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        滾子分布方式對(duì)球面滾子軸承服役性能的影響

        2018-12-12 13:21:04劉學(xué)婧劉磊徐華張勝倫邢宇
        關(guān)鍵詞:球面滾子平行

        劉學(xué)婧,劉磊,2,徐華,張勝倫,邢宇

        (1.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,710049,西安;2.浙江大學(xué)流體動(dòng)力與機(jī)電系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,310027,杭州;3.西安工程大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,710048,西安)

        由于風(fēng)力發(fā)電設(shè)備承受的載荷較大,且受到實(shí)時(shí)風(fēng)力、風(fēng)速和風(fēng)向變化的影響,會(huì)使得用于支撐以及傳動(dòng)用的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)出現(xiàn)撓曲現(xiàn)象。轉(zhuǎn)子撓曲會(huì)直接導(dǎo)致支撐軸承承受附加彎矩,進(jìn)而降低軸承使用壽命,而運(yùn)動(dòng)副一旦損壞,輕則會(huì)引起機(jī)構(gòu)振動(dòng)加劇,重則直接造成機(jī)構(gòu)損壞,而具有調(diào)心功能的軸承則能很好解決上述問題。

        如圖1所示,雙列外球面滾子軸承(以下簡(jiǎn)稱球面滾子軸承)主要由內(nèi)圈、外圈、滾動(dòng)體、保持架等幾部分組成。與其他類型滾動(dòng)軸承最大的不同在于,憑借外圈內(nèi)壁的球形結(jié)構(gòu)以及橢球形的滾子,球面滾子軸承可以實(shí)現(xiàn)內(nèi)圈相對(duì)于外圈在三維空間內(nèi)自由旋轉(zhuǎn),從而自動(dòng)抵消由于轉(zhuǎn)子撓曲或軸承內(nèi)外圈角度不對(duì)中所引起的附加彎矩,即自調(diào)心功能。由于內(nèi)外圈之間沒有約束關(guān)系,所以球面滾子軸承不能承受彎矩。另外,球面滾子軸承的滾動(dòng)體為滾子,且雙列布置,因而徑向承載能力極強(qiáng);但軸向承載能力偏弱,僅用于承擔(dān)預(yù)緊力或是偶然的、小幅值的隨機(jī)載荷。球面滾子軸承一般體積、質(zhì)量偏大,不易安裝和搬運(yùn),工作轉(zhuǎn)速較其他類型滾子軸承偏低。

        圖1 球面滾子軸承

        (a)交錯(cuò)式 (b)平行式

        對(duì)于球面滾子軸承而言,滾子分布方式有交錯(cuò)分布和平行分布兩種,如圖2所示?,F(xiàn)階段對(duì)于球面滾子軸承滾子分布方式的研究已經(jīng)有了初步的進(jìn)展。Bercea等建立了統(tǒng)一的雙列滾子軸承靜力學(xué)模型[1],不僅表征了不同類型的滾子分布方式,建模方法也適用于分析球面滾子軸承。在此基礎(chǔ)上,Sakaguchi等加入了離心力和陀螺力矩等因素,構(gòu)成了典型的擬靜力學(xué)分析模型[2-3]。Yang和Ghalamchi等考慮了質(zhì)量項(xiàng)和阻尼項(xiàng),提出了基本的動(dòng)力學(xué)方程[4-5],以此模擬不同滾子分布方式下的球面滾子軸承內(nèi)圈動(dòng)態(tài)特性。Ghalamchi等特別指出,對(duì)于徑向載荷而言,交錯(cuò)分布的滾子更易降低內(nèi)圈振動(dòng)幅值。Cao等人建立的動(dòng)力學(xué)模型[6-7],不但考慮了內(nèi)圈的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)(假設(shè)外圈固定),還考慮了滾子在法向上的振動(dòng),方程數(shù)從基本的3自由度擴(kuò)展到3+N自由度,其中N代表每個(gè)滾子的法向移動(dòng)自由度。Cao的模型僅考慮了交錯(cuò)式滾子分布方式,因而得到的結(jié)論并不適用于兩列滾子相對(duì)獨(dú)立公轉(zhuǎn)的情況。An等在傳統(tǒng)的力學(xué)建模方法外,提出了一種故障診斷方法檢測(cè)球面滾子軸承的振動(dòng)特性,并以此構(gòu)建數(shù)學(xué)模型[8-9]。Xian對(duì)測(cè)出的振動(dòng)信號(hào)分類,并進(jìn)行回歸分析,擬合成球面滾子軸承的振動(dòng)模型[10]。An和Xian是以特征信號(hào)來建模,導(dǎo)致模型并沒有重點(diǎn)關(guān)注軸承的幾何形狀,因此并未著重分析滾子分布方式對(duì)特征信號(hào)帶來的影響。

        另有一些學(xué)者采用已經(jīng)成熟的商業(yè)軟件進(jìn)行球面滾子軸承的建模。文獻(xiàn)[11-13]分別利用Workbench建立了球面滾子軸承的模型,并完成了疲勞壽命、接觸應(yīng)力及優(yōu)化設(shè)計(jì)等方面的分析,認(rèn)為交錯(cuò)分布和平行分布在靜力學(xué)分析結(jié)果上并無本質(zhì)區(qū)別,只是在受力位置和幅值上略有不同,這是由于滾子的位置角不同而造成的。馬方波等建立了能夠表征球面滾子軸承滾子分布方式的靜力學(xué)模型[14-15],也得出了類似的結(jié)論,交錯(cuò)分布下單個(gè)滾子所受的最大載荷略小于平行分布下單個(gè)滾子所受最大載荷。張婁紅等對(duì)經(jīng)典赫茲線接觸和Workbench的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比,發(fā)現(xiàn)兩者的計(jì)算誤差較小[16],為球面滾子軸承的幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、優(yōu)化滾子分布方式等工作提供了理論支持。Fiedler等使用ADAMS建立球面滾子軸承的多體動(dòng)力學(xué)模型[17],并研究了交錯(cuò)分布式的滾子與滾道之間的接觸狀態(tài)與摩擦功耗。Houpert重點(diǎn)考慮了單個(gè)滾子與滾道的接觸狀態(tài)[18],并未指出滾道與多個(gè)滾子的聯(lián)合作用規(guī)律。

        在實(shí)驗(yàn)方面,Goodelle等觀測(cè)了滾子與滾道的接觸狀態(tài)與接觸區(qū)形貌[19],但靜態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果難以獲得軸承的振動(dòng)特性,也就無法獲得滾子分布方式對(duì)軸承實(shí)際服役性能的影響。Royston等測(cè)試出了球面滾子軸承徑向和軸向剛度及兩向的交叉剛度,重點(diǎn)介紹的是其提出的測(cè)試剛度阻尼的實(shí)驗(yàn)方法[20]。趙景周通過對(duì)徑向游隙的測(cè)量,可以清楚地了解到不同形式分布的滾子在通過承載區(qū)時(shí)的跳動(dòng)狀態(tài)具有明顯差異[21]。Desavale等僅測(cè)試了平行分布式球面滾子軸承的動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)[22],因此無法獲知交錯(cuò)式滾子分布對(duì)于軸承服役性能的影響規(guī)律??紤]到交錯(cuò)式和平行式滾子分布方式會(huì)顯著影響軸承的服役性能,因此Houpert所獲得的經(jīng)驗(yàn)公式[23]對(duì)于平行式滾子分布的軸承來說并不適用。Maruschak等重點(diǎn)關(guān)注的是疲勞破壞的演化規(guī)律[24],而局部疲勞破壞與滾子分布方式并無直接關(guān)聯(lián)。

        綜上所述,文獻(xiàn)大都認(rèn)為兩列滾子交錯(cuò)分布可以在通過承載區(qū)時(shí)滾子交替承擔(dān)外部載荷,因而服役平穩(wěn)。平行式滾子方式因?yàn)橄噜彎L子間的跨距略大,導(dǎo)致滾子以一個(gè)跨越的方式通過承載區(qū),因而會(huì)出現(xiàn)較大的振動(dòng)。但是,上述結(jié)論的前提是球面滾子軸承僅承受徑向載荷,而實(shí)際工況下,軸承往往會(huì)承受一定的軸向力,因此上述結(jié)論并不充分。此外,現(xiàn)有文獻(xiàn)大多忽略了調(diào)心工況這一特征,認(rèn)為調(diào)心工況屬于故障工況,因此在模型中并未考慮調(diào)心作用的影響。再者轉(zhuǎn)子撓曲是由于外載荷過大而造成的,在實(shí)驗(yàn)室的單一環(huán)境中難以提供足夠大的外載荷,因此如何設(shè)計(jì)具有自調(diào)心功能的實(shí)驗(yàn)臺(tái)是需要研究的問題。

        本文以適用于調(diào)心工況下的球面滾子軸承為研究對(duì)象,首先建立動(dòng)力學(xué)模型,在考慮軸向外載荷、自調(diào)心功能的前提下,研究球面滾子軸承滾子分布方式對(duì)服役性能的影響,并設(shè)計(jì)具有自調(diào)心功能的實(shí)驗(yàn)裝置驗(yàn)證理論結(jié)果的正確性。

        1 數(shù)學(xué)模型

        1.1 單個(gè)滾子的受力分析

        軸承的主要受力位置為滾子與內(nèi)圈、外圈滾道之間的接觸區(qū)。假設(shè)接觸體在應(yīng)力的作用下呈現(xiàn)小變形狀態(tài),則該接觸區(qū)可視為是一個(gè)平面。為了便于計(jì)算,用矩形單元對(duì)該接觸區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。同時(shí)每個(gè)接觸區(qū)都有自身的局部坐標(biāo)系,且各局部坐標(biāo)系之間相互獨(dú)立:對(duì)于第i個(gè)滾子來說,接觸區(qū)內(nèi)的xi和yi方向分別定義為平行和垂直滾子的滾動(dòng)方向;而zi方向則垂直于xioiyi平面。根據(jù)赫茲接觸理論,在接觸區(qū)內(nèi)任意單元的彈性變形等于柔度系數(shù)乘以力,而這個(gè)力是接觸區(qū)內(nèi)對(duì)應(yīng)單元應(yīng)力的積分,變形表達(dá)式如下

        (1)

        式中:ω是某一單元的彈性變形;(x,y)、(x′,y′)表示該單元的坐標(biāo);ν為泊松比;E為彈性模量;S為接觸區(qū)的面積;p為某一單元的應(yīng)力。

        假設(shè)劃分的網(wǎng)格足夠細(xì),那么每個(gè)網(wǎng)格的應(yīng)力可視為恒定,此時(shí)式(1)可改寫為

        (2)

        式中:Fk為柔度系數(shù),可表示為

        (3)

        其中,角標(biāo)j、k代表接觸區(qū)中任意兩個(gè)單元,那么j單元的變形引起k單元產(chǎn)生的應(yīng)力為

        (4)

        壓力等于網(wǎng)格面積乘以應(yīng)力

        Qk=4abpk

        (5)

        式中:a、b分別為矩形單元的長(zhǎng)和寬。

        彈性變形ωj亦可表示滾子與內(nèi)圈、外圈滾道之間的彈性變形與兩者初始距離之間的差值

        ωj=δi-κj

        (6)

        滾子與滾道之間的彈性變形δi可表示為

        δi=D-D0

        (7)

        式中:D與D0分別表示受載前后滾子與滾道之間的距離

        D0=Rw-Ri

        (8)

        其中Rw是滾道半徑,Ri表示第i個(gè)滾子的半徑。

        Dx=D0cos(α0+αS)sinφi+δXsinφi

        (9)

        Dy=D0cos(α0+αS)cosφi+δycosφi

        (10)

        Dz=D0sin(α0+αS)+δz

        (11)

        式中:α0為初始接觸角;αS為自調(diào)心接觸角??紤]到每個(gè)滾子的位置不同,自調(diào)心接觸角可表示為

        αi=αS(1-φi/90)

        (12)

        由于兩列滾子的分布方式不同,因此不同列滾子的位置角φi也不同,表達(dá)式如下

        (13)

        (14)

        式中:φ0表示兩列滾子分布差異,當(dāng)兩列滾子平行分布時(shí),φ0=0,反之交錯(cuò)分布時(shí),φ0=π/Z;Z為單列滾子個(gè)數(shù)。

        滾子與滾道間可看作兩個(gè)彈性體V1、V2相接觸,如圖3所示。兩者之間的初始距離可表示為

        (15)

        至此已經(jīng)算出接觸區(qū)內(nèi)任意單元所受的載荷,滾子與滾道之間的作用力即為同一接觸區(qū)內(nèi)所有單元作用力之和

        2009年入秋以來,我國(guó)云南、貴州、四川等西南地區(qū)發(fā)生了百年一遇的嚴(yán)重干旱,旱情持續(xù)時(shí)間之長(zhǎng)、受災(zāi)面積之大、影響范圍之廣引起了黨中央、國(guó)務(wù)院的高度重視。胡錦濤總書記對(duì)抗旱救災(zāi)工作作出重要指示,溫家寶總理深入旱災(zāi)最嚴(yán)重的地區(qū)指導(dǎo)抗旱救災(zāi)工作,回良玉副總理等中央領(lǐng)導(dǎo)也多次作出重要指示,水利部部長(zhǎng)陳雷強(qiáng)調(diào)要認(rèn)真貫徹落實(shí)中央領(lǐng)導(dǎo)重要指示精神,把抗旱工作作為當(dāng)前水利工作的重中之重,舉全部之力、全行業(yè)之力,全力以赴做好抗旱減災(zāi)各項(xiàng)工作。

        Qi=∑Qk

        (16)

        (a)赫茲接觸模型 (b)接觸區(qū)形貌

        1.2 構(gòu)建動(dòng)力學(xué)方程

        根據(jù)上述分析建立振動(dòng)方程如下

        (17)

        式中:M為軸承質(zhì)量;C為軸承阻尼系數(shù);w為軸承列數(shù);Z為單列滾子個(gè)數(shù)。

        式(17)的第3項(xiàng)是用所有滾子的受力之和代替了位移與剛度的乘積??紤]到球面滾子軸承在服役時(shí)會(huì)受到x、y、z3個(gè)方向的外載荷,但不承受彎矩,因此將式(17)擴(kuò)展如下

        (18)

        (19)

        (20)

        式(18)~(20)可用龍格庫(kù)塔法進(jìn)行求解。

        1.3 機(jī)構(gòu)撓曲程度和自調(diào)心接觸角的估算

        球面滾子軸承主要優(yōu)勢(shì)在于能夠自動(dòng)抵消由于轉(zhuǎn)子撓曲所帶來的附加彎矩,因此轉(zhuǎn)子的撓曲情況直接決定了球面滾子軸承自調(diào)心接觸角的方向和幅值。相比于其他文獻(xiàn),本文根據(jù)已知工況條件對(duì)轉(zhuǎn)子的撓曲程度和球面滾子軸承自調(diào)心接觸角進(jìn)行估算,而不是任意取值,可獲得更為準(zhǔn)確的仿真結(jié)果。

        對(duì)于單一變量的軸承剛度及多變量下的軸承剛度,如3自由度,可分別表示如下

        (21)

        (22)

        圖4 轉(zhuǎn)子任意一個(gè)單元的位移及角位移自由度情況

        轉(zhuǎn)子的剛度采用有限元法來獲得。將轉(zhuǎn)子分為若干個(gè)單元,假設(shè)每個(gè)單元有兩個(gè)節(jié)點(diǎn),每個(gè)節(jié)點(diǎn)有兩個(gè)自由度,分別是徑向線位移自由度和角位移自由度,如圖4所示。根據(jù)有限元理論,獲得梁?jiǎn)卧膭偠染仃嚍?/p>

        (23)

        式中:Kr是轉(zhuǎn)子第i個(gè)單元的剛度矩陣;E是轉(zhuǎn)子的彈性模量;l是轉(zhuǎn)子第i個(gè)單元的長(zhǎng)度;Ir表示轉(zhuǎn)子第i個(gè)單元的慣性矩,值為

        (24)

        式中:Dr為轉(zhuǎn)子截面的直徑。

        在軸系中,軸承與轉(zhuǎn)子屬于并聯(lián)關(guān)系,共同支撐了外載荷。那么軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的總剛度等于對(duì)應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)上軸承剛度與轉(zhuǎn)子剛度的線性疊加,即

        (25)

        式中:K為軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)總剛度矩陣;Kb為支撐軸承的剛度矩陣。

        當(dāng)獲得系統(tǒng)總剛度與外載荷后,即可獲得各節(jié)點(diǎn)位移,并可計(jì)算軸承及轉(zhuǎn)子所受的載荷,若滿足判定條件則計(jì)算結(jié)束。判定條件分為兩部分:一部分是每個(gè)軸承所受的載荷要等于轉(zhuǎn)子對(duì)應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)上的載荷;另一部分是以上兩部分的合力要與外載荷相等

        (26)

        若不滿足條件,則對(duì)軸承剛度進(jìn)行修正。然后利用本次計(jì)算獲得的節(jié)點(diǎn)位移求出新一輪的軸承剛度,并與上一次的軸承計(jì)算剛度加權(quán)平均,得出新一輪計(jì)算所需的軸承剛度分量

        kt+1=kt-1(1-λ)+kt

        (27)

        2 結(jié)果與討論

        2.1 滾子分布方式對(duì)軸承振動(dòng)的影響

        (a)無軸向載荷且初始接觸角為7.92°

        (b)軸向載荷為500 N且初始接觸角為7.92°

        (c)軸向載荷為1 kN且初始接觸角為7.92°

        (d)軸向載荷為1 kN且初始接觸角為12.92°

        球面滾子軸承一般有平行分布和交錯(cuò)分布兩種方式,現(xiàn)有文獻(xiàn)大多認(rèn)為,交錯(cuò)式分布的滾子將更利于球面滾子軸承服役穩(wěn)定性[5],如圖5a所示(仿真過程中徑向載荷設(shè)定為50 kN),但這一結(jié)論的前提是球面滾子軸承只承受徑向載荷。實(shí)際工況下,球面滾子軸承不可避免地會(huì)受到軸向載荷的沖擊。如圖5b所示,當(dāng)徑向載荷幅值不變、軸向載荷為500 N時(shí),交錯(cuò)分布滾子所對(duì)應(yīng)的軸承位移振蕩范圍明顯增大,而平行分布滾子所對(duì)應(yīng)的軸承位移振蕩范圍沒有明顯的變化。當(dāng)軸向載荷繼續(xù)增大至1 kN時(shí),見圖5c,平行分布滾子的振蕩范圍要明顯小于交錯(cuò)分布滾子的振蕩范圍。

        平行分布的滾子在軸向上的剛度更大,因而可以更好地抵抗一定范圍內(nèi)的軸向載荷沖擊。所以,對(duì)于以外部徑向載荷為主的工況,建議球面滾子軸承采用交錯(cuò)式滾子分布方式;而對(duì)于有頻繁軸向沖擊的工況,建議軸承采用平行式滾子分布方式。另外,考慮到滾動(dòng)軸承的軸向承載能力與初始接觸角成正比,所以適當(dāng)增大初始接觸角,也可以在一定程度上降低交錯(cuò)分布滾子的位移振蕩范圍,如圖5d所示。

        為了突出調(diào)心作用對(duì)特征頻率的影響,避免外部載荷對(duì)特征頻率幅值的干擾,將圖6仿真中載荷初始值設(shè)定為徑向載荷為20 kN,軸向載荷為200 N。

        表1 軸承幾何參數(shù)與材料參數(shù)

        (a)交錯(cuò)分布且自調(diào)心角為-2°

        (b)平行分布且自調(diào)心角為-2°

        (c)交錯(cuò)分布且自調(diào)心角為3°

        (d)平行分布且自調(diào)心角為3°

        由圖6軸承振動(dòng)的頻域特征對(duì)比可以看出,不論滾子是交錯(cuò)分布還是平行分布,特征頻率(主頻)都約等于單列某一滾子通過外圈某一點(diǎn)的頻率,即約等于單列滾子數(shù)與滾子公轉(zhuǎn)頻率的乘積。從主頻的幅值上看,當(dāng)軸承處于調(diào)心工況時(shí),交錯(cuò)分布的滾子更利于軸承服役的穩(wěn)定性。不論是交錯(cuò)分布還是平行分布,在調(diào)心作用明顯的情況下,都會(huì)激發(fā)出附加頻率,頻率值約為主頻加、減滾子公轉(zhuǎn)頻率的整數(shù)倍??偨Y(jié)上述規(guī)律可得附加頻率的頻率值表達(dá)式如下

        fa≈fr±qfc

        (28)

        式中:fa為附加頻率的頻率值;fr為轉(zhuǎn)子的頻率值,即主頻;q為一個(gè)正整數(shù);fc為滾子公轉(zhuǎn)頻率。通過對(duì)附加頻率的判別,可以確定球面滾子軸承是否處于調(diào)心工況。

        2.2 滾子載荷分布

        假設(shè)軸承在某一時(shí)刻受到50 kN的徑向載荷,以及200 N的軸向沖擊載荷。鑒于軸向載荷對(duì)球面滾子軸承的服役特性影響較大,圖7列舉了此種工況下軸承滾子的軸向載荷分布,可以看出,兩種滾子分布形式下的軸向載荷分布情況大致相同。說明由于滾子分布方式不同所造成的軸承振動(dòng)差異并不是因?yàn)闈L子受力不同,而是不同滾子分布形式下,滾子通過承載區(qū)的狀態(tài)不同所造成的,即一種是交替通過,另一種是并排跨越通過。

        (a)交錯(cuò)分布方式下左側(cè)列載荷分布

        (b)交錯(cuò)分布方式下右側(cè)列載荷分布

        (c)平行分布方式下左側(cè)列載荷分布

        (d)平行分布方式下右側(cè)列載荷分布

        由圖7還可以看出,自調(diào)心作用會(huì)導(dǎo)致兩列滾子受力不均,即出現(xiàn)偏載情況,偏載的方向會(huì)因調(diào)心角度的不同而不同。軸向力本身也會(huì)使軸承出現(xiàn)偏載情況,因此當(dāng)以上兩種因素疊加時(shí),會(huì)出現(xiàn)偏載加劇或抵消兩種結(jié)果。

        考慮到球面滾子軸承存在一定的初始接觸角,部分徑向載荷會(huì)因?yàn)榻佑|角而轉(zhuǎn)化為軸向力,因此單個(gè)滾子所受的軸向力有大于外部軸向沖擊載荷的可能。

        3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

        待測(cè)試軸承為22215型斯凱孚(SKF)軸承和瓦軸(ZWZ)軸承,見圖8。ZWZ軸承屬于滾子交錯(cuò)分布的形式;SKF軸承兩列滾子之間沒有約束關(guān)系,因此并不完全屬于滾子平行分布,但在安裝過程中,盡量使對(duì)應(yīng)滾子保持平行狀態(tài)。

        圖8 待測(cè)試軸承

        實(shí)驗(yàn)臺(tái)的總體布局如圖9所示。轉(zhuǎn)子由兩個(gè)參數(shù)相同的滑動(dòng)軸承所支撐,轉(zhuǎn)子后端由電機(jī)帶動(dòng)旋轉(zhuǎn),前端預(yù)留位置布置待測(cè)軸承。實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)原理如下,將軸承座的內(nèi)圈卡具固定在轉(zhuǎn)子上,并依次在內(nèi)圈卡具上安裝待測(cè)試軸承和外圈卡具,外圈卡具不加任何約束,僅通過球面滾子軸承內(nèi)外圈之間的幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行調(diào)心。這樣設(shè)計(jì)的好處在于即使在實(shí)驗(yàn)室條件有限的情況下(施加的外載荷有限),也能實(shí)現(xiàn)調(diào)心工況。缺點(diǎn)在于,由于軸承座的內(nèi)圈卡具并非完全約束,會(huì)隨著轉(zhuǎn)子進(jìn)行小幅振動(dòng),而外圈卡具為了實(shí)現(xiàn)調(diào)心工況,沒有施加任何約束,屬于浮動(dòng)狀態(tài),因此得到的測(cè)試結(jié)果偏大。在自調(diào)心軸承座的外圈卡具上設(shè)有吊環(huán),通過吊環(huán)連接加載裝置,包括拉力傳感器、加載支架以及質(zhì)量塊等等,以加載裝置8沿徑向垂直方向(縱向)提供外部徑向載荷。位移傳感器分別從徑向水平(橫向)和徑向垂直(縱向)兩個(gè)方向?qū)S承振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行采集,并將采集到的數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)傳輸?shù)诫娔X中進(jìn)行處理并保存。

        實(shí)驗(yàn)工況如下,待測(cè)試軸承為22215型球面滾子軸承,實(shí)驗(yàn)過程中,軸承受到徑向載荷約為430 N,轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速約為320 r/min,測(cè)試結(jié)果如圖10所示。從圖可以看出,兩種軸承的主頻都約等于單列某一滾子通過外圈滾道的頻率,且交錯(cuò)分布滾子所對(duì)應(yīng)的主頻幅值較低。另外,在軸承服役過程中,由于調(diào)心作用所引起的附加頻率也較為明顯,附加頻率約等于主頻加、減滾子公轉(zhuǎn)頻率的整數(shù)倍。該結(jié)論與圖6和式(28)所得出的規(guī)律相符,從而證明了本文理論計(jì)算結(jié)果的合理性。

        (a)滾子交錯(cuò)分布的ZWZ軸承

        (b)滾子平行分布的SKF軸承

        需要說明的是,軸承在實(shí)際工況下的服役性能會(huì)受到多種因素的影響,比如除了滾子的分布方式外,還會(huì)受到微尺度設(shè)計(jì)參數(shù)、軸承加工工藝參數(shù)、外部工況載荷的大小和方向等因素的影響。本實(shí)驗(yàn)所關(guān)注的僅僅是球面滾子軸承滾子分布方式,特別是在調(diào)心工況下對(duì)軸承服役性能的影響,因此本文的結(jié)論都是以此為前提所獲得的。

        4 結(jié) 論

        本文以雙列外球面滾子軸承為研究對(duì)象,討論了滾子分布方式對(duì)軸承服役性能的影響,特別指出在調(diào)心工況與滾子分布方式聯(lián)合作用下,球面滾子軸承的動(dòng)靜力學(xué)特性,最后能在實(shí)驗(yàn)條件有限的情況下設(shè)計(jì)出實(shí)現(xiàn)調(diào)心工況的自調(diào)心軸承座,為實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證奠定基礎(chǔ)。

        (1)交錯(cuò)式滾子分布方式適用于徑向載荷較大且調(diào)心作用明顯的場(chǎng)合;平行式滾子分布方式適用于軸向沖擊較大的工作場(chǎng)合。

        (2)不論滾子交錯(cuò)分布還是平行分布,主頻都約等于單列滾子數(shù)與滾子公轉(zhuǎn)頻率的乘積。特別的,當(dāng)球面滾子軸承處于調(diào)心工況時(shí),會(huì)產(chǎn)生附加頻率,頻率約等于主頻加、減滾子公轉(zhuǎn)頻率的整數(shù)倍,該結(jié)論可用式(28)來表征。

        (3)球面滾子軸承的調(diào)心功能本身會(huì)抵消由于轉(zhuǎn)子撓曲帶來的附加彎矩,但調(diào)心功能亦會(huì)造成滾子偏載。因此,調(diào)心作用是以犧牲球面滾子軸承的承載能力為代價(jià)的。

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