宗海勇,田淑華，陳捷，黃筱調(diào)

(南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，南京 210009)

轉(zhuǎn)盤(pán)軸承作為連接機(jī)械結(jié)構(gòu)是傳遞載荷、完成相對(duì)回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的關(guān)鍵零部件，廣泛應(yīng)用于挖掘機(jī)械、起重機(jī)械、采礦機(jī)械、港口機(jī)械以及軍事、科研設(shè)備等領(lǐng)域[1]。尤其在風(fēng)電行業(yè)中，通常采用四點(diǎn)角接觸轉(zhuǎn)盤(pán)軸承作為偏航軸承傳遞軸向力、傾覆力矩等外載荷[2]，實(shí)現(xiàn)發(fā)電機(jī)組與塔架之間的相互旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。鑒于轉(zhuǎn)盤(pán)軸承在機(jī)械結(jié)構(gòu)上的重要性及其復(fù)雜的實(shí)際工況，一旦產(chǎn)生故障可能直接影響設(shè)備的正常運(yùn)行，甚至造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，由于對(duì)損傷機(jī)理及其發(fā)展情況不明確，目前，大部分實(shí)時(shí)狀態(tài)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)檢測(cè)元件的量程與分布缺乏理論指導(dǎo)，造成所得故障信號(hào)微弱，信噪比低，故障識(shí)別準(zhǔn)確性差。因此，轉(zhuǎn)盤(pán)軸承進(jìn)行缺陷狀態(tài)下的運(yùn)動(dòng)仿真，對(duì)溝道損傷監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的構(gòu)建具有重要的實(shí)際指導(dǎo)意義。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承進(jìn)行了較為廣泛的研究。文獻(xiàn)[3]分析了兩點(diǎn)與四點(diǎn)接觸的區(qū)別，給出了四點(diǎn)接觸轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的載荷分布，進(jìn)而得到滾動(dòng)體最大承載情況。文獻(xiàn)[4]應(yīng)用有限元方法對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的鋼球進(jìn)行了計(jì)算分析，給出了鋼球在工作狀態(tài)下的受載變形關(guān)系。文獻(xiàn)[5]對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承表面裂紋擴(kuò)展進(jìn)行了數(shù)值分析，研究了不同接觸角下溝道接觸壓力分布以及裂紋的擴(kuò)展情況。文獻(xiàn)[6]對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承進(jìn)行了狀態(tài)監(jiān)測(cè)試驗(yàn)，分析了試驗(yàn)后的潤(rùn)滑脂，并據(jù)此研究其內(nèi)部溝道的磨損狀況，預(yù)測(cè)使用壽命。文獻(xiàn)[7]對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承進(jìn)行加速壽命試驗(yàn)，使其自然損壞，提取振動(dòng)信號(hào)并采用EMD以及EEMD方法分別對(duì)其處理分析，以便獲取損傷信息。文獻(xiàn)[8]基于轉(zhuǎn)盤(pán)軸承狀態(tài)監(jiān)測(cè)試驗(yàn)，采集振動(dòng)以及聲發(fā)射信號(hào)，采用EEMD-MSPCA方法對(duì)信號(hào)進(jìn)行自適應(yīng)分解處理，提取其中的故障成分用以識(shí)別轉(zhuǎn)盤(pán)軸承局部損傷。

這些研究大多集中于載荷分布、狀態(tài)監(jiān)測(cè)以及信號(hào)處理等方面，但在轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道損傷機(jī)理、損傷發(fā)展及其所帶來(lái)的影響等方面的研究相對(duì)較少。有限元?jiǎng)討B(tài)仿真技術(shù)在軸承的研究分析中應(yīng)用愈來(lái)愈廣[9-11]。下文以010.40.1000型轉(zhuǎn)盤(pán)軸承為研究對(duì)象，綜合考慮損傷的幾何尺寸，通過(guò)構(gòu)建不同參數(shù)的缺陷模型模擬溝道剝落損傷，并根據(jù)實(shí)際工況施加外載荷、轉(zhuǎn)速等約束條件，采用顯式動(dòng)力學(xué)有限元算法對(duì)其進(jìn)行仿真分析，獲取轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道表面的應(yīng)力分布情況，結(jié)合缺陷損傷處的振動(dòng)加速度響應(yīng)，探索損傷尺寸的影響機(jī)制。

1 顯式動(dòng)力學(xué)基本理論

ABAQUS/Explicit采用中心差分法對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分求解顯式運(yùn)動(dòng)方程，應(yīng)用一個(gè)時(shí)間段的動(dòng)力學(xué)條件去計(jì)算下個(gè)時(shí)間段的動(dòng)力學(xué)條件。在增量步開(kāi)始時(shí)，系統(tǒng)求解動(dòng)力學(xué)平衡方程為

(1)

t時(shí)刻節(jié)點(diǎn)的加速度為

(2)

(3)

同理，將該速度對(duì)時(shí)間積分的結(jié)果加上增量步開(kāi)始時(shí)的位移確定增量步結(jié)束時(shí)的位移u，即

(4)

由上所述，在增量步開(kāi)始時(shí)，提供滿足動(dòng)力學(xué)平衡條件的加速度，根據(jù)已知的加速度，通過(guò)對(duì)時(shí)間的顯式求解，進(jìn)一步獲取節(jié)點(diǎn)的速度、位移。顯式是指時(shí)間結(jié)束時(shí)的狀態(tài)僅僅取決于時(shí)間開(kāi)始時(shí)的加速度、速度以及位移值。為保證加速度在時(shí)間段中近似為常數(shù)，時(shí)間增量段需要足夠小。

2 轉(zhuǎn)盤(pán)軸承有限元模型

2.1 三維實(shí)體模型

由JB/T 10471—2004《滾動(dòng)軸承 轉(zhuǎn)盤(pán)軸承》可知，010.40.1000型單排球轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 轉(zhuǎn)盤(pán)軸承規(guī)格參數(shù) mm

在ABAQUS中建立單排轉(zhuǎn)盤(pán)軸承有限元模型，由于溝道的局部剝落損傷是分析的重點(diǎn)，因此需對(duì)溝道進(jìn)行精確建模，并考慮溝曲率半徑r、接觸角α以及溝道截面游隙δ的影響，溝道截面如圖1所示，溝曲率半徑r取21 mm，接觸角α取45°，游隙δ為0。在保證分析結(jié)果準(zhǔn)確度的前提下,對(duì)模型其他部分進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化，例如忽略螺栓、密封圈等的影響；根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式(5)式確定鋼球個(gè)數(shù)，完成單排轉(zhuǎn)盤(pán)軸承三維實(shí)體建模，整體分析模型如圖2所示。

圖1 溝道截面示意圖

圖2 轉(zhuǎn)盤(pán)軸承三維模型及坐標(biāo)系方向

(5)

式中：Z為鋼球個(gè)數(shù)；a為實(shí)際工程參數(shù)，通常取1.25。

2.2 溝道局部損傷

轉(zhuǎn)盤(pán)軸承通常不作整圓運(yùn)動(dòng)，而是在某一角度范圍內(nèi)運(yùn)動(dòng)，如挖掘機(jī)的轉(zhuǎn)盤(pán)軸承、風(fēng)機(jī)偏航軸承等旋轉(zhuǎn)機(jī)械。在運(yùn)動(dòng)范圍內(nèi)，鋼球與溝道之間承受高強(qiáng)度的周期性接觸載荷，因此，其表面易出現(xiàn)磨損、裂紋、麻點(diǎn)等損傷，并且隨著接觸疲勞的加劇，最終產(chǎn)生疲勞剝落[12]。尤其是在溝道的重載荷區(qū)域以及淬火軟帶處，極易出現(xiàn)局部剝落損傷，降低轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的溝道承載能力及其工作壽命。

一旦轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道出現(xiàn)剝落損傷并達(dá)到一定的程度，則鋼球與溝道之間將會(huì)由于局部卸載以及過(guò)載機(jī)制引發(fā)瞬態(tài)沖擊，當(dāng)該沖擊達(dá)到一定強(qiáng)度時(shí)，溝道表面應(yīng)力、加速度將按一定的規(guī)律變化。根據(jù)實(shí)際工程應(yīng)用中轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道表面剝落損傷情況，采用ABAQUS軟件，在內(nèi)圈溝道表面建立不同尺寸的局部缺陷模擬剝落損傷。實(shí)際工程應(yīng)用中溝道剝落損傷通常為不規(guī)則凹坑、淬火硬化層剝落等，但是這樣不便于建模以及計(jì)算分析，因此以矩形缺陷來(lái)代替溝道表面剝落損傷，如圖3所示，觀察溝道表面相應(yīng)的應(yīng)力、加速度等參量分布變化情況，并與完好狀況下的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，分析溝道局部損傷所帶來(lái)的影響。損傷模型尺寸見(jiàn)表2，相對(duì)于普通軸承而言，轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的尺寸較大，且工況更為復(fù)雜，其溝道表面的剝落損傷區(qū)域面積相對(duì)較大，尤其是出現(xiàn)連續(xù)剝落損傷區(qū)域時(shí)，因此，模擬剝落損傷的最大長(zhǎng)寬尺寸選取為30 mm×40 mm。

圖3 內(nèi)圈溝道表面剝落損傷

表2 有限元缺陷模型尺寸

2.3 材料模型及網(wǎng)格劃分

轉(zhuǎn)盤(pán)軸承套圈材料通常采用42CrMo，以保證其具有較好的低周疲勞特性，鋼球材料選擇GCr15SiMn，隔離塊的材料為聚酰胺1010。忽略溝道表面淬火層的材料特性差異，材料的主要力學(xué)特性參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 材料力學(xué)參數(shù)

有限元網(wǎng)格劃分質(zhì)量決定了仿真分析結(jié)果的準(zhǔn)確性，鑒于轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的結(jié)構(gòu)復(fù)雜且部件較多，在不影響分析準(zhǔn)確性的前提下，忽略安裝孔，并對(duì)溝道尤其是剝落損傷區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行精細(xì)劃分。部分有限元網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 主要部位有限元網(wǎng)格

2.4 接觸與邊界條件的設(shè)定

在轉(zhuǎn)盤(pán)軸承運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，溝道、鋼球以及隔離塊3者之間均存在接觸，選擇“面-面”接觸類型，設(shè)置溝道與鋼球之間的切向接觸為罰接觸，摩擦因數(shù)設(shè)為0.05，法向接觸為硬接觸。

在內(nèi)、外圈幾何中心以及外圈上表面中心點(diǎn)處設(shè)定參考點(diǎn)RP-inner，RP-outer，RP-load，并分別與內(nèi)圈內(nèi)表面、外圈外表面以及外圈上表面建立耦合約束關(guān)系。根據(jù)實(shí)際工程應(yīng)用中轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的運(yùn)動(dòng)以及受載情況，將軸向力Fa、傾覆力矩M施加于外圈上表面；內(nèi)圈完全固定，外圈保留載荷方向以及旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)方向的自由度；鋼球完全自由，并由在溝道內(nèi)與外圈的接觸摩擦力帶動(dòng)運(yùn)動(dòng)?，F(xiàn)實(shí)工程應(yīng)用中，轉(zhuǎn)盤(pán)軸承轉(zhuǎn)速通常介于1～15 r/min，這里n選取8 r/min，根據(jù)該型號(hào)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承工作的實(shí)際載荷譜，取軸向力Fa為525 kN，傾覆力矩M為450 kN·m，保證仿真的真實(shí)性。

3 仿真結(jié)果及分析

應(yīng)用ABAQUS有限元?jiǎng)討B(tài)顯式算法，對(duì)模型進(jìn)行實(shí)際工況下的仿真計(jì)算，模擬時(shí)間設(shè)為1 s。

3.1 模型驗(yàn)證

有限元分析結(jié)果的準(zhǔn)確性在一定程度上受到模型本身精度以及加載方式等條件的影響。因此，需對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承分析模型進(jìn)行驗(yàn)證，以保證結(jié)果不受此類因素的干擾。建立完好狀態(tài)下的轉(zhuǎn)盤(pán)軸承運(yùn)動(dòng)仿真模型，基于動(dòng)力學(xué)算法對(duì)其運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行模擬分析，獲取動(dòng)態(tài)響應(yīng)變化，節(jié)點(diǎn)1，240，241分別位于不同鋼球的外表面上，其動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線如圖5所示，圖中速度方向?yàn)橹苯亲鴺?biāo)系Oxyz的y方向(即轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的軸向方向)。直角坐標(biāo)系Oxyz方向定義如圖2所示。以轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的內(nèi)圈底面圓心為中心原點(diǎn)O，底面所在面即為xOz平面，轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的中心軸線為y方向。

圖5 鋼球節(jié)點(diǎn)動(dòng)態(tài)響應(yīng)

根據(jù)Harris理論[13]，軸承鋼球的線速度是內(nèi)圈和外圈的溝道線速度的平均值，即

(6)

γ=Dwcosα/Dpw，

式中：vm為鋼球公轉(zhuǎn)線速度，m/s；ve為外圈溝道線速度；vi為內(nèi)圈溝道線速度，由于內(nèi)圈固定，vi=0；Dpw為球組節(jié)圓直徑，mm；Dw為鋼球直徑，mm；α為接觸角；ni，ne分別為內(nèi)、外圈轉(zhuǎn)速，rad/s。

根據(jù)(6)式，計(jì)算出鋼球線速度理論值vm為215.4 mm/s，而有限元分析結(jié)果的最大值為180 mm/s，考慮鋼球表面節(jié)點(diǎn)選取、鋼球與其他部件之間的微量碰撞、接觸摩擦以及轉(zhuǎn)盤(pán)軸承與滾動(dòng)軸承的一些差異等因素，16.4%的誤差在允許范圍之內(nèi)。此外，與文獻(xiàn)[11]結(jié)果的比較亦表明了有限元顯式動(dòng)力學(xué)模型的合理有效性。

3.2 溝道局部損傷分析

以完整模型以及表2中第1種缺陷模型為研究對(duì)象，外圈以8 r/min的速度旋轉(zhuǎn)時(shí)，分別對(duì)非缺陷溝道與缺陷溝道進(jìn)行運(yùn)動(dòng)仿真，以應(yīng)力和加速度為觀察參量，對(duì)比溝道的應(yīng)力分布以及振動(dòng)響應(yīng)情況，識(shí)別溝道表面局部損傷。

在0.45 s，0.95 s時(shí)溝道與鋼球接觸的等效應(yīng)力云圖如圖6所示。對(duì)于表面沒(méi)有剝落損傷缺陷的溝道而言，最大應(yīng)力出現(xiàn)在鋼球與溝道的接觸中心區(qū)域；鋼球經(jīng)過(guò)內(nèi)溝道表面局部剝落區(qū)域時(shí)，應(yīng)力主要集中在鋼球與缺陷損傷邊緣的接觸區(qū)域，該現(xiàn)象與文獻(xiàn)[14]的結(jié)論一致，也表明了分析模型的合理性。對(duì)比2種狀態(tài)下的應(yīng)力分布可以發(fā)現(xiàn)，鋼球與溝道在接觸區(qū)域的應(yīng)力分布均呈橢圓狀，而當(dāng)溝道表面存在局部缺陷時(shí)，損傷邊緣處的應(yīng)力集中現(xiàn)象則更為明顯，對(duì)比圖6所示應(yīng)力值，當(dāng)內(nèi)溝道存在局部剝落損傷時(shí)，其最大接觸應(yīng)力顯然高于沒(méi)有局部剝落損傷的情況。

圖6 等效應(yīng)力云圖

當(dāng)外圈轉(zhuǎn)速為8 r/min時(shí)，鋼球在2種溝道上運(yùn)動(dòng)時(shí)104號(hào)節(jié)點(diǎn)的加速度隨時(shí)間變化的曲線如圖7所示，加速度方向?yàn)橹苯亲鴺?biāo)系Oxyz(圖2)的y方向(即轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的軸向方向,下同)。經(jīng)過(guò)初始0.2 s的時(shí)間過(guò)渡，外載荷以及轉(zhuǎn)速恒定，加速度曲線呈現(xiàn)出較強(qiáng)的非線性，這是由于鋼球在溝道內(nèi)的受載差異、轉(zhuǎn)速不同以及與隔離塊之間的時(shí)變彈性碰撞導(dǎo)致鋼球的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)在短時(shí)間內(nèi)會(huì)有較大的變化。對(duì)比2條加速度曲線的變化可以發(fā)現(xiàn)，在未到達(dá)缺陷區(qū)域，即0.4 s之前的時(shí)間段，2條曲線吻合度較好；0.45～0.95 s時(shí)鋼球在缺陷區(qū)域運(yùn)動(dòng)，缺陷曲線幅值表現(xiàn)出較大波動(dòng)，當(dāng)鋼球剛進(jìn)入局部剝落損傷區(qū)時(shí)，與損傷邊緣產(chǎn)生較大接觸變形并出現(xiàn)瞬時(shí)卸載、過(guò)載現(xiàn)象，導(dǎo)致加速度幅值增大并產(chǎn)生間歇性波動(dòng)，鋼球完全進(jìn)入剝落損傷區(qū)后波動(dòng)恢復(fù)正常，鋼球離開(kāi)剝落區(qū)時(shí)與損傷邊緣再次發(fā)生碰撞并導(dǎo)致加速度峰值的產(chǎn)生，如圖7所示。

圖7 鋼球104號(hào)節(jié)點(diǎn)的加速度曲線

通過(guò)仿真分析，對(duì)比2種溝道情況下的應(yīng)力分布以及鋼球的加速度響應(yīng)曲線，可以發(fā)現(xiàn)應(yīng)力以及加速度均能反映出轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道存在局部損傷。此外，對(duì)比應(yīng)力分布以及加速度響應(yīng)，并考慮設(shè)備選取以及信號(hào)處理等實(shí)際因素，可以發(fā)現(xiàn)響應(yīng)曲線能更為明顯地反映出損傷，且加速度傳感器便于獲取，其信號(hào)處理方法較成熟。因此，在實(shí)際轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道局部損傷監(jiān)測(cè)應(yīng)用中，加速度更為適用，這一結(jié)果對(duì)損傷監(jiān)測(cè)系統(tǒng)構(gòu)建具有指導(dǎo)意義。

3.3 缺陷尺寸對(duì)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

根據(jù)表2所列尺寸，考慮轉(zhuǎn)盤(pán)軸承實(shí)際工況下的運(yùn)動(dòng)情況以及受載方式，對(duì)其進(jìn)行運(yùn)動(dòng)仿真分析，研究缺陷尺寸對(duì)加速度響應(yīng)分布的影響，用以評(píng)估損傷幾何尺寸對(duì)轉(zhuǎn)盤(pán)軸承的最大影響因素。

3.3.1 缺陷長(zhǎng)度影響

在外載荷分布相同的前提下，以表2中第1，4種缺陷模型為研究對(duì)象，進(jìn)行對(duì)比分析。鋼球表面1號(hào)節(jié)點(diǎn)以及缺陷邊界節(jié)點(diǎn)(圖4)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分布如圖8所示，由鋼球1號(hào)節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)域圖譜可知，當(dāng)鋼球經(jīng)過(guò)溝道剝落損傷區(qū)域時(shí)，時(shí)域上有較為明顯的波動(dòng)變化；缺陷長(zhǎng)度L減半后，由于缺陷所引起的鋼球動(dòng)態(tài)特性產(chǎn)生變化，其時(shí)域?qū)挾燃床▌?dòng)變化所持續(xù)的時(shí)間減半，而激勵(lì)幅值增加，這是由于缺陷長(zhǎng)度減半后鋼球在短時(shí)間內(nèi)與損傷區(qū)域發(fā)生連續(xù)碰撞，連續(xù)碰撞的結(jié)果在鋼球節(jié)點(diǎn)上疊加引起激勵(lì)幅值的增加；對(duì)比缺陷邊界節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分布則可以發(fā)現(xiàn)，脈沖變化的時(shí)間向后推遲，這是由于L減小后，鋼球需在完好部分先運(yùn)行一段距離才會(huì)與損傷區(qū)域產(chǎn)生接觸，而包括激勵(lì)幅值在內(nèi)的其余變化基本一致，這是由于內(nèi)圈相對(duì)鋼球而言結(jié)構(gòu)較大，振動(dòng)容易被吸收。由此可以確定，剝落缺陷長(zhǎng)度的減半將降低鋼球上的響應(yīng)持續(xù)時(shí)間，提高其激勵(lì)幅值，而在溝道上，除了引起加速度響應(yīng)時(shí)間向后推遲外并無(wú)太大的變化。

圖8 缺陷長(zhǎng)度變化引起的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

3.3.2 缺陷寬度影響

采用同樣的方法對(duì)表2中的第1，3種缺陷模型進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性分析，其引發(fā)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分布如圖9所示。由圖9a可以看出，減小損傷寬度后，當(dāng)鋼球經(jīng)過(guò)溝道局部剝落區(qū)域時(shí)，由表面缺陷所引起的鋼球表面節(jié)點(diǎn)激勵(lì)幅值相對(duì)減??；而圖9b所示，對(duì)于缺陷邊界上同一位置的節(jié)點(diǎn)而言，當(dāng)剝落損傷的寬度B減小后，鋼球經(jīng)過(guò)損傷區(qū)時(shí)所產(chǎn)生的激勵(lì)幅值明顯降低。從上述現(xiàn)象可以得出，剝落缺陷寬度的減小將引起振動(dòng)響應(yīng)幅值的降低。

圖9 缺陷寬度變化引起的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

3.3.3 缺陷深度影響

同理，分析表2中第1，2種缺陷模型，研究缺陷深度變化所帶來(lái)的動(dòng)態(tài)特性改變，結(jié)果如圖10所示，由圖可以看出，響應(yīng)曲線波動(dòng)變化基本一致，缺陷損傷引起的激勵(lì)幅值以及持續(xù)的時(shí)間并無(wú)太大差異。由此可以確定缺陷深度的變化對(duì)于鋼球、溝道的動(dòng)態(tài)響應(yīng)并無(wú)太大影響。

圖10 缺陷深度變化引起的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

4 結(jié)束語(yǔ)

應(yīng)用ABAQUS建立單排轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道局部多尺度缺陷，模擬溝道的剝落損傷，通過(guò)采用顯式動(dòng)力學(xué)有限元技術(shù)進(jìn)行仿真分析，結(jié)果表明：有限元仿真分析能夠有效地模擬轉(zhuǎn)盤(pán)軸承溝道表面損傷，準(zhǔn)確地識(shí)別損傷所在位置。在溝道表面的剝落損傷幾何尺寸中，對(duì)于動(dòng)態(tài)響應(yīng)分布影響最大的是缺陷長(zhǎng)度，影響最小的是缺陷深度，因此在實(shí)際工作過(guò)程中，應(yīng)盡量避免連續(xù)剝落損傷的出現(xiàn)，減小損傷的長(zhǎng)度。此外，根據(jù)損傷區(qū)域動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線分布，可以判斷溝道局部損傷的發(fā)展情況，掌握故障的機(jī)理特征，獲取設(shè)備的運(yùn)行信息，為轉(zhuǎn)盤(pán)軸承損傷監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的建立提供有效的理論依據(jù)。