航空发动机篦齿-橡胶涂层机匣碰摩实验

马瑞贤，王鑫，王开明，李斌，廖明夫，王四季

1.西北工业大学 动力与能源学院，西安 710072

2.中国航发集团商用航空发动机有限责任公司，上海 200241

发动机转子振动过大易引发转静碰摩故障，尤其是现代航空发动机追求高推重比、低油耗，设计转静间隙更小，使转静碰摩概率更高，严重威胁发动机的可靠性［1-2］。

可从2 个方面入手减轻转静碰摩对发动机安全的危害，一是对碰摩特征进行识别和诊断，在碰摩故障进一步恶化前将其排除；二是在易碰摩位置机匣内环敷设耐磨涂层，利用涂层的可磨损性减轻碰摩作用。国内外学者对转静碰摩作用下的整机振动信号特征开展了深入研究。对于碰摩转子，Chu 和Lu［3］、Ma 等［4-5］通过分析不同转速下的碰摩转子振动特征，指出了转子在临界转速前或后碰摩所引起转子分倍频、高倍频振动特征、转子振幅变化的差异；Sun 等［6］开展了双转子碰摩的稳态响应研究；侯理臻等［7］、刘棣等［8］采用进动理论分析了碰摩转子振动特征。通过简化数学模型或模拟实验器可进一步考虑碰摩静子/机匣的振动特征。曾振坤等［9］基于数值仿真研究了动叶-静子耦合振动特性；韩金昌等［10］计算了碰摩激励力作用下机匣的位移和加速度振动响应；于明月等［11］通过测量指出，机匣应变均值特征能有效识别定转速转静碰摩故障，碰摩过程中机匣应变均值偏离非碰摩工况，实验所测得的应变均值波动量整体较平稳；秦海勤等［12］分析了碰摩对双转子系统和机匣振动的影响，机匣振动频谱会出现2 个转子的组合频率，王南飞等［13］在实验中亦观察到这种组合频率特征。

耐磨涂层对转静子碰摩特性具有显著影响。张俊红等［14］、Batailly 和Legrand［15］分析指出在碰摩过程中封严涂层有效降低了机匣振动加速度；Yang 等［16］针对定点碰摩的仿真结果表明，机匣凸点软材料对转子振动影响更小；文献［17-19］考虑了叶片-机匣摩擦热效应影响和耐磨涂层磨损，数值模拟结果表明，接触状态对叶片振动特性的影响较大；Stringer 和Marshall［20］研究了侵入速率对磨损机制的影响；Padova 等［21］在叶片-机匣碰摩研究中，机匣处理采用了铜/特氟龙混合涂层，结果表明转静严重碰摩使叶尖侵入特氟龙涂层时，产生较大的碰摩力；Berthoul 等［22］通过对叶片-涂层机匣碰摩的计算，指出涂层沿周向和径向的磨损形貌与叶片模态有关，碰摩引起的涂层磨损模式一致，但涂层磨损程度与涂层材料参数密切相关。以上转静子碰摩耦合振动研究集中于叶片-机匣碰摩（关注叶片共振），涂层以金属基耐磨材料为主。

国外先进大涵道比发动机LEAP、CFM56 系列的增压级采用了篦齿-硫化橡胶涂层流道板密封，其结构特点在于：一是相较于叶片而言，篦齿刚度较大，转静碰摩振动能量不易激起篦齿共振，因此碰摩转静子振动能量传递路径应更复杂；二是硫化橡胶涂层材料属性与金属基耐磨涂层差异大，其耐高温性差、黏滞性强，与转子碰摩过程中材料属性将产生显著变化，带来更强的非线性特征。然而目前关于篦齿-橡胶涂层机匣碰摩的研究尚不多见，碰摩作用下转静子振动特征亦不明确，尤其是缺乏公开的实验结果，对相关碰摩模型验证、橡胶涂层密封性能提升设计的支撑不足。

针对篦齿-橡胶涂层机匣碰摩，本文开展转静碰摩实验器设计，模拟大涵道比发动机增压级篦齿-橡胶涂层机匣的典型结构特征，进行转静局部碰摩引起的转子振动、机匣与支座振动、机匣与弹支应变、机匣温度等信号的同步测量，分析不同碰摩转速下信号的时频域特征，并对转静子耦合振动现象进行讨论。

1 实验系统

1.1 实验器总体结构设计

低压转子转静碰摩实验器总体结构如图1所示。实验器基于某型大涵道比涡扇发动机的低压转子系统，采用动力学相似原则设计，并模拟真实增压级转静子典型结构特征，主要包括：① 转子系统采用“0-2-1”支承方案；② 采用前后支点“弹性支承+挤压油膜阻尼器”的支承结构；③ 增压级鼓筒与机匣均为悬臂式薄壁结构；④ 尖锐篦齿结构和真实橡胶涂层材料。

转子支承轴承的类型及型号如表1所示，1、2 号轴承内环均过盈安装于风扇轴上，5 号轴承过盈安装于涡轮盘后的轴上，在1、5 号轴承处均采用了鼠笼式弹性支承（简称弹支）、挤压油膜阻尼器，转子系统其余部件主要包括风扇盘、增压级鼓筒、风扇轴、涡轮轴、涡轮盘等，其中增压级鼓筒和风扇轴前端均通过止口定位与风扇盘相连，风扇轴后端采用套齿与涡轮轴前端相连，涡轮盘组件过盈安装于涡轮轴上，涡轮轴通过柔性联轴器与电机相连，转子部件的主要特征尺寸见表2。转子风扇盘、涡轮盘均预留平衡孔，可模拟不同残余不平衡量的影响。静子系统包括增压级篦齿封严机匣、前后支座、弹性支承、挤压油膜阻尼器等，其中增压级篦齿封严机匣经过转接机匣采用整圈均布螺栓与前支座相连，螺栓孔预留偏心调节间隙，封严机匣可实现上下左右4 个方向偏心可调。1、2号轴承共用前支座支承，5 号轴承由后支座支承。如图1 中的篦齿部位的局部细化图所示，本文中的转静碰摩部位为增压级篦齿与增压级篦齿机匣，其中机匣内环敷设了硫化橡胶涂层。转子采用永磁同步电机直接驱动，减少齿轮箱驱动带来的干扰振动，电机最大功率为220 kW，最高转速可达20 000 r/min，升速率和减速率可调，本实验中均设定为10 r/s。

表1 支点轴承型号Table 1 Types of supporting bearings

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

1.2 转静碰摩结构

增压级橡胶涂层机匣实物如图2所示，图中虚线框内给出了硫化橡胶涂层的局部细化图。橡胶涂层为整周板式结构，厚度为2 mm、宽度为21 mm。碰摩转子部件-增压级篦齿的齿数为2、齿高8 mm（见图1 实验器总体示意图）。

图2 硫化橡胶涂层机匣Fig.2 Vulcanized rubber coated casing

为了便于在后续分析中评估机匣、鼓筒可能的共振对测量信号的影响，计算了机匣和鼓筒固有频率。机匣前4 阶固有频率（fω1～fω4）及模态计算结果如图3所示，图中xˉ为无量纲位移值，计算中忽略了螺栓连接结构对机匣刚度的弱化作用，并忽略了碰摩刚度。可以看到，机匣固有频率在500 Hz 以上，前4 阶模态依次为橡胶涂层环的局部模态和机匣的前3 阶节径模态，其中第4 阶固有频率fω4=774.3 Hz三节径振型相对位移较大。

图3 机匣固有频率及模态Fig.3 Natural frequencies and modes of casing

图4 给出了鼓筒固有频率、模态计算结果，计算时忽略了鼓筒螺栓连接对刚度的影响，以及轮盘、风扇轴对鼓筒的影响。可以看到，鼓筒低阶模态为节径振型，第1 阶固有频率约为500.0 Hz。

图4 鼓筒固有频率及模态Fig.4 Natural frequencies and modes of drum

2 测量系统设置

实验对转静子碰摩信号开展了系统测量，传感器布置如图5所示。转子信号为鼓筒振动位移，测量位置位于鼓筒靠近篦齿处，在水平、竖直2 个方向布置电涡流位移传感器。测量的静子信号包括：机匣温度，在封严环竖直上方和水平方向粘贴热电偶；机匣应变，在封严环水平方向左右两侧、竖直方向上下两侧各粘贴2 个应变片，采用半桥法测量；弹支应变，测量方式与机匣应变相同；机匣与前支座振动加速度，在机匣与前支座的竖直与水平方向各布置1 个加速度传感器。实验中的传感器类型及相关参数如表3所示。

表3 传感器参数Table 3 Parameters of sensors

图5 传感器布置示意图Fig.5 Schematic diagram of sensors location

安装后的增压级篦齿-橡胶涂层机匣碰摩系统如图6所示。本文研究的是转静子局部偏心碰摩，通过沿竖直方向向下调整机匣的安装偏心量来改变转静间隙，但由于橡胶涂层材料特别软、精确加工难度大、转静子间隙极小，导致实际转静子间隙难以直接准确测定。采用间接法进行大致估计，测定步骤为：① 采用细塞尺调整橡胶涂层与封严篦齿之间的间隙至0.6 mm（该值是无偏心状态转静间隙设计值），并利用高度尺测量该状态下机匣外径最高处的高度值H0，以此为机匣基准高度；② 竖直向下调整机匣高度至H1，使H0与H1之差满足预设转静偏心间隙值δ。但在实验过程中，准确估计转静偏心间隙值极其困难，因此同步结合了不平衡量控制，实现不同转速碰摩。在给定的机匣安装偏心量和不平衡量下，通过逐渐升高转子转速增大鼓筒的不平衡响应，使篦齿与橡胶涂层逐渐碰摩。转子转速按预设的台阶形式逐渐升高，直至2 400 r/min 后减速停机，经前期转子动特性测试，转子一阶临界转速为2 162 r/min 左右。共开展了2 组不同碰摩转速下的碰摩实验：工况1，2 121 r/min 碰摩；工况2，1 663 r/min 碰摩。

图6 组装后碰摩转静子系统实物Fig.6 Photo of assembled rubbing rotor-stator system

3 静子测试结果与分析

3.1 碰摩对橡胶涂层的影响

图7 给出工况1 碰摩后的机匣橡胶涂层与篦齿，与图2 碰摩前对比可以看出，在篦齿摩擦作用下，涂层沿周向出现了2 道磨痕。从宏观方面，磨痕集中于机匣安装状态竖直上方（即机匣偏心小间隙方向）一定弧度内，圆周范围约为210°，机匣碰摩为局部碰摩；然而磨痕沿圆周方向中心并不位于机匣竖直正上方，而是偏移约30°，这应与转子振动相位有关，即与涡动椭圆长轴方向有关。从图7（a）中橡胶涂层磨痕局部放大图还可注意到，在该圆周区域的涂层上附着了磨损后的橡胶粉末，2 道磨痕规则、边界清晰，形似“犁口”，这主要是因为篦齿宽度小，与涂层接触主要是切入过程，磨痕深度最大约1.2 mm（后续可看到该值远大于转子振动幅值），宽度约为1.6 mm。实验过程中，碰摩发出刺耳响声，同时产生了浓烈的橡胶烧焦味道，碰摩过程热效应显著，橡胶涂层在与篦齿碰摩过程中存在磨损-焦烧过程。从图7（b）所示篦齿图中，同样可观察到附着于篦齿局部的橡胶粉末。可见，橡胶涂层在与篦齿碰摩过程中磨损严重。

图7 工况1 碰摩后的橡胶涂层与篦齿Fig.7 Rubber coating and labyrinth after case 1 rubbing

3.2 机匣温度

图8（a）、图8（b）分别给出了工况1、未碰摩工况下转子转速及水平方向机匣温度随时间的变化曲线，图中未给出竖直碰摩方向的温度结果是因为机匣碰摩振动过大导致该方向的热电偶导线断裂失效。可以注意到，当转速升高至2 100 r/min附近时（对应于t=426.0 s 时刻）发生明显波动，出现了“掉转—超加速—过减速”的过程，当降速至2 000 r/min 时减速率恢复至预设减速率10 r/s逐渐停机。转速波动阶段如图8（a）中灰色区域及局部细化图所示。特别地，在转速波动的掉转阶段，机匣的温度同步快速升高，掉转阶段结束之后机匣温度逐渐下降。这种转速波动与机匣温升现象来源于篦齿与橡胶涂层碰摩。

图8 转速与机匣温度随时间变化曲线Fig.8 Rotating speed and rubbing-casing temperature over time

碰摩对转子施加了与旋转方向相反的扭矩，一方面，如前所述，橡胶涂层在碰摩过程中的磨损和焦烧会改变涂层与篦齿的接触特性；另一方面，静子振动亦导致转静子间隙变化，因此碰摩反向扭矩是动态变化的，同时电机对转子的正向扭矩受到以升速率为目标的反馈控制。在2 种动态扭矩共同作用下，转子转速剧烈波动，尤其是对于转速波动的掉转阶段，转静摩擦反扭矩过大，直接导致了转子瞬时降转，并产生了大量的瞬时热量，机匣温度快速升高，使橡胶熔化，同时机匣剧烈振动加剧了涂层磨损，使涂层与机匣的碰摩作用逐渐减弱；涂层磨损与橡胶熔化双重作用，使转静接触变弱，直至分离（此处值得说明的是，后续的转子振动分析将进一步说明此处的篦齿与涂层分离并非由转子振幅减小所引起）；转子转速继续上升，机匣温度逐渐降低。由此可见，篦齿与橡胶涂层碰摩会产生强烈的短时瞬态摩擦。

需要说明的是，图8（a）中机匣温度在碰摩过程中仅升高了3 ℃，与3 个因素有关：一是该测点是水平方向测点，而主要碰摩区域位于竖直方向附近，故该测点碰摩产热量相对少；二是相对于金属材料，橡胶涂层导热性差，使传导至热电偶的热量少；三是碰摩为短时瞬态碰摩，使热量传导不具有持续性。文献［21］测量了不同叶尖形状与金属基涂层持续碰摩下的温升情况，所测温升最大为1.5～10.0 ℃，且具有温度缓慢上升的特点，但并未给出温度测量方式和具体位置。此外，从图8（b）可以看到，在整个未碰摩工况实验流程中温度最高仅变化了约0.8 ℃。鉴于以上原因，实验所测量到的3.0 ℃温升变化能反映碰摩现象。

3.3 机匣与弹支应变

图9（a）、图9（b）分别给出了工况1、2 转静碰摩过程中静子部件的时均应变随时间的变化曲线（图中符号ε表示应变），其中弹支给出了水平、竖直2 个方向，工况1 中机匣仅给出了水平方向的应变，这是因为拆解碰摩后的实验件发现，其竖直方向的应变片因碰摩瞬态冲击过大而损坏，工况2 中未提供机匣应变亦是因为2 个方向应变片均因碰摩冲击而产生结构破坏。从图9（a）中可以看出，碰摩工况1 的弹支应变和机匣应变发生突变，其时间与图8（a）温度急升、转速骤降同步。机匣水平应变均值先增大后减小，变化范围为67.35，反映了在碰摩作用下机匣先向上方变形而后回弹的过程。同时，碰摩引起的转子振动作用于弹支，引起了弹支应变均值的变化，且应变为单向变化。可以看到，弹支在竖直方向上的应变均值变化量高于水平方向，这是因为转静碰撞发生在竖直方向；应变均值从突变到恢复至稳定耗时约3 s，与温度急升、掉转时间一致，进一步说明该阶段转静碰摩剧烈。对于工况2（见图9（b）），碰摩导致的弹支应变均值变化趋势与工况1相同，说明了碰摩现象的一致性。

图9 静子部件应变均值随时间变化曲线Fig.9 Time waveforms of averaged strains for stator components

3.4 机匣与支座振动加速度

对于碰摩引起的静子部件振动，图10 给出了工况1 机匣在水平、竖直方向的振动加速度随时间的变化曲线。可以看出，在时间t=426.0～426.4 s 之间机匣振动持续增大，接着出现突降，之后机匣振动再次持续增大，在约t=426.8 s 时振动幅值进一步急剧突增，振幅超过了50g（g为重力加速度），在该过程中转速由2 123 r/min 升高至2 129 r/min。机匣振动加速度时域波形突变性强且碰摩能量大，在t=426.8 s 时机匣振动疑似突发失稳。

图10 工况1 机匣振动加速度随时间变化曲线Fig.10 Time waveforms of vibration acceleration for case 1 rubbing-casing

图11 进一步给出了工况1 碰摩过程转速为2 123 r/min 时的机匣振动加速度频谱图。可看到在特征频率f=745.3 Hz 处振动峰值较大，且在该频率两侧出现边频f1=709.9 Hz、f2=780.7 Hz，注意到此时转子转频fΩ=35.4 Hz，则边频满足f1=f-fΩ、f2=f+fΩ。同时，结合图3 机匣固有频率分析结果，f=745.3 Hz应为机匣第4 阶固有频率，但略低于1.2 节中固有频率的仿真结果，误差来源于计算机匣固有频率时忽略了螺栓连接的刚度弱化作用。由此可见，碰摩引起了机匣共振，并产生了固有频率与转子转频的组合频率。

图11 工况1 机匣振动加速度频谱图Fig.11 Spectrums of vibration acceleration for case 1 rubbing-casing

图12 给出了工况1 前支座在转静碰摩阶段的振动加速度波形。可以看出，与图10 机匣振动相比，支座的振动响应相对滞后，其振幅在t=426.8 s 左右开始增大，高幅值振动（最大10g）持续约3 s，期间振幅出现多次突变，在t=430 s 后支座振动恢复正常。

图12 工况1 前支座振动加速度随时间变化曲线Fig.12 Time waveforms of vibration acceleration for case 1 front base

相应地，图13 给出了工况1 前支座振动加速度频谱图。从图中亦可观察到与碰摩机匣一致的特征频率及其与转频的组合频率，但特征频率处振动加速度幅值低于机匣振动幅值，该频率应由机匣传递至前支座。

图13 工况1 前支座振动加速度频谱图Fig.13 Spectrums of vibration acceleration for case 1 front base

对于低转速碰摩，图14 给出了工况2 前支座竖直振动加速度波形及频谱图。可以看到在支座加速度波形中存在频率调制，导致了明显的“拍振”现象。进一步从图14（b）的频谱图中，可捕捉到751.7 Hz 主特征频率，及其与转频（fΩ=26.5 Hz）的组合频率725.7、777.8 Hz。这种静子部件振动加速度出现机匣固有频率与转频组合频率的现象与高转速碰摩相一致，但转频振动对固有频率振动的调制作用更明显。

图14 工况2 前支座竖直振动加速度波形及频谱图Fig.14 Time waveforms and spectrums of vertical vibration acceleration for case 2 front base

4 转子振动测试结果与分析

为了进一步分析篦齿-橡胶涂层机匣碰摩的特点，图15 给出了转静碰摩过程中鼓筒振动位移的时间波形。可以看到，在t=427.0 s 附近转子振动位移幅值减小，且振幅不再关于“零值”对称，以鼓筒竖直方向振动尤为明显；在t=428.0～429.0 s 之间，振动位移经过了一个“零值对称性”逐渐恢复的过程；在t=430.0 s 后，转子振动恢复为周期性稳定状态，上述过程即为转静碰摩对转子作用的过程。注意到碰摩后的鼓筒振幅高于碰摩前，说明橡胶涂层熔化、静子振动加剧涂层磨损共同作用加大了转静间隙，使篦齿与涂层的摩擦作用减弱，也进一步解释了图8 中机匣温度降低的原因。

图15 工况1 碰摩过程鼓筒振动位移时间波形Fig.15 Time waveforms of drum vibration displacement during case 1 rubbing

图16 给出了工况1 中鼓筒在不同转静碰摩时刻的振动位移波形细化图及相应的频谱图。从图16（a）可以看出，在转静碰摩初始阶段鼓筒振动以转频fΩ=35.4Hz及其2倍频为主，即振动特征频率为“转频+低倍频”；进入碰摩掉转速阶段（见图16（b）、图16（c））后，在波形图和频谱图中均可捕捉到高频振动成分，包括转频的6倍频和8倍频，而482.8 Hz（以及图16（d）、图16（e）中的490.2、491.6 Hz）、753.9 Hz 的频率成分应来源于转静子耦合振动，其中753.9 Hz 对应于机匣固有频率共振，而490.0 Hz 左右的频率成分来源于鼓筒一阶固有频率共振（见图4），该阶段的振动特征频率表现为“转频+低倍频+机匣固有频率/鼓筒固有频率”。从图16（d）～图16（f）可以看出，随着碰摩作用减弱，鼓筒振动位移逐渐恢复为以转频为主，并伴有2 倍频振动，此时转子振动特征频率恢复为“转频+低倍频”。此外，还可以注意到，碰摩过程鼓筒转频振动幅值经历了先减小后增大的变化过程。

图16 工况1 碰摩过程鼓筒振动位移波形及频谱Fig.16 Time waveforms and spectrums for drum vibration displacement during case 1 rubbing

转子振动位移的变化过程说明：篦齿-橡胶涂层机匣碰摩具有可脱离、非持续性的特点；碰摩激起了转子鼓筒和机匣的固有频率共振，引起了振动能量从低频（转频）向高频（共振频率）的转移。

图17 给出了低转速碰摩工况下鼓筒竖直方向振动位移的时域波形。可以看到，从t=390.5 s左右开始，鼓筒振动位移整体向正值逐渐偏移，在t=392.5 s 后振动位移的“零值对称性”逐渐恢复。碰摩引起鼓筒振动位移波形的变化趋势与高转速碰摩工况1 相类似，但程度相对较轻。

图17 工况2 碰摩过程鼓筒竖直方向振动位移时间波形Fig.17 Time waveforms of drum vibration displacement along vertical direction during case 2 rubbing

对于图17 碰摩过程中波形变化最剧烈的时间段t=391.8～391.9 s，图18 给出了位移细化波形及相应的频谱图。与图16（b）、图16（c）相比，实验中低转速碰摩所引起的高频成分相对较少，仅捕捉到了750.0 Hz 左右的特征频率，该频率与高转速碰摩结果相同，应是转静子耦合碰摩引起的机匣共振。

图18 工况2 下1 666 r/min 碰摩时鼓筒振动位移时间波形及频谱图Fig.18 Time waveforms and spectrums for drum vibration displacement during case 2 rubbing at 1 666 r/min

5 结 论

设计了低压转子增压级篦齿-橡胶涂层机匣碰摩实验器，系统测量和分析了不同转速碰摩过程中转静子振动、温度、应变、转速信号的相关特征，得到如下主要结论：

1） 实验器模拟了大涵道比发动机低压转子、增压级转静子的典型结构特征，包括转子的支承形式、弹支+挤压油膜阻尼器支承结构、增压级鼓筒和机匣的悬臂薄壁式结构、篦齿与真实橡胶涂层的小切入面积碰摩作用。

2） 在橡胶可磨损与可熔化双重特性作用下，篦齿-橡胶涂层机匣碰摩短时热效应显著，具有瞬态碰摩能量大、碰摩短时自脱离的特点。

3） 在碰摩过程中，转子鼓筒的转频振动幅值先减小后增大；碰摩严重时，转子振动信号中可捕捉到机匣固有频率，转子振动特征频率经过了“转频+低倍频”—“转频+低倍频+机匣固有频率/鼓筒固有频率”—“转频+低倍频”的变化过程。

4） 在转子振动信号、机匣、支座振动信号中均存在机匣固有频率与转频的组合频率，振动加速度出现“拍振”，机匣可能发生失稳运动，转静子耦合振动效应明显；关于振动幅值特征，支座振动幅值明显低于机匣振动。

5） 篦齿-橡胶涂层机匣碰摩过程中伴随着转速突降—加速升高波动、机匣温度突升—下降、挤压油膜阻尼器与机匣应变均值的同步突变、应变均值突变后快速恢复原状态。

初步获得了模拟增压级篦齿-橡胶涂层机匣碰摩引起的转静子振动、机匣温度、机匣应变信号，但碰摩工况较少，准确测量碰摩间隙难度大，故在定量评价碰摩程度方面仍存在一定困难，对碰摩引起的转静子信号特征提炼仍不全面，此外，对篦齿-橡胶碰摩过程的机制揭示亦不充分。后续将从篦齿-橡胶涂层碰摩理论模型、丰富碰摩信号特征及特征定量化提取、不同参数碰摩实验及仿真等方面开展研究。