Снижение вибрации в зоне обработки нежестких, тонкостенных деталей ГТД при высокоскоростном фрезеровании Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 6211.452.3

А. Я. Качан, Д. В. Павленко, Г. В. Карась, С. В. Мозговой

СНИЖЕНИЕ ВИБРАЦИЙ В ЗОНЕ ОБРАБОТКИ НЕЖЕСТКИХ, ТОНКОСТЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ ГТД ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ

Показано, что для снижения вибраций необходимо выполнять динамическую балансировку фрезы и ее оправки на двух уровнях. Приведены способы их балансировки и величина допустимого остаточного дисбаланса.

Постановка проблемы и ее связь с практическими задачами

В авиадвигателестроении в двигателях нового поколения широкое распространение получили осевые и центробежные моноколеса, а также отдельные лопатки, характерной особенностью которых является сложность геометрических форм, высокие требования к точности и качеству изготовления их несущих поверхностей. Данные детали отличает тонкостенность, а следовательно, низкая и переменная жесткость как в поперечном сечении, так и по высоте пера лопаток (рис. 1 а, б, в).

В процессе изготовления указанных деталей широко применяют современные высокоскоростные пятикоординатные станки швейцарской фирмы "иЕСНТГ - ТиКБОБиБК 1500С ЧПУ Эпитепк 840 О [1, 2, 3].

Формообразование нежестких, сложнопрофиль-ных и высокоточных моноколес на указанном высокоскоростном технологическом оборудовании осуществляют поэтапно, выполняя последовательно черновую, получистовую и чистовую обработки [1, 2, 3].

Чистовое фрезерование включает, в том числе, и финишную обработку как несущих поверхностей лопаток, так и сопрягаемых поверхностей втулки и пера (см. рис. 1).

Высокие требования к точности и качеству обрабатываемых поверхностей моноколес обусловливают также и высокие требования к точности и

качеству изготовления фрез, которые в процессе обработки вращают с большой частотой, находящейся в диапазоне от 11000 до 18000 об/мин.

Неточности изготовления фрезы, оправки инструмента, а также погрешности, связанные с их установкой, приводят при вращении к биениям, являющимся одной из причин возникновения вибраций, существенно снижающих точность и качество обрабатываемых поверхностей (рис. 2) [4, 5].

Цель работы - обеспечение снижения вибраций в зоне обработки нежестких деталей ГТД при их высокоскоростном фрезеровании за счет динамической балансировки оправки совместно с фрезой.

Содержание и результаты исследования

Основным направлением снижения вибрации в зоне обработки при высокоскоростном фрезеровании нежестких, высокоточных деталей ГТД является значительное снижение биения фрезы, которое вызвано дисбалансом инструмента и его оправки.

Различают статическую и динамическую неуравновешенности, которые в сочетании определяют динамический дисбаланс любого ротора.

Статическая неуравновешенность - смещение центра тяжести ротора от оси его вращения (рис. 3).

а б в

Рис. 1. Осевые и центробежное моноколеса компрессора авиационного двигателя: а - осевое моноколесо; б - осевое моноколесо с широкохордными лопатками; в - центробежное моноколесо

© А. Я. Качан, Д. В. Павленко, Г. В. Карась, С. В. Мозговой, 2007

Рис. 2. Поверхность пластины после обработки финишным высокоскоростным фрезерованием с вибрациями в зоне обработки

Центр тяжести

-М

Ось вращения ротора

Рис. 3. Схема возникновения дисбаланса при статической неуравновешенности ротора:

Ми - масса дисбаланса, г;

г - расстояние от массы дисбаланса до оси вращения, мм; е - расстояние от центра тяжести до оси вращения, мкм; М - масса ротора, кг; Рц - центробежная сила, Н

ось вращения ротора

Рис. 4. Схема возникновения дисбаланса при моментной неуравновешенности ротора:

Ми1; Ми2 - массы дисбалансов, г;

Рц1; Рц2 '

центробежные силы, Н

усилия не действуют. Дисбаланс моментов измеряют только при вращении ротора. При этом возникает опрокидывающий момент (см. рис. 4). Дисбаланс моментов может быть устранен только путем балансировки на двух уровнях.

В связи с этим основной задачей балансировки является компенсация несимметричного распределения массы ротора (рис. 5).

Величину статического дисбаланса определяют по формуле

и = Ми • г , [ г • мм ]; или по формуле

и = М • е , [ кг • мкм ].

Центробежную силу Рц при вращении ротора с частотой ю вычисляют по формуле

Рц = Ми-ю2 • Г , [Н].

Статический дисбаланс измеряют на неподвижном роторе при помощи специального балансировочного приспособления. Он может быть устранен путем статической балансировки ротора в одной плоскости коррекции. Положение плоскости коррекции выбирают произвольно. Однако статическая балансировка ротора не устраняет дисбаланс моментов, схема воздействия которых на ротор представлена на рис. 4.

Центр тяжести ротора находится на оси его вращения. Центробежные силы Рц1 и от обеих несбалансированных масс Ми1 и М^ при вращении ротора взаимно уравновешиваются. В результате, в боковом направлении при вращении ротора

Добавлена балансировочная масса ^

М,

Рис. 5. Схема компенсации несимметричного распределения массы ротора в процессе его балансировки

Несимметричное распределение массы ротора в процессе балансировки может быть компенсировано (см. рис. 5):

- добавлением балансировочной массы;

- удалением массы, например, высверливанием или фрезерованием;

- распределением массы, например, при помощи балансировочных колец или винтов.

Для осуществления балансировки высокооборотных оправки и фрезы необходимо первоначально определить фактическую величину их дисбаланса. Для этого оправку с инструментом устанавливают в балансировочный шпиндель установки, который вращают с заданной частотой. Возникающие в процессе вращения центробежные силы измеря-

г

ц

е

-0т19яшБестникя)вигателестроенияя1 1/п007 14?

ют специальными датчиками на двух различных уровнях балансировочного шпинделя (рис. 6).

^Фреза

Верхний уровень плоскости коррекции

Оправка инструмента _

Балансировочный шпиндель "

\Т/

М

Нижний уровень плоскости коррекции 1 Верхний датчик усилия

Нижний датчик усилия

ных фрезерных станков в соответствии с !Б01940 задают необходимую точность его балансировки посредством критерия Э. Критерий балансировки Э действителен только для определенной рабочей частоты вращения шпинделя [6].

Критерий балансировки Э, рабочее число оборотов п и масса ротора М предопределяют допустимый остаточный баланс идоп, который вычисляют по формуле

идоп = К ■ О ■ М / п, [ г

],

Рис. 6. Схема определения величины дисбаланса относительно плоскости балансировки

Поскольку направление действия центробежных сил вращается вместе с балансировочным шпинделем, то в измерительном датчике формируется синусоидальный сигнал измеряемого усилия, параметры которого, а также его угловое положение относительно указанного шпинделя требуется определить.

На основании полученных результатов вычисляют величину дисбаланса относительно указанных плоскостей коррекции (см. рис. 6).

На основании полученной величины дисбаланса рассчитывают необходимую массу компенсационного груза и их угловое положение в каждой из плоскостей коррекции.

Составляющими дисбаланса шпинделя фрезерного станка являются:

- собственный дисбаланс шпинделя;

- дисбаланс шпинделя в результате его радиального биения (ось симметрии не совпадает с осью вращения);

- радиальное биение навесных деталей шпинделя (система зажимных приспособлений и др.);

- перекос системы зажимных приспособлений при зажиме (тяги, пружинный блок и др.)

- радиальное биение и перекос оправки инструмента в шпинделе;

- собственный дисбаланс оправки инструмента;

- радиальное биение затяжного винта (смещение);

- радиальное биение инструмента;

- дисбаланс навесных деталей оправки инструмента (натяжная гайка и т.д.).

Производители шпинделей для высокооборот-

где идоп - допустимый остаточный дисбаланс ротора в гмм;

М - масса ротора в кг;

п - рабочее число оборотов ротора в об/мин;

К = 9549 - постоянный коэффициент.

Величина допустимого остаточного дисбаланса может быть также получена из номограммы, которая связывает рабочее число оборотов п, критерий балансировки Э и величину допустимого относительного остаточного дисбаланса (относительно

и

массы ротора 7) [6].

доп

М

) в соответствии с !Б01940 (рис.

Пример

Фреза закреплена в цанговом зажиме.

Общая масса инструмента и оправки составляет 0,7 кг.

Фреза работает с частотой вращения 15000 об/ мин. Производитель шпинделя рекомендует критерий балансировки Э = 2,5.

Величину допустимого остаточного дисбаланса определяем по вышеуказанной формуле или из номограммы (рис. 7).

Величина допустимого остаточного дисбаланса

И

доп.

= 1,11 г ■ мм .

Определим из величины допустимого остаточного дисбаланса допустимый эксцентриситет

Идоп = М ■ едоп. ,

1,11 г ■ мм

едоп. = Идоп. /М = ^^-= 1,6 мкм .

700 г

Таким образом, центр тяжести оправки может быть смещен от оси вращения максимум не более 1,6 мкм.

При балансировке за ось вращения принимается ось конуса.

Учитывая, что стабильность повторяемости при смене инструмента для высококачественных шпинделей составляет порядка 1-2 мкм, то величину допустимого остаточного дисбаланса 1 г-мм следует считать предельной.

Рис. 7. Допустимый остаточный дисбаланс относительно массы ротора в зависимости от числа оборотов и критерия

балансировки Э

Выводы и рекомендации

Значительное снижение вибраций в зоне обработки нежестких сложнопрофильных деталей ГТД при высокоскоростном фрезеровании может быть обеспечено за счет динамической балансировки оправки и фрезы на двух уровнях. Приведены способы компенсации несимметричного распределения массы ротора в процессе его балансировки, а также показано, что предельная величина допустимого остаточного дисбаланса составляет 1 г-мм.

Перспективы дальнейших исследований

Дальнейшие исследования должны быть направлены на установление связи между величиной допустимого остаточного дисбаланса и качеством поверхностного слоя обрабатываемых несущих поверхностей лопаток ГТД высокоскоростным фрезерованием.

Перечень ссылок

1. Жеманюк П.Д., Мозговой В.Ф., Качан А.Я., Карась В.П. Формирование сложнопрофильных

поверхностей моноколес высокоскоростным фрезерованием. // Газотурбинные технологии. - 2003 - № 5(26). - С. 18-21.

2. Жеманюк П.Д., Богуслаев А.В., Мозговой С.В., Карась Г.В., Качан А.Я. Формирование сложнопрофильных поверхностей осевого моноколеса с широкохордными лопатками высокоскоростным фрезерованием. // Вестник двигателест-роения. - 2004. - №3 - С. 16-19.

3. Жеманюк П.Д., Богуслаев А.В., Мозговой С.В., Карась Г.В., Качан А.Я. Обработка проточных поверхностей моноколес высокоскоростным фрезерованием. // Авиационно-космическая техника и технология. - 2004. - №7 (15) - С. 215-219.

4. Качан А.Я., Внуков Ю.Н., Павленко Д.В., Карась Г.В., Мозговой С.В. Исследование вибраций тонкостенных, нежестких деталей газотурбинных двигателей при высокоскоростном строчном фрезеровании. // Вестник двигателе-строения. - 2007 - № 1.

5. Будак Е. Улучшение качества детали при фрезеровании крыльчаток, выполненных из спла-

-0т19яя1яБестникя)вигателестроенияя1 1/п0Ю7 105

ва на основе титана, путем подавления неста- Поступила в редакцию 01.02.2007

бильных вибраций и управления по усилию. Архив CIRP 2000, 49 (I). - C. 31-38.

6. R. Zaugg c-mill technologies ltd, Nidau, Switzerland B. Fisher c-mill technologies ltd, Nidau, Switzerland. HSC - BASICS., Internet: http://www.micron-tg.com.

Показано, що для зниження в1брац1й необх1дно виконувати динам1чне балансування фрези та и тримача на двох р1внях. Наведено способи 1'хнього балансування та величину припу-стимого залишкового дисбалансу.

It is shown that in order to reduce vibrations dynamic balansing of the cutter and its arbour on two levels is required. The methods of their balancing and magnitude of tolerated residual unbalance are given.