孫貴青，趙 哲，孫慧潔，李澤林

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

航空發(fā)動機在工作中對其振動有一定的限制。產(chǎn)生振動的原因很多，其中以發(fā)動機轉(zhuǎn)子質(zhì)量不平衡而引起的振動最為普遍。轉(zhuǎn)子動平衡則是減小發(fā)動機振動量的1 個重要手段。高壓壓氣機轉(zhuǎn)子是航空發(fā)動機的重要組成部分，其工作轉(zhuǎn)速高，氣動負(fù)荷大[1]，運行是否平穩(wěn)可靠，與轉(zhuǎn)子動平衡工藝合理性密切相關(guān)。雖然有設(shè)計手冊[2]、國家標(biāo)準(zhǔn)[3-5]、機械行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[6]等理論指導(dǎo)，但受轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)、工作轉(zhuǎn)速、長徑比、轉(zhuǎn)子本身剛度和平衡精度要求等影響[7]，在型號或試驗件設(shè)計中，仍會經(jīng)常出現(xiàn)設(shè)計要求偏高或工藝制定不合理的問題。

目前，壓氣機轉(zhuǎn)子在平衡機上仍采用低速平衡為主[8-9]。在轉(zhuǎn)子平衡精度設(shè)計方面，紀(jì)福森等[10]分析壓氣機轉(zhuǎn)子初始動平衡、最終動平衡允許剩余不平衡量控制方法，以及最終動不平衡量的分配方法；在研究裝配工藝提高轉(zhuǎn)子平衡精度方面，曹茂國[11]提出1 種采用Powell 法優(yōu)化各級盤角向安裝位置的工藝裝配設(shè)計方法；李立新等[12]采用遺傳算法優(yōu)化各級盤的角向安裝位置；劉君等[13]研究針對轉(zhuǎn)子不同心度和不平衡量雙目標(biāo)優(yōu)化原則，并采用蒙特卡洛仿真法進行仿真驗證；琚易鵬等[14]提出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；在轉(zhuǎn)子平衡工藝方面，劉叢輝等[15]研究了帶模擬轉(zhuǎn)子平衡工藝；王蘊奇等[16]進一步提出通過轉(zhuǎn)位平衡法，消除模擬轉(zhuǎn)子自身不平衡量及同心度誤差影響；杜立鋒等[17]對壓氣機轉(zhuǎn)子帶模擬轉(zhuǎn)子平衡工藝和整體平衡工藝進行了對比試驗研究。國外針對航空發(fā)動機轉(zhuǎn)子平衡工藝的研究工作公開極少，Yang 等[18-19]對航空發(fā)動機轉(zhuǎn)子平衡中的堆疊優(yōu)化技術(shù)進行對比研究；Hussain 等[20]對航空發(fā)動機轉(zhuǎn)子裝配時的偏心度和同軸度誤差進行了最小化研究工作。

CFM56 發(fā)動機為民航發(fā)展史上最成功的機型。1984年，首臺CFM56-3 發(fā)動機開始運營，目前仍有24000 余臺在線運營[21]，其具有壽命長、可靠性高、可維修性好等特點。裝配平衡工藝經(jīng)過充分實踐驗證，具有重要的參考借鑒價值。本文以CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子為例，總結(jié)壓氣機轉(zhuǎn)子平衡原理和方法，對其平衡工藝流程及技術(shù)要點進行分析，為其他發(fā)動機轉(zhuǎn)子平衡工藝設(shè)計及實施提供借鑒與指導(dǎo)。

1 CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)

CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子為盤鼓混合式結(jié)構(gòu)，主要由前軸頸、1～2 級轉(zhuǎn)子、3 級輪盤、4～9 級轉(zhuǎn)子、壓氣機后篦齒封嚴(yán)盤組成，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。在3 級輪盤處用短螺栓將2 段轉(zhuǎn)子、前軸頸連接，在壓氣機后篦齒封嚴(yán)盤處，用螺栓將壓氣機轉(zhuǎn)子和高壓渦輪轉(zhuǎn)子連接組成發(fā)動機的高壓轉(zhuǎn)子。該結(jié)構(gòu)兼具鼓式轉(zhuǎn)子抗彎剛性好和盤式轉(zhuǎn)子強度高的優(yōu)點。同時連接止口均為過盈配合，保證各組件適當(dāng)對齊并保持轉(zhuǎn)子穩(wěn)定[22]。第1～3 級工作葉片用軸向燕尾榫頭裝在相應(yīng)級中的輪盤軸向榫槽中，而第4～9 級工作葉片則分別裝在各級輪盤的環(huán)形燕尾槽中通過鎖緊螺釘鎖緊，所有工作葉片均可在不分解轉(zhuǎn)子的情況下拆換。壓氣機轉(zhuǎn)子平衡組件如圖1 所示。

圖1 壓氣機轉(zhuǎn)子平衡組件

2 轉(zhuǎn)子低速動平衡方法

對CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子進行低速動平衡，主要原因為：

（1）在CFM56 發(fā)動機高壓轉(zhuǎn)子系統(tǒng)設(shè)計中，將彎曲型臨界轉(zhuǎn)速調(diào)整到最大工作轉(zhuǎn)速以上，將剛體（平動、俯仰）型臨界轉(zhuǎn)速置于慢車轉(zhuǎn)速以下[23]。彎曲振型的模態(tài)對不平衡分布很敏感，對于工作轉(zhuǎn)速以下存在彎曲臨界轉(zhuǎn)速的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)，需進行高速動平衡，而壓氣機轉(zhuǎn)子作為剛性轉(zhuǎn)子，可用低速動平衡達到較為精確的平衡；

（2）用戶通常要求轉(zhuǎn)子部件具有互換性或者在不顯著增加不平衡量水平的前提下完成組件裝配，在整個航空發(fā)動機及各部、組件的制造和組裝中，只有采用多級平衡工藝才能滿足要求，這也需要低速平衡才能實現(xiàn)。

CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子由可拆卸的多個圓盤和剛性軸段組成，對應(yīng)的低速平衡方法有2 種選擇：裝配前單部件平衡+雙面平衡和裝配期間分級平衡。由于CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子盤及盤鼓等零部件全部組裝后才能形成平衡軸，因此，適用前一種方法，其主要工藝要求如下：

（1）在組裝前，將每個單部件（包括軸）作為剛性轉(zhuǎn)子分別單獨做低速平衡，平衡校正到指定的不平衡量要求之內(nèi)。同時各單部件在軸上安裝處的不同軸度或其他定位配合面相對于旋轉(zhuǎn)軸線的允差應(yīng)該?。?/p>

（2）雙面平衡，如果組裝后的轉(zhuǎn)子不平衡主要分布在剛性相當(dāng)大的軸段內(nèi)且在該軸段上進行校正，那么該轉(zhuǎn)子在所有轉(zhuǎn)速下都將平衡；

（3）當(dāng)1 個轉(zhuǎn)子包括各獨立部件成套同心安裝時，例如壓氣機葉片、連接螺栓等，應(yīng)進行分揀后裝配，以保證剩余不平衡量在允許公差內(nèi)。

按照上述要求，CFM56發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子主要平衡工藝流程如圖2 所示，不同軸度等允差要求如圖3 所示，不平衡量及不同軸度等允差要求見表1。

圖2 壓氣機轉(zhuǎn)子平衡流程

從以上分析可知：

（1）轉(zhuǎn)子組合件的不同軸度等允差要求比較小，基本與轉(zhuǎn)子零部件等單件加工精度相近，對裝配工藝提出了較高要求；

圖3 不同軸度等允差要求

（2）定位面端面跳動精度對轉(zhuǎn)子組件最終不同心度和不平衡量影響較大，且越接近軸頸處影響越大，因此，端面跳動控制要求相對嚴(yán)格，目標(biāo)值為0.020 mm 以內(nèi)；

表1 不平衡量及不同軸度等允差要求

（3）第1、2 級盤組合件未處于高壓轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)軸線形成路徑上，因此要求相對寬松。

3 壓氣機轉(zhuǎn)子動平衡工藝分析

3.1 校正面確定和平衡轉(zhuǎn)速選擇

在轉(zhuǎn)子組裝后的雙面平衡中，2 個校正面為第4級盤截面和第9 級盤截面，主要是防止破壞各部件已經(jīng)平衡好的結(jié)果，且2 個校正面之間距離比較大，位于轉(zhuǎn)子重心兩側(cè)（壓氣機轉(zhuǎn)子重心處于第4～5 級之間），這樣可使得轉(zhuǎn)子在平衡時所需的校正量小些。

平衡轉(zhuǎn)速要求不低于900 r/min。通常平衡轉(zhuǎn)速應(yīng)盡量高，以有利于轉(zhuǎn)子葉片充分甩開，提高平衡準(zhǔn)確性和穩(wěn)定性，但受限于平衡機設(shè)備能力及從安全角度考慮，該轉(zhuǎn)速要求相對合理且經(jīng)濟。

3.2 初始不平衡量和剩余不平衡量確定分析

當(dāng)轉(zhuǎn)子由已做過單獨平衡的各單部件組裝而成時，不平衡狀態(tài)可能仍不滿意，只有在組裝件的初始不平衡量不超過規(guī)定值時，才允許在低速下做后續(xù)平衡，初始不平衡量及剩余不平衡量要求見表2。

按照“Balancing Machines：Tooling Design Criteria”（SAE ARP4163）標(biāo)準(zhǔn)[24]，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；（3）定位接口端面跳動引起的偶不平衡。

表2 初始不平衡量及剩余不平衡量要求

定位接口柱面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量為

式中：URS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；αR為定位接口柱面跳動端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量。

端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量為

式中：UAS為端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件靜不平衡量；αA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)子組件偶不平衡量為

式中：UAC為端面跳動引起的轉(zhuǎn)子組件偶不平衡量；RC為轉(zhuǎn)子組件修正面修正塊分布半徑。

端面跳動引起的靜不平衡影響和端面跳動引起的偶不平衡影響分別如圖4、5 所示。

圖4 端面跳動引起的靜不平衡影響

圖5 端面跳動引起的偶不平衡影響

假設(shè)各部件轉(zhuǎn)子剩余不平衡量及不同軸度等允差處于最不利組合條件下，按照上面公式對定位接口柱面跳動誤差引起的靜不平衡、定位接口端面跳動誤差引起的靜不平衡、定位接口端面跳動誤差引起的偶不平衡進行計算，結(jié)果約為4570 g·mm/面?？紤]到各部件裝配相位優(yōu)化和第4～9 級葉片排序補償優(yōu)化等措施，可將轉(zhuǎn)子第4、9 級校正面上的初始不平衡量控制為不大于3048 g·mm/面。

壓氣機轉(zhuǎn)子質(zhì)量約為110 kg，工作轉(zhuǎn)速為15183 r/min，按照GB/T 9239.1 轉(zhuǎn)子平衡品質(zhì)計算方法，該壓氣機轉(zhuǎn)子剩余不平衡量精度約為G3.6，介于G6.3（航空燃?xì)廨啓C）和G2.5（壓縮機、燃?xì)廨啓C）之間，分析該限度值是根據(jù)實際測試重復(fù)得到的最小不平衡狀態(tài)確定的，兼顧了平衡精度需要和實際可裝配性。

3.3 采用模擬轉(zhuǎn)子平衡工藝分析

CFM56 發(fā)動機為維修單元體設(shè)計，要求壓氣機轉(zhuǎn)子和高壓渦輪轉(zhuǎn)子間具有完全互換性，因此，壓氣機轉(zhuǎn)子只需單獨平衡，不需再進行組合平衡。

根據(jù)第3.2 節(jié)中分析可知，壓氣機轉(zhuǎn)子與高渦轉(zhuǎn)子組合后，除了各轉(zhuǎn)子自身不平衡量外，二者間的定位基準(zhǔn)偏心和傾斜還會產(chǎn)生附加不平衡量。因此，在單獨平衡時，需采用形位公差要求更高的模擬轉(zhuǎn)子來再現(xiàn)定位接口產(chǎn)生的附加不平衡量。模擬轉(zhuǎn)子關(guān)鍵參數(shù)（質(zhì)量、重心位置、轉(zhuǎn)動慣量、剛性、配合尺寸及支撐跨距等）應(yīng)與被模擬高壓渦輪轉(zhuǎn)子參數(shù)理論值一致。模擬轉(zhuǎn)子自身質(zhì)量較大，即便是完全合格的模擬轉(zhuǎn)子，也會由于其微小的形位誤差引起系統(tǒng)平衡誤差，在實踐中可應(yīng)用轉(zhuǎn)位平衡方法盡量降低該影響[16]。

3.4 多校正面平衡工藝分析及流程

根據(jù)壓氣機轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)分析可知，在第4～9 級葉片下均可安裝配重塊進行校正。為了保證轉(zhuǎn)子的功能和部件強度，應(yīng)根據(jù)初始不平衡量結(jié)果在第4～9 級葉片上沿轉(zhuǎn)子軸向分散校正，可以有效減小旋轉(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)子高速時的陣型不平衡量[25]。

按照合成不平衡矢量靜力學(xué)分解原理，第4～9級葉片上的各級校正配重Ui分解到第4 級和第9 級2 個校正面上，對應(yīng)的2 個分矢量U′i和U″i為[26]

式中：ai為Ui與4 級校正面間的軸向距離；l為2個校正面間的軸向距離。

按照式（4）可以計算出在第4～9 級葉片上安裝配重塊的分量影響，見表3。

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

（1）當(dāng)校正配重塊越接近于2 個校正面的中間部位時，2 個校正分量的影響越相近，對于2 個校正面上的同相初始不平衡量（靜不平衡）效果越顯著；

表3 配重塊在校正面上的分量影響

（2）當(dāng)校正配重塊越接近于2 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2 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，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；

（4）從強度和安全方面考慮，不能在鎖緊葉片榫頭下方安裝平衡塊，同時為防止葉片鎖緊塊對發(fā)動機轉(zhuǎn)子工作構(gòu)成危害，對每級平衡塊數(shù)量進行如下限制：每級修正量不大于2280 g·mm（相當(dāng)于2 g 配重塊5 個，1.5 g 配重塊7 個）；

（5）第5～8 級葉片配重塊校正結(jié)果會同時影響第4、9 級，為防止本側(cè)修正合格、另一側(cè)超出太大無法繼續(xù)修正情況，規(guī)定在靠近本側(cè)的級數(shù)上初次修正時，只校正本側(cè)最終修正面上約1/3 顯示不平衡量，再次在靠近本側(cè)的級數(shù)上修正時，校正本側(cè)最終修正面上約1/2 顯示不平衡量。

按照上述分析，CFM56 發(fā)動機在第4 級和（或）第9 級葉片初始不平衡量超差時，按照如圖6 所示工藝流程方法安裝配重塊。

另外，對于新機或大修發(fā)動機，壓氣機轉(zhuǎn)子組裝后會進行2 次動平衡：磨葉尖前平衡和最終動平衡。磨葉尖前平衡主要用于減小壓氣機轉(zhuǎn)子在葉尖高速磨床上的振動水平，確保葉尖直徑精度；在最終動平衡后進行整機組裝，確保發(fā)動機可靠工作。因此，磨葉尖前平衡還可以采用串動各級葉片位置的方法減小不平衡量分布（剩余不平衡量精度允許較最終動平衡要求稍大，規(guī)定為254 g·mm）。但壓氣機轉(zhuǎn)子組件磨完葉尖后，串動葉片位置會影響壓氣機葉尖間隙，從而影響整機性能，只能采用在葉片下加平衡塊的方法消除不平衡量。

圖6 多校正面平衡工藝流程

4 結(jié)論

針對CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)特點，對其平衡工藝方法及參數(shù)要求進行分析，重點研究了低速多面平衡的工藝方法，得到以下結(jié)論：

（1）CFM56 發(fā)動機高壓壓氣機轉(zhuǎn)子剩余不平衡量精度（G3.6 平衡等級）設(shè)計合理，在“裝配前單部件平衡+雙面平衡”低速動平衡基礎(chǔ)上，基于初始不平衡量控制的多面平衡工藝方法有效；

（2）利用轉(zhuǎn)子定位基準(zhǔn)誤差影響不平衡的計算公式識別重要影響部位以及計算分析配重塊在各校正面上的影響系數(shù)等分析工作，可高效地實現(xiàn)平衡結(jié)果最優(yōu)化。