推力磁轴承转子系统温度场

车用永磁同步电机三维温度场分析刘 蕾 刘光复 刘马林 朱标龙合肥工业大学,合肥,230000摘要:为了研究车用永磁同步电机的温度场,以一台额定功率为25k W 的车用永磁同步电机为研究对象,基于传热学基本理论,建立其三维求解域模型,通过仿真分析,得出了电机额定工况下的温度场及温升变化,并对连续变功率工况下的电机内关键部分的温升进行仿真分析,以研究车辆实际行驶时电机温度场的变化情况㊂通过搭建的实验平台,对电机工作在额定工况和连续变工况条件下的温升进行了测试㊂经对比分析,实验数据与仿真数据误差较小,验证了仿真的正确性㊂关键词:永磁同步电机;温度场;额定工况;变功率中图分类号:TM 351 D O I :10.3969/j.i s s n .1004132X.2015.11.004A n a l y s i s o nT h r e e ‐d i m e n s i o n a l T e m p e r a t u r eF i e l do f P e r m a n e n tM a g n e t S yn c h r o n o u sM o t o r i nV e h i c l e s L i uL e i L i uG u a n g f u L i u M a l i n Z h uB i a o l o n gH e f e iU n i v e r s i t y o fT e c h n o l o g y,H e f e i ,230000A b s t r a c t :I no r d e r t o s t u d y t e m pe r a t u r ef i e l do fP M S M u s e d i nv e h i c l e s ,a r a t e d p o w e r o f 25k W P M S Mi nv e h i c l e sw a s t a k e na s t h e r e s e a r c ho b je c t ,a n d i t s t h r e e ‐d i m e n s i o n a l s o l u t i o nd o m a i nm o d e l w a s b u i l t b a s e do n t h eb a s i c t h e o r y of h e a t t r a n s f e r .T h em o t o r ’s s t e a d y s t a t e c o n d i t i o n t e m pe r a t u r ef i e l d a n d t h e t e m p e r a t u r e r i s e c h a ng e sw e r e d e r i v e d th r o u g h si m u l a t i o n a n a l ys i s .A l s o ,t h e s i m u l a t i o n a n a l y s i s o n t e m p e r a t u r e r i s e o f t h ek e ypa r t s i nt h em o t o rw a s c a r r i e do u tu n d e r c o n t i n u o u sv a r i ab l e p o w e rw o r k i n gc o nd i t i o n s ,f o r t he s a k e of s t u d y i ng th e c h a n g e si nm o t o r t e m p e r a t u r e f i e l d u n d e r a c t u -a l d r i v i n g c o n d i t i o n so ft h ev e h i c l e .B yb u i l d i n g a ne x pe r i m e n t a l p l a tf o r m ,t h ee f f e c t i v et e s t so f m o t o r ’s t e m p e r a t u r e r i s ew e r ec a r r i e do u tu n d e rr a t e do p e r a t i ng co n d i t i o n sa n dc o n t i n u o u sv a r i a b l e w o r k i n g c o n d i t i o n s .B y c o n t r a s t a n da n a l y s i s ,e x pe r i m e n t a l d a t aa r e c l o s e t os i m u l a t i o nd a t a ,w h i c h v e r if i e s t h e a c c u r a c y of t h e s i m u l a t i o n .K e y wo r d s :p e r m a n e n t m a g n e ts y n c h r o n o u s m o t o r (P M S M );t e m p e r a t u r ef i e l d ;r a t e dc o n d i t i o n ;v a r i a b l e p o w e r收稿日期:20141217基金项目:国家科技支撑计划资助项目(2013B A G 13B 00);量产小型纯电动轿车平台及产业化开发和国家新能源汽车技术创新工程项目0 引言随着电动汽车技术[1]的不断发展,电动汽车结构越来越复杂,性能越来越好,速度和安全性大幅度提升㊂为满足这些要求,必须保证电动汽车驱动系统[2‐3]的高性能㊂电机作为驱动系统的关键部件,既需要其具有功率密度高㊁启动转矩大㊁调速范围宽等条件,还要保证其具有体积小㊁质量轻㊁效率高的特点㊂与普通电机相比,车用永磁同步电机在工作过程中由于高性能要求而产生的电磁负荷和热负荷也高,而过高的热负荷直接影响电机效率㊁寿命和可靠性㊂因此,对车用永磁同步电机的温度场进行研究具有切实的实践意义和工程价值㊂近年来,国内外专家对永磁同步电机的温度场进行了大量研究㊂丁树业等[4]以一台表贴式永磁同步电机为例,计算了变频控制条件下电机内定子㊁转子及永磁体的温度场分布;张琪等[5]以永磁同步电机为例,计算了电机的铁耗㊁计及趋肤效应的交流绕组铜耗,对电机内部温度场进行了分析;程树康等[6]以微型车用风冷和水冷电机为例,通过热网络法和有限元法计算电机温度场,并对其散热结构进行了优化;N o l l a u 等[7]设计了新型的电机冷却方法,通过制冷涡流管降低电机温度㊂以上研究主要针对电机稳态工况下的温度场分布和材料特性等㊂本文以一台额定功率为25k W 的车用永磁同步电机为例,建立了电机的三维温度场求解域模型,基于流固耦合仿真方法对电机工作在额定工况及连续变功率工况下的温度场进行了仿真分析,得到了电机的温度场及其内部关键部分的温升变化㊂为了验证仿真的可靠性,本文搭建了实验平台,参照仿真工况对电机进行了实际的温升实验,并对实验数据和仿真数据进行了对比分析㊂1 电机模型确定及求解条件1.1 电机的基本参数本文以一台额定功率为25k W 的车用永磁㊃8341㊃中国机械工程第26卷第11期2015年6月上半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.同步电机为研究对象,电机散热采用强制水冷,电机基本参数如表1所示㊂表1 电机的基本参数额定功率(k W)峰值功率(k W)定子内径(mm)转子外径(mm)2550122120.6转子极数定子槽数线径(mm)线圈形式8480.9单层链式1.2 电机求解域模型的建立对本文所研究的车用永磁同步电机建立包含壳体㊁冷却水㊁定子㊁绕组㊁转子㊁永磁体和轴的物理模型,作为电机耦合场计算的求解域模型,如图1a所示,图1b所示为流过电机内冷却水形状㊂(a)求解域模型(b)冷却水形状图1 电机的物理模型在计算电机温度场过程中,根据传热学基本理论,在笛卡儿坐标系内,需满足的通用导热微分方程和边界条件[8]可表示为∂∂x(λx ∂T∂x)+∂∂y(λy∂T∂y)+∂∂z(λz∂T∂z)+q v=ρc∂T∂τT|S1=T W-λ(∂T∂n)S2=q0λ∂T∂n S3=-α(T-T füþýïïïïïïïï)(1)式中,λx㊁λy㊁λz为电机内各介质x㊁y㊁z方向的热导率, W/(m㊃K);T为物体的温度,K;q v为热源密度,W/m3;ρ为物体的密度,k g/m3;c为物体的质量热容,J/(k g㊃K); T W为边界温度值,K;τ为时间项,s;S1㊁S2㊁S3为物体边界;T f为流体温度,K;α为流体与壁面间的表面对流换热系数,W/(m2㊃K)㊂电机散热过程中,在冷却液的流动状态为紊流的条件下,需满足相应的三维控制方程:∂∂τ(ρϕ)+d i v(ρuϕ)=d i v(ζg r a dϕ)+Sϕ(2)式中,ϕ为通用变量;ζ为扩展系数;Sϕ为源项;u为速度矢量㊂当电机温度场达到稳态时,式(1)导热方程和式(2)控制方程中均不含时间项㊂1.3 热源的计算电机工作过程中,永磁体和三相交变电流相互作用,电机内部形成交变磁场和旋转磁场㊂变化的磁场使永磁体和硅钢片产生磁滞损耗和涡流损耗㊂电流流经铜导线发热产生铜耗㊂根据电机结构及材料参数,利用有限元法对电机的磁场进行仿真,并进一步分析计算得到电机在额定工况和峰值工况下的定子转子铁芯损耗㊁铜损耗和永磁体涡流损耗㊂铁芯损耗的计算是电机损耗计算的一个难点,本文采用B e r t t o t t i铁耗分离模型,主要包括磁滞损耗㊁涡流损耗和异常损耗,其单位质量计算公式为P=P h+P c+Pε=K h f B2+K c f2B2+Kεf1.5B1.5(3)式中,P为铁芯损耗,W;P h为磁滞损耗,W;P c为涡流损耗,W;Pε为异常损耗,W;f为交变电流频率,H z;B为磁密幅值,T;K h为磁滞损耗系数;K c为涡流损耗系数;Kε为异常损耗系数㊂电机运行时,接入三相交流电流经绕组产生的铜损耗可按下式计算:P C u=m∑(I2R)(4)式中,P C u为绕组损耗,W;m为电流相数;I为电流有效值,A;R为平均电阻值,Ω㊂永磁体涡流损耗相对较小,但其散热条件较差,较小的损耗亦会引起较高的发热量,这里根据常用的数值方法进行计算,体积为V的永磁体涡流损耗可按下式计算:P e a v=∫V J J*2σd v(5)式中,P e a v为永磁体涡流损耗,W;J为永磁体涡流密度, A/m3;J*为涡流密度的共轭,A/m3;σ为永磁体的电导率,Ω-1㊂通过计算后得到电机在额定工况下工作的主要损耗值,如表2所示,电机在峰值工况下工作的主要损耗值如表3所示㊂表2 额定工况下主要损耗值W 损耗类别定子铁耗铜耗转子铁耗永磁体损耗损耗值4834373314表3 峰值工况下主要损耗值W 损耗类别定子铁耗铜耗转子铁耗永磁体损耗损耗值10679428634 1.4 绝缘层的等效计算电机定子槽内由铜导线和多种绝缘材料(槽绝缘㊁浸滞漆㊁漆膜和槽楔)填充㊂在计算电机温度场时,由于各种绝缘材料分布不均㊁体积小,并且难以剖分,故需要将铜导线和绝缘材料合理等效㊂本文按照质量不变的原则,将铜导线和多种绝缘材料等效为两层接触的等效导热体,如图2所示㊂等效后,等效导热体的热导率[9]可按下式㊃9341㊃车用永磁同步电机三维温度场分析 刘 蕾 刘光复 刘马林等Copyright©博看网. All Rights Reserved.图2 绕组及绝缘层的等效计算:λe=∑n i=1δi∑n i=1(δi/λi)(6)式中,λe为等效导热体的热导率,W/(m㊃K);λi为各种绝缘材料的热导率,W/(m㊃K);δi为各种绝缘材料的等效厚度,m㊂1.5 定转子间气隙的等效计算电机定转子之间气隙的等效是电机温度场计算中的难点㊂仿真过程中,若定转子是相对运动的,则仿真难度大大增加㊂因此为了降低仿真的难度,在仿真过程中假定转子是静止的,这样定转子之间流动的气隙层可以等效为静止的气隙层,同时定转子之间的传热主要由对流换热转变为导热换热㊂本文引入气隙层的等效热导率λa i r,等效热导率[10]根据流体气隙的流动状态作如下处理㊂等效气隙层的雷诺数:R e=πd2g n160γ(7)式中,d2为电机转子外径,m;g为气隙厚度,m;n1为转子转速,r/m i n;γ为空气运动黏度系数,m2/s㊂气隙的临界雷诺数:R e c r=41.2d1g(8)式中,d1为定子铁芯内径,m㊂当等效气隙层的雷诺数小于临界雷诺数时,气隙流动为层流流动,可取等效热导率为空气的热导率;当等效气隙层的雷诺数大于临界雷诺数时,气隙流动为紊流流动,这里气隙的等效热导率按下式计算:λa i r=0.0019(d2d1)-2.9084R e0.4614l n(3.33361d2d1)(9) 1.6 电机壳体与定子装配间隙的等效计算电机在装配过程中,电机壳体和定子之间由于加工工艺和装配等因素,不能完全接触,这直接影响电机内部的传热,所以在求解电机温度场的过程中,必须考虑电机壳体与定子之间的装配间隙,文献[11]说明了装配间隙对电机温升的影响㊂本文将电机壳体和定子之间装配间隙等效成一层薄空气,空气的等效厚度[12]按下式计算:h a i r=10-5(0.5+3D0)(10)式中,h a i r为装配间隙等效厚度,m;D0为定子外径,m㊂2 电机温度场的仿真分析2.1 假定条件为了合理简化计算,作出以下基本假设:(1)根据车用永磁同步电机的结构和散热特性,认为在仿真过程中,热量主要被冷却水带走,电机机壳外表面与空气之间的换热可忽略;(2)电机工作中,定转子铁芯损耗均匀分布在定转子上,涡流损耗均匀分布在永磁体上,铜耗均匀分布在绕组上;(3)电机工作过程中产生的机械损耗主要分布在轴承上,在计算电机温度场时,不考虑机械损耗;(4)忽略辐射换热对电机温度场的影响;(5)忽略因电机温升引起的热导率和散热系数的变化;(6)冷却水在电机内流动过程中,速度远小于声速,即马赫数很小,在计算电机温度场时,将冷却水视为不可压缩流体㊂2.2 额定工况下电机温度场的仿真及分析2.2.1 边界条件的确定电机工作在额定工况条件下,仿真给定的边界条件如下:(1)冷却水入口为速度入口边界条件,入水口流速为0.63m/s,入水口温度为60℃;(2)冷却水出口为压力出口边界条件;(3)仿真过程中流体与固体的接触面均设为无滑移边界;(4)电机内各零件的端面散热系数参考文献[10]进行处理㊂2.2.2 额定工况下电机温度场的求解依据电机的求解域模型,利用C F X软件对电机温度场进行求解㊂将式(3)~式(7)的计算结果及相应的边界条件,输入到仿真软件中对应部分,求解电机温度场㊂当电机温度场达到稳态时,仿真结果如图3所示㊂图3a所示为电机求解域内的温度场,其中绕组区域温升明显,且其端部温升最高,端部温升为31.97℃,最高温度为91.97℃㊂图3b反映了电机内部温度梯度沿径向的变化㊂图3c所示为绕组沿轴向的温度分布,绕组端部温升高于绕组中间区域温升㊂电机绕组的散热主要是绕组与定子㊃0441㊃中国机械工程第26卷第11期2015年6月上半月Copyright©博看网. All Rights Reserved.(a)电机求解域温度场云图(b)电机径向温度场云图(c)电机绕组温度分布云图图3 仿真结果槽接触的导热换热和绕组与端部空气的对流换热㊂电机工作过程中,由于其结构封闭,绕组端部与空气换热效果不佳,而定子槽能够直接接触绕组,能够带走更多热量,因此绕组沿轴向温度分布不均㊂电机绕组㊁定子㊁转子和永磁体在额定工况下温度变化曲线如图4所示,达到稳态时,绕组温度最高,永磁体温度次之,转子和定子温度相对较低㊂且通过仿真得到电机内各部分在0~20m i n内电机温度上升较快,20m i n 之后温度上升缓慢,趋于稳定的结论㊂图4 电机各部分温升曲线2.3 变功率工况下电机温度场的研究电动汽车在实际工作过程中,因驾驶需求,不会一直持续工作在额定工况下㊂本文基于与额定工况相同的车用电机求解模型,设计了两种变功率工况来对电机温度场进行研究㊂这两种变功率工况为行驶路况较差和路况较好,下文称电机主额定工况和电机主峰值工况㊂主额定工况时,即电动汽车行驶区域路况较差,电机运行的功率应有所限制㊂运行在大功率工况的时间短于运行在小功率工况的时间㊂为了研究方便,设计出简化的工况如图5所示㊂在20m i n 时间内,电机在额定功率下工作50s,在峰值功率下工作10s ,电机功率周期性循环变化㊂图5 主额定工况下电机功率变化对电机温度场进行研究的目的主要是防止电机温升过高带来绕组绝缘的损坏和永磁体的退磁,进而影响电机的效率和可靠性㊂绕组和永磁体作为电机内关键部件,其温升变化可作为电机温升的参考指标㊂因此,当电机工作在变功率工况条件下时,可以通过描述绕组和永磁体的温升变化来说明电机的温升变化㊂主额定工况下电机内绕组和永磁体温度变化如图6所示,电机绕组温度随时间波动性上升,趋于波动性平衡状态,永磁体温度在一定时间后呈波动性平衡状态,波动幅度较小㊂在20m i n 时,绕组温度达到105.3℃,永磁体温度达到89.05℃㊂图6 主额定工况下绕组和永磁体温升曲线主峰值工况时,即电动汽车行驶在路况较好的条件下,电机在大功率工况下工作时间可以延长㊂同理,设计出简化路况如图7所示㊂取电机在20m i n 工作时间内,电机在额定功率下工作㊃1441㊃车用永磁同步电机三维温度场分析刘 蕾 刘光复 刘马林等Copyright ©博看网. All Rights Reserved.10s ,电机在峰值功率下工作50s ,电机功率周期性循环变化㊂经仿真计算,绕组和永磁体的温度变化如图8所示,电机绕组和永磁体在工作一定时间后,温度均趋于波动性平衡状态,绕组温升波动明显㊂在20m i n 时,绕组温度达到122.4℃,永磁体温度达到100.1℃,主峰值工况温升较主额定工况温升高㊂图7主峰值工况下电机功率变化图8 主峰值工况下绕组和永磁体温升曲线通过对车用电机工作在连续变工况条件下的仿真分析,近似模拟了电机实际工作过程中的温度变化㊂3 实验验证与仿真计算的对比分析根据电机温度场的仿真分析及实践经验可知,电机绕组端部温升较高,热量不易散出,因此在实验中将温度传感器埋在绕组端部㊂实验中,电机㊁控制器㊁测功机冷却水管连接完成后的实物图见图9㊂图9 综合实验台3.1 额定工况下实验值与仿真值的比较在额定工况下,连接㊁调试设备后,设置与仿真分析时相同的水道环境,即设置初始进水口水温为60℃,并设置水流速度为10L /m i n,通过上位机设定电机转速为3000r /m i n,输出功率为25k W ㊂最终得到电机绕组端部温升曲线仿真值和实验值,如图10所示㊂图10 额定工况下绕组实验值和仿真值的比较比较实验值和仿真值,在额定工况下,仿真值高于实测值㊂在40m i n 时,仿真值高于实验值1.8℃,仿真值与实验值的误差为1.9%,因此仿真是准确可靠的㊂3.2 变功率工况下实验值与仿真值的比较在主额定工况下,得到的绕组端部温升实验值和仿真值结果如图11所示㊂经对比分析知,在20m i n 时,仿真值高于实验值1.02℃,仿真值与实验值的误差为1%,且仿真温度值和实验温度值在随时间变化过程中,温差波动变化均在合理范围内,因此仿真结果可信度较高㊂图11 主额定工况下绕组实验值和仿真值的比较在主峰值工况下,相应的实验过程同前述㊂如图12所示,在20m i n 时,得到的绕组端部温升仿真值比实验值高3.17℃,仿真值与实验值的误差为2.58%,误差较小,且温差变化范围合理,仿真结果可信度较高㊂图12 主额定工况下绕组实验值和仿真值的比较㊃2441㊃中国机械工程第26卷第11期2015年6月上半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.4 结论本文以一台额定功率为25k W的车用永磁同步电机为研究对象,通过建立其热力学模型,仿真分析了在额定工况及变功率工况下电机各部分的温度及温升变化;并通过实验平台对等同于仿真工况的实际电机绕组温升情况进行测试,比较实测结果与仿真数据,最大误差控制在4%之内,证明了仿真的正确性㊂综上所述,对车用永磁同步电机进行温度场研究得出如下结论:(1)通过仿真分析得出了电机在额定工况下达到稳态时的温度场㊂仿真结果表明绕组和永磁体的温度较高,但均在电机的热设计要求范围内㊂(2)通过仿真分析得到了电机工作在主额定工况和主峰值工况下绕组和永磁体的温度变化曲线㊂电机工作到20m i n时,主额定工况下最高温度为105.3℃,主峰值工况下最高温度为122.4℃,均大于电机工作在额定工况下的温度㊂因此对电机工作在瞬态条件下温度场进行研究是必要的㊂(3)对电机工作在额定工况和变功率工况下的仿真值和实验值进行比较,误差率最大不超过4%,验证了仿真模型和仿真分析的正确性,能够对电机设计提供一定的参考㊂参考文献:[1] 王丹,续丹,曹秉刚.电动汽车关键技术发展综述[J].中国工程科学,2013,15(1):68‐72.W a n g D a n,X u D a n,C a oB i n g g a n g.O v e r v i e w o nK e y T e c h n i q u e s o fE l e c t r i cV e h i c l e[J].E n g i n e e r i n gS c i e n c e s,2013,15(1):68‐72.[2] 李静,程小华.永磁同步电动机发展趋势[J].防爆电机,2009,44(5):1‐4.L i J i n g,C h e n g X i a o h u a.T h eD e v e l o p m e n tT r e n do fP MS y n c h r o n o u sM a c h i n e[J].E x p l o s i o n‐p r o o f E l e c-t r i cM a c h i n e,2009,44(5):1‐4.[3] 彭海涛,何志伟,余海阔.电动汽车用永磁同步电机的发展分析[J].装备机械,2010,43(6):78‐81.P e n g H a i t a o,H eZ h i w e i,Y u H a i k u o.D e v e l o p m e n tA n a l y s i s o nP e r m a n e n tM a g n e tS y n c h r o n o u s M o t o ri nE l e c t r i cV e h i c l e[J].E q u i p m e n tM a c h i n e r y,2010,43(6):78‐81.[4] 丁树业,郭保成,冯海军,等.变频控制下永磁同步电机温度场分析[J].中国电机工程学报,2014,34(9):1368‐1375.D i n g S h u y e,G u o B a o c h e n g,F e n g H a i j u n,e ta l.T e m p e r a t u r eF i e l d I n v e s t i g a t i o n o f P e r m a n e n tM a g-n e t S y n c h r o n o u sM o t o r sC o n t r o l l e db y t h eF r e q u e n-c y C o n v e r s i o n C o n t r o lS y s t e m[J].P r o c e ed i n g so ft h eC S E E,2014,34(9):1368‐1375.[5] 张琪,鲁茜睿,黄苏融,等.多领域协同仿真的高密度永磁电机温升计算[J].中国电机工程学报,2014, 34(12):1874‐1881.Z h a n g Q i,L uX i r u i,H u a n g S u r o n g,e t a l.T e m p e r-a t u r eR i s eC a l c u l a t i o n so fH i g hD e n s i t y P e r m a n e n tM a g n e tM o t o r sB a s e do n M u l t i‐d o m a i nC o‐s i m u l a-t i o n[J].P r o c e e d i n g so ft h eC S E E,2014,34(12): 1874‐1881.[6] 程树康,李翠萍,柴凤.不同冷却结构的微型电动车用感应电机三维稳态温度场分析[J].中国电机工程学报,2012,32(30):82‐90.C h e n g S h u k a n g,L i C u i p i n g,C a i F e n g.A n a l y s i so ft h e3DS t e a d y T e m p e r a t u r eF i e l do f I n d u c t i o n M o-t o r sw i t hD i f f e r e n tC o o l i n g S t r u c t u r e s i n M i n iE l e c-t r i cV e h i c l e s[J].P r o c e e d i n g s o f t h eC S E E,2012,32(30):82‐90.[7] N o l l a uA,G e r l i n g D.A N e w C o o l i n g A p p r o a c hf o rT r a c t i o n M o t o r si n H y b r i d D r i v e s[C]//E l e c t r i cM a c h i n e s&D r i v e sC o n f e r e n c e(I E M D C).C h i c a g o: 2013:456‐461.[8] 付兴贺,林明耀,徐妲,等.永磁‐感应子式混合励磁发电机三维暂态温度场的计算与分析[J].电工技术学报,2013,28(3):107‐113.F uX i n h e,L i nM i n g y a o,X uD a,e t a l.C o m p u t a t i o na n dA n a l y s i s o f3D‐t r a n s i e n tT e m p e r a t u r eF i e l d f o raP e r m a n e n t M a g n e t‐i n d u c t i o n H y b r i d E x c i t a t i o nG e n e r a t o r[J].T r a n s a c t i o n so fC h i n aE l e c t r o t e c h n i-c a l S o c i e t y,2013,28(3):107‐113.[9] 张琪,王伟旭,黄苏融,等.高密度车用永磁电机流固耦合传热仿真分析[J].电机与控制应用,2012,39(8):1‐5.Z h a n g Q i,W a n g W e i x u,H u a n g S u r o n g,e t a l.H e a tT r a n s f e r S i m u l a t i o n o f H i g h D e n s i t y P e r m a n e n tM a g n e t M o t o rf o r V e h i c l e s B a s e do n F l u i d‐S o l i dC o u p l i n g M e t h o d[J].E l e c t r i c M a c h i n e s&C o n t r o lA p p l i c a t i o n,2012,39(8):1‐5.[10] 邰永,刘赵淼.感应电机全域三维瞬态温度场分析[J].中国电机工程学报,2010,30(30):114‐120.T a iY o n g,L i uZ h a o m i a o.A n a l y s i so n T h r e e‐d i-m e n s i o n a lT r a n s i e n tT e m p e r a t u r eF i e l do fI n d u c-t i o n M o t o r[J].P r o c e e d i n g so f t h eC S E E,2010,30(30):114‐120.[11] 胡田,唐任远,李岩,等.永磁风力发电机三维温度场计算及分析[J].电工技术学报,2013,28(3):122‐126.H uT i a n,T a n g R e n y u a n,L iY a n,e t a l.T h e r m a lA n a l y s i s a n d C a l c u l a t i o n o f P e r m a n e n t M a g n e tW i n dG e n e r a t o r s[J].T r a n s a c t i o n so fC h i n aE l e c-t r o t e c h n i c a l S o c i e t y,2013,28(3):122‐126.㊃3441㊃车用永磁同步电机三维温度场分析 刘 蕾 刘光复 刘马林等Copyright©博看网. All Rights Reserved.[12] 靳廷船,李伟力,李守法.感应电机定子温度场的数值计算[J ].电机与控制学报,2006,10(5):492‐497.J i n T i n g c h u a n ,L i W e i l i ,L iS h o u f a .N u m e r i c a l C a l c u l a t i o n a n dA n a l ys i s o f S t a t o rT h e r m a l F i e l d i n a n I n d u c t i o n M a c h i n e [J ].E l e c t r i c M a c h i n e sa n d C o n t r o l ,2006,10(5):492‐497.(编辑 袁兴玲)作者简介:刘 蕾,女,1979年生㊂合肥工业大学机械与汽车工程学院博士㊂研究方向为新能源汽车用电机系统及其控制㊂刘光复,男,1945年生㊂合肥工业大学机械与汽车工程学院教授㊁博士研究生导师㊂刘马林,男,1990年生㊂合肥工业大学机械与汽车工程学院硕士研究生㊂朱标龙,男,1990年生㊂合肥工业大学机械与汽车工程学院硕士研究生㊂轮履复合救援机器人的乘适性分析与优化李 浩1,3侍才洪3 康少华2 张西正31.天津理工大学,天津,3003842.军事交通学院,天津,3001613.军事医学科学院,天津,300161摘要:研究了一种新型轮履复合式救援机器人,它可通过轮履结构的转换在灾难现场等复杂环境中高效地解救和运送伤员㊂出于对解救伤员在运送过程中安全性㊁舒适性的考虑,对救援机器人以轮式状态运送伤员的过程进行了振动分析,并利用A D AM S 建立救援机器人轮式结构的动力学模型,对其在实际路况的运行进行了仿真分析㊂考虑人体不同部位不同方向具有不同的频率加权,利用MA T L A B设计相应滤波器对仿真所得振动曲线进行处理以计算救援机器人的乘适性㊂以获取更好的乘适性为目标,通过MA T L A B 优化工具箱对救援机器人悬架参数进行了优化设计,并进一步验证了优化结果的合理性㊂关键词:轮履复合;动力学分析;乘适性;优化设计中图分类号:T P 242.6 D O I :10.3969/j.i s s n .1004132X.2015.11.005A n a l y s i s a n dO pt i m i z a t i o no fR i d eC o m f o r t f o r aW h e e l ‐t r a c k e dR e s c u eR o b o t L iH a o 1,3 S h i C a i h o n g 3 K a n g S h a o h u a 2 Z h a n g X i z h e n g31.T i a n j i nU n i v e r s i t y o fT e c h n o l o g y ,T i a n j i n ,3003842.M i l i t a r y T r a f f i c I n s t i t u t e ,T i a n ji n ,3001613.A c a d e m y o fM i l i t a r y M e d i c a l S c i e n c e ,T i a n ji n ,300161A b s t r a c t :T h i s p a p e r p r e s e n t e dan e wk i n do fw h e e l ‐t r a c k e dr e s c u e r o b o t ,w h i c hc o u l de f f i c i e n t l ys e a r c ha n d t r a n s p o r t t h ew o u n d e d i n t h e d i s a s t e r s i t e s a n do t h e r c o m p l e xe n v i r o n m e n t s b y c o n v e r t i n gt h e s t r u c t u r e b e t w e e nw h e e l a n d t r a c k .C o n s i d e r i n g t h e s a f e t y a n d c o m f o r t o f t h ew o u n d e d ,t h i s p a pe rf o c u s e do n t h e v i b r a t i o n a n a l y s i s d u r i ng th e t r a n s p o r ti n g o f t h ew o u n d e d ,a n d u s e d t h em u l t i ‐b o d y d y -n a m i c s s o f t w a r eA D AM S t oe s t a b l i s ht h e r e s c u e r o b o t ’sd yn a m i c sm o d e l .T h i sm o d e lw a s a b o u t t h e s i m u l a t i o na n a l y s i s o f t h eo p e r a t i o n i nt h ea c t u a l r o a dc o n d i t i o n s .C o n s i d e r i n g di f f e r e n t p a r t so f t h e h u m a nb o d y h a v e d i f f e r e n t f r e q u e n c y w e i g h t i n g fu n c t i o n s i nd i f f e r e n t d i r e c t i o n s ,t h e s i m u l a t i o n c u r v e s h o u l db e p r o c e s s e db y t h ec o r r e s p o n d i n g f i l t e rd e s i g n e db y MA TL A Bt oc a l c u l a t e t h er o b o t ’s r i d e c o m f o r t .T a r g e t t o b e t t e r r i d e c o m f o r t ,t h e s u s p e n s i o n p a r a m e t e r s s h o u l d b e r e d e s i g n e d b y t h eMA T -L A Bo p t i m i z a t i o n t o o l b o x e s .A n dt h e f u r t h e r s i m u l a t i o no u t c o m e sd e m o n s t r a t e t h e r a t i o n a l i t y o f t h e o pt i m i z a t i o n r e s u l t s .K e y wo r d s :w h e e l ‐t r a c k e d ;d y n a m i c s a n a l y s i s ;r i d e c o m f o r t ;o p t i m i z a t i o nd e s i g n 0 引言近年来国内外对救援机器人的研究开发日益重视,并已取得显著成就[1]㊂目前的救援机器人不仅能够探测发现伤者,还具有转运伤员的功能,收稿日期:20140709基金项目:军队重大专项(B S 312C 002);军事医学科学院创新基金资助项目(2012C X J J 007)比较典型的有日本救援机器人R o b o C u e㊂本文研究的救援机器人是一种应用于灾难现场救援的机器人,具有搜救并转送伤员的功能㊂由于救援机器人的工作环境通常为复杂多变㊁不可预测的非结构环境,故为了提高救援效率,救援机器人采用轮履复合式结构[2]㊂救援机器人解救的多为骨折㊁烧伤㊁大量出血㊃4441㊃中国机械工程第26卷第11期2015年6月上半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.。

高速磁悬浮永磁电机多物理场分析及转子损耗优化韩邦成;薛庆昊;刘旭【摘要】为提高高速磁悬浮永磁电机的综合性能,得到最优的设计参数,针对一台30 kW,48 000 rpm的磁悬浮电机进行了电磁场、转子动力学以及转子强度分析,提出一种基于多物理场分析结果的电机尺寸优化方法.使用ANSYS以及ANSOFT 对电机进行建模和有限元分析,并用ISIGHT软件进行集成优化设计.以转子损耗最小为优化目标,电机几何尺寸为设计变量,在优化过程中考虑尺寸变化对电机转子模态以及强度的影响,以尺寸、电机电磁性能、力学性能等为约束条件.经过优化后,电机的转子损耗减小16.7％,其余性能均符合设计要求.根据优化设计结果加工了样机并进行电机对拖与温升实验,结果证明了优化设计的合理性,验证了本文提出方法的正确性.%To improve the overall performance of high-speed magnetic suspension PM machine and obtain the optimal design parameters,an electromagnetic filed,rotor dynamics and rotor strength analysis was conducted on a magnetic suspension machine (30 kW,48 000 rpm),and a size optimization method based on such multi-physics analysis was put ed ANSYS and ANSOFT to carry out modeling and finite element analysis on the motor,and then completed the integrated optimization designed by adopting the ISIGHT software,taking the impact of dimensional change on the rotor model and rotor strength into consideration,with the minimum rotor loss as the optimizationgoal,geometric dimension of the motor as the design variable,and dimension,magnetic performance and mechanical performance as the constraint conditions.After such optimization,rotor loss of the motor wasdecreased by 16.7％,with other performances in compliance with the design requirements.Then a back-to-back test and temperature rise test were carried out in the model machine based on the optimization design results.The test results verify the reasonability of such optimization design and correctness of the method put forward in this paper.【期刊名称】《光学精密工程》【年(卷),期】2017(025)003【总页数】9页(P680-688)【关键词】电磁分析;多物理场;高速磁悬浮电机;永磁电机;有限元【作者】韩邦成;薛庆昊;刘旭【作者单位】北京航空航天大学惯性技术重点实验室,北京100191;北京航空航天大学新型惯性仪表与导航系统技术国防重点学科实验室,北京100191;北京市高速磁悬浮电机技术及应用工程技术研究中心,北京100191;北京航空航天大学惯性技术重点实验室,北京100191;北京航空航天大学新型惯性仪表与导航系统技术国防重点学科实验室,北京100191;北京市高速磁悬浮电机技术及应用工程技术研究中心,北京100191;北京航空航天大学惯性技术重点实验室,北京100191;北京航空航天大学新型惯性仪表与导航系统技术国防重点学科实验室,北京100191;北京市高速磁悬浮电机技术及应用工程技术研究中心,北京100191【正文语种】中文【中图分类】TB853.29随着现代工业的发展，对高速永磁电机的应用越来越多，在国防领域有飞轮、控制力矩陀螺，民用领域有空调压缩机[1]、数控机床和高速离心设备等。

135MW汽轮机推力轴承温度高原因分析及处理发表时间：2018-01-28T19:34:54.440Z 来源：《电力设备》2017年第28期作者：蒋如刚[导读] 摘要：通过华能阜康热电厂2号汽轮机运行中推力轴承温度高的分析处理过程，对汽轮机相关参数的检查以及推力轴承的解体检查，查出推力轴承温度高的根本原因并对此进行了有效处理，解决了推力轴承温度高的问题。

（华能新疆阜康热电有限责任公司新疆阜康市 831500）摘要：通过华能阜康热电厂2号汽轮机运行中推力轴承温度高的分析处理过程，对汽轮机相关参数的检查以及推力轴承的解体检查，查出推力轴承温度高的根本原因并对此进行了有效处理，解决了推力轴承温度高的问题。

关键词：汽轮机；推力瓦块；温度高；分析1 概述华能阜康热电厂两台135 MW燃煤发电机组，汽轮机为上海汽轮机生产的C135-13.24/0.35/535/535型超高压、中间再热、双排汽单轴布置的抽汽、凝汽反动式汽轮机。

汽轮机推力轴承采用单独结构的具有自动就位球面座的密切尔式推力轴承，装设在高中压转子的后端，其工作面和非工作面均由l2块青铜浇铸的乌金瓦块组成，汽轮机轴向正或反推力分别作用在工作瓦块或非工作瓦块上，轴向推力瓦中的轴向串动应不大于0.4mm，润滑油从两边进油孔进入推力盘与推力瓦块中间进行润滑，在回油出口处装有两只调节回油螺钉，可分别调整回油量以调节回油温度。

2016年华能阜康热电厂2号汽轮发电机组供暖季运行过程中，发现2号汽轮机正向推力瓦1-5号瓦块温度偏高。

当2号机组负荷接近125MW时，正向推力4号瓦块温度最高达到96.3℃，已接近报警值。

按汽轮机运行要求，须控制推力瓦块温度在90℃以下，达到90℃应检查并减负荷，达到97℃报警，达到107℃故障停机。

因此，只能通过限制2号机组的负荷，以维持推力瓦块温度，并分析查找2号汽轮机正向推力瓦块温度高的原因。

2 推力轴承温度升高的原因分析推力轴承主要是用来确定转子在汽缸的轴向位置，并保持定子和转子存在一定的有效间隙，还能够承载消化转子的轴向推力。

测 试 作 业姓名：***学号：**********班级：A0702091学院：机械与动力工程学院推力轴承温度分布及油膜厚度的测量1 问题的提出及相关方法简介1.1推力轴承油膜厚度测量方法的介绍为了合理确定大型推力轴承的结构参数，实现在大比压工况下的全膜润滑，需要对推力轴承进行全面的试验研究。

推力轴承润滑油膜的特征参数测试是推力轴承试验研究的主要内容，一般地，表征推力轴承润滑性能优劣的主要参数有油膜厚度分布、油膜压力分布、油膜温度分布，与此相关的参数还有轴承损耗、润滑油流量、推力和转速等，其物理量为位移、压力、温度、流量、力和转速等。

油膜厚度是保证推力轴承可靠、稳定工作的最主要参数，也是检测难度最大的参数，而且实际工况还会影响到测量的精度和准确性。

对推力轴承油膜厚度等参数的测量，国内外都进行了大量的研究，获得了很多经验，也提出了多种检测方案和测量方法。

其中较为常见的油膜厚度检测方法包括：电阻法、电容法、电涡流法、光干涉法、光纤传感器法、磁阻法、超声波法、阻容振荡法以及冲击法等。

1） 电阻法 电阻法是最早提出的用于测量润滑油膜厚度的技术，此方法简单易行。

电阻法测量原理利用了金属导电性能与润滑油导电性能相差悬殊的特性以及油膜厚度与油膜电阻之间的关系。

当油膜将接触面完全隔开时电阻很大，而当金属接触时电阻急剧下降，它能相当有效地测定金属接触百分比，易于实现在线测量，监控推力轴承工作情况。

然而，本质上讲电阻法只能测定金属是否接触，以及接触面积的大小，而很难测定油膜的厚度，即只能给出定性的趋势，很难给出定量的数值，不能及时预防事故发生。

2） 电容法电容法是一种比较成熟的技术，是润滑油膜测试技术中积累数据最多、使用经验最为丰富的方法，是一种公认的有效检测油膜厚度的方法.其原理是通过测量两物体之间的电容值来判断油膜厚度。

如果已知润滑油的介电常数，根据油膜的电容值随油膜厚度增加而降低的变化关系，可相当准确地计算出油膜厚度。

风力发电机的推力轴承工作原理精选文档风力发电机是一种利用风能产生电能的设备。

其中，推力轴承是风力发电机中的一个重要组成部分，它承受着风力发电机的推力负荷。

推力轴承的工作原理是利用液体或气体的力学原理，通过减小与转子接触的摩擦力，使转动更加平稳。

下面是一些推力轴承的常见工作原理：1. 液体推力轴承：液体推力轴承是通过液体填充轴承间隙，形成一层润滑膜来减小摩擦。

当转子旋转时，液体的流动能够承受推力负荷，并保持转子的平稳运行。

2. 气体推力轴承：气体推力轴承类似于液体推力轴承，但使用的是气体而不是液体。

气体推力轴承可以通过控制气体的压力来调整轴承的刚度和稳定性，以适应不同的工作条件。

3. 磁悬浮轴承：磁悬浮轴承利用磁力原理来支撑转子，实现无接触的转动。

磁悬浮轴承可以极大地降低轴承损耗和摩擦，并且适用于高速运行的风力发电机。

需要注意的是，不同类型的风力发电机可能使用不同类型的推力轴承，具体的工作原理也会有所差异。

因此，在选择和设计推力轴承时，需要根据实际情况进行详细的分析和研究。

本文档介绍了风力发电机的推力轴承工作原理的一些常见类型，旨在为读者提供一个简要的了解，以便更好地理解和应用于实际工程中。

如需深入了解和应用，请参考相关专业文献和领域专家的建议。

参考文献：1. Smith, J. (2018). Thrust bearings in wind turbines: An overview. Renewable Energy Focus, 25-32.2. Johnson, R. (2019). Principles of Fluid Lubrication. McGraw-Hill Education.以上内容仅供参考，详情请以可信内容为准。

磁悬浮轴承-转子系统的理论与试验模态分析磁悬浮轴承是一种通过磁力悬浮和控制的方式来支撑和旋转转子的轴承系统。

它拥有许多优点，比如无接触、无磨损、低噪音和高转速等，因此被广泛应用于高速旋转机器领域，比如发电机、风力机和压缩机等。

磁悬浮轴承的转子系统的理论和试验模态分析是磁悬浮轴承研究中的一个重要方面，它对于磁悬浮轴承系统的优化设计和故障诊断具有重要意义。

1.轴承系统的结构与工作原理磁悬浮轴承系统由上、下磁轴承和转子组成。

上、下磁轴承分别位于转子的两端，它们通过电磁力和磁悬浮控制系统来支撑和操控转子的运动。

磁悬浮轴承系统的工作原理是利用磁场产生的磁力来支撑转子，从而实现无接触悬浮。

2.磁悬浮轴承的理论模态分析理论模态分析是研究磁悬浮轴承系统振动特性的一种重要方法。

通过对磁悬浮轴承系统的结构和动力学方程进行建模，可以得到系统的模态特性，包括自然频率、模态形态和模态阻尼等。

通过理论模态分析可以为磁悬浮轴承系统的优化设计和性能改进提供理论依据。

3.磁悬浮轴承的试验模态分析试验模态分析是通过实验手段研究磁悬浮轴承系统的振动特性。

通过在实验室或现场进行振动测试和频谱分析，可以得到系统的实际振动特性，包括模态参数、共振频率和振动模态等。

试验模态分析可以验证理论模态分析的结果，同时也可以为系统的故障诊断和状态监测提供重要信息。

4.磁悬浮轴承系统的模态优化设计磁悬浮轴承系统的模态特性直接影响着系统的动态稳定性和运行性能。

因此，通过对系统的模态特性进行分析和优化设计，可以提高系统的抗干扰能力和动态性能。

常见的优化方法包括结构优化、控制系统设计和材料选择等。

5.磁悬浮轴承系统的振动控制与故障诊断磁悬浮轴承系统在实际运行中可能会受到外部扰动或内部故障的影响，导致振动异常和系统性能下降。

因此，通过对系统的振动特性进行实时监测和分析，可以实现振动控制和故障诊断。

常见的方法包括模型预测控制、自适应控制和信号处理技术等。

6.磁悬浮轴承系统的应用与发展趋势磁悬浮轴承系统具有许多优点，已经被广泛应用于各种高速旋转机器中。

第３２卷第８期中国机械工程V o l ．３２㊀N o ．８２０２１年４月C H I N A M E C HA N I C A LE N G I N E E R I N Gp p．９０１Ｇ９０７磁轴承激励下转子系统动力学特性李胜远㊀郑龙席西北工业大学动力与能源学院,西安,７１００７２摘要:为分析磁轴承激励下转子系统的振动机理,应用一维有限元方法建立了双盘转子系统动力学特性计算模型,研究了不同类型磁轴承激励下转子系统的动力学行为.研究结果表明:同向旋转的扫频激励力激发了转子系统的正进动模态,而反向旋转的扫频激励力激发了转子系统的反进动模态,两种情况下转子系统均以圆轨迹进动;由于单向简谐激励力可以分解为同向旋转激励力和反向旋转激励力之和,因此在单向简谐扫频激励力作用下,转子系统的反进动和正进动模态均被激发,转子系统以椭圆轨迹进动;在双向简谐扫频激励力作用下,转子系统的进动方向和进动轨迹取决于两个激励力的相位差.研究成果为评估高压压缩机转子系统稳定性时磁轴承激励方案的选取提供了理论依据.关键词:转子系统;磁轴承;简谐激励;正进动;反进动中图分类号:T B ６５２D O I :１０．３９６９/j ．i s s n ．１００４ １３２X．２０２１．０８．００３开放科学(资源服务)标识码(O S I D ):D y n a m i c sC h a r a c t e r i s t i c s o fR o t o r S y s t e m s u n d e rM a g n e t i cB e a r i n g Ex c i t a t i o n L I S h e n g y u a n ㊀Z H E N GL o n gx i S c h o o l o f P o w e r a n dE n e r g y ,N o r t h w e s t e r nP o l y t e c h n i c a lU n i v e r s i t y,X i a n ,７１００７２A b s t r a c t :T o a n a l y z e t h e v i b r a t i o nm e c h a n i s mo f t h e r o t o r s y s t e m s e x c i t e db y m a g n e t i cb e a r i n gs ,a c a l c u l a t i o nm o d e l f o r d y n a m i c s c h a r a c t e r i s t i c s o f a d o u b l e Ｇd i s k r o t o r s y s t e m w a s e s t a b l i s h e d b y u s i n go n e Ｇd i m e n s i o n a l f i n i t e e l e m e n tm e t h o d ．T h e d y n a m i c s b e h a v i o r s o f r o t o r s y s t e mu n d e r d i f f e r e n t t y pe s o fm a g n e t i c b e a r i n g e x c i t a t i o n sw e r e s t u d i e d ．R e s u l t s s h o wt h a t t h e c o Ｇr o t a t i n g s w e e pf r e q u e n c y ex c i t Ｇi n g f o r c e s e x c i t e f o r w a r dw h i r lm o d e o f t h e r o t o r s y s t e m s ,w h i l e t h e c o u n t e r Ｇr o t a t i n g s w e e p f r e q u e n c y e x c i t i n g f o r c e s e x c i t e b a c k w a r dw h i r lm o d e ．I nb o t h c a s e s ,t h e r o t o r s y s t e m w h i r l s i n a c i r c u l a r t r a je c Ｇt o r y ．T h eu n i d i r e c t i o n a l h a r m o n i c e x c i t i n gf o r c em a y b ed e c o m p o s e d i n t o t h e s u m o f c o Ｇr o t a t i ng an d c o u n t e r Ｇr o t a t i n g e x c i t i n g f o r c e s ,t h e r e f o r e b o t ho f t h e b a c k w a r dw h i r l a n d f o r w a r dw h i r lm o d e s o f t h e r o t o r s y s t e ma r e e x c i t e da n dt h e r o t o r s y s t e m w h i r l sw i t ha ne l l i p t i c a l t r a j e c t o r y un d e r t h ee f f e c to f u n i d i r e c t i o n a l h a r m o n i c s w e e p e x c i t i n g f o r c e ．U n d e r b i Ｇd i r e c t i o n a l h a r m o n i c s w e e p e x c i t i n g f o r c e s ,t h e w h i r l d i r e c t i o na n dw h i r l t r a j e c t o r y o f t h e r o t o r s y s t e md e pe n do n t h e p h a s ed if f e r e n c e o f t h e t w o e x Ｇc i t i ng f o r c e s ．R e s e a r ch r e s u l t s p r o vi d e a t h e o r e t i c a l b a s i s f o r t h e s e l e c t i o n o f e x c i t a t i o n s c h e m e o fm a g Ｇn e t i c b e a r i n g sw h e ne v a l u a t i n g t h e s t a b i l i t y o f r o t o r s y s t e m s o f h i g h Ｇp r e s s u r e c o m pr e s s o r ．K e y w o r d s :r o t o r s y s t e m ;m a g n e t i c b e a r i n g ;h a r m o n i c e x c i t a t i o n ;f o r w a r dw h i r l ;b a c k w a r dw h i r l 收稿日期:２０２００４０２０㊀引言高压压缩机转子系统的稳定性主要受到油膜轴承和密封动力学参数的影响[１].高密度工作介质和高转速使密封的交叉刚度系数显著增大,因此转子系统的稳定性评价在高压压缩机的研制中具有重要意义[２Ｇ３].在A P I ６１７标准[４]中,使用一阶正进动模态的对数衰减率来评价压缩机转子系统的稳定性.使用磁轴承在轴端进行扫频激励进而获得对数衰减率的方法在高压压缩机转子系统的稳定性评估中应用广泛.磁轴承主要由电磁铁㊁控制器㊁传感器和功率放大器组成,通过电磁铁线圈中的电流产生可控电磁力.相比于传统的机械轴承,磁轴承具有无接触㊁低机械磨损㊁噪声小和寿命长等优点[５].B A UMA N N [６]在额定转速下应用磁轴承对转子系统施加了单向简谐扫频激励力,发现转子系统的反进动和正进动模态均被激发.T A ＧK A H A S H I 等[７]也采用通过磁轴承施加单向简谐扫频激励力的方法,并应用单向频率响应函数在频域内识别了转子系统一阶正进动模态的对数衰减率.MO O R E 等[８Ｇ９]通过磁轴承对转子系统１０９施加了仅激发正进动模态的激励力,并评估了高压压缩机转子系统的稳定性裕度.B I D A U T等[１０]利用磁轴承在两个正交方向上分别施加简谐扫频激励力,并通过控制两个激励力之间的相位差激发了转子系统的反进动或正进动模态.S O R O K E S 等[１１]㊁S O U L A S 等[１２]和P E T T I ＧN A T O 等[１３]也分别应用磁轴承激励的方法测试了高压压缩机转子系统的稳定性.由上述文献可知,在不同类型磁轴承激励力的作用下,转子系统的反进动和(或)正进动模态被激发.然而,从目前公开发表的文献看,对磁轴承激励下转子系统动力学特性的详细分析较少.为分析磁轴承激励下转子系统的振动机理,本文应用一维有限元方法建立双盘转子系统动力学特性计算模型,研究在不同类型磁轴承激励下转子系统的动力学行为.１㊀转子系统有限元建模１．１㊀转子轴段的有限元离散本文采用一维有限元方法对转子系统动力学建模,采用T i m o s h e n k o 梁单元以考虑轴段转动惯量和剪切变形的影响.仅考虑转子系统的弯曲振动,转子轴的有限元离散如图１所示.其中O Z 轴为转子系统的旋转轴,第i 个转子轴段的广义坐标向量为q i ＝(u i v i ,θX ,i ,θY ,i ,u i ＋１v i ＋１,θX ,i ＋１,θY ,i ＋１)T,(u i ,v i )和(θX ,i ,θY ,i )分别为第i 个节点沿X 轴和Y 轴的横向位移和转角.转子轴段的局部单元矩阵可由L a g r a n ge 方程获得[１４Ｇ１５]:d d t (∂T ∂q c)－∂T ∂q c ＋∂U∂q c ＝Q c (１)式中,q c 表示第c 个广义坐标,qc 为qc 关于时间t 的一阶导数;T ㊁U 分别为所有轴段单元的动能和应变能之和;Q c 为作用在第c 个广义坐标的广义力.图１㊀转子轴的有限元离散F i g．１㊀F i n i t e e l e m e n t d i s c r e t i z a t i o no f r o t o r s h a f t 分别将T 和U 代入式(１)可得轴段单元的质量矩阵㊁陀螺矩阵和刚度矩阵.假设圆盘为刚性盘,忽略其应变能,将圆盘的动能代入式(１)可得圆盘的质量矩阵和陀螺矩阵.对于支承轴承,假设其具有线性的载荷变形关系,由于轴承主要承受径向载荷,所以只考虑横向的刚度和阻尼系数.轴承作用在转子系统上的载荷可写为轴承处转子位移和速度的函数[１６Ｇ１７]:f u f v éëêêùûúú＝－k u u k u v k v u k v v éëêêùûúúu v éëêêùûúú－c u u c u v c v u c v v éëêêùûúúuv éëêêùûúú(２)式中,u㊁v分别为转轴沿X 和Y 方向的横向速度;f u ㊁f v分别为轴承作用在转轴X 和Y 方向的载荷;k i j ㊁c i j (i ,j ＝u ,v )分别为轴承的刚度和阻尼系数.１．２㊀磁轴承激励下转子系统动力学响应转子系统的运动微分方程为[１８Ｇ１９]:M q＋(C ＋ΩG )q＋K q ＝Q(３)式中,M ㊁K ㊁C 和G 分别为转子系统的质量㊁刚度㊁阻尼和陀螺矩阵;Q 为作用在转子系统上的激励力;Ω为转子转速;q 为位移列向量,q为速度列向量,q为加速度列向量.如果转子轴被离散为N 个节点,则M ㊁K ㊁C 和G 为４N 维矩阵,q ㊁q ㊁q和Q 为４N ˑ１维列向量.若通过磁轴承在转子系统的l 节点处施加不平衡力形式的激励力,则该激励力与转子同向旋转,且在４l Ｇ３㊁４l Ｇ２㊁４l Ｇ１㊁４l 自由度处激励力的分量Q １为[２０]Q １＝(m εc o s (ω１t ＋δ),m εs i n (ω１t ＋δ),０,０)T＝R e ((m εω２１e j δe j ω１t ,－j m εω２１e j δe j ω１t ,０,０)T )＝R e (ω２１e j ω１t (m εe j δ,－j m εe j δ,０,０)T )(４)式中,m 为不平衡质量;ε为偏心距;δ为相对于X 轴正方向不平衡量的相位;ω１为该激励力的角速度.若在l 节点处施加角速度为ω２的反向旋转激励力,则激励力向量Q ２为Q ２＝(m ε(－ω２)２c o s (－ω２t ＋δ),m ε(－ω２)２s i n (－ω２t ＋δ),０,０)T＝R e ((m εω２２c o s (ω２t －δ),－m εω２２s i n (ω２t －δ),０,０)T)＝R e ((m εω２２e －j δe j ω２t ,j m εω２２e －j δe j ω２t ,０,０)T )＝R e (ω２２e j ω２t (m εe －j δ,j m εe －j δ,０,０)T )(５)若通过磁轴承在l 节点的X 和Y 方向上作用角速度为ω３的简谐激励力,则激励力向量Q ３为Q ３＝(r c o s (ω３t ),s c o s (ω３t ＋α),０,０)T＝R e ((r e j ω３t ,s e j ω３t e j α,０,０)T )＝R e (e j ω３t (r ,s e j α,０,０)T )(６)式中,r ㊁s 分别为X 和Y 方向上激励力的大小;α为X ㊁Y 两个方向上激励力的相位差.根据式(４)~式(６)中激励力的形式,设作用在转子系统上激励力和响应的形式分别为Q i ＝R e (Q ０e j ωi t )和q i ＝R e (q ０e j ωi t ),i ＝１,２,３,Q ０为X和Y 方向上激励力的大小和初相位,q０为复数.将Q i 和q i 代入式(３)可得q０＝(－ω２i M ＋j ωi (ΩG ＋C )＋K )－１Q ０(７)设复数q ０的表达式为q ０＝a ＋b j ＝|q０|e j β(８)|q ０|＝a ２＋b ２㊀㊀β＝ar c t a n (b /a )２０９ 中国机械工程第３２卷第８期２０２１年４月下半月对于激励力向量Q i ,转子系统的响应q i 为q i ＝R e (|q ０|e j (ωi t ＋β))＝|q ０|c o s (ωi t ＋β)(９)由式(９)可知,复数q ０的模|q０|为磁轴承激励下转子系统各个自由度的响应幅值;相位β为各个自由度的响应相位.２㊀转子系统计算模型本文研究的双盘转子系统及轴段的有限元离散模型如图２所示.转子总长为１．２m ,相邻节点间的间隔为０．２m ,转轴直径为４０mm ,转速为３０００r /m i n.轴承支承在转子两端,两个轴承的直接刚度系数k u u 和k v v 均为１MN /m ,直接阻尼系数c u u 和c v v 均为１００N s /m ,交叉刚度系数k u v 和k v u 以及交叉阻尼系数c u v 和c v u 均为零.以左端轴承为０位置,圆盘D １和D ２分别位于０．４m 和０．８m 处.圆盘的厚度为５０mm ,圆盘D １和D ２的直径分别为３００mm 和２００mm .转轴和圆盘材料的弹性模量E ＝２１１G P a,剪切模量G ＝８１．２G P a ,密度ρ＝７８１０k g/m ３.图２㊀双盘转子系统计算模型F i g ．２㊀C a l c u l a t i o nm o d e l o f ad o u b l e Ｇd i s k r o t o r s ys t e m ３㊀计算结果３．１㊀转子系统固有频率和模态振型分析图３为该转子系统的C a m pb e l l 图.当转子转速为３０００r /m i n 时,转子系统的前两阶反进动固有频率分别为１８．５１H z 和５８．８７H z ,前两阶正进动固有频率分别为１８．８４H z 和６５．２７H z .从图３中可以看出,由于陀螺矩阵的作用,随着转速的增大,正进动固有频率逐渐增大,反进动固有频率逐渐减小,所以同阶反进动/正进动固有频率线随着转速的增大有相互分离的趋势.图３㊀转子系统的C a m pb e l l 图F i g ．３㊀C a m p b e l l d i a g r a mo f t h e r o t o r s ys t e m 由于同阶反进动/正进动固有频率较为接近,因此同阶反进动/正进动的模态振型相似.图４显示了当转速为３０００r /m i n 时,转子系统的前两阶正进动模态振型.对于一阶反进动/正进动模态振型,转轴进动轨道呈U 形,两个圆盘的变形方向相同;而对于二阶反进动/正进动模态振型,转轴进动轨道呈S 形,两个圆盘的变形方向始终相反.(a )一阶正进动模态振型(f n ＝１８．８４H z)(b )二阶正进动模态振型(f n ＝６５．２７H z )图４㊀转速为３０００r /m i n 时,转子系统的前二阶正进动模态振型F i g ．４㊀F i r s t t w o f o r w a r dm o d e s h a pe s of t h e r o t o r s y s t e m w h e n t h e s p i n s pe e d i s ３０００r /m i n ３．２㊀同向/反向旋转激励下转子系统动力学响应当转子转速为３０００r /m i n,通过磁轴承在转子跨中位置处施加由１００g mm ㊁０ʎ相位的不平衡量引起的同向旋转激励力时,圆盘D １和D ２的响应幅值如图５所示.从图中可以看出,在所研究的激励频率范围内,圆盘响应中出现了两个响应峰值,与图３比较可知,响应峰值对应的频率等于转速为３０００r /m i n 时转子系统的前两阶正进动固有频率,因此,同向旋转的扫频激励力激发了转子系统的正进动模态.图６显示了在响应峰值处圆盘的进动状态,其中 ˑ 表示轨迹起点, Җ 表示轨迹终点,逆时针表示正进动,顺时针表示反进动.从图６可以看出,在两个响应峰值处,圆盘均为正进动,且进动轨迹为圆形.在一阶正进动固有频率处两个圆盘的进动相位相同,而在二阶正进动固有频率处两个圆盘的进动相位相反,这与图４是一致的.当通过磁轴承在转子跨中位置处施加反向旋转的激励力时,在不同的激励频率下,两个圆盘的响应幅值如图７所示.与图３比较可知,圆盘响应峰值对应的频率等于转速为３０００r /m i n 时转子系统的前两阶反进动固有频率.图８显示了在响应峰值处两个圆盘的进动状态,可以看出,两个３０９ 磁轴承激励下转子系统动力学特性李胜远㊀郑龙席圆盘均为反进动,且进动轨迹为圆形,因此,反向旋转的扫频激励力激发了转子系统的反进动模态.当转子系统反进动时,由于转轴的纤维在进(a)圆盘D１的响应振幅(b)圆盘D２的响应振幅图５㊀同向旋转扫频激励力下圆盘的响应F i g．５㊀D i s k s r e s p o n s e u n d e r c oＧr o t a t i n g s w e e p e x c i t i n g f o r c e(a)一阶正进动固有频率(b)二阶正进动固有频率图６㊀前两阶正进动固有频率处圆盘的进动状态F i g．６㊀W h i r l s t a t e o f t h e d i s k s a t f i r s t t w o f o r w a r dw h i r l n a t u r a l f r e q u e n c i e s 动过程中处于拉伸和压缩的交变状态,可能会导致转轴的高周疲劳以及由轴材料内阻引起的转子失稳,故工程应用中应避免转子系统出现反进动.(a)圆盘D１的响应振幅(b)圆盘D２的响应振幅图７㊀反向旋转扫频激励力下圆盘的响应F i g．７㊀D i s k r e s p o n s e u n d e r c o u n t e rＧr o t a t i n g e x c i t i n g f o r c e s(a)一阶反进动固有频率(b)二阶反进动固有频率图８㊀前两阶反进动固有频率处圆盘的进动状态F i g．８㊀W h i r l s t a t e o f t h e d i s k s a t f i r s t t w ob a c k w a r dw h i r l n a t u r a l f r e q u e n c i e s４０９中国机械工程第３２卷第８期２０２１年４月下半月３．３㊀单向简谐扫频激励下转子系统动力学响应当转子转速为３０００r /m i n 时,通过磁轴承在转子跨中位置处的X 方向施加简谐激励力Q X ＝(c o s ωt ,０,０,０)T,两个圆盘的响应幅值如图９所示.此时,响应峰值对应的频率等于转速为３０００r /m i n 转子系统的反进动/正进动固有频率,转子系统的反进动/正进动模态均被激发,原因如下:由欧拉公式可知c o s ωt ＝０．５(e j ωt ＋e－jωt ),因此作用在转子系统上的单向简谐激励力可以等效为同向旋转激励力Q X １＝０．５(c o s ωt ,s i n ωt ,０,０)T和反向旋转激励力Q X ２＝０．５(c o s (－ωt ),s i n (－ωt ),０,０)T之和,二者分别激发了转子系统的正进动/反进动模态;当对转子系统分别施加激励力Q X １和Q X ２时,计算所得的响应之和与图９相同,从而验证了上述分析的准确性.(a )圆盘D １的响应振幅(b )圆盘D ２的响应振幅图９㊀单向简谐扫频激励下圆盘的响应F i g ．９㊀D i s k r e s po n s e u n d e r u n i d i r e c t i o n a l h a r m o n i c s w e e p ex c i t a t i o n 图１０显示了响应峰值处圆盘的进动状态,可以看出,由于陀螺力矩的耦合作用,故X 方向的激励使Y 方向出现了响应幅值.由于两个方向的响应幅值存在差异,因此转子系统的进动轨迹为椭圆形.在不同的转速下,通过磁轴承在转子跨中位置施加简谐激励力Q X ＝(c o s ωt ,０,０,０)T,转子系统的瀑布图见图１１.由上述分析可知,此时转子系统的反进动/正进动模态均被激发,由于一阶反进动/正进动固有频率在低转速时较为接近,因此在瀑布图中的一阶反进动/正进动固有频率处未(a)一阶反进动固有频率(b)一阶正进动固有频率(c)二阶反进动固有频率(d)二阶正进动固有频率图１０㊀反/正进动固有频率处圆盘的进动状态F i g．１０㊀W h i r l s t a t e o f t h e d i s k s a t b a c k w a r da n d f o r w a r dw h i r l n a t u r a l f r e qu e n c i e s５０９ 磁轴承激励下转子系统动力学特性李胜远㊀郑龙席出现明显的双共振峰.由于陀螺力矩使二阶反进动/正进动固有频率的差值随着转速的增大而逐渐增大,所以从瀑布图中可以看出二阶反进动/正进动固有频率线随着转速的增大逐渐分离,且在较大转速时的二阶反进动/正进动固有频率处均出现明显的共振峰.本节得到的转子系统在单向简谐扫频激励下的进动状态与文献[５Ｇ６]中的实验结果相同,从而验证了本文磁轴承激励下转子系统动力学建模的准确性.(a )圆盘D１(b )圆盘D ２图１１㊀转子系统的瀑布图F i g ．１１㊀W a t e r f a l l p l o t o f t h e r o t o r s ys t e m ３．４㊀双向简谐扫频激励下转子系统动力学响应当转子转速为３０００r /m i n,通过磁轴承在转子跨中位置的X 和Y 方向分别施加简谐激励力Q X ＝c o s ωt 和Q Y ＝c o s (ωt ＋α),在不同相位值α下,两个圆盘的进动状态如表１所示.从表中可以看出此时转子系统的进动状态取决于两个方向上激励力的相位差.当相位差为π/２或３π/２时,转子系统的反进动或正进动模态被激发,转子系统以圆轨迹进动;而相位差为其他值时,转子系统的反进动/正进动模态均被激发,转子系统以椭圆轨迹进动.由此可知,在使用磁轴承对转子系统表１㊀激励力相位差对转子系统进动状态的影响T a b ．１㊀E f f e c t o f t h e p h a s e d i f f e r e n c e o f t h e e x c i t a t i o nf o r c e o n t h ew h i r l s t a t e o f t h e r o t o r s ys t e m 相位(r a d )０π/４π/２３π/４π５π/４３π/２７π/４进动方向反/正反/正反反/正反/正反/正正反/正进动轨迹椭圆椭圆圆椭圆椭圆椭圆圆椭圆做双向简谐扫频激励时,两个方向上激励力相位差的选取是至关重要的.４㊀结论(１)同向旋转的扫频激励力激发了转子系统的正进动模态,而反向旋转的扫频激励力激发了转子系统的反进动模态,两种情况下转子系统均以圆轨迹进动.(２)单向简谐激励力可以分解为同向旋转激励力和反向旋转激励力之和,因此在单向简谐扫频激励力作用下,转子系统的反进动/正进动模态均被激发,转子系统以椭圆轨迹进动.(３)在双向简谐扫频激励力作用下,转子系统的进动方向和进动轨迹取决于两个激励力的相位差.参考文献:[１]㊀A T K I N SK E ,P E R E Z R X．A s s e s s i n g Ro t o rS t a Ｇb i l i t y U s i n g Pr a c t i c a l T e s t P r o c e d u r e s [C ]//P r o c e e d Ｇi n g s o f t h e２１s tT u r b o m a c h i n e r y S y m p o s i u m．T e x Ｇa s ,１９９２:１５１Ｇ１５９．[２]㊀宁喜,王维民,张娅,等．离心式压缩机密封动态特性分析及稳定性评价[J ]．振动与冲击,２０１３,３２(１３):１５３Ｇ１５８．N I N G X i ,WA N G W e i m i n ,Z HA N GY a ,e t a l ．D yＧn a m i cP e r f o r m a n c eA n a l ys i so fS e a l s i naC e n t r i f u Ｇg a lC o m p r e s s o ra n d R o t o rS ys t e m E v a l u a t i o n [J ]．J o u r n a l o fV i b r a t i o n a n dS h o c k ,２０１３,３２(１３):１５３Ｇ１５８．[３]㊀孙正兰．离心压缩机转子动力系统的稳定性研究[J ]．风机技术,２０１３(２):２４Ｇ２７．S U NZ h e n g l a n ．S t a b i l i t y A n a l y s i s o fR o t o rD y n a m i c S y s t e m f o r C e n t r i f u g a lC o m p r e s s o r s [J ]．C h i n e s e J o u r n a l o fT u r b o m a c h i n e r y ,２０１３(２):２４Ｇ２７．[４]㊀A m e r i c a nP e t r o l e u mI n s t i t u t e ．A x i a l a n dC e n t r i f u ga l C o m p r e s s o r s a n d E x p a n d e r Ｇc o m pr e s s o r s :A P I S t a n d a r d :A P I６１７ ２０１４[S ]．W a s h i n g t o n D C :A m e r i c a nP e t r o l e u mI n s t i t u t e ,２０１４:１Ｇ３７４．[５]㊀乔晓利,祝长生,钟志贤．基于主动磁轴承的切削颤振稳定性分析及控制[J ]．中国机械工程,２０１６,２７(１２):１６３２Ｇ１６３７．Q I A O X i a o l i ,Z HU C h a n g s h e n g ,Z HO N GZ h i x i a n ．S t a b i l i t y a n dC o n t r o l f o rC u t t i n g C h a t t e rB a s e do n A c t i v eM a g n e t i cB e a r i n gs [J ]．C h i n aM e c h a n i c a l E n Ｇg i n e e r i n g,２０１６,２７(１２):１６３２Ｇ１６３７．[６]㊀B A UMA N N U．R o t o r d y n a m i c S t a b i l i t y Te s t s o n H i g h Ｇp r e s s u r eR a d i a l C o m p r e s s o r s [C ]//P r o c e e d i n gs o ft h e２８t h T u r b o m a c h i n e r y S y m po s i u m．T e x a s ,１９９９:１１５Ｇ１２２．６０９ 中国机械工程第３２卷第８期２０２１年４月下半月[７]㊀T A K A HA S H IN,MA G A R A Y,N A R I T A M,e ta l．R o t o r d y n a m i c E v a l u a t i o n o f C e n t r i f u g a l C o mＧp r e s s o rU s i n g E l e c t r o m a g n e t i cE x c i t e r[J]．J o u r n a lo fE n g i n e e r i n g f o rG a sT u r b i n e sa n dP o w e r,２０１２,１３４(３):３２５０５．[８]㊀MO O R EJ J,WA L K E RST,K U Z D Z A L MJ．R oＧt o r d y n a m i c S t a b i l i t y M e a s u r e m e n t d u r i n g D u l lＧl o a d,F u l lＧp r e s s u r eT e s t i n g o f a６０００P s i R e i n j e c t i o nC e nＧt r i f u g a lC o m p r e s s o r[C]//P r o c e e d i n g so ft h e３１s tT u r b o m a c h i n e r y S y m p o s i u m．T e x a s,２００２:２９Ｇ３８．[９]㊀MO O R EJ J,S O U L A ST A．D a m p e r S e a l C o m p a rＧi s o ni n a H i g hＧp r e s s u r e R eＧi n j e c t i o n C e n t r i f u g a lC o m p r e s s o r d u r i n g F u l lＧl o a d,F u l lＧp r e s s u r eF a c t o r yT e s t i n g U s i n g D i r e c tR o t o r d y n a m i cS t a b i l i t y M e a sＧu r e m e n t[C]//A S M E２００３I n t e r n a t i o n a lD e s i g nE nＧg i n e e r i n g T e c h n i c a l C o n f e r e n c e s a n dC o m p u t e r s a n dI n f o r m a t i o ni n E n g i n e e r i n g C o n f e r e n c e．C h i c a g o,２００３:１３１９Ｇ１３２６．[１０]㊀B I D A U T Y,B A UMA N N U,A lＧHA R T H YS M H．R o t o r d y n a m i cS t a b i l i t y o fa９５００P s iR e i n j e cＧt i o nC e n t r i f u g a l C o m p r e s s o rE q u i p p e dw i t h aH o l eP a t t e r nS e a lＧm e a s u r e m e n tv e r s u sP r e d i c t i o n T a kＧi n g i n t oA c c o u n t t h eO p e r a t i o n a lB o u n d a r y C o n d iＧt i o n s[C]//P r o c e e d i n g s o f t h e３８t hT u r b o m a c h i n e r yS y m p o s i u m．T e x a s,２００９:２５１Ｇ２５９．[１１]㊀S O R O K E SJM,S O U L A ST A,K O C HJ M,e ta l．F u l lＧs c a l eA e r o d y n a m i c a n dR o t o r d y n a m i cT e sＧt i n g f o rL a r g eC e n t r i f u g a lC o m p r e s s o r s[C]//P r oＧc e ed i n g s o f t h e３８t hT u r b o m a c h i ne r y S y m p o s i u m．T e x a s,２００９:７１Ｇ７９．[１２]㊀S O U L A S T A,K U Z D Z A L M J．R o t o r d y n a m i c T e s t i n g a n d E v a l u a t i o n o f a L a r g e C e n t r i f u g a lC o m p r e s s o r U s i n g a M a g n e t i c B e a r i n g E x c i t e r[C]//A S M E T u r b oE x p o２００９:P o w e r f o rL a n d,S e a,a n dA i r．O r l a n d o,２００９:１０５５Ｇ１０６２．[１３]㊀P E T T I N A T OBC,C L O U DC H,C AM P O SRS．S h o p A c c e p t a n c eT e s t i n g o fC o m p r e s s o rR o t o r d yＧn a m i cS t a b i l i t y a n d T h e o r e t i c a lC o r r e l a t i o n[C]//P r o c e e d i n g s o f t h e３９t hT u r b o m a c h i n e r y S y m p o s iＧu m．T e x a s,２０１０:３１Ｇ４２．[１４]㊀张天程,曹树谦,李利青,等．碰摩双转子系统弯扭耦合振动分析与实验[J]．航空动力学报,２０１９,３４(３):６４３Ｇ６５５．Z HA N G T i a n c h e n g,C A OS h u q i a n,L IL i q i n g,e ta l．A n a l y s i sa n d E x p e r i m e n to fC o u p l e d B e n d i n ga n dT o r s i o n a lV ib r a t i o no f aR u bＧi m p ac tD u a lR oＧt o r S y s t e m[J]．J o u r n a l o fA e r o s p a c e P o w e r,２０１９,３４(３):６４３Ｇ６５５．[１５]㊀G R E E N K,C HAM P N E Y S A R,L I E V E N NJ．B i f u r c a t i o n A n a l y s i s o f a n A u t o m a t i c D y n a m i cB a l a n c i n g M e c h a n i s m f o r E c c e n t r i c R o t o r s[J]．J o u r n a l o f S o u n da n d V i b r a t i o n,２００６,２９１(３/５):８６１Ｇ８８１．[１６]㊀N E L S O N H D,M C V A U G H J M．D y n a m i c so f R o t o rＧb a r i n g S y s t e m s U s i n g F i n i t eＧe l e m e n t s[J]．J o u r n a lo f M a n u f a c t u r i n g S c i e n c ea n d E n g i n e e rＧi n g,１９７６,９８(２):５９３Ｇ６００．[１７]㊀李胜远,郑龙席,贾胜锡,等．脉冲爆震载荷作用下转子系统动力学特性[J]．航空动力学报,２０１９,３４(９):１９３６Ｇ１９４３．L IS h e n g y u a n,Z H E N G L o n g x i,J I A S h e n g x i,e ta l．D y n a m i cC h a r a c t e r i s t i c so fR o t o rS y s t e m S u bＧj e c t e d t oP u l s eD e t o n a t i o nA e r o d y n a m i cL o a d s[J]．J o u r n a lo fA e r o s p a c eP o w e r,２０１９,３４(９):１９３６Ｇ１９４３．[１８]㊀宋晓光,崔立,郑建荣．斜齿轮柔性转子轴承系统非线性动力学分析[J]．中国机械工程,２０１３,２４(１１):１４８４Ｇ１４８８．S O N G X i a o g u a n g,C U I L i,Z H E N G J i a n r o n g．N o n l i n e a r D y n a m i c s A n a l y s i s o f F l e x i b l e R o t o rB e a r i n g S y s t e m w i t h H e l i c a lＧg e a r[J]．C h i n a M eＧc h a n i c a l E n g i n e e r i n g,２０１３,２４(１１):１４８４Ｇ１４８８．[１９]㊀张磊,裴世源,徐华,等．摇摆工况下错位瓦轴承支撑的转子系统动力学特性[J]．中国机械工程,２０１７,２８(１８):２１６１Ｇ２１７０．Z HA N GL e i,P E IS h i y u a n,X U H u a,e ta l．D yＧn a m i c sC h a r a c t e r i s t i c so fR o t o rS y s t e m S u p p o r t e db y O f f s e tB e a r i n g su n d e r R o l l i n g C o n d i t i o n s[J]．C h i n a M e c h a n i c a l E n g i n e e r i n g,２０１７,２８(１８):２１６１Ｇ２１７０．[２０]㊀F R I S Z Z W E L L MI,P E N N YJE T,L E E SA W,e t a l．D y n a m i c so fR o t a t i n g M a c h i n e s[M]．N e wY o r k:C a m b r i d g eU n i v e r s i t y P r e s s,２０１０:２５１Ｇ２５３．(编辑㊀王旻玥)作者简介:李胜远,男,１９９２年生,博士研究生.研究方向为航空发动机转子动力学.EＧm a i l:l s h y＠m a i l．n w p u．e d u．c n.郑龙席(通信作者),男,１９７０年生,教授㊁博士研究生导师.研究方向为航空发动机燃烧与流动,新概念航空航天推进技术,航空发动机强度㊁振动与可靠性.EＧm a i l:z h e n g l x＠n w p u．e d u．c n.７０９磁轴承激励下转子系统动力学特性 李胜远㊀郑龙席。

高速永磁同步电机的损耗分析与温度场计算一、概述高速永磁同步电机（HighSpeed Permanent Magnet Synchronous Motor, HSPMSM）作为现代工业自动化领域的关键设备，因其高效率、高功率密度和良好的控制性能，在航空航天、高速列车、电动汽车等重要领域得到广泛应用。

高速运行条件下，电机内部的热效应和温升问题成为限制其性能和可靠性的关键因素。

电机的损耗分析和温度场计算对于理解其热行为、优化设计以及确保运行安全至关重要。

本论文旨在对高速永磁同步电机的损耗和温度场进行系统分析。

将对电机的损耗类型进行分类，包括铁损、铜损和杂散损耗，并探讨各种损耗在高速运行条件下的变化规律。

将详细介绍基于有限元方法的电机温度场计算流程，涉及热生成、对流散热、热传导等关键物理过程。

通过实验验证和仿真结果对比，评估所提方法的有效性和准确性，为高速永磁同步电机的热管理提供理论依据和技术支持。

1. 高速永磁同步电机的发展背景和应用领域随着科技的不断进步和工业的快速发展，电机作为转换电能为机械能的核心设备，其性能的提升与技术的革新显得尤为重要。

高速永磁同步电机（HighSpeed Permanent Magnet Synchronous Motor,HSPMSM）作为现代电机技术的一个重要分支，凭借其高效、高功率密度、高转速和低维护等特性，在多个领域展现出了广阔的应用前景。

发展背景方面，随着全球能源危机的加剧和环境保护意识的提升，高效节能型电机成为了研究的热点。

高速永磁同步电机正是在这一背景下应运而生，它不仅继承了传统永磁同步电机的高效率特性，而且通过提高转速，进一步提升了能量转换效率和功率密度。

新材料、新工艺的不断涌现，也为高速永磁同步电机的设计与制造提供了更多的可能性。

应用领域方面，高速永磁同步电机已被广泛应用于风力发电、新能源汽车、航空航天、高速机床、压缩机等多个领域。

在风力发电中，高速永磁同步电机的高效性能和稳定性为风能的高效利用提供了保障在新能源汽车中，其高功率密度和快速响应特性使得车辆加速更加迅速和平稳在航空航天领域，其高转速和轻量化特点使得其在飞行器的动力系统中占据了重要地位。

图1TRT 止推轴承为金斯蓓蕾式可倾瓦图山西冶金SHANXI METALLURGY Total 173No.3，2018DOI:10.16525/14-1167/tf.2018.03.39总第173期2018年第3期TRT 推力轴承温升机理及其抑制措施曹文俊（宝武集团广东韶关钢铁有限公司，广东韶关512123）摘要：基于热平衡原理，分析了某TRT 机组滑动止推轴承温度超高的原因，提出了降低轴瓦温升的方法与措施。

实践证明，通过增大轴承润滑油量、减小透平机轴向载荷等措施，有效降低了轴瓦温度。

关键词：滑动轴承热平衡润滑温升机理分析中图分类号：TH133.3文献标识码：A文章编号：1672-1152（2018）03-0100-04收稿日期：2018-03-27作者简介：曹文俊（1980—），男，硕士，工程师，毕业于湖北工业大学，现主要从事冶金设备技术与管理工作。

TRT 是利用高炉炉顶煤气的余压余热，把煤气导入透平膨胀机，使压力能和热能转化为机械能，驱动发电机发电的一种能量回收装置[1]。

滑动轴承因其结构简单，载重大、使用寿命长等优点在大型旋转机组中有着广泛的应用。

大型滑动轴承轴瓦衬层材质一般为低熔点的软质合金。

温度是滑动轴承运行的一个重要参数，过高的温度一方面加速了润滑油的老化，另一方面使轴瓦瓦面材质软化而导致轴承失效，严重时甚至发生烧瓦，从而引起设备事故。

控制轴承温度是保证轴承正常稳定运行的关键之一，大型机组中轴承温度一般设置报警值、停机值。

因该滑动轴承推力瓦块工作面为巴氏合金，其熔点较低，为了保证轴承的正常工作，轴承的最高温度不能超过其熔点，工程实际上会设置轴承温度报警值、停机值。

宝武集团广东韶关钢铁有限公司（以下简称韶钢）8号TRT 机组于2008年投产，2013年以来频繁发生推力瓦温度高故障，严重影响机组的安全运行。

1滑动止推轴承工作原理TRT 转子运行时主要受到的轴向力有：高炉煤气作用在透平机转子动叶上的作用力、发电机电磁力、转子自身质量在轴向的分力等，这些力的合力通常被称为残余轴向力。

青铜峡四号水轮发电机组推力轴承及下导轴承运行温度分析一、四号水轮发电机组主要特性参数如下：水轮机型号ZZ-LH-550，额定水头90m，单机额定流量0.6m3/s，额定转速1000r/min，额定出力400kw。

发电机型号SFW400-6/850，额定转速1000r/min，额定出力400kw，功率因素cos =0.8。

推力轴承型式：刚性支柱式，推力轴承与下导轴承公用一个油槽。

二、现象描述：4号机运行时，推力瓦及下导瓦温度偏高，特别是汛期温度更是一直居高不下，接近警报温度或者越限运行，严重威胁着机组的安全运行因此，为了做到可控、预控、在控、防止因温度越限或告警而引起机组非计划停运，特对4F机推力温度参数进行运行分析。

采取相应的预防措施，将设备运行温度控制在规定范围内，实现机组安全运行。

三、运行现状：推力瓦及下导瓦相比其他机组温度普遍偏高6-7度，坝前取水压力0.15MPA，我蜗壳取水压力0.16MPA，油冷器供水压力0.12MPA ,均符合水压要求，摆度X 方向0.25MM，Y方向。

0.27MM。

推力油位在正常范围之内。

在各负荷区域变化不大。

冷热风及定子卷线温度都在规定值内，与其他机组变化不大。

切换效果没有明显变化，始终在48-50度范围内运行。

四、原因：1、轴瓦的间隙调整不合适。

2、润滑油脂不合格润滑油中有杂质油质劣化，油自身不清洁或运行中油劣化，3、轴瓦有异物4、轴承冷却水中断，水质不良，容易造成冷却水管的堵塞，从而影响了设备冷却效果；冷却循环系统堵塞。

5、温度巡检仪及测温元件测、温回路有问题。

6、机组长周期的运行致使设备温度居高不下；7、周围环境温度过高使冷却介质温度升高，导致设备冷却效果不好；8、机组振动引起轴瓦温度升高,9、水轮机转轮选型不合适，造成水推力过大。

⑴水轮机设备制造加工工艺水平较低主要表现在轴瓦材质不良，主轴与推力镜面的垂直度不符合要求，造成轴瓦与推力镜面干磨现象严重，二者的配合面摩擦加剧，瓦温升幅大。

汽轮机的推力轴承主要承担转子的轴向推力，确定转子在汽缸的轴向位置。

径向轴承在转子旋转时生成油膜，主要承担转子的质量和由于转子质量不平衡引起的离心力，并确定转子的径向位置。

推力轴承是用来专门承受轴向力的专用轴承，就是轴平行的方向力的轴承，也称作止推轴承。

推力球轴承是一种分离型轴承,轴圈、座圈可以和保持架、钢球的组件分离。

轴圈是与轴相配合的套圈，座圈是与轴承座孔相配合的套圈，和轴之间有间隙；推力球轴承只能够承受轴向负荷，单向推力球轴承是只能承受一个方向的轴向负荷，双向推力球轴承可以承受两个方向的轴向负荷；推力球轴承不能限制轴的径向位移，极限转速很低，单向推力球轴承可以限制轴和壳体的一个方向的轴向位移，双向轴承可以限制两个方向的轴向位移。

推力滚子轴承用于承受轴向载荷为主的轴、径向联合载荷，但径向载荷不得超过轴向载荷的55%。

与其他推力滚子轴承相比，此种轴承摩擦因数较低，转速较高，并具有调心性能。

29000型轴承的滚子为非对称型球面滚子，能减小滚子和滚道在工作中的相对滑动，并且滚子长、直径大，滚子数量多，载荷容量高,通常采用油润滑，个别低速情况可用脂润滑。

在设计选型时，应优先选用；80000型推力圆柱滚子轴承、90000型推力圆锥滚子轴承和AXK型推力滚针轴承，可以承受单向的轴向载荷，它比推力球轴承的轴向载荷能力大得多，并且刚性大、占用轴向空间小。

推力圆柱滚子轴承和推力滚针轴承适用于转速低的场合，推力圆锥滚子轴承转速稍高于推力圆柱滚子轴承。

径向轴承是主要承受径向力的轴承。

轴被轴承支承的部分称为轴颈，与轴颈相配的零件称为轴瓦，做成整圆筒形的轴瓦称为轴套。

装轴瓦的部分总称壳件，其上半部称为轴承盖，下半部称为轴承座。

盖和座用螺柱联接，两者的接合面由止口或销钉定位，并可放置不同厚度的垫片以调节轴承间隙。

多数轴承的接合面是水平的，也有倾斜的，以适应载荷方向接近垂直于接合面的要求。

为便于润滑油进入摩擦面之间，轴承盖上开有注油孔，轴瓦上有分配润滑油的轴向油槽。

汽轮机组推力瓦轴承温度升高的原因分析我厂所用汽轮机为N4.2-3.60型4.2MW凝汽式汽轮机。

本人在学习与实际操作中，认识到保障及影响汽轮机安全经济运行的因素有：轴位移、轴振动、润滑油系统、保安油系统、轴承温度、冷凝水系统等。

本人在论文中着重以汽轮机轴承温度对汽机运行地影响展开论述介绍。

汽轮机组推力瓦轴承的主要作用是承受汽轮机转子在运行中的轴向推力，维持汽轮机转子和静止部件间的正常轴向间隙，因此，推力轴承的正常工作是汽轮机组安全经济运行的先决条件之一。

在汽轮机组运行中，影响推力瓦温度的因素有很多，在此主要阐述其原理与处理措施。

汽轮机知识要点 (3)1、汽轮机结构 (3)2、汽轮机的工作原理 (3)2.1、推力轴承结构 (5)2.2、推力轴承作用 (6)2.3、推力轴承受力分析 (6)三、推力瓦轴承温度升高的原因分析 (7)3.1、润滑油系统异常或进入杂质 (7)3.2、汽轮机发生水击或蒸汽温度下降 (8)3.3、汽轮机临界转速喘振情况下 (10)3.4、汽轮机启停不当 (12)3.5、蒸汽品质不良，叶片结垢、蒸汽流量不足 (13)3.6、机组突然甩负荷，或调速汽门突然失灵关闭 (14)四、建议 (14)总结 (15)实习体会 (16)汽轮机知识要点1、汽轮机结构我厂所用汽轮机为N4.2-3.60型4.2MW凝汽式汽轮机。

本汽轮机为单缸凝汽式汽轮机，本体主要由转子部分和静子部分组成。

转自部分包括整锻转子、叶片、危急遮断器、盘车齿轮、联轴器等；静子部分包括汽缸、蒸汽室、喷嘴组、调节级护套、隔板、汽封、轴承、轴承座、调节汽阀等。

2、汽轮机的工作原理汽轮机是利用水蒸汽的热能作功的旋转式原动机。

汽轮机在工作时先将水蒸汽的热能转变为水蒸汽的动能，再把水蒸汽的动能转变成转轴旋转的机械能。

具有一定温度和压力（蒸汽温度420-445℃，压力3.3-3.8MP）的过热蒸汽通过汽轮机级时，首先在喷嘴叶栅中将蒸汽具有的热能转变成为动能，因喷嘴截面形状沿汽流方向变化，蒸汽的压力、温度降低，比容增大，流速增加，即蒸汽在喷嘴中膨胀加速，将热能转变成动能，然后在动叶栅中将其动能转变成为机械能。

推力轴承温度高原因分析及处理杨立铭国电宝鸡第二发电有限责任公司，陕西宝鸡 721405【摘要】本文深入分析了造成推力轴承温度高的原因,从推力轴承的检修以及锅炉、汽机各系统的调节全方位入手，采取相应措施,有效降低了推力轴承工作面温度，保证了汽轮机组的安全可靠运行。

【关键字】球面自位能力；轴向推力，推力轴承温度再热器减温水某公司300MW机组汽轮机是东方汽轮机厂生产的N300—16.7／537／537—4型亚临界、一次中间再热、单轴、双缸、双排汽、冲动凝汽式汽轮机。

其中推力轴承为活支可倾瓦块型(即密切尔型），为了尽量减小高中压转子两端轴承的跨距，布置在中间轴承箱＃2支持轴承后侧，见下图,采用了独立结构的推力轴承，带有球面瓦套，依靠球面的自位能力保证推力轴承块载荷均匀.机组运行中推力轴承出现下半各瓦块长期温度高,达到94℃，严重影响机组安全稳定运行，期间曾因为推力轴承块温度突然升高到110℃引起保护动作，导致机组非计划停运。

原因分析1、从运行中推力轴承各瓦块温度看，下瓦最下部#4瓦块温度最高，其它瓦块按线性由#4瓦块向两边递减，可判断个别瓦块受力较重，推力轴承自位能力较差。

检查中发现推力轴承布置的＃2轴承箱体存在严重变形问题,推力轴承套下半装入轴承箱时，两侧明显受挤压无法正常装入，导致装配后瓦套也产生变形，瓦体外球面与瓦套内球面在两侧中分面处存在严重卡口现象，使推力轴承被卡死，球面失去自位调整能力，导致运行中各推力瓦块受力不均，造成个别瓦块受力大,温度超标。

2、根据机组热力性能试验报告显示,高压缸效率81。

41%，低于高压缸设计效率86.25％；中压缸效率94。

13％，高于中压缸设计效率91。

55％，高压缸效率低,使高压排汽压力超压，造成中压缸进汽压力最大达到3.7MPA，超过设计值0.4Mpa，使得中压缸做功增多,中压推力增加，推力轴承符合增加。

同时，从性能实验报告中看到，中压缸平衡盘即高中压间过桥汽封漏汽量达到再热蒸汽流量的9％，大大超过设计漏汽量,也比通常机组3％漏汽量大了两倍以上.从而可以看出，高中压缸之间汽封间隙可能超标，致使漏气增大，也使轴系推力显著增加，推力轴承块承载负荷随着增大，直接引起推力轴承温度增高。