篇超聲減摩機(jī)理及轉(zhuǎn)子系統(tǒng)摩擦抑制應(yīng)用研究

AThesisinMechanicalDesignandResearchonUltrasonicanti-frictionandtheinhibitionoffrictionofrotorsystembyYaoSupervisor：ProfessorWenJune2014感謝：國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(973計(jì)劃，2011CB706504)國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(973計(jì)劃，2012CB026006)國家高技術(shù)發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃，2012AA062002)國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目 對本課題的大力資東東本文以彈性理論和摩擦學(xué)理論為依據(jù)，結(jié)合動力學(xué)分析法，分別對平面接觸和圓柱ResearchonUltrasonicanti-frictionandtheinhibitionoffrictionofrotorsystemWiththedevelopmentofmodernscienceandtechnologycontinuestoprogress,andtomeettherequirementsofthedevelopmentoftheindustrializationprocess.Therequirementsoftheoperatingparametersofthemechanicalequipmentarerising.Therefore,theproblemoffrictiononmechanicalequipmentis ingincreasinglyapparent.Suchasrotatingmachinery,toimproveefficiency,modernrotatingmachineryturnstatorgapgettingsmaller,thuslikelyturnstatorcontactandfrictioninoperation.Thefrictionbetweenthecontactsurfaceswillresultinwearandheat,andthenwillcausegreatharmtotherotorsystem.Antifrictioncausedbytheultrasonicvibrationasanovelmethodtoreducefrictionwidespreadattention.ThispaperbasedonthetheoryoftribologyandelasticHertztheory,bondkineticsysis,yzedthetheoryoftheantifrictionprincipleofthesurfacecontactandtheconcavecylindricalcontact,andappliedtotherotorsystemwithfaultofthefrictionalheatbending.Thispaperyzeditsprinciplesoffrictionandvibrationsuppression.Andverifiedthetheoreticalresultsbyexperimentalqualitatively.Themainworkofthispaperincludesthefollowingaspects.yzedthetheoryoftheantifrictionprincipleofthesurfacecontactandtheeffectofthecontactnormal,thesurfaceroughness,thefrequencyandamplitudeoftheultrasonicExpandthetheoryofthesurfacecontacttotheconcavecylindricalcontact;alsostudiedtheeffectsofvarioussystemparametersontheeffectsoffriction,inaddition,includetheeffectoftheradiusdifferenceofthetwocylindricalsurfaces.Studiedtherotorsystemwithfaultofthefrictionalheatbending,appliedthetheoryofultrasoundantifrictiontosuppressvibrationandfrictionrotorsystem.Researchedthechangesinthetemperatureoftheheatcausedbyfriction,andstudiedthevibrationresponseandstability,andtheamountofthermaldeformation.Verifiedtheantifrictioneffectofultrasonicvibrationsontwonarcontactedbyexperiment,andconfirmedtheapplicationinthesuppressionoftherotorsystemfrictionand:ultrasoundantifriction;rotorsystem;rubbingrotorwiththermalsuppressvibrationand獨(dú)創(chuàng)性..............................................................................................摘 第一章緒 本文研究的目的及意 國內(nèi)外研究現(xiàn) 旋轉(zhuǎn)機(jī)械摩擦抑制的研 超聲減摩機(jī)理研究現(xiàn) 超聲減摩的應(yīng)用研究進(jìn) 本文的主要研究內(nèi) 第二章平面接觸減摩機(jī)理分 摩擦學(xué)相關(guān)理 表面形貌參 表面形貌的統(tǒng)計(jì)參 摩擦系數(shù)與滑動速度的關(guān) 水平方向超聲振動減摩機(jī) 理論分 數(shù)值模 垂直方向超聲波振動減摩機(jī) 粗糙表面的接觸分 等效力求 各參數(shù)對減摩效果的影 接觸表面間的動力學(xué)分 本章小 第三章柱面接觸減摩機(jī)理分 圓柱面接觸模型的建 等效力分 等效力求 各參數(shù)對減摩效果的影 接觸表面間的動力學(xué)分 動力學(xué)模 各參數(shù)對平均摩擦系數(shù)的影 本章小 第四章超聲在轉(zhuǎn)子系統(tǒng)摩擦抑制中的應(yīng) 概 局部熱彎曲轉(zhuǎn)子系統(tǒng)建 轉(zhuǎn)子碰摩 二維方法建 熱彎曲轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)建 超聲對摩擦熱彎曲的影響分 超聲振動對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)的影 超聲對摩擦生熱的影 超聲對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定性的影 本章小 第五章超聲減摩實(shí) 平面減摩實(shí) 實(shí)驗(yàn)?zāi)?實(shí)驗(yàn)設(shè) 實(shí)驗(yàn)步 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及結(jié) 超聲在轉(zhuǎn)子摩擦與振動抑制中的應(yīng)用實(shí) 實(shí)驗(yàn)?zāi)?實(shí)驗(yàn)設(shè) 實(shí)驗(yàn)步 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及結(jié) 本章小 第六章結(jié)論與展 結(jié) 本文創(chuàng)新 展 參考文 致 攻 期間 及成 本文研究的目的及意如果將超聲減摩機(jī)制作用于轉(zhuǎn)靜子接觸面上，可以起到以用減小，從而減少原接觸位置的發(fā)熱和磨損，延長靜子和轉(zhuǎn)子的使用。國內(nèi)外研究現(xiàn)旋轉(zhuǎn)機(jī)械摩擦抑制的研超聲減摩機(jī)理研究現(xiàn)未接觸且懸浮間隙較大時(shí)，服從聲輻射理論。未接觸且懸浮間隙較小時(shí)，服從擠壓膜理論。在小間隙內(nèi)，超聲振動將會引起[13,14]，并分別采用數(shù)值和解析兩種方法對擠壓膜的承載力進(jìn)行求解[15]接觸但預(yù)壓力較小時(shí)，減摩機(jī)理研究尚不完善。1943年，claypoole[16]就已通過進(jìn)行實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，振動會對摩擦系數(shù)產(chǎn)生不小的影響，他外部振動可以使得摩擦系數(shù)變的極小，系數(shù)降低。國外Kumar等[20]研究了不同振動方向?qū)Τ暅p摩效果的影響，并通過實(shí)驗(yàn)[29]，如果能將這些進(jìn)展與超聲減摩的機(jī)理研究相結(jié)合，預(yù)計(jì)能取得比較接觸且預(yù)壓力較大，服從摩擦學(xué)理論。此時(shí)超聲波不能起減摩作用，且超聲能超聲減摩的應(yīng)用研究進(jìn)近場超聲懸浮和超聲減摩技術(shù)是隨著超聲技術(shù)和超聲馬達(dá)技術(shù)的發(fā)展出現(xiàn)的新技術(shù)，其中重要的研究進(jìn)展都在近二十年內(nèi)取得。1992的no教授發(fā)現(xiàn)超聲本又實(shí)現(xiàn)了超聲懸浮電機(jī)和超聲懸浮輸送原理樣機(jī)，如圖1.1所示[31]。1.1Fig.1.1Modelschematicultrasound

1.2Fig.1.2Ultrasound工作，制作了超聲波徑向軸承(1.2所示)。他們發(fā)現(xiàn)在工況相同的條件下，超聲波本文的主要研究內(nèi)兩個(gè)圓柱面接觸時(shí)，以彈性理論為依據(jù)，對沿接觸法線方向的超聲振動減摩擦學(xué)相關(guān)理表面形貌參2.1Fig.2.1Surfacetopographycontours2.1所示，X軸為輪廓的平均高度線，也稱為中心線，輪廓曲線輪廓算術(shù)平均偏差，也稱作中心線平均值Ra值R1

z(x)dx

1

L

ini輪廓 偏差，也稱作 值，可表示1LL20[1LL20[z(x)]d1最大峰谷距Rmax，即最與最低谷間的高度差中線截距平均值Smax，即輪廓曲線與輪廓平均高度線各個(gè)交點(diǎn)間的截距Sm的平等高線圖。用一系列等高線來表示粗糙表面的起伏變化表面形貌的統(tǒng)計(jì)高度2.2所示，X軸為平均高度線，即中心線，Z軸為輪廓曲線高度方向，曲線上各個(gè)點(diǎn)的高度為z。可以按如下方法繪制概率密度分布曲線：(a)輪廓曲線 (b)高度分布直方圖圖2.2粗糙表面輪廓高度分布密度曲線Fig.2.2Roughsurfaceprofileheightdistributiondensity2 (z)

2e2式中——粗糙度的均式(2.3)表示的是標(biāo)準(zhǔn)的Gauss分布，(z)表示的意義是不同的輪廓高度出現(xiàn)的概率。從理論上講，高斯分布曲線的范圍是遍布整個(gè)空間的，即從~，但是實(shí)際上分布曲線99.9%都集中在3~3的范圍內(nèi)，因此實(shí)際中經(jīng)常以3Gauss分分布曲線的偏S1z3(z)d 3其偏態(tài)值為零。而S>0的稱為正偏態(tài)，S<0的稱為負(fù)偏態(tài)。K1z4(z)d 4(a)偏 (b)峰2.3Fig.2.3Deviationdistribution摩擦系數(shù)與滑動速度的摩擦系數(shù)0與滑動速度v的關(guān)系已經(jīng)通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行歸納[40]，可以用如下形示式中0v——相對滑動速

0(abv)ecv a、b、c、d的值代入摩擦系數(shù)的表達(dá)式中，可以得到摩擦系數(shù)與滑動速度的變2.4所示。隨著相對滑動速度的逐漸增大，摩擦系數(shù)先增大，在滑動速度v>1m/s之后，便開始逐漸減小，直至趨近于0.2。Fig.2.4Diagramoffrictioncoefficientvarieswiththesliding水平方向超聲振動減摩機(jī)理論分2.5XvX方向夾角為的角

vvm 其中式中vm——超聲振動速度的幅值——超聲振動的角2.5Fig.2.5Modelofthelevelultrasonic依據(jù)幾何關(guān)系，可得到滑塊相對于水平支撐面的實(shí)際滑動速度vrv2v2-2vv

0tT2vrv2v22vv T/2tT 2.6Fig.2.6Vectorofvelocityand擦力Ffr與其方向相反，它在X方向的分量Ff為宏觀上的摩擦力，滑塊在X方向的Ffr[(abv)ecvrd]F

式中FnFfF1TF[(abv)ecvd]cosd

T T0 1 0tT2 vcos(v)2cos

[1

1 T2tT v [12 ()2]2

Ff/ 1{0[(abv)ecvrd]

1vm π v v [12 ( )2] 2π[(abv)ecvrd]

1vm

v v [12 a.( )2 當(dāng)vvmcos時(shí)，

C vm1{0[(abv)ecvrd]

1vm π v v [12v

b.(v

)2]C[(abv)ecvrd]

1vm

v v [12 )2]

1vm

C v v C[12v

d.(v

)20 0)0數(shù)值模a、b、c、d的值代入式(2.15)中，令mvmv=0.1m/sv (b)Fig.2.7Graphoffrictioncoefficientvariationwithspeedratio其中，0表示當(dāng)超聲振動方向平行于滑塊滑動方向時(shí)的情況，而900，變化率由大變?。辉诖怪狈较虺暡ㄕ駝訙p摩粗糙表面的接觸2.8Fig.2.8Contactmodeloftworough12兩表面粗糙度的均值分別為1和2，h為兩表面中心線間的距離。它們之間的 性平面的接觸，如圖2.9所示。122.9Fig.2.9Simplifiedmodelofroughsurfacesin2.9所示，兩表面間單位面積上的預(yù)壓緊p，剛性平面的滑動速度為v0，粗糙表面上超聲波振動的幅值為A，角頻率為。IpIFIF

式中IpFFtF ——一個(gè)超聲波振動周期中，超聲懸浮力對剛性平面的沖Fa預(yù)壓緊力兩表面間單位面積上的預(yù)壓緊力可以表示為p

式中n——粗糙表面單位面積上的微凸體數(shù)(mm2E——粗糙表面材料的綜合彈性模量(N/mm2 1 1 1 式中R——粗糙表面微凸體的半徑(μm)；——表面粗糙度的 值(μmh0 ——只有預(yù)壓緊力作用時(shí)，剛性表面到粗糙表面中性面的距離。 1

IP

pdt nER22e3

式中T超聲振動動態(tài)接觸力在超聲波振動動態(tài)接觸作用下，粗糙表面中心線到剛性表面間的距離為hAsin(t) 3[hAsin(tF

T T

3

Fdt令

nER22e44

d πM22

8nER1

22F

超聲懸浮力兩表面間單位面積上的超聲懸浮力為

2式中

Fa

——介質(zhì)的密度(kg/m3c——介質(zhì)中的聲速(m/s)—超聲波振動的幅值μm—兩平面間的懸浮高度μm；

2 Fd

c

將式(2.20)、式(2.23)和式(2.25)代入式(2.17)中，可得到p、FtFa三者共同作用 h0 A2 e h2hh 波振動的振幅A的變化曲線，如圖2.10所示。2.1本章所用參數(shù)表Table.2.1Parametersusedinthis參 數(shù)材料的綜合彈性模量E(N/mm2 材料表面粗糙度的 值(μm材料表面微凸體的半徑R(μm3單位名義接觸面積上的微凸體數(shù)n初始預(yù)壓緊力p(N/m2)1介質(zhì)的絕熱系數(shù)介質(zhì)的密度)介質(zhì)中的聲速 2.10Fig.2.10Graphoftherelationshipbetweentheamountoffloatingrigidflatand[hh0AFtp 一個(gè)超聲波振動周期內(nèi)，兩表面間的2π動態(tài)接觸力F F 2π t

2π 1[hh0Ft2πtd2

2.112.11Fig.2.11Graphoftherelationshipbetweenequivalentcontactand各參數(shù)對減摩效果的影浮量h和等效接觸F0分別隨超聲波振動A的變化曲線。本節(jié)將會研究不同參數(shù)對預(yù)壓緊力對減摩效果的影響單位面積上的初始p分別取5104N/m2、10104N/m2、15104N/m2、20104N/m2時(shí)，可得在不同預(yù)壓緊力作用下剛性平面的上浮量和等效接觸力與超聲波振動幅值的關(guān)系，結(jié)果如圖2.12所示。性平面的上浮量h隨之降低，并且在預(yù)壓緊力比較小時(shí)，降低的速率較大，隨著預(yù)壓(a)上浮 (b)等效接觸2.12.Fig.2.12Comparisongraphof 表面粗糙度對減摩效果的影響其他參數(shù)一定，當(dāng)取不同大小的粗糙度，0.2、0.3、0.4、0.5時(shí)，可得在不同表面粗糙度下的剛性平面上浮量hF0隨超聲波振動幅值的變化曲線，結(jié)果如圖2.13所示。(a)上浮 (b)等效接觸2.13Fig.2.13Comparisongraphofdifferentsurface的增大，剛性平面的上浮量hF0隨之增大。即表面越粗糙，減接觸表面間的動力學(xué)分對剛性平面進(jìn)行動力學(xué)分析，如2.14所示2.14剛性平面的動力學(xué)模Fig.2.14Dynamicmodelofarigid剛性平面在水平方向以速度v0滑動，在垂直方向受到以vzcos規(guī)律振動的超聲波作用，其中，vzA，A為超聲波振動的振幅，為超聲波振動的角頻率，則兩表面間的vr與水平方向

v v2v2cos v2v2cos2v v0 v2v2cos2vr由于實(shí)際摩擦力總是物體的相對運(yùn)動，所以兩表面間的實(shí)際摩擦力Ffr與合速FfFfr Ff即為兩表面之間在水平方向上的摩擦力分量，可求得沿水平方向的摩擦系數(shù)FfFfrcos0

由式(2.34)，

在超聲波振動的一個(gè)周期內(nèi)，兩表面間的平均摩擦力F F 2 2π 0其中(abv)ecvrd； Fe(hh0Aesin) 在一個(gè)周期內(nèi)，兩表面之間的平均摩擦系數(shù) f 2(abv)e

(hhA ) rd

0ein

1

π 為了描述超聲波振動的減摩效果，定0 0)0超聲振動頻率對摩擦系數(shù)的影響當(dāng)剛性平面與超聲發(fā)射面間的相對滑動速度為.m/f000Hz、100Hz、000Hz、200Hz，一個(gè)周期內(nèi)，兩表面之間的平均摩擦系數(shù).1 (b)摩擦系數(shù)隨頻率變化曲線圖2.15摩擦系數(shù)與超聲振動關(guān)系圖Fig.2.15Graphoffrictioncoefficientandultrasonic相對速度對摩擦系數(shù)的影響當(dāng)超聲振動頻率f=20000Hz，取剛性平面水平滑動的速度v00.01m/s、0.02m/s0.03m/s、0.04m/s時(shí)，一個(gè)周期內(nèi)，兩表面之間的平均摩擦系數(shù)與振幅的變化曲線如2.16所示(a)低速 (b)高速(c)AFig.2.16Graphoffrictioncoefficientandultrasonic本章小圓柱面接觸模型的建根值分別為1、2。與第二章類似，我們可以將兩個(gè)粗糙圓柱面之間的接觸轉(zhuǎn)化為一個(gè)光滑的剛性圓柱面與一個(gè)彈性模量為E、粗糙度的均值為的彈性粗糙圓柱面之間的接觸。接觸模型如圖3.1所示，其中半徑為R1的大圓為粗糙面的中性面，半徑為R2 1

3.1Fig.3.1Contactmodelbetweentwocylindrical99.9%3~3之間，以3作為高斯分布的極限，其產(chǎn)生的誤差可以忽略不計(jì)。因此可以將半徑為R1-3的圓作為粗糙圓柱面的極限面，剛性圓柱面在R13~R1范圍內(nèi)的為與粗糙圓柱面接觸的部分，在此范圍外的則認(rèn)為沒有接觸。3.2Fig.3.2Contactschematicconcave面到粗糙圓柱面的中心線間的最小距離為h0。則根據(jù)幾何關(guān)系，可得粗糙圓柱面輪廓曲h0R1R2(R1R2h0) 如圖3.2所示。hAsin(t)，粗糙圓柱面輪廓的中心線上任意點(diǎn)沿法線方向到剛性圓柱面間的距離為hAsin(thR1R2R1R2hcos。Fn、粗糙圓柱面對其的動態(tài)接觸Ft和超聲懸浮Fa在垂直方向的分量，其在此方P F

預(yù)壓緊力TT式中T

IFn0Fnd 3.3Fig.3.3Smallareaofroughcylindrical則dsR1L 式中L 3ndF n

d 3[R1R2(R1R2h0) nER22e

d dFdF

[R1R2(R1R2h0)

[R1R2(R1R2h0)

R1 R1式中R2(RRh)2(Ry0 2(R1R2h0對式(3.7)中的從0到0進(jìn)行積分，可得到總的預(yù)壓緊

1

[R1R2(R1R2h0)F nER22R

[R1R2(R1R2h0)

nER22R1 0

超聲波動態(tài)接觸力TIFt0Ftd T在動態(tài)接觸中，任意點(diǎn)處的間隙為h-Asin(t)，則在任意微小面積處的動態(tài)接 tdF t

d 3R1R2(R1R2h)cos- nER22e

d

3R1R2(R1R2h)cos-Asin(tdFtd

3

R1R2(R1R2h)cos-Asin(t

R1式中R2(RRh)2(Ry 2(R1R2對式(3.13)中的從到進(jìn)行積分，可得到總的超聲波振動動態(tài)接觸力為 R1R2(R1R2h)cos-Asin(tFt3nER

R1R2(R1R2 nERRL F

R1R2(R1R2h)

0 d 03

R1R2R1R2(R1R2h)

1 1

d R

cos 4令M2

2超聲懸浮力

R1R2(R1R2h)I R1R2(R1R2h) TIFa0Fad T1 2Fa 4c 1 2d

2dhh

1 dFdF

h) 1 4

R1L(RR(R

h)

對式(3.21)中的從π到π進(jìn)行積分，可得到總的超聲懸1 2 cR1LAπ(RR(RRh)cos)2 - 1 L2

Aπ(RR(RRh

)- 令

[R1R2(R1R2h0)0S 00

S1 e S π(RR(R1Rh) 將式(3.10)、式(3.17)和式(3.23)代入式(3.3)中，可得到FnFtFa三者共同作用MS1 2c

πS F等效力分 施加

hh

3.1本章所用參數(shù)表Fig.3.1Parametersusedinthis參 數(shù)粗糙圓柱面輪廓曲線中性面半徑R1 剛性圓柱面半徑R2 圓柱面的接觸寬度 材料的綜合彈性模量E(N/mm2 材料表面粗糙度的 值(μm 材料表面微凸體的半徑R(μm 單位名義接觸面積上的微凸體數(shù)n(mm2 初始預(yù)壓緊力Fn 介質(zhì)的絕熱系數(shù) 介質(zhì)的密度(kg/m3 介質(zhì)中的聲速 聲波振動的振幅A的變化曲線，如圖3.4所示。3.4Fig.3.4GraphoftherelationshipbetweentheamountandAsinFtFneS

F F

2π tF

2π

d1

2

0 π

3.53.5Fig.3.5Graphoftherelationshipbetweenequivalent and由圖3.5可以看出，在其他參數(shù)一定的情況下，隨著超聲波振動的幅值逐漸增大，各參數(shù)對減摩效果的影預(yù)壓緊力對超聲減摩效果的影響可得在不同預(yù)壓緊力作用下的上浮量和等效接觸力與超聲波振動幅值的關(guān)系，如圖3.63.6()可以看出，在相同振幅的超聲波作用下時(shí)，隨著預(yù)壓緊力的逐漸增大，剛性圓柱面的上浮量h隨之降低，并且在預(yù)壓緊力比較小時(shí)，降低的速率較大，隨著3.6(b)0力的增加，增大的速率逐漸降低。故可得出結(jié)論：預(yù)壓緊力越大，減摩效果越弱。 (a)上浮 (b)等效接觸3.6Fig.3.6Comparisongraphofdifferent表面粗糙度對超聲減摩效果的影響 值分別取0.3μm、0.4μm、0.5μm、0.6μm，其余參數(shù)取3.7(a)上浮 (b)等效接觸3.7Fig.3.7Comparisongraphofdifferentsurface3.7可以看到，在相同超聲波振動幅值的作用下時(shí)，隨著粗糙表面粗糙度均方根值的逐漸增大，剛性圓柱面的上浮量hF0隨之增大。得出結(jié)兩相互接觸的圓柱面的半徑差對超聲減摩效果的影響剛性圓柱面的半徑為R210mm，當(dāng)粗糙圓柱面輪廓的中心面的半徑R110.01mm、10.02mm、10.03mm、10.04mm，即半徑差R分別取0.01mm、0.02mm0.03mm、0.04mm時(shí)，其余參數(shù)如表3.1(a)上浮 (b)等效接觸Fig.3.8Comparisongraphofradius3.8可以看到，在相同超聲波振動幅值的作用下時(shí)，隨著兩接觸圓柱面半徑差接觸表面間的動力學(xué)分則在任意微小面積處的速度與摩擦力關(guān)系如圖3.9所示。vAvm 其中vmA，式中vm——超聲波振動的3.9Fig.3.9Cylindricalsurfacecontactdynamics(a)階段一 (b)階段二 圖3.10速度與摩擦力矢量圖Fig.3.10Vectorofvelocityand

v2v2 在此，由于很小，不會出現(xiàn)vrX90X軸正

0tT2T/2tK t3T2K

3T2KtT式中

v0

KT1 vm度方向相反，在X方向上的分量為dFfdFfrcos 式中dFfr——剛性圓柱面與粗糙圓柱面間在任意微小面積處的實(shí)際摩擦力，其與vr的式(3.36)兩邊同時(shí)除以動態(tài)接觸力dFtdFfdFfrcoscos dF dF 得dFf0cosd 接觸區(qū)域?qū)?yīng)為在-~的范圍內(nèi)，故對式(3.38)在此范圍進(jìn)行積分，可得在

dF

dF

其中abvecvrd

3hAsin(t dFt

3

ds

nER22R1L3

2 F F ( dF) 2π

π

F1[0 π2π

π C1

π[π 0 )dFt) 2 0 )dFt)dππ π2

其中C )vm

0 0)0各參數(shù)對平均摩擦系數(shù)的影超聲振動頻率對摩擦系數(shù)的影響剛性圓柱面的轉(zhuǎn)速050rad/sf10000Hz、15000Hz、3.11Fig.3.11Graphoffrictioncoefficientandultrasonicvibration轉(zhuǎn)動速度對摩擦系數(shù)的影響當(dāng)超聲振動的頻率f=20000Hz，剛性圓柱面的轉(zhuǎn)動角速度0分別取100rad/s200rad/s、300rad/s、400rad/s3.13.12(a)低轉(zhuǎn) (b)高轉(zhuǎn)(c)A3.12Fig.3.12Impactofspeedonthefrictioncoefficient本章小 第四章超聲在轉(zhuǎn)子系統(tǒng)摩擦抑制中的應(yīng)概局部熱彎曲轉(zhuǎn)子系統(tǒng)建4.1Fig.4.1Thecontactrubrotor

e

PnPt ex2式中，kr為碰摩剛度，為轉(zhuǎn)靜子間的摩擦系數(shù)，e x2p kr(e)(xp e k(e py (y pxpy e式(4.2)表示當(dāng)e時(shí)，沒有發(fā)生碰摩；而當(dāng)e時(shí)，碰摩現(xiàn)象發(fā)生，產(chǎn)生了非線性碰二維方法建1T12T T

K

r ??對于未發(fā)生碰摩的外表面，有?TTerd；而對于與外界接觸的內(nèi)表面，有?TTer0d。參照文獻(xiàn)[45]采用有限差分法等來進(jìn)行二維熱MTx0ET(x,y,t)yd Ay方向的變形[48]為lMyll

Ll

Ll 4EI

2Ll

l xl

L

2Ll 4EI 2 將yl、xl及相應(yīng)的轉(zhuǎn)角xlyl按照動力學(xué)模型的節(jié)點(diǎn)排列組成變形矩陣Y，求得熱彎曲的等效作用力為Fb 熱彎曲轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力4.2Fig.4.2Theabridgedgeneralviewoftherotoru 對于考慮碰摩和熱彎曲影響的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)，其動力學(xué)方程可寫為MqDqKqUFr FrFb為熱彎曲造成的彎矩矢量。Fr

0

0

bF0b

M

M

0M TT4.3Fig.4.3Thesolidmodeloftherotor力學(xué)特性的影響，建立有限元模型。表4.1所示為轉(zhuǎn)子系統(tǒng)各軸段的參數(shù)。4.4Fig.4.4Lumpedmassmodelofrotor4.1Table.4.1Rotorshaftsectionparameter123456789超聲對摩擦熱彎曲的影響4.2Table.4.2Thermal ysisofeachparameter參 數(shù)系統(tǒng)支承剛度N/m材料彈性模量

材料密度(kg/m3 熱傳導(dǎo)率(W/(m比熱容(J/(kg表面對流系數(shù)(W/(m2環(huán)境溫度超聲振動對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)的影4.5A分別為4μm、6μm、8μm的情況下時(shí)，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的時(shí)域響應(yīng)曲線。4.5中可以明顯看出，沒有超聲作用的時(shí)候，由于碰摩產(chǎn)生的摩擦熱彎曲的時(shí)Fig.4.5 超聲對摩擦生熱的影4.6(a)A8 (b)A6A4

4.7穩(wěn)態(tài)溫度場

Fig.4.7Thedistributiondiagramofsteady-statetemperature從圖4.6和圖4.7中可以看出，不加超聲振動時(shí)，轉(zhuǎn)子的熱變形量較大，局部溫度較超聲對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定性的影當(dāng)取轉(zhuǎn)速400rad/s，碰摩間隙e1105m，摩擦系數(shù)為0.2，碰摩接觸剛度為k0.5106N/m時(shí)，經(jīng)過迭代計(jì)算求得單位時(shí)間內(nèi)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)產(chǎn)生的熱量變化曲線如圖4.8(a)所示；當(dāng)其余參數(shù)不變，碰摩接觸剛度為k1106N/m時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的熱量變化曲線如圖4.8(b)所示。從圖4.8(a)中可以看出，隨著迭代次數(shù)的增加，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)單位時(shí)間內(nèi)傳遞的熱量逐漸趨于穩(wěn)定，說明轉(zhuǎn)子系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)，可以穩(wěn)定運(yùn)行；而圖4.8(b)中隨著迭代次數(shù)的增選取一系列的參數(shù)組合，來得到轉(zhuǎn)子系統(tǒng)發(fā)生摩擦熱彎曲時(shí)的穩(wěn)定區(qū)域，在一定的碰間隙下，分別通過計(jì)算來得到其在不加超聲與施加超聲時(shí)的穩(wěn)定域 (a)穩(wěn) (b)不穩(wěn)4.8Fig.4.8Heatchangegraphoftherotor4.9是當(dāng)碰摩間隙為e1106m，分別為不施加超聲振動、施加幅值為A5μm和A10μm的超聲振動時(shí)，以系統(tǒng)轉(zhuǎn)速變化為橫坐標(biāo)，接觸剛度為縱坐標(biāo)所做的系統(tǒng)穩(wěn)(a)不加超 (b)AA

4.9

Fig.4.9Distributiondiagramofstable從圖4.9(a)、4.9(b)、4.9(c)本章小平面減摩實(shí)實(shí)驗(yàn)?zāi)繉?shí)驗(yàn)設(shè)可在1%~100%范圍內(nèi)任意調(diào)節(jié)功率大超聲波振動頻率為20kHz，最大振幅為12μm。5.1Fig.5.1Schematicdiagramofneantifrictiontest實(shí)驗(yàn)步5.2Fig.5.2Diagramoftheexperimental超聲振幅分別為1.2μm、2.4μm、3.6μm、4.8μm、6.0μm時(shí)，重復(fù)步1、2，5.1Table.5.1Theweightofthesteelsheetandthe鋼質(zhì)量塊質(zhì)量塊質(zhì)量塊質(zhì)量塊質(zhì)量塊質(zhì)量塊5.2摩擦力不加超振幅振幅振幅5.3Fig.5.3Data5.4Fig.5.4Diagramofthefrictionandthepositive從圖5.4中可以看出，隨著超聲波振動幅值的增大，兩表面間的摩擦力逐步超聲在轉(zhuǎn)子摩擦與振動抑制中的應(yīng)用實(shí)實(shí)驗(yàn)?zāi)繉?shí)驗(yàn)設(shè)5.5Fig.5.5Clam5.6Fig.5.6Schematicdiagramofrotorexperimenttest圓柱面超聲換能器：柱面半徑R5mm；5.6實(shí)驗(yàn)步5.7Fig.5.7Diagramofthetest5.7所示安裝好實(shí)驗(yàn)臺，將圓柱面超聲換能器靠近轉(zhuǎn)軸，無超聲波時(shí)，可視調(diào)節(jié)夾持裝置的微調(diào)旋鈕使換能器與轉(zhuǎn)子軸段間距為0.5105m，即碰摩間隙為0.5105m；加半幅超聲振動，測得此時(shí)的時(shí)域響應(yīng)和熱場分布加全幅超聲振動，測得此時(shí)的時(shí)域響應(yīng)和熱場分布使超聲換能器的輻射端面與轉(zhuǎn)軸間距為1105m，即碰摩間隙為1105m時(shí)，2105m，即碰摩間2105m時(shí)，5.8.Fig.5.8Thedistributiondiagramoftemperaturefieldbeforethe碰摩間隙為0.5105不加超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.9所示(a)時(shí)域波形 (b)幅頻響應(yīng)5.9Fig.5.9The waveformwithouttheultrasonic加半幅超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.10所示 (a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.10加半幅超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.10The waveformwiththedemiultrasonic加全幅超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.11所示(a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.11加全幅超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.11Thetime-waveformwiththefull-sizeultrasonic(a)不加超 (b)施加半幅超(c)5.12Fig.5.12Thedistributiondiagramofthethree碰摩間隙為1105不加超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.13所示(a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.13不加超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.13Thetime-waveformwithouttheultrasonic加半幅超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.14所示(a)時(shí)域波形 (b)幅頻響應(yīng)5.14Fig.5.14The waveformwiththedemiultrasonic加全幅超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.15所示(a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.15加全幅超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.15The waveformwiththefull-sizeultrasonic(a)不加超 (b)施加半幅超(c)5.16Fig.5.16Thedistributiondiagramofthethree碰摩間隙為2105不加超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.17所示(a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.17不加超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.17The waveformwithouttheultrasonic加半幅超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.18所示(a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.18加半幅超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.18Thetime-waveformwiththedemiultrasonic加全幅超聲振動時(shí)，系統(tǒng)時(shí)域響應(yīng)如圖5.19所示(a)時(shí)域波形圖 (b)幅頻響應(yīng)圖圖5.19加全幅超聲時(shí)的響應(yīng)圖Fig.5.19The waveformwiththefull-sizeultrasonic(a)不加超 (b)施加半幅超(c)5.20Fig.5.20Thedistributiondiagramofthethree冰的為32F，水的沸點(diǎn)為212F，中間分為180等分，每等分則為華氏1度。華氏

F9C5C5(F9

在相同的碰摩間隙下，隨著所施加的超聲振動的幅值越大，其抑制轉(zhuǎn)子系本章小結(jié)通過對兩個(gè)平面間的接觸建立接觸模型，以彈性理論為依據(jù)，對超聲振動本文創(chuàng)新以彈性理論與摩擦學(xué)理論為依據(jù)，結(jié)合動力學(xué)分析方法，研究了平面接觸展參考文韓清凱,,于濤,曲濤.故障轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的非線性振動分析與診斷方法[M].：科學(xué),2010．高金吉.機(jī)械故障診治與自愈化[M].：高等教育,E．Matsuo,Y.Koike,K.Nakamura,S.Ueha,Y.Hashimoto．Holdingcharacteristicsofnarobjectssuspendedbynear-fieldacousticlevitation[J].Ultrasonics,2000,38:60-唐方圓.凹柱面支撐超聲波懸浮軸承設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)研究[D].吉林：吉林大學(xué)B.G.Bykov.Auto-balancingofarotorwithanorthotropicelasticshaft[J].JournalofAppliedMathematicsandMechanics,2013,77:369-379.溫廣瑞,,廖與禾. 斷,2013,33(4):614-619.JiangKejian,ZhuChangsheng.Multi-frequencyperiodicvibrationsuppressinginactivemagneticbearing-rotorsystemsviaresponsematchinginfrequency[J].JournalofMechanicalSystemsandSignalProcessing,2011,25(4):1417-1429.JunJiang,HeinzUlbrich,AlvaroChavez.Improvementofrotorperformanceunderrubbingconditionsthroughactiveauxiliarybearings[J].InternationalJournalofNon-LinearMechanics,2006,41(8):949-957.汪建曉,,孟光.擠壓式磁流變彈性體阻尼器_轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的振動特性試驗(yàn)[J].航空王四季,.彈支干摩擦阻尼器的轉(zhuǎn)子振動控制策略和方法[J].航空動力學(xué)Kuo-TsiChang．Anovelultrasonicclutchusingnear-fieldacousticU1trasonics,2004,43:49-Boa-TheChu,RobertE.Apfel.Acousticradiationpressureproducedbyabeamofsound[J].J.Acoust.Soc.Am,1982,72(6):1673-1687.馬希直,,王挺.近場超聲懸浮承載能力及影響因素的理論及實(shí)驗(yàn)研究[J].中國XianghuaLi,YuntaoSun,ChaoChen,ChunshengZhao.OscillationPropagatinginNon-ContactLinearPiezoelectricUltrasonicLevitationTransportingSystem—From FERROELECTRICS,ANDFREQUENCYCONTROL,2010,57(4):951-956.[15]A.Minikes,I.Bucher.Comparingnumericaland yticalsolutionsforsqueeze-filmlevitation[J].JournalofFluidsandStructures,2006,22:713-719.[16]Claypoole,w.,ASME,10,183-[17]W.littmann,H.Storck,J.Wallaschek.SlidingFrictioninthepresenceofultrasonicoscillations:superpositionoflongitudinaloscillations[J].ArchiveofAppliedMechanics71(2001):549-554.StorckH,LittmannW,WallaschekJ,etal.TheEffectofFrictionReductioninPresenceofUltrasonicVibrationsanditsRelevancetoTravellingWaveUltrasonicMotors[J].Ultrasonics.2002,40(1-8):379-383.XiaobiaoShan,HaiqunQi.LiliWang,TaoXie.Anewmodeloftheantifrictioneffectonwiredrawingwithultrasound[J].IntJAdvManufTechnol(2012)63:1047-1056.KumarVC,HutchingsIM.Reductionoftheslidingfrictionofmetalsbytheapplicationoflongitudinalortransverseultrasonicvibration[J].TribologyInternational,2004,37(10):ValentinL.Popov,JasminkaStarcevic,AlexanderE.Filippov.InfluenceofUltrasonicIn-neOscillationsonStaticandSlidingFrictionandIntrinsicLengthScaleofDryFrictionElenaTeidelt,JasminkaStarcevic,ValentinL.Popov.InfluenceofUltrasonicOscillationonStaticandSlidingFriction[J].TribolLett,2012,48:51-62.周,劉勇,袁世明等.聲懸浮對超聲減摩的影響[J].聲學(xué)學(xué)報(bào),2004,29(2):111-曲建俊姜開利張凱等.超聲驅(qū)動的超聲波振動減摩作用研究[J聲學(xué)學(xué)程光明,,邱曉陽等．超聲振動減摩現(xiàn)象的研究[J].壓電與聲光,1998,20(5):秦法濤,顧菊平,張焱等．基于摩擦學(xué)二項(xiàng)式定理的超聲振動減摩機(jī)理分析[].微電機(jī),2010,43():3942. surfaces[J].JournalofPhysicsD:AppliedPhysics,2007,40:4245-黃健萌,高誠輝.彈塑性粗糙體/剛體平面滑動摩擦過程熱力耦合分析[].機(jī)械工程學(xué)報(bào),20,4():8792.TakashiMaeno,TakayukiT