W ramach usprawnienia zarzdzania procesem utrzymania ruchu, zwłaszcza w zakładach o produkcji cigłej, poszukuje si optymalnych metod polityki remonto-wej. Kada naprawa maszyny wymaga zazwyczaj jej postoju i rzecz istotn jest, aby czas niezdatnoci maszyny był jak najkrótszy. Przykładem racjonalnego sposobu rea-lizacji tych załoe jest stosowanie metody wywaania wirników maszyn przepływowych gwarantujcej jak najszybsze wykonanie niezbdnych czynnoci. Nie-wtpliwie najlepszym sposobem jest wywaanie automatyczne, realizowane w trakcie normalnej pracy maszyny. Urzdzenia do wywaania automatycznego s jednak dro-gie, wic ich zakup nie zawsze bywa opłacalny. Wywaanie półautomatyczne trwa dłuej, ale jego koszt jest nieporównywalnie mniejszy. Czas wywaania i moliwoci stosowania czyni t metod zdecydowanie lepsz ni obecnie powszechnie stosowana metoda wywaania wirnika we własnych łoyskach, nie mówic ju o wywaaniu wir-ników na wywaarkach stacjonarnych.
Słowa kluczowe: automatyczna kompensacja niewywaenia, urzdzenie do dynamicznego wywaania, prdko krytyczna, charakterystyka czstotliwociowa Wprowadzenie
Do tej pory opracowano wiele urzdze umoliwiajcych zmniejszenie niewywaenia wirnika w trakcie jego pracy [2, 227–234], [3, 253–256], [4, 3023–3028], [5, 125–133], [6, 36–43], [8, 25– 28], [9, 41–46], [10], [11, 705–728], [12, 7–11], [13, 1591–1596], [15], [21, 196–205]. W wikszo-ci s to aktywne systemy kontroli niewywaenia. Zasada ich działania jest najczwikszo-ciej oparta o metod wymagajc znajomoci tzw. macierzy współczynników wpływu. Sposób ten szczególnie współgra z zastosowaniem balancerów – urzdze do automatycznego wywaania, bowiem jest od-porny na rozdział płaszczyzn: pomiaru, połoenia wektora niewywaenia oraz korekcji.
Powszechnie uwaa si, e prekursorem koncepcji automatycznego wywaania wirnika był Van de Vegte [18, 264–269 ],[19, 225–235],[20, 257–261]. Badania prowadzce do automatycznego sposobu eliminacji niewywaenia prowadzili równie Thearle [16, 119–124],[17, 103–106], Alexander [1, 415–426], Cade [7, 234–239] oraz Lee [14, 468–475].
W półautomatycznych systemach kontroli, wzorowanych na układach automatycznych, w celu zmniejszenia amplitudy drga wirnika wymagane jest chwilowe zatrzymanie wirnika, aby poprzez zmian wzgldnego połoenia tarcz mona było skorygowa jego niewywaenie.
Niezalenie od tego, jak technik: aktywn czy semiaktywn kontrolujemy stan niewywaenia wirnika, obydwa podejcia wymagaj wyznaczenia wektora niewywaenia. Poprzedza to najcz-ciej obliczenie macierzy współczynników wpływu dla układu tarcza-wał-łoyska. W przedstawionej metodzie wywaania macierz współczynników wpływu jest okrelana w momen-cie instalowania balancerów i co istotne wystarczy korygowa j raz na jaki czas, gdy w trakmomen-cie eksploatacji maszyny zmieni si masa, sztywno podparcia lub eksploatacyjna prdko obrotowa wirnika.
Celem pracy jest zbadanie jakoci procesu wywaania przy zastosowaniu balancerów o półau-tomatycznym sposobie działania.
1. Moliwoci i efekty zastosowania wywaania półautomatycznego
Wirniki wentylatorów przemysłowych i dmuchaw pracuj czsto w rodowisku gazów o wyso-kiej temperaturze. W tych warunkach ich tarcze podlegaj oddziaływaniom termicznym. Odkształcenie elementów tarczy wywołuje tzw. niewywaenie termiczne. Gdy czstotliwo obro-towa wirnika jest bliska czstotliwoci rezonansowej niewywaenie termiczne prowadzi do gwałtownego wzrostu amplitudy drga wirnika. Drgania rezonansowe wirnika wraz z napreniami termicznymi powoduj postpujce uszkodzenie, głównie tarczy, co zmienia jej niewywaenie. Szybkiemu uszkodzeniu ulegaj take łoyska, dlatego wirnik nie powinien pracowa dłuszy czas, gdy amplituda jego drga przekracza wartoci dopuszczalne i naley dy do poprawy stanu jego niewywaenia.
Rysunek 1. Obraz uszkodze termicznych tarczy dmuchawy wraz z map napre w miejscach uszkodzenia
Rys.1. Przedstawia tarcz wirnika dmuchawy wymuszajcej cyrkulacj strumienia gazu w piecu do wypału powłoki malarskiej nanoszonej na szkło. Temperatura gazu wynosi 8000C.
W przypadku wzrostu amplitudy drga wirnika, musi on zosta wyjty z komory pieca i wywaany na przygotowanym do tego celu stanowisku do dynamicznego wywaania w jego własnych łoy-skach, bowiem wywaenie samej tarczy nawet w klasie dobroci G2.5 na wywaarce stacjonarnej nie gwarantuje osignicie właciwego stanu dynamicznego wirnika po jej osadzeniu na wale. Czyn-no wywaania staje si w tych warunkach pracochłonn. W warunkach zmiany napre termicznych i odkształce wirnika zmienia si jego niewywaenie, zwłaszcza do momentu ustabili-zowania temperatury rodowiska pracy wirnika. Wskutek wystpujcego gradientu temperatury pomidzy wlotem do tarczy oraz kanałami midzy-łopatkowymi nastpuje nierównomierne od-kształcenie łopatek, co pociga za sob powstanie nape o wartociach przekraczajcych granic plastycznoci materiału tarczy. Po pewnym czasie eksploatacji wirnika wystpuj pknicia w miej-scu łczenia łopatki z piast. Grozi to oderwaniem si łopatki a w konsekwencji gwałtownym wzrostem niewywaenia wirnika i jego zniszczeniem. Dla rozkładu temperatur gwarantujcego po-prawno procesu spiekania, wartoci naprenia w miejscach pkania wirnika osigaj 600 MPa.
Wentylatory przemysłowe pracuj czsto w strefie zagroonej wybuchem. Tak jest w kopal-niach, zakładach tłuszczowych czy kombinatach petrochemicznych. Wywaanie wirnika poprzez dołczanie mas korekcyjnych do tarczy moe odbywa si tylko przy zastosowaniu wyjtkowej
M Pa
ostronoci. Spajanie materiałów metod spawania jest wówczas wykluczone, co dodatkowo wy-dłua czas wywaania.
Prdko podkrytyczna Prdko krytyczna
Rysunek 2. Sposób wywaania wirnika w jego własnych łoyskach oraz rozkład napre mechanicznych podczas wywaania wirnika z prdkoci nisz i równ krytycznej
Praca wirnika w warunkach rezonansu, przy duym niewywaeniu, powoduje powstawanie w przekrojach wału napre o wartociach bliskich granicy wytrzymałoci materiału, z którego wykonany jest wał. Porównanie stanu naprenia tego samego wirnika przy prdkoci podkrytycz-nej i krytyczpodkrytycz-nej przedstawia rys. 2. Jest widoczne, e bez wzbudzenia rezonansowego naprenia w przekrojach wału blisko tarczy nie przekraczaj 300 MPa. Po wzbudzeniu wartoci napre mog osiga 1000 MPa. Wirnik uległby wówczas uszkodzeniu. Dlatego nie wolno dopuci do sytuacji, w której niewywaenie tego wirnika jest wiksze ni 4000 G·mm chyba, e uda si drog zmiany masy lub sztywnoci zwikszy znaczco czstotliwo jego drga własnych.
2. Automatyczne i półautomatyczne wywaanie wirnika
Automatyczne wywaanie wirnika przeprowadza si przy wykorzystaniu specjalnych urzdze nazywanych balancerami. S to urzdzenia o podobnej konstrukcji jak silniki piercieniowe. Ich głównymi elementami s tarcze, których rodki mas celowo przesunito w kierunku promieniowym wzgldem osi obrotu. Tarcze wywaajce, w czasie gdy balancer utrzymuje tylko istniejcy stan dynamiczny wirnika, wiruj wraz z nim, z t sam prdkoci ktow. Wzgldne przesunicia k-towe tarcz wynikaj wówczas z korekcji niewywaania wirnika istniejcego w momencie instalowania balancera. Cz mechaniczna jest sterowana układem automatyki. Z uwagi na wy-miary tarcz oraz wielko promieniowego przesunicia rodków ich mas wzgldem osi obrotu wirnika, zdolno korygowania niewywaania przez balancer jest ograniczona. Balancer zajmuje okrelon przestrze pomidzy obudow łoyska a komor spiraln lub tarcz sprgła, dlatego za-chodzi moe konieczno projektowania nie tylko samego balancera, ale równie wału wirnika.
M Pa
Rysunek 3. Monta balancera na wale wirnika w pobliu łoyska
W momencie stwierdzenia przez układ pomiarowy niewywaenia wirnika, wyraonego wik-sz od dopuszczalnej amplitud prdkoci drga łoyska w czstotliwoci obrotowej, uruchamiany jest proces wyznaczenia macierzy współczynników wpływu, a nastpnie właciwy proces wywaa-nia. Wygld typowego balancera oraz sposób jego montau na wale wirnika jest pokazany na rys. 3. 2.1. Idea wywaania półautomatycznego
Wywaanie wirnika przy wykorzystaniu semi-balancera rozpoczyna si od okrelenia parame-trów drga w punktach pomiarowych, najczciej zlokalizowanych na obudowach łoysk wału wirnika. W ten sposób okrelane s wektory odpowiedzi wirnika na istniejce niewywaenie. Jeeli znana jest macierz współczynników wpływu dla danego wirnika, to informacje te s wystarczajce do wyznaczenie wektorów niewywaenia i okrelenia warunków korekcji. Sprowadzaj si one do obrotu tarcz o wyliczone kty wzgldem stałego punktu, którego połoenie jest zwizane ze znacz-nikiem fazy.
Rysunek 4. Przykładowe połoenie pocztkowe tarcz balancera: A– stan pocztkowy, B– stan po zmianie połoenia tarcz
Moe si zdarzy, e wskutek zmiany prdkoci obrotowej wirnika lub jego sztywnoci, korek-cja niewywaenia wyznaczona w oparciu o znan macierz współczynników wpływu daje niezadowalajcy rezultat. Wówczas naley wyznaczy now macierz, zgodnie z procedur opisan
w instrukcji obsługi balancera. Nie wnikajc szczegółowo w sposób oblicze mona okreli ogólny ich algorytm.
Zmierzone wartoci parametrów drga łoyska stanowi odpowied układu na stan, w którym istnieje niewywaenie wirnika podlegajce korekcji, oraz niewywaenie spowodowane aktualnym połoeniem tarcz balancera. Wektor tego niewywaenia w miejscu instalacji balancera nr 1 i nr 2 jest okrelony jako (rys. 4):
F
nb01=
F
n1+
F
b0102 02
2
nb
=
n+
bF
F
F
(1)Sumaryczny wektor wymuszenia działajcego na wirnik ma posta:
01 01 01 0 02 02 02 nb n b nb nb n b
ª
º
ª
+
º
=
«
»
=
«
»
+
¬
¼
¬
¼
F
F
F
F
F
F
F
(2)Odpowied układu okrelona jest za pomoc wektora:
N
nb0=
ª
¬
N
0 1nbxN
0 1nbyN
nb0 2xN
nb0 2yº
¼
T (3)Pomidzy wymuszeniem i odpowiedzi układu zachodzi zwizek:
0 0
nb
=
nbN
AF
(4)Jeeli macierz współczynników jest znana, a zazwyczaj tak jest, bowiem wyznacza si j po zamontowaniu balancera, to w przypadku okrelania odpowiedzi układu w dwóch płaszczyznach pomiarowych i dwóch kierunkach ortogonalnych, macierz współczynników wpływu ma rozmiar
4 2×
A
. Mnoenie macierzowe: 1 0 0 nb nb −=
A N
F
(5)musi by wówczas zastpione mnoeniem:
* 0 0
nb
=
nbA N
F
(6)Tutaj
A
* jest macierz pseudoodwrotn w sensie Moora i Penrose. Wynaczenie wektora ko-rekcji sprowadza si do rozwizania równania:* 0 0
nb
−
b=
n= −
kA N
F
F
F
(7)Znajc wektor wymaganej korekcji dla obydwu balancerów bracamy tarcze do takiego połoe-nia, e kierunek wypadkowej sił niewywaenia obydwu tarcz odpowiada kierunkowi siły bezwładnoci od niewywaenia wirnika w płaszczy nie balancera. Kt wzgldnego obrotu tacz musi by tak okrelony, aby wypadkowy wektor sił od ich niewywaania był wektorem przeciwnym do wektora niewywaenia wirnika w płaszczy nie korekcji.
Rysunek 5. Wygld stanowiska badawczego: 1-tarcze wirnika (T1) i (T2), 2- przetwornik przyspieszenia, 3-znacznik fazy, 4- tarcze balancera
Wygld stanowiska badawczego pozwalajcego na testowanie jakoci procesu wywaania ob-razuje rys. 5. Wirnik posiada dwie tarcze o rednicy 240 mm, co umoliwia modelowanie stanu niewywaenia dwupłaszczyznowego. Prdko obrotow wirnika mona regulowa w zakresie 5 min-1 – 1500 min-1. Stanowisko jest posadowione na podłou sprystym. Masa tarczy balancera
wynosi 0.6869 kg. rodek masy tarczy jest przesunity wzgldem osi obrotu wirnika o 12 mm. Dla celu sprawdzenia jakoci procesu wywaania dołczono do tarcz masy 46 g (T1) i 37 g (T2).
Rysunek 6. Wykresy amplitudowo-fazowe stanu niewywaenia wirnika: (A) – przed i (B) – po wywaaniu
W przypadku, gdy zachodzi konieczno wyznaczenia macierzy współczynników wpływu, przebieg wywaania składa si z trzech faz: pomiaru stanu pocztkowego, wyznaczenia macierzy współczynników wpływu, korekcji niewywaenia. Gdy macierz została wyznaczona wczeniej, do okrelenia parametrów korekcji wystarczy tylko znajomo wektorów odpowiedzi układu w kadej z dwóch płaszczyzn korekcji. Stan pocztkowy i kocowy przykładowego przebiegu wywaania przedstawiaj wykresy amplitudowo-fazowe (rys.6).
1 (T2) 1 (T1) m m s-1 m m s-1
Charakter niewywaenia pocztkowego oraz uzyskan jako procesu przy zastosowaniu semi-balancera oraz wywaania metod tradycyjn, poprzez dołczanie mas korekcyjnych do tarcz obra-zuje rys. 7. Forma wykresu nazywana jest 3D holospectrum, poniewa tworzy si go w podobny sposób jak krzywe Lissajous dla kadej płaszczyzny pomiarowej.
Rysunek 7. 3D holospectrum drga wirnika A- stan pocztkowy, B- stan osignity przy wykorzystaniu balancera, C- stan osignity metod dołcznia mas do tarcz wirnika
Uzyskawana jako procesu wywaania przy zastosowaniu semi-balacerów dla zastosowanego rozkładu mas była gorsza ni w przypadku dołczania mas korygujcych bezporednio do tarcz. Działo si tak jedynie po pierwszym przebiegu wywaania. Po drugim przebiegu korekcyjnym osi-gnite dobroci wywaania były zblione.
3. Obliczanie balancera
Wymiary tarcz oraz ich niewywaenie musz by dobrane do charakteru odpowiedzi wirnika na wymuszenie. Wana jest masa wirnika, prdko obrotowa oraz wielko tłumienia w układzie. Cechy te decyduj bowiem o tzw. wraliwoci wirnika na wzbudzenie wywoływane jego niewywa-eniem.
Rysunek 8. Usytuowanie balancerów na wale wirnika wentylatora: 1- tarcza wirnika, 2- balancer, 3- silnik, 4- sprzgło, 5- łoysko II, 6- łoysko I, 7- wibroizolatory
Zarówno balancery do wywaania automatycznego jak i semi-balancery projektowane s w oparciu o modelowanie numeryczne przy uwzgldnieniu wraliwoci układu na wymuszenie. Przykładowo układ dwóch balancerów, których tarcze maj niewywaenie 19 kg·i rodek masy
przesunity promieniowo wzgldem osi obrotu o warto 93.6 mm moe teoretycznie niwelowa niewywaenie dochodzce do 6 kg na promienu tarczy 1100 mm. W rzeczywistoci tak nie jest, bowiem wpływ na skal moliwoci balancerów ma równie ich połoenie wzgldem tarczy. Tak due wartoci niewywaenia praktycznie nie wystpuj w przypadku wirników o roboczej prdkoci obrotowej 900 min-1 i wyszej. Wymuszenie działajce na łoyska wirnika miałoby wówczas moduł
wikszy ni 5.8 104 N i stanowiłoby dwukrotnie wiksze ich obcienie ni ciar wirnika.
Model duego wentylatora przemysłowego z tarcz przewieszon, który wykorzystano do wy-znaczenia gabarytów balancera jest przedstawiony na rys. 8. Obydwa łoyska wirnika znajduj si po tej samej stronie tarczy. Charkteryzuje si on stosunkowo du wraliwoci na wymuszenie.
Rysunek 9. Charakrerystyki amplitudowo-czstotliwociowe prdkoci drga niewywaonego modelu wirnika
Pocztkowy stan dynamiczny układu jest zobrazowany na rys. 9 poprzez widma prdkoci drga łoysk. Amplituda drga łoyska połoonego bliej tarczy osiga wartoci zblione do 5 mm·s-1. Prdkoci drga drugiego łoyska s wyra nie róne w kierunku poziomym (2.6 mm·s-1)
oraz pionowym (3.97 mm·s-1). W takim przypadku mówimy o wystpowaniu zjawiska
anizotropo-woci zewntrznej wirnika. Jest ona podyktowana rón sztywnoci jego podparcia. Sztywno podparcia wirnika nie jest okrelona jedynie sztywnoci łoysk, lecz przede wszyskim podatnoci wibroizolatorów, a w przypadku posadowienia wentylatora na konstrukcji lub stropie budynku, sztywnoci tych obiektów.
Niewywaenie wirnika wentylatora modelowano dołczajc do tarczy mas 660 g. w miejscu okrlonym umownym ktem 00 wzgldem znacznika fazy. Charakter odpowiedzi wirnika na
za-dane niewywaanie (rys.10) wskazuje na wystpowanie tzw. niewywaenia momentowego wirnika. Faktycznie układ tarcz po ich przemieszczeniu wymaganym istniejcym niewywaeniem powoduje, e kierunek wektora korekcji pierwszego balancera okrela kt 1610 a drugiego 3230. Rónica któw
wynosi 1620. Mamy wic do czynienia z przypadkiem, gdy kty wektorówy niewywaania s niemal
przeciwne (rys.11). 9 ,9 6 H z ; 5 ,1 8 m m s -1 0 2 4 6 8 10 0 20 40 Hz m m s -1 9 ,9 6 H z ; 4 ,7 0 m m s -1 0 2 4 6 8 10 0 20 40 Hz m m s -1 9 ,9 6 H z ; 2 ,6 0 m m s -1 0 2 4 6 8 10 0 20 40 Hz m m s -1 9 ,9 6 H z ; 3 ,9 7 m m s -1 0 2 4 6 8 10 0 20 40 Hz m m s -1 H V H V
Rysunek 10. Połoenie niewywaenia wzgldem znacznika fazy
Rysunek 11. Układ tarcz balancera korygujcy niewywaenie tarczy wirnika
Po ustawieniu tarcz semi-balancera, zgodnie z wynikami oblicze, stan dynamiczny wirnika okrelaj widma drga przedstawione na rys.11. Amplitudy prdkoci drga łoysk zmalały dzie-siciokrotnie. Ich wartoci odnoszce si do łoyska połoonego bliej tarczy s mniejsze ni dla łoyska połoonego bliej sprzgła. Przyczyny takiego stanu nie mona upatrywa, jak to czsto ma miejsce w przypadku obiektów rzeczywistych, w niewspółosiowoci wałów wirnika i silnika lub niewywaeniu tarcz sprzgła, bowiem model nie posiadał takich imperfekcji. Naley pamita, e amplitudy prdkoci drga odnosz si do drga bezwzgldnych, zatem na ich wartoci ma wpływ równie posta drga.
Rysunek 11. Charakrerystyki amplitudowo-czstotliwociowe prdkoci drga wywaonego modelu wirnika 9 ,9 6 H z ; 0 ,1 9 m m s -1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0 20 40 Hz m m s -1 9 ,9 6 H z ; 0 ,0 9 m m s -1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0 20 40 Hz m m s -1 9 ,9 6 H z ; 0 ,3 0 m m s -1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0 20 40 Hz m m s -1 9 ,9 6 ; 0 ,3 0 m m s -1 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 0 20 40 Hz m m s -1 kierunek obrotu wirnika 2 70o 1 80o o 9 0o znacznik fazy niewywa-enie 122o 200o 26o 260o
Uzyskan dobro wywaania mona uzna za w pełni satysfakcjonujc. Jest rzecz wtpliw, aby obiekt rzeczywisty zachował si w ten sam sposób. O jakoci wywaania decyduje bowiem równie stan łoysk, który w symulacji modelowej nie był brany pod uwag.
3. Podsumowanie
Przedstawiona w pracy koncepcja wywaania półautomatycznego, pomimo prostoty budowy mechanizmu wywaajcego nie jest powszechnie stosowana. Przyczyn moe by zarówno ko-nieczno opracowania semi-balancera indywidualnie dla danego wentylatora czy pompy. Jeli dobór wielkoci i niewywaenia tarcz nastpowałby w trakcie procesu produkcji tych maszyn nie stanowiłoby to wikszego problemu. O zaletach takiego rozwizania nie trzeba przekonywa. Wir-nik pompy, w przypadku wystpowania zjawiska kawitacji niekoniecznie musi zuywa si równomiernie. Jeszcze wiksze znaczenie ma ten sposób wywaania przy korekcji rozkładu masy wirników wentylatorów, zwłaszcza jeli posiadaj due gabaryty. Uzyskiwana dobro wywaania jest moliwa do uzyskania w granicach wyznaczonych przez normy, o ile stan techniczny maszyny jest zadowalajcy i wirnik nie pracuje przy prdkociach okołorezonansowych.
Semi-balancery mog by stosowane do wywaania wirników sztywnych, gdzie płaszczyzny korekcji mona umiejscowi blisko łoysk. Mechanizm wywaania modalnego jest inny, gdy po-łoenie płaszczyzn korekcji determinuj postacie drga własnych wirnika, zatem zastosowanie balancerów nie przyniosłoby oczekiwanych efektów.
Bibliografia
[1] Alexander J.D., An automatic dynamic balancer, Proceedings of 2nd Southeastern Conference 1964.
[2] Blanco A., Silva G., Gómez J. C., Dynamic stiffness control and acceleration scheduling for
the active balancing control of a Jeffcott-Like rotor system, Proceedings of The tenth
International Congress on Sound and Vibration, Stockholm 2003.
[3] Blanco A., Beltran F., Silva G., On line algebraic identification of eccentricity in active
vibration control of rotor bearing systems, 4th International Conference on Electrical and
Electronics Engineering, México 2007.
[4] Blanco A.; BeltránF., Silva G., Active disk for automatic balancing of rotor-bearing systems, American Control Conference, Seattle 2008.
[5] Blanco A., et all, Active vibration control of a rotor- bearing system based on dynamic
stiffness, Revista de la Facultad de Ingeniería. Universidad de Antioquia. No. 55 2010.
[6] Blanco A.; et all, Control de Vibraciones en Sistemas Rotatorios, Revista Iberoamericana de Automática e Informática Industrial, Vol. 7 No. 4 2010.
[7] Cade J.W., Self-compensating balancing in rotating mechanisms, Design News 1965. [8] Chong-Won, L., Mechatronics in Rotating Machinery, 7th IFToMM-Conference on Rotor
Dynamics, Vienna, Austria 2006.
[9] Dyer S., et all, Robust optimal influence-coefficient control of multiple-plane active rotor balancing systems, Journal of Dynamic Systems Measuremente and Control, Vol. 124 2002. [10] El-Shafei, A., Active Control Algorithms for the Control of Rotor Vibrations Using HSFD,
Proc. of ASME TURBOEXPO 2000, Munich Germany 2000.
[11] Green K., et all, Investigation of a multi-ball automatic dynamic balancing mechanism for
[12] Guozhi Y., et all, Electro-rheological multi-layer squeeze film damper and its application to
vibration control of rotor system, Journal of Vibration and Acoustics, Vol. 122 No. 1 2000.
[13] Hredzak B., Guo G., Adjustable balancer with electromagnetic release of balancing
members, IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 42 No. 5 2006.
[14] Lee J.L., Van Moorhem W.K., Analytical and experimental analysis of a self-compensating
dynamic balancer in a rotating mechanism, American Society of Mechanical Engineers
Journal of Dynamic Systems, Measurement and Control 118 1996.
[15] Sheu G.J., Yang S.M., Yang C.D., Design of Experiments for the controller of rotor systems
with a magnetic bearing, Journal of Vibration and Acoustics, Vol. 119 No 21997.
[16] Thearle E.L., Automatic dynamic balancers (Part 1), Machine Design 22 1950. [17] Thearle E.L., Automatic dynamic balancers (Part 2), Machine Design 22 1950.
[18] Van de Vegte J., Continuous automatic balancing of rotating system, Journal of Mechanical Engineering Science 6 1964.
[19] Van de Vegte J., Lake T., Balancing of rotating system during operation, Journal of Sound and Vibration 57 1978.
[20] Van de Vegte J., Balancing of flexible rotors during operation. Journal of Mechanical Engineering Science 23(5) 1981.
[21] Zhou S., Shi J., Optimal one-plane active balancing of a rigid rotor during acceleration, Journal of Sound and Vibration, Vol. 249 No. 1 2002.
SEMIAUTOMATIC ROTOR BALANCING IN EVALUATION OF THE PROCESS QUALITY
Summary
Optimum maintenance management methods are developed to improve the main-tenance process management, in particular in the continuous production facilities. Each machine repair usually requires a standstill, and it is crucial to reduce its dura-tion to a minimum. Turbomachinery rotor balancing method which guarantees the quickest completion of all the required actions, is an example of the rational method to implement those requirements. The best method is the automatic balancing during normal machine operation. Automatic balancing machines are expensive, and the pur-chase is not always cost-effective, whereas the semi-automatic balancing takes longer, but the cost is significantly lower. Balancing time and method applicability makes it better than commonly used method of balancing a rotor in its own bearings or balan-cing a rotor on the stationary balanbalan-cing machines.
Keywords: self-compensating, dynamic balancer, critical speed, frequency spectrum
Janusz Zachwieja
Instytut Mechaniki i Konstrukcji Maszyn Wydział Inynierii Mechanicznej
Uniwersytet Technologiczno-Przyrodniczy w Bydgoszczy e-mail: janusz.zachwieja@utp.edu.pl
