姚 坤，王建梅，侯定邦

(太原科技大學(xué) 重型機(jī)械較育部工程研究中心，山西省冶金設(shè)備設(shè)計(jì)理論與技術(shù)省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，太原 030024)

油膜軸承是一種理想的滑動(dòng)軸承，由于其摩擦因數(shù)小、抗沖擊能力強(qiáng)、承載能力大等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于各行各業(yè)的關(guān)鍵設(shè)備中[1]。

油膜軸承中的關(guān)鍵基礎(chǔ)件是襯套和錐套，錐套一般采用單一鋼材即可滿足使用要求，襯套結(jié)構(gòu)為了滿足耐磨和剛度要求，并且避免與錐套發(fā)生咬合現(xiàn)象，襯套一般采用巴氏合金與鋼體焊接形成的復(fù)合材料制成[2]。近年來，為了使風(fēng)力發(fā)電機(jī)組在溫差大、高鹽度等惡劣條件下正常使用，企業(yè)計(jì)劃使用錫青銅和鋼體結(jié)合而成的具有部分自潤(rùn)滑功能的復(fù)合材料制造油膜軸承襯套，并用此種油膜軸承代替現(xiàn)有的滾子軸承。

無論是巴氏合金還是錫青銅和鋼基體結(jié)合形成的復(fù)合材料，兩種金屬材料相互之間的結(jié)合性能關(guān)系著襯套整體的使用性能，美國(guó)猶他大學(xué)Sou Hsiung[3]針對(duì)楔形板復(fù)合材料奇異點(diǎn)附近的應(yīng)力場(chǎng)，研究了復(fù)合材料物理性能、結(jié)合角度、結(jié)合缺陷等對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響；太原科技大學(xué)王建梅[4]等研究了復(fù)合材料在分子動(dòng)力學(xué)領(lǐng)域的界面結(jié)合能；江蘇大學(xué)張永康[5-6]基于彎曲應(yīng)力理論，使用激光劃痕法，構(gòu)建平板復(fù)合材料界面應(yīng)力模型，分析了應(yīng)力分布情況，并探究了該應(yīng)力產(chǎn)生的機(jī)理。界面位置的應(yīng)力分布直接關(guān)系到復(fù)合材料結(jié)合性能，應(yīng)力集中現(xiàn)象可能會(huì)造成耐磨層的破裂、脫落等[7]，如圖1所示。

圖1 耐磨層片狀脫落Fig.1 Sheet shedding of wear resistant layer

本文以太原科技大學(xué)油膜軸承試驗(yàn)臺(tái)實(shí)際使用的襯套為例，研究壓力/溫度載荷對(duì)界面應(yīng)力的影響，并對(duì)比研究巴氏合金和錫青銅分別作為耐磨層時(shí)的應(yīng)力分布情況。

1 壓力/溫度載荷對(duì)界面應(yīng)力的影響

1.1 建模

以油膜軸承試驗(yàn)臺(tái)中的襯套作為研究對(duì)象，襯套結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1，耐磨層分別為巴氏合金(ZChSnSb11-6)和錫青銅(ZCuSn5Pb5Zn5)，建立油膜軸承襯套模型，對(duì)模型施加壓力/溫度場(chǎng)，運(yùn)用有限元分析軟件abaqus模擬結(jié)合界面的應(yīng)力[8]，建模所需要的參數(shù)見表2。

表1 復(fù)合材料襯套結(jié)構(gòu)尺寸(mm)
Tab.1 Structural dimensions of composite bushing(mm)

內(nèi)徑外徑耐磨層220226鋼體226244

表2 材料的性質(zhì)參數(shù)
Tab.2 Property parameters of materials

ZChSnSb11-6ZCuSn5Pb5Zn520彈性模量E(GPa)4885210線膨脹系數(shù)(10-6K-1)2317.623.2泊松比0.280.320.28熱導(dǎo)率(w/mK)33.494748

根據(jù)結(jié)構(gòu)尺寸和材料參數(shù)[9]構(gòu)建模型如圖2所示。

圖2 襯套有限元模型Fig.2 Finite element model of bushing

為了研究壓力/溫度載荷對(duì)結(jié)合界面應(yīng)力場(chǎng)的影響，依據(jù)油膜軸承試驗(yàn)臺(tái)實(shí)際工況，假設(shè)施加均布?jí)毫d荷為5 MPa和20 MPa兩個(gè)代表輕載和重載的壓力值；由于巴氏合金在溫度達(dá)到60 ℃時(shí)易產(chǎn)生蠕變現(xiàn)象，所以設(shè)置溫度載荷為20 ℃、40 ℃、60 ℃五個(gè)溫度值。為使模擬接近實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)工況，壓力載荷作用在模型下方120°范圍內(nèi)[10]，溫度載荷作用于整個(gè)耐磨層內(nèi)表面。邊界條件設(shè)置為U1=U2=UR3=0，固定x、y方向的位移和z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)。

1.2 模擬結(jié)果分析

圖2、圖3分別為無溫度載荷和有溫度載荷作用下的應(yīng)力變形云圖，選取結(jié)合界面處的Mises等效應(yīng)力和三個(gè)主應(yīng)力對(duì)結(jié)合界面和界面端應(yīng)力場(chǎng)的進(jìn)行比較。

圖3 變形后Mises應(yīng)力云圖Fig.3 Mises stress nephogram after deformation

在只有壓力載荷作用下，襯套模型的應(yīng)力主要分布在承載區(qū)域，結(jié)合圖3、圖4、圖5可以得出，在耐磨層在壓力作用下Mises應(yīng)力分布基本均勻，當(dāng)施加溫度載荷后，模型中部區(qū)域的等效應(yīng)力大于結(jié)合界面端部，中部應(yīng)力更接近屈服極限，易造成圖1所示耐磨層脫落。錫青銅端產(chǎn)生的等效應(yīng)力大于巴氏合金端產(chǎn)生的等效應(yīng)力。鋼體層界面在只有壓力載荷的作用下等效應(yīng)力基本均勻分布，應(yīng)力集中現(xiàn)象幾乎不存在，當(dāng)施加溫度載荷后，接近軸向端部等效應(yīng)力出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。等效應(yīng)力隨溫度的升高而增大，溫度載荷引起的等效應(yīng)力增長(zhǎng)幅值和壓力載荷無關(guān)。

圖4 耐磨層Mises等效應(yīng)力分布Fig.4 Mises stress distribution of wear-resistant layer

圖5 鋼體端Mises等效應(yīng)力分布Fig.5 Mises stress distribution at steel layer

界面處的Mises等效應(yīng)力是根據(jù)第四強(qiáng)度理論計(jì)算出的參量，不代表實(shí)際平面上的的應(yīng)力[11]，取三個(gè)主應(yīng)力計(jì)算平均應(yīng)力表征應(yīng)力強(qiáng)度。

式中：σf是Mises等效應(yīng)力；σ1，σ2，σ3為三個(gè)主應(yīng)力；σ為平均應(yīng)力。

圖6 巴氏合金層平均應(yīng)力Fig.6 Mean stress in babbitt alloy layer

圖6為模型受到壓力/溫度載荷結(jié)合界面巴氏合金層的平均應(yīng)力沿軸向分布情況，由圖可知，在壓力載荷作用下，平均應(yīng)力沿軸向基本不變，當(dāng)施加溫度載荷后，中部區(qū)域產(chǎn)生熱應(yīng)力，熱應(yīng)力導(dǎo)致中部區(qū)域平均應(yīng)力急劇增加，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于邊緣區(qū)域。在同一載荷下，溫度載荷產(chǎn)生的熱應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力，平均應(yīng)力隨溫度呈線性變化。

圖7 鋼體層平均應(yīng)力Fig.7 Mean stress in steel layer

圖7為模型受到壓力/溫度載荷結(jié)合界面鋼體層的平均應(yīng)力沿軸向分布情況，由圖可知，在壓力載荷作用下，平均應(yīng)力沿軸向基本不變，當(dāng)施加溫度載荷后，當(dāng)載荷較小時(shí)，鋼體層隨溫度升高產(chǎn)生的熱應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力，平均應(yīng)力為正值，在距離軸端部10 mm處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，當(dāng)受到較大載荷時(shí)，溫度載荷產(chǎn)生的熱應(yīng)力小于壓力載荷產(chǎn)生的壓應(yīng)力，整體應(yīng)力值表現(xiàn)為負(fù)值，總應(yīng)力為壓應(yīng)力，熱應(yīng)力在距離軸端部10 mm處仍產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，表現(xiàn)為總應(yīng)力值急劇減小。當(dāng)載荷為5 MPa時(shí)，熱應(yīng)力對(duì)總平均應(yīng)力的影響更大，使平均應(yīng)力由壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力；當(dāng)載荷為20 MPa時(shí)，壓力載荷產(chǎn)生的壓應(yīng)力對(duì)總應(yīng)力的影響更大，總平均應(yīng)力仍為負(fù)值，數(shù)值逐漸減小。

1.3 巴氏合金/銅合金襯套應(yīng)力對(duì)比

根據(jù)表1給出的材料參數(shù)建立錫青銅合金(ZCuSn5Pb5Zn5)和鋼體(20鋼)結(jié)合的襯套有限元模型，壓力/溫度載荷設(shè)置同巴氏合金和鋼體結(jié)合的模型，由于錫青銅和巴氏合金在界面的應(yīng)力分布趨勢(shì)基本一致，在本節(jié)中主要對(duì)比分析兩種合金的平均應(yīng)力值，如圖8所示。

圖8 錫青銅/巴氏合金端應(yīng)力對(duì)比Fig.8 End stress contrast of tin bronze alloy/babbitt alloy

由圖8可知，當(dāng)對(duì)模型施加5 MPa和20 MPa時(shí)的載荷時(shí)，平均應(yīng)力分布基本一致，不施加溫度載荷時(shí)，巴氏合金和錫青銅層的平均應(yīng)力基本相同，且都為壓應(yīng)力。施加溫度載荷后，錫青銅中產(chǎn)生的熱應(yīng)力大于巴氏合金中的熱應(yīng)力，熱應(yīng)力值為負(fù)，表現(xiàn)為壓應(yīng)力，溫度每升高20 ℃，巴氏合金平均應(yīng)力增加10 MPa，錫青銅平均應(yīng)力增加13 MPa，總的平均應(yīng)力隨溫度的升高而增大，溫度為60 ℃時(shí)，兩者應(yīng)力值相差最大，最大為15 MPa。

2 界面端應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算

等效應(yīng)力與平均應(yīng)力都是在整個(gè)結(jié)合界面上進(jìn)行討論，可以從宏觀上分析應(yīng)力的分布情況，而由于不同材料之間的物理性能不同，在載荷作用下襯套結(jié)合界面的端部存在奇異性應(yīng)力場(chǎng)。

綜合奇異應(yīng)力項(xiàng)和常應(yīng)力項(xiàng)的解析形式，給出界面端應(yīng)力場(chǎng)的完整形式如下:

常應(yīng)力項(xiàng)S根據(jù)公式(4-8)可以求得：

式中:α1和α2分別表示材料1和2的線脹系數(shù)，μ=E2/E1。

圖9和圖10是界面端應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，由圖9可知，巴氏合金/錫青銅在界面端0.05 mm范圍內(nèi)主應(yīng)力和剪應(yīng)力分布規(guī)律一致，在結(jié)合界面端點(diǎn)處顯示出明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，巴氏合金端的應(yīng)力峰值大于錫青銅端的應(yīng)力峰值，其中x、y分別為界面、界面端方向的坐標(biāo)，取y=0.001，做應(yīng)力沿結(jié)合界面分布圖如圖10所示，主應(yīng)力都沿著距界面端距離的增大而減小，平均應(yīng)力值相差0.1 MPa，巴氏合金/錫青銅端剪應(yīng)力在界面端位置處出現(xiàn)相交，隨后錫青銅端剪應(yīng)力快速減小至0.11 MPa左右。

圖9 應(yīng)力分布圖Fig.9 Stress distribution

圖10 巴氏合金/錫青銅端應(yīng)力對(duì)比Fig.10 Stress contrast of Tin Bronze Alloy/Babbitt Alloy

從Mises等效應(yīng)力和平均應(yīng)力的數(shù)值角度分析，沿結(jié)合界面在界面端部在只受到壓力載荷作用時(shí)無明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象，通過計(jì)算無載荷作用下距離界面端0.05 mm范圍內(nèi)的奇異應(yīng)力場(chǎng)，在小范圍內(nèi)仍然存在應(yīng)力奇異性。

3 結(jié)論

(1)巴氏合金和錫青銅作為耐磨材料時(shí)，受到壓力載荷與溫度載荷作用，在界面處錫青銅的等效應(yīng)力大于巴氏合金的等效應(yīng)力，溫度越高，差值越大。

(2)模擬條件下，錫青銅等效應(yīng)力最大值為60 MPa,屈服強(qiáng)度為110 MPa，巴氏合金等效應(yīng)力最大值為41 MPa,屈服強(qiáng)度為66 MPa，巴氏合金更傾向于屈服極限，易受到損傷，且銅合金的耐磨性大大優(yōu)于巴氏合金耐磨性。

(3)當(dāng)載荷為5 MPa時(shí)，溫度載荷產(chǎn)生熱應(yīng)力對(duì)總平均應(yīng)力的影響更大；當(dāng)載荷為20 MPa時(shí)，壓力載荷產(chǎn)生的壓應(yīng)力對(duì)總應(yīng)力的影響更大。熱應(yīng)力在耐磨層表現(xiàn)為壓應(yīng)力，在鋼體層表現(xiàn)為拉應(yīng)力。