航空發(fā)動機篦齒-橡膠涂層機匣碰摩實驗

馬瑞賢，王鑫，王開明，李斌，廖明夫，王四季

1.西北工業(yè)大學 動力與能源學院，西安 710072

2.中國航發(fā)集團商用航空發(fā)動機有限責任公司，上海 200241

發(fā)動機轉子振動過大易引發(fā)轉靜碰摩故障，尤其是現(xiàn)代航空發(fā)動機追求高推重比、低油耗，設計轉靜間隙更小，使轉靜碰摩概率更高，嚴重威脅發(fā)動機的可靠性［1-2］。

可從2 個方面入手減輕轉靜碰摩對發(fā)動機安全的危害，一是對碰摩特征進行識別和診斷，在碰摩故障進一步惡化前將其排除；二是在易碰摩位置機匣內(nèi)環(huán)敷設耐磨涂層，利用涂層的可磨損性減輕碰摩作用。國內(nèi)外學者對轉靜碰摩作用下的整機振動信號特征開展了深入研究。對于碰摩轉子，Chu 和Lu［3］、Ma 等［4-5］通過分析不同轉速下的碰摩轉子振動特征，指出了轉子在臨界轉速前或后碰摩所引起轉子分倍頻、高倍頻振動特征、轉子振幅變化的差異；Sun 等［6］開展了雙轉子碰摩的穩(wěn)態(tài)響應研究；侯理臻等［7］、劉棣等［8］采用進動理論分析了碰摩轉子振動特征。通過簡化數(shù)學模型或模擬實驗器可進一步考慮碰摩靜子/機匣的振動特征。曾振坤等［9］基于數(shù)值仿真研究了動葉-靜子耦合振動特性；韓金昌等［10］計算了碰摩激勵力作用下機匣的位移和加速度振動響應；于明月等［11］通過測量指出，機匣應變均值特征能有效識別定轉速轉靜碰摩故障，碰摩過程中機匣應變均值偏離非碰摩工況，實驗所測得的應變均值波動量整體較平穩(wěn)；秦海勤等［12］分析了碰摩對雙轉子系統(tǒng)和機匣振動的影響，機匣振動頻譜會出現(xiàn)2 個轉子的組合頻率，王南飛等［13］在實驗中亦觀察到這種組合頻率特征。

耐磨涂層對轉靜子碰摩特性具有顯著影響。張俊紅等［14］、Batailly 和Legrand［15］分析指出在碰摩過程中封嚴涂層有效降低了機匣振動加速度；Yang 等［16］針對定點碰摩的仿真結果表明，機匣凸點軟材料對轉子振動影響更?。晃墨I［17-19］考慮了葉片-機匣摩擦熱效應影響和耐磨涂層磨損，數(shù)值模擬結果表明，接觸狀態(tài)對葉片振動特性的影響較大；Stringer 和Marshall［20］研究了侵入速率對磨損機制的影響；Padova 等［21］在葉片-機匣碰摩研究中，機匣處理采用了銅/特氟龍混合涂層，結果表明轉靜嚴重碰摩使葉尖侵入特氟龍涂層時，產(chǎn)生較大的碰摩力；Berthoul 等［22］通過對葉片-涂層機匣碰摩的計算，指出涂層沿周向和徑向的磨損形貌與葉片模態(tài)有關，碰摩引起的涂層磨損模式一致，但涂層磨損程度與涂層材料參數(shù)密切相關。以上轉靜子碰摩耦合振動研究集中于葉片-機匣碰摩（關注葉片共振），涂層以金屬基耐磨材料為主。

國外先進大涵道比發(fā)動機LEAP、CFM56 系列的增壓級采用了篦齒-硫化橡膠涂層流道板密封，其結構特點在于：一是相較于葉片而言，篦齒剛度較大，轉靜碰摩振動能量不易激起篦齒共振，因此碰摩轉靜子振動能量傳遞路徑應更復雜；二是硫化橡膠涂層材料屬性與金屬基耐磨涂層差異大，其耐高溫性差、黏滯性強，與轉子碰摩過程中材料屬性將產(chǎn)生顯著變化，帶來更強的非線性特征。然而目前關于篦齒-橡膠涂層機匣碰摩的研究尚不多見，碰摩作用下轉靜子振動特征亦不明確，尤其是缺乏公開的實驗結果，對相關碰摩模型驗證、橡膠涂層密封性能提升設計的支撐不足。

針對篦齒-橡膠涂層機匣碰摩，本文開展轉靜碰摩實驗器設計，模擬大涵道比發(fā)動機增壓級篦齒-橡膠涂層機匣的典型結構特征，進行轉靜局部碰摩引起的轉子振動、機匣與支座振動、機匣與彈支應變、機匣溫度等信號的同步測量，分析不同碰摩轉速下信號的時頻域特征，并對轉靜子耦合振動現(xiàn)象進行討論。

1 實驗系統(tǒng)

1.1 實驗器總體結構設計

低壓轉子轉靜碰摩實驗器總體結構如圖1所示。實驗器基于某型大涵道比渦扇發(fā)動機的低壓轉子系統(tǒng)，采用動力學相似原則設計，并模擬真實增壓級轉靜子典型結構特征，主要包括：① 轉子系統(tǒng)采用“0-2-1”支承方案；② 采用前后支點“彈性支承+擠壓油膜阻尼器”的支承結構；③ 增壓級鼓筒與機匣均為懸臂式薄壁結構；④ 尖銳篦齒結構和真實橡膠涂層材料。

轉子支承軸承的類型及型號如表1所示，1、2 號軸承內(nèi)環(huán)均過盈安裝于風扇軸上，5 號軸承過盈安裝于渦輪盤后的軸上，在1、5 號軸承處均采用了鼠籠式彈性支承（簡稱彈支）、擠壓油膜阻尼器，轉子系統(tǒng)其余部件主要包括風扇盤、增壓級鼓筒、風扇軸、渦輪軸、渦輪盤等，其中增壓級鼓筒和風扇軸前端均通過止口定位與風扇盤相連，風扇軸后端采用套齒與渦輪軸前端相連，渦輪盤組件過盈安裝于渦輪軸上，渦輪軸通過柔性聯(lián)軸器與電機相連，轉子部件的主要特征尺寸見表2。轉子風扇盤、渦輪盤均預留平衡孔，可模擬不同殘余不平衡量的影響。靜子系統(tǒng)包括增壓級篦齒封嚴機匣、前后支座、彈性支承、擠壓油膜阻尼器等，其中增壓級篦齒封嚴機匣經(jīng)過轉接機匣采用整圈均布螺栓與前支座相連，螺栓孔預留偏心調節(jié)間隙，封嚴機匣可實現(xiàn)上下左右4 個方向偏心可調。1、2號軸承共用前支座支承，5 號軸承由后支座支承。如圖1 中的篦齒部位的局部細化圖所示，本文中的轉靜碰摩部位為增壓級篦齒與增壓級篦齒機匣，其中機匣內(nèi)環(huán)敷設了硫化橡膠涂層。轉子采用永磁同步電機直接驅動，減少齒輪箱驅動帶來的干擾振動，電機最大功率為220 kW，最高轉速可達20 000 r/min，升速率和減速率可調，本實驗中均設定為10 r/s。

表1 支點軸承型號Table 1 Types of supporting bearings

表2 主要轉子部件的特征尺寸Table 2 Characteristic sizes of main rotating components

1.2 轉靜碰摩結構

增壓級橡膠涂層機匣實物如圖2所示，圖中虛線框內(nèi)給出了硫化橡膠涂層的局部細化圖。橡膠涂層為整周板式結構，厚度為2 mm、寬度為21 mm。碰摩轉子部件-增壓級篦齒的齒數(shù)為2、齒高8 mm（見圖1 實驗器總體示意圖）。

圖2 硫化橡膠涂層機匣Fig.2 Vulcanized rubber coated casing

為了便于在后續(xù)分析中評估機匣、鼓筒可能的共振對測量信號的影響，計算了機匣和鼓筒固有頻率。機匣前4 階固有頻率（fω1～fω4）及模態(tài)計算結果如圖3所示，圖中xˉ為無量綱位移值，計算中忽略了螺栓連接結構對機匣剛度的弱化作用，并忽略了碰摩剛度?？梢钥吹?，機匣固有頻率在500 Hz 以上，前4 階模態(tài)依次為橡膠涂層環(huán)的局部模態(tài)和機匣的前3 階節(jié)徑模態(tài)，其中第4 階固有頻率fω4=774.3 Hz三節(jié)徑振型相對位移較大。

圖3 機匣固有頻率及模態(tài)Fig.3 Natural frequencies and modes of casing

圖4 給出了鼓筒固有頻率、模態(tài)計算結果，計算時忽略了鼓筒螺栓連接對剛度的影響，以及輪盤、風扇軸對鼓筒的影響?？梢钥吹?，鼓筒低階模態(tài)為節(jié)徑振型，第1 階固有頻率約為500.0 Hz。

圖4 鼓筒固有頻率及模態(tài)Fig.4 Natural frequencies and modes of drum

2 測量系統(tǒng)設置

實驗對轉靜子碰摩信號開展了系統(tǒng)測量，傳感器布置如圖5所示。轉子信號為鼓筒振動位移，測量位置位于鼓筒靠近篦齒處，在水平、豎直2 個方向布置電渦流位移傳感器。測量的靜子信號包括：機匣溫度，在封嚴環(huán)豎直上方和水平方向粘貼熱電偶；機匣應變，在封嚴環(huán)水平方向左右兩側、豎直方向上下兩側各粘貼2 個應變片，采用半橋法測量；彈支應變，測量方式與機匣應變相同；機匣與前支座振動加速度，在機匣與前支座的豎直與水平方向各布置1 個加速度傳感器。實驗中的傳感器類型及相關參數(shù)如表3所示。

表3 傳感器參數(shù)Table 3 Parameters of sensors

圖5 傳感器布置示意圖Fig.5 Schematic diagram of sensors location

安裝后的增壓級篦齒-橡膠涂層機匣碰摩系統(tǒng)如圖6所示。本文研究的是轉靜子局部偏心碰摩，通過沿豎直方向向下調整機匣的安裝偏心量來改變轉靜間隙，但由于橡膠涂層材料特別軟、精確加工難度大、轉靜子間隙極小，導致實際轉靜子間隙難以直接準確測定。采用間接法進行大致估計，測定步驟為：① 采用細塞尺調整橡膠涂層與封嚴篦齒之間的間隙至0.6 mm（該值是無偏心狀態(tài)轉靜間隙設計值），并利用高度尺測量該狀態(tài)下機匣外徑最高處的高度值H0，以此為機匣基準高度；② 豎直向下調整機匣高度至H1，使H0與H1之差滿足預設轉靜偏心間隙值δ。但在實驗過程中，準確估計轉靜偏心間隙值極其困難，因此同步結合了不平衡量控制，實現(xiàn)不同轉速碰摩。在給定的機匣安裝偏心量和不平衡量下，通過逐漸升高轉子轉速增大鼓筒的不平衡響應，使篦齒與橡膠涂層逐漸碰摩。轉子轉速按預設的臺階形式逐漸升高，直至2 400 r/min 后減速停機，經(jīng)前期轉子動特性測試，轉子一階臨界轉速為2 162 r/min 左右。共開展了2 組不同碰摩轉速下的碰摩實驗：工況1，2 121 r/min 碰摩；工況2，1 663 r/min 碰摩。

圖6 組裝后碰摩轉靜子系統(tǒng)實物Fig.6 Photo of assembled rubbing rotor-stator system

3 靜子測試結果與分析

3.1 碰摩對橡膠涂層的影響

圖7 給出工況1 碰摩后的機匣橡膠涂層與篦齒，與圖2 碰摩前對比可以看出，在篦齒摩擦作用下，涂層沿周向出現(xiàn)了2 道磨痕。從宏觀方面，磨痕集中于機匣安裝狀態(tài)豎直上方（即機匣偏心小間隙方向）一定弧度內(nèi)，圓周范圍約為210°，機匣碰摩為局部碰摩；然而磨痕沿圓周方向中心并不位于機匣豎直正上方，而是偏移約30°，這應與轉子振動相位有關，即與渦動橢圓長軸方向有關。從圖7（a）中橡膠涂層磨痕局部放大圖還可注意到，在該圓周區(qū)域的涂層上附著了磨損后的橡膠粉末，2 道磨痕規(guī)則、邊界清晰，形似“犁口”，這主要是因為篦齒寬度小，與涂層接觸主要是切入過程，磨痕深度最大約1.2 mm（后續(xù)可看到該值遠大于轉子振動幅值），寬度約為1.6 mm。實驗過程中，碰摩發(fā)出刺耳響聲，同時產(chǎn)生了濃烈的橡膠燒焦味道，碰摩過程熱效應顯著，橡膠涂層在與篦齒碰摩過程中存在磨損-焦燒過程。從圖7（b）所示篦齒圖中，同樣可觀察到附著于篦齒局部的橡膠粉末?？梢?，橡膠涂層在與篦齒碰摩過程中磨損嚴重。

圖7 工況1 碰摩后的橡膠涂層與篦齒Fig.7 Rubber coating and labyrinth after case 1 rubbing

3.2 機匣溫度

圖8（a）、圖8（b）分別給出了工況1、未碰摩工況下轉子轉速及水平方向機匣溫度隨時間的變化曲線，圖中未給出豎直碰摩方向的溫度結果是因為機匣碰摩振動過大導致該方向的熱電偶導線斷裂失效。可以注意到，當轉速升高至2 100 r/min附近時（對應于t=426.0 s 時刻）發(fā)生明顯波動，出現(xiàn)了“掉轉—超加速—過減速”的過程，當降速至2 000 r/min 時減速率恢復至預設減速率10 r/s逐漸停機。轉速波動階段如圖8（a）中灰色區(qū)域及局部細化圖所示。特別地，在轉速波動的掉轉階段，機匣的溫度同步快速升高，掉轉階段結束之后機匣溫度逐漸下降。這種轉速波動與機匣溫升現(xiàn)象來源于篦齒與橡膠涂層碰摩。

圖8 轉速與機匣溫度隨時間變化曲線Fig.8 Rotating speed and rubbing-casing temperature over time

碰摩對轉子施加了與旋轉方向相反的扭矩，一方面，如前所述，橡膠涂層在碰摩過程中的磨損和焦燒會改變涂層與篦齒的接觸特性；另一方面，靜子振動亦導致轉靜子間隙變化，因此碰摩反向扭矩是動態(tài)變化的，同時電機對轉子的正向扭矩受到以升速率為目標的反饋控制。在2 種動態(tài)扭矩共同作用下，轉子轉速劇烈波動，尤其是對于轉速波動的掉轉階段，轉靜摩擦反扭矩過大，直接導致了轉子瞬時降轉，并產(chǎn)生了大量的瞬時熱量，機匣溫度快速升高，使橡膠熔化，同時機匣劇烈振動加劇了涂層磨損，使涂層與機匣的碰摩作用逐漸減弱；涂層磨損與橡膠熔化雙重作用，使轉靜接觸變?nèi)?，直至分離（此處值得說明的是，后續(xù)的轉子振動分析將進一步說明此處的篦齒與涂層分離并非由轉子振幅減小所引起）；轉子轉速繼續(xù)上升，機匣溫度逐漸降低。由此可見，篦齒與橡膠涂層碰摩會產(chǎn)生強烈的短時瞬態(tài)摩擦。

需要說明的是，圖8（a）中機匣溫度在碰摩過程中僅升高了3 ℃，與3 個因素有關：一是該測點是水平方向測點，而主要碰摩區(qū)域位于豎直方向附近，故該測點碰摩產(chǎn)熱量相對少；二是相對于金屬材料，橡膠涂層導熱性差，使傳導至熱電偶的熱量少；三是碰摩為短時瞬態(tài)碰摩，使熱量傳導不具有持續(xù)性。文獻［21］測量了不同葉尖形狀與金屬基涂層持續(xù)碰摩下的溫升情況，所測溫升最大為1.5～10.0 ℃，且具有溫度緩慢上升的特點，但并未給出溫度測量方式和具體位置。此外，從圖8（b）可以看到，在整個未碰摩工況實驗流程中溫度最高僅變化了約0.8 ℃。鑒于以上原因，實驗所測量到的3.0 ℃溫升變化能反映碰摩現(xiàn)象。

3.3 機匣與彈支應變

圖9（a）、圖9（b）分別給出了工況1、2 轉靜碰摩過程中靜子部件的時均應變隨時間的變化曲線（圖中符號ε表示應變），其中彈支給出了水平、豎直2 個方向，工況1 中機匣僅給出了水平方向的應變，這是因為拆解碰摩后的實驗件發(fā)現(xiàn)，其豎直方向的應變片因碰摩瞬態(tài)沖擊過大而損壞，工況2 中未提供機匣應變亦是因為2 個方向應變片均因碰摩沖擊而產(chǎn)生結構破壞。從圖9（a）中可以看出，碰摩工況1 的彈支應變和機匣應變發(fā)生突變，其時間與圖8（a）溫度急升、轉速驟降同步。機匣水平應變均值先增大后減小，變化范圍為67.35，反映了在碰摩作用下機匣先向上方變形而后回彈的過程。同時，碰摩引起的轉子振動作用于彈支，引起了彈支應變均值的變化，且應變?yōu)閱蜗蜃兓？梢钥吹?，彈支在豎直方向上的應變均值變化量高于水平方向，這是因為轉靜碰撞發(fā)生在豎直方向；應變均值從突變到恢復至穩(wěn)定耗時約3 s，與溫度急升、掉轉時間一致，進一步說明該階段轉靜碰摩劇烈。對于工況2（見圖9（b）），碰摩導致的彈支應變均值變化趨勢與工況1相同，說明了碰摩現(xiàn)象的一致性。

圖9 靜子部件應變均值隨時間變化曲線Fig.9 Time waveforms of averaged strains for stator components

3.4 機匣與支座振動加速度

對于碰摩引起的靜子部件振動，圖10 給出了工況1 機匣在水平、豎直方向的振動加速度隨時間的變化曲線?？梢钥闯?，在時間t=426.0～426.4 s 之間機匣振動持續(xù)增大，接著出現(xiàn)突降，之后機匣振動再次持續(xù)增大，在約t=426.8 s 時振動幅值進一步急劇突增，振幅超過了50g（g為重力加速度），在該過程中轉速由2 123 r/min 升高至2 129 r/min。機匣振動加速度時域波形突變性強且碰摩能量大，在t=426.8 s 時機匣振動疑似突發(fā)失穩(wěn)。

圖10 工況1 機匣振動加速度隨時間變化曲線Fig.10 Time waveforms of vibration acceleration for case 1 rubbing-casing

圖11 進一步給出了工況1 碰摩過程轉速為2 123 r/min 時的機匣振動加速度頻譜圖。可看到在特征頻率f=745.3 Hz 處振動峰值較大，且在該頻率兩側出現(xiàn)邊頻f1=709.9 Hz、f2=780.7 Hz，注意到此時轉子轉頻fΩ=35.4 Hz，則邊頻滿足f1=f-fΩ、f2=f+fΩ。同時，結合圖3 機匣固有頻率分析結果，f=745.3 Hz應為機匣第4 階固有頻率，但略低于1.2 節(jié)中固有頻率的仿真結果，誤差來源于計算機匣固有頻率時忽略了螺栓連接的剛度弱化作用。由此可見，碰摩引起了機匣共振，并產(chǎn)生了固有頻率與轉子轉頻的組合頻率。

圖11 工況1 機匣振動加速度頻譜圖Fig.11 Spectrums of vibration acceleration for case 1 rubbing-casing

圖12 給出了工況1 前支座在轉靜碰摩階段的振動加速度波形?？梢钥闯觯c圖10 機匣振動相比，支座的振動響應相對滯后，其振幅在t=426.8 s 左右開始增大，高幅值振動（最大10g）持續(xù)約3 s，期間振幅出現(xiàn)多次突變，在t=430 s 后支座振動恢復正常。

圖12 工況1 前支座振動加速度隨時間變化曲線Fig.12 Time waveforms of vibration acceleration for case 1 front base

相應地，圖13 給出了工況1 前支座振動加速度頻譜圖。從圖中亦可觀察到與碰摩機匣一致的特征頻率及其與轉頻的組合頻率，但特征頻率處振動加速度幅值低于機匣振動幅值，該頻率應由機匣傳遞至前支座。

圖13 工況1 前支座振動加速度頻譜圖Fig.13 Spectrums of vibration acceleration for case 1 front base

對于低轉速碰摩，圖14 給出了工況2 前支座豎直振動加速度波形及頻譜圖。可以看到在支座加速度波形中存在頻率調制，導致了明顯的“拍振”現(xiàn)象。進一步從圖14（b）的頻譜圖中，可捕捉到751.7 Hz 主特征頻率，及其與轉頻（fΩ=26.5 Hz）的組合頻率725.7、777.8 Hz。這種靜子部件振動加速度出現(xiàn)機匣固有頻率與轉頻組合頻率的現(xiàn)象與高轉速碰摩相一致，但轉頻振動對固有頻率振動的調制作用更明顯。

圖14 工況2 前支座豎直振動加速度波形及頻譜圖Fig.14 Time waveforms and spectrums of vertical vibration acceleration for case 2 front base

4 轉子振動測試結果與分析

為了進一步分析篦齒-橡膠涂層機匣碰摩的特點，圖15 給出了轉靜碰摩過程中鼓筒振動位移的時間波形?？梢钥吹剑趖=427.0 s 附近轉子振動位移幅值減小，且振幅不再關于“零值”對稱，以鼓筒豎直方向振動尤為明顯；在t=428.0～429.0 s 之間，振動位移經(jīng)過了一個“零值對稱性”逐漸恢復的過程；在t=430.0 s 后，轉子振動恢復為周期性穩(wěn)定狀態(tài)，上述過程即為轉靜碰摩對轉子作用的過程。注意到碰摩后的鼓筒振幅高于碰摩前，說明橡膠涂層熔化、靜子振動加劇涂層磨損共同作用加大了轉靜間隙，使篦齒與涂層的摩擦作用減弱，也進一步解釋了圖8 中機匣溫度降低的原因。

圖15 工況1 碰摩過程鼓筒振動位移時間波形Fig.15 Time waveforms of drum vibration displacement during case 1 rubbing

圖16 給出了工況1 中鼓筒在不同轉靜碰摩時刻的振動位移波形細化圖及相應的頻譜圖。從圖16（a）可以看出，在轉靜碰摩初始階段鼓筒振動以轉頻fΩ=35.4Hz及其2倍頻為主，即振動特征頻率為“轉頻+低倍頻”；進入碰摩掉轉速階段（見圖16（b）、圖16（c））后，在波形圖和頻譜圖中均可捕捉到高頻振動成分，包括轉頻的6倍頻和8倍頻，而482.8 Hz（以及圖16（d）、圖16（e）中的490.2、491.6 Hz）、753.9 Hz 的頻率成分應來源于轉靜子耦合振動，其中753.9 Hz 對應于機匣固有頻率共振，而490.0 Hz 左右的頻率成分來源于鼓筒一階固有頻率共振（見圖4），該階段的振動特征頻率表現(xiàn)為“轉頻+低倍頻+機匣固有頻率/鼓筒固有頻率”。從圖16（d）～圖16（f）可以看出，隨著碰摩作用減弱，鼓筒振動位移逐漸恢復為以轉頻為主，并伴有2 倍頻振動，此時轉子振動特征頻率恢復為“轉頻+低倍頻”。此外，還可以注意到，碰摩過程鼓筒轉頻振動幅值經(jīng)歷了先減小后增大的變化過程。

圖16 工況1 碰摩過程鼓筒振動位移波形及頻譜Fig.16 Time waveforms and spectrums for drum vibration displacement during case 1 rubbing

轉子振動位移的變化過程說明：篦齒-橡膠涂層機匣碰摩具有可脫離、非持續(xù)性的特點；碰摩激起了轉子鼓筒和機匣的固有頻率共振，引起了振動能量從低頻（轉頻）向高頻（共振頻率）的轉移。

圖17 給出了低轉速碰摩工況下鼓筒豎直方向振動位移的時域波形。可以看到，從t=390.5 s左右開始，鼓筒振動位移整體向正值逐漸偏移，在t=392.5 s 后振動位移的“零值對稱性”逐漸恢復。碰摩引起鼓筒振動位移波形的變化趨勢與高轉速碰摩工況1 相類似，但程度相對較輕。

圖17 工況2 碰摩過程鼓筒豎直方向振動位移時間波形Fig.17 Time waveforms of drum vibration displacement along vertical direction during case 2 rubbing

對于圖17 碰摩過程中波形變化最劇烈的時間段t=391.8～391.9 s，圖18 給出了位移細化波形及相應的頻譜圖。與圖16（b）、圖16（c）相比，實驗中低轉速碰摩所引起的高頻成分相對較少，僅捕捉到了750.0 Hz 左右的特征頻率，該頻率與高轉速碰摩結果相同，應是轉靜子耦合碰摩引起的機匣共振。

圖18 工況2 下1 666 r/min 碰摩時鼓筒振動位移時間波形及頻譜圖Fig.18 Time waveforms and spectrums for drum vibration displacement during case 2 rubbing at 1 666 r/min

5 結 論

設計了低壓轉子增壓級篦齒-橡膠涂層機匣碰摩實驗器，系統(tǒng)測量和分析了不同轉速碰摩過程中轉靜子振動、溫度、應變、轉速信號的相關特征，得到如下主要結論：

1） 實驗器模擬了大涵道比發(fā)動機低壓轉子、增壓級轉靜子的典型結構特征，包括轉子的支承形式、彈支+擠壓油膜阻尼器支承結構、增壓級鼓筒和機匣的懸臂薄壁式結構、篦齒與真實橡膠涂層的小切入面積碰摩作用。

2） 在橡膠可磨損與可熔化雙重特性作用下，篦齒-橡膠涂層機匣碰摩短時熱效應顯著，具有瞬態(tài)碰摩能量大、碰摩短時自脫離的特點。

3） 在碰摩過程中，轉子鼓筒的轉頻振動幅值先減小后增大；碰摩嚴重時，轉子振動信號中可捕捉到機匣固有頻率，轉子振動特征頻率經(jīng)過了“轉頻+低倍頻”—“轉頻+低倍頻+機匣固有頻率/鼓筒固有頻率”—“轉頻+低倍頻”的變化過程。

4） 在轉子振動信號、機匣、支座振動信號中均存在機匣固有頻率與轉頻的組合頻率，振動加速度出現(xiàn)“拍振”，機匣可能發(fā)生失穩(wěn)運動，轉靜子耦合振動效應明顯；關于振動幅值特征，支座振動幅值明顯低于機匣振動。

5） 篦齒-橡膠涂層機匣碰摩過程中伴隨著轉速突降—加速升高波動、機匣溫度突升—下降、擠壓油膜阻尼器與機匣應變均值的同步突變、應變均值突變后快速恢復原狀態(tài)。

初步獲得了模擬增壓級篦齒-橡膠涂層機匣碰摩引起的轉靜子振動、機匣溫度、機匣應變信號，但碰摩工況較少，準確測量碰摩間隙難度大，故在定量評價碰摩程度方面仍存在一定困難，對碰摩引起的轉靜子信號特征提煉仍不全面，此外，對篦齒-橡膠碰摩過程的機制揭示亦不充分。后續(xù)將從篦齒-橡膠涂層碰摩理論模型、豐富碰摩信號特征及特征定量化提取、不同參數(shù)碰摩實驗及仿真等方面開展研究。