[选读]高压多级氢涡轮泵转子动力学设计与试验研究

[选读]高压多级氢涡轮泵转子动力学 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 与试验研究 高压多级氢涡轮泵转子动力学设计与试验研究 夏德新 (北京液体火箭发动机研究所,北京，100076) 摘要 转子动力学问题是液体火箭发动机氢涡轮泵研制中最复杂的问题之一。为了保证高速转子的稳定工作，必须对转子进行多方面的研究和试验。介绍了在高压多级氢涡轮泵研制过程中转子的结构设计，临界转速计算和转子动力学的试验研究等内容。 关键词 涡轮泵，氢氧发动机，转子，动力学。 Design and Experimental Study on Rotor Dynamics of High Pressure Multistage LH 2 Turbopump Xia Dexin (Beijing Institute of Liquid Rocket Engine,Beijing,100076) Abstract The problem of the rotor dynamics is one of the most complex problems in research of LOX/LH engine LH turbopump. To guarantee the stability of rotor, 22 experimental research on rotor dynamics is necessary. This paper introduces structural design of rotor, computation of critical speed and experimental study on rotor dyna mics of high pressure multistage LH turbopump. 2 Key Words Turbopump, Hydrogen oxygen engine,Rotor,Dynamics. 1 引 言 国内外研制经验 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 明，高压多级氢涡轮泵是氢氧发动机中技术最复杂、难度最大的组件。氢涡轮泵的最大特点是其转子为高转速的柔性转子，工作在二、三阶临界转速之间。在以往氢涡轮泵的研制过程中都出现过转子动力学问题。在美国航天飞机主发动机(SSME)和日本的LE-7发动机的氢涡轮泵中，也都出现过转子的失稳问题。在氢涡轮泵的研制过程中，由于转子动力学问题是一个非常敏感和复杂的问题，它所涉及的因素很多，需要仔细地加以研究和 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 。因此对氢涡轮泵进行转子动力学设计和试验研究，是十分必要的。此项工作已是国外大推力火箭发动机研制过程中不可缺少的一项。 2 氢涡轮泵转子的设计计算 2.1 结构设计 在氢涡轮泵中，由于液氢的密度很低，氢泵的扬程很高，为了提高其效率并保证强度的需要，应采用多级泵并提高其转速。这使氢涡轮泵转子向柔轴发展。而补燃式发动机的涡轮通常为大流量低压比的涡轮，为了提高其效率往往采用两级反力式。这样就增加了转子结构的复杂性，并带来了附加轴向力，这都对转子的设计提出了更高的要求。 在转子的设计中，借鉴了美国SSME氢涡轮泵、俄罗斯PД-0120氢涡轮泵、日本LE-7氢涡轮泵、法国HM-60氢涡轮泵及中国氢涡轮泵等多种型号的结构形式。根据国内外发动机的研制经验，在大推力火箭发动机的氢涡轮泵中极易出现转子不稳定的现象，这是由氢涡轮泵结构的复杂性和其恶劣的工作条件造成的，转子的工作转速通常都在二阶临界转速以上。针对这一特点，高压多级氢涡轮泵转子(见图1)要按柔性转子的特性进行设计，因此采用了以下几项措施: 图1 氢涡轮泵转子 1—弹性支承;2—涡轮盘;3—泵叶轮;4—诱导轮;5—阻尼器。 a) 采用双列轴承及在每列轴承中间加预载的方式，有助于提高轴承的支承能力。 b) 由于氢涡轮泵在二、三阶临界转速之间工作，因此，为了保证其从启动到关机的整个工作区域内能够稳定地工作，在涡轮端和泵端都采用了具有阻尼特性的弹性支承结构，即在鼠笼式弹性支承内加入金属橡胶阻尼器。转子的支承刚度由鼠笼、轴承和阻尼器的组合刚度确定。同时，金属橡胶阻尼器具有很大的阻尼作用，既可以减小转子的振幅，也可以减轻轴承的载荷，从而较好地保证转子的动态稳定性。具有弹性减振支承的转子振幅 频率特性可按下式估算: 式中 ω--工作转速; ω--临界转速; k a--阻尼特性系数; e--偏心量; m--计算质量。 c) 采用盘轴一体的涡轮转子，即两级涡轮盘与轴通过长螺栓组成不可拆卸的整体结构。这样可使涡轮泵转子具有较大的刚性。在国外典型的补燃式发动机的氢涡轮泵中，其中包括美 Д-0120，日本的LE-7都是采用这种刚性较强的盘轴一体结构，甚至国的SSME、俄罗斯的P 法国的开式系统发动机HM-60的涡轮泵，为了提高轴系的刚性和整个涡轮泵的性能，也将原来的中心拉杆式的转子改为现在这种盘轴一体形式。 盘轴一体的转子的另一个优点是转子组合动平衡相对简单，且组合动平衡后装配的再现性好。 d) 两级钛合金氢泵叶轮通过螺母压紧在涡轮转子上，轴系的刚度是由整体转子和套在其外面的离心轮的轮毂组成。因而从整个轴系来看各处的刚性都较大。而由于氢泵材料为钛合金，所以整个转子的质量也较轻。 2.2 临界转速与应变能的计算与分析 氢涡轮泵转子工作在二、三阶临界转速之间，在设计涡轮泵转子时，必须保证其工作转速,1,距离二阶和三阶临界转速有足够的裕度，根据燃气涡轮发动机结构设计准则和美国军用,2,标准: 1.2n,n,0.8n (2) cr2cr3 式中 n--工作转速; n--二阶临界转速; cr2 n--三阶临界转速。 cr3 转子弯曲应变能不能超过该阶振型总应变能的25%。因此，对转子进行临界转速和应变能的计算，是氢涡轮泵设计中的重要内容。 采用多种计算方法对氢涡轮泵转子进行了临界转速计算。计算结果表明，在弹性支承刚77度为1×10,5×10 N/m范围内可将转子临界转速调节到:一阶在10 000 r/min左右，二阶在20 000 r/min左右，三阶在45 000 r/min左右。涡轮泵额定转速为35 000 r/min，处,3,于二阶和三阶临界转速之间。表1为采用矩阵传递法计算得到的临界转速和应变能。当涡轮端和泵端的支承刚度都为1×10 7 N/m时转子的振型图见图2，图3为转子的稳定工作区。 注:刚度 K-Kp栏中的数值，表示涡轮端的支承刚度与泵端的支承刚度相同。t 图2 转子振型 图3 氢涡轮泵转子的稳定工作区 7根据应变能的计算结果，当涡轮和泵端的支承刚度都为1×10 N/m时，转子一阶弯曲应变能占总应变能的6.7%，转子二阶弯曲应变能占总应变能的6.8%，转子三阶弯曲应变能占总应变能的95.3%。低于工作转速的一、二阶弯曲应变能均小于总应变能的25%，满足涡轮发动机结构设计准则的要求。 3 氢涡轮泵转子动力学试验研究 在氢涡轮泵转子的临界转速计算和结构设计完成之后，需要在试验台上进行转子动力学试验，以检验转子设计计算的合理性和转子工作的稳定性。转子动力学试验包括两部分内容——转子在静止状态下的模态试验和转子的转动试验。通过转子动力学试验，可以获得转子的动态特性并保证转子在整机试验中稳定地工作。 3.1 氢涡轮泵转子的模态试验 转子的模态试验包括单个零件的模态试验、转子在自由状态下的模态试验和转子在支承状态下的模态试验。单个零件模态试验的目的是为了检验在转子的单个零件中是否存在转子工作转速范围内的频率成份，并且为整台转子模态试验的频率辨识提供参考。转子在自由状态下的模态试验是为了考察转子本身的刚度对自振频率的影响。转子在支承状态下的模态试验是为了确定支承刚度对转子系统自振频率的影响。因为它最接近氢涡轮泵转子的工作状态，并且在很大程度上可以与临界转速的计算结果进行对比分析。因此，本文重点介绍支承状态下的模态试验。 带有弹性支承的氢涡轮泵转子支在刚度很大的刚性支座上，由于支座刚度远远大于弹性支承的刚度，因此可以认为转子的支承刚度由弹性支承的刚度确定。可以通过改变弹性支承的刚度来获得转子在不同支承刚度下的模态，在试验过程中采用沿转子轴向多点击振，单点拾振的方法采集信号，从而获得转子的各阶模态和振型。 表2为转子在不同弹支刚度下的模态结果，通过与临界转速的计算结果(表1)进行对比可以看出，低阶临界转速的计算值与模态值是相符的。高阶临界转速在计算时考虑了转子旋转后回转效应的影响，故计算值比固有频率高。这与理论分析也是一致的。通过模态试验得出的转子振型见图4。 图4 通过模态试验得出的转子振型 3.2 氢涡轮泵转子的转动试验 临界转速的计算和模态试验的结果表明，氢涡轮泵转动试验的转速可以确定在30 000 r/min,这样既可远离临界转速，又比较接近氢涡轮泵的工作转速。 氢涡轮泵的转动试验是在真空试验器上进行的，转子由电机通过两级变速器驱动至所要求的转速。在试验过程中沿转子轴向安置6个位移传感器，在两个支座上各安置两个加速度传感器，在弹性支承的笼条上都贴有水平和垂直方向的应变片，见图5。在高转速试验前必须进行低转速的转子组合动平衡试验，达到所要求的精度后才可以进行高转速试验，如果高转速 试验过程中转子的振幅仍然较大，可在试验台上对转子进行高速动平衡试验。 图5 转动试验示意图 氢涡轮泵转动试验重点进行了以下几项工作: a) 考验转子在反复装配后在高转速下工作的稳定性。 为满足发动机的多次试验要求,氢涡轮泵在多次分解装配后的转动状态应该是稳定的。这也是对氢涡轮泵最基本的要求之一。为此，采取以下措施保证转子重复分解再装配状态的稳定性:一是两级离心轮与涡轮转子采用0,0 005 mm的过盈配合;二是转子在组合动平衡时采用划线定位。试验是这样进行的:选择一组带有阻尼的弹性支承，其支承刚度均为73.1×10 N/m，装配后进行30 000 r/min的转动试验。分解后重新装配，再次进行了30 000 r/min的转动试验。检验其在二次转动试验中其临界转速、转子位移、弹支应力的变化。在二次转动试验中一阶、二阶临界转速没有变化。一阶临界转速为9 500 r/min，二阶临界转 速为17 500 r/min，与临界转速计算结果基本吻合。 b) 考验转子在不同支承刚度下的转动特性。 由于弹性支承和阻尼器在加工过程中其刚度具有一定的分散性，并且它们的组合刚度随它们之间相互配合的不同也会有所变化。因此，转子应在一定的支承刚度变化范围内稳定地工作。当弹性支承的刚度由3 1×10 7 N/m降为2 5×10 7 N/m时，一阶临界转速由9 500 r/min降为9 200 r/min,二阶临界转速由17 500 r/min降为17 000 r/min，这与理论分析和计算结果也是一致的。因此，在一定的支承刚度范围内，转子具有一个稳定的工作区间。 c) 考验不同的诱导轮重量对转子动特性的影响。 为了减轻涡轮泵转子的重量，诱导轮采用铝合金材料。但诱导轮本身由于其结构形状比较复杂，叶片尖而薄，工作时受到离心力和流体动力的共同作用，因此在强度计算的基础上，对诱导轮的设计还要具有后备 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 ，其中一种后备方案就是采用钛合金材料的诱导轮。 77选用适当的弹性支承后(涡轮端支承刚度为3.1×10N/m，泵端支承刚度为4.5×10N/m)，对带有钛合金诱导轮模拟件的转子进行转动试验，试验结果表明，钛合金诱导轮的方案是可行的，当转子的支承刚度在适当的范围内时，可保证带有钛合金诱导轮的转子稳定地工作。 3.3 氢涡轮泵转子稳定性分析 可以根据转子某处径向振动位移量的测试结果中的6组全转速范围内(n=0,n x)的幅频、相频曲线来判断转子的动态稳定性，如果径向振动位移量随转速一一对应地变化，说明转子具有动态稳定性;如果在某些区域的同一转速下有两个甚至两个以上的径向振动位移量，说明转子具有动态不稳定性(见图6)。 图6 转子稳定性曲线 由转动试验中转子的位移曲线可以看出，转子沿轴向6个点的位移在全转速范围( n=0,n x )内没有出现不稳定区，可以判定转子是稳定的。 转子的阻尼比在很大程度上也反映转子的稳定性。增大外阻尼，可以提高不稳定门槛转速。用半功率带宽法，按下式计算，可得到转子在某共振频率下的模态阻尼比: ζ?(f-f)/2(f) (3) ba0 式中 f――虚频曲线上某一峰值频率; 0 f，f与f对应的实频正、负峰值频率。 ab0―― 同一阶的无阻尼固有频率W 0,有阻尼自然频率[LL]W d,阻尼因子σ,模态阻尼比ζ满足下列关系: 可以计算出在转子动力学试验中测出的转子模态阻尼比 ζ约为0 1,0 2，转子的阻尼效果较好。 4 结 论 高压多级氢涡轮泵转子从结构设计计算到转动试验已经初步告一段落，特别是氢涡轮泵转子动力学试验在中国火箭发动机的研制史上还是第1次。试验结果是令人满意的，它不仅证明氢涡轮泵转子结构设计与计算是正确合理的，转子工作是稳定可靠的，而且为高转速涡轮转子的深入设计与研究积累了经验和数据。因此，可以得出以下结论: a) 氢涡轮泵转子的临界转速计算正确。临界转速计算结果与转子的模态试验和转动试验结果相符。 b) 氢涡轮泵转子的结构设计合理可行。通过采用成双轴承和带有金属阻尼器等措施，解决了在氢涡轮泵中转子易产生不稳定运转的问题。在高转速试验中稳定可靠，没有发现异样的振动现象。 c) 较为深入地对影响氢涡轮泵转子稳定性的几个重要因素进行了试验研究，使转子的稳定性和安全裕度都得到了加大。基本搞清了氢涡轮泵转子的动态特性，为整机试验的顺利进行打下了基础。 参 考 文 献 1 休泽尔 D K等.液体推进剂火箭发动机设计.赵元修，吴守生译.北京:国防工业出版社，1985. 2 晏砾堂，朱根等.结构系统动力特性分析.北京:北京航空航天大学出版社,1989. 3 朱森元.氢氧火箭发动机及其低温技术.北京:国防工业出版社，1998. 4 许本文，焦群英.机械振动与模态分析基础.北京:机械工业出版社，1998. 5 加洪 Γ Γ等.液体火箭发动机结构设计.任汉芬，颜子初等译. 北京:宇航出版社，1992. 6 Ohta T,Kitamura A,Ogata H. LH , turbopump test with hydrostatic bearing. AIAA 99-2195. 7 Bosson Rene, Sabin Patrick, Turin Gilles. Improvements of the hydrogen turbopump for the Vulcain2 Engine. AIAA 99-2344. 8 Greenhill L M. Balancing low cost with reliable operation in the rotordynamic design of the ALS liquid hydrogen fuel turbopump. AIAA 90-2741. 9 Kuo F Y. Space shuttle main engine real time stability analysis. AIAA 93-2078. 10 Barton J, Turin G, Girard N. Development status of the Vulcain 2 Engine. AIAA 99-2616.