馮 碩，孫汕民，朱林波，裴世源，陳 津，周 爍

（1. 中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，沈陽(yáng) 110043；2. 西安交通大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院，西安 710049；3. 西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，西安 710049；4. 中國(guó)航發(fā)上海商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造有限責(zé)任公司，上海 201306）

渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)振動(dòng)問題比較普及，多個(gè)型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)在科研、批產(chǎn)和服役階段都長(zhǎng)期存在，沒有徹底解決，特別是高壓轉(zhuǎn)子振動(dòng)的超限或異常問題，更為突出。高壓轉(zhuǎn)子是由高壓壓氣機(jī)（HPC）轉(zhuǎn)子和高壓渦輪（HPT）轉(zhuǎn)子對(duì)接裝配而成的組合件，是發(fā)動(dòng)機(jī)最為核心的功能部件。高壓轉(zhuǎn)子裝配制造質(zhì)量決定了轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)最終的幾何、不平衡和剛度等物理特性，進(jìn)而直接影響了整機(jī)振動(dòng)響應(yīng)特征[1–4]。為有效抑制高壓轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性，探索、構(gòu)建高壓轉(zhuǎn)子裝配過(guò)程數(shù)據(jù)（結(jié)構(gòu)及工藝參數(shù)）和轉(zhuǎn)子振動(dòng)響應(yīng)之間的復(fù)雜規(guī)律或關(guān)聯(lián)模型是至關(guān)重要的，也是極其困難的。

高壓轉(zhuǎn)子裝配工藝過(guò)程中，HPC/HPT 轉(zhuǎn)子的幾何和不平衡測(cè)量是比較成熟的，但HPC、HPT 轉(zhuǎn)子對(duì)接裝配形成高壓轉(zhuǎn)子后，處于核心機(jī)

單元體狀態(tài)，高壓轉(zhuǎn)子被靜子機(jī)匣系統(tǒng)覆蓋，限于某些型號(hào)結(jié)構(gòu)限制所導(dǎo)致的測(cè)試或調(diào)整成本過(guò)高，經(jīng)濟(jì)上不可取，一般難以進(jìn)行動(dòng)平衡，只能粗略地測(cè)量高壓轉(zhuǎn)子內(nèi)腔某一截面的同心度指標(biāo)[5]。所以，如何根據(jù)HPC/HPT 轉(zhuǎn)子的幾何和不平衡實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)以及實(shí)際安裝相位，進(jìn)行高壓轉(zhuǎn)子的幾何和不平衡指標(biāo)預(yù)測(cè)，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行振動(dòng)響應(yīng)評(píng)估是非常重要的。

高壓轉(zhuǎn)子裝配工藝

高壓轉(zhuǎn)子連接裝配工藝是指HPC 轉(zhuǎn)子和HPT 轉(zhuǎn)子的對(duì)接安裝過(guò)程，主要工序是螺栓安裝、同心度檢測(cè)。某主機(jī)廠采用HPC/HPT 轉(zhuǎn)子以各自測(cè)得的SP 位置錯(cuò)開180°進(jìn)行對(duì)接安裝，安裝完成后采用專用的測(cè)量裝置分別以高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子前支點(diǎn)、高壓渦輪轉(zhuǎn)子后支點(diǎn)測(cè)量篦齒盤盤心位置的跳動(dòng)，檢查兩個(gè)轉(zhuǎn)子裝配后的組合轉(zhuǎn)子同心度是否在要求的范圍內(nèi)。經(jīng)過(guò)上述方法裝配完成后，大多數(shù)轉(zhuǎn)子盤心跳動(dòng)能保證在合格范圍內(nèi)，但由于缺少預(yù)測(cè)方法，仍有跳動(dòng)超差的情況發(fā)生。同時(shí)由于某些型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)、高壓渦輪轉(zhuǎn)子是單獨(dú)平衡，裝配完成后的組合轉(zhuǎn)子受結(jié)構(gòu)限制，測(cè)試或調(diào)整成本過(guò)高，一般在傳動(dòng)裝配后不進(jìn)行動(dòng)平衡測(cè)量檢查，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子在組合狀態(tài)下的動(dòng)不平衡量難以預(yù)測(cè)。

高壓組合轉(zhuǎn)子裝配性能建模技術(shù)方法

1 高壓組合轉(zhuǎn)子剛性堆疊技術(shù)原理

假設(shè)高壓轉(zhuǎn)子安裝邊止口配合由最小二乘中心及最小二乘平面同時(shí)重合完成，則數(shù)學(xué)上止口配合可用兩個(gè)配合面的齊次坐標(biāo)變換矩陣相等來(lái)實(shí)現(xiàn)[6–8]。兩級(jí)盤進(jìn)行配合時(shí)，以下層盤的底面為測(cè)量基準(zhǔn)，配合面，裝配完成后上層盤上止口的空間位姿如圖1 所示，可由以下方程計(jì)算得到

圖1 零件之間誤差傳遞示意圖Fig.1 Schematic diagram of error transmission between parts

若安裝邊止口的z 向坐標(biāo)為h，不計(jì)其高度誤差，xc、yc為止口擬合圓心坐標(biāo)，(–A，–B，1)為止口端面朝正方向的單位法向量，通過(guò)先平移再轉(zhuǎn)動(dòng)的方法，可以獲得安裝邊止口在測(cè)量坐標(biāo)系中的齊次坐標(biāo)矩陣。

如果是多級(jí)盤，以最底部盤的底面為基準(zhǔn)，那么第i 級(jí)盤上止口的空間位姿可由以下方程求解得到

2 考慮裝配誤差的零件不平衡量計(jì)算

零件自身的不平衡量是由于制造誤差、材料不均勻等引起的零件相對(duì)基準(zhǔn)軸線（由裝配連接面確定）的不平衡量，該不平衡量可通過(guò)平衡機(jī)進(jìn)行測(cè)量。若零件在工作狀態(tài)下繞其基準(zhǔn)軸線旋轉(zhuǎn)，則零件自身的不平衡量即為其最終不平衡量。然而由于多級(jí)零件的組合裝配，零件基準(zhǔn)軸線會(huì)偏離轉(zhuǎn)子的回轉(zhuǎn)軸線，產(chǎn)生偏心誤差，從而造成零件不平衡量的變化[9–10]。

零件基準(zhǔn)軸線偏離轉(zhuǎn)子回轉(zhuǎn)軸線有兩種表現(xiàn)形式：第一，純徑向偏離，即軸線平行但不重合，這種情況下會(huì)產(chǎn)生不平衡力；第二，純角度偏離，即轉(zhuǎn)子的慣性軸與基準(zhǔn)軸線相交于質(zhì)心位置，這種情況下會(huì)增加零件的不平衡力矩。實(shí)際中，這兩種形式通常同時(shí)存在，零件的不平衡力和不平衡力矩均會(huì)受到影響。對(duì)軸線偏離造成的不平衡量進(jìn)行求解，進(jìn)而與零件自身的不平衡量進(jìn)行矢量組合即可得到零件在工作狀態(tài)下的不平衡量。

本文利用達(dá)朗貝爾原理計(jì)算零件的慣性力和慣性力矩，借鑒剛體繞非慣性主軸轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)不平衡力偶計(jì)算方法[11]，求解由于裝配誤差（偏心和傾斜）造成的兩個(gè)平衡面上的不平衡量mr12和mr22。零件自身的不平衡量以及由于軸線偏離造成的不平衡量通過(guò)矢量相加即可得到兩個(gè)平衡面上的最終不平衡量。此處的mr11和mr21是根據(jù)零件自身不平衡量以及零件的裝配角度求解得到的。

組合轉(zhuǎn)子在前后軸頸位置處以軸承進(jìn)行支撐，因此回轉(zhuǎn)軸線是由兩個(gè)軸頸確定的。在計(jì)算裝配誤差時(shí)，以回轉(zhuǎn)軸線為Z 軸，零件的最底面作為XOY 平面建立全局坐標(biāo)系。通過(guò)誤差傳遞分析求得每個(gè)零件裝配連接面的中心坐標(biāo)，以此可用幾何方法得到零件質(zhì)心的坐標(biāo)以及基準(zhǔn)軸線的角度誤差。

求得每個(gè)零件平衡面上的不平衡量后，按照在轉(zhuǎn)子中的裝配位置關(guān)系依次排列，如圖2 所示。以平衡面A 的中心為基準(zhǔn)，各平衡面上的不平衡量存在以下關(guān)系

據(jù)此可以求得平衡面B 上的等效不平衡量。同理以平衡面B 的中心為基準(zhǔn)，可以求得平衡面A 上的等效不平衡量。兩者的矢量和為轉(zhuǎn)子整體的靜不平衡量。

3 高壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)建模

當(dāng)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，由于不平衡載荷的激勵(lì)作用，將會(huì)發(fā)生變形、振動(dòng)等動(dòng)態(tài)響應(yīng)。對(duì)旋轉(zhuǎn)機(jī)械的動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行分析可以定量評(píng)估裝配誤差對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)服役性能的影響。不平衡載荷為純徑向力，且兩個(gè)方向上的分量是正弦變化的力，將其作為時(shí)變激勵(lì)代入軸承轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析模型，就可以求得轉(zhuǎn)子在不平衡量下的響應(yīng)，識(shí)別旋轉(zhuǎn)機(jī)械各處的振動(dòng)情況，同時(shí)也可以對(duì)軸承的附加動(dòng)反力進(jìn)行考察。

以Timoshenko 梁?jiǎn)卧蛷椈蓡卧l(fā)動(dòng)機(jī)高壓轉(zhuǎn)子的有限元分析模型，整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程為：

其中，[M]為系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣；[C]為系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)阻尼矩陣；[G]為陀螺矩陣；[K]為系統(tǒng)的剛度矩陣；[B]為旋轉(zhuǎn)阻尼矩陣；為系統(tǒng)的加速度向量、速度向量以及位移向量；{F}為系統(tǒng)的載荷向量。

將兩個(gè)平衡面處的不平衡力代入{F}中，對(duì)方程進(jìn)行求解，即可分別從位移向量和載荷向量中提取各處的振動(dòng)幅值和軸承的附加動(dòng)反力。

以某型發(fā)動(dòng)機(jī)高壓組合轉(zhuǎn)子為例，本文利用自行研發(fā)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析軟件，建立了高壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)仿真分析模型，如圖3 所示，該模型主要由梁?jiǎn)卧M成，高壓壓氣機(jī)前軸和高壓渦輪后軸分別設(shè)置彈簧單元模擬支撐軸承，在4 個(gè)節(jié)點(diǎn)位置分別施加高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子兩個(gè)平衡面和高壓渦輪兩個(gè)平衡面的初始不平衡量。

圖2 組合轉(zhuǎn)子不平衡量合成示意圖Fig.2 Synthetic diagram of rotors unbalance combination

圖3 高壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)仿真分析模型Fig.3 High-pressure rotor dynamics FE model

結(jié)果與討論

本文以所建立的高壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)仿真模型為基礎(chǔ)，對(duì)比現(xiàn)有航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造企業(yè)常見的高低點(diǎn)匹配、輕重點(diǎn)匹配和SP 值匹配3 種高壓組合轉(zhuǎn)子裝配方法，分析不同裝配方法對(duì)高壓組合轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性的影響規(guī)律；利用遍歷法分析不同高壓渦輪裝配相位下各平衡面不平衡量和動(dòng)力學(xué)響應(yīng)特性的變化規(guī)律，尋找最佳裝配相位；以此為基礎(chǔ)，分析高壓壓氣機(jī)篦齒盤端面和高壓渦輪后軸頸端面跳動(dòng)幅值與初始不平衡量對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性的影響。為了對(duì)比分析，本文參考航空發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際裝配結(jié)構(gòu)與工藝參數(shù)，設(shè)計(jì)了5 種裝配工況與案例，如表 1 所示。表 1 中高壓壓氣機(jī)HPC 跳動(dòng)檢測(cè)位置在篦齒盤處，高壓渦輪HPT 跳動(dòng)檢測(cè)位置在后軸軸頸處。

1 高壓組合轉(zhuǎn)子3 種裝配方法對(duì)比

現(xiàn)有航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造企業(yè)常見的高壓組合轉(zhuǎn)子裝配方法主要有3種。（1）高低點(diǎn)匹配方法，即通過(guò)精密轉(zhuǎn)臺(tái)檢測(cè)高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子篦齒盤端面與高壓渦輪轉(zhuǎn)子后軸軸頸端面的高點(diǎn)和相位，以相位差180°為裝配相位進(jìn)行安裝；（2）輕重點(diǎn)匹配方法，即通過(guò)平衡機(jī)分別檢測(cè)高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和高壓渦輪轉(zhuǎn)子兩個(gè)平衡面的初始不平衡量和相位，計(jì)算每個(gè)組件初始不平衡量矢量和，進(jìn)而依據(jù)相位差180°為裝配相位進(jìn)行安裝；（3）SP 值匹配方法，即通過(guò)精密轉(zhuǎn)臺(tái)檢測(cè)高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子篦齒盤端面與高壓渦輪轉(zhuǎn)子后軸軸頸端面的SP 值和相位，以相位差180°為裝配相位進(jìn)行安裝。

本文以表 1 中裝配工況2 為案例，利用提出的剛性堆疊算法，分別計(jì)算高低點(diǎn)匹配、輕重點(diǎn)匹配和SP值匹配相對(duì)前后軸頸聯(lián)合基準(zhǔn)的裝配誤差，以此為基礎(chǔ)，求解由裝配誤差引起的高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和高壓渦輪轉(zhuǎn)子兩個(gè)平衡面的二次不平衡量，從而將各平衡面的二次不平衡量與初始不平衡量矢量和施加于本文建立的高壓轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)仿真模型之中。通過(guò)計(jì)算可得，高低點(diǎn)匹配、輕重點(diǎn)匹配和SP 值匹配3 種裝配方法的裝配相位分別為10°、183°和77°。

表1 高壓轉(zhuǎn)子裝配工況Table 1 High-pressure rotor assembly cases

圖4～6 分別為高壓轉(zhuǎn)子裝配工況2 下3 種裝配方法的高壓轉(zhuǎn)子組件前后軸承軸頸不平衡量響應(yīng)幅值和相位，圖 7 為高壓轉(zhuǎn)子裝配工況2 下3 種裝配方法的前后軸承軸頸不平衡量響應(yīng)幅值對(duì)比結(jié)果。由圖4～6 可以看出，在工作轉(zhuǎn)速內(nèi)，當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到6633r/min 時(shí)，前后軸承位置會(huì)產(chǎn)生較大振動(dòng)。由圖 7 可以看出，高低點(diǎn)匹配裝配方法不平衡量響應(yīng)幅值最小，其次為SP 值匹配方法，輕重點(diǎn)匹配方法最大。因此，如果以不平衡量響應(yīng)特性為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，針對(duì)高壓轉(zhuǎn)子裝配工況2，3 種裝配方法中高低點(diǎn)匹配裝配方法最優(yōu)，其次為SP 值匹配方法，輕重點(diǎn)匹配方法最差。

2 高壓組合轉(zhuǎn)子裝配相位對(duì)動(dòng)力學(xué)影響分析

同樣，以表1 中裝配工況2 為案例，利用提出的剛性堆疊算法和裝配誤差等效方法，分別計(jì)算不同裝配相位下各平衡面的二次不平衡量與初始不平衡量矢量和，進(jìn)而分析裝配相位對(duì)不平衡響應(yīng)的影響規(guī)律。

圖4 高低點(diǎn)匹配方法下高壓轉(zhuǎn)子前后軸承不平衡響應(yīng)特性Fig.4 Unbalance response characteristics of front and rear bearing for high-pressure rotor under high and low point matching assembly method

圖5 輕重點(diǎn)匹配方法下高壓轉(zhuǎn)子前后軸承不平衡響應(yīng)特性Fig.5 Unbalance response characteristics of front and rear bearing for high-pressure rotor under unbalance matching assembly method

圖8 為高壓轉(zhuǎn)子裝配工況2 下高壓組合轉(zhuǎn)子4 個(gè)平衡面不平衡量隨安裝相位變化的關(guān)系曲線。可見，4 個(gè)平衡面不平衡量隨著安裝相位的變化呈非線性變化，出現(xiàn)該現(xiàn)象的主要原因?yàn)椴煌惭b相位造成不同裝配誤差，由此引發(fā)的二次不平衡量也隨之發(fā)生變化，從而導(dǎo)致各平衡面初始不平衡量與二次不平衡量矢量和呈現(xiàn)非線性特性。圖9、10 分別為高壓轉(zhuǎn)子裝配工況2 不同轉(zhuǎn)速情況下前后軸承不平衡量響應(yīng)幅值隨安裝相位變化的關(guān)系曲線?？梢钥闯?，隨著裝配相位的變化，高壓組合轉(zhuǎn)子前后軸承不平衡量響應(yīng)幅值發(fā)生明顯變化，且存在最優(yōu)裝配相位。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，針對(duì)高壓轉(zhuǎn)子裝配工況2，在不同轉(zhuǎn)速狀態(tài)下高低點(diǎn)匹配裝配方法的前后軸承軸頸處不平衡量響應(yīng)幅值始終小于輕重點(diǎn)匹配方法和SP值匹配方法，而輕重點(diǎn)匹配較其他兩種裝配方法響應(yīng)幅值最大，但值得指出的是3 種裝配方法并非最優(yōu)裝配相位。此外，在裝配相位變化過(guò)程中，后軸軸頸承受的不平衡量響應(yīng)幅值較前軸承更大，這主要是由于本文選擇的航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓轉(zhuǎn)子組件裝配工況中高壓渦輪轉(zhuǎn)子初始不平衡量大于高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子。

圖6 SP值匹配方法下高壓轉(zhuǎn)子前后軸承不平衡響應(yīng)特性Fig.6 Unbalance response characteristics of front and rear bearing for high-pressure rotor under SP matching assembly method

圖7 3種裝配方法下高壓轉(zhuǎn)子前后軸承響應(yīng)幅值對(duì)比Fig.7 Unbalance response characteristics of front and rear bearing for high-pressure rotor under three matching assembly methods

圖8 安裝相位與各平衡面不平衡量關(guān)系曲線Fig.8 Relationship between installation phase and unbalance of each balance plane

3 端面跳動(dòng)對(duì)動(dòng)力學(xué)影響分析

為了分析端面跳動(dòng)幅值對(duì)高壓組合轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性的影響，本文以表1 中裝配工況1～3為案例，分別選取高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子篦齒盤端面和高壓渦輪轉(zhuǎn)子后軸軸頸端面0.01mm、0.02mm 和0.03mm 的跳動(dòng)幅值，并系統(tǒng)對(duì)比3 種裝配方法在不同端面跳動(dòng)幅值下的動(dòng)力學(xué)表現(xiàn)。圖 11 為不同端面跳動(dòng)幅值下前后軸承軸頸不平衡量響應(yīng)幅值的變化曲線?？梢?，端面跳動(dòng)幅值越大，高壓轉(zhuǎn)子不平衡量響應(yīng)幅值越大，高低點(diǎn)匹配裝配方法下振動(dòng)響應(yīng)幅值整體小于輕重點(diǎn)匹配和SP 值匹配，但隨著端面跳動(dòng)幅值增大，3 種裝配方法的動(dòng)力學(xué)表現(xiàn)差距逐漸減小。

4 初始不平衡量對(duì)動(dòng)力學(xué)影響分析

為了分析初始不平衡量對(duì)高壓組合轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性的影響，本文以表 1 中裝配工況2、4 和5 為案例，分別選取高壓渦輪轉(zhuǎn)子兩個(gè)平衡面初始不平衡量為（300g·mm，500g·mm），（500g·mm，1000g·mm）和（1000g·mm，1500g·mm），并系統(tǒng)對(duì)比3 種裝配方法在不同初始不平衡量下的動(dòng)力學(xué)表現(xiàn)。圖 12 為不同高壓渦輪轉(zhuǎn)子初始不平衡量對(duì)前后軸承不平衡響應(yīng)幅值的影響曲線。由圖 12 可以看出，隨著高壓渦輪初始不平衡量的增大，轉(zhuǎn)子后軸軸承不平衡量響應(yīng)幅值逐漸增大，但影響程度小于端面跳動(dòng)幅值，且發(fā)現(xiàn)SP 值匹配方法對(duì)初始不平衡量比較敏感，初始不平衡量越大，SP 值匹配裝配方法的動(dòng)力學(xué)表現(xiàn)越差；同時(shí)發(fā)現(xiàn)，在小于臨界轉(zhuǎn)速情況下，3 種裝配方法對(duì)振動(dòng)響應(yīng)幅值影響有限，但隨著轉(zhuǎn)速升高，高低點(diǎn)匹配下振動(dòng)響應(yīng)幅值明顯小于另外兩種裝配方法。

圖9 安裝相位與前軸承不平衡響應(yīng)幅值關(guān)系曲線Fig.9 Relationship between installation phase and unbalanced response amplitude of front bearing

圖 10 安裝相位與后軸承不平衡響應(yīng)幅值關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between installation phase and unbalanced response amplitude of rear bearing

圖11 端面跳動(dòng)幅值與前后軸承不平衡響應(yīng)幅值的關(guān)系曲線Fig.11 Relationship between flat face runout amplitude and unbalanced response amplitude of front and rear bearings

結(jié)論

（1）建立了高壓組合轉(zhuǎn)子剛性堆疊計(jì)算模型，提出了考慮裝配誤差的零件不平衡量計(jì)算方法，實(shí)現(xiàn)了裝配誤差在各平衡面上的不平衡量等效；以此為基礎(chǔ)，構(gòu)建了高壓組合轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)仿真分析模型。

（2）以高壓轉(zhuǎn)子某一裝配工況為例，對(duì)比了航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造企業(yè)常見的高壓組合轉(zhuǎn)子裝配方法，發(fā)現(xiàn)以不平衡量響應(yīng)特性為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，3 種裝配方法中高低點(diǎn)匹配方法最優(yōu)，其次為SP 值匹配方法，輕重點(diǎn)匹配方法最差。

（3）以高壓轉(zhuǎn)子某一裝配工況為例，分析了裝配相位對(duì)不平衡響應(yīng)特性的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)隨著裝配相位的變化，高壓組合轉(zhuǎn)子前后軸承軸頸不平衡響應(yīng)幅值發(fā)生明顯變化，且存在最優(yōu)裝配相位，而現(xiàn)有常見的3 種裝配方法并非最優(yōu)裝配相位。

（4）針對(duì)不同高壓轉(zhuǎn)子裝配工況，分析了端面跳動(dòng)與初始不平衡量對(duì)高壓組合轉(zhuǎn)子不平衡響應(yīng)特性的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)端面跳動(dòng)幅值越大，高壓轉(zhuǎn)子不平衡響應(yīng)幅值越大；初始不平衡量增大，高壓轉(zhuǎn)子后軸軸承不平衡量響應(yīng)幅值逐漸增大，且發(fā)現(xiàn)SP 值匹配方法對(duì)初始不平衡量比較敏感，初始不平衡量越大，SP 值匹配裝配方法的動(dòng)力學(xué)表現(xiàn)越差。

（5）由研究結(jié)論可見，航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓組合轉(zhuǎn)子，特別是大跨度多級(jí)盤軸高壓組合轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，在實(shí)際裝配過(guò)程中應(yīng)優(yōu)先采用高低點(diǎn)匹配裝配方法，有條件的情況下可對(duì)裝配相位進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，且要嚴(yán)格控制高壓壓氣機(jī)篦齒盤端面跳動(dòng)幅值，從而保障高壓組合轉(zhuǎn)子的動(dòng)力學(xué)特性。后續(xù)將開展更多裝配工況分析工作，驗(yàn)證本文結(jié)論的普適性。

圖12 初始不平衡量與前后軸承不平衡響應(yīng)幅值的關(guān)系曲線Fig.12 Relationship between initial unbalance and unbalance response amplitude of front and rear bearings