姜宏偉，李璞，王建梅，孟凡寧

(1.太原重工技術中心，太原 030024；2.太原科技大學機械工程學院，太原 030024)

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油膜軸承啟/制動階段的溫度特性研究

姜宏偉1，李璞2，王建梅2，孟凡寧2

(1.太原重工技術中心，太原 030024；2.太原科技大學機械工程學院，太原 030024)

為了揭示油膜軸承在啟/制動階段的溫度特性，獲得更好的運行性能，綜合考慮粘壓效應、彈性變形效應和擠壓油膜效應，結合油膜軸承實際運行邊界條件，建立了時變彈流潤滑雷諾方程；通過潤滑油工業(yè)測試試驗，對不同軋制工況下的油膜軸承溫度進行了測試。結合理論和試驗數(shù)據(jù)，對比分析了在靜-動壓啟動和動壓啟動下的溫度曲線，并通過試驗驗證了理論分析計算的正確性，為啟/制動階段油膜的形成和破壞機理提供了參考。

油膜軸承；啟制動階段；溫度特性；時變彈流潤滑

油膜軸承廣泛應用于航天、核工、大型水利水電、重型機械等領域，其正常運轉依賴于潤滑油良好的潤滑性能，而工作溫度特性又是影響其潤滑性能的關鍵因素之一[1-3]。在實際研究中，一方面考慮溫度效應的潤滑理論尚不完善，在實際應用中還存在商榷的地方，另一方面低速重載工況下，在啟/制動階段油膜的形成和破壞機理尚不清楚[4]。而在實際使用過程中，軸承因溫升產(chǎn)生的惡化工況，甚至燒瓦現(xiàn)象還時有發(fā)生。

近年來國內(nèi)外許多學者就如何提高滑動軸承運行性能做了大量的研究。黃慶學[5]探究了油膜軸承偏載、軋輥彎曲等因素對軸承燒瓦的影響。王淼[6]給出了不同油品在相同工況下的溫度特性。張帆[7]建立了有限元和Fortran相結合的橢圓軸承熱彈流雷諾方程，數(shù)值結果與實驗結果相吻合。祁廣寶[8]通過對溫度場的仿真模擬分析了溫度的變化，油膜軸承配合改進方案取得了良好的效果；Thomas[9]對Danoil油膜軸承穩(wěn)態(tài)下的油膜厚度、變形、壓力進行了分析；Jianmei Wang[10]對磁場強度下粘溫特性進行了數(shù)值解析和實驗研究，表明磁場強度可以補償由溫度提高帶來的粘度降低；Moreno Nicolás JA[11[12]探討了油槽位置的變化在對軸承溫度和壓力的影響；F.P. Brito[13]進一步表明流量平衡控制對提高雙油槽油膜軸承性能的重要性；D.S. Rao[14]表明較大的油楔尺寸和長徑比有助于提高三油楔油膜軸承的穩(wěn)定性；Amira Amamou[15]運用數(shù)值延拓方法對油膜軸承進行了非線性分析，并預測了軸承的穩(wěn)定性邊界；S.K. Guha[16]線性分析了靜壓多孔軸承，并獲得了穩(wěn)定性參數(shù)。

以上研究從不同角度對油膜軸承性能進行了研究，但是均沒有對啟/制動階段的溫度特性予以探討。本文基于油膜軸承潤滑油工業(yè)測試試驗，通過對比分析在靜-動壓啟動和動壓啟動下的溫度特性曲線，闡明擠壓油膜作用效應，同時，通過數(shù)值計算考慮粘壓效應、彈性變形效應及擠壓油膜效應的時變彈流潤滑方程，對啟制動階段的溫度特性進行了分析，最后試驗驗證了理論計算的正確性。

1 時變彈流潤滑理論

油膜軸承工作原理如圖1所示。軋輥轉動，產(chǎn)生卷吸現(xiàn)象，潤滑油經(jīng)收斂間隙產(chǎn)生油膜壓力。

圖1 油膜軸承的工作原理

Fig.1 Work schematic of oil-film bearing

為了全面研究靜壓作用對軸承溫升的影響，應用彈流潤滑理論對溫度、膜厚、流量等動壓潤滑特性進行分析。所謂“彈性”是指粘壓效應和彈性變形效應，即粘度因壓力升高而增大，接觸面域因固體彈性變形而變大。所謂彈流潤滑方程，即包括雷諾方程、考慮彈性變形的膜厚方程、粘壓方程及承載力方程。

1.1 雷諾方程

考慮到啟動和制動階段油膜擠壓效應對潤滑性能的影響，則雷諾方程的基本形式如下：

(1)

式中 P——油膜壓力，h——油膜厚度，U——軋輥轉速，ρ——潤滑油密度，η——潤滑油粘度。

1.2 膜厚方程

考慮到油膜厚度量級較小及接觸表面對其影響較大，故而彈性變形因素不可忽視。依據(jù)彈性力學接觸理論，彈性變形方程可以寫作如下：

(2)

式中，R——所求點到受載區(qū)域中點的距離；

λ,μ——拉梅系數(shù)。

則考慮彈性變形的膜厚方程為：

h=c(1+εcosα)+δelastic

(3)

式中c——半徑間隙,ε——偏心率,α——偏位角。

1.3 粘壓方程

考慮到流動液體的可壓縮性，即潤滑油的粘度是變化的，使用表征粘度、壓力、溫度關系的Roelands公式為：

η=η0exp{(lnη0+9.67)[(1+5.1×10-9P)Z×

(4)

1.4 承載力方程

通過對軸承承載區(qū)的油膜壓力積分，可得沿x,y 方向上的軸承承載力分量，公式如下：

(5)

則油膜軸承的承載力為：

(6)

2 潤滑油性能工業(yè)測試試驗

油膜軸承試驗臺如圖2所示。其中試驗裝置部分主要由左右側的動靜壓支撐軸承和中間的動壓試驗軸承組成。通過對液壓系統(tǒng)進行壓力設置，完成液壓缸對試驗軸承加載力的設定；通過上位機向PLC傳輸指令，完成直流調(diào)速器控制直流電機對轉速的設定。主要試驗數(shù)據(jù)由安裝在試驗軸承上的溫度、壓力、膜厚傳感器進行采集。通過設置不同的轉速及軋制力，完成油膜軸承軋制工況的運行。

圖2 油膜軸承試驗臺

Fig.2 The oil-film bearing test platform

圖3、圖4分別顯示了油膜軸承的剖分結構圖和承載區(qū)溫度傳感器、壓力傳感器的布置圖，其中紅色圓點代表溫度傳感器，藍色圓點代表壓力傳感器。試驗以長城220潤滑油為介質，入口油壓設定為0.08～0.12 MPa，入口油溫設定為40 ℃.

圖3 油膜軸承結構圖

Fig.3 The oil-film structure

圖4 承載區(qū)溫度傳感器、壓力傳感器的布置圖

Fig.4 The distribution of temperature sensor and pressure sensor in the load-carrying area

3 結果分析及討論

在啟動、制動階段，根據(jù)動壓試驗軸承溫度傳感器所采集的數(shù)據(jù)，分別繪制工況150 rpm-6 MPa和300 rpm-6 Mpa在有無靜壓作用下的啟動溫升對比曲線和制動溫降對比曲線，如圖5、圖6所示。

圖5 啟動階段有無靜壓作用下的溫升對比

Fig.5 The contrast of temperature rise under hydrostatic and non-hydrostatic pressure in the start-up stage

圖6 制動階段有無靜壓作用下的溫降對比

Fig.6 The contrast of temperature drop under hydrostatic and non-hydrostatic pressure in the braking stage

由圖5可知，在啟動階段，上述兩種工況在無靜壓作用時的溫升均高于有靜壓作用時的溫升。圖6則表明在制動階段無靜壓作用時的溫降均大于有靜壓作用時的溫降。

由彈流潤滑理論可知，在啟動、制動階段，動壓油膜擠壓效應是影響溫升的主要因素。在無靜壓啟動時，隨加載力增大，動壓試驗軸承油膜厚度急劇減薄，甚至可能發(fā)生邊界摩擦及干摩擦現(xiàn)象，致使液體內(nèi)部摩擦加劇，熱量增加；而有靜壓啟動時，隨加載力增大，在靜壓站壓力自調(diào)節(jié)功能作用下，油膜厚度緩慢變化，液體內(nèi)部摩擦產(chǎn)熱較無靜壓時少。在制動階段，隨加載力減小，油膜厚度逐漸增加，由于靜壓作用對軋輥的“托舉”力，使得油膜厚度增加緩慢，液體內(nèi)部摩擦較無靜壓時多。

同時，由于啟動和制動階段時間較短，靜壓油溫對油箱溫度的影響微乎其微，即對動壓試驗軸承入口油溫的影響甚小，可以不予考慮。因此，啟動和制動階段膜厚對溫度的影響起主要作用，兩種階段下，無靜壓作用時的溫升和溫降均較高。

由此可見，在啟動和制動階段，由于油膜的擠壓效應，膜厚成為影響溫度變化的主要因素。相較于無靜壓啟動，靜壓作用對軋輥的“托舉”力保證了液體摩擦所需的膜厚，有利于防止邊界摩擦及干摩擦現(xiàn)象，使得軸承具有啟動能耗低、溫升小的優(yōu)點。在制動階段，由于靜壓對軋輥的“托舉”力，使得軸承溫降較小，不利于軸承的散熱。

此外，圖中數(shù)據(jù)也表明，隨轉速的增加，啟動階段的溫升逐漸增加，而有靜壓和無靜壓溫升曲線之間的差值則逐步減?。恢苿与A段的溫降及有靜壓和無靜壓溫降曲線之間的差值均逐漸變大。

為了更好的揭示油膜軸承在啟/制動階段的溫度特性，分析膜厚對其影響作用，分別選取上述兩種工況在有無靜壓作用下的溫度為研究對象，如圖7所示。

由圖7可知，在運行初期兩條曲線相交，在交點之前，無靜壓溫度較高，這是由于啟動加載階段溫升造成；在交點之后，有靜壓溫度較高，且隨時間增加，兩曲線的溫度差逐漸增大，最終趨于穩(wěn)定。對于圖7所示具體工況，分析式(1)、式(4)可知，在相同轉速和加載力的工況下，膜厚是影響溫度及其它動壓潤滑特性的直接因素。膜厚減薄，液體內(nèi)部摩擦加劇，產(chǎn)熱增多，最終致使溫度升高。

為了進一步表明膜厚在啟/制動階段和穩(wěn)定運行階段的影響，運用彈流潤滑理論對各工況下的偏心率、偏位角、膜厚進行數(shù)值求解。如表1所示，為不同工況下的最小膜厚對比。比較相同工況下的最小膜厚可知，靜壓作用下的試驗軸承膜厚并未出現(xiàn)一致減薄現(xiàn)象，而圖4所示的有靜壓溫升卻出現(xiàn)一致升高現(xiàn)象，這表明這一階段膜厚不再起影響有靜壓溫升較高的主要影響作用。這由表1、式(3)可知，膜厚大小不僅受偏心率的影響，還受到偏位角的制約，任意一者發(fā)生改變均會引起膜厚的變化。

圖7 穩(wěn)定運轉階段的有無靜壓溫度對比

Fig.7 The temperature contrast between hydrostatic and non-hydrostatic pressure in the stable operation period

表1 不同工況下的最小膜厚

Tab.1 The minimum film thickness under different working conditions

工況rpm-Mpa有靜壓無靜壓偏心率偏位角最小膜厚/μm偏心率偏位角最小膜厚/μm100-60.9050.2489.5010.9050.2489.501150-60.8700.26513.0080.8550.35614.667200-60.8200.39218.0100.8300.38217.001300-60.7750.43922.5160.7900.42421.001

為了證明上述理論分析計算的正確性，以工況100 r/min-6 MPa和150 r/min-12 MPa中的油膜壓力為研究對象，對比分析了理論計算結果和試驗結果，如表2所示。由表可知，數(shù)值計算結果和試驗結果在工程誤差允許的范圍內(nèi)，數(shù)值分析計算結果是可靠的。

表2 數(shù)值計算結果與試驗結果的對比

Tab. 2 The contrast between numerical calculation results and experimental result

100r/min-6MPa150r/min-12MPaP1P2P3P1P2P3P/MPa1.5800.6680.3042.0661.1370.365T/MPa1.5450.6990.3162.1721.1660.349ε/%2.34.43.84.92.54.6

4 結 論

(1) 針對油膜軸承啟/制動階段的力學行為，考慮粘壓效應、彈性變形效應及擠壓油膜效應，建立了時變彈流潤滑理論，并通過油膜軸承壓力測試試驗，驗證了理論計算的正確性。

(2) 擠壓油膜效應在啟/制動階段對溫度起主要影響作用，而在穩(wěn)定運行階段靜壓效應則起主要影響作用。

(3) 基于潤滑油工業(yè)測試試驗，通過理論分析計算和試驗數(shù)據(jù)分析，闡明擠壓油膜作用機理，揭示了油膜軸承在啟/制動階段的溫度特性。

[1] 王建梅. 中國軋機油膜軸承最新進展研究[C]// 第三屆全國地方機械工程學會學術年會暨海峽兩岸機械科技論壇論文集, 2013: 489-493.

[2] 王建梅, 黃慶學, 丁光正. 軋機油膜軸承潤滑理論研究進展[J]. 潤滑與密封, 2012(10): 112-116.

[3] 郭溪泉, 李樹青. 現(xiàn)代大型板帶材軋機油膜軸承的系統(tǒng)集成創(chuàng)新[J]. 重型機械, 2014(2): 1-5.

[4] 溫詩鑄. 潤滑理論研究的進展與思考[J]. 摩擦學學報, 2007(06) 497-503.

[5] 黃慶學等. 軋機軸承與軋輥壽命研究與應用[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2003.

[6] 王淼, 王建梅, 蔡敏. 油膜軸承潤滑油溫度特性實驗研究[J]. 太原科技大學學報, 2014,35(1): 44-48.

[7] 張帆, 鐘海權, 孫麗軍, 等. 大型重載滑動軸承潤滑特性的理論與試驗研究[J]. 西安交通大學學報, 2014(5): 15-20.

[8] 祁廣寶, 陳章位, 余良棟. 油膜軸承溫度模型的仿真研究[J]. 鋼鐵研究學報, 2007(7): 28-31.

[9] Thomas E Simmons, Andrea Contarini, Nonino Gianni. 油膜軸承變形和壓力分析[J]. 鋼鐵, 2009(3): 93-96.

[10] Jianmei Wang, Jianfeng Kang, Yanjuan Zhang, et al. Viscosity monitoring and control on oil-film bearing lubrication with ferrofluids[J]. Tribology International, 2014,75: 61-68.

[11] Moreno Nicolás JA, Gómez de León Hijes FC, Alhama F. Solution of temperature fields in hydrodynamics bearings by the numerical network method[J]. Tribology International, 2007, 40: 139-145.

[12] Mohamad Ali Ahmad, Salmiah Kasolang, R.S.Dwyer-Joyce. Experimental study on the effects of oil groove location on temperature and pressure profiles in journal bearing lubrication[J]. Tribology International, 2014, 56: 79-86.

[13] Brito F.P, Miranda A.S, Claro J.C.P, et al. Experimental comparison of the performance of a journal bearing with a single and a twin axial groove configuration[J]. Tribology International, 2012, 54: 1-8.

[14] Rao D.S, Shenoy B.S, Pai R.S. and Pai, R. Stability of tri-taper journal bearings under dynamic load using a non-linear transient method [J]. Tribology International, 2010, 43(9): 1584-1591.

[15] Amamou A,Chouchane M. Nonlinear stability analysis of long hydrodynamic journal bearings using numerical continuation [J]. Mechanism And Machine Theory, 2014, 72: 17-24.

[16] Guha, S.K. Linear stability performance analysis of finite hydrostatic porous journal bearings under the coupled stress lubrication with the additives effects into pores[J]. Tribology International, 2010, 43(8): 1294-1306.

Research on Temperature Property of Oil-film Bearing at Start/stop Phase

JIANG Hong-wei1, LI Pu2, WANG Jian-mei2, MENG Fan-ming2

(1.Taiyuan Heavy Machinery Group Technology Center, Taiyuan 030024, China; 2.School of Mechanical Engineering,Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China)

In order to reveal temperature property of oil-film bearing at start/stop phase, and get better operating performance, considering viscous pressure effect, the elastic deformation effect and the effect of the squeeze oil film, and combining with the actual boundary conditions of oil-film bearing, a time-dependent elasto-hydrodynamic lubrication Reynolds equation was established. Through the industrial test of lubricating oil under different rolling conditions, the data of oil-film bearing temperature were obtained. Based on the theory and experiment data, temperature curve between static-dynamic pressure startup stage and dynamic pressure startup phase was compared and analyzed, and the correctness of the theoretical analysis was verified by experiment, which will provide reference for the formation and destruction mechanism of oil film at start/stop phase.

oil-film bearing， start/stop phase， temperature property， time-dependent elasto-hydrodynamic lubrication

1673-2057(2016)06-0475-06

2015-12-25

山西省自然基金(201601D011049) ;山西省專利推廣實施資助專項(20161005); 山西省研究生創(chuàng)新項目(2015SY64)

姜宏偉(1978-)，男，工程師，研究方向為機械設計；通信作者：王建梅教授，E-mail：wjmdb@163.com

TE333

A

10.3969/j.issn.1673-2057.2016.06.011