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チーフ・スペシャリスト V.D.フェルドマン

1.序文の代わりに

2年半前、わが社は、回転機構のベアリングのバランシング用に設計された「バランセット1」装置の連続生産を開始した。

現在までに180セット以上が生産され、ファン、送風機、電動機、機械スピンドル、ポンプ、粉砕機、分離機、遠心分離機、カルダンシャフト、クランクシャフト、その他の機構の生産と運転など、さまざまな産業で効果的に使用されている。

最近、航空機やヘリコプターのプロペラの現場でのバランシングに、当社の装置を使用できないかという問い合わせが、団体や個人から多く寄せられています。

残念なことに、さまざまな機械のバランシングに長年携わってきた私たちのスペシャリストは、これまでこの問題に対処したことがありませんでした。そのため、私たちがお客様に提供できるアドバイスや勧告は非常に一般的なもので、お客様が目の前の問題を効果的に解決できるとは限りませんでした。

この状況はこの春から改善され始めた。これは、V.D.チョボコフの積極的な姿勢によるもので、彼が操縦するYak-52とSu-29のプロペラのバランス調整作業を組織し、私たちとともに積極的に参加した。

図1.1.飛行場でのYak-52機

図1.2.駐車場のSu-29

2.曲技飛行機Yak-52のプロペラバランス・振動調査結果

2.1.はじめに

2014年5月から7月にかけて、M-14P航空エンジンを搭載したYak-52機の振動調査と2枚羽根プロペラのバランシング作業が行われた。

バランシングは、シリアルナンバー149の "Balanset 1 "バランシングキットを使い、一平面で行われた。

バランシング時に使用される測定スキームを図2.1に示す。

バランシングの際、振動センサー（加速度計）1は、特別なブラケットに磁石を使用してエンジンギアボックスのフロントカバーに取り付けられました。

レーザー位相角センサー2もギアボックスのカバーに設置され、プロペラブレードの1枚に付けられた反射マークに向けられている。

センサーからのアナログ信号はケーブルで「バランセット1」の測定ユニットに送られ、そこでデジタル前処理が行われた。

その後、デジタル形式のこれらの信号がコンピューターに送られ、ソフトウェアがこれらの信号を処理し、プロペラのアンバランスを補正するのに必要な補正ウェイトの質量と角度を計算した。

2.2.この作業の実施中、一定の技術が習得され、「バランセット1」装置を使用した現場条件下での航空機プロペラのバランシング技術が開発された：

• 対象物に振動センサーと位相角センサーを設置（取り付け）する場所と方法を決定する；
• 航空機のいくつかの構造要素（エンジンサスペンション、プロペラブレード）の共振周波数を決定する；
• バランシング中の残留アンバランスを最小限に抑えるエンジン回転周波数（運転モード）を特定する；
• プロペラの残留アンバランスに対する許容誤差の設定など。

さらに、M-14Pエンジンを搭載した航空機の振動レベルに関する興味深いデータも得られた。

以下は、これらの成果をもとにまとめられた報告資料である。

バランシングの結果に加え、地上試験や飛行試験で得られたYak-52とSu-29の振動調査のデータも提供されている。

これらのデータは、航空機のパイロットにとっても、その整備に携わる専門家にとっても興味深いものだろう。

図2.1.Yak-52航空機のプロペラのバランスをとるための測定スキーム。

Zk - ギアボックスのメインギアホイール；

Zs - ギアボックス・サテライト；

Zn - ギアボックスの固定ギアホイール。

この作業の実施中、Su-29とYak-52のプロペラのバランス調整で得られた経験を考慮して、以下を含む多くの追加研究が行われた：

• Yak-52航空機のエンジンとプロペラの振動の固有振動数の決定；
• プロペラのバランス調整後、飛行中のセカンドパイロットのキャビンの振動の大きさとスペクトル構成をチェック；
• プロペラのバランスを取り、エンジン・ショックアブソーバーの締め付け力を調整した後、飛行中の第2パイロットのキャビンの振動の大きさとスペクトル構成をチェックする。

2.2.エンジンとプロペラの振動の固有振動数に関する研究結果

航空機本体のショックアブソーバーに取り付けられたエンジン振動の固有振動数は、A&D（日本）のAD-3527スペクトルアナライザーを使用して、エンジン振動の衝撃励起を通じて決定されました。

図2.2に例を示すYak-52航空機のエンジン・サスペンションの固有振動スペクトルでは、4つの主要周波数が確認された：20 Hz、74 Hz、94 Hz、120 Hzである。

図2.2.Yak-52航空機エンジン・サスペンションの固有振動数のスペクトル。

周波数74Hz、94Hz、120Hzは、エンジンの機体への取り付け（サスペンション）の特徴に関連していると思われる。

周波数20Hzは、シャーシ上の航空機の固有振動に関連している可能性が高い。

プロペラ翼の固有振動数も衝撃加振法を用いて求めた。

この場合、4つの主要周波数が特定された：36 Hz、80 Hz、104 Hz、134 Hzである。

Yak-52航空機のプロペラとエンジン振動の固有振動数に関するデータは、バランシング時に使用するプロペラ回転周波数を選択する際に特に重要になります。この周波数を選択する主な条件は、航空機の構造要素の固有周波数から最大限の離調を確保することです。

さらに、航空機の個々のコンポーネントや部品の固有振動数を知ることは、様々なエンジン回転モードにおいて振動スペクトルの特定の成分が急激に増加する（共振の場合）原因を特定するのに役立つ。

2.3.バランシング結果

上述したように、プロペラのバランシングは一平面で行われ、その結果、プロペラの力のアンバランスが動的に補正された。

Yak-52に搭載されているプロペラの設計では、補正面を1つしか形成できないため、プロペラの力とモーメントのアンバランスを補正できる2つの面でダイナミックバランシングを行うことは不可能だった。

プロペラのバランシングは、回転数1150rpm（60%）で行われ、振幅と位相の点でスタートからスタートまで最も安定した振動測定結果を得ることができた。

プロペラのバランシングは、古典的な "2本立て "方式に従った。

最初の走行では、初期状態のプロペラの回転周波数における振動の振幅と位相が決定された。

2回目の走行では、プロペラに7gの試験質量を取り付けた後、プロペラの回転周波数における振動の振幅と位相を測定した。

これらのデータをもとに、ソフトウエアを用いて質量M＝19.5g、補正ウエイトの設置角度F＝32°を算出した。

プロペラの設計上の特徴により、必要な角度に補正ウェイトを取り付けることができないため、プロペラには同等のウェイトを2つ取り付けた：

• 角度F1 = 0°で重量M1 = 14 g；
• 角度F2 = 60°における重量M2 = 8.3 g。

規定の補正ウェイトをプロペラに取り付けたところ、回転数1150rpmで測定したプロペラのアンバランスに伴う振動は、初期状態の10.2mm/secからバランス調整後は4.2mm/secに減少した。

この場合、プロペラの実際のアンバランスは2340g*mmから963g*mmに減少した。

2.4.他のプロペラ回転周波数におけるYak-52航空機の地上での振動レベルに対するバランシング結果の影響の確認

地上試験で得られた他のエンジン動作モードにおけるYak-52の機体振動のチェック結果を表2.1に示す。

表からわかるように、バランシングはすべての動作モードにおいてYak-52機の振動にプラスの影響を与えた。

表2.1.

№	回転周波数、%	プロペラ回転数、rpm	実効振動速度、mm/秒
1	60	1153	4.2
2	65	1257	2.6
3	70	1345	2.1
4	82	1572	1.25

その他の振動試験結果

2.5.ショックアブソーバの張力調整前と調整後の主な飛行モードにおけるYak-52航空機の空中振動の確認

さらに地上試験では、プロペラの回転数を上げることで航空機の振動が大幅に減少することが確認された。

これは、プロペラの回転周波数が高くなると、航空機のシャーシ上の固有振動数（おそらく20Hz）からプロペラの回転周波数がより大きく離調することで説明できる。

地上でのプロペラバランシング後の振動試験（2.3 節参照）に加え、飛行中の Yak-52 機の振動測定が行われた。

飛行中の振動は、A&D（日本）製のポータブル振動スペクトルアナライザーモデルAD-3527を使用して、周波数範囲5〜200（500）Hzで第2操縦室の垂直方向に測定されました。

測定は、エンジンの最大回転周波数の60%、65%、70%、82%の5つの主回転モードで行われた。

ショックアブソーバーを調整する前に行った測定結果を表2.2に示す。

表2.2.

振動スペクトル

№	プロペラ回転周波数、%	プロペラ回転数、rpm	Vв1 (Hz）	振幅Vв1 (mm/秒）	Vн (Hz）	振幅Vн (mm/秒）	Vк1 (Hz）	振幅Vк1 (mm/秒）	Vв2 (Hz）	振幅Vв2 (mm/秒）	Vк2 (Hz）	振幅Vк2 (mm/秒）	Vв4 (Hz）	振幅Vв4 (mm/秒）	Vк3 (Hz）	振幅Vк3 (mm/秒）	Vв5 (Hz）	振幅Vв5 (mm/秒）	V∑ (mm/秒）
1	60	1155	1155	4.4	1560	1.5	1755	1.0	2310	1.5	3510	4.0	4620	1.3	5265	0.7	5775	0.9	6.1
			1244	3.5	1680	1.2	1890	2.1	2488	1.2	3780	4.1	4976	0.4	5670	1.2
2	65	1244	1244	3.5	1680	1.2	1890	2.1	2488	1.2	3780	4.1	4976	0.4	5670	1.2			6.2
			1342	2.8	1860	0.4	2040	3.2	2684	0.4	4080	2.9	5369	2.3
3	70	1342	1342	2.8	1860	0.4	2040	3.2	2684	0.4	4080	2.9	5369	2.3				5.0
			1580	4.7	2160	2.9	2400	1.1	3160	0.4	4800	12.5
4	82	1580	1580	4.7	2160	2.9	2400	1.1	3160	0.4	4800	12.5						13.7
			1830	2.2	2484	3.4	2760	1.7	3660	2.8	5520	15.8	7320	3.7
5	94	1830	1830	2.2	2484	3.4	2760	1.7	3660	2.8	5520	15.8	7320	3.7				17.1

一例として、図 2.3 および 2.4 は、表 2.2 の充填に使用した 60% および 94% のモードにおける Yak-52 機内 の振動を測定したときに得られたスペクトルグラフである。

図2.3.60%モードにおけるYak-52機内の振動スペクトル。

図2.4.94%モードにおけるYak-52機内の振動スペクトル。

表2.2からわかるように、第2パイロットのキャビンで測定された振動の主成分は、プロペラ回転周波数V_в1 (黄色でハイライト)，エンジンクランクシャフトV_к1 (青で強調表示)、エアコンプレッサー駆動部(および/または周波数センサー) V_н (緑で強調表示)、およびその高次高調波 V_в2, V_в4, V_в5とV_к2, V_к3.

最大全振動V_∑ は82%（プロペラ1580rpm）と94%（1830rpm）の速度モードで確認された。

この振動の主成分は、エンジンのクランクシャフト回転周波数の第2高調波V_к2 周波数4800サイクル/分で12.5mm/秒、周波数5520サイクル/分で15.8mm/秒となる。

このコンポーネントは、エンジンのピストングループの動作（クランクシャフト1回転あたりのピストンの二重運動中に発生する衝撃プロセス）に関連していると仮定できる。

82%（ファーストノミナルモード）と94%（テイクオフモード）でこの成分が急激に増加しているのは、ピストングループの欠陥ではなく、ショックアブソーバーで機体に取り付けられたエンジンの共振振動が原因である可能性が高い。

この結論は、先に述べたエンジン・サスペンションの振動の固有振動数を調べた実験結果によって確認され、そのスペクトルには74Hz（4440サイクル/分）、94Hz（5640サイクル/分）、120Hz（7200サイクル/分）がある。

これらの固有振動数のうち2つ、74Hzと94Hzは、エンジンの第1公称モードと離陸モードで発生するクランクシャフト回転の第2高調波振動数に近い。

エンジンの最初のノミナルモードとテイクオフモードの振動テストで、クランクシャフトの第2ハーモニックで大きな振動が見られたため、エンジンサスペンションのショックアブソーバーの締め付け力のチェックと調整が行われた。

ショックアブソーバーの調整前と調整後のプロペラ回転周波数（V_в1)とクランクシャフト回転周波数の第2高調波(V_к2)を表2.3に示す。

表2.3.

№	プロペラ回転周波数、%	プロペラ回転数、rpm	Vв1 前	Vв1 (後略)	Vк2 前	Vк2 (後略)
1	60	1155 (1140)	1155 4.4	1140 3.3	3510 3.6	3480 3.0
2	65	1244 (1260)	1244 3.5	1260 3.5	3780 4.1	3840 4.3
3	70	1342 (1350)	1342 2.8	1350 3.3	4080 2.9	4080 1.2
4	82	1580 (1590)	1580 4.7	1590 4.2	4800 12.5	4830 16.7
5	94	1830 (1860)	1830 2.2	1860 2.7	5520 15.8	5640 15.2

表2.3からわかるように、ショックアブソーバーの調整によって、航空機の主な振動成分に大きな変化は見られなかった。

また、プロペラのアンバランスに関連するスペクトル成分の振幅V_в1表 1.2 と表 1.3 を参照）の振幅よりそれぞれ 3-7 倍低い。_к2これらのモードに存在する。

他の飛行モードでは、成分V_в1 の範囲は2.8～4.4mm/secである。

さらに、表2.2および表2.3からわかるように、あるモードから別のモードに切り替えたときのその変化は、主に、バランスの質ではなく、航空機の様々な構造要素の固有振動数からのプロペラ回転周波数の離調の度合いによって決定される。

2.6.作業結果からの結論

2.6.1.

プロペラ回転数1150rpm（60%）で実施したYak-52航空機プロペラのバランシングにより、プロペラ振動を10.2mm/secから4.2mm/secに低減することができた。

Balanset-1」装置を使用したYak-52およびSu-29航空機のプロペラのバランシングで得られた経験から、Yak-52航空機のプロペラの振動レベルをさらに低減できる可能性があると推測できる。

これは特に、バランス調整時に異なる（より高い）プロペラ回転周波数を選択し、試験中に特定された航空機の固有振動周波数20Hz（1200サイクル／分）からより大きな離調を可能にすることで達成できる。

2.6.2.

飛行中のYak-52航空機の振動試験の結果で示されるように、その振動スペクトル（プロペラ回転周波数に現れる前述の成分に加えて）には、クランクシャフト、エンジンのピストングループ、およびエアコンプレッサ駆動部（および／または周波数センサ）の動作に関連する他のいくつかの成分が含まれています。

モード60%、65%、70%におけるこれらの振動の大きさは、プロペラのアンバランスに関連する振動の大きさに匹敵する。

これらの振動を分析すると、プロペラのアンバランスによる振動を完全に除去しても、これらのモードにおける航空機の総振動は1.5倍以下しか減少しないことがわかる。

2.6.3.

最大全振動V_∑ の速度モードは、82%（プロペラ回転数1580rpm）と94%（プロペラ回転数1830rpm）であった。

この振動の主成分は、エンジンのクランクシャフト回転周波数の第2高調波V_к2 (周波数4800サイクル/分または5520サイクル/分）では、それぞれ12.5mm/秒と15.8mm/秒に達した。

この成分は、エンジンのピストングループの動作（クランクシャフト1回転あたりのピストンの二重運動中に発生する衝撃プロセス）に関連していると合理的に仮定することができる。

82%（ファーストノミナルモード）と94%（テイクオフモード）でこの成分が急激に増加しているのは、ピストングループの欠陥ではなく、ショックアブソーバーで機体に取り付けられたエンジンの共振振動が原因である可能性が高い。

テスト中にショックアブソーバーを調整しても、振動に大きな変化は見られなかった。

このような状況は、機体へのエンジン搭載（サスペンション）システムを選択する際の、航空機開発者による設計上の見落としと考えることができる。

2.6.4.

バランシングと追加振動試験（2.5節の飛行試験結果参照）で得られたデータから、定期的な振動モニタリングは航空機エンジンの技術的状態の診断評価に有用であると結論づけることができます。

このような作業は、たとえば「Balanset-1」装置を用いて行うことができ、この装置にはスペクトル振動解析の機能がソフトウェアで実装されている。

---

3.MTV-9-K-C/CL260-27プロペラのバランス調整とSu-29曲技機の振動調査結果

3.1.はじめに

2014年6月15日、Su-29曲技飛行機のM-14P航空エンジンの3枚羽根MTV-9-K-C/CL 260-27プロペラのバランシングが行われた。

メーカーによると、製造工場で設置された1号機の補正ウェイトの存在からも明らかなように、プロペラは予備的に静的バランスが取れていたという。

Su-29に直接取り付けられたプロペラのバランシングは、製造番号149の振動バランシングキット "Balanset-1 "を使って行われた。

バランシング時に使用される測定スキームを図3.1に示す。

バランシング・プロセスの間、振動センサー（加速度計）1は、特別なブラケット上の磁石を使用してエンジン・ギアボックス・ハウジングに取り付けられました。

レーザー位相角センサー2もギアボックスのハウジングに取り付けられ、プロペラブレードの1枚に付けられた反射マークに向けられていた。

センサーからのアナログ信号はケーブルで「Balanset-1」装置の測定ユニットに送られ、そこでデジタル的に前処理された。

そして、これらの信号はデジタル形式でコンピューターに送られ、そこでこれらの信号のソフトウェア処理が行われ、プロペラのアンバランスを補正するのに必要な補正重りの質量と角度が計算された。

図3.1.Su-29航空機のプロペラのバランスをとるための測定スキーム。

Z_k - ギアボックスの主歯車は75歯；

Z_c - ギアボックスのサテライトは6個、各18歯；

Z_n - 歯数39のギアボックスの固定ギアホイール。

この作業を実施する前に、Yak-52航空機のプロペラのバランシングから得られた経験を考慮して、以下のようないくつかの追加研究が行われた：

• Su-29航空機のエンジンとプロペラ振動の固有振動数の決定；
• バランスを取る前に、セカンドパイロットのキャビンで初期振動の大きさとスペクトル構成をチェックする。

3.2.エンジンとプロペラの固有振動数に関する研究結果

航空機本体のショックアブソーバーに取り付けられたエンジン振動の固有振動数は、A&D（日本）のAD-3527スペクトルアナライザーを使用して、エンジン振動の衝撃励起を通じて決定されました。

エンジン・サスペンションの固有振動のスペクトル（図3.2参照）では、6つの主要周波数が確認された：16 Hz、22 Hz、37 Hz、66 Hz、88 Hz、120 Hz。

このうち、周波数66Hz、88Hz、120Hzは、エンジンの機体への取り付け（サスペンション）の特徴に直接関係すると想定される。

16Hzと22Hzの周波数は、シャーシ上の航空機の固有振動に関連している可能性が高い。

周波数37Hzは、おそらく航空機のプロペラ翼の振動の固有周波数に関連している。

この仮定は、同じく衝撃加振法によって得られたプロペラ振動の固有振動数をチェックした結果によって確認された。

プロペラ翼の固有振動のスペクトル（図3.3参照）では、3つの主要周波数が確認された：37 Hz、100 Hz、174 Hzである。

Su-29航空機のプロペラ翼とエンジン振動の固有振動数に関するデータは、バランシング時に使用するプロペラ回転周波数を選択する際に特に重要になります。この周波数を選択する主な条件は、航空機の構造要素の固有周波数から最大限の離調を確保することである。

さらに、航空機の個々のコンポーネントや部品の固有振動数を知ることは、様々なエンジン回転モードにおいて振動スペクトルの特定の成分が急激に増加する（共振の場合）原因を特定するのに役立つ。

3.3.バランスをとる前に地上でSu-29の副操縦士のキャビンの振動をチェックする。

プロペラバランス調整前に特定された Su-29 航空機の初期振動は、A&D (日本) 製のポータブル振動スペクトル アナライザー モデル AD-3527 を使用して、5 ～ 200 Hz の周波数範囲で第 2 操縦室の垂直方向に測定されました。

測定は、エンジンの最大回転周波数の60%、65%、70%、82%の4つの主回転モードで行われた。

得られた結果を表3.1に示す。

表2.1から分かるように、振動の主成分はプロペラ回転周波数V_в1エンジン・クランクシャフトV_к1およびエアコンプレッサー駆動部（および/または周波数センサー）V_нクランクシャフトの第2高調波 V_к2 プロペラの第3（ブレード）高調波 V_в3これは、クランクシャフトの第2高調波と周波数が近い。

表3.1.

№	プロペラ回転周波数、%	プロペラ回転数、rpm	Vв1	Vн	Vк1	Vв3	Vк2	Vв4	Vк3	V?	V∑mm/秒
1	60	1150 5.4	1560 2.6	1740 2.0	3450 –	3480 –	6120 2.8	–	–	–	8.0
2	65	1240 5.7	1700 2.4	1890 3.2	3780 –	–	–	–	–	–	10.6
3	70	1320 5.2	1860 3.0	2010 2.5	3960 –	4020 –	–	–	–	11.5
4	82	1580 3.2	2160 1.5	2400 3.0	4740 –	4800 8.5	–	–	–	9.7

さらに、60%速度モードの振動スペクトルにおいて、6120cycle/minの周波数で、計算されたスペクトルと一致しない成分が検出されましたが、これは、航空機の構造要素の1つが約100Hzの周波数で共振したことに起因している可能性があります。このような要素は、固有振動数の1つが100Hzであるプロペラである可能性がある。

航空機の最大全振動V_∑70%スピードモードでは11.5mm/secに達した。

このモードの全振動の主成分は、エンジン・クランクシャフトの回転周波数Vの第2高調波（4020サイクル/分）に現れる。_к2 で、10.8mm/secに等しい。

このコンポーネントは、エンジンのピストングループの動作（クランクシャフト1回転あたりのピストンの二重運動中に発生する衝撃プロセス）に関連していると仮定できる。

70%モードでのこの成分の急激な増加は、おそらく航空機の構造要素の1つ（機体内のエンジン・サスペンション）が67Hz（4020サイクル/分）の周波数で共振振動したためと思われる。

ピストングループの動作に関連する衝撃的な外乱に加えて、この周波数範囲における振動の大きさは、プロペラのブレード周波数（V_в3).

65%と82%のスピード・モードでは、成分V_к2 (V_в3)も観察され、これは個々の航空機部品の共振振動によっても説明できる。

プロペラのアンバランスに関連するスペクトル成分の振幅 V_в1バランシング前の主なスピード・モードでは、2.4～5.7mm/secの範囲であった。_к2 対応するモードで。

さらに、表3.1からわかるように、あるモードから別のモードに切り替えたときのその変化は、バランシングの質だけでなく、プロペラの回転周波数が航空機の構造要素の固有周波数からどの程度離調しているかによっても決まる。

3.4.バランシング結果

プロペラのバランシングは、回転周波数で一平面内で行われた。このようなバランシングの結果、プロペラの動的な力のアンバランスが補正された。

バランシング・プロトコルを付録1に示す。

バランシングはプロペラ回転数1350rpmで行われ、2回の測定が行われた。

最初の走行では、初期状態のプロペラ回転周波数における振動の振幅と位相が決定された。

2回目の運転では、プロペラに既知の重量の試験質量を取り付けた後、プロペラ回転周波数における振動の振幅と位相を測定した。

これらの測定結果に基づいて、第1面における矯正重りの質量と設置角度が決定された。

計算値40.9gの補正ウェイトをプロペラに取り付けたところ、この速度モードでの振動は、初期状態の6.7mm/secから、バランス調整後は1.5mm/secに減少した。

他の速度モードにおけるプロペラのアンバランスに関連した振動レベルも減少し、バランス調整後は1～2.5mm/secの範囲内にとどまった。

バランス品質が飛行中の航空機の振動レベルに及ぼす影響の検証は、ある訓練飛行中にこのプロペラが損傷する事故が発生したため、実施されなかった。

このバランシングで得られた結果は、工場でのバランシングの結果とは大きく異なることに留意すべきである。

特にそうだ：

• 常設場所（Su-29航空機のギアボックスの出力軸上）でのバランス調整後のプロペラ回転周波数における振動は、4倍以上減少した；
• バランシングの過程で設置された修正ウエイトは、製造工場で設置されたウエイトに対して約130度ずれていた。

このような状況の原因として考えられるのは、以下のようなものである：

• メーカーのバランシング・スタンドの測定システムの誤差（可能性は低い）；
• メーカーのバランシングマシンのスピンドルカップリングの取り付け位置の幾何学的誤差により、スピンドルに取り付けたときにプロペラの半径方向の振れが生じる；
• 航空機のギアボックスの出力軸カップリングの取り付け位置の幾何学的誤差により、ギアボックスの軸に取り付けたときにプロペラの半径方向の振れが生じる。

3.5.作業結果からの結論

3.5.1.

プロペラ回転周波数1350 rpm（70%）で一平面内で実施されたSu-29航空機プロペラのバランシングにより、プロペラ振動を6.7 mm/secから1.5 mm/secに低減することができた。

他の速度モードにおけるプロペラのアンバランスに関連した振動レベルも大幅に減少し、1～2.5mm/secの範囲内にとどまった。

3.5.2.

製造工場で行われたバランシングの結果が満足のいくものでなかった可能性のある理由を明らかにするためには、航空機エンジンのギアボックスの出力軸上のプロペラの半径方向の振れをチェックする必要がある。

---

付録1

バランシング・プロトコル

曲技飛行機Su-29のMTV-9-K-C/CL 260-27プロペラ

1.お客様V.D.チボコフ

2.プロペラ設置場所：Su-29航空機ギアボックスの出力軸

3.プロペラタイプMTV-9-K-C/CL 260-27

4.バランシング方法：現場で組み立て（自社製ベアリング）、一平面内

5.バランシング中のプロペラ回転数、rpm：1350

6.バランシング装置のモデル、シリアル番号、製造元：「バランセット-1」、シリアル番号149

7.バランシングの際に使用される規制文書

7.1. _____________________________________________________________

_____________________________________________________________

8.バランシング日：2014年6月15日

9.バランシング結果の要約表：

№	測定結果	振動、mm/秒	不均衡、g* mm
1	バランシング前 *)	6.7	6135
2	バランス調整後	1.5	1350
ISO 1940 クラスGの許容差 6.3			1500

*)注：メーカーが取り付けた補正ウェイトをプロペラに残した状態でバランシングを実施。

10.結論

10.1. Su-29航空機のギアボックス（p.9.2参照）の出力軸に取り付けられたプロペラのバランス調整後の振動レベル（残留アンバランス）は、初期状態（p.9.1参照）に比べて4倍以上減少した。

10.2. P.10.1の結果を得るために使用される補正ウェイトのパラメータ（質量、設置角度）は、メーカーが設置する補正ウェイトのパラメータ（MT-プロペラ）と大きく異なります。

特に、バランシングの際、40.9gの追加補正ウェイトがプロペラに取り付けられ、メーカーが取り付けたウェイトに対して130°の角度がずれた。

(メーカーが取り付けたウェイトは、追加バランシングの際にプロペラから外されなかった）。

このような状況の原因として考えられるのは、以下のようなものである：

• メーカーのバランシング・スタンドの測定システムのエラー；
• メーカーのバランシングマシンのスピンドルカップリングの取り付け位置に幾何学的誤差があり、スピンドルに取り付けたときにプロペラの半径方向の振れにつながる；
• 航空機のギアボックスの出力軸カップリングの取り付け位置に幾何学的誤差があり、ギアボックスの軸に取り付けたときにプロペラの半径方向の振れにつながる。

Su-29航空機のギアボックスの出力軸にプロペラを取り付けた場合にプロペラのアンバランスが増大する具体的な原因を特定するためには、以下のことが必要である：

• メーカーでMTV-9-K-C/CL 260-27プロペラのバランシングに使用するバランシングマシンの測定システムとスピンドルの取り付け位置の幾何学的精度をチェックする；
• Su-29航空機のギアボックスの出力軸に取り付けられたプロペラの半径方向の振れをチェックする。

遺言執行者

LLC "キネマティクス "チーフ・スペシャリスト

フェルドマンV.D.