韓東江， 郝 龍， 畢春曉， 楊金福

(1. 中國科學(xué)院 工程熱物理研究所，北京 100190； 2. 中國科學(xué)院大學(xué) 工程科學(xué)學(xué)院，北京 100049)

微型燃?xì)廨啓C(jī)及其發(fā)電機(jī)組是指發(fā)電功率在幾十到幾百千瓦之間的動(dòng)力裝置，具有高效率、低NOx 排放、結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、重量輕、燃料多元化等優(yōu)點(diǎn)[1]，已經(jīng)廣泛應(yīng)用于分布式供能系統(tǒng)、裝甲車輔助動(dòng)力裝置、航天飛機(jī)輔助電站以及車輛混合動(dòng)力裝置等領(lǐng)域[2]。

微型燃?xì)廨啓C(jī)及高速永磁電機(jī)的典型軸系結(jié)構(gòu)之一為氣體軸承支承的單跨永磁柔性轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。該軸系由單跨永磁轉(zhuǎn)子、定子線圈、支承(軸承、軸承座、減振裝置等)等組成，其典型特點(diǎn)是采用氣體軸承支承，在超臨界、強(qiáng)磁場耦合、多變機(jī)動(dòng)狀態(tài)、多振源干擾下運(yùn)行，因此其動(dòng)力學(xué)問題特別復(fù)雜與突出，尤其是在采用氣體軸承實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)子高轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)軸的渦動(dòng)和柔性變形與軸承、磁場耦合效應(yīng)、多變機(jī)動(dòng)工況效應(yīng)會(huì)使系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)行為與穩(wěn)定性變得異常復(fù)雜。褚福磊等[3]給出旋轉(zhuǎn)機(jī)械中常見故障不對(duì)中、軸裂紋、動(dòng)靜件碰磨、基礎(chǔ)部件松動(dòng)等的三維譜圖特征。于賀春[4]以提高高速靜壓氣體軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性為目的，針對(duì)靜壓氣體軸承的流場計(jì)算、靜壓氣體軸承的動(dòng)靜態(tài)特性分析、氣體軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的耦合研究、系統(tǒng)特性的試驗(yàn)測試等方面開展相應(yīng)的研究，給出相應(yīng)的分析結(jié)果。Wilde等[5]將三個(gè)動(dòng)靜壓混合的氣體軸承支承下的小轉(zhuǎn)子進(jìn)行全面試驗(yàn)得到的轉(zhuǎn)子動(dòng)力響應(yīng)和理論預(yù)測模型進(jìn)行了對(duì)比，預(yù)測的次同步振動(dòng)不穩(wěn)定轉(zhuǎn)速將比試驗(yàn)測得的轉(zhuǎn)速要低。萬召等[6]建立了不平衡雙盤轉(zhuǎn)子-油膜軸承系統(tǒng)模型來分析某型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)的整體動(dòng)力學(xué)特性，結(jié)合實(shí)際燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組的運(yùn)行參數(shù)和結(jié)構(gòu)特征，分析轉(zhuǎn)子升速過程中渦動(dòng)擴(kuò)展過程及不平衡量對(duì)其影響機(jī)理。袁銘鴻等[7]基于非線性動(dòng)力學(xué)和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)理論，考慮Muszynska非線性汽封力、非線性油膜力和轉(zhuǎn)子不平衡量的耦合作用，構(gòu)建復(fù)雜轉(zhuǎn)子-軸承-汽封系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，研究圓盤偏心、汽封長度、汽封間隙對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性及動(dòng)力學(xué)特性的影響。以上文獻(xiàn)通過非線性動(dòng)力學(xué)方法對(duì)軸系的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)及穩(wěn)定性開展了大量的研究，尤其是在非線性分析方法、多軸失穩(wěn)故障機(jī)理等方面，取得了較豐富的研究成果；但對(duì)高速微型動(dòng)力裝備軸系動(dòng)力學(xué)問題，特別是高轉(zhuǎn)速效應(yīng)、氣-彈-磁耦合效應(yīng)、設(shè)備機(jī)動(dòng)運(yùn)行工況效應(yīng)等對(duì)軸系非線性動(dòng)力學(xué)特性影響的研究報(bào)道較少。

本文基于30 kW微型燃?xì)廨啓C(jī)試驗(yàn)臺(tái)，開展微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子典型運(yùn)行區(qū)域振動(dòng)特性研究，以期為后續(xù)微型燃?xì)廨啓C(jī)軸系動(dòng)力學(xué)優(yōu)化、相關(guān)機(jī)組運(yùn)行與調(diào)試提供可借鑒的經(jīng)驗(yàn)。

1 30 kW微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)試驗(yàn)裝置

本文中所論述微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)試驗(yàn)臺(tái)為高速永磁電機(jī)和燃?xì)廨啓C(jī)一體化設(shè)計(jì)方案，采用單轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，軸承布置在電機(jī)軸兩端，壓氣機(jī)與透平輪懸臂布置，燃燒室外置，電機(jī)轉(zhuǎn)子與壓氣機(jī)輪和透平輪通過鎖緊螺母連接，各轉(zhuǎn)子件通過端面摩擦傳遞扭矩。

1.1 軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)

軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖如圖1所示。永磁轉(zhuǎn)子、壓氣機(jī)輪、透平輪同軸布置，在葉輪背部，同軸安裝碳環(huán)迷宮密封結(jié)構(gòu)的旋轉(zhuǎn)動(dòng)件，軸承支承結(jié)構(gòu)為0-2-0型式，止推軸承布置在壓氣機(jī)端[8-9]。

圖1 軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of bearing-rotor system

徑向軸承與止推軸承均采用小孔靜壓節(jié)流方式提供壓力氣體來潤滑與支承。位于透平端的徑向軸承沿著軸向布置四排靜壓小孔，每排10個(gè)，小孔采用切向進(jìn)氣的方式；軸承外沿矩形槽上安裝兩道“O”型橡膠圈，提供一定的剛度與阻尼特性，并改善軸承氣體動(dòng)力特性。位于壓氣機(jī)端的徑向軸承為徑向與止推混合軸承，采用與透平端徑向軸承相同結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，在止推面上沿周向布置24個(gè)靜壓節(jié)流孔，以平衡軸向推力并提供軸向氣膜剛度和阻尼?？紤]止推軸承在軸上的安裝位置，止推軸承采用分體式結(jié)構(gòu)，將止推軸承分為對(duì)稱的兩半，軸承的托架為鋁合金材料，托架上加工槽式結(jié)構(gòu)，將石墨止推軸承膠裝在托架槽上，兩半支架采用螺栓固定連接。成對(duì)使用的止推軸承沿周向布置24個(gè)靜壓節(jié)流孔，且外沿上安裝兩道“O”型橡膠圈[10]。軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)主要結(jié)構(gòu)尺寸如表1所列。

表1 軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)主要結(jié)構(gòu)尺寸Tab.1 Main structural size for bearing-rotor system

1.2 軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)

基于有限元算法，計(jì)算微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速特性，如圖2所示，給出轉(zhuǎn)子前四階臨界轉(zhuǎn)速隨軸承氣膜剛度變化的特性曲線。在計(jì)算過程中，忽略氣體軸承阻尼效應(yīng)，只考慮其剛度效應(yīng)，根據(jù)前期的研究成果[11]，選取氣膜剛度范圍為1×106～8×106N/m；同時(shí)壓氣機(jī)輪及透平以集中質(zhì)量模型引入轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算中，壓氣機(jī)輪的極轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為9.55×10-4kg·m2，透平的極轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為6.01×10-3kg·m2。

圖2 軸系臨界轉(zhuǎn)速隨氣膜變化特性Fig.2 Critical speed of the shafting varies with the gas film

從圖2中可以看到，隨著氣膜剛度的增加，軸系的前兩階臨界轉(zhuǎn)速增加較為明顯，當(dāng)氣膜剛度從106N/m增加到8×106N/m，軸系的一階臨界轉(zhuǎn)速從2 842 r/min增加到7 637 r/min，增幅168.7%，軸系的二階臨界轉(zhuǎn)速從4 123 r/min增加到11 589 r/min，增幅181.1%；軸系的三階和四階臨界轉(zhuǎn)速增加不明顯，當(dāng)氣膜剛度從1×106N/m增加到8×106N/m，軸系的三階臨界轉(zhuǎn)速從29 130 r/min增加到30 491 r/min，增幅4.67%，軸系的四階臨界轉(zhuǎn)速從58 975 r/min增加到59 518 r/min，增幅0.92%。

圖3剛度為1×106N/m時(shí)前四階臨界轉(zhuǎn)速的振型圖，可以看到一階臨界轉(zhuǎn)速與二階臨界轉(zhuǎn)速為錐動(dòng)臨界轉(zhuǎn)速，是由于軸承氣膜剛度遠(yuǎn)小于轉(zhuǎn)子剛度，氣膜剛度引起的軸系臨界轉(zhuǎn)速特征，其振型呈現(xiàn)紡錘狀；三階臨界轉(zhuǎn)速與四階臨界轉(zhuǎn)速為彎曲臨界振型，體現(xiàn)轉(zhuǎn)子在該轉(zhuǎn)速下的柔性變形特征，其中三階臨界轉(zhuǎn)速為轉(zhuǎn)子一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速，四階臨界轉(zhuǎn)速為轉(zhuǎn)子二階彎曲臨界轉(zhuǎn)速。從前四階臨界轉(zhuǎn)速振型中可以看到，前兩階臨界轉(zhuǎn)速是由于氣膜的剛度特性引起的，因此其值受氣膜剛度的變化影響較為明顯；后兩階臨界轉(zhuǎn)速反映的是轉(zhuǎn)子的固有特性，因此其值受氣膜剛度變化影響較小。基于以上軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算與分析結(jié)果，為后面微型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子升速試驗(yàn)控制策略提供基礎(chǔ)性數(shù)據(jù)支撐，也為后續(xù)轉(zhuǎn)子的非線性振動(dòng)分析與控制提供依據(jù)。

圖3 前四階臨界轉(zhuǎn)速振型Fig.3 First four-step critical speed mode

1.3 傳感器布置及數(shù)據(jù)分析方法

轉(zhuǎn)軸振動(dòng)信號(hào)采集通過5個(gè)電渦流位移傳感器完成，在渦輪端軸承與碳環(huán)迷宮密封之間布置兩個(gè)電渦流位移傳感器，測量水平與垂直方向渦輪端軸承處轉(zhuǎn)軸的振動(dòng)位移；在壓氣機(jī)輪外軸端布置三個(gè)電渦流位移傳感器，測量水平與垂直方向壓氣機(jī)端軸承處轉(zhuǎn)軸的振動(dòng)位移以及轉(zhuǎn)軸的旋轉(zhuǎn)速度[12]。

電渦流位移傳感器直徑為φ5 mm，靈敏度為10.4 V/mm。傳感器采集的信號(hào)輸送到數(shù)據(jù)采集儀，再經(jīng)過濾波放大后輸入計(jì)算機(jī)，完成存儲(chǔ)和在線監(jiān)測。

振動(dòng)數(shù)據(jù)分析時(shí)，采用頻譜圖、軸心估計(jì)和振幅-時(shí)間-頻率三維譜圖等非線性特征分析方法對(duì)升速過程中的振動(dòng)特性進(jìn)行分析。頻譜圖是從轉(zhuǎn)子升速的時(shí)域信號(hào)中提取出來的，其描述的是某一特定轉(zhuǎn)速下的頻譜結(jié)構(gòu)，從中可以看到該轉(zhuǎn)速下出現(xiàn)的分頻和倍頻頻率值以及相應(yīng)頻率對(duì)應(yīng)的幅值。軸心軌跡描述轉(zhuǎn)子幾何中心相對(duì)于軸承座在與軸線垂直的平面內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡。文中采用兩個(gè)位移傳感器來測量水平和垂直方向的振動(dòng)幅值，進(jìn)而得到轉(zhuǎn)子升速過程中軸心軌跡。振幅-時(shí)間-頻率三維譜圖描述整個(gè)轉(zhuǎn)子升速過程中的頻率成分及其幅值。頻譜圖、軸心軌跡和振幅-時(shí)間-頻率三維譜圖均描述包含低頻和高頻在內(nèi)的轉(zhuǎn)子的通頻振動(dòng)，其中振幅-時(shí)間-頻率三維譜圖反映的是過程的整體信息，而頻譜圖和軸心軌跡則反映某一時(shí)刻或者某一轉(zhuǎn)速下的細(xì)節(jié)，幾者相互結(jié)合，才能將軸系振動(dòng)特性展現(xiàn)出來。

2 微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)升速過程典型振動(dòng)特性分析

2.1 微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子升降速過程的特征區(qū)域

微型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子由轉(zhuǎn)速0 r/min升至額定轉(zhuǎn)速，再降為0 r/min的過程，共經(jīng)歷變頻驅(qū)動(dòng)區(qū)域、燃?xì)?變頻混合驅(qū)動(dòng)區(qū)域、燃?xì)怛?qū)動(dòng)區(qū)域、定轉(zhuǎn)速加/卸負(fù)荷區(qū)域、惰走降速區(qū)域。如圖4所示，給出了典型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子升降速區(qū)域特征和對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速特征點(diǎn)。微型燃?xì)廨啓C(jī)永磁轉(zhuǎn)子通過變頻器驅(qū)動(dòng)至點(diǎn)火轉(zhuǎn)速，點(diǎn)火后，燃機(jī)燃燒室工作，此時(shí)轉(zhuǎn)子由燃?xì)馔钙脚c變頻器混合驅(qū)動(dòng)，變頻器驅(qū)動(dòng)電流隨轉(zhuǎn)速增加而逐漸降低，燃燒室燃燒燃料逐漸增加；當(dāng)變頻器驅(qū)動(dòng)電流低至設(shè)定值時(shí)，變頻器脫開，此時(shí)為轉(zhuǎn)子脫扣轉(zhuǎn)速，脫扣轉(zhuǎn)速以后，轉(zhuǎn)子驅(qū)動(dòng)方式變?yōu)閱为?dú)燃?xì)馔钙阶龉︱?qū)動(dòng)，變頻器脫開后，需根據(jù)轉(zhuǎn)子的升速特性及壓氣機(jī)的流量特性，匹配調(diào)節(jié)燃燒室燃料特性來控制轉(zhuǎn)子升速率；自持轉(zhuǎn)速為燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子升速到無需外力就能維持旋轉(zhuǎn)的最低轉(zhuǎn)速，該轉(zhuǎn)速略高于脫扣轉(zhuǎn)速；自持轉(zhuǎn)速后，通過調(diào)節(jié)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室燃料流量特性，控制轉(zhuǎn)子升速率，使燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子升至額定轉(zhuǎn)速穩(wěn)定性運(yùn)行；在額定轉(zhuǎn)速下，進(jìn)行燃?xì)廨啓C(jī)電負(fù)荷加載，直至額定功率，此時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)達(dá)到額定轉(zhuǎn)速、額定功率穩(wěn)定運(yùn)行。燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子降速過程一般包括定轉(zhuǎn)速卸負(fù)荷及自由惰走過程，其中定轉(zhuǎn)速卸負(fù)荷過程與加負(fù)荷過程類似，自由惰走過程為燃燒室及變頻器等驅(qū)動(dòng)設(shè)備停止工作，燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子在自身慣性作用下自由降速的過程。

圖4 轉(zhuǎn)子升降速過程的特征區(qū)域Fig.4 Characteristic area of the rotor speed-up process

在以上燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子升降速過程中，對(duì)轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性有影響的幾個(gè)特征點(diǎn)或區(qū)域還需重點(diǎn)描述一下。轉(zhuǎn)子自由惰走過程降速率與轉(zhuǎn)子自身慣性特征、葉輪的阻力特性、軸承及電機(jī)的損耗特性相關(guān)。對(duì)于微型燃?xì)廨啓C(jī)，壓氣機(jī)多為離心式壓氣機(jī)，在轉(zhuǎn)子升速過程中，由于離心式壓氣機(jī)容易出現(xiàn)壓力波動(dòng)特性，壓力波動(dòng)對(duì)轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性可能會(huì)有一定影響，而壓力波動(dòng)發(fā)生的轉(zhuǎn)速與壓氣機(jī)的特性密切相關(guān)。點(diǎn)火轉(zhuǎn)速時(shí)，點(diǎn)火瞬間會(huì)出現(xiàn)壓力擾動(dòng)，也會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性有一定影響。脫扣轉(zhuǎn)速時(shí)，變頻驅(qū)動(dòng)磁場消失，此時(shí)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)特性會(huì)受到一定的影響。定轉(zhuǎn)速加/卸負(fù)荷會(huì)引起永磁轉(zhuǎn)子磁場力的變化，對(duì)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)特性也會(huì)有一定的影響。

2.2 微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子典型區(qū)域振動(dòng)特性

結(jié)合微型燃?xì)廨啓C(jī)壓氣機(jī)的流量特性與燃燒室的燃燒特性，確定點(diǎn)火轉(zhuǎn)速為12 000 r/min。圖5給出微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子升降速過程三維譜圖，圖中線條的亮度為幅值，單位為μm。結(jié)合燃機(jī)轉(zhuǎn)子升速過程控制策略，如圖5中標(biāo)注，點(diǎn)火轉(zhuǎn)速為12 000 r/min，脫扣轉(zhuǎn)速為25 000 r/min，則變頻驅(qū)動(dòng)區(qū)域的轉(zhuǎn)速區(qū)間為0～12 000 r/min，混合控制區(qū)域的轉(zhuǎn)速區(qū)間為12 000～25 000 r/min，燃?xì)怛?qū)動(dòng)區(qū)域轉(zhuǎn)速區(qū)間為25 000～33 500 r/min；圖5中還標(biāo)注升速過程中燃燒室燃料控制策略。

圖5 微型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子升降速過程三維譜圖Fig.5 Three-dimensional spectrum of micro gas turbine rotor speed-up process

2.2.1 點(diǎn)火轉(zhuǎn)速及壓力波動(dòng)區(qū)域轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性

點(diǎn)火轉(zhuǎn)速時(shí)，點(diǎn)火燃料供應(yīng)，燃空比曲線發(fā)生階躍，如圖6所示，但轉(zhuǎn)速未發(fā)生突變，且在轉(zhuǎn)速12 000 r/min下轉(zhuǎn)子的振動(dòng)未受點(diǎn)火燃燒的影響，如圖7所示，在該轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值始終保持在穩(wěn)定狀態(tài)。其主要原因是此時(shí)轉(zhuǎn)子的驅(qū)動(dòng)方式為變頻器驅(qū)動(dòng)運(yùn)行，通過永磁電機(jī)的磁場控制轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速與振動(dòng)幅值，其抗擾動(dòng)能力較強(qiáng)，不受點(diǎn)火及主燃料初始燃燒的擾動(dòng)影響。

圖6 混合控制區(qū)域時(shí)間-轉(zhuǎn)速曲線Fig.6 Time-speed curve of mixed control area

圖7 12 000 r/min時(shí)軸心軌跡Fig.7 Axis at 12 000 r/min

在轉(zhuǎn)速19 500～25 500 r/min，壓氣機(jī)出口壓力平均值由1.7×104Pa增加至2.3×104Pa，壓力波動(dòng)為±2.7×103Pa；透平端入口壓力與壓氣機(jī)出口壓力變化趨勢相同，平均值由1.5×104Pa增加到2.1×104Pa，如圖8所示，壓力波動(dòng)為±2.7×103Pa，同時(shí)在轉(zhuǎn)速區(qū)域間，能夠聽見微型燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行過程中傳出具有一定周期的嘯鳴聲。

從圖8中可以看到，該區(qū)域包含轉(zhuǎn)子脫扣轉(zhuǎn)速(25 000 r/min)，在脫扣轉(zhuǎn)速前，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速由變頻器控制，呈線性增加；脫扣后，轉(zhuǎn)速出現(xiàn)瞬間下降，下降約400 r/min，其可能原因?yàn)轵?qū)動(dòng)方式切換時(shí)受轉(zhuǎn)子慣性影響發(fā)生的遲滯降速現(xiàn)象；隨后在燃?xì)鉁u輪做功帶動(dòng)下，轉(zhuǎn)速呈現(xiàn)波動(dòng)增加的趨勢，其波動(dòng)的振型受燃料供給與燃燒特性的控制，且在脫扣轉(zhuǎn)速處轉(zhuǎn)速快速增加，其可能的原因也是由于受轉(zhuǎn)子慣性影響發(fā)生的轉(zhuǎn)速遲滯現(xiàn)象，進(jìn)而當(dāng)燃料增大后出現(xiàn)轉(zhuǎn)速飛升的特征。

圖8 壓力波動(dòng)區(qū)域C1出口，T1進(jìn)口壓力特性Fig.8 C1 outlet, T1 inlet pressure characteristics for surge area

下面對(duì)該轉(zhuǎn)速區(qū)域轉(zhuǎn)子的徑向振動(dòng)位移與殼體軸向振動(dòng)加速度進(jìn)行時(shí)域與頻域特性分析。

在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為19 680 r/min，22 340 r/min，24 950 r/min，25 440 r/min時(shí)，轉(zhuǎn)子振動(dòng)位移垂直方向頻域分析如圖9所示，轉(zhuǎn)子在該轉(zhuǎn)速區(qū)域?yàn)楣ゎl振動(dòng)。轉(zhuǎn)子振動(dòng)加速度垂直方向頻域分析如圖10所示，可以看到，在該轉(zhuǎn)速區(qū)間，出現(xiàn)幅值較大的二倍頻，且在高頻區(qū)出現(xiàn)碰摩掃頻現(xiàn)象。經(jīng)后續(xù)拆機(jī)檢查發(fā)現(xiàn)，該信號(hào)特征是由于壓力波動(dòng)引起轉(zhuǎn)子止推盤與止推軸承碰摩引起的，如圖11中止推軸承的軸向磨損。

圖9 轉(zhuǎn)子振動(dòng)位移垂直方向頻譜分析Fig.9 Vertical spectrum analysis of rotor vibration displacement

圖10 殼體加速度頻譜分析圖Fig.10 Spectrum analysis of shell acceleration

圖11 止推軸承軸向碰摩Fig.11 Axial rubbing at thrust bearing

2.2.2 一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性

本次試驗(yàn)于一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速處共進(jìn)行四次升速，對(duì)臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域燃料的供給，控制策略及其該區(qū)域轉(zhuǎn)子的振動(dòng)特性分析如下。升速中四次沖一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速試驗(yàn)所能達(dá)到的最高轉(zhuǎn)速逐次升高，四次升速過程的三維譜圖如圖12所示，在一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域升速以工頻振動(dòng)為主，同時(shí)存在頻率為125 Hz的低頻頻率，其與一階臨界轉(zhuǎn)速接近，且不隨轉(zhuǎn)速變化而改變，呈現(xiàn)氣膜振蕩特征，但低頻振動(dòng)幅值較小，發(fā)生低頻振蕩時(shí)頻譜特性如圖13所示。對(duì)四次試驗(yàn)最高轉(zhuǎn)速處的幅值進(jìn)行對(duì)比，透平端以及壓氣機(jī)端幅值特性如圖14所示，隨著最高轉(zhuǎn)速增加，轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值增加，自轉(zhuǎn)速550 Hz之后，振動(dòng)幅值增加呈線性趨勢，最高轉(zhuǎn)速壓氣機(jī)端最大幅值達(dá)到500 μm(單峰值)，透平端最高轉(zhuǎn)速處振動(dòng)幅值較小，為50 μm。

圖12 彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域三維譜圖Fig.12 Three-dimensional spectrum of bending critical speed region

圖13 彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域低頻振蕩時(shí)頻譜特性Fig.13 Spectral characteristics of low frequency whipping during bending critical speed region

圖14 四次沖彎曲臨界轉(zhuǎn)速的峰值特性Fig.14 Peak characteristics of four-time bending critical speed

四次一階彎曲轉(zhuǎn)速升速過程中，軸系的轉(zhuǎn)速-幅值曲線特性如圖15所示，可以看到，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速超過32 500 r/min后，透平端轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值迅速增加，開始進(jìn)入一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域，且初步判斷軸系臨界轉(zhuǎn)速值位于34 000～35 000 r/min內(nèi)，該預(yù)測值略高于前面軸系臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果，其主要原因是由于轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)氣膜動(dòng)剛度以及永磁轉(zhuǎn)子部分簡單模化帶來的影響[13]；壓氣機(jī)端轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值呈二次函數(shù)增長趨勢，振幅增大斜率逐漸增加。

圖15 四階段升速過程轉(zhuǎn)速幅值曲線Fig.15 Four-stage speed-up amplitude curve

2.2.3 降速區(qū)域轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性

在降速過程中出現(xiàn)A，B兩點(diǎn)輕微的碰摩掃頻現(xiàn)象，且在轉(zhuǎn)速33 515～24 000 r/min出現(xiàn)半速渦動(dòng)及低頻渦動(dòng)現(xiàn)象，其降速過程三維譜圖如圖16所示。

圖16 降速過程三維譜圖Fig.16 Three-dimensional spectrum of speed-down process

碰摩點(diǎn)A和碰摩點(diǎn)B處軸心軌跡如圖17所示，軸心軌跡上能夠看到輕微地削峰現(xiàn)象。發(fā)生碰摩時(shí)加速度傳感器的頻域信號(hào)如圖18所示，可以看到碰摩激起的低頻與高頻特征，但幅值較小。

圖17 碰摩點(diǎn)A和B處軸心軌跡Fig.17 Axis at rubbing points A and B

圖18 碰摩時(shí)殼體加速度頻譜特性Fig.18 Acceleration spectrum characteristics when rubbing

半速渦動(dòng)發(fā)生后，渦動(dòng)頻率斷續(xù)出現(xiàn)，渦動(dòng)頻率幅值??；轉(zhuǎn)速26 370～23 904 r/min出現(xiàn)渦動(dòng)比為0.39低頻渦動(dòng)現(xiàn)象，渦動(dòng)持續(xù)期間，軸心軌跡仍呈周期一特性，渦動(dòng)頻率對(duì)工頻振動(dòng)影響很小。

基于以上微型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)典型區(qū)域振動(dòng)特性分析，結(jié)合軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算分析結(jié)果，可以看到，影響本文所述燃機(jī)轉(zhuǎn)子升速及穩(wěn)定運(yùn)行的主要因素在于：①氣體軸承阻尼較小，使得軸系在通過三階臨界轉(zhuǎn)速(一階彎曲臨界)時(shí)無法抑制其振動(dòng)幅值，進(jìn)而引起碰摩等現(xiàn)象；②由于壓氣機(jī)為鋁合金材料，透平為高溫合金材料，其密度較鋁合金材料大很多，且受支點(diǎn)位置及振型影響，使得壓氣機(jī)-透平-發(fā)電機(jī)同軸的微型燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域壓氣機(jī)端轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值遠(yuǎn)大于透平端轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值，因此在進(jìn)行軸系阻尼與剛度特性優(yōu)化及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需充分考慮支點(diǎn)位置、振型對(duì)振動(dòng)響應(yīng)的影響，以及重點(diǎn)考慮壓氣機(jī)端轉(zhuǎn)子減振設(shè)計(jì)。

3 結(jié) 論

本文通過基于30 kW微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)試驗(yàn)臺(tái)，結(jié)合微型燃?xì)廨啓C(jī)熱態(tài)升速試驗(yàn)，開展燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)典型運(yùn)轉(zhuǎn)區(qū)域及特征點(diǎn)轉(zhuǎn)子振動(dòng)特性研究，主要結(jié)論如下。

(1) 構(gòu)建微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，分析軸系前四階臨界轉(zhuǎn)速與軸承氣膜剛度之間的影響關(guān)系，可以看到，文中所設(shè)計(jì)的微型燃?xì)廨啓C(jī)軸系前兩階臨界轉(zhuǎn)速為轉(zhuǎn)子剛體振型臨界轉(zhuǎn)速，受氣膜剛度變化影響較大，且為氣膜振蕩鎖頻頻率。后兩階臨界轉(zhuǎn)速反映轉(zhuǎn)子柔性變形的固有特性，受氣膜剛度變化影響較小，主要與支點(diǎn)位置及振型相關(guān)。

(2) 分析燃?xì)馍龠^程典型運(yùn)行區(qū)域及特征點(diǎn)轉(zhuǎn)子振動(dòng)響應(yīng)特性。點(diǎn)火時(shí)壓力波動(dòng)對(duì)轉(zhuǎn)子振動(dòng)響應(yīng)影響較小，主要原因是點(diǎn)火轉(zhuǎn)速時(shí)處于變頻驅(qū)動(dòng)區(qū)域，轉(zhuǎn)子受磁場控制，其抗干擾能力較強(qiáng)，穩(wěn)定性好；壓氣機(jī)出口處壓力波動(dòng)對(duì)轉(zhuǎn)子徑向振動(dòng)影響較小，對(duì)轉(zhuǎn)子軸向振動(dòng)影響較大，可能導(dǎo)致止推軸承的碰摩；由于氣體軸承氣膜阻尼較小，在本文設(shè)計(jì)的軸系中很難通過一階彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域，后續(xù)需結(jié)合轉(zhuǎn)子響應(yīng)特征，增加軸系的阻尼特性，以抑制轉(zhuǎn)子在彎曲臨界轉(zhuǎn)速區(qū)域的振動(dòng)幅值，進(jìn)而順利到達(dá)額定轉(zhuǎn)速。