李 強(qiáng) 張 碩 馬 龍 許偉偉 鄭水英

1.中國石油大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，青島，2665802.中國石油大學(xué)儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院，青島，2665803.浙江大學(xué)化工機(jī)械研究所，杭州，310027

基于流固耦合的多油楔滑動軸承動特性研究

李 強(qiáng)1張 碩1馬 龍1許偉偉2鄭水英3

1.中國石油大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，青島，2665802.中國石油大學(xué)儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院，青島，2665803.浙江大學(xué)化工機(jī)械研究所，杭州，310027

提出了適用于多油楔滑動軸承結(jié)構(gòu)的動網(wǎng)格方法，并實(shí)現(xiàn)了軸頸任意擾動(自由振蕩運(yùn)動、脈沖激勵運(yùn)動和偏心渦動)下潤滑流場的瞬態(tài)計算。通過在潤滑流場與轉(zhuǎn)子系統(tǒng)間進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞，形成了多油楔滑動軸承潤滑流場與轉(zhuǎn)子動力學(xué)之間的耦合計算。討論了軸頸自由振蕩、受脈沖激勵以及偏心渦動時軸瓦安裝角對多油楔滑動軸承動特性的影響，數(shù)值計算表明：當(dāng)安裝角設(shè)置在20°～40°之間時，軸承的阻尼較小，穩(wěn)定性較差；而當(dāng)軸瓦安裝角在100°～120°之間時，軸承阻尼較大，穩(wěn)定性較好，并且軸瓦數(shù)越多，安裝角對穩(wěn)定性的影響越小。

多油楔滑動軸承；計算流體動力學(xué)；安裝角；動特性；流固耦合

0 引言

滑動軸承廣泛應(yīng)用于大型汽輪發(fā)電機(jī)組、高速壓縮機(jī)等旋轉(zhuǎn)機(jī)械中。旋轉(zhuǎn)機(jī)械中使用的滑動軸承種類很多，總的來說可以分為圓柱(單油楔)和多油楔兩大類。雖然圓柱軸承結(jié)構(gòu)簡單、制造方便，但在高速下穩(wěn)定性不如多油楔滑動軸承，因此，近年來，高速旋轉(zhuǎn)機(jī)械中越來越多地使用多油楔滑動軸承。但在工程上對多油楔滑動軸承的選擇往往是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行的，對其潤滑機(jī)理和動力性能缺乏深入研究，因此有必要對多油楔滑動軸承的動特性進(jìn)行分析，以便能夠更加直觀地判斷多油楔滑動軸承在偏離正常工況時的性能，為滑動軸承的工程設(shè)計提供理論依據(jù)。

多油楔滑動軸承的最顯著的特點(diǎn)是結(jié)構(gòu)的不對稱性，軸瓦在空間的安裝方位或者載荷的方向會對軸承工作性能產(chǎn)生很大的影響，當(dāng)安裝角變化時，軸承的承載力、動力特性也隨之發(fā)生變化，因此，空間安裝方位是多油楔滑動軸承動特性研究的一個重要參數(shù)。FLACK等[1]研究了三油楔軸承結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)軸瓦安裝角度是一個很重要的參數(shù)；MEHTA等[2]分析了湍流度、加載方向和轉(zhuǎn)子的柔度對三油楔軸承動特性的影響，結(jié)果表明加載方向?qū)傂院腿嵝赞D(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性影響都很大；PETTINATO等[3]對三油楔滑動軸承的三個不同的安裝位置進(jìn)行了較系統(tǒng)的試驗(yàn)研究；RAHMATABADI等[4]分析了安裝角度對氣體潤滑的多油楔軸承靜動特性的影響，并指出安裝角度對橢圓軸承性能影響更大；HASHIMOTO等[5]分別從理論和試驗(yàn)方面分析了貧油潤滑和不同的安裝角度對小軸承穩(wěn)定性的影響；RAHMATABADI等[6]利用有限元法研究了不同的安裝角度對微極流體潤滑的多油楔軸承性能的影響；RATTAN等[7]研究了載荷方向?qū)θ托ㄝS承穩(wěn)定性的影響，并指出改變載荷方向可以提高系統(tǒng)穩(wěn)定性；BHUSHAN[8]討論了剛性和柔性轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中載荷方向?qū)θ托ㄝS承穩(wěn)定性的影響；閻慶華等[9]探討了軸瓦的空間安裝位置對三油楔滑動軸承靜動特性和穩(wěn)定性的影響，并得到了一系列規(guī)律性曲線。

目前已經(jīng)有很多學(xué)者對多油楔滑動軸承的靜動特性以及對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響進(jìn)行了較全面的研究，但只是在求解廣義Reynolds方程的基礎(chǔ)上進(jìn)行研究，這種方法具有求解速度快的優(yōu)點(diǎn)，但忽略了慣性項(xiàng)、徑向流場變化等因素的影響，當(dāng)軸承結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜或需要考慮更多因素時，其應(yīng)用受到限制，而且并未考慮計算初值的影響，在瞬態(tài)流場計算時計算精度偏低。隨著流體分析理論和計算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，人們開始通過計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamic，CFD)方法直接求解Navier-Stokes方程來研究復(fù)雜軸承的3D潤滑流場，該方法便于求解復(fù)雜區(qū)域上的問題，對于事先未知的自由邊界或求解區(qū)域內(nèi)部不同介質(zhì)的交界面比較容易處理，因此CFD技術(shù)越來越廣泛地應(yīng)用于多油楔滑動軸承工作性能的研究[10-14]。

本文以多油楔滑動軸承為研究對象，采用與轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進(jìn)行耦合計算的數(shù)值模擬方法，在對多油楔滑動軸承的潤滑流場進(jìn)行研究的基礎(chǔ)上，以軸瓦安裝角作為衡量空間安裝方位的參數(shù)，深入探討了軸瓦安裝角變化時，靜平衡位置以及軸心軌跡的變化情況，從而確定多油楔滑動軸承動特性隨軸瓦安裝角的變化規(guī)律。

1 多油楔滑動軸承結(jié)構(gòu)

多油楔滑動軸承從結(jié)構(gòu)上分為固定瓦和可傾瓦兩種，其中可傾瓦多油楔滑動軸承雖然穩(wěn)定性比固定瓦軸承要好，但其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，制造困難，所以目前最常用的仍是固定瓦多油楔軸承；從軸頸旋轉(zhuǎn)方向上看多油楔軸承有雙向和單向之分，對于雙向結(jié)構(gòu)，軸可在兩個方向上旋轉(zhuǎn)，對于單向結(jié)構(gòu)，軸只能在一個方向上旋轉(zhuǎn)；按軸瓦的中心位置，多油楔軸承又分為同心和不同心兩類，不同心的軸瓦相當(dāng)于起始軸心相對于軸瓦就有一個較大的偏心率，因此軸承穩(wěn)定性更好。如果沒有特別說明，本文研究的多油楔滑動軸承為不同心、雙向固定瓦結(jié)構(gòu)。

多油楔滑動軸承結(jié)構(gòu)如圖1所示[15]，表1給出了結(jié)構(gòu)參數(shù)符號表示。軸頸中心處于軸承幾何中心時，軸頸表面到油楔面最小距離稱為最小半徑間隙c*，在橢圓軸承中又稱為頂隙。相對楔隙定義為半徑間隙與軸頸半徑之比，相對間隙定義為最小半徑間隙與軸頸半徑之比，相對楔隙與相對間隙之比稱為楔形度，即半徑間隙與最小半徑間隙之比。從圖1中可以看出多油楔軸承幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括寬度、最大間隙、最小間隙和預(yù)偏心距、瓦塊數(shù)、空間布置方式、最大最小間隙比、預(yù)負(fù)荷系數(shù)、偏心率等，這些幾何參數(shù)直接影響多油楔滑動軸承的靜動特性。

圖1 多油楔滑動軸承結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.1 Structure parameters of multi-wedge journal bearing表1 多油楔滑動軸承的幾何參數(shù)、符號及計算公式Tab.1 Geometric parameters、symbol and computational formula of multi-wedge journal bearing

符號及其計算公式參數(shù)名稱符號及計算公式參數(shù)名稱O軸承幾何中心e=OOj軸頸偏心距Oj軸頸中心ei=OjOxi相對偏心距Ox油楔面曲率中心ε=e/c偏心率R油楔面曲率半徑φ*=c*/r相對間隙s(OOx)油楔偏心距φ=c/r相對楔隙c*=R-r-s最小半徑間隙φ/φ*(φ/φ*=c/c*)楔形度c=R-r=c*+s半徑間隙δ=s/c預(yù)負(fù)荷系數(shù)

注：r為軸徑半徑。

本文選用的多油楔軸承直徑D=32 mm，軸頸半徑間隙c=0.032 mm，油槽包角α=30°，潤滑油密度ρ=850 kg/m3，動力黏度μ=1.25×10-2Pa·s，不考慮黏溫效應(yīng)，氣態(tài)潤滑油參數(shù)取空氣參數(shù)，流體流動狀態(tài)為層流。

圖2為不同軸瓦安裝位置下多油楔滑動軸承結(jié)構(gòu)簡圖，其中虛線表示載荷W豎直作用于軸頸時安裝角為0°的工況，實(shí)線表示載荷方向不變的工況，θ0是以軸瓦上方垂線為基準(zhǔn)逆時針轉(zhuǎn)動時的安裝角，其中考慮到多油楔軸承結(jié)構(gòu)的各向異性，橢圓軸承的安裝角從0°開始，沿逆時針轉(zhuǎn)動以20°遞增，而三油楔滑動軸承的安裝角從0°開始，沿逆時針轉(zhuǎn)動以15°遞增。

(a)橢圓軸承 (b)三油楔軸承圖2 不同安裝角的瓦塊示意圖Fig.2 Structure parameters of multi-wedge journal bearing

2 數(shù)值計算方法

2.1 基于動網(wǎng)格的控制方程

在FLUENT中，動網(wǎng)格模型可以用來模擬由于變流域邊界運(yùn)動引起的流域形狀隨時間變化的流動情況。

對于通量Φ，由移動邊界dV所包圍的任意控制體積內(nèi)積分形式的非定常不可壓縮黏性流體的連續(xù)性方程和動量方程為

∫?VΓΦ·dA+∫VSΦdV

(1)

式中，ρm為氣液兩相混合物的密度；vm為氣液兩相流的速度矢量；vs為網(wǎng)格邊界的移動速度；A為控制體積的面矢量；V為控制體積的體積；Γ為擴(kuò)散系數(shù)；SΦ為通量Φ的源項(xiàng)；為哈密頓算子。

2.2 離散方法

在保證計算精度的同時，為了提高計算速度和加快收斂，控制方程中的擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)采用一階中心差分格式離散，對流項(xiàng)采用一階迎風(fēng)格式離散。

對于瞬態(tài)問題，除了上述空間上的離散外，時間上的離散同樣很重要。在時間步長Δt內(nèi)對式(1)中的時間導(dǎo)數(shù)項(xiàng)用一階向后差分格式表示為

(2)

式中，n和n+1分別為Δt時間步內(nèi)網(wǎng)格更新前后的時刻。

2.3 CFD模型

從多油楔滑動軸承實(shí)物模型中提取計算控制域(即要進(jìn)行計算的多油楔滑動軸承的潤滑流場空間)，計算控制域主要包括進(jìn)油管路、油槽和油膜間隙部分，其中計算域的進(jìn)口在兩邊進(jìn)油口位置，計算域的出口在軸承的軸向兩端。由此，CFD計算中設(shè)定的邊界條件有進(jìn)口、出口和壁面三種，其中計算域的進(jìn)出口設(shè)定為壓力邊界條件，進(jìn)口壓力取為0.3 MPa，出口壓力為大氣壓，操作壓力為0，空穴壓力取為29 185 Pa；軸承表面為固定無滑移邊界，近壁面應(yīng)用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

網(wǎng)格劃分是對計算區(qū)域在空間上的一種離散，與實(shí)體建模一起構(gòu)成了CFD計算的前處理，而網(wǎng)格質(zhì)量的好壞關(guān)系到流場計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對計算的準(zhǔn)確性有著非常重要的影響。為保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對影響比較大的軸承間隙處的網(wǎng)格進(jìn)行了加密，并對模型進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性研究[13]。綜上，軸承間隙徑向選用6層網(wǎng)格，軸向和周向的網(wǎng)格密度選為0.2。

2.4 流固耦合計算方法

瞬態(tài)計算的準(zhǔn)確性依賴于網(wǎng)格質(zhì)量的好壞，而滑動軸承潤滑流場屬于小間隙結(jié)構(gòu)，隨著軸頸的擾動，油膜間隙網(wǎng)格將產(chǎn)生較大的網(wǎng)格畸變。FLUENT提供了三種動網(wǎng)格模型來更新計算域的體網(wǎng)格，但這三種動網(wǎng)格方法都有一定的局限性，例如：彈簧近似光滑模型主要適用于移動為單方向且垂直于邊界的情況，否則網(wǎng)格將產(chǎn)生較大畸變，降低網(wǎng)格質(zhì)量；局部重劃模型和動態(tài)分層模型只會對距移動邊界最近的一層網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格的再生或者合并。當(dāng)運(yùn)動邊界位移過大時，這三種動網(wǎng)格模型將來不及進(jìn)行網(wǎng)格的合并或分裂，進(jìn)而導(dǎo)致負(fù)網(wǎng)格的產(chǎn)生，因此本文開發(fā)了適用于多油楔滑動軸承的動網(wǎng)格方法，與適用于圓柱軸承的動網(wǎng)格技術(shù)[14]類似，首先將多油楔軸承間隙流場用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，每個網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的位置都可以通過計算得到，當(dāng)軸頸渦動時，油膜間隙中的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)根據(jù)所處位置按一定的算法移動不同的距離，節(jié)點(diǎn)的數(shù)量和拓?fù)潢P(guān)系保持不變，F(xiàn)LUENT也提供了相應(yīng)的用戶接口。與圓柱軸承不同的是，該動網(wǎng)格方法需要提前判斷各軸瓦圓心的位置。

在多油楔軸承瞬態(tài)流場計算和求解轉(zhuǎn)子動力學(xué)方程的基礎(chǔ)上，通過中間程序交換流體域和固體域的計算結(jié)果數(shù)據(jù)，可以很容易地實(shí)現(xiàn)滑動軸承與轉(zhuǎn)子之間的流固耦合計算。圖3為流固耦合計算流程圖。首先，通過FLUENT計算可以得到當(dāng)前t時刻的油膜力Fx、Fy；然后，將該油膜力作為流體載荷邊界條件和設(shè)置的積分步長Δt一起代入轉(zhuǎn)子動力學(xué)方程，利用Newmark積分法對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)方程積分求解得到軸頸的幾何位置(Δx，Δy)，最后，F(xiàn)LUENT通過用戶自定義程序(UDF)讀入該幾何位置并利用動網(wǎng)格方法實(shí)現(xiàn)多軸瓦間隙網(wǎng)格的更新，在更新流場網(wǎng)格的基礎(chǔ)上進(jìn)入下一時間步的計算，以此循環(huán)更新直至穩(wěn)定。整個流固耦合計算的關(guān)鍵是數(shù)據(jù)庫中計算結(jié)果的交互，而通過UDF可以方便地實(shí)現(xiàn)流體域和固體域數(shù)據(jù)的傳遞。該流固耦合方法的優(yōu)勢是最大程度地利用了成熟的商業(yè)CFD軟件而無需另外改寫。

圖3 流固耦合程序圖Fig.3 Coupling procedure of fluid and structure

3 動特性分析

3.1 自由振蕩軌跡計算

轉(zhuǎn)子系統(tǒng)模型采用單跨轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進(jìn)行分析[16]，當(dāng)軸頸質(zhì)量為34.73 kg、轉(zhuǎn)速ω=1000 rad/s時，圖4給出了不同軸瓦安裝位置下多油楔滑動軸承在中心位置做自由振蕩運(yùn)動的軸心軌跡。從圖4中可以看出，不同軸瓦安裝角下，轉(zhuǎn)子自由振蕩的衰減速度明顯有快有慢，這表明，當(dāng)安裝角度變化后，軸承產(chǎn)生的系統(tǒng)阻尼變化較大，多油楔滑動軸承的穩(wěn)定性隨著軸瓦安裝角的變化而變化；從轉(zhuǎn)子自由振蕩的衰減速度來判斷，發(fā)現(xiàn)安裝角設(shè)置在20°～40°之間時，多油楔滑動軸承的穩(wěn)定性較差，這時軸承的穩(wěn)定裕度小，容易在擾動下失穩(wěn)；而當(dāng)安裝角設(shè)置在100°～120°之間時，多油楔軸承的穩(wěn)定性較好，這與文獻(xiàn)[4]得到的規(guī)律吻合。

(a)橢圓軸承

(b)三油楔軸承圖4 安裝角對多油楔滑動軸承軸心軌跡的影響Fig.4 Journal orbits of multi-wedge journal bearing for different installation angles

對比圖4可以發(fā)現(xiàn)，雖然安裝角為30°左右時三油楔軸承的穩(wěn)定性依然比其他工況差，但安裝角對三油楔軸承的影響沒有對橢圓軸承的影響那么大，說明軸瓦數(shù)越多，軸瓦安裝角的影響越小。

針對圖4中不同軸瓦安裝角下的靜平衡位置點(diǎn)，對橢圓軸承的阻尼系數(shù)進(jìn)行了求解[17]，結(jié)果如表2所示，其中x′表示橢圓軸承油槽方向即側(cè)隙方向，y′表示橢圓軸承頂隙方向。從表2中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)軸瓦安裝角在40°左右時，主阻尼較小，而軸瓦安裝角為120°左右時，主阻尼較大。不同軸瓦安裝角下軸承阻尼系數(shù)大小表征了在靜平衡位置處軸承抵抗外部擾動的能力。

3.2 脈沖激勵計算

脈沖載荷屬于非周期載荷，從時域上看有幅值突變、變化劇烈等特點(diǎn),因此當(dāng)脈沖載荷作用于處于靜平衡位置的軸頸時，會使軸心位置發(fā)生突變，造成潤滑狀況的突然變化。對于小的脈沖載荷，軸頸會在滑動軸承本身油膜阻尼的作用下逐漸穩(wěn)定于原靜平衡位置，而如果載荷太大則可能會造成瞬時油膜厚度過小而發(fā)生碰摩現(xiàn)象，因此本節(jié)對不同安裝角度的橢圓軸承施加了類似脈沖載荷的脈沖位移，可以通過比較軸頸在靜平衡位置受擾動后重新回到靜平衡位置的時間來判斷軸承的穩(wěn)定性。圖5給出了單跨轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中[16]，靜載34.73 kg、轉(zhuǎn)速ω=1000 rad/s工況下，橢圓軸承在靜平衡位置受到負(fù)y方向5 μm脈沖位移的干擾時y方向軸心軌跡隨時間的變化情況。從圖5中可以看出，與上面的結(jié)論一樣，當(dāng)安裝角度為20°～40°時，軸頸回到靜平衡位置的時間較長，意味著這時橢圓軸承的穩(wěn)定性較差；而當(dāng)安裝角度在100°～120°時，軸頸重新回到靜平衡位置所用時間較短，即穩(wěn)定性較好。

表2 不同軸瓦安裝角下橢圓軸承的阻尼系數(shù)Tab.2 Damping coefficients of elliptical bearing under different installation angles

(a)安裝角度為0°～80°

(b)安裝角度為90°～160°圖5 負(fù)y方向施加5 μm的位移擾動時 y方向位移隨時間變化Fig.5 Dependence of y direction displacement on time under 5 μm displacement perturbation in y direction

3.3 渦動軌跡計算

為了進(jìn)一步研究安裝角對多油楔滑動軸承性能的影響，對多自由度轉(zhuǎn)子系統(tǒng)[13]進(jìn)行了多油楔滑動軸承支撐下軸心軌跡的計算。多油楔軸承結(jié)構(gòu)取目前工程應(yīng)用比較多的橢圓軸承，軸承寬度L=2R，不平衡量e=50 μm。圖6和表3分別給出了在相對坐標(biāo)系中隨著軸承安裝角沿軸頸旋轉(zhuǎn)方向從0°到160°變化，軸心軌跡及其渦動中心的變化情況，圖中x′表示旋轉(zhuǎn)后橢圓軸承的側(cè)隙位置，y′表示旋轉(zhuǎn)后橢圓軸承的頂隙位置。圖6和表3表明，隨著軸瓦安裝角的增大，橢圓軸承的軸心軌跡呈先增大、后減小、再增大的趨勢，其中軸心軌跡最大值出現(xiàn)在安裝角沿軸頸旋轉(zhuǎn)方向轉(zhuǎn)動20°左右時，這時軸心軌跡的渦動中心離軸承中心最近，而軸心軌跡的最小值出現(xiàn)在安裝角沿旋轉(zhuǎn)方向轉(zhuǎn)動120°左右時，這時渦動中心離軸承最遠(yuǎn)，這一規(guī)律與前面得到的結(jié)論吻合。

1.θ=0° 2.θ=20° 3.θ=40° 4.θ=60° 5.θ=80° 6.θ=90° 7.θ=100° 8.θ=120° 9.θ=140° 10.θ=160°圖6 安裝角對橢圓軸承軸心軌跡的影響 (ω=500 rad/s,e=50 μm)Fig.6 The effect of installation angles on the journal orbit of elliptical bearing表3 橢圓軸承軸頸渦動中心隨軸承安裝角的變化Tab.3 Dependence of whirling center on different installation angles

安裝角(°)020406080x0(μm)3.041.05-1.05-3.00-4.52y0(μm)-0.032-1.00-1.85-2.41-2.67峰峰值(μm)6.036.426.305.905.39安裝角(°)90100120140160x0(μm)-5.09-5.51-5.87-5.58-4.61y0(μm)-2.68-2.61-2.28-1.69-0.90峰峰值(μm)5.185.034.905.065.45

注：(x0，y0)為軸徑渦動中心。

4 結(jié)論

(1)利用自編的FLUENT-UDF程序?qū)崿F(xiàn)了多油楔滑動軸承中軸頸的自由振蕩運(yùn)動、脈沖激勵運(yùn)動和偏心渦動條件下的瞬態(tài)計算，計算結(jié)果可以實(shí)時地反映多油楔滑動軸承潤滑流場的動態(tài)變化及軸承動特性。

(2)多油楔滑動軸承的動特性系數(shù)隨軸瓦安裝角的變化而變化，且變化規(guī)律不相同，阻尼系數(shù)的不同導(dǎo)致軸頸自由振蕩衰減的快慢不同。

(3)當(dāng)安裝角設(shè)置在20°～40°之間時，軸承的阻尼較小，穩(wěn)定性較差，而當(dāng)軸瓦安裝角在100°～120°之間時，軸承阻尼較大，穩(wěn)定性較好，并且軸瓦數(shù)越多，安裝角對穩(wěn)定性的影響越小。

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(編輯 蘇衛(wèi)國)

Research on Dynamic Characteristics of Multi-wedge Journal Bearing Based on Fluid-structure Coupling

LI Qiang1ZHANG Shuo1MA Long1XU Weiwei2ZHENG Shuiying3

1.College of Chemical Engineering,China University of Petroleum, Qingdao，Shandong,266580 2.College of Transport & Storage and Civil Engineering,China University of Petroleum,Qingdao,Shandong,266580 3.Institute of Chemical Machinery,Zhejiang University,Hangzhou,310027

A new mesh movement approach used for multi-wedge journal bearings was proposed, and the unsteady flow fields were calculated under arbitrary perturbations of journal (free oscillation motions, plus excitation motions, and eccentric whirls). A coupling calculation between the oil film in multi-wedge journal bearings and rotor dynamics was realized by transferring data between two domains. When the journals freely oscillated, excited by pulses, and eccentrically whirled, the influences of bearing installation angle on the dynamic characteristics of multi-wedge journal bearing were discussed. The calculation results indicate that the multi-wedge journal bearings have small damping and poor stability when the bearing installation angles are changed in the ranges of 20°～40°, and the multi-wedge journal bearings have large damping and good stability when the bearing installation angles are changed in the ranges of 100°～120°. Moreover, with the increase of the bearing numbers, the installation angle has less effects on the stability.

multi-wedge journal bearing; computational fluid dynamics(CFD); installation angle; dynamic characteristic; fluid-structure coupling

2016-05-13

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51506225)；山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎勵基金資助項(xiàng)目(BS2014ZZ014)；青島市自主創(chuàng)新計劃資助項(xiàng)目(15-9-1-38-jch)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(15CX02027A)

TH133

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.09.008

李 強(qiáng)，男，1984年生。中國石油大學(xué)(華東)化學(xué)工程學(xué)院副教授。主要研究方向?yàn)檗D(zhuǎn)子動力學(xué)、振動測試、故障診斷。發(fā)表論文20余篇。E-mail:liqiangsydx@163.com。張 碩，男，1994年生。中國石油大學(xué)(華東)化學(xué)工程學(xué)院碩士研究生。馬 龍，男，1991年生。中國石油大學(xué)(華東)化學(xué)工程學(xué)院碩士研究生。許偉偉，女，1984年生。中國石油大學(xué)(華東)儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院副教授。鄭水英，女，1961年生。浙江大學(xué)化工機(jī)械研究所教授。