CC BY
10
УДК 621.914.7
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-8-234-243
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ВЕЛИЧИНЫ ПРОГИБА ЛОПАТОК ГТД ПО АНАЛИТИЧЕСКИМ МОДЕЛЯМ ТЕХНИЧЕСКИХ И ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ИСХОДНЫХ ДАННЫХ ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ СТРОЧНОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ НА МНОГООСЕВЫХ СТАНКАХ С ЧПУ
В процессе фрезерования профиля лопаток газотурбинного двигателя на многоопера-
ционных станках применяется технологическая схема поперечного строчного формообразования. Согласно этой схемы лопатка вращается вокруг собственной оси, ее обрабатывают фрезой со сферической рабочей поверхностью, которая совершает вращение и интерполированное осевое перемещение. Требуемые показатели качества поверхности профиля пера лопатки (точность профиля и параметр шероховатости поверхности) обеспечиваются путем назначения сочетания управляемых параметров обработки. Однако на сегодняшний день нет рекомендаций по расчету и назначению сочетаний управляемых параметров режима фрезерования сложнопрофильных поверхностей, которой и является профиль проточной части компрессорных лопаток ГТД. Для каждой строчки и угла поворота лопатки точность профиля пера будет определяться в зависимости от величины деформации лопатки которая не должна превышать допуска на его изготовление. В ходе анализа геометрических связей в зоне контакта криволинейного профиля проточной части лопатки и фрезы со сферической рабочей поверхностью получены зависимости для определения величины составляющей силы при фрезеровании и ее проекции на ось У, а так же эффективный диаметр фрезы, которые необходимы для расчета величины суммарной деформации лопатки. Предложена методология и получены аналитические модели для определения и назначения сочетания управляемых параметров режима фрезерования которые обеспечивают заданную точность профиля пера лопатки, при разработке управляющей программы процесса фрезерования лопатки на станке с ЧПУ.
Ключевые слова: Прогиб лопатки, фрезерование профиля лопатки, силы резания, эф-
фективный диаметр фрезы, длина дуги контакта, параметры режима поперечного строчного фрезерования.
На многокоординатных станках с ЧПУ при формообразовании профиля проточной ча-
сти компрессорных лопаток газотурбинного двигателя (ГТД) часто применяется технологическая схема поперечного строчного фрезерования. Согласно этой схемы лопатка вращается вокруг собственной оси а обрабатываемый инструмент со сферической рабочей поверхностью, совершает вращение и интерполированное осевое перемещение [1-4]. Заданные показатели качества поверхности профиля пера лопатки (точность профиля и параметр шероховатости поверхности) [5-7] обеспечиваются назначенными сочетаниями управляемых параметров режима фрезерования при обработке на многокоординатных станках с ЧПУ [8-10]. Однако в настоящее время нет рекомендаций по техническим и геометрическим данным для определения величины прогиба лопаток в различных сечениях при разных углах их поворота.
Для каждой строчки и угла поворота лопатки точность профиля пера будет опреде-
ляться по величине суммарных линейных и угловых деформаций лопатки 3,, которая не должна превышать значения допуска на его изготовление (рис. 1).
Рис. 1. Схема для расчета величины деформации лопатки при поперечном строчном
фрезеровании: I - длина пера лопатки; а- координата строчки лопатки; - составляющая силы фрезерования в направлении координаты У для каждой строчки и угла поворота лопатки; - плечо приложения силы Р[ относительно оси 2; ¿1 - суммарная деформация пера лопатки от изгиба и скручивания под действием силы Р[ для каждой строчки и угла поворота, Пл - частота вращения лопатки
В.И. Свирщёв, С.В. Тарасов, В.В. Мережников
/
Величина прогиба лопатки S, определяется из выражения [10, 11]:
Si =
Pil3
3Ejy
3 l3
l4 l
2 ^ Oi_ 2
/
7 2
3EJX bip a
GJ p
l3
(1)
где Е - модуль упругости обрабатываемого материала, Н/м2; G - модуль сдвига материала, Н/м2; Jx - момент инерции площади поперечного сечения пера лопатки относительно оси Х, м4; Jp - момент инерции площади поперечного сечения пера лопатки при кручении относительно оси Z, м .
Анализ выражения (1) показал, что для прогнозирования и технологического обеспечения требуемой точности проточной части профиля пера лопатки необходимо значение для каждого сечения зависимостей осевых (Ix) и полярных (1р) моментов инерции, плеч bip, приложение силы Pi от угла поворота сечения а и координаты ai длины проточной части лопатки. Зависимости для Ix, Ip, и bi получены на основании данных, которые приведены на чертежах компрессорных лопаток, в работе [12].
Получим функциональные зависимости для определения величины Pi и расчетного значения плеча bip ее приложения в выражении (1), из геометрических связей в зоне контакта концевой фрезы со сферической режущей частью и лопатки, приведенные на рис. 2.
Зона контакта длиной дуги В между фрезой со сферической рабочей поверхностью и лопаткой при поперечном строчном фрезеровании, в зависимости от направления обхода контура, смещена относительно нормали N-N к точкам геометрической модели лопатки.
Установим функциональную зависимость для расчетного значения плеча bip приложения проекции Pyi нормальной составляющей силы фрезерования Pi на ось Y из геометрических связей в зоне контакта концевой фрезы со сферической режущей частью со спинкой и корытом лопатки.
а б
Рис. 2. Геометрическая модель контакта фрезы со сферической рабочей поверхностью спинки (а) и корыта (б) лопатки при фрезеровании: * - глубина фрезерования; Пл, Пф - соответственно частоты вращения лопатки и фрезы; Я - радиус сферической режущей части фрезы; Бэф.сп., Оэф.кор- соответственно средний эффективный диаметр режущей кромки на спинке и корыте; р /2, р /2 - соответственно угол разворота оси
фрезы от нормали И-И к точке фрезеруемого профиля на спинке и корыте; рг, р2 - углы дуг (длиной Всп, Вкор.) зоны контакта фрезы и лопатки; РУ1 - нормальная составляющая силы фрезерования на среднем эффективном диаметре режущей кромки; Ъ[ сп., Ъ[ кор. -плечи нормалей И-И к точкам фрезеруемого профиля, согласно чертежа лопатки; Ъ[р сп, Ъ[ркор - текущие плечи приложения проекций Ру1 нормальных составляющих силы
фрезерования Р1 на ось У
Текущее значение плеча bip центра давления в зоне контакта проекции Pyi нормальной составляющей силы фрезерования Pi относительно оси вращения лопатки определяется из выражений:
Ьрсп = bсп ± R • Sin(A),
235
2
Ьркор = b,кор ± R • sin(%
табл.1.
„ „ ....... , (3)
1ркор 1кор 2
Знак приращения (или убывания) используемый для Ь1р в выражениях (2, 3) приведен в
Таблица 1
Ч Напрабление обхода контура \ строчки относительно оси \ Z и знак координаты \ Г Напрабление ч, вращения лопатки \ птнпгитрлинп оси Z fin чпгпбпн гтррлкр /firmtiS чштЖюй стрелки
Lпинка Харь/та Сшнка Корыта ¿пинка Корыто Спинка Корыта
Знак координаты X
+ - + - + - + -
По часабой стрелке + - + - + - + -
Лратиб часабой стрелки - - + - + - +
С учетом знака приращения (убывания) координаты Х(АЬр) табл. 1 получены аппроксимированные степенные функциональные зависимости для расчета АЬ1р в каждой точке сечения А4-А4 рабочей лопатки IV ступени ГТД, с длиной проточной части 151,63 мм, результат приведен в табл. 2.
Таблица 2
Зависимости для расчета величины плеч bip для каждой точки в сечении А4-А4
s g ^ bp = b ± R • sin(
1 2
1 b.p =-4•10^5 -а6 + 0.0022•а5 -0.0412•а4 + 0.2081-а3 + 0.683•а2 -0.7072•а-21.094
2 b.p =-4-10-5 •а6 + 0.0022•а5 -0.0398^а4 + 0.1982•а3 + 0.6798^а2 -0.6357•а-20.572
3 bp =-4•Ю-5 •а6 + 0.0021а5 -0.0385а4 + 0.1888•а3 + 0.6755а2 -0.569•а-20.054
4 bp =-3•Ю-5 •а6 + 0.002•а5 -0.0359•а4 + 0.171Ьа3 + 0.6637•а2 -0.4486а-19.016
5 bp =-3•Ю-5 •а6 + 0.0019•а5 -0.0332•а4 + 0.1539•а3 + 0.6475а2 -0.3376•а-17.931
6 bp =-3•Ю-5 •а6 + 0.0017•а5 -0.0307•а4 + 0.1377•а3 + 0.6311а2 -0.2338а-16.887
7 bp =-2•Ю-5 •а6 + 0.0012•а5 -0.021а4 + 0.0777•а3 + 0.5418а2 + 0.1106а-12.564
8 bp =-110-5 •а6 + 0.0007•а5 -0.0112а4 + 0.0223а3 + 0.4211а2 + 0.3782•а-7.9516
9 bp =-6•Ю-5 •а6 + 0.0003•а5 -0.0026•а4 -0.0222•а3 + 0.2871а2 + 0.5456•а-3.6344
10 bp = 2•Ю-5 •а6 -0.0002•а5 + 0.006•а4 -0.0634•а3 + 0.126•а2 + 0.6514а + 0.9617
11 bp = 1 • 10-5 •а6 -0.0007•а5 + 0.0143а4 -0.0985а3 -0.0579•а2 + 0.6814а + 5.6457
12 bp = 2•Ю-5 •а6 -0.0011а5 + 0.0222•а4 -0.1267•а3 -0.2685а2 + 0.6231а +10.434
13 bp = 3•Ю-5 •а6 -0.0016•а5 + 0.0296•а4 -0.1468а3 -0.5101а2 + 0.4621а +15.344
14 bp = 4•Ю-5 •а6 -0.0021а5 + 0.0366•а4 -0.1601а3 -0.7792•а2 + 0.2131а + 20.38
15 bp = 4•Ю-5 •а6 -0.0023•а5 + 0.0401а4 -0.1663а3 -0.9154•а2 + 0.0831а + 22.904
16 bp = 5•Ю-5 •а6 -0.0025•а5 + 0.0432•а4 -0.1719•а3 -1.0324•а2 -0.0267а + 25.082
17 bp = 4•Ю-5 •а6 -0.0025•а5 + 0.0415•а4 -0.1531"а3 -1.078•а2 -0.2313а + 24.929
18 bp = 4•Ю-5 •а6 -0.0022•а5 + 0.0373а4 -0.1432•а3 -0.9303а2 -0.1143а + 22.041
19 bp = 4•Ю-5 •а6 -0.0019•а5 + 0.0335а4 -0.14317•а3 -0.8117•а2 -0.0478а +19.553
Окончание табл. 1
1 2
20 bip = 3-10~5 -а6 -0.0015-а5 + 0.0253-а4 -0.0972•а3 -0.6279-а2 -0.0727-а +14.905
21 bp = 2-10-5 -а6 -0.001-а5 + 0.017-а4 -0.063-а3 -0.4387-а2 -0.0883-а +10.181
22 b.p = 1-10-5 -а6 -0.0005-а5 + 0.0086-а4 -0.0267-а3 -0.259-а2 -0.1328-а + 5.5088
23 bip = 1-10-5 -а6 -0.00005-а5 + 0.0001-а4 + 0.0119-а3 -0.0874-а2 -0.2052-а + 0.8627
24 bip =-7-10-5 -а6 -0.0004-а5 -0.0085-а4 + 0.0532-а3 + 0.0729-а2 -0.3136-а-3.7308
25 bip = -1 -10-5 -а6 -0.0009-а5 -0.017-а4 + 0.095-а3 + 0.2179-а2 -0.4459-а-8.096
26 bip =-2-10-5 -а6 -0.0014-а5 -0.0263-а4 + 0.1439-а3 + 0.3626-а2 -0.6327-а-2.796
27 bip =-3-10-5 -а6 -0.0019-а5 -0.0354-а4 + 0.1919-а3 + 0.5002-а2 -0.8215-а-17.333
28 b.p =-3-10-5 -а6 + 0.002-а5 -0.0375-а4 + 0.2035-а3 + 0.5291-а2 -0.8726-а-18.358
29 b.p =-4-10-5 -а6 + 0.0021-а5 -0.0398-а4 + 0.2152-а3 + 0.5659-а2 -0.9152-а-19.521
30 b.p =-4-10-5 -а6 + 0.0022-а5 -0.042-а4 + 0.2257-а3 + 0.6035-а2 -0.9463-а-20.633
31 b.p =-4-10-5 -а6 + 0.0023-а5 -0.0428-а4 + 0.2293-а3 + 0.6225-а2 -0.9493-а-21.118
32 b.p =-4-10-5 -а6 + 0.0023-а5 -0.0434-а4 + 0.2307-а3 + 0.6421-а2 -0.9344-а-21.505
Графики зависимостей плеча bip от угла поворота а представлены на рис. 3 для сечения А4-А4.
б
Рис. 3. Графики зависимостей величины плеча bip от угла поворота а для сечения А4-А4:
а - спинки лопатки; б - корыта лопатки
Для расчета величины сил резания при фрезеровании необходимо знание геометрических параметров зоны контакта инструмента со сферической рабочей поверхностью с фрезеруемым профилем лопатки. Данными параметрами являются: Ran, R-кор - усредненные радиусы соответственно спинки и корыта сечений лопатки, Всп, Вкор - длины дуг контакта инструмента соответственно со спинкой и корытом лопатки, Бэф.сп, Бэф.кор - средние эффективные диаметры режущих кромок инструмента соответственно при фрезеровании спинки и корыта, р1, р2 - углы дуг ( длиной Всп, Вкор) зоны контакта фрезы соответственно со спинкой и корытом.
Функциональные зависимости для расчета Raп, Rkop для лопатки IV ступени КВД длиной 151,63 мм получены в работе [17], и имеют следующий вид:
Rr„ = 32.008 - 0.3029 • a,2 +16.869 • a,, Rn = 79.087-0.2732• a2 + 60.358• a,.
сп , , 7 кор , ,
Расчетные значения радиусов для различных сочетаний приведены в табл.3.
Значения радиусов для лопатки длиной L=151,63 мм
Таблица 3
Номер сечения Координата сечения z, мм Ran, мм R-кор, мм
3 7,87 54,09 136,58
4 16,85 60,61 161,75
5 34,82 76,75 251,66
6 52,79 91,12 320,74
7 70,76 109,39 390,85
8 88,73 126,64 420,41
9 97,72 134,41 490,85
10 106,70 149,84 530,29
11 124,67 160,09 600,57
12 142,64 170,05 664,39
13 151,63 179,2 708,26
Установим значения остальных параметров при фрезеровании сечения А4-А4 лопатки
длиной 151,63 мм при следующих исходных данных: ¿=0,5 мм; Я=3 мм; Ясп=60,61 мм;
ЯЖр=161,75 мм; Зпол=0,1 мм (рис. 4).
Определим угол Р1 дуги контакта Всп инструмента со спинкой лопатки.
Согласно теореме косинусов [15]:
0А2 + 002 - АО2, (4)
cosД =-1-—, V V
1 2 • ОА • 001
где
ОА=Я=3мм, 00,= Я + 3 + Я = 60.61 + 0.1 + 3 = 63.71мм,
7 1 сп пол >
А01 = Я +3 + г = 60.61 + 0.1 + 0.5 = 61.21мм,
1 сп пол
Подставляя численные значения параметров в выражение (4), получим со8(в!)=0,8405, в1=32°48', в1/2=16°24'.
Определим численные значения отрезков, расположенных на нормали ОН = Я - Я • ^(Д /2) = Я • (1 - сов(Д /2)) = 3 • 0.047 = 0.122мм, БЕ = Я - Я • ^Д) = 3 - 3 • ^(32°48')) = 0.0218мм, БО = г - ОН - БЕ = 0.5 - 0.122 - 0.0216 = 0.3562мм,
Я • 8Ш(Д-) ЕО =-.
сг8(Усп)
Получим аналитические зависимости для отрезков ЕМ и КЕ: ЕМ ЕО2 + (Я • Д))2, КЕ = (Я - ОН - ЕО) • ) = (Я - ОН - Я • 8тф • tg(ycn)) • ). Согласно приведенной схемы на рис. 4 запишем следующее выражение:
Д ЕМ + КЕ .1еО2 + (Я • этД-))2 + (Я-ОН-Я • зтф ^(уся)) • sш(/ЯI)
sm(r + —) =-= --
сп 2 Я Я
Преобразуем последнее выражение, подставив ЕО:
(Я • ¡¡т(Д) • tg(/сп))2 + (Я • ,пф)2 = Я • sin(Д2L) - (Я - ОН - Я • ¡¡т(Д) • tg(/)) • sin(/cn),
Подставив численные значения Я, ОН, Р\/2 и sin(в\/2), окончательно получим: 0.717 • tg (/сп ))2 + 0.717 - 9 • sm(yCn +16.4)2 + 6 • Яп/ +16.4) • ¡ш/ ) • (2.878 - 0.846 • tg (/)) -
- (2.878- 0.846 • tg(/сп))2 • ¡¡¡ш/)2 = 0
Решая последнее выражение в Matcad установлено, что оно справедливо для любого значения усп в диапазоне от 29°8' до 4°30'.
Рис. 4. Геометрические параметры зоны контакта фрезы со спинкой пера лопатки
В связи с этим для последующих проектных расчётов примем среднее значение 7сп = 16°24'.
Выполнив аналогичную процедуру преобразования для контакта фрезы с корытом лопатки получим следующие выражение:
0.765 • tg (укор ))2 + 0.765 - 9 • sm(rmp +16.95)2 + 6 • sm(rоор +16.95) • sm(rоор) • (2.87 - 0.8748 • tg (Гкор)) -
- (2.87 - 0.8748 • tg(гКОр ))2 • ¡¡ш^)2 = 0
Решая последнее выражение в Matcad установлено, что оно справедливо для любого значения гоар в диапазоне от 29°25' до 4°18'.
В связи с этим для последующих проектных расчётов примем среднее значение
Гоор = Д = 16°57'.
Определим длину дуги контакта Всп и йэф.с
Вп _
л-R Д _3.14 • 3 • 32°48'
180
180
= 1.718мм, D. _ 2R • sin Д = 3.25мм ■
Определим скорость резания при фрезеровании спинки лопатки [4]:
С • D ф "
V __v эф.сп
Рсп~ • tx • gy • в • zp
Kv,
где Cv=35; q=0,6; m=0,35; х=0,3; y=0,3; р=0,2; u=0,2; Kv=1-поправочный коэффициент [15]; Т=15мин; Dэф.сп=3,25мм; Всп=1,718мм; ¿=0,5мм; &=0,03мм/зуб [2]; z=4.
35 • 3.2506
Vpcn 150З5 • 0.50 3 • 0.030 3 •1.7180 2 • 40 2
•1 _ 65,97м / мин.
Vpal _ 70м / мин.
Полученное значение близкое к рекомендуемым [2], поэтому принимаем
70 4000
Пф.сп _ '
■ _ 6859об / мин.
3.14 • 3.25
Процесс фрезерования со сферической режущей частью похож на фрезерование фасонными фрезами с выпуклым профилем. Тангенциальная составляющая силы резания при фрезеровании Ргт определяется из выражения [14]:
фХ cy т>п _ z
P =_p_z_сп__к (6)
zcn Dq _ nw
эф.сп ф.сп
где Cp- постоянный коэффициент; г-глубина фрезерования; «^-подача на зуб; Всп- ширина фрезерования; 0эф.сп- эффективный диаметр фрезы; z- число зубьев фрезы; n-частота вращения
фрезы, Г = (—Ц = 1.15. pz 750
Значения коэффициентов и степенных показателей для формулы силы резания Pz равны [2]: 0=12,5; х=0,85;y=0,75; n=1,0; q=0,73; w=-0,13;
10-12.5 • 0.5085 • 0.030 75 -1.7181 • 4
Ргсп =-0-73-^--1.15 = 46.86Я,
3.25 • 6859 3
Нормальная составляющая Рупсп устанавливается из соотношения с главной составляющей силой Р2(Ж [14]:
Русп = (0.4 - 0.6) • Ргсп
2
3
4
5
6
7
8
15
16
19
ЛяртщысечЕнш Msispuan шшжь С. 6Щхшт/ырению¡¡реэероВащ* И 'г --. .''А-ßt .. Кшффицшпи и MBBmLvwi tmlBH ßiWHUИРЫßZUHBf (д KHUilW.
......V^.qs^. > пагщш.
Г-sr. VliPn РЬПЦ'.ПТЩ Gi'TTii
ЬцилЛ^НяЫр.
17 4, t.' „Щ Ч '1 , Щ V У у'- ¡fUfa'i
[
18 4« а iJ * } J- Ът' -Я « ft. хь V У ~г !
i, л 4i.4tH
9
10
11 12 13 74
20
21
22 23
2b
Рис. 5. Алгоритм формирования исходной информации для прогнозирования величины
прогиба профиля лопаток
С учетом этого соотношения преобразуем формулу (6) путем домножения числителя и знаменателя на zy:
5 • С • Е • • И" • 71-У
Р _ J ^Р 1 °об °сп *
^эфсп "
где 8об -
подача на оборот фрезы. Тогда: Русп _ 23.43Н
Проекция нормальной составляющей силы фрезерования в направлении координаты У для каждой строчки и угла поворота лопатки Р, может быть определена:
R 5 • С • tx • Sy • Bn • у R
(R1\ D - p 1 Sоб °сп z „Rl>
Рсп _ Ру1сп • СОВ^?"). Русп _ Р пд об --^(^т1).
2 Пэфсп •" 2
Выполнив аналогичную процедуру расчета для контакта фрезы с корытом лопатки получены следующие числовые значения:
VpKop = 68.99м / мин.
Принятое значение VpKop = 70 м /
мин.
Ркор = 43.95Н; Рукор = 22Н; Ркор = Рукор • cosR) = 21Н.
Длина дуги контакта 5Кор и D^^
Л-А 3.14• 3• 33°55' ЛППЛ „D . _ ..
Вкор =-— =-= 1.774мм, Dф = 2Л • sin( R2) = 3.54мм .
кор 180 180 эфкор
Алгоритм формирования исходной информации для определения величины прогиба профиля лопаток приведена на рис. 5.
Получены аналитические выражения технических и геометрических данных для расчета величины прогиба лопаток, которые являются исходными данными для расчета и назначения сочетаний управляемых параметров режима фрезерования профиля пера лопатки при проектировании операций и разработке управляющей программы на многоосевые станки с ЧПУ, обеспечивающие требуемую точность обработки.
Список литературы
1. Крымов В.В. Елисеев Ю.С., Зудин К.И. Производство лопаток газотурбинных двигателей. М.: Машиностроение, 2002. 376 с.
2. Полетаев В.А. Технология автоматизированного производства лопаток газотурбинных двигателей. М.: Машиностроение.2006. 256 с.
3. Патент 2354508, МКН В23С3/18 Российская Федерация. Способ строчного фрезерования пера лопатки газотурбинного двигателя / В.И. Свирщёв, И.Г. Башкатов, Д.В. Оконеш-ников, Ю.Н. Степанов, С.В. Цыпков, №2007124229/02; заявл.27.06.2007; опубл. 10.05.2009, Бюл.№13. 5 с.
4. Сулима А.М., Носков А.А., Серебренников Г.З. Основные технологии производства газотурбинных двигателей. М.: Машиностроение. 1996. 480 с.
5. Рахмарова М.С., Мирер Я.Г. Влияние технологических факторов на надёжность лопаток газовых турбин. М.: Машиностроение. 1966. 223 с.
6. Семенченко И.В., Мирер Я.Г., Повышение надежности лопаток газотурбинных двигателей. М.: Машиностроение. 1977. 160 с.
7. Суслов А.Г. Технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей. М.: Машиностроение. 1987. 208 с.
8. Автоматизация технологии изготовления газотурбинных авиационных двигателей / В.Ф. Безъязычный, В.Н. Крыхов, В.А. Полетаев и д.р. М.: Машиностроение. 2005. 566 с.
9. Технология производства авиационных газотурбинных двигателей: учебное пособие для вузов / Ю. С. Елисеев [и др.]. М.: Машиностроение, 2003. 511 с.
10. Способ строчного фрезерования пера лопатки газотурбинного двигателя на многокоординатных станках с ЧПУ: пат. 2607880 Российская Федерация: МКН В23С3/18 / Свирщёв В.И., Тарасов С.В., Тукачев Д.В., Черепанов С.Е., № 2015124625; заявл. 23.06.2015; опубл. 20.01.2017, Бюл. № 2. 5 с.
11. Руководство к решению задач по сопротивлению материалов / Г.М. Ицкович, А.И. Винокуров, Л.С. Минин [и др.]. М.: Высш. шк., 1970. 544 с.
12. Свирщёв В.И., Тарасов С.В., Мережников В.В. Нормативные геометрические параметры сечений проточной части компрессорных лопаток газотурбинного двигателя, необходимые для прогнозирования и технологического обеспечения показателей качества // Аэрокосмическая техника, 2017. №49. С. 103-117.
13. Режимы резания труднообрабатываемых материалов: Справочник / Я.Л. Гуревич, М.В. Горохов, В.И. Захаров и др. 2-е изд. перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1968. 240 с.
14. Справочник технолога-машиностроителя. В 2-х т. Т.2 / Под. ред. А.М. Дальского, А.Г. Суслова, А.Г. Косиловой, Р.К. Мещерякова.-5-е изд., исправл. М.: Машиностроение-1, 2003 г. 944 с.
15. Корн Г., Корн Т. Справочник по математике для научных работников и инженеров. М.: Наука, 1984. 831 с.
16. Мережников В.В., Свирщев В.И. Аналитическое описание упругих деформаций лопатки как двухопорной балки от поперечных нормальных составляющих сил резания при строчном фрезеровании // Сборник статей МНПК «Актуальные проблемы теории, методологии и практики научной деятельности». Уфа 2022. С. 74-78.
17. Мережников В.В. Методология и расчетные значения радиусов спинки и корыта компрессорных лопаток ГТД для обеспечения точности проточной части при поперечном строчном фрезеровании на станках с ЧПУ // Сборник статей МНПК «Научные исследования по приоритетным направлениям для создания инновационных технологий». Киров, 2022. С. 96-99.
18. Мережников В.В., Свирщев В.И. Определение функциональной зависимости фактического значения плеча приложения нормальной составляющей силы фрезерования относительно оси вращения лопатки при попутном поперечном строчном фрезеровании проточной части компрессорных лопаток ГТД на станках с ЧПУ // Научный журнал «Инновационные научные исследования». Уфа, №2-1(16) 2022. С. 23-37.
19. Мережников В.В. Анализ геометрических связей в зоне контакта фрезы со сферической рабочей поверхностью и криволинейным профилем проточной части компрессорных лопаток ГТД и определение функциональной зависимости для расчетного значения плеча приложения нормальной составляющей силы фрезерования при встречном поперечном строчном фрезеровании на станках с ЧПУ // Сборник статей IV МНПК «Актуальные научные исследования». Пенза: МЦНС «Наука и просвещение»-2022. С. 101-109.
Свирщёв Валентин Иванович, д-р техн. наук, профессор, svirshchev_vi@pstu. ru, Россия, Пермь, Пермский национальный исследовательский политехнический университет,
Тарасов Степан Викторович, канд. техн. наук, доцент, tarasovsv100@mail.ru, Россия, Пермь, Пермский национальный исследовательский политехнический университет,
Мережников Владислав Владимирович, аспирант, merejnikov. v@,yandex. ru, Россия, Пермь, Пермский национальный исследовательский политехнический университет
PREDICTION OF GTE VANES DEFLECTION BY ANALYTICAL MODELS OF TECHNICAL AND GEOMETRIC INITIAL DATA IN CROSS LINE MILLING ON MULTI-AXIS CNC MACHINES
V.I. Svirshchev, S.V. Tarasov, V.V. Merezhnikov
In the process of milling the profile of the vanes of a gas turbine engine on multi-operational machines, a technological scheme of transverse line shaping is used. According to this scheme, the vane rotates around its own axis, it is machined with a mill with a spherical working surface, which performs rotation and interpolated axial movement. The required parameters of the surface quality of the vane airfoil profile (profile accuracy and surface roughness parameter) are provided by assigning a combination of controlled processing parameters. However, today there are no recommendations on the calculation and assignment of combinations of controlled parameters for the milling of complex-profile surfaces, which is the profile of the flow path of the GTE compressor vanes. For each line and angle of rotation of the vane, the accuracy of the vane profile will be determined depending on the amount of vane deformation, which should not exceed the tolerance for its manufacture. In the course of the analysis of geometric relationships in the contact zone of the curved profile of the flow part of the vane and the mill with a spherical working surface, dependences were obtained to determine the magnitude of the force component during milling and its projection on the Y axis, as well as the effec-
242
tive diameter of the mill, which are necessary to calculate the magnitude of the total deformation of the vane. A methodology is proposed and analytical models are obtained for determining and assigning a combination of controlled parameters of the milling mode that provide a given accuracy of the vane airfoil profile when developing a control program for the vane milling process on a CNC machine.
Key words: vane deflection, vane profile milling, cutting forces, cutter effective diameter, contact arc length, parameters of the transverse line milling mode.
Svirshchev Valentin Ivanovich, doctor of technical sciences, professor, svirshchev vi@pstu.ru, Russia, Perm, Perm National Research Polytechnic University,
Tarasov Stepan Viktorovich, candidate of technical sciences, docent, tarasovsv100@mail.ru, Russia, Perm, Perm National Research Polytechnic University,
Merezhnikov Vladislav Vladimirovich, postgraduate, merejnikov. v@,yandex. ru, Russia, Perm, Perm National Research Polytechnic University
УДК 331.45
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-8-243-247
ПРОЦЕССЫ ВОЗБУЖДЕНИЯ ВИБРАЦИЙ И ШУМООБРАЗОВАНИЯ ПРИ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ СВАРНЫХ ШВОВ РАМНЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ПРЕДСТАВЛЯЮЩИХ СОБОЙ КРУГЛЫЕ СТЕРЖНИ
А.Г. Исаев
В данной статье представлены результаты теоретических исследований процессов возбуждения вибраций и шумообразования при абразивной обработке сварных швов рамных конструкций представляющих собой круглые стержни сплошного и полого профиля. Обработка сварных соединений рамных конструкций является обязательным этапом выполнения таких работ, а абразивная обработка сварных швов является наиболее популярной операцией. Однако процесс обработки сварных соединений в рабочей зоне оператора сопровождается повышенным шумообразованием и запыленностью, при обработки в закрытом пространстве. В работе получены выражения уровней звукового давления для абразивной обработки сварных швов элементов рамных конструкций, представляющих собой круглые стержни сплошного и полого профиля. Представлены дифференциальное уравнения колебаний для различных условий закрепления сплошного и полого стержня. Полученные результаты позволяют подтвердить правомерность теоретического подхода к описанию закономерностей процесса шумообразо-вания процесса обработки сварных швов рамных конструкций.
Ключевые слова: абразивная обработка, уровни звукового давления, спектры шума, сварных швов, рамные конструкции.
Актуальной задачей современного машиностроения является обеспечение надежности стальных рамных конструкций, большая часть которых подвергается сварочным работам в процессе изготовления рамных конструкций. Важную роль в решении этой задачи играют методы обработки поверхности сварного соединения. Абразивная зачистка сварных швов одним из обязательных технологических этапов обработки поверхности и пользуется особой популярностью благодаря своей доступности. Круглые стержневые конструкции широко используются в металлоконструкциях кранов, работающих под осевой нагрузкой. Благодаря большим радиусам инерции в трубчатых конструкциях возможно применение ферм большей длины и имеют ряд преимуществ.
Абразивная зачистка сварных швов может осуществляться как вручную при местной обработке конструкций, так и на плоскошлифовальных станках в открытом пространстве и в условиях производственных помещений [1, 2].
243
