侯理臻， 廖明夫， 王四季， 何文博， 王 丹， 趙 璐

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，西安 710129；2. 中國(guó)民航大學(xué) 天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)試驗(yàn)室，天津 300300)

風(fēng)車不平衡作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)一種典型的非正常工況，是指葉片丟失停車后發(fā)動(dòng)機(jī)由于氣流作用，在風(fēng)車轉(zhuǎn)速持續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)的一種不平衡狀態(tài)。

隨著航空工業(yè)的發(fā)展，發(fā)動(dòng)機(jī)推質(zhì)比越來(lái)越高，大涵道比渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)葉片尺寸越來(lái)越大，葉片丟失后產(chǎn)生的徑向撓曲也越來(lái)越大，而由于現(xiàn)代渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)較小的轉(zhuǎn)靜間隙，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)由于鳥(niǎo)撞等原因發(fā)生葉片丟失停車后，不僅會(huì)由于氣流作用持續(xù)的處于風(fēng)車不平衡狀態(tài)，還會(huì)發(fā)生持續(xù)的碰摩，而碰摩有可能引起比低壓轉(zhuǎn)速倍頻更低的轉(zhuǎn)頻分量，使激振頻率降到更低范圍[1]，這樣就更容易與飛機(jī)機(jī)體結(jié)構(gòu)或部件的固有頻率區(qū)間相接近，引起共振，從而引發(fā)支承失效、轉(zhuǎn)軸斷裂等嚴(yán)重故障，造成機(jī)毀人亡的惡性事故[2]。根據(jù)適航安全性要求，國(guó)家民用航空局明確要求發(fā)動(dòng)機(jī)能夠包容損壞件運(yùn)轉(zhuǎn)至少15 s不著火，并且其安裝節(jié)也不失效[3]。美國(guó)聯(lián)邦航空管理局[4]、歐洲航空安全局[5]也有類似要求。因此，研究風(fēng)車不平衡狀態(tài)下的轉(zhuǎn)靜碰摩意義重大。

目前，國(guó)外學(xué)者針對(duì)轉(zhuǎn)子風(fēng)車不平衡碰摩問(wèn)題進(jìn)行了大量的理論和試驗(yàn)研究。Lesaffre等[6]提出了柔性的葉片機(jī)匣接觸式模型，采用彈性環(huán)模擬葉片與機(jī)匣的接觸。Gunn等[7]研究了風(fēng)車不平衡狀態(tài)下發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)對(duì)性能的影響。Sinha[8]建立了不平衡負(fù)載的動(dòng)力學(xué)方程并包含了輪盤結(jié)構(gòu)，研究了風(fēng)車狀態(tài)下不平衡量導(dǎo)致的轉(zhuǎn)靜碰摩。Yu等[9]針對(duì)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇葉片脫落導(dǎo)致的突發(fā)不平衡問(wèn)題，創(chuàng)建了雙轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的轉(zhuǎn)靜接觸模型，通過(guò)改變轉(zhuǎn)速等分析了風(fēng)車狀態(tài)下轉(zhuǎn)靜接觸的瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)特性。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)對(duì)風(fēng)車不平衡碰摩問(wèn)題也開(kāi)始了研究。廖明夫等[10-14]建立了轉(zhuǎn)子機(jī)匣碰摩模型，并分析了轉(zhuǎn)子的彎扭耦合振動(dòng)。陳果等[15]建立了含碰摩耦合故障的轉(zhuǎn)子-滾動(dòng)軸承支承-機(jī)匣耦合系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型,驗(yàn)證了模型求解的正確性。馬輝等[16-19]建立了轉(zhuǎn)子-盤片-機(jī)匣碰摩動(dòng)力學(xué)模型，采用點(diǎn)點(diǎn)接觸來(lái)模擬葉片和機(jī)匣之間的碰摩故障。劉昕等[20]建立了葉輪葉尖-機(jī)匣碰摩模型并進(jìn)行了仿真分析。許琦等[21]建立了碰摩位置定量診斷方法。白杰等[22]分析了風(fēng)車不平衡下的模擬彈性機(jī)匣碰摩的動(dòng)力學(xué)特性并對(duì)碰摩工況進(jìn)行了仿真分析。

根據(jù)現(xiàn)有的公開(kāi)文獻(xiàn)，目前國(guó)內(nèi)針對(duì)風(fēng)車不平衡下碰摩問(wèn)題進(jìn)行的研究較少，試驗(yàn)研究更是近乎于無(wú)。因而，本文針對(duì)某型發(fā)動(dòng)機(jī)模擬轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器，設(shè)計(jì)了碰摩模型及碰摩裝置，并通過(guò)試驗(yàn)研究驗(yàn)證碰摩結(jié)構(gòu)的可行性與重復(fù)性，分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)，掌握在風(fēng)車不平衡狀態(tài)下的轉(zhuǎn)子機(jī)匣碰摩特征，為發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)車持續(xù)不平衡工況下的特征分析與安全性設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)參考及試驗(yàn)方案。

1 模擬轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器模型

1.1 轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器總體模型

圖1是模擬實(shí)驗(yàn)器結(jié)構(gòu)圖，實(shí)驗(yàn)器為雙盤單轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，采用0-2-1支承方案[23]。其中:1號(hào)軸承為NU 2214 ECP滾棒軸承，內(nèi)環(huán)與模擬風(fēng)扇軸過(guò)盈配合，外環(huán)安裝在鼠籠式彈性支承上，該支點(diǎn)設(shè)計(jì)有擠壓油膜阻尼器(Squeeze Film Damper，SFD)；2號(hào)軸承為6024滾珠軸承，起軸向止推作用，內(nèi)環(huán)通過(guò)內(nèi)軸承座安裝在模擬風(fēng)扇軸上，外環(huán)通過(guò)外軸承座安裝到支承環(huán)上，且1號(hào)和2號(hào)軸承同時(shí)連接到該支承環(huán)上，通過(guò)支承環(huán)固定到轉(zhuǎn)子前支座，與某型發(fā)動(dòng)機(jī)中的支承框架的結(jié)構(gòu)形式相近；5號(hào)軸承為NJ 2214 ECP滾棒軸承，內(nèi)環(huán)與模擬渦輪軸過(guò)盈配合，外環(huán)安裝到帶有鼠籠式彈性支承的軸承座上，此處也設(shè)計(jì)有SFD。

轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器通過(guò)柔性聯(lián)軸器用高速電機(jī)驅(qū)動(dòng)，在風(fēng)扇盤外端裝置有碰摩機(jī)匣，可進(jìn)行碰摩試驗(yàn)。

圖1 模擬轉(zhuǎn)子總體設(shè)計(jì)Fig.1 Design of simulate rotor

1.2 碰摩裝置設(shè)計(jì)校核

發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)車不平衡狀態(tài)具有轉(zhuǎn)速低，持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)的特點(diǎn)，因而需要在設(shè)計(jì)中注意碰摩的持續(xù)性。圖2是碰摩裝置局部圖，將機(jī)匣設(shè)計(jì)為自振頻率可調(diào)、支承剛度可調(diào)的拉桿式彈性機(jī)匣，機(jī)匣1通過(guò)拉桿和機(jī)匣2連接，機(jī)匣2通過(guò)螺栓與支座連接。通過(guò)改變拉桿數(shù)量可以調(diào)節(jié)機(jī)匣的支承剛度和自振頻率，通過(guò)增大不平衡量，使轉(zhuǎn)子在風(fēng)車狀態(tài)下與機(jī)匣碰撞，完成碰摩試驗(yàn)。經(jīng)過(guò)設(shè)計(jì)得到的機(jī)匣結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖2 碰摩裝置設(shè)計(jì)Fig.2 Design of rubbing device

圖3 碰摩機(jī)匣Fig.3 Rubbing casing

機(jī)匣剛度基本決定了轉(zhuǎn)靜碰摩的碰摩剛度，因此對(duì)其進(jìn)行計(jì)算十分必要。機(jī)匣設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。圖4～圖6為使用ANSYS軟件，分別采用靜態(tài)結(jié)構(gòu)分析模塊與模態(tài)分析模塊對(duì)機(jī)匣進(jìn)行剛度與頻率計(jì)算。機(jī)匣的材料設(shè)定為45鋼，網(wǎng)格單元采用實(shí)體單元。計(jì)算得到機(jī)匣的剛度為8.42×105N/m，機(jī)匣一階頻率為32.73 Hz。

將設(shè)計(jì)的機(jī)匣進(jìn)行圖紙繪制與加工裝配后，測(cè)試實(shí)物機(jī)匣的剛度及頻率。

在機(jī)匣前端面即圖5計(jì)算變形位置增加重物并測(cè)試其變形情況以獲取機(jī)匣的剛度值。圖7為測(cè)試試驗(yàn)信號(hào)，連續(xù)兩次在機(jī)匣上增添2 kg重物，測(cè)得機(jī)匣變形量，得到機(jī)匣剛度。該試驗(yàn)重復(fù)三次計(jì)算取平均值得到機(jī)匣實(shí)測(cè)剛度8.15×105N/m。

表1 機(jī)匣拉桿參數(shù)Tab.1 Parameters of casing

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh generation

圖5 剛度計(jì)算Fig.5 Stiffness caculated

圖6 頻率計(jì)算Fig.6 Frequency caculated

圖7 剛度測(cè)試Fig.7 Stiffness test

圖8為機(jī)匣靜頻測(cè)試信號(hào)，使用力錘敲擊法得到機(jī)匣一階自振頻率32 Hz。試驗(yàn)中有兩個(gè)相近頻率，是由于轉(zhuǎn)靜間隙較小，測(cè)試過(guò)程中難以避免轉(zhuǎn)靜碰撞，出現(xiàn)重敲擊現(xiàn)象。通過(guò)表2的計(jì)算比對(duì)可以看出，機(jī)匣剛度與頻率符合設(shè)計(jì)要求，計(jì)算與加工合理可信。

圖8 頻率測(cè)試Fig.8 Frequency test

實(shí)測(cè)計(jì)算相差機(jī)匣剛度/(N·m-1)8.15×1058.42×1053.31 %機(jī)匣頻率/Hz3232.72.18 %

圖9為安裝碰摩機(jī)匣后的轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器，通過(guò)機(jī)匣設(shè)計(jì)與測(cè)試，轉(zhuǎn)子能夠開(kāi)展風(fēng)車不平衡下的轉(zhuǎn)靜碰摩試驗(yàn)。試驗(yàn)中，采用光電傳感器(B&K P-84)測(cè)量轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，振動(dòng)速度傳感器(B&K VS-080)測(cè)量轉(zhuǎn)子支座振動(dòng)速度，振動(dòng)位移傳感器(B&K IN-085)測(cè)量轉(zhuǎn)子振動(dòng)位移[24]。用自行研制的發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)狀態(tài)監(jiān)測(cè)與故障診斷系統(tǒng)，進(jìn)行信號(hào)的監(jiān)視、采集、記錄和分析。

圖9 轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器Fig.9 The test rig

2 試驗(yàn)驗(yàn)證及分析

2.1 轉(zhuǎn)子模態(tài)計(jì)算

對(duì)轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器進(jìn)行模態(tài)分析計(jì)算，根據(jù)實(shí)驗(yàn)器結(jié)構(gòu)對(duì)其進(jìn)行有限元節(jié)點(diǎn)劃分，沿實(shí)驗(yàn)器軸向從左向右共分為28個(gè)節(jié)點(diǎn)單元，如圖10所示。其中，節(jié)點(diǎn)1與節(jié)點(diǎn)21分別代表模擬風(fēng)扇盤與渦輪盤，節(jié)點(diǎn)4、節(jié)點(diǎn)11、節(jié)點(diǎn)23分別模擬一號(hào)、二號(hào)和五號(hào)支點(diǎn)。具體建模參數(shù)如表3～表5所示。

表3 軸段參數(shù)Tab.1 Parameters of shaft mm

表4 盤參數(shù)Tab.4 Parameters of disk

表5 支承參數(shù)Tab.5 Parameters of supporting

根據(jù)文獻(xiàn)[25]，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)微分方程

(1)

式中：M為系統(tǒng)質(zhì)量矩陣；C為系統(tǒng)阻尼矩陣；Ω為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；G為系統(tǒng)陀螺效應(yīng)矩陣；K為系統(tǒng)剛度矩陣；Q為系統(tǒng)外力向量；q為各節(jié)點(diǎn)的位移與轉(zhuǎn)角向量。

求解齊次方程組，得到轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速以及模態(tài)振型。通過(guò)有限元程序編程計(jì)算，轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器一階與二階臨界轉(zhuǎn)速分別為1 800 r/min與2 200 r/min，得到轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器的振型圖如圖11所示，可以看出，一階振型為俯仰振型，二階振型為彎曲振型。

圖10 轉(zhuǎn)子有限元模型Fig.10 Finite element model of rotor

圖 11 轉(zhuǎn)子振型Fig.11 Mode of rotor

2.2 轉(zhuǎn)子模態(tài)測(cè)試

風(fēng)車狀態(tài)是遠(yuǎn)離轉(zhuǎn)子臨界的低功率狀態(tài)，通過(guò)轉(zhuǎn)子模態(tài)測(cè)試可以得到轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速和振型等關(guān)鍵模態(tài)參數(shù)，校核模態(tài)計(jì)算結(jié)果并對(duì)后續(xù)碰摩試驗(yàn)選取風(fēng)車碰摩轉(zhuǎn)速具有重要意義。

圖12為實(shí)驗(yàn)器振型測(cè)點(diǎn)示意圖。根據(jù)實(shí)驗(yàn)器結(jié)構(gòu)特征，在轉(zhuǎn)子從風(fēng)扇盤至渦輪盤選取4個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)得轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器的一階振型二階振型如圖13和圖14所示。可以看出，轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器一階振型為俯仰振型，二階振型為彎曲振型，與計(jì)算比對(duì)良好。

圖12 轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器振型測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.12 Modal point of rotor

圖13 轉(zhuǎn)子一階振型Fig.13 First mode of rotor

圖14 轉(zhuǎn)子二階振型Fig.14 Second mode of rotor

2.3 風(fēng)車不平衡下碰摩試驗(yàn)及進(jìn)動(dòng)分析

風(fēng)車不平衡下碰摩試驗(yàn)的主要意義在于研究碰摩引起的次諧波與超次諧波是否會(huì)激起機(jī)匣的基頻與倍頻振動(dòng)，因?yàn)闄C(jī)匣的振動(dòng)與發(fā)動(dòng)機(jī)安裝節(jié)息息相關(guān)，直接影響著飛機(jī)的飛行安全，針對(duì)模擬實(shí)驗(yàn)器進(jìn)行風(fēng)車狀態(tài)下碰摩的試驗(yàn)研究從而為機(jī)匣與轉(zhuǎn)子在設(shè)計(jì)之初提供試驗(yàn)借鑒與數(shù)據(jù)參考。

在設(shè)計(jì)中，機(jī)匣一的拉桿連接孔為直徑8 mm的通孔，遠(yuǎn)大于M6螺栓的通孔需要，如圖15所示。該設(shè)計(jì)目的在于可以通過(guò)裝配調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)靜間隙，從而控制碰摩轉(zhuǎn)速與碰摩時(shí)的不平衡量，避免對(duì)轉(zhuǎn)子造成過(guò)大損傷，實(shí)現(xiàn)多次重復(fù)的碰摩試驗(yàn)。試驗(yàn)內(nèi)容如表6所示，根據(jù)模態(tài)計(jì)算與測(cè)試結(jié)果，選取碰摩轉(zhuǎn)速為風(fēng)車低轉(zhuǎn)速，遠(yuǎn)離實(shí)驗(yàn)器臨界轉(zhuǎn)速，共進(jìn)行三組風(fēng)車不平衡試驗(yàn)，測(cè)試風(fēng)扇盤的位移信號(hào)。

圖15 安裝孔Fig.15 Mounting hole

不平衡質(zhì)量/g機(jī)匣剛度/(N·m-1)碰摩間隙/mm碰摩轉(zhuǎn)速/(r·min-1)第一次588.15×1050.11 141第二次588.15×1050.11 148第三次688.15×1050.1931

由廖明夫的研究中可知，轉(zhuǎn)子的進(jìn)動(dòng)分析既反映了轉(zhuǎn)子振動(dòng)的頻率、幅值，又包含了轉(zhuǎn)子振動(dòng)的相位信息與轉(zhuǎn)子進(jìn)動(dòng)方向，而碰摩故障作為旋轉(zhuǎn)機(jī)械典型故障之一，需要對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行全面詳盡的分析處理，因而對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)利用侯理臻等研究中的進(jìn)動(dòng)理論式(2a)與式(2b)進(jìn)行分析。

(2a)

(2b)

式中：r+,r-分別為正反進(jìn)動(dòng)分量；w,v為風(fēng)扇盤垂直與水平方向的振動(dòng)信號(hào)。

圖16～圖18為第一次碰摩試驗(yàn)的時(shí)域波形、軸心軌跡及進(jìn)動(dòng)分析圖。

可以看出，當(dāng)轉(zhuǎn)靜碰摩發(fā)生時(shí)，轉(zhuǎn)子風(fēng)扇盤振幅從100 ～150 μm發(fā)生跳動(dòng)，削波現(xiàn)象明顯，軸心軌跡震蕩不穩(wěn)定，進(jìn)動(dòng)分析發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)子除了一倍頻與二倍頻外，出現(xiàn)了明顯的次諧波與超次諧波，以反進(jìn)動(dòng)的3/2倍頻最明顯，甚至超過(guò)了反進(jìn)動(dòng)的基頻信號(hào)，與馬輝等和廖明夫等研究中描述的碰摩故障進(jìn)動(dòng)特征相符，為碰摩理論提供了試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐。

圖19～圖21為第二次碰摩試驗(yàn)的時(shí)域波形、軸心軌跡及進(jìn)動(dòng)分析圖。

圖16 第一次試驗(yàn)時(shí)域波形Fig.16 Time domain of the first experiment

圖17 第一次試驗(yàn)軸心軌跡Fig.17 The rotor orbit of the first experiment

圖18 第一次試驗(yàn)進(jìn)動(dòng)分析Fig.18 Whirl analysis of the first experiment

圖19 第二次試驗(yàn)時(shí)域波形Fig.19 Time domain of the second experiment

圖20 第二次試驗(yàn)軸心軌跡Fig.20 The rotor orbit of the second experiment

圖21 第二次試驗(yàn)進(jìn)動(dòng)分析Fig.21 Whirl analysis of the second experiment

第一次與第二次試驗(yàn)不平衡質(zhì)量相同，碰摩間隙與碰摩剛度一致，碰摩轉(zhuǎn)速接近，因而試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致?？梢钥闯?，本研究設(shè)計(jì)的碰摩裝置具有良好的重復(fù)性與可靠性，能夠重復(fù)完整的復(fù)現(xiàn)碰摩故障，進(jìn)行碰摩研究。

圖22～圖24為第三次碰摩試驗(yàn)的時(shí)域波形、軸心軌跡及進(jìn)動(dòng)分析圖。本次碰摩試驗(yàn)不平衡質(zhì)量增大到68 g，可以看出時(shí)域波形和軸心軌跡與前兩次試驗(yàn)特征一致。

圖22 第三次試驗(yàn)時(shí)域波形Fig.22 Time domain of the third experiment

圖23 第三次試驗(yàn)軸心軌跡Fig.23 The rotor orbit of the third experiment

圖24 第三次試驗(yàn)進(jìn)動(dòng)分析Fig.24 Whirl analysis of the third experiment

通過(guò)轉(zhuǎn)子進(jìn)動(dòng)分析發(fā)現(xiàn)，第三次碰摩試驗(yàn)的次諧波與超次諧波更加明顯，不僅反進(jìn)動(dòng)的3/2倍頻，5/2倍頻明顯，轉(zhuǎn)子正進(jìn)動(dòng)的5/2倍頻也明顯增大，3/2倍頻也出現(xiàn)較明顯特征。

為了更進(jìn)一步對(duì)比碰摩特征，驗(yàn)證設(shè)計(jì)的碰摩裝置，還進(jìn)行了針對(duì)三次碰摩試驗(yàn)相同條件下的未碰摩對(duì)比試驗(yàn)。

圖25～圖27和圖28～圖30分別為轉(zhuǎn)子實(shí)驗(yàn)器第四次和第五次試驗(yàn)未碰摩的時(shí)域波形、軸心軌跡及進(jìn)動(dòng)分析。與三次碰摩試驗(yàn)對(duì)比，可以明顯看出，轉(zhuǎn)子在未碰摩時(shí)時(shí)域波形清晰，呈現(xiàn)典型的余弦信號(hào)，軸心軌跡穩(wěn)定規(guī)則，進(jìn)動(dòng)分析無(wú)任何次諧波與超次諧波，正反進(jìn)動(dòng)皆由倍頻構(gòu)成，且均為一倍頻占優(yōu)，其中，正進(jìn)動(dòng)的一倍頻遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于反進(jìn)動(dòng)的一倍頻，但對(duì)于轉(zhuǎn)子的三倍頻，反進(jìn)動(dòng)占優(yōu)。隨著不平衡量增大，轉(zhuǎn)速降低，風(fēng)車轉(zhuǎn)速的反進(jìn)動(dòng)二倍頻增大，一倍頻無(wú)明顯變化。

表7 未碰摩試驗(yàn)內(nèi)容Tab.7 Experimental data without rubbing

圖25 第四次試驗(yàn)時(shí)域波形Fig.25 Time domain of the forth experiment

圖26 第四次試驗(yàn)軸心軌跡Fig.26 The rotor orbit of the forth experiment

圖27 第四次試驗(yàn)進(jìn)動(dòng)分析Fig.27 Whirl analysis of the forth experiment

圖28 第五次試驗(yàn)時(shí)域波形Fig.28 Time domain of the fifth experiment

圖29 第五次試驗(yàn)軸心軌跡Fig.29 The rotor orbit of the fifth experiment

圖30 第五次試驗(yàn)進(jìn)動(dòng)分析Fig.30 Whirl analysis of the fifth experiment

通過(guò)進(jìn)動(dòng)分析可以看出，風(fēng)車轉(zhuǎn)速下碰摩激起的次諧波與超次諧波并未與機(jī)匣的基頻信號(hào)相近，但轉(zhuǎn)子的二倍頻與機(jī)匣頻率相近。

由于風(fēng)車不平衡狀態(tài)的典型特征為持續(xù)性，因而在發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣設(shè)計(jì)與后續(xù)研究風(fēng)車不平衡碰摩中，設(shè)計(jì)機(jī)匣時(shí)不僅要避開(kāi)轉(zhuǎn)子基頻與可能出現(xiàn)的次諧波、超次諧波，轉(zhuǎn)子的倍頻信號(hào)也應(yīng)在設(shè)計(jì)時(shí)考慮，避免持續(xù)性振動(dòng)引發(fā)的不可逆破壞。

3 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了碰摩裝置，進(jìn)行了風(fēng)車不平衡下的碰摩試驗(yàn)，并使用進(jìn)動(dòng)理論對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得出主要結(jié)論如下：

(1)本文設(shè)計(jì)的碰摩裝置系統(tǒng)，剛度頻率及碰摩間隙可調(diào)，可以有效地開(kāi)展風(fēng)車不平衡下碰摩試驗(yàn)，試驗(yàn)簡(jiǎn)單易行，參數(shù)可控，試驗(yàn)效果良好。

(2)在發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)匣設(shè)計(jì)與后續(xù)研究風(fēng)車不平衡碰摩中，設(shè)計(jì)機(jī)匣時(shí)不僅要避開(kāi)轉(zhuǎn)子基頻與可能出現(xiàn)的次諧波、超次諧波，轉(zhuǎn)子的倍頻信號(hào)也應(yīng)在設(shè)計(jì)時(shí)考慮，避免持續(xù)性振動(dòng)引發(fā)的不可逆破壞。

(3)在風(fēng)車不平衡狀態(tài)下轉(zhuǎn)靜碰摩發(fā)生時(shí)，時(shí)域波形有明顯的削波現(xiàn)象，軸心軌跡震蕩，出現(xiàn)次諧波與超次諧波，超次諧波成分大于次諧波，反進(jìn)動(dòng)3/2倍頻較大，正進(jìn)動(dòng)5/2倍頻較大，但都是以一倍頻信號(hào)占優(yōu)。

(4)本文設(shè)計(jì)的碰摩方案可以供風(fēng)車不平衡碰摩研究參考借鑒，能夠進(jìn)行更多變參數(shù)變工況的碰摩試驗(yàn)。