琚奕鵬，吳法勇，金 彬，魏秀鵬，祖建國(guó)

（中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015）

0 引言

一直以來，整機(jī)振動(dòng)問題是制約航空發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展的典型故障之一，而轉(zhuǎn)子系統(tǒng)高速旋轉(zhuǎn)時(shí)由不平衡量產(chǎn)生的不平衡力是航空發(fā)動(dòng)機(jī)的主要振源之一。由于多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)各機(jī)件間隨機(jī)相位裝配會(huì)使轉(zhuǎn)子系統(tǒng)同心度和不平衡量分布呈現(xiàn)較大的離散度，準(zhǔn)確選擇最優(yōu)裝配相位組合成為裝配工藝優(yōu)化提升發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量的關(guān)鍵[1]。

曹茂國(guó)[2]利用Powell（鮑威爾）法優(yōu)化了多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的不平衡量，在此基礎(chǔ)上，李立新等[3]提出基于遺傳算法的優(yōu)化理論優(yōu)化了計(jì)算過程，但以上均未考慮裝配參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量的影響；劉君等[4]提出轉(zhuǎn)子裝配雙目標(biāo)優(yōu)化理論，并利用蒙特卡洛仿真法對(duì)優(yōu)化效果進(jìn)行分析。

本文通過分析轉(zhuǎn)子系統(tǒng)跳動(dòng)與不平衡量疊加機(jī)理及相互影響關(guān)系，介紹了1種基于雙目標(biāo)優(yōu)化理論且適用于工程應(yīng)用的裝配工藝優(yōu)化方法，為航空發(fā)動(dòng)機(jī)正向裝配工藝設(shè)計(jì)提供新思路。

1 裝配工藝現(xiàn)狀

基于堆疊優(yōu)化理論[5-7]的裝配工藝在航空發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子裝配應(yīng)用上已有較為成熟的經(jīng)驗(yàn)，利用SPS-1000L測(cè)量系統(tǒng)對(duì)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子組件篦齒盤后止口柱跳優(yōu)化有良好的效果[8-10]，但是該裝配方法優(yōu)化目標(biāo)單一，僅通過各單件單盤跳動(dòng)參數(shù)對(duì)組件狀態(tài)同心度影響量（Stack Projection，SP）的矢量和計(jì)算取得最小值使組件同心度得到優(yōu)化，在實(shí)際應(yīng)用過程中存在以下不足：

（1）僅優(yōu)化組件最終裝配狀態(tài)終端配合面的同心度，而忽略中間各連接面的跳動(dòng)水平，無法保證整個(gè)轉(zhuǎn)子沿軸線各連接面的同心度分布均勻性，從而影響轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量分布；

（2）不具備組件垂直度優(yōu)化分析能力，導(dǎo)致在某些機(jī)件狀態(tài)下，按照SPS-1000L測(cè)量系統(tǒng)所提供的相位關(guān)系，雖然組件同心度可以優(yōu)化到較小水平，但垂直度可能較大甚至超差。對(duì)于壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子組件，篦齒盤后止口垂直度較差，對(duì)裝配高壓渦輪轉(zhuǎn)子組件后的核心機(jī)轉(zhuǎn)子同心度水平會(huì)產(chǎn)生較大影響，容易導(dǎo)致核心機(jī)狀態(tài)下篦齒盤盤心跳動(dòng)超差；

（3）不具備不平衡量的計(jì)算分析能力，按SPS-1000L測(cè)量系統(tǒng)所提供的優(yōu)化相位裝配后組件狀態(tài)初始不平衡量可能較大，不僅給轉(zhuǎn)子平衡工作帶來困難，而且轉(zhuǎn)子初始不平衡量分布不均勻可能導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)轉(zhuǎn)子過臨界振動(dòng)表現(xiàn)較差；

（4）無裝配誤差修正過程，易造成誤差累積，使堆疊優(yōu)化目標(biāo)失效。在裝配過程中，由于測(cè)量誤差和裝配誤差的存在，易導(dǎo)致堆疊預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際裝配后測(cè)量結(jié)果有較大偏離，且隨著轉(zhuǎn)子裝配級(jí)數(shù)增多，誤差累積也增大。

當(dāng)轉(zhuǎn)子各單件自身不平衡量較小時(shí)，優(yōu)化轉(zhuǎn)子在裝配狀態(tài)下同心度水平有利于減小轉(zhuǎn)子組件初始不平衡量，但是在單件自身不平衡量較大時(shí)，其自身質(zhì)心偏心量的影響較裝配狀態(tài)轉(zhuǎn)子同心度水平已無法忽略，此時(shí)，僅優(yōu)化各部件連接面的跳動(dòng)可能會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量水平造成適得其反的后果，因此，在中國(guó)目前基礎(chǔ)工業(yè)實(shí)力仍較薄弱的階段，機(jī)件的加工制造水平尚無法達(dá)到較高精度的條件下，傳統(tǒng)基于SPS-1000L測(cè)量系統(tǒng)的堆疊優(yōu)化裝配工藝（如圖1所示）無法滿足航空發(fā)動(dòng)機(jī)裝配的要求。

圖1 傳統(tǒng)堆疊優(yōu)化工藝

2 雙目標(biāo)優(yōu)化

基于雙目標(biāo)優(yōu)化的多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)裝配工藝的優(yōu)勢(shì)在于通過建立恰當(dāng)?shù)脑u(píng)價(jià)函數(shù)，選擇各單件間最優(yōu)裝配相位關(guān)系，在使組件跳動(dòng)與不平衡量均滿足設(shè)計(jì)要求的前提下，能夠進(jìn)一步優(yōu)化其沿轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)軸線分布的均勻性，獲得轉(zhuǎn)子跳動(dòng)和不平衡量雙目標(biāo)參數(shù)的綜合最優(yōu)收益，從而提升轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量。

2.1 參數(shù)疊加機(jī)理

2.1.1 跳動(dòng)參數(shù)疊加機(jī)理

影響多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)裝配質(zhì)量的關(guān)鍵跳動(dòng)參數(shù)為連接止口處的同心度和垂直度。由堆疊優(yōu)化理論（如圖2所示）可知，轉(zhuǎn)子組件同心度受單件同心度與垂直度的綜合影響，組件垂直度僅由單件垂直度水平?jīng)Q定，單件的同心度與垂直度利用SPS-1000L設(shè)備測(cè)得，具體計(jì)算公式為

2.1.2 不平衡量參數(shù)疊加機(jī)理

圖2 跳動(dòng)堆疊原理

轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的不平衡量是由分布在各單件上不平衡量矢量疊加的結(jié)果（如圖3所示），各單件不平衡量可用空間坐標(biāo)系下位于作用點(diǎn)zi處且垂直于工作軸線的1個(gè)靜不平衡量ui和作用效果為不平衡力矩的1對(duì)偶不平衡量表示，本文中的方向與遠(yuǎn)離原點(diǎn)的偶不平衡量相同。轉(zhuǎn)子工作旋轉(zhuǎn)軸線為Z軸，按右手法則建立空間直角坐標(biāo)系，并將各單件的不平衡量等效為沿軸線分布的不平衡力，由剛體靜力學(xué)分析可知，在轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)由不平衡量引起的不平衡力組成的空間力系最終可以簡(jiǎn)化成3種形式：合力（）、合力偶（）及力螺旋（），在工程中，絕大多數(shù)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)表現(xiàn)為力螺旋，而合力與合力偶可以看成是力螺旋的特殊形式。

各單件靜不平衡力的合力即為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的靜不平衡力，即

圖3 不平衡力疊加

式中：mi為各單件質(zhì)量，g；ω為轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s；為各單件質(zhì)心相對(duì)旋轉(zhuǎn)軸線偏心距，mm為各轉(zhuǎn)子系統(tǒng)總靜不平衡量，g·mm。

轉(zhuǎn)子系統(tǒng)總靜不平衡量的方向可用單位向量表示

式中：θ為合力的相位。

將各單件的靜不平衡量沿合力方向做正交分解，可得到轉(zhuǎn)子系統(tǒng)分布在各單件上的靜不平衡分量

轉(zhuǎn)子系統(tǒng)靜不平衡量的簡(jiǎn)化中心坐標(biāo)為

式中：si為單件偶不平衡量力臂，mm。

式中：s為動(dòng)平衡修正面跨距，mm。

由上可知，按照力螺旋的簡(jiǎn)化模型可將轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量相應(yīng)地分解為靜不平衡量與偶不平衡量，轉(zhuǎn)子組件的不平衡量通過動(dòng)平衡機(jī)測(cè)得，可以用任意2個(gè)修正面處的動(dòng)不平衡量等效表示。

2.2 單件自身不平衡量測(cè)量

各單件自身不平衡量受加工制造水平限制，反映了其質(zhì)量分布的均勻性，在利用平衡機(jī)測(cè)量時(shí)可以等效表示為其自身慣性軸在由裝配連接面確定的基準(zhǔn)軸線下的偏斜與偏心量。對(duì)于長(zhǎng)徑比較小的機(jī)件，如壓氣機(jī)篦齒盤（如圖4所示），測(cè)量時(shí)不平衡力矩較小，受平衡機(jī)測(cè)量能力限制，可忽略其自身偶不平衡量，靜不平衡量簡(jiǎn)化中心位于質(zhì)心位置；對(duì)于長(zhǎng)徑比較大的機(jī)件，如壓氣機(jī)第4～9級(jí)盤鼓組件（如圖4所示），測(cè)量時(shí)不平衡力矩較大，需同時(shí)考慮自身靜不平衡量和偶不平衡量的大小，也可直接用 2 個(gè)修正面處動(dòng)不平衡量表示。

圖4 機(jī)件狀態(tài)

2.3 裝配參數(shù)對(duì)不平衡量的影響

多級(jí)盤轉(zhuǎn)子組件普遍采用過盈止口定心，短螺栓軸向壓緊的連接結(jié)構(gòu)，由于連接面處跳動(dòng)誤差和裝配誤差的影響，各單件按隨機(jī)相位裝配后，各單件的慣性軸傾斜與質(zhì)心偏心呈現(xiàn)較大離散度，質(zhì)心偏心會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子產(chǎn)生1個(gè)附加靜不平衡量，由動(dòng)量矩定理可知，慣性軸傾斜會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子產(chǎn)生1對(duì)附加偶不平衡量因此，裝配參數(shù)會(huì)影響轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量分布。

2.3.1 裝配同心度影響

裝配同心度誤差的存在使機(jī)件慣性軸相對(duì)旋轉(zhuǎn)軸發(fā)生平行移動(dòng)，對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)只產(chǎn)生附加靜不平衡量

2.3.2 裝配垂直度影響

垂直度誤差使慣性軸相對(duì)旋轉(zhuǎn)軸發(fā)生偏斜，其附加不平衡量為

2.3.3 工作軸線修正

堆疊優(yōu)化轉(zhuǎn)臺(tái)測(cè)量跳動(dòng)的基準(zhǔn)軸線由前支點(diǎn)確定，而轉(zhuǎn)子工作狀態(tài)下的旋轉(zhuǎn)軸線由前后支點(diǎn)的連線確定，這2根軸線一般不相同（如圖5所示），此時(shí)，需對(duì)轉(zhuǎn)子的同心度分布進(jìn)行修正，使之與工作狀態(tài)一致。

圖5 慣性軸同心度修正

以轉(zhuǎn)子前支點(diǎn)為基準(zhǔn)，單件質(zhì)心同心度修正公式如下

由基準(zhǔn)軸線轉(zhuǎn)換導(dǎo)致轉(zhuǎn)子附加不平衡量與裝配垂直度影響機(jī)理相同，附加不平衡量可以表示為

綜合以上分析可知，多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)裝配狀態(tài)下轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量是其自身不平衡量與裝配參數(shù)導(dǎo)致的附加不平衡量矢量疊加的結(jié)果，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)總靜不平衡量可表示為

轉(zhuǎn)子系統(tǒng)靜不平衡量簡(jiǎn)化中心及偶不平衡量可通過式（5）、（6）求得。

2.4 優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)

雙目標(biāo)優(yōu)化是以各部件連接面的裝配相位關(guān)系α為自變量，以綜合優(yōu)化轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量和連接面的跳動(dòng)為目標(biāo)，在具體工程應(yīng)用時(shí)，可根據(jù)需要將轉(zhuǎn)子不平衡量參數(shù)細(xì)化為靜不平衡量u和偶不平衡量q，將跳動(dòng)參數(shù)細(xì)化為連接止口等測(cè)量面的同心度Ecc與垂直度T。由于多個(gè)優(yōu)化目標(biāo)參數(shù)不一定同時(shí)得到最優(yōu)解，而通常是在滿足約束條件下得到可行域內(nèi)多個(gè)非劣解[13]，通過建立合適的評(píng)價(jià)函數(shù)選擇部件間最優(yōu)裝配相位關(guān)系。

多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)各連接面通過多個(gè)短螺栓連接在一起，其裝配相位關(guān)系可以認(rèn)為是離散變量，在連接部件較少時(shí)，可以通過設(shè)置恰當(dāng)?shù)募s束條件（如設(shè)定優(yōu)化目標(biāo)參數(shù)上限值），采用遍歷計(jì)算的方式初步篩選可行域，優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)模型簡(jiǎn)化為

優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)

約束條件

式中：α=（α1α2… αn），αi∈[0，360]。

根據(jù)可行域內(nèi)目標(biāo)參數(shù)的變化特征，結(jié)合工程應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)，設(shè)置恰當(dāng)?shù)臋?quán)重系數(shù)Δi（Δi1Δi2Δi3），其中Δi1為參數(shù)敏感域，Δi2、Δi3分別為參數(shù)極小邊界容差帶的上限值與極大邊界容差帶的下限值，從而得到各部件連接的最優(yōu)裝配相位關(guān)系。

3 跳動(dòng)誤差分析與修正

跳動(dòng)堆疊優(yōu)化計(jì)算值基于理想狀態(tài)模型，在實(shí)際裝配過程中受多種誤差因素綜合影響，可能導(dǎo)致同心度和垂直度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值偏離，且隨著轉(zhuǎn)子裝配級(jí)數(shù)越多，越容易造成誤差累積。同時(shí)跳動(dòng)誤差是影響轉(zhuǎn)子裝配附加不平衡量的重要因素，若不在裝配過程中進(jìn)行逐級(jí)優(yōu)化修正，可能造成最終優(yōu)化目標(biāo)失效，跳動(dòng)誤差來源主要有以下3方面：

（1）單件測(cè)量誤差：受測(cè)量設(shè)備精度、環(huán)境條件等因素影響，造成測(cè)量重復(fù)性的偏離振蕩；

（2）連接面形面跳動(dòng)誤差：受連接面形面局部壞點(diǎn)影響，造成實(shí)際裝配后連接面擬合圓心不同心；

（3）裝配誤差：受過盈止口面加熱、冷卻過程中裝配應(yīng)力釋放不均勻及螺母壓緊貼合效果不可控等因素影響，造成連接面裝配后不同心與不貼合。

在工程應(yīng)用中可以采取以下2點(diǎn)措施來減小誤差的影響：

（1）目前由于缺乏直接檢測(cè)連接面貼合狀態(tài)的工具和方法，可以利用跳動(dòng)預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值的矢量偏差來反映和評(píng)估連接面的裝配質(zhì)量，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)設(shè)定矢量差內(nèi)控標(biāo)準(zhǔn)（≤0.015 mm），當(dāng)矢量差超過內(nèi)控標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，需對(duì)機(jī)件重新裝配，通過檢查裝配重復(fù)性來排除裝配誤差的影響；

（2）結(jié)合轉(zhuǎn)子逐級(jí)裝配后的跳動(dòng)實(shí)測(cè)值與單件跳動(dòng)值進(jìn)行逆堆疊計(jì)算，可以得到連接面止口同心度與垂直度的修正值，代入轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量的分析計(jì)算中，用以進(jìn)行不平衡量的誤差修正。

通過對(duì)多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)中間裝配過程進(jìn)行跳動(dòng)矢量差分析，可以及時(shí)發(fā)現(xiàn)裝配問題，避免裝配工作重大返工，間接提升工作效率，裝配過程跳動(dòng)誤差修正流程如圖6所示。

圖6 裝配過程誤差修正流程

4 算例

發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)過試車磨合后各止口連接面處的裝配應(yīng)力可以得到充分釋放，因此，分解檢查參數(shù)更接近真實(shí)工作狀態(tài)水平。某發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子盤鼓組件按雙目標(biāo)優(yōu)化裝配后完成工廠試車，穩(wěn)態(tài)高壓振動(dòng)表現(xiàn)良好，瞬態(tài)時(shí)存在振動(dòng)突升突降現(xiàn)象，本文以該發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子試車后分解測(cè)量數(shù)據(jù)為例，應(yīng)用上述方法進(jìn)行數(shù)據(jù)分析及優(yōu)化計(jì)算。

壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子盤鼓組件由第1、2級(jí)盤組合件、第3級(jí)盤軸、第4～9級(jí)盤鼓組件和篦齒盤4個(gè)單件組成。連接面采用過盈止口定位、短螺栓軸向壓緊的剛性聯(lián)接結(jié)構(gòu)[14]；轉(zhuǎn)子組件采用帶模擬轉(zhuǎn)子的平衡工藝，跨內(nèi)支撐的方式（如圖7所示），通過轉(zhuǎn)位平衡消除模擬轉(zhuǎn)子自身不平衡量及同心度誤差影響[15-16]，在計(jì)算時(shí)高渦模擬轉(zhuǎn)子的質(zhì)量及質(zhì)心位置參數(shù)與設(shè)計(jì)狀態(tài)一致。

圖7 壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子工藝平衡

4.1 分解檢查分析

壓氣機(jī)盤鼓組件斷盤分解后，對(duì)各單件連接面止口跳動(dòng)及自身不平衡量進(jìn)行測(cè)量，其中，第3級(jí)盤軸自身不平衡量測(cè)量軸線是以第3級(jí)盤后止口為基準(zhǔn)，跳動(dòng)測(cè)量軸線是以第3級(jí)盤前軸頸為基準(zhǔn)，代入程序計(jì)算時(shí)需進(jìn)行不平衡量修正，計(jì)算輸入測(cè)量參數(shù)見表1。

表1 單件測(cè)量數(shù)據(jù)

通過斷盤分解過程中逐步測(cè)量連接面止口跳動(dòng)，并結(jié)合單件跳動(dòng)數(shù)據(jù)對(duì)組件狀態(tài)跳動(dòng)進(jìn)行堆疊計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行矢量差分析（如圖8所示），結(jié)果見表2。從表中可見，第9級(jí)盤后止口跳動(dòng)實(shí)測(cè)值與預(yù)測(cè)值偏差較大，可能因轉(zhuǎn)子組件在試車過程中存在第3級(jí)盤軸后止口連接面不穩(wěn)定所造成。

圖8 轉(zhuǎn)子連接面跳動(dòng)矢量差

表2 連接面跳動(dòng)矢量差

對(duì)連接面止口跳動(dòng)進(jìn)行逆堆疊計(jì)算，得到組件狀態(tài)下連接面處跳動(dòng)誤差修正值，見表3。

根據(jù)獲得的單件數(shù)據(jù)及連接面跳動(dòng)修正值對(duì)壓氣機(jī)盤鼓組件進(jìn)行不平衡量計(jì)算，與分解時(shí)實(shí)測(cè)值進(jìn)行分析比較，見表4。

表3 連接面跳動(dòng)修正

表4 轉(zhuǎn)子組件不平衡量分析

4.2 裝配優(yōu)化計(jì)算

利用VBA計(jì)算程序，對(duì)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子組件跳動(dòng)與不平衡量參數(shù)在連接面不同裝配相位關(guān)系組合下進(jìn)行數(shù)值仿真分析。從圖7中可見，第1、2級(jí)盤組合件不參與轉(zhuǎn)子跳動(dòng)堆疊優(yōu)化，其裝配相位僅影響轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量，對(duì)自變量參數(shù) α=（α1α2α3）進(jìn)行遍歷計(jì)算，得到共 N=Nα1·Nα2·Nα3個(gè)非劣解。跳動(dòng)堆疊分布結(jié)果如圖9所示，轉(zhuǎn)子盤鼓組件不平衡量參數(shù)歸一化結(jié)果如圖10所示。從圖中可見，各連接面分解相位關(guān)系 α=（0 0 0）對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)子不平衡量 u（α0）'=0.28，處于可行域內(nèi)較低水平。

圖9 轉(zhuǎn)子組件跳動(dòng)堆疊優(yōu)化

圖10 轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡量?jī)?yōu)化

本次利用評(píng)價(jià)函數(shù)進(jìn)行分析時(shí)，設(shè)置各優(yōu)化參數(shù)的權(quán)重系數(shù)，見表5。

評(píng)價(jià)函數(shù)歸一化結(jié)果如圖11所示。從圖中可見，其變化趨勢(shì)與總靜不平衡量基本一致，表明轉(zhuǎn)子系統(tǒng)對(duì)靜不平衡量的變化更加敏感，在選擇裝配優(yōu)化方案時(shí)應(yīng)充分考慮降低總靜不平衡量的收益率。

表5 優(yōu)化參數(shù)權(quán)重系數(shù)

圖11 評(píng)價(jià)函數(shù)歸一化

通過雙目標(biāo)優(yōu)化分析，在最大限度保持原裝配狀態(tài)的基礎(chǔ)上，僅調(diào)整篦齒盤裝配相位（順航向順時(shí)針旋轉(zhuǎn)90°），可使壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)裝配質(zhì)量得到進(jìn)一步優(yōu)化。將雙目標(biāo)優(yōu)化方案、傳統(tǒng)跳動(dòng)堆疊優(yōu)化方案及原位回裝方案進(jìn)行對(duì)比，見表6。從表中可見，通過傳統(tǒng)堆疊優(yōu)化工藝裝配后的壓氣機(jī)盤鼓組件會(huì)使不平衡量處于較差水平，同時(shí)由于無法針對(duì)壓氣機(jī)第1、2級(jí)盤組合件進(jìn)行裝配優(yōu)化，會(huì)使壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子盤鼓組合件的靜不平衡量存在1377 g·mm的離散度，不僅對(duì)轉(zhuǎn)子后續(xù)平衡工作造成一定困難，而且可能影響發(fā)動(dòng)機(jī)試車振動(dòng)，通過對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進(jìn)行雙目標(biāo)優(yōu)化，在參數(shù)滿足設(shè)計(jì)要求的可行域內(nèi)，適當(dāng)損失轉(zhuǎn)子跳動(dòng)水平，可以使總靜不平衡量理論值比傳統(tǒng)堆疊優(yōu)化裝配最大降低86%，有效提高轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量。

表6 裝配優(yōu)化方案對(duì)比

5 結(jié)論與建議

（1）基于雙目標(biāo)優(yōu)化理論的多級(jí)盤轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)裝配工藝方法通過對(duì)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的跳動(dòng)和不平衡量進(jìn)行雙目標(biāo)優(yōu)化裝配，可以使轉(zhuǎn)子沿軸線質(zhì)心同心度分布更加均勻，有效優(yōu)化轉(zhuǎn)子初始不平衡量。

（2）對(duì)于多級(jí)轉(zhuǎn)子堆疊裝配，引入跳動(dòng)誤差分析可以減小由于測(cè)量與裝配操作帶來的誤差累積，使裝配結(jié)果更加接近最優(yōu)解，提高裝配一次成功率，保證轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量。

（3）理論計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的矢量差分析可用以評(píng)估連接面的裝配質(zhì)量，適用于轉(zhuǎn)子裝配優(yōu)化和分解檢查數(shù)據(jù)分析工作。

（4）在具備單盤不平衡量測(cè)量的條件下，雙目標(biāo)優(yōu)化方法也可以應(yīng)用于風(fēng)扇、渦輪等轉(zhuǎn)子部件裝配中，還可應(yīng)用于核心機(jī)轉(zhuǎn)子的裝配優(yōu)化。

通過裝配工藝來優(yōu)化轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)是1個(gè)系統(tǒng)工程，在實(shí)際應(yīng)用中需綜合考慮各單件結(jié)構(gòu)參數(shù)、各連接面的裝配質(zhì)量等因素，如果忽略其中1項(xiàng)，可能導(dǎo)致優(yōu)化目標(biāo)失效，在未來應(yīng)用中還需結(jié)合工程應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)進(jìn)一步完善誤差項(xiàng)分析，豐富完善理論算法，使轉(zhuǎn)子裝配過程技術(shù)狀態(tài)受控。