高壓轉子維修單元體跳動評價方法

汪俊熙 ，孫 磊 ，趙 巖 ，李 琳 ，蘇巧靈

（1.西北工業(yè)大學動力與能源學院，西安 710072；2.中國航發(fā)商用航空發(fā)動機有限責任公司，上海 201306）

0 引言

振動是航空發(fā)動機研制和生產過程中的關鍵問題之一，裝配質量對發(fā)動機振動水平有著直接影響。隨著民用渦扇航空發(fā)動機涵道比、總壓比的不斷增大，部件效率、轉子轉速不斷提升，核心機部件呈現出越來越細長的結構特征，研制階段的振動問題尤為明顯[1-2]。引起發(fā)動機整機振動的因素有很多，其中轉子相關問題更加突出[3-4]。在轉子的研制過程中盡管有設計手冊[5-6]、標準以及相關技術資料[7]的指導，但受制于轉子結構特點、測量技術、工作狀態(tài)等，仍然存在設計要求或工藝制定不合理的問題。

高壓轉子是航空發(fā)動機的重要組成部分，轉子裝配越直，跳動越小，即轉子組件內部質量偏離旋轉軸線的距離越小，產生的轉子安裝不平衡量也越小。為了提高轉子裝配質量并提升轉子同心度，目前在優(yōu)化轉子裝配工藝方面已開展了大量研究。劉君等[8]提出針對轉子不同心度和不平衡量雙目標優(yōu)化理論，并采用蒙特卡洛仿真法對優(yōu)化效果進行分析；琚奕鵬等[9]提出一種以跳動和不平衡量雙目標優(yōu)化理論為基礎的轉子裝配工藝優(yōu)化方法。在民用航空發(fā)動機領域基于最優(yōu)相位裝配和偏心率預測的裝配工藝已在轉子裝配上得到大量應用。Hussain 等[10-11]以航空發(fā)動機轉子裝配時各零件偏心度和同軸度誤差最小為目標研究了轉子直線優(yōu)化裝配法；Yang 等[12-14]對航空發(fā)動機轉子裝配中零件堆疊后累積偏差的控制和優(yōu)化技術進行研究；Sun 等[15]研究了基于神經網絡的航空發(fā)動機多級轉子同心度和垂直度預測方法，與傳統(tǒng)方法相比提升了預測精度；Sun 等[16]研究了航空發(fā)動機轉子裝配中零件維修的決策機制，提出以轉子零件偏心度誤差最優(yōu)為目標，并通過參數敏感性分析對零件維修提供技術依據。但隨著新型發(fā)動機產品性能的提升，轉子級數增多、直徑趨小、長徑比增大，轉子裝配合格率很難進一步提高。在實際生產中也發(fā)現，使用一些存在跳動不合格的維修單元體轉子也能裝配出性能及振動合格的發(fā)動機。因此，需要對維修單元體轉子跳動評價指標進行進一步研究。單福平等[17]研究了形位偏差在航空發(fā)動機轉子件止口裝配過程中的傳遞機理，建立了一般化的尺寸鏈模型用于轉子設計；陳淵博等[18]從尺寸公差、形位公差、周向定位3 種不同角度對發(fā)動機關鍵裝配參數開展應用研究；孟祥海等[19-20]利用公差傳遞模型建立了一種轉子件裝配質量預測方法，同時也利用偏差模型分析了形位公差對整機裝配的影響。

本文結合航空發(fā)動機高壓轉子實際裝配的特點，提出一種基于組合轉子偏心量快速預估模型的維修單元體轉子跳動評價方法，以期為優(yōu)化維修單元體轉子裝配質量評價提供新思路。

1 轉子跳動評價方法分析

1.1 目前的跳動評價方法

民用大涵道比渦扇航空發(fā)動機高壓組合轉子由高壓壓氣機維修單元體轉子（簡稱壓氣機轉子）和高壓渦輪維修單元體轉子（簡稱渦輪轉子）組成，轉子支承一般采用1-0-1形式。為保證轉子裝配質量，在發(fā)動機不同裝配階段采取不同的跳動控制措施，高壓轉子跳動評價方法如圖1 所示。部件裝配階段單獨針對2 個維修單元體轉子進行跳動控制，對壓氣機轉子的要求為：以轉子前端軸頸上的2 處圓柱面或者1 處圓柱面加1 處軸肩端面為基準，要求篦齒盤后端止口處的端面跳動和圓柱面徑向跳動≤R1。對渦輪轉子的要求為：以轉子前端鼓筒軸止口處的端面和圓柱面為基準，要求后端支承軸頸處的圓柱面和軸肩端面跳動≤R2。在總裝階段，對高壓組合轉子的要求為：以組合轉子兩端支承軸頸處的圓柱面為聯合基準，要求中間結合面附近的篦齒盤盤心跳動或者鼓筒軸前端外圓柱面跳動≤R3。幾種發(fā)動機高壓部件轉子跳動限制值要求見表1。

圖1 高壓轉子跳動評價方法

1.2 目前跳動評價方法存在的不足

在發(fā)動機實際裝配過程中發(fā)現，按照上述方法評價出的轉子跳動值可能不能反映轉子真實狀態(tài)，并對后續(xù)裝配過程產生誤導。

1.2.1 壓氣機轉子單元體跳動評價方法的不足

目前壓氣機轉子跳動測量基準設置在前端（非組合轉子的中間結合面），無論采用以圓柱面和端面為基準還是采用以雙圓柱面為基準的跳動評價方法，都可能會受轉子自身結構特征的影響而產生測量沿程誤差，容易造成轉子跳動不合格的假象，無法繼續(xù)開展后續(xù)組合轉子裝配。

高壓壓氣機轉子跳動測量如圖2所示，從如圖2（a）中可見，以前端圓柱面和軸肩端面為基準測量后端跳動，假設軸肩端面存在垂直度誤差Δ1。在找正A基準和B基準后，會在轉子后端分別產生次生偏心量Δ2和次生端跳Δ3。由幾何關系可知，Δ2=L/D1·Δ1，Δ3=D/D1·Δ1（式中L為A 基準中心點到篦齒盤后端止口端面的軸向距離；D為篦齒盤后端止口內圓直徑；D1為轉子前端軸肩端面圓環(huán)中心位置處直徑）。壓氣機轉子的L/D1值一般為4~6，D/D1值一般為2~3，即便是Δ1=0.005 mm，因沿程放大的關系會使次生偏心量Δ2達到0.020~0.030 mm 和次生端跳Δ3達到0.010~0.015 mm，可能立即導致轉子跳動超差。從圖2（b）中可見，以前端雙圓柱面為基準測量后端跳動，假設圓柱面存在同心度誤差Δ4。在找正A 基準和B 基準后，會在轉子后端分別產生次生偏心量Δ5和次生端跳Δ6。由幾何關系可知，Δ5=L/La·Δ4（式中La 為轉子前端2 個圓柱面中心的軸向距離），Δ6=D/La·Δ4。壓氣機轉子的L/La值一般為5~8，D/La值一般為2~3，即便是Δ4=0.005 mm，因幾何放大的關系會使次生偏心量Δ5達到0.025~0.040 mm和次生端跳Δ6達到0.010~0.015 mm，導致轉子跳動超差。

圖2 高壓壓氣機轉子跳動測量

基準之間的制造誤差0.005 mm 已屬于非常高的加工精度，若想再提高，制造難度將進一步加大，對加工設備的要求也更為苛刻，勢必導致制造成本提高、生產效率下降。此外，這一部分的跳動沿程誤差也會掩蓋轉子組件真實的跳動情況，導致對轉子裝配質量的誤判。

1.2.2 2 個轉子維修單元體以跳動值評價裝配質量存在不足

轉子維修單元體顯著的結構特點是零件多為薄壁結構、零件之間為過盈配合、大多數采用螺栓連接形式。容易造成轉子配合部位在裝配狀態(tài)（受約束）和非裝配狀態(tài)（不受約束）下零件表面形態(tài)發(fā)生變化。測量得到的跳動值中會包含2 類信息，一類是零件間的位置偏差，包括偏心或同心度誤差、傾斜或平行度誤差；另一類是零件自身的形狀誤差，包括圓度、圓柱度、平面度誤差等。前者會直接影響轉子組件的直線度，反映轉子裝配質量的優(yōu)劣；后者在后續(xù)的裝配中被約束后可能會在一定程度上被糾正，而并不影響組合轉子裝配質量。因此，如果用跳動值評價轉子裝配質量，可能會掩蓋轉子真實的裝配狀態(tài)。

本文主要針對上述2 方面問題，面向工程應用提出一種優(yōu)化的高壓轉子維修單元體跳動評價方法。

2 轉子跳動評價方法優(yōu)化

2.1 組合轉子偏心量快速預估模型

高壓組合轉子對接裝配狀態(tài)如圖3 所示，左側為壓氣機轉子，右側為渦輪轉子。2 個轉子組合后，對兩端支承中心連線，結合面處會產生偏離于該連線的偏心量S，在理想狀態(tài)下結合面處的跳動值為偏心量S的2 倍。當2 個維修單元體轉子均為理想幾何轉子時，組合轉子非常直，其結合面偏心量接近為0。在實際裝配中，2 個維修單元體轉子均存在端跳和徑跳影響，組合轉子結合面上將產生偏心量S。偏心量S越小，意味著維修單元體轉子的旋轉軸線與組合轉子實際旋轉軸線的偏離程度越小，組合轉子中新產生的轉子安裝不平衡量也越小，對發(fā)動機振動的控制越有利。

圖3 高壓組合轉子對接裝配狀態(tài)

一般來說，對于采用螺栓連接的2 個轉子，可選擇的對接相位數量等于螺栓孔數量，不同相位對接時組合轉子結合面處偏心量大小不等。為了能對組合轉子結合面處偏心量進行快速預估并找到最優(yōu)的對接相位，可以轉換一個角度來分析組合轉子的跳動特征。以中間結合面為基準的高壓組合轉子對接如圖4 所示，圖中P1為壓氣機轉子以后端結合面處配合止口為基準時前端支承軸頸處的偏心量；P2為渦輪轉子以前端結合面處配合止口為基準時后端支承軸頸處的偏心量；L1為壓氣機轉子從前端支承軸頸處到后端結合面的軸向長度；L2為渦輪轉子從前端結合面到后端支承軸頸處的軸向長度；θ為渦輪轉子后端偏心量P2與XOY平面的夾角。首先將組合轉子結合面調整到豎直平面且垂直于屏幕方向（即將結合面調整至YOZ平面上），將組合轉子中壓氣機轉子軸線調整到平行于屏幕方向（即位于XOZ平面上），此時渦輪轉子的軸線可能朝向空間中的任意方向。這種表達方式也可以被等效理解為：高壓組合轉子是以2 個維修單元體轉子結合面為基準，將各轉子另外一端支承軸頸處的偏心錯開一定相位角度后對接裝配而成。由空間幾何關系可以快速得到組合轉子偏心量與壓氣機轉子和渦輪轉子相關參數之間的關系表達式。

圖4 以中間結合面為基準的高壓組合轉子對接

考慮到在實際情況中因跳動引起的組合轉子傾斜量相對轉子軸向長度而言非常小，因此認為：（1）沿垂直于組合轉子結合面方向上的轉子長度不受因跳動產生的轉子傾斜影響；（2）組合轉子結合面偏心方向不受因跳動產生的轉子傾斜影響，仍位于組合轉子結合面上。另外，快速評估時可以將2 倍S值作為高壓組合轉子結合面處的徑向跳動值。

根據幾何代數理論，從圖4（c）可見，在XOZ平面上

在XOY平面上

因此，在任意對接角度下

在運用式（3）實際計算時，L1和L2可以使用轉子結構3 維模型中的數據或者實物實測值，P1和P2為使用精密轉臺并找正基準后測量轉子支承軸頸處跳動再擬合出的偏心量，θ為2個轉子的對接角度。

2.2 轉子跳動評價討論

2.2.1 單對維修單元體轉子組合時

若已知壓氣機轉子和渦輪轉子的L1、P1、L2、P2，根據式（3）可以繪制出的組合轉子結合面偏心量S與2個轉子對接相位角度θ的關系曲線如圖5所示。從圖中可見，當θ=90°時，即P1和P2同相位時，組合轉子結合面處偏心量S最大；當θ=270°時，即P1和P2反相位時，組合轉子結合面處偏心量S最小。選擇合適的對接角度，便能裝配出滿足要求的組合轉子。

圖5 組合轉子結合面偏心量S與2個轉子對接相位角度的關系曲線

2.2.2 多個維修單元體轉子選配組合時

若已知壓氣機轉子和渦輪轉子的L1和L2，且壓氣機轉子P1≤m（常數）和渦輪轉子P2≤n（常數），根據式（3）可以求得不同轉子P1、P2與其組合轉子偏心量S之間的關系。另外，從2.1 節(jié)可知，以P1和P2同相位對接，組合轉子偏心量S最大；以P1和P2反相位對接，組合轉子偏心量S最小，以其余角度對接，組合轉子偏心量S將位于前兩者之間。因此，以轉子P1和P2同/反相位對接2 種極端情況來分析組合轉子S的可能分布范圍。

某型發(fā)動機轉子P1、P2和組合轉子S的關系如圖6所示，圖中P1≤0.10 mm、P2≤0.02 mm。

圖6 某型發(fā)動機轉子P1、P2和組合轉子S的關系

從圖中可見：

（1）該型發(fā)動機轉子各種組合下的組合轉子偏心量S的極值將位于藍色和紅色區(qū)域內。P1和P2同相位時，S最大為0.052 mm，反相位時，S最大為0.040 mm；

（2）當P1≤0.02 mm 時，無論選出的配對轉子P1和P2以何種相位對接，組合轉子偏心量S始終位于藍色區(qū)域內，即S≤0.02 mm；

（3）當0.02 mm0.02 mm 或S≤0.02 mm的情況；

（4）當P1＞0.08 mm，也即P1-P2＞0.06 mm 時，無論配對轉子P1和P2以何種相位對接，組合轉子偏心量S均始終位于紅色區(qū)域內，即S>0.02 mm。

按照上述分析，對于多個維修單元體轉子在采用不同的選配組合時，只要其偏心量的差值在一定范圍內，選擇合適的對接角度后，就能裝配出滿足要求的組合轉子。

綜上所述，以支承軸頸處偏心量來評價壓氣機轉子跳動和渦輪轉子跳動時，既能快速分析出組合轉子中間結合面處偏心量范圍區(qū)間，也能對批量的壓氣機轉子和渦輪轉子開展快速配對，提高裝配效率和質量。

3 裝配驗證

根據前述的分析，結合多臺份發(fā)動機的壓氣機轉子和渦輪轉子的裝配試驗，開展了組合轉子結合面偏心量快速預估和維修單元體轉子跳動評價指標優(yōu)化相關的驗證工作。

驗證工作一共涉及12 臺份發(fā)動機的高壓轉子維修單元體。根據式（3）計算得到組合轉子結合面跳動預估值（為2 倍偏心量S），預估值包括2 個維修單元體轉子偏心處于同相位和反相位兩種極端情況。維修單元體轉子和組合轉子的跳動值見表2。從表中可見：（1）高壓組合轉子結合面跳動實測值基本處于2 個預估值之間，即使有個別臺次的實測值稍微超出預估值范圍，其超出的最大值僅為0.006 mm，這可能是由被測零件表面圓度和測量誤差引起；（2）當跳動預估值均大于要求值時，組合轉子結合面實際跳動值肯定超差，如F-07；（3）如果預估值范圍涵蓋要求值，將2 個維修單元體轉子調整到合適對接相位后，組合轉子結合面實際跳動值也不會超差，如F-04、F-09等。試驗表明，高壓組合轉子結合面偏心量預估方法能夠快速評估出2 個維修單元體轉子是否存在裝配合格的可能性。

壓氣機轉子在不同跳動評價方法下的跳動數據見表3。3 種跳動評價方法分別為：（1）以前端支承圓柱面和軸肩端面為基準測量篦齒盤后端端跳和徑跳，要求跳動值均≤0.04 mm；（2）以前端雙支承圓柱面為基準測量篦齒盤后端端跳和徑跳，要求跳動值均≤0.04 mm；（3）以篦齒盤后端圓柱面和端面為基準測量前端支承圓柱面偏心量。按第1 種方法評價跳動，有5臺份超差，不合格率約為42%；按第2種方法評價跳動，有8 臺份超差，不合格率約為67%；按第3 種方法評價跳動，偏心量≤0.06 mm 的有11臺份，占總臺份數的92%，其中偏心量<0.04 mm 的有3 臺份，占總臺份數的25%，偏心量位于0.04~0.06 mm 之間的有8 臺份，占總臺份數的67%。如果第3 種評價方法的跳動要求值定為≤0.06 mm，則只有1 臺份超差，不合格率只有約8%?？梢姡? 種跳動評價方法產生的評價結果差異非常大，而每臺份轉子實物在3 種評價方法下的跳動測量均是在同一時間段內采用同一臺設備完成的，轉子實物并沒有發(fā)生任何變化。表2 中最后2列列出了高壓組合轉子結合面跳動實測值，其中只有1 臺份超差，而且正好與表3 中第3 種評價方法中超差的那一臺份一致。此外，前文的分析已表明了組合轉子結合面跳動快速預估方法的有效性，而其中涉及的參數之一就是第3 種跳動評價方法中的偏心量。由此可見，以支承軸頸處的偏心量來評價維修單元體轉子跳動更合理也更接近發(fā)動機高壓組合轉子的實際需求。

表3 高壓壓氣機轉子跳動不同評價方法的評價結果mm

4 結論

（1）根據本文給出的偏心量預估模型能夠快速得到組合轉子結合面偏心量的范圍區(qū)間以及最優(yōu)對接相位，能有效指導實際裝配工作。

（2）偏心量預估模型也可以用于發(fā)動機批量生產中配對篩選高壓轉子維修單元體，提升裝配合格率。

（3）將維修單元體轉子跳動評價方法優(yōu)化為對支承軸頸處的偏心量要求，更合理也更接近發(fā)動機高壓組合轉子的實際裝配需求。

后續(xù)應進一步積累轉子實測數據并結合發(fā)動機試車振動情況，不斷優(yōu)化發(fā)動機維修單元體轉子支承軸頸處的偏心量范圍。