張勝倫, 裴世源, 徐華,2, 張亞賓, 朱杰

(1.西安交通大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計(jì)及轉(zhuǎn)子軸承系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 710049, 西安;2.新疆大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 830046, 烏魯木齊; 3.湖南崇德工業(yè)科技有限公司, 411228, 湖南湘潭)

考慮瞬態(tài)沖擊和彈性變形的滑動(dòng)軸承特性與動(dòng)力學(xué)響應(yīng)

張勝倫1, 裴世源1, 徐華1,2, 張亞賓3, 朱杰3

(1.西安交通大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計(jì)及轉(zhuǎn)子軸承系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 710049, 西安;2.新疆大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 830046, 烏魯木齊; 3.湖南崇德工業(yè)科技有限公司, 411228, 湖南湘潭)

同時(shí)考慮瞬態(tài)沖擊載荷和軸瓦的彈性變形,模擬了艦船在風(fēng)浪拍擊時(shí)推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承的潤(rùn)滑特性與動(dòng)力學(xué)響應(yīng),研究了聚四氟乙烯(PTFE)彈性金屬塑料瓦滑動(dòng)軸承的最小油膜厚度、最大油膜壓力和軸心軌跡隨時(shí)間的變化情況。運(yùn)用有限元法求解雷諾方程,將油膜力轉(zhuǎn)化為軸瓦節(jié)點(diǎn)力計(jì)算了彈性變形;用歐拉法求解軸頸的動(dòng)力學(xué)方程,計(jì)算了動(dòng)態(tài)軸心軌跡。對(duì)比了剛性瓦與PTFE彈塑瓦滑動(dòng)軸承的特性,結(jié)果表明,軸瓦彈性變形對(duì)油膜厚度和油膜壓力分布的影響不可忽略,并且軸瓦彈性變形可以提高滑動(dòng)軸承的承載能力。對(duì)比分析了4個(gè)不同方向瞬態(tài)沖擊載荷作用下PTFE彈塑瓦滑動(dòng)軸承的特性和軸頸的動(dòng)態(tài)軸心軌跡,提出可通過改變軸承靜載荷方向、減小瞬態(tài)沖擊載荷方向與軸承偏心方向的夾角來(lái)增加最小油膜厚度,降低最大油膜壓力,減小動(dòng)態(tài)軸心軌跡的位移響應(yīng)振幅,進(jìn)而改善滑動(dòng)軸承潤(rùn)滑狀態(tài),減小軸瓦的彈性變形量,提高軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

滑動(dòng)軸承;瞬態(tài)沖擊載荷;彈性變形;動(dòng)力學(xué)響應(yīng)

艦船作為一種重要的水上交通工具,在民用、運(yùn)輸以及軍事等領(lǐng)域具有極其重要的地位。由于艦船處于海上風(fēng)浪拍擊的特殊環(huán)境中,船體會(huì)受到?jīng)_擊力的劇烈作用,這種沖擊力最終將轉(zhuǎn)化為安裝于船體的推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承與推進(jìn)軸軸頸的相互作用力和相對(duì)位移。推進(jìn)軸在受到如此劇烈的瞬態(tài)沖擊載荷時(shí),極易與軸瓦直接接觸,從而導(dǎo)致燒瓦、抱軸等重大事故。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)瞬態(tài)沖擊載荷下的滑動(dòng)軸承特性進(jìn)行了不少研究,例如:馬金奎等研究了不同脈沖波形作用下軸承最小油膜厚度、最大油膜壓力、軸心軌跡等的變化情況[1];Rao等計(jì)算了沖擊激勵(lì)在穩(wěn)態(tài)、臨界轉(zhuǎn)速、失穩(wěn)轉(zhuǎn)速3種情況下產(chǎn)生的軸心軌跡,并分析了沖擊激勵(lì)對(duì)軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)性能的影響[2];Tichy和Bou-Sa?d研究了橫向瞬態(tài)沖擊載荷的大小和作用時(shí)間對(duì)軸心動(dòng)態(tài)軌跡的影響[3];李震等研究了軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在瞬態(tài)沖擊載荷、正弦載荷、旋轉(zhuǎn)載荷等激勵(lì)條件下的共振現(xiàn)象[4]。以上工作在一定程度上揭示了不同沖擊載荷類型和參數(shù)作用下的滑動(dòng)軸承軸心軌跡和軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定性,相關(guān)研究方法和成果對(duì)本文均具有指導(dǎo)意義。

彈性金屬塑料軸瓦(EMP),簡(jiǎn)稱彈塑瓦,廣泛應(yīng)用于艦船推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承。彈塑瓦是由聚四氟乙烯(PTFE)與彈性青銅絲復(fù)合鑲嵌、釬焊在鋼質(zhì)瓦基上的新型復(fù)合軸瓦。在持續(xù)時(shí)間短暫、釋放能量巨大的瞬態(tài)沖擊載荷下,油膜的壓力在瞬間增大至數(shù)十MPa,彈塑瓦的彈性變形將成為影響潤(rùn)滑特性和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)響應(yīng)不可忽略的重要因素。文獻(xiàn)[5]在研究徑向軸承的不平衡擾動(dòng)瞬態(tài)過程中考慮了彈性變形,認(rèn)為彈性變形對(duì)軸心軌跡有較大的影響。文獻(xiàn)[6-7]的研究用PTFE代替金屬瓦用于推力軸承,由于PTFE較大的彈性變形顯著提高了軸承的承載能力,其表面滑移作用使得油膜溫度顯著降低,自潤(rùn)滑特性還降低了摩擦功耗。文獻(xiàn)[8-9]分別將PTFE彈塑瓦用于靜載荷作用下徑向滑動(dòng)軸承和可傾瓦軸承的潤(rùn)滑特性計(jì)算。文獻(xiàn)[10]用有限元法求解了彈塑瓦徑向滑動(dòng)軸承的彈性變形和熱變形。以上工作建立了彈塑瓦軸承的基本研究方法和理論。

上述研究分別在滑動(dòng)軸承瞬態(tài)沖擊響應(yīng)和軸瓦彈性變形方面取得了有意義的成果,但綜合考慮這2種因素對(duì)艦船推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承進(jìn)行潤(rùn)滑特性和動(dòng)力學(xué)研究卻鮮見報(bào)道。

本文在同時(shí)考慮瞬態(tài)沖擊載荷和彈塑瓦彈性變形的條件下,深入研究了艦船推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承的潤(rùn)滑特性和動(dòng)力學(xué)響應(yīng),對(duì)比分析了剛性瓦和PTFE彈塑瓦在軸頸外載荷為靜載荷和瞬態(tài)沖擊載荷2種條件下的油膜厚度和油膜壓力分布,進(jìn)而研究了考慮軸瓦彈性變形條件下瞬態(tài)沖擊載荷的方向?qū)S頸位移響應(yīng)的影響。

1 建立計(jì)算模型

將雷諾方程與軸頸動(dòng)力學(xué)方程聯(lián)立求解,建立用于模擬艦船推進(jìn)軸在受到瞬態(tài)沖擊過程中軸心動(dòng)態(tài)位移響應(yīng)的計(jì)算模型。圖1所示為滑動(dòng)軸承計(jì)算模型示意圖,圖中將軸承中心作為坐標(biāo)的原點(diǎn)。

圖1 滑動(dòng)軸承計(jì)算模型示意圖

運(yùn)用有限元法求解雷諾方程,并將油膜力轉(zhuǎn)化為彈塑瓦有限元計(jì)算的節(jié)點(diǎn)力,求得的彈性變形位移量作為油膜厚度方程的修正項(xiàng),再次求解雷諾方程,如此循環(huán)迭代,以求解油膜壓力和彈塑瓦的彈性變形。

圖2所示為對(duì)PTFE彈塑瓦進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)的網(wǎng)格劃分結(jié)果,其中s為PTFE彈塑層的厚度,tb為鋼質(zhì)基體層的厚度。將油膜力和等效轉(zhuǎn)子質(zhì)量作為軸頸所受的外力,用歐拉法求解軸頸的動(dòng)力學(xué)方程,可得到軸頸的動(dòng)態(tài)軸心軌跡。

圖2 有限元計(jì)算的網(wǎng)格劃分結(jié)果

不可壓縮流體潤(rùn)滑劑在層流狀態(tài)下的二維雷諾方程[11]為

(1)

下游邊界條件為雷諾邊界

軸承兩端

起始邊界

φ=0,p=0

終止邊界

以上各式中:φ為周向坐標(biāo);z為軸向坐標(biāo);r為軸頸半徑;l為軸承寬度;ω為軸頸轉(zhuǎn)速;ρ為潤(rùn)滑劑密度;μ為潤(rùn)滑劑動(dòng)力黏度;h為油膜厚度;p為油膜壓力。

油膜厚度方程為

h=c+ecosφ+δ

(2)

式中:c為軸承的半徑間隙;e為軸頸偏心距;δ為彈性變形量[8],是將油膜壓力導(dǎo)入有限元網(wǎng)格上的節(jié)點(diǎn)力所求得的彈性變形。在計(jì)算油膜厚度時(shí),將彈性變形作為修正項(xiàng)加到油膜厚度方程的右端。

軸瓦的彈性變形用赫茲接觸理論[12]求得

(3)

黏溫關(guān)系采用Vogel黏溫方程[13]

η=η0exp[a/(b+T0)]

(4)

式中:T0為環(huán)境溫度,這里認(rèn)為T0等于供油溫度Ts;η0是溫度為T0時(shí)的黏度;a為常數(shù);b表示“無(wú)限黏度”溫度。

由于瞬態(tài)沖擊載荷引起的油膜壓力最大值約為數(shù)十MPa,所以潤(rùn)滑油密度的變化在10-5量級(jí),本文中不予考慮。

軸頸的動(dòng)力學(xué)方程為

(5)

用歐拉逐步積分法求解以上動(dòng)力學(xué)方程[1],可得到新的軸心位置

(6)

(7)

式中:Δτ為計(jì)算時(shí)間步;τ為計(jì)算總時(shí)長(zhǎng)。

利用新的軸心位置求得新的油膜厚度,并將新的油膜厚度再次帶入雷諾方程進(jìn)行求解。如此循環(huán)迭代,直至達(dá)到設(shè)定的總求解時(shí)長(zhǎng)后結(jié)束。將每個(gè)時(shí)間步所求得的軸心位置相連接,即為設(shè)定求解時(shí)間內(nèi)的軸心軌跡。

圖3為動(dòng)態(tài)潤(rùn)滑計(jì)算程序的流程圖。

圖3 動(dòng)態(tài)潤(rùn)滑計(jì)算程序流程圖

2 計(jì)算結(jié)果與分析

在艦船推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承的潤(rùn)滑狀態(tài)參數(shù)中,最小油膜厚度是最重要的性能指標(biāo)之一,如果最小油膜厚度過小,則推進(jìn)軸在運(yùn)行過程中有可能與軸瓦發(fā)生擦碰?；瑒?dòng)軸承的承載能力主要取決于最大油膜壓力,在相同載荷條件下,最大油膜壓力越低,其承載能力越高。下面將分別計(jì)算剛性瓦和PTFE彈塑瓦在靜載荷、瞬態(tài)沖擊載荷2種工況下的最小油膜厚度和最大油膜壓力,并對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析對(duì)比。

在建立的數(shù)值計(jì)算模型中,選取工業(yè)潤(rùn)滑油牌號(hào)為VG68;Vogel黏溫方程(3)中的a取870.9,b取84.45;設(shè)置靜載荷為等效轉(zhuǎn)子質(zhì)量所受的重力。剛性瓦不考慮軸瓦的彈性變形,PTFE彈塑瓦考慮軸瓦的彈性變形。軸承計(jì)算模型的參數(shù)如下:軸頸半徑r=250 mm;軸承寬度l=320 mm;等效轉(zhuǎn)子質(zhì)量M=2 500 kg;彈塑層厚度s=7 mm;彈塑層楊氏模量E1=2 GPa;彈塑層泊松比ν1=0.4;基體層厚度tb=40 mm;基體層楊氏模量E2=211 GPa;基體層泊松比ν2=0.3;半徑間隙c=270 μm;轉(zhuǎn)速ω=300 r/min;進(jìn)油溫度Ts=42 ℃。

2.1 軸瓦彈性變形對(duì)滑動(dòng)軸承特性的影響

在等效轉(zhuǎn)子質(zhì)量為2 500 kg、靜載荷條件下,分別對(duì)剛性瓦和PTFE彈塑瓦滑動(dòng)軸承的特性進(jìn)行計(jì)算,結(jié)果如圖4所示。

由圖4a可見,剛性瓦和PTFE彈塑瓦軸向中間截面的油膜厚度周向分布基本一致,只有在周向角200°附近相差較大,剛性瓦、PTFE彈塑瓦在軸向中間截面的最小油膜厚度分別為62.5和65.8 μm。由圖4c可知,周向角200°附近為油膜壓力峰值分布區(qū)域,所以此處油膜厚度的變化是由于較大的油膜壓力作用于PTFE彈塑瓦引起的彈性變形所導(dǎo)致。

由圖4b可以看出,PTFE彈塑瓦的最小油膜厚度最小值為61.1 μm,最大值為65.8 μm;剛性瓦的最小油膜厚度為恒定值62.5 μm。在軸向,剛性瓦的最小油膜厚度為恒定值,而PTFE彈塑瓦的最小油膜厚度分布是與油膜壓力成正比的曲線。在軸承中間截面上,PTFE彈塑瓦的最小油膜厚度比剛性瓦的大;在軸承兩側(cè)端面上,PTFE彈塑瓦的最小油膜厚度比剛性瓦的小。這是由于PTFE彈塑瓦在軸向中間截面發(fā)生凹陷、軸承兩側(cè)端面發(fā)生向上翹曲所導(dǎo)致的,但此時(shí)的油膜厚度足以隔離艦船推進(jìn)軸與軸瓦使其不發(fā)生擦碰。

由圖4c可以看出,剛性瓦的最大油膜壓力為5.25 MPa,PTFE彈塑瓦的最大油膜壓力為4.83 MPa。在相同靜載荷的條件下,PTFE彈塑瓦的最大油膜壓力比剛性瓦的低,這是由于PTFE彈塑瓦的彈性變形使得其承載面積比剛性瓦的大,因此PTFE彈塑瓦軸承的承載能力比剛性瓦軸承的承載能力強(qiáng)。

(a)軸向中間截面的油膜厚度周向分布 (b)最小油膜厚度的軸向分布

(c)軸向中間截面的油膜壓力周向分布 (d)軸向中間截面的PTFE彈塑瓦彈性變形周向分布圖4 2種滑動(dòng)軸承的特性在靜載荷下的計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖4d所示為PTFE彈塑瓦在軸向中間截面的彈性變形周向分布,可知最大變形量為7.9 μm,其所在的周向角度位置與最大油膜壓力位置相對(duì)應(yīng)。

在等效轉(zhuǎn)子質(zhì)量為2 500 kg、靜載荷的基礎(chǔ)上,施加y向加載于軸頸的瞬態(tài)半正弦波沖擊載荷,作用時(shí)間為0.01 s,最大峰值為250 kN,是靜載荷的10倍,用來(lái)模擬風(fēng)浪拍擊對(duì)艦船推進(jìn)軸的沖擊作用。

y向瞬態(tài)沖擊載荷曲線示意圖如圖5所示,表達(dá)式如下

Qx=0, 0

(8)

(9)

圖5 y向瞬態(tài)沖擊載荷示意圖

剛性瓦和PTFE彈塑瓦在施加瞬態(tài)沖擊載荷后0.225 s內(nèi),最小油膜厚度隨時(shí)間的變化曲線如圖6a所示。從圖中可以看出,由于瞬態(tài)沖擊載荷作用時(shí)間短,沖擊力大,最小油膜厚度在瞬時(shí)沖擊發(fā)生后急劇減小,剛性瓦在0.036 s達(dá)到最小值37.1 μm,PTFE彈塑瓦在0.028 s達(dá)到最小值34.0 μm。由于慣性作用,軸頸在瞬態(tài)沖擊載荷過后將繼續(xù)沿載荷方向運(yùn)動(dòng)一段時(shí)間,因此最小油膜厚度最小值出現(xiàn)在沖擊載荷結(jié)束之后的某一時(shí)間。由于PTFE彈塑瓦在沖擊載荷之后具有較大的彈性變形,相對(duì)于剛性瓦來(lái)說承載能力更大,在沖擊載荷結(jié)束之后,PTFE彈塑瓦抵抗軸頸慣性運(yùn)動(dòng)的能力也更大,所以最小油膜厚度隨時(shí)間的變化曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)的時(shí)間比剛性瓦更早。PTFE彈塑瓦的最小油膜厚度最小值小于剛性瓦的最小油膜厚度最小值,這是由于彈性變形引起軸承端面翹曲所致。在0.15 s之后,最小油膜厚度均趨于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值,剛性瓦的為62.3 μm,PTFE彈塑瓦的為60.9 μm。

(a)最小油膜厚度

(b)最大油膜壓力圖6 瞬態(tài)沖擊載荷作用下最小油膜厚度、最大油膜壓力隨時(shí)間的變化曲線

剛性瓦和PTFE彈塑瓦在施加瞬態(tài)沖擊載荷后0.225 s內(nèi),最大油膜壓力隨時(shí)間的變化曲線如圖6b所示。從圖中可以看出,最大油膜壓力在0.005 s出現(xiàn)瞬時(shí)峰值,剛性瓦和PTFE彈塑瓦的最大油膜壓力分別為64.74和59.22 MPa,且大小分別約為靜載荷條件下最大油膜壓力的12.3倍。在0.01 s后瞬態(tài)沖擊載荷結(jié)束,最大油膜壓力均趨于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值。

由于軸瓦的彈性變形與油膜壓力成正比,因此PTFE彈塑瓦的最大彈性變形量隨時(shí)間的分布曲線與最大油膜壓力隨時(shí)間的分布曲線一致。在0.005 s時(shí)PTFE彈塑瓦的最大彈性變形最大值為95.1 μm,相對(duì)于軸承半徑間隙270 μm,彈性變形對(duì)油膜厚度分布和油膜壓力分布的影響不可忽略。

2.2 瞬態(tài)沖擊載荷方向?qū)S心位移響應(yīng)的影響

在等效轉(zhuǎn)子質(zhì)量為2 500 kg、靜載荷條件的基礎(chǔ)上,施加加載于軸頸的半正弦波瞬態(tài)沖擊載荷,載荷作用時(shí)間為0.01 s,最大峰值為250 kN;設(shè)置x+、x-、y+、y-四個(gè)不同的瞬態(tài)沖擊載荷方向,上角標(biāo)+、-分別表示沿、逆坐標(biāo)軸方向。

靜載荷條件下軸心的靜平衡位置坐標(biāo)為x=105.3 μm,y=-179.0 μm。本文規(guī)定:軸頸偏心方向?yàn)橛奢S承中心指向靜載荷條件下的靜平衡位置;瞬態(tài)沖擊載荷Q(以y-方向?yàn)槔?與軸徑偏心方向De的夾角稱為“載偏角”,用γ表示。以軸承中心為圓心、半徑間隙c為半徑建立間隙圓,如圖7所示。因此,當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷分別為x+、x-、y+、y-方向時(shí),載偏角γ分別為59.6°、120.4°、149.6°、30.4°。

圖7 靜平衡位置、間隙圓及載偏角示意圖

圖8所示為4個(gè)不同方向瞬態(tài)沖擊載荷作用下PTFE彈塑瓦的最小油膜厚度、最大油膜壓力隨時(shí)間的變化曲線。

(a)最小油膜厚度

(b)最大油膜壓力圖8 瞬態(tài)沖擊載荷下最小油膜厚度、最大油膜壓力隨時(shí)間的變化曲線

由圖8a可見:當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x+方向時(shí),最小油膜厚度在施加瞬態(tài)沖擊載荷后0.01 s時(shí)達(dá)到最小值15.6 μm,在0.14 s之后趨于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x-方向時(shí),最小油膜厚度在施加瞬態(tài)沖擊載荷后0.01 s時(shí)達(dá)到最小值18.0 μm,在0.22 s之后趨于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為y+方向時(shí),在施加瞬態(tài)沖擊載荷后0.12 s內(nèi),最小油膜厚度一直大于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值,在0.12 s之后趨于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值60.9 μm;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷方向?yàn)閥-方向時(shí),最小油膜厚度在施加瞬態(tài)沖擊載荷后0.028 s時(shí)達(dá)到最小值34.0 μm,在0.14 s之后趨于靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值。

當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x+、x-方向時(shí),最小油膜厚度的最小值很小,分別為15.6和18.0 μm,軸徑和軸瓦發(fā)生接觸的概率較大,艦船推進(jìn)軸與軸瓦極有可能因擦碰而出現(xiàn)劃傷、燒瓦等不良現(xiàn)象。當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x-方向時(shí),最小油膜厚度恢復(fù)到靜載荷條件下的穩(wěn)態(tài)值的時(shí)間較長(zhǎng),所以軸承穩(wěn)定性較差。

由圖8b可見:當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷分別為x+、x-、y+、y-方向時(shí),最大油膜壓力在0.005 s時(shí)出現(xiàn)瞬時(shí)峰值,分別為114.29、128.61、71.02和59.22 MPa;PTFE彈塑瓦的彈性變形量在0.005 s時(shí)最大,分別為 188.8、212.0、116.9和95.1 μm;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x-方向時(shí),最大油膜壓力在0.01 s出現(xiàn)最小值,為0.08 MPa;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為y+方向時(shí),最大油膜壓力在0.01 s出現(xiàn)最小值,為0.04 MPa。最大油膜壓力在極短時(shí)間之內(nèi)低于大氣壓力,容易造成潤(rùn)滑油中溶解的空氣析出產(chǎn)生氣泡,導(dǎo)致嚴(yán)重的空化,使滑動(dòng)軸承潤(rùn)滑不良。

當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為y-方向時(shí),載偏角γ最小,為30.4°,最小油膜厚度的最小值較大,最小油膜厚度回到穩(wěn)態(tài)值的時(shí)間較短,足以避免軸徑和軸瓦的直接接觸,軸承穩(wěn)定性較高;最大油膜壓力的最大值較小,故軸瓦的彈性變形較小,相對(duì)承載能力較大;油膜壓力不會(huì)出現(xiàn)低于大氣壓力的情況,不會(huì)引起潤(rùn)滑劑空化而導(dǎo)致潤(rùn)滑不良。

追蹤并繪制軸頸中心在4個(gè)方向瞬態(tài)沖擊下的動(dòng)態(tài)軸心軌跡,如圖9所示:當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷方向?yàn)閤+時(shí),γ=59.6°,橫向、縱向的動(dòng)態(tài)軸心軌跡位移響應(yīng)振幅分別為166.1和189.0 μm;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷方向?yàn)閤-時(shí),γ=120.4°,橫向、縱向的動(dòng)態(tài)軸心軌跡位移響應(yīng)振幅分別為373.8和203.5 μm;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷方向?yàn)閥+時(shí),γ=149.6°,橫向、縱向的動(dòng)態(tài)軸心軌跡位移響應(yīng)振幅分別為157.8和380.1 μm;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷方向?yàn)閥-時(shí),γ=30.4°,橫向、縱向的動(dòng)態(tài)軸心軌跡位移響應(yīng)振幅分別為72.7和45.7 μm。

由以上結(jié)果可知:當(dāng)γ較大時(shí),動(dòng)態(tài)軸心軌跡的位移響應(yīng)振幅較大,滑動(dòng)軸承的工作狀態(tài)不穩(wěn)定;當(dāng)γ較小時(shí),動(dòng)態(tài)軸心軌跡的位移響應(yīng)振幅較小,滑動(dòng)軸承的工作狀態(tài)較穩(wěn)定。因此,當(dāng)艦船受到劇烈的風(fēng)浪拍擊時(shí),為保證推進(jìn)軸正常運(yùn)轉(zhuǎn)和支承滑動(dòng)軸承正常工作,應(yīng)當(dāng)采取措施改變軸承的靜載荷方向,以調(diào)整軸承偏位角,使γ減小。γ越小則滑動(dòng)軸承最小油膜厚度越大,潤(rùn)滑狀態(tài)越良好;最大油膜壓力越低,PTFE彈塑瓦的變形量就越小;動(dòng)態(tài)軸心軌跡的位移響應(yīng)振幅越小,滑動(dòng)軸承的工作狀態(tài)就會(huì)越穩(wěn)定。

(a)瞬態(tài)沖擊載荷為x+方向 (b)瞬態(tài)沖擊載荷為x-方向

(c)瞬態(tài)沖擊載荷為y+方向 (d)瞬態(tài)沖擊載荷為y-方向圖9 瞬態(tài)沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)軸心軌跡

3 結(jié) 論

本文研究了艦船在受到風(fēng)浪拍擊時(shí)推進(jìn)軸支承滑動(dòng)軸承的潤(rùn)滑特性和軸頸動(dòng)力學(xué)響應(yīng);同時(shí)考慮瞬態(tài)沖擊載荷和PTFE彈塑瓦的彈性變形,對(duì)比分析了PTFE彈塑瓦和剛性瓦滑動(dòng)軸承的最小油膜厚度、最大油膜壓力、軸瓦彈性變形以及動(dòng)態(tài)軸心軌跡,得出以下結(jié)論。

(1)PTFE彈塑瓦的彈性變形較大,對(duì)油膜厚度分布和油膜壓力分布的影響不可忽略,并且彈性變形在一定程度上可以提高滑動(dòng)軸承的承載能力。

(2)當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x+、x-方向時(shí),最小油膜厚度較小,艦船推進(jìn)軸與軸瓦極有可能擦碰而出現(xiàn)劃傷、燒瓦等不良現(xiàn)象;當(dāng)瞬態(tài)沖擊載荷為x-、y+方向時(shí),最大油膜壓力小于大氣壓力,潤(rùn)滑劑極有可能出現(xiàn)空化現(xiàn)象造成軸承潤(rùn)滑不良。

(3)瞬態(tài)沖擊載荷方向與軸頸偏心方向的夾角越小,則動(dòng)態(tài)軸心軌跡的位移響應(yīng)振幅越小,滑動(dòng)軸承的工作狀態(tài)越穩(wěn)定。因此,當(dāng)艦船受到劇烈的風(fēng)浪拍擊時(shí),應(yīng)當(dāng)采取措施改變軸承的靜載荷方向,減小瞬態(tài)沖擊載荷方向與軸承偏心方向的夾角,這樣可以有效增加最小油膜厚度,降低最大油膜壓力,減小動(dòng)態(tài)軸心軌跡的位移響應(yīng)振幅,從而改善滑動(dòng)軸承的潤(rùn)滑狀態(tài),減小PTFE彈塑瓦的變形量,使滑動(dòng)軸承的工作狀態(tài)更加穩(wěn)定。

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JournalBearingPropertiesandDynamicResponsesunderTransientImpactLoadandElasticDeformation

ZHANG Shenglun1, PEI Shiyuan1, XU Hua1,2, ZHANG Yabin3, ZHU Jie3

(1. Key Laboratory of Education Ministry for Modern Design and Rotor-Bearing System, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. School of Mechanical Engineering, Xinjiang University, Urumqi 830046, China; 3. Hunan Sund Industrial and Technological Company Limited, Xiangtan, Hunan 411228, China)

In consideration of transient impact load and elastic deformation of bearing pad, the lubrication properties and dynamic response of journal bearing supporting the propulsion shaft of ships under the action of wind and waves are simulated. The pad of journal bearing is elastic metal-plastic pad (EMP), made of polytetrafluoroethylene (PTFE). The variations of the minimum oil film thickness and maximum oil film pressure, as well as the journal orbits in time history are investigated. Solving the Reynolds equation with finite element method, the oil-film force is converted to nodal forces of pad to calculate the elastic deformation; solving the kinetic equation of journal with Euler method, the dynamic journal orbits are obtained. Comparison of the properties between rigid bearing and EMP bearing indicates that the elastic deformation of EMP bearing cannot be neglected, and the deformation could enhance the loading capacity. Through comparative analysis on the properties and dynamic journal orbits of EMP journal bearing under the transient impact loads from four directions, it is found that adjusting the direction of the bearing static load and decreasing the angle between the directions of transient impact load and the eccentric of journal can increase the minimum oil film thickness and reduce the maximum oil film pressure, hence the displacement response amplitudes of journal orbits are decreased. Consequently, the lubricating condition, the deformation of the journal pad and the operating stability are improved.

journal bearing; transient impact load; elastic deformation; dynamic responses

2017-05-15。 作者簡(jiǎn)介: 張勝倫(1990—),男,博士生;裴世源(通信作者),男,博士,工程師。 基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51575421);陜西省工業(yè)科技攻關(guān)資助項(xiàng)目(2015GY022)。

時(shí)間: 2017-10-20

網(wǎng)絡(luò)出版地址: http:∥kns.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20171020.1622.014.html

10.7652/xjtuxb201801015

TH133.31

A

0253-987X(2018)01-0100-07

(編輯 葛趙青)