張培良，張 宏，武中德，張宇崢，王 森

（哈爾濱大電機(jī)研究所，哈爾濱 150040）

基于TFSI的沖擊載荷作用下可傾瓦徑向軸承熱瞬態(tài)性能分析

張培良，張 宏，武中德，張宇崢，王 森

（哈爾濱大電機(jī)研究所，哈爾濱 150040）

為了研究可傾瓦徑向軸承在載荷擾動(dòng)下的瞬態(tài)行為，對(duì)瞬態(tài)油膜壓力和溫度分布采用TFSI（Temperature-Fluid-Structure Iteration）瞬態(tài)計(jì)算方法，建立三維油膜和軸頸及瓦塊三維有限元模型。應(yīng)用熱流固耦合迭代求解方法，模擬汽輪發(fā)電機(jī)可傾瓦徑向軸承在階躍載荷沖擊工況下熱瞬態(tài)非線性響應(yīng)過(guò)程。給出瞬態(tài)過(guò)程中油膜溫度分布，最高溫度、最小膜厚等參數(shù)的變化規(guī)律。認(rèn)為瞬態(tài)過(guò)程中，油膜溫度和膜厚變化量較大，油膜溫度和膜厚響應(yīng)有一定的超調(diào)量，瞬態(tài)過(guò)程中有可能因油膜溫升過(guò)高或膜厚太小而導(dǎo)致失效。

熱瞬態(tài)；可傾瓦；徑向軸承；響應(yīng)；熱流固耦合

0 前言

徑向滑動(dòng)軸承是高速重載設(shè)備的關(guān)鍵組成部分，其性能好壞是設(shè)備運(yùn)行是否穩(wěn)定的決定因素[1-4]。軸承工作時(shí)產(chǎn)生粘滯損耗，使軸承工作溫度升高，潤(rùn)滑液粘度降低，還會(huì)導(dǎo)致軸和軸承座熱變形，對(duì)軸承性能產(chǎn)生巨大影響。熱分析在軸承設(shè)計(jì)中是重要一環(huán)，它對(duì)軸承運(yùn)行的可靠性和穩(wěn)定性起著舉足輕重的作用。

目前的徑向軸承計(jì)算多基于絕熱計(jì)算模型，忽略熱變形和彈性變形對(duì)潤(rùn)滑性能的影響。事實(shí)上，軸承系統(tǒng)中軸承座、潤(rùn)滑油、軸之間的傳熱是相互影響、相互制約的[5-8]。傳統(tǒng)方法是采用雷諾方程[9-11]或單純的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué) CFD法[12-13]求解軸承油膜特性，而忽略了軸承系統(tǒng)液體與固體之間的耦合作用。瞬態(tài)熱計(jì)算需要考慮熱變形、機(jī)械變形、熱傳遞、機(jī)械運(yùn)動(dòng)及潤(rùn)滑液性能隨溫度的變化。油膜熱慣性小，要求計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)短，而軸承的熱慣性大，計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)。因此在計(jì)算中存在工作量大的困難。

熱流固耦合方法[14-15]通過(guò)使用三維油膜有限元模型，與固體的三維有限元模型（軸、軸承座）進(jìn)行熱交換和變形迭代，求得軸承油膜的潤(rùn)滑性能。油膜和軸及軸承座通過(guò)流固耦合界面進(jìn)行換熱，同時(shí)軸和軸承座的熱變形反作用于油膜進(jìn)行迭代，相比不考慮固體變形的徑向軸承計(jì)算，熱流固耦能更為精確地反映熱瞬態(tài)過(guò)程中的變化規(guī)律。

本文建立了全面的可傾瓦徑向軸承絕熱瞬態(tài)計(jì)算模型，考慮了軸的運(yùn)動(dòng)及油膜的瞬態(tài)耦合作用，對(duì)可傾瓦徑向軸承的熱瞬態(tài)過(guò)程進(jìn)行分析，給出了可傾瓦徑向軸承在沖擊載荷作用下的熱瞬態(tài)性能分析。

1 計(jì)算模型

計(jì)算模型為分塊可傾瓦徑向軸承，結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。軸和軸瓦的有限元模型如圖1所示，油膜的有限元模型如圖2所示。

表1 軸承結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖1 軸和軸瓦有限元模型

圖2 油膜有限元模型

2 計(jì)算參數(shù)及求解方法

計(jì)算過(guò)程中采用SIMPLE方法，運(yùn)動(dòng)微分方程求解采用Newton Raphson法從平衡位置開(kāi)始，獲得各時(shí)刻軸頸和瓦塊位置，并據(jù)此得到油膜溫度和壓力等參數(shù)，直到運(yùn)行穩(wěn)定。軸頸轉(zhuǎn)速為1500r/min。對(duì)平衡狀態(tài)軸承施加一個(gè)階躍載荷，然后模擬軸承在受到?jīng)_擊后的熱瞬態(tài)行為，計(jì)算中沖擊載荷為110%的軸承載荷，沖擊載荷方向與軸承負(fù)荷方向相同。

3 計(jì)算結(jié)果

首先得到在額定負(fù)荷下軸承穩(wěn)定運(yùn)行的參數(shù)，其中穩(wěn)態(tài)的油膜壓力和溫度分布分別如圖3和圖4所示，軸承座溫度分布如圖5所示，軸承座應(yīng)力分布如圖6所示。圖中位于下方的1號(hào)和2號(hào)瓦的油膜壓力及溫度值比其余瓦高很多，說(shuō)明1號(hào)、2號(hào)瓦在軸承中工作狀況最為嚴(yán)酷。

圖3 壓力分布

圖4 油膜溫度分布圖

圖5 軸承座溫度分布

圖6 軸承座應(yīng)力分布

軸承受到階躍載荷沖擊后很短時(shí)間內(nèi)的壓力變化過(guò)程如圖7所示?？煽闯?號(hào) 、2號(hào)瓦在響應(yīng)開(kāi)始階段壓力迅速增大，而3號(hào)、4號(hào)瓦上的壓力減小但變化幅度不大。由于油膜系統(tǒng)在載荷沖擊下的非線性振蕩，軸承在沖擊載荷作用下在很短時(shí)間內(nèi)就接近穩(wěn)態(tài)壓力值（穩(wěn)態(tài)值的93%），隨后油膜壓力變化緩慢趨于穩(wěn)定。各瓦塊油膜溫度響應(yīng)曲線如圖8所示，瞬態(tài)溫度響應(yīng)具有一定的超調(diào)，溫度變化與壓力變化相比相對(duì)緩慢，1號(hào)瓦溫升最高，溫度變化為0.55℃，溫度達(dá)到穩(wěn)定時(shí)間約為0.04 s。沖擊載荷增加了1號(hào)、2號(hào)瓦的載荷，使其溫度增加，同時(shí)3號(hào)、4號(hào)瓦油膜厚度增加，溫度降低。

圖7 壓力響應(yīng)

圖8 最高溫度響應(yīng)曲線

油膜壓力分布和油膜下面溫度分布分別如圖9和圖10所示，瓦的編號(hào)從左到右為4、3、2、1，1號(hào)和2號(hào)瓦的溫度和壓力顯著高于3號(hào)和4號(hào)瓦。

圖9 油膜壓力分布

圖10 油膜下面溫度分布

最小膜厚的響應(yīng)曲線如圖11所示，由圖可知2號(hào)瓦最小膜厚隨著時(shí)間增長(zhǎng)而減小最后趨于穩(wěn)定。由于2號(hào)瓦分擔(dān)載荷最多，其膜厚變化量最大，最小膜厚減薄約4.6μm。潤(rùn)滑膜厚度變化導(dǎo)致潤(rùn)滑膜溫度的變化，二者均存在超調(diào)，并且可能是軸承失效的原因之一。

圖11 2號(hào)瓦最小油膜厚度響應(yīng)曲線

軸心的運(yùn)動(dòng)軌跡如圖12所示。在受到?jīng)_擊載荷后，軸心沿載荷沖擊方向按一定規(guī)律運(yùn)動(dòng)并很快穩(wěn)定在一個(gè)確定位置，驗(yàn)證了可傾瓦軸承的穩(wěn)定性。4塊瓦擺角隨時(shí)間變化關(guān)系如圖13所示，對(duì)稱(chēng)分布的1號(hào)和3號(hào)瓦、2號(hào)和4號(hào)瓦的擺角變化趨勢(shì)是相反的，形態(tài)上基本對(duì)稱(chēng)。在受到?jīng)_擊后瓦擺角迅速變化并趨于穩(wěn)定，擺角最大為3號(hào)瓦的-4×10-5rad，也具有一定超調(diào)量。

圖12 軸心運(yùn)動(dòng)軌跡

圖13 1～4號(hào)軸承擺角與時(shí)間關(guān)系

4 結(jié)論

（1）建立三維軸承模型，包含油膜、軸頸、軸承座，對(duì)其熱流固耦合計(jì)算，得到軸承瞬態(tài)潤(rùn)滑性能。方法可行有效。

（2）對(duì)可傾瓦徑向軸承的三維瞬態(tài)計(jì)算模型施加沖擊載荷，得到其液膜最大壓力、最高溫度、液膜厚度、軸心軌跡及軸承擺角隨時(shí)間的變化規(guī)律。

（3）沖擊載荷導(dǎo)致可傾瓦徑向軸承潤(rùn)滑參數(shù)具有一定的超調(diào)量，可能引發(fā)軸承油膜溫度過(guò)高或過(guò)低。從而造成軸承失效而導(dǎo)致事故，設(shè)計(jì)中應(yīng)予以重視。

[1]黎偉,陳志祥,汪久根.多瓦可傾瓦徑向滑動(dòng)軸承熱潤(rùn)滑性能分析[J].潤(rùn)滑與密封,2011,36(12):14-18.

[2]馬希直,朱均.可傾瓦徑向滑動(dòng)軸承絕熱瞬態(tài)過(guò)程分析[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2009(8).

[3]王麗萍,喬廣,鄭鐵生.可傾瓦徑向滑動(dòng)軸承完整動(dòng)特性系數(shù)的分析模型[J].計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào), 2008,25(6):921-926.

[4]張培良,張宏,武中德,等.基于流固熱耦合的1000MW 級(jí)汽輪發(fā)電機(jī)滑動(dòng)軸承性能分析[J].大電機(jī)技術(shù),2013(5):30-33.

[5]張建斌,池長(zhǎng)青.淺腔階梯液體動(dòng)靜壓混合軸承溫度場(chǎng)分析[J].北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào),1997, 23(3):390-394.

[6]張國(guó)淵,袁小陽(yáng).水潤(rùn)滑動(dòng)靜壓軸承三維壓力及溫度場(chǎng)分布理論研究[J].潤(rùn)滑與密封,2006(8):4-7.

[7]潘依森,潘思能.液體動(dòng)壓滑動(dòng)軸承油膜溫度場(chǎng)的分析與計(jì)算[J].福州大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版, 1995,23(3):39-44.

[8]張杰,郭宏升,牛彝,等.水潤(rùn)滑高速動(dòng)靜壓滑動(dòng)軸承數(shù)值模擬[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào),2008,39(6):159-162.

[9]張雨,駐志沛.有限長(zhǎng)動(dòng)載荷滑動(dòng)軸承的雷諾方程數(shù)值解的應(yīng)用[J].武漢交通科技大學(xué)學(xué)報(bào), 1995,19(4):424-429.

[10]平克斯,斯德因李希特.流體動(dòng)力潤(rùn)滑理論[M].機(jī)械工業(yè)出版社,1980.

[11]張直明,張言羊,謝友柏.滑動(dòng)軸承的流體動(dòng)力潤(rùn)滑理論[J].高等教育出版社,1986,1(9):8.

[12]馬濤,戴惠良,劉思仁.基于 FLUENT的液體動(dòng)靜壓軸承數(shù)值模擬[J].東華大學(xué)學(xué)報(bào):（自然科學(xué)版）,2010,36(3):279-282.

[13]高慶水,楊建剛.基于 CFD方法的液體動(dòng)壓滑動(dòng)軸承動(dòng)特性研究[J].潤(rùn)滑與密封,2008(9).

[14]F.T.巴威爾.軸承系統(tǒng)—理論和實(shí)踐[M].機(jī)械工業(yè)出版社,1983.

[15]岳戈,陳權(quán).ADINA應(yīng)用基礎(chǔ)與實(shí)例詳解[M].北京:人民交通出版社,2008.

Thermal Transient ProcessAnalysis of Tilting Pad Bearing under Impact Load Based on TFSI

ZHANG Peiliang,ZHANG Hong,WU Zhongde,ZHANG Yuzheng,WANG Sen
(Harbin Institute of Large Electrical Machinery,Harbin 150040,China）

In order to study the tilting pad radial bearing transient state behavior under disturbance load,TFSI transient state computational method was used to compute the pressure and the temperature distribution of oil film,three-dimensional finite element model include oil film and title bearing pad and shaft collar were built.Using the heat flow solid coupling iteration solution method, the nonlinear hot transient response process of turbo-generator tilting radial bearing under impact load is simulated.Changing law of the oil film temperature distribution,the maximum temperature, the smallest oil film thickness and so on are obtained.It is considered that in the transient state process,the significant changes of oil film temperature as well as film thickness are resulted from overshoot in the responses of maximum temperature and minimum film thickness,leading possibly to the damage of bearing during transient period.

thermal transient;tilting pad;journal bearing;response;temperature

TM303.5

A

1000-3983(2017)01-0033-03

2015-10-27