孫貴青，孫慧潔，趙 哲

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

轉(zhuǎn)子不平衡是航空發(fā)動機的主要激振源，直接影響發(fā)動機可靠性及其部件使用壽命，在發(fā)動機裝配中需要設(shè)計嚴格的裝配、平衡工藝來控制轉(zhuǎn)子初始不平衡量和剩余不平衡量[1-5]。其中，初始不平衡量是轉(zhuǎn)子裝配后、平衡前轉(zhuǎn)子存在的不平衡，其量值過大會使最終平衡好的轉(zhuǎn)子內(nèi)部仍存在不平衡力或不平衡力矩[6-7]，在轉(zhuǎn)子高速運轉(zhuǎn)過程中形成較大的轉(zhuǎn)子內(nèi)部應(yīng)力，進而破壞轉(zhuǎn)子本身的平衡狀態(tài)，引起整機振動過大等故障。針對初始不平衡量控制，文獻[8-9]基于各單件不平衡量提出了優(yōu)化各級盤角向裝配位置方法；文獻[10-12]基于轉(zhuǎn)子部件跳動測量，利用轉(zhuǎn)子不同心度和不平衡量雙目標優(yōu)化原則，得到更優(yōu)化的初始不平衡量。但在工程實踐中，受各單件及組合裝配的不平衡量、不同心度測量完整性、準確性限制，部分轉(zhuǎn)子仍然會出現(xiàn)初始不平衡量超限問題。

某型航空發(fā)動機低壓渦輪轉(zhuǎn)子出現(xiàn)初始不平衡量超限問題，由于缺少有效方法，在排除過程中往往帶有一定的盲目性，不僅延誤裝配周期，而且反復(fù)裝拆會增加機件損傷風(fēng)險。本文通過計算和分析機件形位誤差對不平衡量的影響，形成了相應(yīng)的超限處理流程，為快速排除及在裝配中抑制轉(zhuǎn)子初始不平衡量超限提供了具體指導(dǎo)。

1 問題描述

某型航空發(fā)動機低壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡組件主要由低壓渦輪軸組件、低壓渦輪轉(zhuǎn)子組件、低壓渦輪靜子組件組成，前2者構(gòu)成低壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡組件的主要部分，如圖1所示。平衡組件采用盤鼓式結(jié)構(gòu)，低壓渦輪軸組件通過轉(zhuǎn)子支承錐盤與低壓渦輪轉(zhuǎn)子組件連接在一起，轉(zhuǎn)子支承錐盤的上部連接在第3、4級盤的伸臂之間，下部固定在低壓渦輪軸的轉(zhuǎn)接盤上，轉(zhuǎn)子各級渦輪盤采用精密螺栓在盤的伸臂處連接和定心。

圖1 低壓渦輪動平衡

低壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡要求如下：首先對低壓渦輪各級盤片組件進行靜平衡，在各級盤片平衡至殘余不平衡量不大于400 g·mm后，進行低壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡組件組裝，以圖1中的基準A、B為支點，在臥式平衡機上進行低壓渦輪動平衡。要求在C、D 2處（安裝螺栓處）初始不平衡量都小于7500 g·mm，否則，需要將低壓渦輪分解到零件狀態(tài)，重新進行裝配和動平衡，直至初始不平衡量達到要求為止。

在實際中，低壓渦輪轉(zhuǎn)子時常出現(xiàn)初始不平衡量超限的情況（見表1），已成為制約科研生產(chǎn)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，亟待分析解決。

表1 初始不平衡量超差臺份示例

2 技術(shù)分析

為減小平衡機、平衡工裝、葉片活動量等因素造成的測量不穩(wěn)定性，在平衡工藝及生產(chǎn)操作中測量結(jié)果均要求使用4次測量的矢量平均法，通過多臺份低壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡試驗分析，不平衡量隨機誤差均在215 g·mm以內(nèi)。同時，在低壓渦輪轉(zhuǎn)子組件前、后修正面分別加蠟檢查測量的準確性，試驗結(jié)果也在要求范圍內(nèi)。因此，裝配工藝方法應(yīng)是影響初始不平衡量超差的主要因素。

圖3 端面跳動傾斜引起的偶不平衡影響

影響初始不平衡量的因素主要包括單件殘余不平衡量、單件定位基準、機件間裝配相位角度、連接螺栓擰緊順序、擰緊力矩大小等[13]，對于單件殘余不平衡量合格，固化連接螺栓擰緊順序、擰緊力矩數(shù)值等工藝規(guī)范情況下，單件定位基準、機件間裝配相位是影響轉(zhuǎn)子初始不平衡量的主要裝配參數(shù)。從低壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡組件結(jié)構(gòu)來看，當盤與軸間、支承錐盤與盤片組件之間、盤與盤之間定位基準誤差較大且裝配相位角度不利時，就會使得平衡組件慣性軸與旋轉(zhuǎn)軸間偏差超出合理范圍，造成轉(zhuǎn)子初始不平衡量超差。

3 初始不平衡量影響計算

3.1 定位基準對初始不平衡量影響公式

在一般情況下，轉(zhuǎn)子不平衡由2類基本不平衡混合而成，即：靜不平衡與偶不平衡。靜不平衡是中心主慣性軸僅平行偏離于（轉(zhuǎn)子）軸線的不平衡狀態(tài)；偶不平衡是中心主慣性軸與（轉(zhuǎn)子）軸線在質(zhì)心相交的不平衡狀態(tài)[14]。

圖2 端面跳動傾斜引起的靜不平衡影響

按照“Balancing Machines：Tooling Design Criteria”（SAE ARP4163）標準[15]，定位接口對轉(zhuǎn)子不平衡量的影響分為：（1）定位接口柱面跳動引起的靜不平衡；（2）定位接口端面跳動引起的靜不平衡（如圖2所示）；（3）定位接口端面跳動引起的偶不平衡（如圖3所示）。計算公式分別為：

定位接口柱面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量

式中：M為轉(zhuǎn)子組件質(zhì)量；aR為定位接口柱面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量。

定位接口端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量

式中：aA為定位接口端面跳動；L為定位接口端面至轉(zhuǎn)子組件重心的軸向距離；RD為定位接口定位半徑。

定位接口端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件偶不平衡量

式中：RC為轉(zhuǎn)子組件修正面修正塊分布半徑。

3.2 轉(zhuǎn)子組件初始不平衡量影響計算

低壓渦輪結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。分別對盤與軸間、支承錐盤與盤片組件間、盤片組件間裝配相位角度最不利影響進行分析計算。

表2 低壓渦輪結(jié)構(gòu)參數(shù)

3.2.1 盤與軸間影響計算

根據(jù)式（1），代入數(shù)據(jù)計算可得盤軸定位接口柱面跳動引起的盤片轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量最大值USRS=M1×aR/2=1720 g·mm。

根據(jù)式（2），盤軸定位接口端面跳動引起的盤片轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量最大值USCS=M1×aA/2×（LS/RSD）=798 g·mm。

又根據(jù)式（3），盤軸定位接口端面跳動引起的盤片轉(zhuǎn)子組件偶不平衡量最大值UCSAC=M1×RAV×aA/2×（RAV/RSD）=868675 g·mm2，偶不平衡 UC的計算式為

式中：U為2個平面上的相對不平衡量大?。籐K為2個平面間的距離。

按照式（4）可得單面不平衡量USAC=3913 g·mm。

不平衡量在校正平面內(nèi)側(cè)（質(zhì)心不對稱的內(nèi)質(zhì)心轉(zhuǎn)子，如圖4所示）的校正方法為

式中：UperA、UperB分別為 A、B校正平面上的許用剩余不平衡量；Uper為（總）許用剩余不平衡量（在質(zhì)心平面）；LA、LB分別為從質(zhì)心平面到A、B校正平面的距離；L為支承跨距。

圖4 質(zhì)心不對稱的內(nèi)質(zhì)心轉(zhuǎn)子

根據(jù)式（5），單個修正面最大靜不平衡量UperCS=（USRS+USCS）×LK2/LK=1304 g·mm。

當定位基準引起的盤片轉(zhuǎn)子組件最大靜不平衡UperCS和最大偶不平衡USAC處于最不利組合時，最大值為 UperCS+USAC=5217 g·mm。

3.2.2 支承錐盤與盤片組件間影響計算

在最不利情況下，支承錐盤柱面跳動引起的5級盤片組件（不包含支承錐盤）靜不平衡量最大值為UPRS=M2×aPR/2=6900 g·mm。

支承錐盤端面跳動引起的5級盤片組件（不包含支承錐盤）靜不平衡量最大值為UPAS=M2×aPA/2×（LG/RZ）=700 g·mm。

支承錐盤端面跳動引起的5級盤片組件（不包含支承錐盤）偶不平衡量最大值為UCPAC=M2×RAV×aPA/2×（RAV/RZ）=1742400 g·mm2，根據(jù)式（4），單面不平衡量為 UPAC=7849 g·mm。

根據(jù)不平衡量在校正平面內(nèi)側(cè)的校正方法（式（5）），單個修正面最大靜不平衡量 UperCS=（UPRS+UPAS）×LK2/LK=3937 g·mm。

當支承錐盤與盤片組件之間形位誤差引起的盤片轉(zhuǎn)子組件靜不平衡UperCS和偶不平衡UPAC處于最不利組合時，單個修正面不平衡量最大值UperCS+UPAC=11786 g·mm。

3.2.3 盤片組件間影響計算

為了減小裝配后的殘余不平衡力和力矩，第1～5級盤片組件優(yōu)化組合裝配要求如下：根據(jù)已標記好的第1、2、3級盤片的剩余不平衡量，將剩余不平衡量相對小的2級盤的重點位置放在同一角度，剩余不平衡量最大的1級盤的重點位置放置在相對180毅方向；第4級盤片剩余不平衡量重點位置與第1、2、3級盤片中剩余不平衡量最大的1級盤重點位置相同；第5級盤片剩余不平衡量重點位置與第4級盤重點位置相對180毅，具有3種低壓渦輪盤片組件組合可能，如圖5所示。因此，在最不利情況下，盤片組件剩余靜不平衡量最大值UPSS=800 g·mm，根據(jù)式（5），單個修正面最大不平衡量為 UperCS=UPSS×LK2/LK=414 g·mm。

圖5 低壓渦輪盤片組件組合形式

如果按上述工藝方法裝配后，跳動值不符合要求，則按照滿足跳動值相位安裝，若跳動值合格但盤片組件剩余不平衡量相位處于最不利組合時，盤片組件剩余靜不平衡量最大值為2000 g·mm，單個修正面不平衡量最大為1035 g·mm。

根據(jù)以上計算結(jié)果可知，轉(zhuǎn)子支撐錐盤與盤片組件間、低壓渦輪盤軸間裝配結(jié)果對初始不平衡量影響較大，主要原因為：（1）低壓渦輪軸定位基準由于半徑較小，盤片轉(zhuǎn)子組件修正半徑相對較大，使得盤片轉(zhuǎn)子組件不平衡量對盤軸間裝配相位角度特別敏感；（2）轉(zhuǎn)子支撐錐盤與盤片組件間形位誤差要求相對較大。

因此，預(yù)先控制轉(zhuǎn)子初始不平衡量以防止超差的主要方法包括：

（1）嚴格控制低壓渦輪5級盤片轉(zhuǎn)子組件相對轉(zhuǎn)子支承錐盤的柱面跳動、端面跳動等裝配精度，應(yīng)盡可能小（根據(jù)以往實踐經(jīng)驗不應(yīng)超過0.05 mm），在裝配相位角度上，端面跳動優(yōu)先于柱面跳動；

（2）應(yīng)用裝配優(yōu)化技術(shù)對低壓渦輪軸、轉(zhuǎn)子支承錐盤、各級盤的幾何要素進行準確測量后，利用組合優(yōu)化算法保證裝配后組件端面跳動和柱面跳動最優(yōu)，轉(zhuǎn)子初始不平衡量盡可能小。

4 初始不平衡量超限排除流程

應(yīng)用裝配優(yōu)化技術(shù)是控制轉(zhuǎn)子組件初始不平衡量的根本方法，相應(yīng)地需要研發(fā)工藝裝備和軟件算法進行試驗驗證，相對而言周期較長，成本較高。當?shù)蛪簻u輪轉(zhuǎn)子平衡組件初始不平衡量超限時，按照機件裝配先后順序及分解檢查工作量最小原則制定流程，可快速排除初始不平衡量超差問題。低壓渦輪平衡超差處理流程如圖6所示。

為檢查盤片組件間及盤軸間裝配到位情況，可以在平衡機上檢查第1級盤前和第5級盤后端面跳動，如果跳動值超過0.15 mm，則說明存在裝配不到位情況，需要分解檢查。

圖6 低壓渦輪平衡超差處理流程

前、后修正面不平衡量相位小于90毅時，判定靜不平衡為主模式，反之，判定偶不平衡為主模式。

根據(jù)研究制定的低壓渦輪轉(zhuǎn)子初始不平衡量超差排除流程，應(yīng)用6臺次發(fā)動機進行平衡驗證，不平衡量超差均全部得以排除（見表3）。

表3 平衡結(jié)果對比

5 結(jié)論

本文針對某型發(fā)動機低壓渦輪轉(zhuǎn)子初始不平衡量超限問題進行了深入分析，制定了排除流程，經(jīng)過實踐檢驗有效。得到了如下結(jié)論：

（1）轉(zhuǎn)子機件定位基準是影響初始不平衡量的重要因素，在生產(chǎn)實際中，可通過優(yōu)化轉(zhuǎn)子組件的裝配相位，減小定位基準誤差帶來的不平衡量影響。

（2）利用轉(zhuǎn)子定位基準誤差影響不平衡的計算公式，可對轉(zhuǎn)子各定位基準影響進行計算，識別出重要部位并排序，制定出針對性的工藝控制措施。

（3）在工藝設(shè)計階段，應(yīng)做好轉(zhuǎn)子初始不平衡量超差排除預(yù)案，對于提高現(xiàn)場生產(chǎn)快速反應(yīng)能力、識別及控制質(zhì)量風(fēng)險具有重要指導(dǎo)意義。

裝配優(yōu)化技術(shù)是未來航空發(fā)動機精益化、智能化裝配的必由之路，可延伸至零部件生產(chǎn)、故檢檢測等上游工序，按照優(yōu)化需求提供精確完整的技術(shù)數(shù)據(jù)，為裝配優(yōu)化實施提供充分的便利條件。