蔡銀輝，楊桃，佘斌，李成功

(1.國能大渡河檢修安裝有限公司，四川 樂山 614900；2.西安理工大學(xué) 西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710048；3.東方汽輪機(jī)有限公司，四川 德陽 618000)

工業(yè)領(lǐng)域的很多大型旋轉(zhuǎn)機(jī)械中，轉(zhuǎn)子-滑動軸承系統(tǒng)都起著極其重要的作用。滑動軸承轉(zhuǎn)軸的高速旋轉(zhuǎn)使軸承內(nèi)部的潤滑油被軸頸擠壓流動，從而形成流體薄油膜承載轉(zhuǎn)軸的運(yùn)動，相對運(yùn)動時(shí)，油膜力主要起潤滑、支承作用。轉(zhuǎn)軸高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)如果存在潤滑不良、 轉(zhuǎn)子偏心等故障， 會導(dǎo)致轉(zhuǎn)軸與軸瓦直接接觸，盡管軸瓦通常采用高強(qiáng)度、耐磨、耐蝕、耐高溫的合金材料，但軸頸和軸瓦直接接觸會摩擦生熱，使局部溫度急劇升高，導(dǎo)致軸瓦磨損、變形。軸瓦存在變形誤差會改變軸承的承載力和間隙，對油膜壓力、應(yīng)力和軸承精度等產(chǎn)生不利影響[1]。

研究軸瓦變形故障的特征，明確其監(jiān)測、診斷方法并以此得到防止和消除故障的對策，是學(xué)者們一直關(guān)心的問題：文獻(xiàn)[2-3]利用短軸承雷諾方程，導(dǎo)出橢圓軸承油膜力的近似解析表達(dá)式，并采用算例證明模型有效；文獻(xiàn)[4-5]利用非線性油膜力數(shù)據(jù)庫方法獲得非圓滑動軸承的非線性油膜力，結(jié)合龍格-庫塔法和圖譜分析準(zhǔn)確揭示了轉(zhuǎn)子-橢圓軸承系統(tǒng)的非線性動力學(xué)行為；文獻(xiàn)[6-7]采用計(jì)算流體動力學(xué)仿真計(jì)算納維-斯托克斯方程的方法研究橢圓軸承的油膜特性，并對不同橢圓度的橢圓軸承壓力油膜進(jìn)行對比分析；文獻(xiàn)[8]采用橢圓軸承的變流域動網(wǎng)格方法形成了軸承潤滑流場與轉(zhuǎn)子動力學(xué)之間的弱耦合計(jì)算，進(jìn)而分析橢圓軸承瞬態(tài)流場與系統(tǒng)穩(wěn)定性之間的內(nèi)在關(guān)系；文獻(xiàn)[9]使用傅里葉方法分析并采用多階動剛度和阻尼表示非圓形軸頸軸承的非線性油膜力，結(jié)果表明非線性動態(tài)性能與軸承輪廓密切相關(guān)；文獻(xiàn)[10]開發(fā)了波浪軸頸軸承，該軸承的高負(fù)載波浪幾何結(jié)構(gòu)可以使無負(fù)載的軸頸軸承在任何工作狀態(tài)下穩(wěn)定運(yùn)行；文獻(xiàn)[11]將非圓軸承假設(shè)為橢圓形并數(shù)值求解雷諾方程和能量方程，通過與圓形軸承進(jìn)行對比，分析軸承不規(guī)則形狀的影響；文獻(xiàn)[12]為了避免軸承設(shè)計(jì)問題，對橢圓軸承的前六階固有頻率進(jìn)行模態(tài)分析；文獻(xiàn)[13]分析了橢圓滑動軸承不同幾何參數(shù)對橢圓軸瓦性能的影響，結(jié)果表明非圓度和偏心率為主要影響因素。還有很多學(xué)者研究過非圓軸承故障問題，并在這方面做了大量工作[14-18]；但到目前為止，所做的工作大都是理論分析和數(shù)值模擬，在轉(zhuǎn)子動力學(xué)模型結(jié)構(gòu)建立時(shí)，常將軸承簡化為忽略端泄效應(yīng)的具有非線性油膜力解析表達(dá)式的無限長軸承和忽略了周向壓力流的無限短軸承模型，這些分析結(jié)果簡化或者忽略了許多影響因素，導(dǎo)致理論結(jié)果常常與實(shí)際情況有較大差異。

本文以單跨滑動軸承轉(zhuǎn)子試驗(yàn)臺為基礎(chǔ)，將滑動軸承座內(nèi)部的圓軸瓦更換為不對中、不平衡、潤滑不良等因素導(dǎo)致的故障軸瓦，研究分析軸瓦畸變在轉(zhuǎn)子軸承系統(tǒng)中表現(xiàn)出的特性行為，并在轉(zhuǎn)盤上添加偏心質(zhì)量與畸變軸瓦進(jìn)行耦合故障試驗(yàn)，探究2種故障耦合下的系統(tǒng)響應(yīng)。

1 試驗(yàn)

本文采用可以模擬多種常見旋轉(zhuǎn)機(jī)械故障并進(jìn)行故障特征分析的單跨滑動軸承轉(zhuǎn)子試驗(yàn)臺，如圖1所示，主要由底座、軸承座、電動機(jī)、軸和轉(zhuǎn)盤等組成。轉(zhuǎn)軸長度為550 mm，直徑為20 mm；轉(zhuǎn)盤直徑為140 mm，寬度為25 mm，質(zhì)量為3 kg；正常圓軸瓦內(nèi)徑為20.04 mm。軸承座與軸瓦之間的裝配關(guān)系如圖2所示。

圖1 單跨滑動軸承轉(zhuǎn)子試驗(yàn)臺Fig.1 Single span plain bearing rotor test bench

圖2 軸瓦與軸承座的裝配關(guān)系Fig.2 Assembly relationship between bearing bush and housing

轉(zhuǎn)子試驗(yàn)臺通過控制柜(圖3)調(diào)節(jié)電動機(jī)輸出轉(zhuǎn)速，電動機(jī)輸出軸與轉(zhuǎn)軸使用膜片聯(lián)軸器連接，作為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力來源。試驗(yàn)中采用WT0150電渦流傳感器分別對轉(zhuǎn)軸(靠近故障軸瓦處)和轉(zhuǎn)盤進(jìn)行信號測量，測點(diǎn)位置處的傳感器呈90°分布，用于反饋x和y方向的振動信號，避免同一測點(diǎn)處信號采集的相互影響?；瑒虞S承處設(shè)有記錄升降速率的加速度傳感器。聯(lián)軸器處有一光電傳感器水平放置，反應(yīng)轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速和相位信號，轉(zhuǎn)速范圍為0～3 500 r/min。采用HD2000數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(圖4)采集不同轉(zhuǎn)速下的振動位移信號，考慮到試驗(yàn)設(shè)計(jì)、穩(wěn)定性和數(shù)據(jù)采集，實(shí)際試驗(yàn)轉(zhuǎn)速從300 r/min開始，每一轉(zhuǎn)速下獲取30 s的有效試驗(yàn)數(shù)據(jù)，采樣頻率為1 024 Hz，數(shù)據(jù)采集軟件對響應(yīng)信號濾波處理后直接輸出。

圖3 試驗(yàn)臺控制系統(tǒng)Fig.3 Control system of test bench

(a) 采集軟件

在轉(zhuǎn)盤上均勻開設(shè)20個(gè)平衡孔(圖5)，平衡孔處安裝一定質(zhì)量的質(zhì)量塊模擬圓盤的質(zhì)量不平衡故障，平衡孔內(nèi)徑為5 mm，所在分布圓直徑為125 mm；將軸承座內(nèi)部的圓軸瓦更換為非圓軸瓦(圖6)，2種非圓軸瓦長徑相對圓軸瓦內(nèi)徑的形變量分別為1.4%和2.4%，本文以軸瓦變形形狀代表軸瓦畸變，并根據(jù)形狀特征將兩者分別記為近橢圓狀軸瓦和近水滴狀軸瓦，材料為黃銅，模擬軸承內(nèi)畸變軸瓦的故障特征，此試驗(yàn)中軸瓦長軸均為豎直擺放。

圖5 轉(zhuǎn)盤上開設(shè)的平衡孔Fig.5 Balance hole on rotary table

(a) 圓軸瓦 (b) 近橢圓狀軸瓦 (c) 近水滴狀軸瓦圖6 圓軸瓦與非圓軸瓦形狀Fig.6 Shape of circular and non-circular bearing bushes

2 結(jié)果及分析

經(jīng)測定計(jì)算，試驗(yàn)臺臨界轉(zhuǎn)速為5 500 r/min，試驗(yàn)中轉(zhuǎn)子穩(wěn)定轉(zhuǎn)速范圍為300～3 500 r/min，根據(jù)不同軸瓦情況和不平衡量將試驗(yàn)分為以下幾種情況：1)質(zhì)量不平衡；2)單側(cè)近橢圓狀軸瓦；3)單側(cè)近水滴狀軸瓦；4)單側(cè)近橢圓狀軸瓦+圓盤質(zhì)量偏心；5)單側(cè)近水滴狀軸瓦+圓盤質(zhì)量偏心。

2.1 質(zhì)量不平衡

存在偏心質(zhì)量的系統(tǒng)，增加的偏心質(zhì)量為5.7 g，占轉(zhuǎn)盤質(zhì)量的0.19%。不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處豎直方向的三維頻譜瀑布圖如圖7所示：主頻幅值隨著轉(zhuǎn)速的增加一直上升，并出現(xiàn)明顯的2倍頻和較小的3倍頻和4倍頻；1倍頻幅值在轉(zhuǎn)速為1 000，3 100 r/min時(shí)，對應(yīng)的最小振幅和最大振幅分別為18.33，41.87 μm，2倍頻幅值約為主頻幅值的0.1倍。

圖7 存在5.7 g偏心質(zhì)量的系統(tǒng)隨轉(zhuǎn)速變化的豎直方向的三維頻譜瀑布圖Fig.7 Three dimensional spectrum waterfall diagram of vertical direction of system with eccentric mass of 5.7 g varying with speed

正常工況和含有5.7 g偏心質(zhì)量時(shí)轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的振動幅值對比如圖8 所示，當(dāng)系統(tǒng)存在偏心質(zhì)量時(shí)，振動幅值在高轉(zhuǎn)速下表現(xiàn)出更明顯的增大趨勢。

圖8 正常工況和含5.7 g偏心質(zhì)量時(shí)轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的振動幅值對比Fig.8 Comparison of vibration amplitude at measuring point of rotary table under normal working conditions and with eccentric mass of 5.7 g

轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時(shí)，正常工況和含偏心質(zhì)量下的轉(zhuǎn)盤在豎直方向和水平方向的振動幅值曲線如圖9 所示：2個(gè)方向的信號波形基本接近正弦波，并且存在著較小的諧波分量，主要由不平衡引起；水平方向和豎直方向的波形都存在相位差(增加不平衡量后相位與所定鍵相的差值，鍵相設(shè)定在豎直方向)，通過多次計(jì)算2個(gè)方向的振動波形最值之間距離與單一波形一個(gè)周期所占距離之比并取平均值， 得到正常工況和含偏心質(zhì)量下的相位差分別為86.4°和109.1°。正常工況下豎直方向和水平方向的相位差為90°，相位差小于90°表示滯后，反之為超前，鍵相設(shè)定在豎直方向，因此可以計(jì)算出轉(zhuǎn)盤本身存在的固有偏心質(zhì)量引起了豎直方向滯后3.6°的相位差，當(dāng)偏心質(zhì)量為5.7 g時(shí)，致使轉(zhuǎn)盤2個(gè)相互垂直的方向存在22.7°的相位差。通過這種方法的計(jì)算，可以為轉(zhuǎn)盤偏心質(zhì)量的配重提供一些參考。

圖9 3 000 r/min時(shí)偏心質(zhì)量對轉(zhuǎn)盤振動幅值的影響Fig.9 Effect of eccentric mass on vibration amplitude of rotary table under 3 000 r/min

2.2 軸瓦畸變

2.2.1 近橢圓狀軸瓦

將遠(yuǎn)離電動機(jī)端的滑動軸承座內(nèi)部的圓軸瓦更換為近橢圓狀的畸變軸瓦，近橢圓狀軸瓦長軸為20.32 mm，短軸為20.08 mm，軸瓦內(nèi)徑變形量為1.4%。

不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的軸心軌跡(左)及頻譜(右)如圖10所示，其中300 r/min對應(yīng)為振幅最小點(diǎn)。由圖10可以看出：低轉(zhuǎn)速下試驗(yàn)臺的穩(wěn)定性差，轉(zhuǎn)盤本身含有微小的質(zhì)量偏心造成軸心軌跡中有凸起；隨著轉(zhuǎn)速的升高，測點(diǎn)處的軸心軌跡更加光滑并接近故障軸瓦的形狀，且軌跡半徑逐漸變大，說明較高轉(zhuǎn)速下系統(tǒng)響應(yīng)更容易反映出故障軸瓦的畸變；在頻譜圖中，橫坐標(biāo)為實(shí)際頻率f與主頻fr之比，此時(shí)主頻(即1倍頻)幅值隨轉(zhuǎn)速的上升而增大，沒有出現(xiàn)主頻之外的倍頻成分。

(a) n=300 r/min

轉(zhuǎn)盤及轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的振幅峰值和橢圓度隨轉(zhuǎn)速的變化分別如圖11 和圖12所示：振幅峰值與橢圓度均隨轉(zhuǎn)速的增大而增大，且因軸瓦長軸豎直擺放，使得豎直方向的振幅更具突變性。

圖11 近橢圓狀軸瓦工況下轉(zhuǎn)盤及轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的振幅峰值隨轉(zhuǎn)速的變化Fig.11 Variation of amplitude peak value at measuring point of rotary table and shaft with speed under working condition of nearly elliptical bearing bush

圖12 近橢圓狀軸瓦工況下轉(zhuǎn)盤及轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的橢圓度隨轉(zhuǎn)速的變化Fig.12 Variation of ellipticity at measuring point of rotary table and shaft with speed under working condition of nearly elliptical bearing bush

2.2.2 近水滴狀軸瓦

將遠(yuǎn)離電動機(jī)端的滑動軸承座內(nèi)部的圓軸瓦更換為近水滴狀的畸變軸瓦，近水滴狀軸瓦長軸為20.52 mm，短軸為20.13 mm，軸瓦內(nèi)徑變形量為2.4%，軸瓦長軸豎直擺放。

不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的軸心軌跡及頻譜如圖13所示，其中850，3 400 r/min分別為振幅最小值點(diǎn)和最大值點(diǎn)。由圖14可以看出：隨著轉(zhuǎn)速的增加，軸心軌跡半徑增大，呈水滴狀，與軸瓦畸變相符；系統(tǒng)主頻隨轉(zhuǎn)速增加一直上升，1倍頻幅值較小，且有2倍頻成分。

(a) n=850 r/min

轉(zhuǎn)盤及轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的振動幅值和橢圓度隨轉(zhuǎn)速的變化分別如圖14和圖15所示：低轉(zhuǎn)速下的4條振幅曲線呈線性上升趨勢，轉(zhuǎn)速較高時(shí)，測點(diǎn)的豎直方向幅值異常增大；橢圓度隨著轉(zhuǎn)速的增加，先線性下降，隨后有較大波動；由于自振現(xiàn)象，轉(zhuǎn)速為2 100 r/min時(shí)，振幅和橢圓度均出現(xiàn)了較大波動。

圖14 近水滴狀軸瓦工況下轉(zhuǎn)盤及轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的振幅峰值隨轉(zhuǎn)速的變化Fig.14 Variation of amplitude peak value at measuring point of rotary table and shaft with speed under working condition of nearly water drop bearing bush

圖15 近水滴狀軸瓦工況下轉(zhuǎn)盤及轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的橢圓度隨轉(zhuǎn)速的變化Fig.15 Variation of ellipticity at measuring point of rotary table and shaft with speed under working condition of nearly water drop bearing bush

2.3 軸瓦畸變和質(zhì)量不平衡耦合故障

2.3.1 近橢圓狀軸瓦和質(zhì)量不平衡耦合

將遠(yuǎn)離電動機(jī)端的滑動軸承座內(nèi)部的圓軸瓦更換為近橢圓狀畸變軸瓦，在圓盤預(yù)加工的平衡孔上鍵相位置添加8.1 g偏心質(zhì)量。較小的偏心質(zhì)量可以表現(xiàn)出獨(dú)有的特征現(xiàn)象，但與軸瓦畸變耦合發(fā)生時(shí)特征表現(xiàn)不明顯，所以為了觀察耦合故障發(fā)生時(shí)的特征，選擇了更大的偏心質(zhì)量。

轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的三維頻譜瀑布圖和振動幅值隨轉(zhuǎn)速的變化分別如圖16和圖17所示：在低轉(zhuǎn)速下，主頻幅值變化平穩(wěn)，轉(zhuǎn)軸及轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)的2個(gè)方向振動幅值變化穩(wěn)定且趨勢一致；當(dāng)轉(zhuǎn)速大于2 300 r/min時(shí)，振動幅值明顯上升，各個(gè)方向的主頻變化激烈，無其他倍頻成分。

圖16 近橢圓狀軸瓦和具有8.1 g偏心質(zhì)量耦合工況下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的三維頻譜瀑布圖Fig.16 Three dimensional spectrum waterfall diagram at measuring point of rotary table under coupling condition of nearly elliptical bearing bush and with eccentric mass of 8.1 g

圖17 近橢圓狀軸瓦和具有8.1 g偏心質(zhì)量耦合工況下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的振動幅值

不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的軸心軌跡圖和時(shí)域圖如圖18所示，其中600，3 000 r/min分別為振幅極值點(diǎn)。在近橢圓軸瓦畸變和偏心質(zhì)量的作用下，隨著轉(zhuǎn)速的升高，時(shí)域圖中正弦曲線向單側(cè)偏離明顯；軸心軌跡尖銳，逐漸呈三角形，軌跡半徑增大，且根據(jù)尖角角度變化分析，轉(zhuǎn)盤在轉(zhuǎn)動過程中已經(jīng)存在大約25.3°的相位差，與圖9分析得到的相位差結(jié)果基本一致。

(a) n=600 r/min

2.3.2 水滴狀軸瓦和質(zhì)量不平衡耦合

將遠(yuǎn)離電動機(jī)端的滑動軸承座內(nèi)部的圓軸瓦更換為近水滴狀畸變軸瓦，在圓盤預(yù)加工的平衡孔上鍵相位置處添加8.1 g偏心質(zhì)量。

轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的三維頻譜瀑布圖和振動幅值隨轉(zhuǎn)速的變化分別如圖19和圖20所示：頻譜圖中有明顯的2倍頻，振幅整體趨勢是隨著轉(zhuǎn)速的增大線性上升，但在相鄰轉(zhuǎn)速下變化劇烈，數(shù)值波動較大。

圖19 近水滴狀軸瓦和具有8.1 g偏心質(zhì)量耦合工況下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的三維頻譜瀑布圖

圖20 近水滴狀軸瓦和具有8.1 g偏心質(zhì)量耦合工況下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的振動幅值

不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的軸心軌跡圖和時(shí)域圖如圖21所示，其中600，2 800 r/min分別為振幅極值點(diǎn)。時(shí)域圖中的波形變化有周期性， 較單一故障時(shí)幅值較大且向單側(cè)偏離；由于轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動所受約束減小，隨著轉(zhuǎn)速的上升，軸心軌跡逐漸接近方形，軌跡半徑明顯增大，轉(zhuǎn)動過程中依然存在相位差變化。

(a) n=600 r/min

2.4 試驗(yàn)結(jié)果對比分析

正常工況、含5.7 g偏心質(zhì)量、近水滴狀軸瓦、近橢圓狀軸瓦、近水滴狀軸瓦+8.1 g偏心質(zhì)量和近橢圓狀軸瓦+8.1 g偏心質(zhì)量下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的振幅變化曲線如圖22所示，不同工況下振幅最值見表1。

圖22 不同工況下轉(zhuǎn)盤測點(diǎn)處的振幅變化曲線Fig.22 Amplitude change curve at measuring point of rotary table under different working conditions

表1 不同工況下振幅最值Tab.1 Extreme values of amplitude under different working conditions

添加不同故障類型后的系統(tǒng)幅值明顯增大，增加0.19%的轉(zhuǎn)盤質(zhì)量的偏心質(zhì)量(5.7 g)，振幅值相比正常工況下增加46.0%；軸瓦畸變對于振幅信號響應(yīng)的影響明顯大于偏心質(zhì)量；各故障工況下振幅均隨轉(zhuǎn)速的增大而增大，高轉(zhuǎn)速下的幅值上升更為明顯；近水滴狀軸瓦的變形量由于內(nèi)徑尖角的存在小于近橢圓狀軸瓦，轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動區(qū)域較小，所以振幅變化較小；8.1 g偏心質(zhì)量和軸瓦畸變2種故障耦合時(shí)轉(zhuǎn)盤處振幅較正常工況至少增加3倍。

3 結(jié)論

本文對轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)的動力學(xué)特性進(jìn)行試驗(yàn)研究，對比分析了軸瓦畸變和具有較大偏心質(zhì)量時(shí)，不同轉(zhuǎn)速下的轉(zhuǎn)盤和轉(zhuǎn)軸測點(diǎn)處的時(shí)域圖、軸心軌跡圖和頻譜圖等，得到主要結(jié)論如下：

1)低轉(zhuǎn)速下的試驗(yàn)結(jié)果易受到試驗(yàn)臺本身影響；選擇合適的運(yùn)行工況和監(jiān)測位置，能較好的反映軸瓦畸變特征；并可以通過測點(diǎn)異常方向的突變幅值和軸心軌跡凸起位置判斷軸瓦畸變的角度和位置。

2)不同軸瓦變形量和轉(zhuǎn)盤偏心質(zhì)量的存在均會導(dǎo)致振動幅值較正常軸瓦增大，軸心軌跡可以反映軸瓦畸變特征，轉(zhuǎn)盤具有偏心質(zhì)量時(shí)易在轉(zhuǎn)盤處產(chǎn)生相位差和高倍頻成分。

3)在轉(zhuǎn)子不平衡和軸瓦畸變耦合故障下，系統(tǒng)振幅激增并產(chǎn)生異常噪聲，安全性和穩(wěn)定性差。

通過分析本試驗(yàn)臺不同故障下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和試驗(yàn)過程，對下一步研究提出以下建議：1)提高試驗(yàn)轉(zhuǎn)速范圍，在更寬的轉(zhuǎn)速區(qū)域進(jìn)行試驗(yàn)；2)軸瓦制作更精確，改變軸瓦畸變程度并增設(shè)試驗(yàn)組；3)排除無關(guān)影響，如試驗(yàn)場地穩(wěn)定性、電磁干擾和濾波處理等。