動(dòng)壓軸承的莫頓效應(yīng)建模和參數(shù)分析

仝曉萌，蔡茂林，石巖，許未晴，胡永

(1.北京航空航天大學(xué) 自動(dòng)化科學(xué)與電氣工程學(xué)院，北京 100191；2.沈陽(yáng)鼓風(fēng)機(jī)集團(tuán)股份有限公司，沈陽(yáng) 110869)

1 概述

動(dòng)壓油膜軸承因轉(zhuǎn)速高、承載能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于航空航天、船舶重工、醫(yī)藥衛(wèi)生、食品加工等領(lǐng)域。轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，油膜中產(chǎn)生的動(dòng)壓力將轉(zhuǎn)子懸浮于軸承中，使得轉(zhuǎn)子和軸承脫離接觸，而潤(rùn)滑油的黏度剪切會(huì)導(dǎo)致油膜的溫度升高，并間接對(duì)軸承和轉(zhuǎn)子有加熱效應(yīng)，通常油膜越薄，加熱效應(yīng)越明顯。在同步振動(dòng)下，轉(zhuǎn)子周向某處在旋轉(zhuǎn)一周過(guò)程中的平均油膜厚度低于另外一側(cè)，導(dǎo)致油膜對(duì)轉(zhuǎn)子加熱效應(yīng)不均勻，使得轉(zhuǎn)子周向產(chǎn)生溫差。該溫差和轉(zhuǎn)子自身的熱傳導(dǎo)同時(shí)發(fā)生，并不相悖，且轉(zhuǎn)子的熱傳導(dǎo)時(shí)間常數(shù)遠(yuǎn)大于轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)周期，因此同步振動(dòng)時(shí)轉(zhuǎn)子的周向溫度梯度無(wú)法因轉(zhuǎn)子的熱傳導(dǎo)而消失。非均勻加熱效應(yīng)會(huì)造成轉(zhuǎn)子出現(xiàn)周向溫差和轉(zhuǎn)子的熱彎曲，進(jìn)一步加劇了轉(zhuǎn)子的振動(dòng)，這種現(xiàn)象被稱為莫頓效應(yīng)，如圖1所示。莫頓效應(yīng)是一種由多物理場(chǎng)耦合引起的非線性轉(zhuǎn)子失穩(wěn)現(xiàn)象，傳統(tǒng)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)理論無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)其是否存在，文獻(xiàn)[1]將其定義為一種未被充分理解的失穩(wěn)現(xiàn)象。莫頓效應(yīng)普遍存在于油膜軸承支承的懸臂轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中。隨著設(shè)備轉(zhuǎn)速和結(jié)構(gòu)復(fù)雜度的提高，莫頓效應(yīng)已日趨普遍，其引起的過(guò)量振動(dòng)具有在時(shí)域上幅值不斷增加，相位不斷變化的特點(diǎn)，傳統(tǒng)的機(jī)械平衡手段無(wú)法發(fā)揮作用，極易造成轉(zhuǎn)子和軸承的意外損壞[2]。建立精準(zhǔn)的軸承和轉(zhuǎn)子模型，實(shí)現(xiàn)對(duì)莫頓效應(yīng)的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，對(duì)抑制或避免莫頓效應(yīng)并提高設(shè)備的安全可靠性意義重大。

圖1 莫頓效應(yīng)示意圖

當(dāng)前國(guó)際上對(duì)莫頓效應(yīng)的預(yù)測(cè)方法包括線性反饋法和非線性時(shí)域預(yù)測(cè)法。文獻(xiàn)[3]首次提出了線性反饋法，建立了軸的熱彎曲和初始彎曲間的傳遞函數(shù)，若開(kāi)環(huán)傳遞函數(shù)的實(shí)部大于1，則認(rèn)為轉(zhuǎn)子的熱彎曲不斷增大，最終導(dǎo)致系統(tǒng)不穩(wěn)定。文獻(xiàn)[4-5]假設(shè)轉(zhuǎn)子的振幅、周向溫差和熱彎曲導(dǎo)致的不平衡量均存在線性關(guān)系，若線性系數(shù)乘積的實(shí)部小于1，則認(rèn)為系統(tǒng)穩(wěn)定。線性反饋法采用短軸承理論或簡(jiǎn)化的能量方程求解油膜溫度，無(wú)法對(duì)油膜、軸承、轉(zhuǎn)子、環(huán)境間的不同熱邊界條件進(jìn)行精確建模，也無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)軸承和轉(zhuǎn)子的溫度場(chǎng)和熱變形，容易導(dǎo)致莫頓效應(yīng)的漏報(bào)和錯(cuò)報(bào)；同時(shí)，線性反饋法假設(shè)莫頓效應(yīng)僅和旋轉(zhuǎn)設(shè)備的穩(wěn)定轉(zhuǎn)速相關(guān)，無(wú)法預(yù)測(cè)軸承-轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)、形變場(chǎng)及其導(dǎo)致的莫頓效應(yīng)隨時(shí)間的變化，如文獻(xiàn)[5]在研究一臺(tái)離心式壓縮機(jī)的莫頓效應(yīng)時(shí)發(fā)現(xiàn)，在穩(wěn)定轉(zhuǎn)速為11.2×103r/min時(shí)設(shè)備出現(xiàn)振動(dòng)失穩(wěn)，但若將轉(zhuǎn)速?gòu)?0.5×103r/min迅速升高至13.6×103r/min，設(shè)備又恢復(fù)至穩(wěn)定狀態(tài)，未出現(xiàn)莫頓效應(yīng)引起的振幅過(guò)大現(xiàn)象。文獻(xiàn)[6-9]建立了非線性時(shí)域預(yù)測(cè)法，通過(guò)三維有限元模型求解流體(油膜、氣體)軸承的熱彈流模型，并通過(guò)建立精準(zhǔn)的溫度場(chǎng)和熱變形的邊界條件，求解莫頓效應(yīng)引起的轉(zhuǎn)子的周向溫差、熱彎曲和振動(dòng)隨時(shí)間的變化。文獻(xiàn)[10]通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量了可傾瓦軸承的莫頓效應(yīng)，并將轉(zhuǎn)子周向溫差與預(yù)測(cè)算法比較，驗(yàn)證了預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。

莫頓效應(yīng)對(duì)設(shè)備的運(yùn)行參數(shù)非常敏感，工業(yè)界常通過(guò)改變軸承或轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)以達(dá)到抑制莫頓效應(yīng)的目的：文獻(xiàn)[5]通過(guò)更換聯(lián)軸器減輕了約5 kg質(zhì)量；文獻(xiàn)[11]通過(guò)更換軸承將其長(zhǎng)徑比從0.39縮減至0.33；文獻(xiàn)[12]將軸承間隙增加了33%，并將軸承長(zhǎng)徑比從0.476降至0.250；文獻(xiàn)[13]通過(guò)研究不同轉(zhuǎn)子懸臂質(zhì)量對(duì)莫頓效應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)將懸臂質(zhì)量降低40%可將莫頓效應(yīng)的失穩(wěn)轉(zhuǎn)速?gòu)?.0×103r/min提升至13.6×103r/min。然而，受制于安裝空間、成本、時(shí)間等因素，復(fù)雜的機(jī)械結(jié)構(gòu)變動(dòng)在很多場(chǎng)合下無(wú)法實(shí)施。

考慮到莫頓效應(yīng)本質(zhì)上是轉(zhuǎn)子在軸承內(nèi)受熱不均導(dǎo)致的振動(dòng)失穩(wěn)現(xiàn)象，通過(guò)調(diào)整軸承的支點(diǎn)位置、間隙和供油溫度等來(lái)抑制莫頓效應(yīng)，可避免對(duì)轉(zhuǎn)子或軸承的機(jī)械結(jié)構(gòu)大幅調(diào)整，具有更大的工程參考價(jià)值。文中首先對(duì)莫頓效應(yīng)進(jìn)行精準(zhǔn)建模，然后借助實(shí)際案例驗(yàn)證模型的有效性，最后對(duì)軸承支點(diǎn)位置、間隙和供油溫度進(jìn)行參數(shù)分析，探究不同參數(shù)對(duì)莫頓效應(yīng)的影響機(jī)理。

2 莫頓效應(yīng)建模

2.1 油膜壓力場(chǎng)

通過(guò)有限元算法求解雷諾方程可以得到油膜的壓力分布P，考慮到油膜黏度μ隨溫度變化，需聯(lián)合能量方程求解溫度場(chǎng)分布。油膜壓力場(chǎng)的邊界條件如圖2所示，模型中軸承兩端的壓力設(shè)置為0，存在部分潤(rùn)滑油從兩端泄漏。

圖2 油膜壓力場(chǎng)邊界條件

本模型采用簡(jiǎn)化的油液混合模型，因此供給流量和泄漏流量并不完全相等。雷諾方程為

?·(D1?P)+?D2·V+?h/?t=0，

(1)

V=[ωR,0]，

式中：h為油膜厚度；V為轉(zhuǎn)子表面線速度；ω,R分別為轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速和半徑。

2.2 油膜溫度場(chǎng)

通過(guò)有限元算法求解能量方程可以得到油膜的三維溫度場(chǎng)T，即

(2)

式中：ρ1,c1,k1分別為潤(rùn)滑油的密度、比熱容和熱傳導(dǎo)率；u,w分別為油膜沿轉(zhuǎn)子周向和軸向的速度場(chǎng)分布。

然后更新油膜黏度為

μ=μrefexp[α(Tref-T)]，

(3)

式中：μref，Tref分別為油膜的參考黏度和溫度；α為黏溫系數(shù)。

圖3 油膜溫度場(chǎng)的邊界條件

圖4 油液混合示意圖

(4)

2.3 軸承和轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)

軸承和轉(zhuǎn)子暴露于空氣中的表面設(shè)置為熱對(duì)流邊界條件。通過(guò)有限元算法求解三維熱傳導(dǎo)方程可以得到軸承和轉(zhuǎn)子的瞬態(tài)溫度場(chǎng)T，即

(5)

式中：ρ,c,k分別為軸承或轉(zhuǎn)子的密度、比熱容和熱傳導(dǎo)率。

2.4 軸承和轉(zhuǎn)子熱變形

將軸承和轉(zhuǎn)子的溫度場(chǎng)作為輸入，通過(guò)有限元算法可以求解軸承和轉(zhuǎn)子的三維熱變形。若將轉(zhuǎn)軸全部劃分為三維(3D)體單元，運(yùn)算量過(guò)大，不適用于轉(zhuǎn)子的瞬態(tài)分析?？紤]到遠(yuǎn)離軸承的轉(zhuǎn)子段溫升和形變不明顯，因此僅在靠近軸承的轉(zhuǎn)子段使用3D體單元，遠(yuǎn)離軸承的轉(zhuǎn)子段使用二維(2D)梁?jiǎn)卧蕴岣哌\(yùn)算效率，并增加若干虛擬梁?jiǎn)卧糜谶B接轉(zhuǎn)子3D溫度段和2D梁?jiǎn)卧我詡鬟f彎矩，轉(zhuǎn)子熱變形模型如圖5所示。通過(guò)該步驟得到的軸承和轉(zhuǎn)子熱變形會(huì)影響軸承油膜的厚度，且莫頓效應(yīng)造成的轉(zhuǎn)子熱彎曲會(huì)影響轉(zhuǎn)子的動(dòng)力學(xué)狀態(tài)。

圖5 轉(zhuǎn)子熱變形模型

2.5 油膜軸承動(dòng)力學(xué)模型

軸承的動(dòng)力學(xué)模型如圖6所示，軸瓦在油膜壓力的作用下可繞支點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)δ和平動(dòng)yG，忽略軸瓦在壓力作用下的彈性形變，但允許軸瓦在溫升下的熱膨脹。

圖6 軸承動(dòng)力學(xué)模型

軸承的運(yùn)動(dòng)方程為

(6)

式中：mG,IG分別為軸瓦的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；kpvt為支點(diǎn)剛度；ypvt為支點(diǎn)變形；xG,yG分別為質(zhì)心G在x，y方向上的平動(dòng)位移；pjy,fjy分別為油膜在軸瓦表面網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)j處沿y方向的壓力、摩擦力；Mpj,Mfj分別為pjy,fjy產(chǎn)生的壓力矩、摩擦力矩；eG為支點(diǎn)A到質(zhì)心G的距離。

轉(zhuǎn)子的動(dòng)力學(xué)方程為

[F]=[Fm+Fg+Fb+Fe]，

(7)

式中：Mr,Cr,Kr分別為轉(zhuǎn)子的質(zhì)量、阻尼和剛度矩陣；U為有限元節(jié)點(diǎn)處的位移；Ubow為莫頓效應(yīng)造成的熱彎曲；Fm,Fg,Fb,Fe分別為機(jī)械不平衡力、陀螺力、軸承力和其他外力。

2.6 莫頓效應(yīng)預(yù)測(cè)算法

莫頓效應(yīng)的預(yù)測(cè)算法如圖7所示。在程序運(yùn)行的起點(diǎn)需設(shè)置轉(zhuǎn)子、軸承和油膜的初始溫度，轉(zhuǎn)子和軸承的初始位置；然后利用有限元方法求解軸承和轉(zhuǎn)子的瞬態(tài)位置，即通過(guò)雷諾方程求解油膜壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)，通過(guò)能量方程求解油膜溫度場(chǎng)和黏度，考慮到油液的黏度和溫度是相互耦合的，因此需在時(shí)域上交替求解雷諾方程和能量方程并及時(shí)更新油膜溫度場(chǎng)和黏度；若軸承和轉(zhuǎn)子的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)收斂，則程序繼續(xù)求解軸承和轉(zhuǎn)子的三維溫度場(chǎng)分布，否則程序返回至動(dòng)力學(xué)求解器；隨后程序根據(jù)軸承和轉(zhuǎn)子的三維溫度場(chǎng)分布計(jì)算軸承和轉(zhuǎn)子的熱變形，并更新油膜的厚度和轉(zhuǎn)子軸向的熱彎曲，作為下個(gè)循環(huán)的動(dòng)力學(xué)求解器的輸入。

圖7 莫頓效應(yīng)預(yù)測(cè)算法

3 實(shí)例驗(yàn)證

文獻(xiàn)[5]在測(cè)試圖8所示的壓縮機(jī)時(shí)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)轉(zhuǎn)速接近8 000 r/min時(shí)，莫頓效應(yīng)造成轉(zhuǎn)子振動(dòng)失穩(wěn)，在數(shù)分鐘內(nèi)，轉(zhuǎn)子的振動(dòng)幅度過(guò)大導(dǎo)致系統(tǒng)自動(dòng)停機(jī)保護(hù)，該轉(zhuǎn)子通過(guò)雙軸承支承，懸臂端的可傾瓦軸承造成了莫頓效應(yīng)。以圖8所示壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子-軸承模型為例，驗(yàn)證本文建立的莫頓效應(yīng)模型的有效性，為簡(jiǎn)化轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)模型，遠(yuǎn)離懸臂端的軸承的剛度和阻尼被固定為常數(shù)，其溫度效應(yīng)被忽略，系統(tǒng)的主要參數(shù)見(jiàn)表1。

圖8 壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子-軸承模型

表1 壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子-軸承模型的主要參數(shù)

軸瓦、油膜和轉(zhuǎn)子在第139 s的等溫線如圖9所示，可以清晰看到轉(zhuǎn)子的周向存在溫度梯度，高溫點(diǎn)和低溫點(diǎn)相距約180°相位。轉(zhuǎn)子在軸承處的振動(dòng)如圖10所示，可以看到轉(zhuǎn)子的振幅和相位隨時(shí)間不斷變化呈螺旋狀，因此莫頓效應(yīng)無(wú)法通過(guò)傳統(tǒng)手段進(jìn)行機(jī)械配平。由圖9和圖10可知，此時(shí)系統(tǒng)振幅過(guò)大，表明7 000 r/min已接近系統(tǒng)的失穩(wěn)轉(zhuǎn)速，這和文獻(xiàn)[5]觀察的現(xiàn)象接近。

圖9 第139 s時(shí)軸承中軸截面的等溫線

圖10 供油溫度為50 ℃時(shí)轉(zhuǎn)子在軸承處的振動(dòng)曲線

4 參數(shù)分析

4.1 軸承的支點(diǎn)偏移系數(shù)

可傾瓦軸承的支點(diǎn)偏移系數(shù)為0.5，即該軸瓦為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子可沿正向或逆向旋轉(zhuǎn)，如圖9所示；當(dāng)支點(diǎn)偏移系數(shù)超過(guò)0.6時(shí)，軸承的支點(diǎn)向軸瓦末端偏移，轉(zhuǎn)子只允許單向旋轉(zhuǎn)，如圖6所示。為探究不同支點(diǎn)偏移系數(shù)對(duì)莫頓效應(yīng)的影響，選取最廣泛的支點(diǎn)偏移系數(shù)0.5和0.6進(jìn)行對(duì)比分析。2種偏移系數(shù)下轉(zhuǎn)子在軸承處的振幅如圖11所示，可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)偏移系數(shù)為0.6時(shí)，轉(zhuǎn)子的振幅降低了約80%；不同偏移系數(shù)下轉(zhuǎn)子的均溫和周向溫差如圖12所示，可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)偏移系數(shù)為0.6時(shí)，轉(zhuǎn)子的均溫和周向溫差均降低：表明將軸承的支點(diǎn)偏移系數(shù)從0.5增加到0.6，不僅可以有效降低轉(zhuǎn)子溫度，還可成功抑制莫頓效應(yīng)。分析原因：1)在多數(shù)情況下，增加支點(diǎn)偏移系數(shù)可提高軸承的承載能力和剛度，導(dǎo)致系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速升高，考慮到莫頓效應(yīng)和臨界轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的模態(tài)振型(尤其是懸臂處振幅較大的振型)緊密相關(guān)，提高相應(yīng)的臨界轉(zhuǎn)速，也提高了莫頓效應(yīng)的失穩(wěn)轉(zhuǎn)速[8]，使該失穩(wěn)轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)離當(dāng)前運(yùn)行轉(zhuǎn)速；2)增加支點(diǎn)偏移系數(shù)增加了軸承承載區(qū)油膜的平均厚度，有利于減少油膜對(duì)軸承的加熱效應(yīng)，因此轉(zhuǎn)子的均溫和周向溫差均下降。

圖12 不同支點(diǎn)偏移系數(shù)下的轉(zhuǎn)子周向溫差和均溫

4.2 軸承間隙

為研究軸承間隙對(duì)莫頓效應(yīng)的影響，現(xiàn)將表1中的軸承間隙增加20%，其余參數(shù)保持不變?？紤]到莫頓效應(yīng)是由轉(zhuǎn)子周向溫差導(dǎo)致的振動(dòng)失穩(wěn)現(xiàn)象，且轉(zhuǎn)子溫差造成的熱彎曲和轉(zhuǎn)子振動(dòng)在時(shí)域上相互耦合，造成轉(zhuǎn)子振動(dòng)相位不斷變化，振幅隨時(shí)間波動(dòng)，相應(yīng)的油膜厚度也隨時(shí)間改變。不同軸承間隙下轉(zhuǎn)子在軸承處的振幅和最小油膜厚度如圖13所示，增加軸承間隙20%可有效降低轉(zhuǎn)子振幅約85%，且最小油膜厚度從不足0.2Cb增加到0.4Cb(Cb=74.9 μm，為軸承設(shè)計(jì)間隙，見(jiàn)表1)。不同軸承間隙下轉(zhuǎn)子周向溫差和均溫如圖14所示，增加軸承間隙20%既可降低轉(zhuǎn)子的均溫又可以減少轉(zhuǎn)子的周向溫差。由上述結(jié)果可知，增加軸承間隙，可降低潤(rùn)滑油對(duì)轉(zhuǎn)子的加熱效應(yīng)，有利于抑制莫頓效應(yīng)，但過(guò)度增加軸承間隙，將顯著改變軸承剛度和阻尼，并影響軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速、振動(dòng)等特性，需謹(jǐn)慎實(shí)施。

圖13 不同軸承間隙下的轉(zhuǎn)子振幅和油膜厚度

圖14 不同軸承間隙下的轉(zhuǎn)子周向溫差和均溫

4.3 供油溫度

為探究軸承的供油溫度對(duì)莫頓效應(yīng)的影響，現(xiàn)將表1中的供油溫度從50 ℃降低至30 ℃，轉(zhuǎn)子在軸承處的振動(dòng)曲線如圖15所示，莫頓效應(yīng)造成轉(zhuǎn)子的振動(dòng)呈螺旋式增長(zhǎng)，表現(xiàn)為振幅不斷增加，相位持續(xù)變化；對(duì)比圖10可知，轉(zhuǎn)子的最大振幅隨供油溫度降低而增大。不同供油溫度下的轉(zhuǎn)子周向溫差和均溫如圖16所示，不難發(fā)現(xiàn)，降低供油溫度時(shí)，轉(zhuǎn)子的平均溫度降低，周向溫差反而增大。不同供油溫度下的最小油膜厚度和平均油膜厚度如圖17所示，將供油溫度從50 ℃降至30 ℃，油膜的平均厚度增加了約0.1Cb，而最小油膜厚度未出現(xiàn)明顯變化。圖17中平均油膜厚度在仿真初始階段迅速降低，這是由于轉(zhuǎn)子和軸承的初始溫度被設(shè)置在40 ℃，高于常溫時(shí)，轉(zhuǎn)子和軸承的熱膨脹將減小軸承的實(shí)際工作間隙。

圖15 供油溫度30 ℃時(shí)轉(zhuǎn)子在軸承處的振動(dòng)曲線

圖16 不同供油溫度下的轉(zhuǎn)子溫差和均溫

圖17 不同供油溫度下的平均和最小油膜厚度

以上結(jié)果表明，降低供油溫度可以降低軸承和轉(zhuǎn)子的運(yùn)行溫度，提高軸承的實(shí)際工作間隙；但由于降低油溫會(huì)顯著增加油液黏度(在該例中約86%)，反而加劇油膜對(duì)軸承的非對(duì)稱加熱效應(yīng)，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子的周向溫差不降反升，轉(zhuǎn)子熱彎曲也更強(qiáng)烈：因此降低軸承的供油溫度在該實(shí)例中無(wú)法有效抑制莫頓效應(yīng)。

5 結(jié)論

本文對(duì)可傾瓦動(dòng)壓油膜軸承進(jìn)行了精準(zhǔn)的熱彈流建模，通過(guò)編寫(xiě)三維有限元軟件求解轉(zhuǎn)子-軸承系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)、溫度和熱變形，并在時(shí)域上預(yù)測(cè)莫頓效應(yīng)，通過(guò)分析軸承的支點(diǎn)偏移系數(shù)、軸承間隙和供油溫度對(duì)莫頓效應(yīng)的影響，得到如下結(jié)論：

1)建立的基于三維有限元模型的莫頓效應(yīng)預(yù)測(cè)算法可準(zhǔn)確預(yù)測(cè)轉(zhuǎn)子熱彎曲造成的振動(dòng)失穩(wěn)。

2)將可傾瓦軸承的支點(diǎn)偏移系數(shù)從0.5增加至0.6，可有效降低轉(zhuǎn)子的平均溫度和周向溫差，進(jìn)而抑制莫頓效應(yīng)和振動(dòng)失穩(wěn)現(xiàn)象。

3)適當(dāng)增加軸承間隙，可降低油膜對(duì)軸承的加熱效應(yīng)，有利于抑制莫頓效應(yīng)，考慮到該間隙和軸承的剛度阻尼特性息息相關(guān)，需謹(jǐn)慎調(diào)整軸承間隙，以防止對(duì)系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速和振動(dòng)特性產(chǎn)生不利影響。

4)降低軸承的供油溫度，導(dǎo)致潤(rùn)滑油的黏度升高，加劇了油膜對(duì)轉(zhuǎn)子的非對(duì)稱性加熱效應(yīng)，使得轉(zhuǎn)子的周向溫差升高，加劇了莫頓效應(yīng)。