折返式可控彈支干摩擦阻尼器設(shè)計及減振試驗研究

宋明波 ， 廖明夫， 王四季

(1. 中國航發(fā)湖南動力機械研究所，湖南 株洲 412002；2. 西北工業(yè)大學(xué) 動力與能源學(xué)院，西安 710072)

干摩擦作為一種阻尼耗能形式在眾多工程領(lǐng)域獲得了成功運用[1-2]，如航空發(fā)動機、汽輪機轉(zhuǎn)子葉片的減振[3-4]。彈支干摩擦阻尼器是一種將干摩擦阻尼施加于轉(zhuǎn)子彈性支承處的新型轉(zhuǎn)子減振裝置[5-6]，用它作為轉(zhuǎn)子的振動主動控制裝置在試驗室獲得了良好的減振效果[7-10]。然而其面臨的一些問題也一直制約著彈支干摩擦阻尼器進一步工程發(fā)展，例如電磁作動器結(jié)構(gòu)龐大，需要獨立支承等。

近年來智能材料的發(fā)展為結(jié)構(gòu)減振設(shè)計提供了嶄新思路，如半主動控制阻尼基座在發(fā)動機上的應(yīng)用[11]，有阻尼智能彈簧在直升機旋翼上的應(yīng)用等[12]，而壓電智能結(jié)構(gòu)更是獲得了廣泛應(yīng)用，Trindade等[13-14]等介紹了壓電-黏彈性材料混合阻尼器的應(yīng)用與設(shè)計，白亮等[15]對壓電智能結(jié)構(gòu)振動的控制進行了研究等等。作者利用壓電陶瓷體積小、重量輕、響應(yīng)快的特點，設(shè)計了一種智能材料彈支干摩擦阻尼器，獲得了較好的阻尼效果，但結(jié)構(gòu)上仍然保留了作動裝置的獨立支座[16-17]。本文在此基礎(chǔ)上，將折返式彈性支承與壓電陶瓷相結(jié)合，設(shè)計了一種折返式可控彈支干摩擦阻尼器，該阻尼器徹底取消作動裝置的獨立支座，結(jié)構(gòu)緊湊，尺寸大大縮小，并通過試驗驗證了其減振效果。

1 彈支干摩擦阻尼器減振機理

帶彈支干摩擦阻尼器的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)模型如圖1所示。轉(zhuǎn)子通過彈性支承安裝，動摩擦片固連于彈性支承，靜摩擦片可由作動力推動壓緊動摩擦片。當(dāng)動摩擦片隨彈支一起振動時，動、靜摩擦片之間產(chǎn)生相對運動，從而利用摩擦消耗轉(zhuǎn)子系統(tǒng)振動能量。

圖1 帶彈支干摩擦阻尼器轉(zhuǎn)子系統(tǒng)模型Fig.1 The model of rotor with elasticsupport/dry friction dampers

為了闡釋彈支干摩擦阻尼的減振機理，考慮轉(zhuǎn)子在不平衡力作用下做同步正進動時的情形，其運動與受力關(guān)系如圖2所示，圖中右邊三角形為左圖陰影三角形的放大。圖中O點為進動軌跡中心，O1點為幾何中心，P點為質(zhì)心，慣性力沿OP連線指向外側(cè)，彈性力沿O1O連線指向O，阻尼力則垂直于彈性力，指向進動反方向。

圖2 轉(zhuǎn)子運動-受力分析Fig.2 Dynamic analysis of the rotor

由達朗貝爾原理[18]，圖2中慣性力、彈性力、阻尼力三力合力為0，可得

(1)

式中：m為轉(zhuǎn)子質(zhì)量；a為質(zhì)心到進動中心距離；Ω為進動角速度；s為剛度系數(shù)；d為阻尼系數(shù)；r為幾何中心到進動中心距離，即進動位移；μN為摩擦力；α為OP與OO1連線夾角。

由圖2右側(cè)三角形幾何關(guān)系可得

(2)

式中:β為進動相位滯后角。

將式(2)代入式(1)，即可解得進動位移r。在臨界轉(zhuǎn)速處，轉(zhuǎn)子的進動位移r如式(3)所示

(3)

式中:mεΩ2為偏心引起的不平衡慣性力。

由式(3)可知，摩擦力μN的引入，使得轉(zhuǎn)子進動位移r減小，當(dāng)摩擦力大小等于偏心引起的不平衡慣性力大小時，轉(zhuǎn)子進動位移r為0。實際上，摩擦力的大小并非時刻保持μN，方向也并非時刻垂直于彈性力方向，如需詳細(xì)分析，應(yīng)予以考慮。在初步設(shè)計時，可以偏心引起的不平衡離心力作為摩擦副壓緊力的參考。

2 折返式可控彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)設(shè)計

圖3所示為主動式彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)，其中圖3(a)以電磁鐵為作動器，圖3(b)以壓電陶瓷為作動器。圖中可見，與電磁鐵作動器相比，壓電陶瓷作動器尺寸有所縮小，但二者都需要獨立的作動器支座。

圖3 主動式彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)Fig.3 The structure of active elastic support/dry friction damper

為了進一步減小彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)尺寸，取消作動器的獨立支座，本文將作動器與折返式彈性支承相結(jié)合，設(shè)計了一種全新的折返式可控彈支干摩擦阻尼器，如圖4所示。

圖4 折返式可控彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)Fig.4 The structure of a C-shape tunableelastic support/dry friction damper

圖4所示的折返式可控彈支干摩擦阻尼器主要包括折返式彈支，動、靜摩擦片以及作動機構(gòu)。折返式彈支由內(nèi)、外套裝的鼠籠組成。動摩擦片(黃銅)固裝于內(nèi)鼠籠運動端面，利用折返式彈支將其引向安裝于支座的靜摩擦片，靜摩擦片(A3鋼)與支座小間隙配合，可軸向滑動。靜摩擦片背面支座內(nèi)布置壓電陶瓷作動機構(gòu)，壓電陶瓷在電壓驅(qū)動下推動靜摩擦片，擠壓動摩擦片，從而對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)施加干摩擦阻尼，動、靜摩擦片壓緊力可以方便地通過壓電陶瓷驅(qū)動電壓進行控制。

需要指出的是，壓電陶瓷行程較小，為此設(shè)計了定位螺栓以保證壓電陶瓷的定位。同時定位螺栓還具備另一重要作用——實測動、靜摩擦片的壓緊力。受結(jié)構(gòu)設(shè)計所限，此壓緊力在以往的試驗中均未實測。如圖5所示，將定位螺栓設(shè)計為“T”形中空結(jié)構(gòu)，減小剛度，增大應(yīng)變，在定位螺栓細(xì)桿段外壁粘貼應(yīng)變片，測量定位螺栓承受的軸向壓力，即動、靜摩擦片之間壓緊力，測試導(dǎo)線通過細(xì)桿段末端的小孔從中空結(jié)構(gòu)中引出，不影響定位螺栓的旋扭。

圖5 定位螺栓Fig.5 The positioning bolt

將折返式可控彈支干摩擦阻尼器安裝于轉(zhuǎn)子試驗臺，如圖6所示。圖中左端為原電磁鐵式彈支干摩擦阻尼器，本次試驗不工作；右端為本文設(shè)計的折返式可控彈支干摩擦阻尼器。

圖6 帶折返式可控彈支干摩擦阻尼器的轉(zhuǎn)子試驗器Fig.6 The rotor with C-shape tunableelastic support/dry friction damper

3 試驗與分析

3.1 測點信息

如圖7所示，試驗過程中，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)布置了如下測點：光電傳感器測量轉(zhuǎn)子系統(tǒng)轉(zhuǎn)速(r/min)；輪盤處水平、垂直安裝電渦流位移傳感器，測試轉(zhuǎn)盤處的撓度(CH1,CH2)；折返式彈支外鼠籠粘貼應(yīng)變片，測試彈支應(yīng)變(CH5～CH8)；定位螺栓上粘貼應(yīng)變片，測試動、靜摩擦片壓緊力(CH9～CH11)。

3.2 試驗過程

為了驗證折返式可控彈支干摩擦阻尼器對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)減振效果，進行如下試驗：

1) 標(biāo)定試驗——轉(zhuǎn)子不啟動，折返式可控彈支干摩擦阻尼器控制電壓調(diào)節(jié)范圍0～150 V，測試動、靜摩擦片壓緊力；

2) 轉(zhuǎn)子從2 200 r/min自由減速至停機，折返式可控彈支干摩擦阻尼器不工作，實測轉(zhuǎn)子減速幅頻特性曲線，確定轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速；

(a)轉(zhuǎn)速及振動測點

(b)壓緊力測點圖7 試驗器測點布置Fig.7 The measuring points position

3) 振型測試——折返式可控彈支干摩擦阻尼器不工作，將位移傳感器布置如圖8所示，圖中CH1，CH4分別為兩端彈支位移，CH3為轉(zhuǎn)盤位移；將轉(zhuǎn)子穩(wěn)定于試驗2)中測得的臨界轉(zhuǎn)速附近穩(wěn)態(tài)運行，測試轉(zhuǎn)子在此轉(zhuǎn)速下的模態(tài)振型；

圖8 振型測試測點布置Fig.8 The measuring points position in mode shape test

4) 轉(zhuǎn)子從2 200 r/min勻速減小至停機，折返式可控彈支干摩擦阻尼器控制電壓0 V,30 V,50 V,75 V,145 V，覆蓋整個轉(zhuǎn)速范圍，記錄轉(zhuǎn)盤、彈支幅頻特性曲線，記錄動、靜摩擦片壓緊力；

5) 轉(zhuǎn)子從2 200 r/min勻速減小至停機，折返式可控彈支干摩擦阻尼器開/關(guān)控制,工作范圍為轉(zhuǎn)子臨界區(qū)間，控制電壓0 V,50 V,75 V,145 V，記錄轉(zhuǎn)盤、彈支幅頻特性曲線，記錄動、靜摩擦片壓緊力。

3.3 試驗結(jié)果分析

圖9所示為試驗1)測得的不同控制電壓下動、靜摩擦片壓緊力變化曲線。由圖可知，在0 ～150 V電壓范圍內(nèi)，折返式可控彈支干摩擦阻尼器動、靜摩擦片壓緊力變化范圍約10～80 N，且壓緊力與控制電壓具有較好的線性關(guān)系。

圖9 不同控制電壓下的壓緊力Fig.9 The pressing force vs. varied control voltage

圖10所示為試驗2)測得的轉(zhuǎn)盤位移隨轉(zhuǎn)速變化曲線，圖中實線為實測曲線，點線為計算曲線(計算時取轉(zhuǎn)盤不平衡量15 g·cm，兩端彈性支承阻尼系數(shù)各110 Ns/m)。由圖可知，該轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速為1 585 r/min。

圖10 試驗2)測試曲線Fig.10 The measured curve of test 2)

圖11所示為在1 580 r/min轉(zhuǎn)速下測得的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)模態(tài)振型，圖中實線為計算振型，×點從左至右依次為CH1～ CH4測得的位移幅值(經(jīng)過了相位處理)。由圖可知，計算振型與實測振型較好地相符，轉(zhuǎn)子本身存在少許彎曲變形，但彈支處位移明顯，應(yīng)變能集中。

圖11 轉(zhuǎn)子模態(tài)振型Fig.11 The mode shape of rotor

圖12所示為試驗4)測得的轉(zhuǎn)盤位移、彈支應(yīng)變以及動、靜摩擦片壓緊力隨轉(zhuǎn)速變化曲線。圖中可見，折返式可控彈支干摩擦阻尼器很好地控制了轉(zhuǎn)子通過臨界時的振動，轉(zhuǎn)盤位移峰值從300μm 減小到70μm，彈支應(yīng)變從170μ減小到30μ，減幅70%以上；另外，當(dāng)控制電壓持續(xù)增大時，轉(zhuǎn)盤位移峰值后移且有所增大，存在一個最佳控制電壓，約為50～75 V，由圖12(c)可知，實測的最佳壓緊力約35～50 N。

圖12 試驗4)測試曲線Fig.12 The measured curves of test 4)

根據(jù)文獻[19]中方法，估算此試驗中轉(zhuǎn)子剩余不平衡量約16 g·cm，結(jié)合轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速1 585 r/min，可得轉(zhuǎn)子在臨界轉(zhuǎn)速處由偏心引起的不平衡力約4.7 N。由第1節(jié)的分析，可將4.7 N作為摩擦力初步設(shè)計的參考值，摩擦副材料為鋼-黃銅，此處取摩擦因數(shù)約0.15～0.3，代入式(3)即得壓緊力初步設(shè)計值約16～31 N，略小于實測的壓緊力最佳值(35～50 N)。實際上，第1節(jié)中的分析過程較為簡化，相對粗淺，只是大致估算，但用在初步設(shè)計中，已經(jīng)足夠。

圖13所示為試驗5)測得的轉(zhuǎn)盤位移、彈支應(yīng)變以及動、靜摩擦片壓緊力隨轉(zhuǎn)速變化曲線。由圖可見，采用開/關(guān)控制時，阻尼器只在轉(zhuǎn)速區(qū)間1 700 ～1 400 r/min對轉(zhuǎn)子產(chǎn)生阻尼減振作用，區(qū)間外不影響轉(zhuǎn)子的幅頻特性，前文轉(zhuǎn)盤位移峰值后移并增大的現(xiàn)象消失。

圖13 試驗5)測試曲線Fig.13 The measured curves of test 5)

4 結(jié) 論

本文設(shè)計了一種折返式可控彈支干摩擦阻尼器，并對其減振效果進行了試驗驗證，得到以下結(jié)論：

(1)折返式可控彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)緊湊，取消了作動器支座，大大縮小了阻尼器尺寸，并通過試驗驗證了其良好的減振效果。

(2)首次實測了動、靜摩擦片之間的壓緊力，對于本文轉(zhuǎn)子試驗器，實測最佳壓緊力為35～50 N，初步設(shè)計時，可以轉(zhuǎn)子不平衡離心力作為摩擦副壓緊力的參考。

(3)作動機構(gòu)是彈支干摩擦阻尼器的關(guān)鍵部件，作動機構(gòu)的設(shè)計必須保證動、靜摩擦片壓緊力的正確施加，同時做到結(jié)構(gòu)緊湊，尺寸小。

折返式可控彈支干摩擦阻尼器結(jié)構(gòu)緊湊，尺寸小，減振效果優(yōu)良，方便施加主動控制，作為一種新型的轉(zhuǎn)子振動主動控制裝置值得進一步工程應(yīng)用，進一步研究可重點突破彈支干摩擦阻尼器動力學(xué)設(shè)計，以及長時間工作時動、靜摩擦片的磨損等問題。