汪俊熙 ，孫 磊 ，趙 巖 ，李 琳 ，蘇巧靈

（1.西北工業(yè)大學(xué)動(dòng)力與能源學(xué)院，西安 710072；2.中國航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，上海 201306）

0 引言

振動(dòng)是航空發(fā)動(dòng)機(jī)研制和生產(chǎn)過程中的關(guān)鍵問題之一，裝配質(zhì)量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)水平有著直接影響。隨著民用渦扇航空發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比、總壓比的不斷增大，部件效率、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速不斷提升，核心機(jī)部件呈現(xiàn)出越來越細(xì)長的結(jié)構(gòu)特征，研制階段的振動(dòng)問題尤為明顯[1-2]。引起發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)振動(dòng)的因素有很多，其中轉(zhuǎn)子相關(guān)問題更加突出[3-4]。在轉(zhuǎn)子的研制過程中盡管有設(shè)計(jì)手冊(cè)[5-6]、標(biāo)準(zhǔn)以及相關(guān)技術(shù)資料[7]的指導(dǎo)，但受制于轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、測(cè)量技術(shù)、工作狀態(tài)等，仍然存在設(shè)計(jì)要求或工藝制定不合理的問題。

高壓轉(zhuǎn)子是航空發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組成部分，轉(zhuǎn)子裝配越直，跳動(dòng)越小，即轉(zhuǎn)子組件內(nèi)部質(zhì)量偏離旋轉(zhuǎn)軸線的距離越小，產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子安裝不平衡量也越小。為了提高轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量并提升轉(zhuǎn)子同心度，目前在優(yōu)化轉(zhuǎn)子裝配工藝方面已開展了大量研究。劉君等[8]提出針對(duì)轉(zhuǎn)子不同心度和不平衡量雙目標(biāo)優(yōu)化理論，并采用蒙特卡洛仿真法對(duì)優(yōu)化效果進(jìn)行分析；琚奕鵬等[9]提出一種以跳動(dòng)和不平衡量雙目標(biāo)優(yōu)化理論為基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)子裝配工藝優(yōu)化方法。在民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域基于最優(yōu)相位裝配和偏心率預(yù)測(cè)的裝配工藝已在轉(zhuǎn)子裝配上得到大量應(yīng)用。Hussain 等[10-11]以航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子裝配時(shí)各零件偏心度和同軸度誤差最小為目標(biāo)研究了轉(zhuǎn)子直線優(yōu)化裝配法；Yang 等[12-14]對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子裝配中零件堆疊后累積偏差的控制和優(yōu)化技術(shù)進(jìn)行研究；Sun 等[15]研究了基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)多級(jí)轉(zhuǎn)子同心度和垂直度預(yù)測(cè)方法，與傳統(tǒng)方法相比提升了預(yù)測(cè)精度；Sun 等[16]研究了航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子裝配中零件維修的決策機(jī)制，提出以轉(zhuǎn)子零件偏心度誤差最優(yōu)為目標(biāo)，并通過參數(shù)敏感性分析對(duì)零件維修提供技術(shù)依據(jù)。但隨著新型發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)品性能的提升，轉(zhuǎn)子級(jí)數(shù)增多、直徑趨小、長徑比增大，轉(zhuǎn)子裝配合格率很難進(jìn)一步提高。在實(shí)際生產(chǎn)中也發(fā)現(xiàn)，使用一些存在跳動(dòng)不合格的維修單元體轉(zhuǎn)子也能裝配出性能及振動(dòng)合格的發(fā)動(dòng)機(jī)。因此，需要對(duì)維修單元體轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)指標(biāo)進(jìn)行進(jìn)一步研究。單福平等[17]研究了形位偏差在航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子件止口裝配過程中的傳遞機(jī)理，建立了一般化的尺寸鏈模型用于轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)；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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵裝配參數(shù)開展應(yīng)用研究；孟祥海等[19-20]利用公差傳遞模型建立了一種轉(zhuǎn)子件裝配質(zhì)量預(yù)測(cè)方法，同時(shí)也利用偏差模型分析了形位公差對(duì)整機(jī)裝配的影響。

本文結(jié)合航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓轉(zhuǎn)子實(shí)際裝配的特點(diǎn)，提出一種基于組合轉(zhuǎn)子偏心量快速預(yù)估模型的維修單元體轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法，以期為優(yōu)化維修單元體轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量評(píng)價(jià)提供新思路。

1 轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法分析

1.1 目前的跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法

民用大涵道比渦扇航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓組合轉(zhuǎn)子由高壓壓氣機(jī)維修單元體轉(zhuǎn)子（簡稱壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子）和高壓渦輪維修單元體轉(zhuǎn)子（簡稱渦輪轉(zhuǎn)子）組成，轉(zhuǎn)子支承一般采用1-0-1形式。為保證轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量，在發(fā)動(dòng)機(jī)不同裝配階段采取不同的跳動(dòng)控制措施，高壓轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法如圖1 所示。部件裝配階段單獨(dú)針對(duì)2 個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子進(jìn)行跳動(dòng)控制，對(duì)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的要求為：以轉(zhuǎn)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(zhǔn)，要求篦齒盤后端止口處的端面跳動(dòng)和圓柱面徑向跳動(dòng)≤R1。對(duì)渦輪轉(zhuǎn)子的要求為：以轉(zhuǎn)子前端鼓筒軸止口處的端面和圓柱面為基準(zhǔn)，要求后端支承軸頸處的圓柱面和軸肩端面跳動(dòng)≤R2。在總裝階段，對(duì)高壓組合轉(zhuǎn)子的要求為：以組合轉(zhuǎn)子兩端支承軸頸處的圓柱面為聯(lián)合基準(zhǔn)，要求中間結(jié)合面附近的篦齒盤盤心跳動(dòng)或者鼓筒軸前端外圓柱面跳動(dòng)≤R3。幾種發(fā)動(dòng)機(jī)高壓部件轉(zhuǎn)子跳動(dòng)限制值要求見表1。

圖1 高壓轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法

1.2 目前跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法存在的不足

在發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際裝配過程中發(fā)現(xiàn)，按照上述方法評(píng)價(jià)出的轉(zhuǎn)子跳動(dòng)值可能不能反映轉(zhuǎn)子真實(shí)狀態(tài)，并對(duì)后續(xù)裝配過程產(chǎn)生誤導(dǎo)。

1.2.1 壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子單元體跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法的不足

目前壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動(dòng)測(cè)量基準(zhǔn)設(shè)置在前端（非組合轉(zhuǎn)子的中間結(jié)合面），無論采用以圓柱面和端面為基準(zhǔn)還是采用以雙圓柱面為基準(zhǔn)的跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法，都可能會(huì)受轉(zhuǎn)子自身結(jié)構(gòu)特征的影響而產(chǎn)生測(cè)量沿程誤差，容易造成轉(zhuǎn)子跳動(dòng)不合格的假象，無法繼續(xù)開展后續(xù)組合轉(zhuǎn)子裝配。

高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動(dòng)測(cè)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(zhǔn)測(cè)量后端跳動(dòng)，假設(shè)軸肩端面存在垂直度誤差Δ1。在找正A基準(zhǔn)和B基準(zhǔn)后，會(huì)在轉(zhuǎn)子后端分別產(chǎn)生次生偏心量Δ2和次生端跳Δ3。由幾何關(guān)系可知，Δ2=L/D1·Δ1，Δ3=D/D1·Δ1（式中L為A 基準(zhǔn)中心點(diǎn)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(nèi)圓直徑；D1為轉(zhuǎn)子前端軸肩端面圓環(huán)中心位置處直徑）。壓氣機(jī)轉(zhuǎn)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(guān)系會(huì)使次生偏心量Δ2達(dá)到0.020~0.030 mm 和次生端跳Δ3達(dá)到0.010~0.015 mm，可能立即導(dǎo)致轉(zhuǎn)子跳動(dòng)超差。從圖2（b）中可見，以前端雙圓柱面為基準(zhǔn)測(cè)量后端跳動(dòng)，假設(shè)圓柱面存在同心度誤差Δ4。在找正A 基準(zhǔn)和B 基準(zhǔn)后，會(huì)在轉(zhuǎn)子后端分別產(chǎn)生次生偏心量Δ5和次生端跳Δ6。由幾何關(guān)系可知，Δ5=L/La·Δ4（式中La 為轉(zhuǎn)子前端2 個(gè)圓柱面中心的軸向距離），Δ6=D/La·Δ4。壓氣機(jī)轉(zhuǎn)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(guān)系會(huì)使次生偏心量Δ5達(dá)到0.025~0.040 mm和次生端跳Δ6達(dá)到0.010~0.015 mm，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子跳動(dòng)超差。

圖2 高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動(dòng)測(cè)量

基準(zhǔn)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(jìn)一步加大，對(duì)加工設(shè)備的要求也更為苛刻，勢(shì)必導(dǎo)致制造成本提高、生產(chǎn)效率下降。此外，這一部分的跳動(dòng)沿程誤差也會(huì)掩蓋轉(zhuǎn)子組件真實(shí)的跳動(dòng)情況，導(dǎo)致對(duì)轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量的誤判。

1.2.2 2 個(gè)轉(zhuǎn)子維修單元體以跳動(dòng)值評(píng)價(jià)裝配質(zhì)量存在不足

轉(zhuǎn)子維修單元體顯著的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)是零件多為薄壁結(jié)構(gòu)、零件之間為過盈配合、大多數(shù)采用螺栓連接形式。容易造成轉(zhuǎn)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(cè)量得到的跳動(dòng)值中會(huì)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(huì)直接影響轉(zhuǎn)子組件的直線度，反映轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量的優(yōu)劣；后者在后續(xù)的裝配中被約束后可能會(huì)在一定程度上被糾正，而并不影響組合轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量。因此，如果用跳動(dòng)值評(píng)價(jià)轉(zhuǎn)子裝配質(zhì)量，可能會(huì)掩蓋轉(zhuǎn)子真實(shí)的裝配狀態(tài)。

本文主要針對(duì)上述2 方面問題，面向工程應(yīng)用提出一種優(yōu)化的高壓轉(zhuǎn)子維修單元體跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法。

2 轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法優(yōu)化

2.1 組合轉(zhuǎn)子偏心量快速預(yù)估模型

高壓組合轉(zhuǎn)子對(duì)接裝配狀態(tài)如圖3 所示，左側(cè)為壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子，右側(cè)為渦輪轉(zhuǎn)子。2 個(gè)轉(zhuǎn)子組合后，對(duì)兩端支承中心連線，結(jié)合面處會(huì)產(chǎn)生偏離于該連線的偏心量S，在理想狀態(tài)下結(jié)合面處的跳動(dòng)值為偏心量S的2 倍。當(dāng)2 個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子均為理想幾何轉(zhuǎn)子時(shí)，組合轉(zhuǎn)子非常直，其結(jié)合面偏心量接近為0。在實(shí)際裝配中，2 個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子均存在端跳和徑跳影響，組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面上將產(chǎn)生偏心量S。偏心量S越小，意味著維修單元體轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)軸線與組合轉(zhuǎn)子實(shí)際旋轉(zhuǎn)軸線的偏離程度越小，組合轉(zhuǎn)子中新產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子安裝不平衡量也越小，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)的控制越有利。

圖3 高壓組合轉(zhuǎn)子對(duì)接裝配狀態(tài)

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

圖4 以中間結(jié)合面為基準(zhǔn)的高壓組合轉(zhuǎn)子對(duì)接

考慮到在實(shí)際情況中因跳動(dòng)引起的組合轉(zhuǎn)子傾斜量相對(duì)轉(zhuǎn)子軸向長度而言非常小，因此認(rèn)為：（1）沿垂直于組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面方向上的轉(zhuǎn)子長度不受因跳動(dòng)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子傾斜影響；（2）組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面偏心方向不受因跳動(dòng)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子傾斜影響，仍位于組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面上。另外，快速評(píng)估時(shí)可以將2 倍S值作為高壓組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面處的徑向跳動(dòng)值。

根據(jù)幾何代數(shù)理論，從圖4（c）可見，在XOZ平面上

在XOY平面上

因此，在任意對(duì)接角度下

在運(yùn)用式（3）實(shí)際計(jì)算時(shí)，L1和L2可以使用轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)3 維模型中的數(shù)據(jù)或者實(shí)物實(shí)測(cè)值，P1和P2為使用精密轉(zhuǎn)臺(tái)并找正基準(zhǔn)后測(cè)量轉(zhuǎn)子支承軸頸處跳動(dòng)再擬合出的偏心量，θ為2個(gè)轉(zhuǎn)子的對(duì)接角度。

2.2 轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)討論

2.2.1 單對(duì)維修單元體轉(zhuǎn)子組合時(shí)

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

圖5 組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面偏心量S與2個(gè)轉(zhuǎn)子對(duì)接相位角度的關(guān)系曲線

2.2.2 多個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子選配組合時(shí)

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

某型發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子P1、P2和組合轉(zhuǎn)子S的關(guān)系如圖6所示，圖中P1≤0.10 mm、P2≤0.02 mm。

圖6 某型發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子P1、P2和組合轉(zhuǎn)子S的關(guān)系

從圖中可見：

（1）該型發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子各種組合下的組合轉(zhuǎn)子偏心量S的極值將位于藍(lán)色和紅色區(qū)域內(nèi)。P1和P2同相位時(shí)，S最大為0.052 mm，反相位時(shí)，S最大為0.040 mm；

（2）當(dāng)P1≤0.02 mm 時(shí)，無論選出的配對(duì)轉(zhuǎn)子P1和P2以何種相位對(duì)接，組合轉(zhuǎn)子偏心量S始終位于藍(lán)色區(qū)域內(nèi)，即S≤0.02 mm；

（3）當(dāng)0.02 mm0.02 mm 或S≤0.02 mm的情況；

（4）當(dāng)P1＞0.08 mm，也即P1-P2＞0.06 mm 時(shí)，無論配對(duì)轉(zhuǎn)子P1和P2以何種相位對(duì)接，組合轉(zhuǎn)子偏心量S均始終位于紅色區(qū)域內(nèi)，即S>0.02 mm。

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

綜上所述，以支承軸頸處偏心量來評(píng)價(jià)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動(dòng)和渦輪轉(zhuǎn)子跳動(dòng)時(shí)，既能快速分析出組合轉(zhuǎn)子中間結(jié)合面處偏心量范圍區(qū)間，也能對(duì)批量的壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和渦輪轉(zhuǎn)子開展快速配對(duì)，提高裝配效率和質(zhì)量。

3 裝配驗(yàn)證

根據(jù)前述的分析，結(jié)合多臺(tái)份發(fā)動(dòng)機(jī)的壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和渦輪轉(zhuǎn)子的裝配試驗(yàn)，開展了組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面偏心量快速預(yù)估和維修單元體轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)指標(biāo)優(yōu)化相關(guān)的驗(yàn)證工作。

驗(yàn)證工作一共涉及12 臺(tái)份發(fā)動(dòng)機(jī)的高壓轉(zhuǎn)子維修單元體。根據(jù)式（3）計(jì)算得到組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面跳動(dòng)預(yù)估值（為2 倍偏心量S），預(yù)估值包括2 個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子偏心處于同相位和反相位兩種極端情況。維修單元體轉(zhuǎn)子和組合轉(zhuǎn)子的跳動(dòng)值見表2。從表中可見：（1）高壓組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面跳動(dòng)實(shí)測(cè)值基本處于2 個(gè)預(yù)估值之間，即使有個(gè)別臺(tái)次的實(shí)測(cè)值稍微超出預(yù)估值范圍，其超出的最大值僅為0.006 mm，這可能是由被測(cè)零件表面圓度和測(cè)量誤差引起；（2）當(dāng)跳動(dòng)預(yù)估值均大于要求值時(shí)，組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面實(shí)際跳動(dòng)值肯定超差，如F-07；（3）如果預(yù)估值范圍涵蓋要求值，將2 個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子調(diào)整到合適對(duì)接相位后，組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面實(shí)際跳動(dòng)值也不會(huì)超差，如F-04、F-09等。試驗(yàn)表明，高壓組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面偏心量預(yù)估方法能夠快速評(píng)估出2 個(gè)維修單元體轉(zhuǎn)子是否存在裝配合格的可能性。

壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子在不同跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法下的跳動(dòng)數(shù)據(jù)見表3。3 種跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法分別為：（1）以前端支承圓柱面和軸肩端面為基準(zhǔn)測(cè)量篦齒盤后端端跳和徑跳，要求跳動(dòng)值均≤0.04 mm；（2）以前端雙支承圓柱面為基準(zhǔn)測(cè)量篦齒盤后端端跳和徑跳，要求跳動(dòng)值均≤0.04 mm；（3）以篦齒盤后端圓柱面和端面為基準(zhǔn)測(cè)量前端支承圓柱面偏心量。按第1 種方法評(píng)價(jià)跳動(dòng)，有5臺(tái)份超差，不合格率約為42%；按第2種方法評(píng)價(jià)跳動(dòng)，有8 臺(tái)份超差，不合格率約為67%；按第3 種方法評(píng)價(jià)跳動(dòng)，偏心量≤0.06 mm 的有11臺(tái)份，占總臺(tái)份數(shù)的92%，其中偏心量<0.04 mm 的有3 臺(tái)份，占總臺(tái)份數(shù)的25%，偏心量位于0.04~0.06 mm 之間的有8 臺(tái)份，占總臺(tái)份數(shù)的67%。如果第3 種評(píng)價(jià)方法的跳動(dòng)要求值定為≤0.06 mm，則只有1 臺(tái)份超差，不合格率只有約8%?？梢?，3 種跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法產(chǎn)生的評(píng)價(jià)結(jié)果差異非常大，而每臺(tái)份轉(zhuǎn)子實(shí)物在3 種評(píng)價(jià)方法下的跳動(dòng)測(cè)量均是在同一時(shí)間段內(nèi)采用同一臺(tái)設(shè)備完成的，轉(zhuǎn)子實(shí)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(zhuǎn)子結(jié)合面跳動(dòng)實(shí)測(cè)值，其中只有1 臺(tái)份超差，而且正好與表3 中第3 種評(píng)價(jià)方法中超差的那一臺(tái)份一致。此外，前文的分析已表明了組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面跳動(dòng)快速預(yù)估方法的有效性，而其中涉及的參數(shù)之一就是第3 種跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法中的偏心量。由此可見，以支承軸頸處的偏心量來評(píng)價(jià)維修單元體轉(zhuǎn)子跳動(dòng)更合理也更接近發(fā)動(dòng)機(jī)高壓組合轉(zhuǎn)子的實(shí)際需求。

表3 高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子跳動(dòng)不同評(píng)價(jià)方法的評(píng)價(jià)結(jié)果mm

4 結(jié)論

（1）根據(jù)本文給出的偏心量預(yù)估模型能夠快速得到組合轉(zhuǎn)子結(jié)合面偏心量的范圍區(qū)間以及最優(yōu)對(duì)接相位，能有效指導(dǎo)實(shí)際裝配工作。

（2）偏心量預(yù)估模型也可以用于發(fā)動(dòng)機(jī)批量生產(chǎn)中配對(duì)篩選高壓轉(zhuǎn)子維修單元體，提升裝配合格率。

（3）將維修單元體轉(zhuǎn)子跳動(dòng)評(píng)價(jià)方法優(yōu)化為對(duì)支承軸頸處的偏心量要求，更合理也更接近發(fā)動(dòng)機(jī)高壓組合轉(zhuǎn)子的實(shí)際裝配需求。

后續(xù)應(yīng)進(jìn)一步積累轉(zhuǎn)子實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)并結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)試車振動(dòng)情況，不斷優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)維修單元體轉(zhuǎn)子支承軸頸處的偏心量范圍。