,為模擬仿真過程中的邊界條件,設(shè)計(jì)工裝以約束外襯套外圈所有自由度.在裝配過程中保證彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)中彈性環(huán)結(jié)構(gòu)的外凸臺(tái)位于正下方位置,采取與圖3相同的位置施加簡(jiǎn)諧力并提取位移響應(yīng).因此在內(nèi)襯套內(nèi)圈粘貼加速度傳感器,并使用力錘敲擊內(nèi)襯套內(nèi)圈的最下方位置,選定500 Hz頻率分析范圍,得到彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的三組實(shí)驗(yàn)測(cè)試幅頻曲線的結(jié)果如圖9所示,與圖5所示出現(xiàn)峰值的頻率一致.可見峰值出現(xiàn)在340～360 Hz范圍內(nèi),在誤差范圍內(nèi),與仿真結(jié)果趨于一致,驗(yàn)證了圖5所示對(duì)彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)諧響應(yīng)分析的正確性,從而可進(jìn)一步驗(yàn)證圖6所示彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度分析的正確性.

圖8 錘擊法測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)

圖9 實(shí)測(cè)幅頻曲線

再根據(jù)圖4所示的動(dòng)剛度測(cè)試流程與上述測(cè)試方案,對(duì)實(shí)驗(yàn)所得動(dòng)剛度曲線繪制擬合曲線,如圖10所示.試驗(yàn)測(cè)試、擬合結(jié)果與仿真結(jié)果在剛度數(shù)值與峰值出現(xiàn)的位置上趨勢(shì)基本一致,證明了對(duì)彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度有限元計(jì)算的正確性,也證明了針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)臨界轉(zhuǎn)速的準(zhǔn)確設(shè)計(jì)需計(jì)算支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度,以更貼近真實(shí)工況,滿足實(shí)際工作的要求.

圖10 實(shí)測(cè)動(dòng)剛度曲線

但在細(xì)節(jié)的對(duì)應(yīng)上仍有一定的差異存在,分析其原因?yàn)橐韵氯c(diǎn):首先,錘擊法測(cè)試本身不僅會(huì)得到彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)整體的固有頻率,還會(huì)得到其部件的固有頻率,然而在有限元計(jì)算時(shí),只能得到整體固有頻率,錘擊法易造成局部響應(yīng),激勵(lì)能量在低頻處可能不足造成影響;其次,彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)組件與組件之間,組件與工裝之間存在著配合方式的影響,與有限元分析時(shí)的配合方式不一致,造成一定誤差;最后,由于阻尼比的設(shè)置不明確,與實(shí)物有一定的誤差,造成共振時(shí)峰值的差異.

4 動(dòng)剛度對(duì)轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的影響

通過對(duì)彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度的研究,可進(jìn)一步用于分析轉(zhuǎn)子系統(tǒng)與支承系統(tǒng)之間的動(dòng)態(tài)耦合的關(guān)系,轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性會(huì)隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速變化,受到支承系統(tǒng)的固有頻率特性的影響.建立如圖11所示的轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)[17],該轉(zhuǎn)子兩個(gè)支點(diǎn)的支承系統(tǒng)采用滾動(dòng)軸承與彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)組成,且彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的支承剛度遠(yuǎn)小于滾動(dòng)軸承的剛度,由串聯(lián)剛度計(jì)算公式可知組合彈性支承結(jié)構(gòu)的剛度主要取決于彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的剛度,因此該轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的固有特性受彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的剛度影響極大.

圖11 轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

對(duì)上述轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)進(jìn)行有限元建模,轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的具體參數(shù)如表3所示,其中支承1與支承2處的彈性支承采用上述分析的兩組彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu),并在ANSYS中對(duì)該轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)進(jìn)行建模求解.轉(zhuǎn)軸采用Beam188單元,集中質(zhì)量采用Mass21單元,支承采用Matrix單元,通過ANSYS求解該轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速.

假設(shè)軸承剛度為定值,在計(jì)算轉(zhuǎn)子的耦合支承動(dòng)剛度時(shí)僅考慮彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的支承動(dòng)剛度的影響,分別計(jì)算轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)在彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)靜剛度與動(dòng)剛度條件下的臨界轉(zhuǎn)速,其中對(duì)應(yīng)得到的Campbell圖分別如圖12與圖13所示.由兩個(gè)圖對(duì)比可看出,在0～500 Hz范圍內(nèi),兩種剛度條件下的轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速有較大差異,靜剛度條件下轉(zhuǎn)子的第一階臨界轉(zhuǎn)速為19 294 r/min,且在該頻率范圍內(nèi)第二階固有頻率與原點(diǎn)引出的射線沒有出現(xiàn)交點(diǎn),實(shí)際上的第二階臨界轉(zhuǎn)速為56 065 r/min,圖13中由于受彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度的影響,該轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的一階臨界轉(zhuǎn)速出現(xiàn)下降趨勢(shì),變?yōu)?4 280 r/min且下降幅度為26%.由圖6可知,左右支承的彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度的剛度最低值出現(xiàn)在340 Hz與360 Hz處,在此范圍內(nèi)出現(xiàn)了剛度降低的情況,從Campbell圖可以看出,當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速接近彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的固有頻率時(shí),彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的固有特性造成較大影響.與靜剛度條件下不同,第二階固有頻率由于支承剛度的變化與原點(diǎn)引出的射線產(chǎn)生兩個(gè)新的交點(diǎn),出現(xiàn)了新的臨界轉(zhuǎn)速[8],分別為20 880與22 440 r/min.

表3 轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖12 靜剛度條件下的Campbell圖

圖13 動(dòng)剛度條件下的Campbell圖

為進(jìn)一步分析該轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的振動(dòng)特性,分別計(jì)算了在彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)靜剛度與動(dòng)剛度條件下的幅頻曲線.由圖14的幅頻曲線對(duì)比可得出,動(dòng)剛度條件下會(huì)造成轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)第一階臨界轉(zhuǎn)速的提前,共振峰值的降低,受彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度值降低的影響,產(chǎn)生了新的共振峰值,且峰值的位移較低,峰值出現(xiàn)的位置與Campbell圖交點(diǎn)一致.為驗(yàn)證文中所得結(jié)論,與文獻(xiàn)[18]中搭建的轉(zhuǎn)子-彈性環(huán)支承測(cè)試系統(tǒng)的幅頻特性曲線進(jìn)行對(duì)比,其支承系統(tǒng)受固有頻率的影響,動(dòng)剛度值降低,導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)所得幅頻特性曲線產(chǎn)生新的共振頻率,并且測(cè)試所得臨界轉(zhuǎn)速小于靜剛度條件下仿真所得臨界轉(zhuǎn)速,驗(yàn)證了文中支承系統(tǒng)的動(dòng)剛度特性對(duì)轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的振動(dòng)特性的影響.

圖14 動(dòng)剛度條件下的幅頻曲線

綜上,在對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)臨界轉(zhuǎn)速進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí),為準(zhǔn)確計(jì)算轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速,且保證轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速有足夠的安全裕度以保證運(yùn)行的安全性,需要充分考慮支承系統(tǒng)動(dòng)剛度的影響.由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)支承系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、裝配關(guān)系復(fù)雜,各部件間常常相互耦合,且目前對(duì)支承系統(tǒng)阻尼值的分析還不成熟,很難準(zhǔn)確地給出支承系統(tǒng)動(dòng)剛度對(duì)轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速的影響,對(duì)該方面的研究仍需要進(jìn)一步開展.

5 結(jié) 論

1)建立了彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的有限元模型,通過諧響應(yīng)分析,得到了左右支承處彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度曲線,并開展實(shí)驗(yàn)測(cè)試,測(cè)試結(jié)果與仿真值較為吻合.

2)由彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度曲線可知,在低頻處彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)的動(dòng)剛度數(shù)值上變化很小與靜剛度值較為接近;激勵(lì)頻率達(dá)到固有頻率時(shí),結(jié)構(gòu)產(chǎn)生共振,動(dòng)剛度降低;當(dāng)激勵(lì)頻率大于固有頻率時(shí),其動(dòng)剛度值隨頻率的增大而有所回升.

3)考慮彈性環(huán)式支承結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度時(shí)的轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速相較于僅考慮靜剛度,一階臨界轉(zhuǎn)速下降了26%,二階臨界轉(zhuǎn)速受支承動(dòng)剛度影響較大,產(chǎn)生新的共振峰值.