孫貴青，馬 峰，余治國，楊法立，宋樹林

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機(jī)研究所，沈陽 110015；2.中國航發(fā)西安航空發(fā)動機(jī)有限公司，西安 710021；3.空軍裝備部駐西安地區(qū)第二軍事代表室，西安 710021）

航空發(fā)動機(jī)在工作中有一項重要指標(biāo)，就是振動[1]。在某發(fā)動機(jī)多臺次檢驗試車中，高壓振動均接近或超過限制值（25.4mm/s），根據(jù)振動頻譜分析，頻率成分主要為基頻，應(yīng)為轉(zhuǎn)子不平衡量超差所致[2]，表明經(jīng)平衡后的轉(zhuǎn)子仍存在較大的平衡誤差。為確保發(fā)動機(jī)裝機(jī)后的安全性和可靠性，需要分析高壓轉(zhuǎn)子平衡相關(guān)要素，排除可能存在的平衡工藝系統(tǒng)性問題。

轉(zhuǎn)子平衡工藝及問題排查

1 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)及平衡工藝

本型發(fā)動機(jī)高壓轉(zhuǎn)子包括高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和高壓渦輪轉(zhuǎn)子（圖1 和圖2），為簡支支承[3]。高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子主要由5 個組件組成：前軸頸、1～2 級轉(zhuǎn)子、3 級輪盤、4～9 級轉(zhuǎn)子、壓氣機(jī)后蓖齒封嚴(yán)盤。其中，1～2 級轉(zhuǎn)子為1～2 級鈦合金盤焊接成盤鼓式一體，4～9 級轉(zhuǎn)子為4～9 級高溫合金盤焊接成盤鼓式一體。4～9 級工作葉片分別裝在各級輪盤的環(huán)形燕尾槽中通過鎖緊螺釘鎖緊，可以在不分解轉(zhuǎn)子的情況下拆換。高壓渦輪轉(zhuǎn)子主要由6 部分組成：鼔筒軸、高壓渦輪盤、前后擋板、高壓渦輪工作葉片、高壓渦輪后軸。

由于該發(fā)動機(jī)為維修單元體設(shè)計，為保障高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和高壓渦輪轉(zhuǎn)子間具有完全互換性，兩個轉(zhuǎn)子均采用帶模擬轉(zhuǎn)子單獨平衡工藝，即用模擬轉(zhuǎn)子替代真實轉(zhuǎn)子與另一轉(zhuǎn)子組裝后進(jìn)行動平衡。模擬轉(zhuǎn)子關(guān)鍵參數(shù)與被模擬轉(zhuǎn)子參數(shù)理論值一致：質(zhì)量、重心位置、轉(zhuǎn)動慣量、配合尺寸、支承跨距等[4–6]，并采用轉(zhuǎn)位平衡法提高轉(zhuǎn)子平衡精度[7]。轉(zhuǎn)子單獨平衡后直接組裝，不需再進(jìn)行組合平衡[8–9]。

圖1 高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子平衡組件示意圖Fig.1 Schematic diagram of balancing assembly of high-pressure compressor rotor

2 問題排查定位

針對高壓轉(zhuǎn)子平衡誤差較大的問題，從“人、機(jī)、料、法、工、環(huán)、測”等方面收集信息，如表1 所示。

其中，夾具補(bǔ)償值為采用轉(zhuǎn)位平衡法計算得出的工裝誤差值，主要包括模擬轉(zhuǎn)子等平衡工裝自身的不平衡量、幾何誤差以及轉(zhuǎn)子定位接口誤差[10]。據(jù)表1 可初步判斷轉(zhuǎn)子不平衡量超差由模擬轉(zhuǎn)子等平衡工裝引起。

圖2 高壓渦輪轉(zhuǎn)子平衡組件示意圖Fig.2 Schematic diagram of balancing assembly of high-pressure turbine rotor

模擬轉(zhuǎn)子試驗驗證

1 模擬轉(zhuǎn)子不同配合相位下不平衡量影響試驗

為評估高壓壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子和高渦模擬轉(zhuǎn)子精度，根據(jù)操作規(guī)范，將兩個模擬轉(zhuǎn)子按4 個周向相對位置測量不平衡量，選取等同于壓氣機(jī)4 級（M 面）、9 級（N 面）位置作為組合模擬轉(zhuǎn)子的不平衡量錄取面，平衡測量結(jié)果如表2 所示，根據(jù)“轉(zhuǎn)位平衡法”進(jìn)行的數(shù)據(jù)整理如表3 所示，分析可知：

（1）根據(jù)轉(zhuǎn)位平衡法計算得出，壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子單面不平衡量最大值為733g·mm，分離得出的夾具補(bǔ)償誤差最大值為1400g·mm，遠(yuǎn)大于高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子、高渦轉(zhuǎn)子最終限制值127g·mm 要求，表明模擬轉(zhuǎn)子平衡精度低，不滿足使用要求；

（2）高壓組合模擬轉(zhuǎn)子在0°–0°和0°–270°連接相位下，模擬轉(zhuǎn)子連接處（靠近重心位置） 柱面跳動為0.05mm 和0.07mm，大于0.038mm 限制值要求，表明模擬轉(zhuǎn)子定位偏心誤差較大。

表1 高壓轉(zhuǎn)子平衡不精確相關(guān)因素信息Table 1 Information on factors related to imprecise balancing of high-pressure rotors

通過試驗數(shù)據(jù)分析，轉(zhuǎn)子平衡精度低主要由壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子或高渦模擬轉(zhuǎn)子存在較大的形位誤差所致。

2 模擬轉(zhuǎn)子測量檢查

為檢查模擬轉(zhuǎn)子變形情況，采用固定三坐標(biāo)測量機(jī)測量壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子（圖3），前軸頸（X1～X3）相對轉(zhuǎn)子連接定位止口基準(zhǔn)A、B 的柱面跳動實測值為0.078～0.088mm（圖紙要求：≯0.015mm）。采用高精密氣浮轉(zhuǎn)臺檢查高渦模擬轉(zhuǎn)子（圖4），高渦模擬轉(zhuǎn)子后軸頸相對轉(zhuǎn)子連接定位止口基準(zhǔn)A、B 跳動實測值為0.019mm（圖紙要求：≯0.015mm）。

證明高壓壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子及高渦模擬轉(zhuǎn)子存在變形超出設(shè)計使用要求的問題。

按 照“Balancing Machines:Tooling Design Criteria”（SAE ARP4163）標(biāo)準(zhǔn)[10]，連接定位止口對轉(zhuǎn)子不平衡量的影響分為：（1）定位止口柱面跳動引起的靜不平衡；（2）定位止口端面跳動引起的靜不平衡；（3）定位止口端面跳動引起的偶不平衡，計算公式如下：

定位止口柱面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量為：

式中，U柱靜為柱面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量；m 為轉(zhuǎn)子組件質(zhì)量；a柱為定位止口柱面跳動。

如圖5 所示，端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量為：

式中，U端靜為端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量；a端為定位止口端面跳動；L 為定位止口端面至轉(zhuǎn)子組件重心的軸向距離；R止為定位止口定位半徑。

如圖6 所示，定位止口端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件偶不平衡量為：

式中，U端偶為端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件偶不平衡量；R修為轉(zhuǎn)子組件修正面修正塊分布半徑。

將前述實測數(shù)據(jù)代入公式進(jìn)行計算，定位止口帶來的平衡誤差與夾具補(bǔ)償值基本吻合，說明轉(zhuǎn)子不平衡量超差確由模擬轉(zhuǎn)子連接定位止口誤差較大所致。

表2 模擬轉(zhuǎn)子不同配合相位下平衡量影響Table 2 Simulation of balancing effect on rotor with different matching phases

表3 模擬轉(zhuǎn)子不同配合相位下平衡量計算分析Table 3 Calculation and analysis of balance under different matching phase of simulation rotor

圖3 高壓壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子測量位置示意圖Fig.3 Measuring position schematic diagram of high-pressure compressor simulation rotor

圖4 高壓渦輪模擬轉(zhuǎn)子測量位置示意圖Fig.4 Measuring position schematic diagram of high pressure turbine simulation rotor

經(jīng)分析，從兩個模擬轉(zhuǎn)子整體結(jié)構(gòu)看，其共同特點是外形尺寸大、剛度差、尺寸精度和位置精度高。其中，高壓壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子受結(jié)構(gòu)限制，不可能在一次安裝中完成全部主要表面的最后加工，定位基準(zhǔn)在整個加工中會進(jìn)行轉(zhuǎn)換[11]，因此，在交付時就很難保障足夠的位置精度裕度，在生產(chǎn)使用中，也更易于變形超差。

優(yōu)化組合平衡

1 優(yōu)化組合平衡方案制定

由于高壓壓氣機(jī)模擬轉(zhuǎn)子、高渦模擬轉(zhuǎn)子定位形位誤差較大，受加工能力制約，修理困難，為滿足生產(chǎn)交付迫切需求，采用了高壓轉(zhuǎn)子組合平衡方案，即采用真實壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子代替模擬轉(zhuǎn)子，對高渦轉(zhuǎn)子分步平衡（執(zhí)行轉(zhuǎn)位補(bǔ)償程序），然后將高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子與高渦轉(zhuǎn)子組合后進(jìn)行整體平衡，消除模擬轉(zhuǎn)子與真實轉(zhuǎn)子不一致帶來的附加不平衡誤差[8]。根據(jù)轉(zhuǎn)子慣性軸與旋轉(zhuǎn)軸盡量重合原則，對機(jī)件間不同心度進(jìn)行優(yōu)化[12–16]，并依據(jù)以往工藝要求及經(jīng)驗控制轉(zhuǎn)子平衡過程，具體方法如下：

（1）將壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子前平衡軸套（用于平衡機(jī)聯(lián)軸節(jié)驅(qū)動轉(zhuǎn)子）跳動測量高點與高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動測量低點對齊安裝。

（2）將高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動測量高點與高壓渦輪平衡組件跳動測量低點對齊安裝。

（3）將高壓組合轉(zhuǎn)子上平衡機(jī)，檢查高壓渦輪平衡組件外露止口跳動（要求≯0.038mm），見圖7。

（4）將高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子作為工裝，采用轉(zhuǎn)位法錄取高渦轉(zhuǎn)子平衡轉(zhuǎn)位前數(shù)據(jù)。

（5）進(jìn)行180°轉(zhuǎn)位安裝高渦轉(zhuǎn)子平衡組件，檢查高壓渦輪平衡組件外露止口跳動（要求≯0.038mm），監(jiān)測夾具轉(zhuǎn)位補(bǔ)償值應(yīng)不大于1270g·mm。

圖5 端面跳動引起的靜不平衡影響Fig.5 Effect of axial runout on static imbalance

圖6 端面跳動引起的偶不平衡影響Fig.6 Effect of axial runout on couple imbalance

圖7 高壓轉(zhuǎn)子組合平衡示意圖Fig.7 Schematic diagram of high-pressure rotor combined balancing

（6）將高渦轉(zhuǎn)子平衡組件平衡至合格范圍內(nèi)。

（7）對高壓組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行平衡，采用轉(zhuǎn)位法錄取高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子4級、9 級位置不平衡量。

（8）下平衡機(jī)，將前平衡軸套相對高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子180°轉(zhuǎn)位安裝。

（9）將高壓組合轉(zhuǎn)子重新上平衡機(jī)，檢查高壓渦輪平衡組件外露止口跳動（要求≯0.038mm），監(jiān)測轉(zhuǎn)位補(bǔ)償值應(yīng)不大于1270g·mm。

（10）優(yōu)先通過調(diào)整葉片方式修正高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子不平衡量，要求配重塊盡可能最少，最后采取增加配重的方式保證最終不平衡量至合格范圍內(nèi)。

（11）平衡合格后，應(yīng)對高壓組合轉(zhuǎn)子進(jìn)行平衡重復(fù)性檢查，高壓組合轉(zhuǎn)子單面不平衡量不超過600g·mm，夾具轉(zhuǎn)位補(bǔ)償值應(yīng)不大于1270g·mm。

（12）標(biāo)記高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子、高渦轉(zhuǎn)子平衡組件相對位置，后續(xù)裝配按分解標(biāo)記恢復(fù)。

2 壓氣機(jī)4～9 級葉片調(diào)整及配重塊安裝要求

在高壓組合轉(zhuǎn)子平衡中，可根據(jù)初始不平衡量結(jié)果，調(diào)整壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉片在4～9 級上的軸向分布，有效減小旋轉(zhuǎn)時由不平衡量離心力與校正量離心力不在同一平面或同一體上而引起的內(nèi)應(yīng)力或內(nèi)應(yīng)力矩，降低轉(zhuǎn)子高速時的振型不平衡量[17–18]?；趬簹鈾C(jī)轉(zhuǎn)子葉片數(shù)量多、調(diào)整工作量大問題，研究得出高壓壓氣機(jī)4～9 級轉(zhuǎn)子葉片調(diào)整和配重塊安裝方法。

按照合成不平衡矢量靜力學(xué)分解原理，將4～9 級上的各級調(diào)整配重量校正配重Ui分解到4 級和9 級兩個校正面上，對應(yīng)的兩個分矢量和大小為[19]：

式中，ai為Ui與4 級校正面間的軸向距離；l 為兩個校正平面間的軸向距離。

按照上述公式，可以計算得出在4～9 級上調(diào)整配重量的分量影響，如表4 所示。

根據(jù)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)及配重量在校正面上的影響系數(shù)結(jié)果，分析如下：

（1）當(dāng)校正配重越接近于兩個校正面的中間部位時，兩個校正分量的影響越相近，對于兩個校正面上的同相初始不平衡量（靜不平衡）效果越顯著；

（2）當(dāng)校正配重越接近于兩個校正面的一側(cè)時，對于本側(cè)校正面的校正影響越大，對另一側(cè)影響越小，適用于兩個校正面上的反相初始不平衡量（偶不平衡）校正；

（3）通常，以90°作為同相和反相的相位區(qū)分點，對于本轉(zhuǎn)子，由于6 級配重對應(yīng)的影響系數(shù)比為0.55∶0.45，按照比例換算約為100°，即相位差不超過100°時，認(rèn)為是靜不平衡表現(xiàn)為主；超過100°時是偶不平衡表現(xiàn)為主。

其中，高壓壓氣機(jī)4～9 級轉(zhuǎn)子葉片調(diào)整主要原則為：根據(jù)高壓壓氣機(jī)4 級、9 級修正面顯示不平衡量，按照圖8 所示流程進(jìn)行葉片調(diào)整。對于葉片稱重，應(yīng)按照從重至輕排序，在鼓筒榫槽內(nèi)安裝最重葉片（排序1），然后在最重葉片左側(cè)依次安裝排序2、4、6……等偶數(shù)葉片，在最重葉片右側(cè)依次安裝排序3、5、7……等奇數(shù)葉片（圖9），可達(dá)到合成重量最大效果。

當(dāng)調(diào)整4～9 級葉片仍無法達(dá)到平衡要求范圍內(nèi)，可參照葉片調(diào)整流程（圖8）安裝配重塊，并盡量控制每級配重塊不多于2 塊。

3 優(yōu)化組合平衡方案實施

按照上述平衡方案，各臺次高壓壓氣機(jī)/高壓渦輪組合轉(zhuǎn)子最終剩余不平衡量均控制到設(shè)計要求范圍內(nèi)，壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子配重塊數(shù)量由原來14～27 塊降低為3～6 塊。

采用組合平衡工藝方法的多臺發(fā)動機(jī)再次裝配試車振動正常，振動速度值基本為11mm/s 以下（限制值25.4mm/s）。相比以往試車結(jié)果，有明顯改善。

結(jié)論

針對某發(fā)動機(jī)高壓轉(zhuǎn)子平衡誤差大問題，分析驗證了模擬轉(zhuǎn)子形位尺寸超差是影響高壓轉(zhuǎn)子平衡質(zhì)量的主要原因，制定了高壓轉(zhuǎn)子優(yōu)化組合平衡工藝方法，經(jīng)試車驗證發(fā)動機(jī)表現(xiàn)良好，對于其他發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)子平衡工藝設(shè)計及實施，具有重要的借鑒與指導(dǎo)意義。

（1）模擬轉(zhuǎn)子對單元體單獨平衡工藝有決定性影響，要求定位接口精度盡可能高，同時須在使用中進(jìn)行數(shù)據(jù)監(jiān)測、精心維護(hù)和定期校驗，防止精度下降引起發(fā)動機(jī)振動。

（2）在轉(zhuǎn)子平衡中，采取機(jī)件間相位匹配、葉片排序、配重塊安裝順序等優(yōu)化手段，可有效控制轉(zhuǎn)子初始不平衡量和最終不平衡量，改善轉(zhuǎn)子工作品質(zhì)。

表4 配重量在校正面上的分量影響Table 4 Effect of balance weight on correction plane

圖8 壓氣機(jī)4～9級轉(zhuǎn)子葉片調(diào)整主要流程Fig.8 Main flow of compressor 4–9 stage rotor blades adjustment

圖9 葉片稱重排序及安裝位置示意圖Fig.9 Schematic diagram of blades weighing arrangement and installation location

（3）基于模擬轉(zhuǎn)子的單獨平衡工藝可實現(xiàn)單元體轉(zhuǎn)子互換性，提高維護(hù)性，降低全壽命期費用，在生產(chǎn)中應(yīng)優(yōu)先使用，優(yōu)化組合平衡工藝作為備用方案，可有效保障發(fā)動機(jī)振動品質(zhì)。