高压转子维修单元体跳动评价方法

收稿日期：2021-05-17
作者简介：汪俊熙（1981），男，硕士，高级工程师。

引用格式：汪俊熙，孙磊，赵岩，等.高压转子维修单元体跳动评价方法[J].航空发动机，2023，49（3）：162-169.WANG Junxi ，SUN Lei ，ZHAO Yan ，et al.Runout assessment method of high-pressure rotor maintenance module[J].Aeroengine ，2023，49（3）：162-169.
高压转子维修单元体跳动评价方法
汪俊熙
1，2
，孙
磊2，赵岩2，李琳2，苏巧灵
2
（1.西北工业大学动力与能源学院，西安710072；2.中国航发商用航空发动机有限责任公司，上海201306）
摘要：为了提升航空发动机高压转子维修单元体的装配质量，针对当前高压转子维修单元体跳动评价方法中普遍存在的沿程测量误差问题，通过分析维修单元体转子偏心量与组合转子偏心量之间的影响关系，同时避免复杂的空间坐标变换计算，建立了高压组合转子结合面偏心量快速预估模型，提出以支承轴颈处偏心量来评价高压转子维修单元体跳动的方法。

采用该方法可快速预估组合转子中间结合面偏心量范围，也可对批量压气机转子和涡轮转子实施最优配对。

结果表明：在满足高压组合转子跳动设计要求的前提下，改进后的跳动评价方法使高压转子维修单元体不合格率从最高约67%降低到约8%，有效提升了转子装配质量，提高了装配效率。

该跳动评价方法对于航空发动机转子装配、组合转子配对以及连接质量评估等工作的开展具有较强的工程指导意义。

关键词：维修单元体；高压转子；跳动评价；装配；航空发动机中图分类号：V263.2+2
文献标识码：A
doi ：10.13477/ki.aeroengine.2023.03.021
Runout Assessment Method of High-pressure Rotor Maintenance Module
WANG Jun-xi 1，2
，SUN Lei 2，ZHAO Yan 2，LI lin 2，SU Qiao-ling 2
（1.School of Power and Energy ，Northwestern Polytechnical University ，Xi ’an 710072，China ；
2.AECC Commercial Aircraft Engine Co.，Ltd.，Shanghai 210306，China ）
Abstract ：In order to improve the assembly quality of aeroengine high-pressure rotor maintenance module and solve the problem mea⁃suring error existing in conventional runout assessment,a quick prediction model for the eccentricity of the high-pressure combined rotor was established and a method of using the eccentricity at the support journal was proposed to evaluate the runout quality of the rotor mainte⁃
nance module,by analyzing the relationship of the eccentricity between the rotor maintenance module and the combined rotor,while avoid⁃ing complex spatial coordinate transformation calculations.The method could not only quickly predict the eccentricity range of the com⁃
bined rotor,but also implement the optimal matching for compressor rotors and turbine rotors.The results show that the improved rotor run⁃out assessment method can reduce the non-conformance rate of the rotor maintenance module from 67%to 8%on the premise of meeting the runout design requirements of the combined rotor,which effectively improves the rotor assembly quality and efficiency.The rotor runout
assessment method can serve as a guide for the aeroengine rotor assembling,combined rotor matching and connection quality evaluation.
Key words ：maintenance module;high-pressure rotor;runout assessment;assembly;aeroengine
航空发动机
Aeroengine
0引言
振动是航空发动机研制和生产过程中的关键问
题之一，装配质量对发动机振动水平有着直接影响。

随着民用涡扇航空发动机涵道比、总压比的不断增大，部件效率、转子转速不断提升，核心机部件呈现出越来越细长的结构特征，研制阶段的振动问题尤为明显[1-2]。

引起发动机整机振动的因素有很多，其中转
子相关问题更加突出[3-4]。

在转子的研制过程中尽管有设计手册[5-6]、标准以及相关技术资料[7]的指导，但受制于转子结构特点、测量技术、工作状态等，仍然存在设计要求或工艺制定不合理的问题。

高压转子是航空发动机的重要组成部分，转子装配越直，跳动越小，即转子组件内部质量偏离旋转轴线的距离越小，产生的转子安装不平衡量也越小。

为了提高转子装配质量并提升转子同心度，目前在优化
第49卷第3期2023年6月
Vol.49No.3Jun .2023
汪俊熙等：高压转子维修单元体跳动评价方法第3期
转子装配工艺方面已开展了大量研究。

刘君等[8]提出针对转子不同心度和不平衡量双目标优化理论，并采用蒙特卡洛仿真法对优化效果进行分析；琚奕鹏等[9]提出一种以跳动和不平衡量双目标优化理论为基础的转子装配工艺优化方法。

在民用航空发动机领域基于最优相位装配和偏心率预测的装配工艺已在转子装配上得到大量应用。

Hussain等[10-11]以航空发动机转子装配时各零件偏心度和同轴度误差最小为目标研究了转子直线优化装配法；Yang等[12-14]对航空发动机转子装配中零件堆叠后累积偏差的控制和优化技术进行研究；Sun等[15]研究了基于神经网络的航空发动机多级转子同心度和垂直度预测方法，与传统方法相比提升了预测精度；Sun等[16]研究了航空发动机转子装配中零件维修的决策机制，提出以转子零件偏心度误差最优为目标，并通过参数敏感性分析对零件维修提供技术依据。

但随着新型发动机产品性能的提升，转子级数增多、直径趋小、长径比增大，转子装配合格率很难进一步提高。

在实际生产中也发现，使用一些存在跳动不合格的维修单元体转子也能装配出性能及振动合格的发动机。

因此，需要对维修单元体转子跳动评价指标进行进一步研究。

单福平等[17]研究了形位偏差在航空发动机转子件止口装配过程中的传递机理，建立了一般化的尺寸链模型用于转子设计；陈渊博等[18]从尺寸公差、形位公差、周向定位3种不同角度对发动机关键装配参数开展应用研究；孟祥海等[19-20]利用公差传递模型建立了一种转子件装配质量预测方法，同时也利用偏差模型分析了形位公差对整机装配的影响。

本文结合航空发动机高压转子实际装配的特点，提出一种基于组合转子偏心量快速预估模型的维修单元体转子跳动评价方法，以期为优化维修单元体转子装配质量评价提供新思路。

1转子跳动评价方法分析
1.1目前的跳动评价方法
民用大涵道比涡扇航空发动机高压组合转子由高压压气机维修单元体转子（简称压气机转子）和高压涡轮维修单元体转子（简称涡轮转子）组成，转子支承一般采用1-0-1形式。

为保证转子装配质量，在发动机不同装配阶段采取不同的跳动控制措施，高压转子跳动评价方法如图1所示。

部件装配阶段单独针对2个维修单元体转子进行跳动控制，对压气机转子
的要求为：以转子前端轴颈上的2处圆柱面或者1处
圆柱面加1处轴肩端面为基准，要求篦齿盘后端止口
处的端面跳动和圆柱面径向跳动≤R1。

对涡轮转子的要求为：以转子前端鼓筒轴止口处的端面和圆柱面为
基准，要求后端支承轴颈处的圆柱面和轴肩端面跳动≤R2。

在总装阶段，对高压组合转子的要求为：以组合转子两端支承轴颈处的圆柱面为联合基准，要求中间
结合面附近的篦齿盘盘心跳动或者鼓筒轴前端外圆
柱面跳动≤R3。

几种发动机高压部件转子跳动限制值要求见表1。

1.2目前跳动评价方法存在的不足
在发动机实际装配过程中发现，按照上述方法评价出的转子跳动值可能不能反映转子真实状态，并对后续装配过程产生误导。

图1高压转子跳动评价方法
发动机型号
CFM56-3
CFM56-7B
WXX-01
CXX-01
跳动限制值
压气机转子
0.038
0.038
0.038
0.040
涡轮转子
0.040
0.040
0.038
0.040
组合转子
0.038
0.038
0.038
0.050
表1几种发动机高压部件转子跳动限制值mm
（a ）压气机转子
（b ）涡轮转子
（c）高压组合转子
B A
B
或
A B
R1
R2A B
A
B
R3A-B
A B
163
航空发动机第49卷1.2.1压气机转子单元体跳动评价方法的不足
目前压气机转子跳动测量基准设置在前端（非组
合转子的中间结合面），无论采用以圆柱面和端面为
基准还是采用以双圆柱面为基准的跳动评价方法，都
可能会受转子自身结构特征的影响而产生测量沿程
误差，容易造成转子跳动不合格的假象，无法继续开
展后续组合转子装配。

高压压气机转子跳动测量如图2所示，从如图2（a）
中可见，以前端圆柱面和轴肩端面为基准测量后端跳
动，假设轴肩端面存在垂直度误差Δ1。

在找正A基准和
B基准后，会在转子后端分别产生次生偏心量Δ2和次生
端跳Δ3。

由几何关系可知，Δ2=L/D1·Δ1，Δ3=D/D1·Δ1（式
中L为A基准中心点到篦齿盘后端止口端面的轴向
距离；D为篦齿盘后端止口內圆直径；D1为转子前端轴肩端面圆环中心位置处直径）。

压气机转子的L/D1值一般为4~6，D/D1值一般为2~3，即便是Δ1=0.005mm，因沿程放大的关系会使次生偏心量Δ2达到0.020~0.030 mm和次生端跳Δ3达到0.010~0.015mm，可能立即导
致转子跳动超差。

从图2（b）中可见，以前端双圆柱面为基准测量后端跳动，假设圆柱面存在同心度误差Δ4。

在找正A基准和B基准后，会在转子后端分别产生次生偏心量Δ5和次生端跳Δ6。

由几何关系可知，Δ5=L/La·Δ4（式中L a为转子前端2个圆柱面中心的轴向距离），Δ6=D/L a·Δ4。

压气机转子的L/L a值一般为5~ 8，D/L a值一般为2~3，即便是Δ4=0.005mm，因几何放大的关系会使次生偏心量Δ5达到0.025~0.040mm和次生端跳Δ6达到0.010~0.015mm，导致转子跳动超差。

基准之间的制造误差0.005mm已属于非常高的加工精度，若想再提高，制造难度将进一步加大，对加工设备的要求也更为苛刻，势必导致制造成本提高、生产效率下降。

此外，这一部分的跳动沿程误差也会掩盖转子组件真实的跳动情况，导致对转子装配质量的误判。

1.2.22个转子维修单元体以跳动值评价装配质量存在不足
转子维修单元体显著的结构特点是零件多为薄壁结构、零件之间为过盈配合、大多数采用螺栓连接形式。

容易造成转子配合部位在装配状态（受约束）和非装配状态（不受约束）下零件表面形态发生变化。

测量得到的跳动值中会包含2类信息，一类是零件间的位置偏差，包括偏心或同心度误差、倾斜或平行度误差；另一类是零件自身的形状误差，包括圆度、圆柱度、平面度误差等。

前者会直接影响转子组件的直线度，反映转子装配质量的优劣；后者在后续的装配中被约束后可能会在一定程度上被纠正，而并不影响组合转子装配质量。

因此，如果用跳动值评价转子装配质量，可能会掩盖转子真实的装配状态。

本文主要针对上述2方面问题，面向工程应用提出一种优化的高压转子维修单元体跳动评价方法。

2转子跳动评价方法优化
2.1组合转子偏心量快速预估模型
高压组合转子对接装配状态如图3所示，左侧为压气机转子，右侧为涡轮转子。

2个转子组合后，对
图2高压压气机转子跳动测量
（a ）以前端圆柱面和轴肩端面为基准（b）以前端双圆柱面为基准
A
B
D1D
L
Δ1
Δ2
Δ3
A
B
La
D
L
Δ4
Δ6
Δ5
164
汪俊熙等：高压转子维修单元体跳动评价方法
第3期
两端支承中心连线，结合面处会产生偏离于该连线的偏心量S ，在理想状态下结合面处的跳动值为偏心量S 的2倍。

当2个维修单元体转子均为理想几何转子时，组合转子非常直，其结合面偏心量接近为0。

在实际装配中，2个维修单元体转子均存在端跳和径跳影响，组合转子结合面上将产生偏心量S 。

偏心量S 越小，意味着维修单元体转子的旋转轴线与组合转子实际旋转轴线的偏离程度越小，组合转子中新产生的转子安装不平衡量也越小，对发动机振动的控制越有利。

一般来说，对于采用螺栓连接的2个转子，可选择的对接相位数量等于螺栓孔数量，不同相位对接时组合转子结合面处偏心量大小不等。

为了能对组合
转子结合面处偏心量进行快速预估并找到最优的对接相位，可以转换一个角度来分析组合转子的跳动特征。

以中间结合面为基准的高压组合转子对接如图4所示，图中P 1为压气机转子以后端结合面处配合止口为基准时前端支承轴颈处的偏心量；P 2为涡轮转子
以前端结合面处配合止口为基准时后端支承轴颈处的偏心量；L 1为压气机转子从前端支承轴颈处到后端结合面的轴向长度；L 2为涡轮转子从前端结合面到后端支承轴颈处的轴向长度；θ为涡轮转子后端偏心量P 2与XOY 平面的夹角。

首先将组合转子结合面调整
到竖直平面且垂直于屏幕方向（即将结合面调整至YOZ 平面上），将组合转子中压气机转子轴线调整到平行于屏幕方向（即位于XOZ 平面上），此时涡轮转子的轴线可能朝向空间中的任意方向。

这种表达方式也可以被等效理解为：高压组合转子是以2个维修单元体转子结合面为基准，将各转子另外一端支承轴颈处的偏心错开一定相位角度后对接装配而成。

由
空间几何关系可以快速得到组合转子偏心量与压气机转子和涡轮转子相关参数之间的关系表达式。

考虑到在实际情况中因跳动引起的组合转子倾斜量相对转子轴向长度而言非常小，因此认为：（1）沿垂直于组合转子结合面方向上的转子长度不受因跳
（a ）理想状态-无端跳和径跳影响
（b ）端跳影响
（c ）径跳影响
图3
高压组合转子对接装配状态
（a ）P 1与P 2同相位
（b ）P 1与P 2反相位
（c ）P 1与P 2任意相位
图4
以中间结合面为基准的高压组合转子对接
高压压气机转子高压涡轮转子
结合面
高压涡轮转子高压压气机转子
0°
S
180°
高压压气机转子S
高压涡轮转子
0°
高压压气机转子
高压涡轮转子S
180°
高压压气机转子高压涡轮转子
S
压气机转子曲线
涡轮转子曲线
L 1
L 2
P 2
P 1
S
组合转子实际旋转曲线
组合转子实际旋转曲线
P 2
L 2
L 1
压气机转子曲线
S
P 1
涡轮转子曲线
压气机转子曲线
L 1P 1
z
y
O
S
组合转子实际旋转曲线
L 2
θ
x
P 2
165
航空发动机第49卷
动产生的转子倾斜影响；（2）组合转子结合面偏心方向不受因跳动产生的转子倾斜影响，仍位于组合转子结合面上。

另外，快速评估时可以将2倍S 值作为高压组合转子结合面处的径向跳动值。

根据几何代数理论，从图4（c ）可见，在XOZ 平面上
S Z =P 2L 1sin θ+P 1L 2
L 1+L 2（1）
在XOY 平面上
S y =
P 2L 1cos θ
L 1+L 2
（2）
因此，在任意对接角度下
S =
S 2z
+S 2
y 12
（3）
在运用式（3）实际计算时，L 1和L 2可以使用转子结构3维模型中的数据或者实物实测值，P 1和P 2为使用精密转台并找正基准后测量转子支承轴颈处跳动再拟合出的偏心量，θ为2个转子的对接角度。

2.2转子跳动评价讨论
2.2.1
单对维修单元体转子组合时
若已知压气机转子和涡轮转子的L 1、P 1、L 2、P 2，根
据式（3）可以绘制出的组合转子结合面偏心量S 与2个转子对接相位角度θ的关系曲线如图5所示。

从图中可见，当θ=90°时，即P 1和P 2同相位时，组合转子结合面处偏心量S 最大；当θ=270°时，即P 1和P 2反相位时，组合转子结合面处偏心量S 最小。

选择合适的对接角度，便能装配出满足要求的组合转子。

2.2.2
多个维修单元体转子选配组合时
若已知压气机转子和涡轮转子的L 1和L 2，且压气
机转子P 1≤m （常数）和涡轮转子P 2≤n （常数），根据式
（3）可以求得不同转子P 1、P 2与其组合转子偏心量S 之间的关系。

另外，从2.1节可知，以P 1和P 2同相位对接，组合转子偏心量S 最大；以P 1和P 2反相位对接，组合转子偏心量S 最小，以其余角度对接，组合转子偏心量S 将位于前两者之间。

因此，以转子P 1和P 2同/反相位对接2种极端情况来分析组合转子S 的可能分布范围。

某型发动机转子P 1、P 2和组合转子S 的关系如图
6所示，图中P 1≤0.10mm 、P 2≤0.02mm 。

从图中可见：
（1）该型发动机转子各种组合下的组合转子偏心量S 的极值将位于蓝色和红色区域内。

P 1和P 2同相位时，S 最大为0.052mm ，反相位时，S 最大为0.040mm ；（2）当P 1≤0.02mm 时，无论选出的配对转子P 1和
P 2以何种相位对接，组合转子偏心量S 始终位于蓝色
图5组合转子结合面偏心量S 与2个转子对接
相位角度的关系曲线
（a ）P 1和P 2同相位，S 最大
（a ）P 1和P 2反相位，S 最大
图6
某型发动机转子P 1、P 2和组合转子S 的关系
S /m m
0.0350.0300.0250.0200.0150.0100.005
θ/（°）
400
300
200
100
S /m m
0.06
0.050.040.030.020.01P 2=0mm
P 2=0.01mm P 2=0.02mm
P 1/mm
0.12
0.10
0.08
0.06
0.04
0.02
S /m m
0.0450.0400.0350.0300.0250.020
0.0150.0100.005
P 2=0mm
P 2=0.01mm P 2=0.02mm
P 1/mm
0.12
0.100.080.06
0.040.020
166
汪俊熙等：高压转子维修单元体跳动评价方法第3期
区域内，即S≤0.02mm；
（3）当0.02mm<P1≤0.08mm时，选配出的组合转子偏心量S的极值可能分布于红色区域或蓝色区域内，意味着在配对转子P1和P2的对接角度变化过程中，组合转子偏心量可能存在S>0.02mm或S≤0.02 mm的情况；
（4）当P1＞0.08mm，也即P1-P2＞0.06mm时，无论配对转子P1和P2以何种相位对接，组合转子偏心量S均始终位于红色区域内，即S>0.02mm。

按照上述分析，对于多个维修单元体转子在采用不同的选配组合时，只要其偏心量的差值在一定范围内，选择合适的对接角度后，就能装配出满足要求的组合转子。

综上所述，以支承轴颈处偏心量来评价压气机转子跳动和涡轮转子跳动时，既能快速分析出组合转子中间结合面处偏心量范围区间，也能对批量的压气机转子和涡轮转子开展快速配对，提高装配效率和质量。

3装配验证
根据前述的分析，结合多台份发动机的压气机转子和涡轮转子的装配试验，开展了组合转子结合面偏心量快速预估和维修单元体转子跳动评价指标优化相关的验证工作。

验证工作一共涉及12台份发动机的高压转子维修单元体。

根据式（3）计算得到组合转子结合面跳动预估值（为2倍偏心量S），预估值包括2个维修单元
体转子偏心处于同相位和反相位两种极端情况。

维
修单元体转子和组合转子的跳动值见表2。

从表中
可见：（1）高压组合转子结合面跳动实测值基本处于2个预估值之间，即使有个别台次的实测值稍微超出预估值范围，其超出的最大值仅为0.006mm，这可能
是由被测零件表面圆度和测量误差引起；（2）当跳动
预估值均大于要求值时，组合转子结合面实际跳动值
肯定超差，如F-07；（3）如果预估值范围涵盖要求值，
将2个维修单元体转子调整到合适对接相位后，组合
转子结合面实际跳动值也不会超差，如F-04、F-09
等。

试验表明，高压组合转子结合面偏心量预估方法
能够快速评估出2个维修单元体转子是否存在装配
合格的可能性。

压气机转子在不同跳动评价方法下的跳动数据
见表3。

3种跳动评价方法分别为：（1）以前端支承圆
柱面和轴肩端面为基准测量篦齿盘后端端跳和径跳，
要求跳动值均≤0.04mm；（2）以前端双支承圆柱面为
基准测量篦齿盘后端端跳和径跳，要求跳动值均≤0.04mm；（3）以篦齿盘后端圆柱面和端面为基准测量前端支承圆柱面偏心量。

按第1种方法评价跳动，有5台份超差，不合格率约为42%；按第2种方法评价跳动，有8台份超差，不合格率约为67%；按第3种方法评价跳动，偏心量≤0.06mm的有11台份，占总台份数的92%，其中偏心量<0.04mm的有3台份，占总台份
发动机台份
编号F-01 F-02 F-03 F-04 F-05 F-06 F-07 F-08 F-09 F-10 F-11 F-12
高压压气机转子
以后端为基准，前端
偏心量P1
0.022
0.049
0.056
0.044
0.045
0.037
0.102
0.018
0.053
0.056
0.041
0.048
高压涡轮转子
以前端为基准，后端
偏心量P2
0.016
0.009
0.003
0.019
0.010
0.008
0.015
0.025
0.030
0.007
0.011
0.011
高压组合转子
结合面跳动预估值
（P1和P2同相位）
0.037
0.050
0.053
0.060
0.048
0.039
0.099
0.045
0.078
0.051
0.046
0.051
结合面跳动预估值
（P1和P2反相位）
0.002
0.028
0.046
0.017
0.024
0.020
0.063
0.017
0.003
0.034
0.019
0.024
实际转子结
合面跳动
0.018
0.032
0.045
0.030
0.035
0.015
0.057
0.042
0.030
0.028
0.020
0.036
跳动是否超差
（要求≤0.05）
否
否
否
否
否
否
是
否
否
否
否
否
表2维修单元体转子和组合转子跳动值mm
167
航空发动机第49卷
发动机台份号F-01 F-02 F-03 F-04 F-05 F-06 F-07 F-08 F-09 F-10 F-11 F-12
跳动评价方法1
端跳
0.021
0.038
0.028
0.018
0.014
0.020
0.051
0.016
0.033
0.022
0.025
0.018
径跳
0.023
0.032
0.03
0.064
0.101
0.029
0.088
0.028
0.095
0.021
0.043
0.065
是否超差
（要求≤0.04）
否
否
否
是
是
否
是
否
是
否
否
是
跳动评价方法2
端跳
0.021
0.036
0.031
0.024
0.030
0.022
0.039
0.025
0.027
0.014
0.030
0.028
径跳
0.023
0.037
0.052
0.136
0.030
0.126
0.050
0.088
0.033
0.052
0.061
0.180
是否超差
（要求≤0.04）
否
否
是
是
否
是
是
是
否
是
是
是
跳动评价方法3
偏心量P1
0.022
0.049
0.056
0.044
0.045
0.037
0.102
0.018
0.053
0.056
0.041
0.048
是否超差
（假设要求≤0.06）
否
否
否
否
否
否
是
否
否
否
否
否表3高压压气机转子跳动不同评价方法的评价结果mm
数的25%，偏心量位于0.04~0.06mm之间的有8台
份，占总台份数的67%。

如果第3种评价方法的跳动
要求值定为≤0.06mm，则只有1台份超差，不合格率
只有约8%。

可见，3种跳动评价方法产生的评价结
果差异非常大，而每台份转子实物在3种评价方法下
的跳动测量均是在同一时间段内采用同一台设备完
成的，转子实物并没有发生任何变化。

表2中最后2
列列出了高压组合转子结合面跳动实测值，其中只有1台份超差，而且正好与表3中第3种评价方法中超差的那一台份一致。

此外，前文的分析已表明了组合
转子结合面跳动快速预估方法的有效性，而其中涉及
的参数之一就是第3种跳动评价方法中的偏心量。

由此可见，以支承轴颈处的偏心量来评价维修单元体
转子跳动更合理也更接近发动机高压组合转子的实
际需求。

4结论
（1）根据本文给出的偏心量预估模型能够快速得
到组合转子结合面偏心量的范围区间以及最优对接
相位，能有效指导实际装配工作。

（2）偏心量预估模型也可以用于发动机批量生产
中配对筛选高压转子维修单元体，提升装配合格率。

（3）将维修单元体转子跳动评价方法优化为对支
承轴颈处的偏心量要求，更合理也更接近发动机高压
组合转子的实际装配需求。

后续应进一步积累转子实测数据并结合发动机试车振动情况，不断优化发动机维修单元体转子支承轴颈处的偏心量范围。

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（编辑：刘静）
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