李曉博，舒 進(jìn)，牛瑞杰，姚兵印，蘭 昊，陳胤嗣，李 萌，于博文

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710049；3.西安益通熱工技術(shù)服務(wù)有限責(zé)任公司，陜西 西安 710032）

隨著轉(zhuǎn)子系統(tǒng)向著高轉(zhuǎn)速、高精密性和高柔性發(fā)展，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的振動控制變得越來越重要?；瑒虞S承由于其結(jié)構(gòu)簡單和承載能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)被廣泛用于各種轉(zhuǎn)子系統(tǒng)。然而，高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)滑動軸承支承的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)會失穩(wěn)[1-3]，失穩(wěn)的主要原因是轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的自激振動。當(dāng)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)轉(zhuǎn)速接近其2倍一階臨界轉(zhuǎn)速時(shí)，油膜半頻率渦動與固有頻率接近，半頻率渦動與轉(zhuǎn)子發(fā)生共振，如果轉(zhuǎn)速繼續(xù)增加這種振蕩會持續(xù)不斷，高速轉(zhuǎn)子一旦發(fā)生自激振動將會造成非常危險(xiǎn)的事故[4-7]。

對于旋轉(zhuǎn)機(jī)械的振動抑制，不同于吸振器[8-9]和被動磁阻尼器[10]，如果采用主動電磁控制，因控制力是電流通過線圈產(chǎn)生電磁力施加在轉(zhuǎn)子上，控制裝置與轉(zhuǎn)子無接觸無摩擦，不會造成機(jī)械磨損。另外，由于其具有可控性和高可靠性，通過調(diào)節(jié)控制器參數(shù)可以為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)提供不同的額外的剛度和阻尼[11-12]，非常適用于高速轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的振動抑制。

為了探究主動電磁控制的抑振效果，本文建立了滑動軸承支承的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)模型，依據(jù)轉(zhuǎn)子模型的參數(shù)設(shè)計(jì)了主動電磁控制裝置和控制器，并且通過數(shù)值仿真分析了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在主動電磁控制下的振動特性。

1 軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)模型

1.1 轉(zhuǎn)子模型

基于有限元法建立單圓盤轉(zhuǎn)子動力學(xué)模型[13]，圖1為單圓盤轉(zhuǎn)子模型，其仿真參數(shù)見表1。圖1中轉(zhuǎn)子劃分為11個(gè)節(jié)點(diǎn)，采用Timoshenko梁單元建立轉(zhuǎn)子系統(tǒng)有限元模型。忽略轉(zhuǎn)子內(nèi)阻尼和剪切變形的影響，圓盤簡化為集中質(zhì)量疊加在相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)上，圓盤上的偏心質(zhì)量在轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生不平衡力。忽略轉(zhuǎn)子軸向的運(yùn)動，只考慮橫向彎曲振動，因此每個(gè)節(jié)點(diǎn)僅包含2個(gè)線位移和2個(gè)角位移，整個(gè)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)包含44個(gè)自由度。轉(zhuǎn)子的運(yùn)動方程可以表示為

式中：q為轉(zhuǎn)子的位移列向量；M為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣，G為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的轉(zhuǎn)動慣量矩陣；K為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的剛度矩陣；Fu為偏心質(zhì)量產(chǎn)生的不平衡力列向量；Fb為軸承油膜力列向量。

圖1 單圓盤轉(zhuǎn)子模型Fig.1 The single-disk rotor model

表1 單圓盤轉(zhuǎn)子仿真參數(shù)Tab.1 Simulation parameters of the single-disk rotor

1.2 油膜力模型

非線性油膜力模型采用短軸承油膜力模型[14]。對圓柱滑動軸承進(jìn)行仿真，其結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。

表2 滑動軸承仿真參數(shù)Tab.2 Simulation parameters of the oil-film bearing

非線性油膜力的計(jì)算是基于短軸承理論，假設(shè)潤滑油黏度不變且不可壓縮，則軸承內(nèi)的油膜壓力分布的Reynolds方程無量綱形式[14]可表示為

式中：p=P/P0為無量綱油膜壓力，相對單位為P0=6ωμR2/C2；P為油膜壓力，Pa；ω為軸的轉(zhuǎn)速，rad/s；μ為潤滑油黏度，Pa·s；R為軸承半徑，m；C為軸承間隙，m；z=2z/L為無量綱軸向坐標(biāo)，其相對單位為L/2；L為軸承長度，m；θ=x/R為無量綱x方向坐標(biāo)，其相對單位為R；H=h/C為油膜厚度的無量綱表示，其相對單位為C；h=C-xpcos(φ)-ysin()為油膜厚度，m；x和y為軸頸在軸承中的位置；為軸頸的偏位角，rad；t為時(shí)間，s。

通過式（2）可以得到施加在轉(zhuǎn)子上的油膜力，當(dāng)已知軸承間隙C、潤滑油黏度和轉(zhuǎn)速后，軸承施加在轉(zhuǎn)子x和y方向的油膜力可以表示為：

式中：Fx和Fy為x和y方向的軸承力，N；和為對軸頸在x和y方向的位移求導(dǎo)，m/s。

2 主動電磁控制系統(tǒng)模型

主動電磁控制系統(tǒng)是一種機(jī)電一體化裝置，涉及機(jī)械動力學(xué)、控制理論以及測試技術(shù)等，它利用線圈產(chǎn)生的電磁力將轉(zhuǎn)子穩(wěn)定懸浮在參考位置處，使轉(zhuǎn)子和主動控制裝置間沒有機(jī)械接觸，為了實(shí)現(xiàn)主動電磁控制系統(tǒng)對轉(zhuǎn)子的平穩(wěn)控制，需要采用閉環(huán)控制策略并設(shè)計(jì)控制器[15-16]，根據(jù)轉(zhuǎn)子的懸浮狀態(tài)不斷地改變電磁力的大小和方向。

2.1 主動電磁控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

對轉(zhuǎn)子x和y方向分別進(jìn)行獨(dú)立控制，以其中一個(gè)方向?yàn)槔?，單自由度主動電磁控制系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 單自由度主動電磁控制系統(tǒng)Fig.2 The one DOF active electromagnetic control system

圖2中主動電磁控制系統(tǒng)包含轉(zhuǎn)子、1對電磁鐵、位移傳感器、控制器以及功率放大器5個(gè)部分。主動電磁控制系統(tǒng)采用電流驅(qū)動方式[17]，單自由度方向的一對電磁線圈采用差動驅(qū)動。如果將2個(gè)電磁鐵的中心設(shè)置為目標(biāo)位置，則轉(zhuǎn)子先由偏置電流i0通過線圈產(chǎn)生的電磁力吸到任意一方，位移傳感器實(shí)時(shí)監(jiān)測轉(zhuǎn)子的位移，并將此時(shí)轉(zhuǎn)子的位移信號傳送到控制器，控制器根據(jù)控制算法基于轉(zhuǎn)子實(shí)際位置與目標(biāo)位置的誤差計(jì)算電流控制信號，控制信號則通過功率放大器轉(zhuǎn)化為控制電流i，電流通過電磁線圈產(chǎn)生相應(yīng)的電磁場，這樣轉(zhuǎn)子在電磁場中受到2個(gè)電磁鐵控制力f1和f2的作用而穩(wěn)定懸浮在目標(biāo)位置。

根據(jù)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)參數(shù)可知，轉(zhuǎn)子質(zhì)量約為2.8 kg，因此偏置電流產(chǎn)生的力應(yīng)該大于等于轉(zhuǎn)子質(zhì)量。假設(shè)所用磁材料是各向同性的，磁路中的磁場是均勻分布，忽略磁路的漏磁以及渦流效應(yīng)等非理想因素，結(jié)合所需要的懸浮力以及轉(zhuǎn)子直徑設(shè)計(jì)，主動電磁控制系統(tǒng)仿真參數(shù)見表3。

表3 主動電磁控制系統(tǒng)仿真參數(shù)Tab.3 Simulation parameters of the active electromagnetic control system

基于表1設(shè)計(jì)參數(shù)，圖2中的單自由度主動電磁控制系統(tǒng)的運(yùn)動方程可以表示為

電磁鐵產(chǎn)生的控制電磁力為

式中：fi為電磁鐵產(chǎn)生的電磁力，N；m為轉(zhuǎn)子質(zhì)量，kg；μ0為真空磁導(dǎo)率，(π×10-7)H/m；N為線圈匝數(shù)；A為磁極面積，m2；i為控制電流，A；x為轉(zhuǎn)子的位移，m。

由于主動電磁控制系統(tǒng)采用差動驅(qū)動方式，則在差動驅(qū)動下，一個(gè)線圈的電流為偏置電流和控制電流兩部分電流之和，另一個(gè)線圈的電流為兩部分電流之差。因此線圈產(chǎn)生的合力為

式中：i0為偏置電流，A；x0為電磁鐵與轉(zhuǎn)子之間的距離，m。

將式(7)在平衡位置（i=0，x=0）處進(jìn)行泰勒展開，并略去高階項(xiàng)，得到電磁力的線性表達(dá)式

式中，ks為位移剛度，ki為電流剛度。

因此，根據(jù)系統(tǒng)的運(yùn)動方程可以得到轉(zhuǎn)子在電流控制下的傳遞函數(shù)為

2.2 主動電磁控制系統(tǒng)仿真

主動電磁控制系統(tǒng)是開環(huán)不穩(wěn)定系統(tǒng)，因此需要設(shè)計(jì)閉環(huán)反饋控制器。本文采用PID控制算法，該算法是通過給定值和輸入值的偏差結(jié)合控制算法生成控制信號，從而控制被控對象。控制器的參數(shù)則是通過極點(diǎn)配置法[18]確定，主動電磁控制系統(tǒng)如圖3所示，PID控制器參數(shù)見表4。

圖3 主動電磁控制系統(tǒng)Fig.3 Block diagram of active electromagnetic control system

表4 PID控制器參數(shù)Tab.4 The active electromagnetic control system’s parameters

采用MATLAB/Simulink進(jìn)行仿真，仿真模型中轉(zhuǎn)子的初始位移設(shè)置為0.6 mm，參考位置信號為0，仿真時(shí)長為0.5 s。圖4為轉(zhuǎn)子從初始位置懸浮至參考位置的結(jié)果。

圖4 轉(zhuǎn)子懸浮響應(yīng)Fig.4 Suspension response of the rotor

由圖4可見，主動電磁控制系統(tǒng)在大約0.2 s后穩(wěn)定，初期產(chǎn)生了一定的超調(diào)，超調(diào)量最大為0.25 mm，遠(yuǎn)小于電磁鐵和轉(zhuǎn)子之間的氣隙0.6 mm，不會造成轉(zhuǎn)子磨碰現(xiàn)象。圖5為轉(zhuǎn)子穩(wěn)定懸浮0.25 s時(shí)給轉(zhuǎn)子施加5 N外力的結(jié)果。由圖5可見，轉(zhuǎn)子穩(wěn)定懸浮后，施加外力轉(zhuǎn)子會偏移平衡位置但在控制器的作用下很快又回到平衡位置，即設(shè)計(jì)的PID控制器可以實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定懸浮。

圖5 轉(zhuǎn)子受外力時(shí)的響應(yīng)Fig.5 Response of the rotor to external forces

3 主動電磁控制下轉(zhuǎn)子振動分析

為了清楚展示主動電磁控制對自激振的抑制效果，分別計(jì)算滑動軸承支承轉(zhuǎn)子在未采用主動電磁控制和采用主動電磁控制時(shí)軸承處的不平衡振動響應(yīng)。圖6為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)受力分析，圓盤偏心質(zhì)量產(chǎn)生的不平衡力疊加在節(jié)點(diǎn)6上，2個(gè)軸承的非線性油膜力分別施加在節(jié)點(diǎn)3和節(jié)點(diǎn)9上，主動電磁控制系統(tǒng)的剛度和阻尼施加在節(jié)點(diǎn)5所在的剛度和阻尼矩陣中，控制器參數(shù)選取表4中的參數(shù)，用四階龍格-庫塔法求解該動力學(xué)方程。

圖6 轉(zhuǎn)子系統(tǒng)受力分析Fig.6 Force analysis of the rotor system

對未采用主動電磁控制時(shí)的轉(zhuǎn)子在轉(zhuǎn)速范圍為8~120 Hz時(shí)進(jìn)行升速仿真。由于轉(zhuǎn)子是對稱結(jié)構(gòu)，且不平衡力施加在轉(zhuǎn)子對稱中心，因此兩軸承處的響應(yīng)一致。圖7為軸承1處x和y方向的位移響應(yīng)。從圖7可以看出，轉(zhuǎn)子的振幅隨著轉(zhuǎn)速的上升而增加，轉(zhuǎn)速超過48 Hz后逐漸減小，當(dāng)轉(zhuǎn)速上升到92 Hz后再次增大且保持不變。

圖7 未采用主動電磁控制升速過程中軸承1處位移響應(yīng)Fig.7 Displacement response of bearing 1 during run-up

為了更加直觀地得到其振幅、轉(zhuǎn)速與渦動頻率的關(guān)系，圖8給出了軸承1處x方向響應(yīng)的瀑布圖。圖8中的結(jié)果與圖7中x方向的位移響應(yīng)相對應(yīng)，隨著轉(zhuǎn)速的增加，同步振動的振幅逐漸增大，在48 Hz時(shí)出現(xiàn)第1個(gè)峰值，此時(shí)為轉(zhuǎn)子的一階共振頻率。轉(zhuǎn)子跨過共振頻率后振幅逐漸減小，在接近2倍的一階共振頻率時(shí)半頻率渦動起主導(dǎo)作用，圖8中轉(zhuǎn)速高于92 Hz的部分由于自激振動導(dǎo)致振幅顯著增加。

圖8 未采用主動電磁控制軸承1處x方向位移響應(yīng)瀑布圖Fig.8 Waterfall diagram of displacement response in x direction at bearing 1 location

圖9為采用主動電磁控制后支承轉(zhuǎn)子的軸承在轉(zhuǎn)速范圍8~120 Hz時(shí)升速的位移響應(yīng)結(jié)果。從圖6中可知，由于主動電磁控制系統(tǒng)的剛度阻尼施加在節(jié)點(diǎn)5處，并不在轉(zhuǎn)子對稱中心，因此2個(gè)軸承處的振動響應(yīng)不同。從圖9可以看出，在轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)2個(gè)軸承的振動響應(yīng)趨勢相同，隨著轉(zhuǎn)速的增加，同步振動的振幅增大，在70 Hz出現(xiàn)第1個(gè)共振峰，且轉(zhuǎn)子跨過共振頻率后振幅逐漸減小，且軸承1的振動幅值明顯小于軸承2，這是由于施加的電磁主動控制系統(tǒng)更加靠近軸承1。圖10和圖11分別為軸承1和軸承2處x方向位移響應(yīng)的瀑布圖。

圖9 采用主動電磁控制后轉(zhuǎn)子軸承處響應(yīng)Fig.9 Response of bearings under active electromagnetic control

圖10 采用主動電磁控制后軸承1處x方向位移響應(yīng)瀑布圖Fig.10 Waterfall diagram of displacement response in x direction at bearing 1 location

圖11 采用主動電磁控制后軸承2處x方向位移響應(yīng)瀑布圖Fig.11 Waterfall diagram of displacement response in x direction at bearing 2 location

通過對比圖8與圖10和圖11可以看出，當(dāng)采用主動電磁控制后，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的一階固有頻率從48 Hz提高到70 Hz，且2個(gè)軸承的振幅較未施加主動電磁控制均有所減小，并且在轉(zhuǎn)速范圍8 ~120 Hz內(nèi)未出現(xiàn)自激振動。

以上仿真結(jié)果表明，采用主動電磁控制能夠有效抑制自激振動。CHEN等人[19]進(jìn)行了電磁激勵(lì)器抑制轉(zhuǎn)子系統(tǒng)油膜振蕩的試驗(yàn)研究，其主動電磁控制采用PD閉環(huán)反饋控制。在未控制時(shí)發(fā)生了自激振動，而當(dāng)自激振動將要產(chǎn)生時(shí)進(jìn)行主動電磁控制自激振動即被消除。本文自激振動抑制仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[19]實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，證明了本文主動電磁控制下的非線性油膜力滑動軸承柔性轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)模型仿真結(jié)果的正確性，該模型可以為滑動軸承在高速工況下的振動抑制以及主動電磁控制系統(tǒng)的應(yīng)用提供理論依據(jù)。

4 結(jié) 論

1）通過建立非線性油膜力滑動軸承柔性轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)模型，得到軸承處轉(zhuǎn)子在未采用主動電磁控制時(shí)的響應(yīng)，通過瀑布圖分析得到其固有頻率和自激振發(fā)生的頻率。依據(jù)轉(zhuǎn)子模型的參數(shù)設(shè)計(jì)了主動電磁控制裝置和控制器，并且通過數(shù)值仿真分析了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在主動電磁控制下的振動特性。

2）未采用主動電磁控制時(shí)，自激振動發(fā)生在約2倍的一階臨界轉(zhuǎn)速附近；控制器參數(shù)影響著主動電磁控制系統(tǒng)的剛度和阻尼，采用PID控制器時(shí)，系統(tǒng)的剛度與參數(shù)P有關(guān)，系統(tǒng)的阻尼除了與I和D有關(guān)外，還與被控對象的頻率有關(guān)。

3）采用主動電磁控制時(shí)，由于主動為被控對象提供了額外的剛度和阻尼，不但可以提高發(fā)生一階共振時(shí)的頻率，降低過臨界時(shí)振動幅值，還可以有效抑制自激振動的發(fā)生。因此，對于高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)，采用主動電磁控制系統(tǒng)，通過設(shè)計(jì)合理的控制器，可抑制自激振動提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。