李永海 郭曉東 孫向志 汪雷 趙鴻博 龔玉平 武鼎超

摘 要：以面中心支承可傾瓦推力軸承為研究對象，通過有限元分析得到其主要潤滑參數(shù)。并將分析結(jié)果與同工況下點(diǎn)支承推力軸承的潤滑性能比較，得到面支承推力軸承的一般結(jié)論：面支承推力軸承潤滑特性符合潤滑理論的一般規(guī)律;在低載荷工況下，面支承推力軸承與點(diǎn)支承推力軸承的潤滑特性基本相同;面支承的最佳支點(diǎn)位置沿徑向、向外徑邊偏移5%左右;同一工況下，當(dāng)軸瓦尺寸一定時，面支承推力軸承潤滑性能會隨著支承面尺寸的增加而下降。

關(guān)鍵詞：推力軸承;面支承;性能對比;有限元分析

DOI：10.15938/j.jhust.2020.01.006

中圖分類號： TH133.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號： 1007-2683（2020）01-0036-07

Abstract：In surface center supported thrust bearing as the research object， get the main lubrication parameters of surface supported thrust bearing by finite element analysisThe general conclusions of the surface supported thrust bearings are obtained by comparing the calculated results with those of the point supported thrust bearings at the same working conditions： the lubrication characteristics of the surface supporting thrust bearings accord with the general rule of lubrication theory; Under the low load conditions ，the lubrication characteristics of the surface supporting thrust bearings and the point supported thrust bearings are basically same; the optimum fulcrum position of the surface supported thrust bearing is offset about 5% along the radial and outer diameter side; the thrust bearing dimension is constant， the lubrication performance of the surface supporting thrust bearings will degrade with the increase of the supporting surface dimension at the same working conditions-

Keywords：surface support; fulcrum position; performance comparison;finite element analysis

0 引 言

滑動推力軸承廣泛應(yīng)用于水輪發(fā)電機(jī)組，汽輪發(fā)電機(jī)組和船用傳動裝置等大型裝置中[1]。作為其核心部件，滑動軸承起到軸向固定作用，同時也承擔(dān)軸向載荷。為了滿足不同的工況要求，推力軸承可采用不同的支承方式，其潤滑性能也不盡相同。

國內(nèi)外諸多學(xué)者對推力軸承性能進(jìn)行了廣泛研究：Lu等 [2]研究了不同支承的軸承對水利發(fā)電機(jī)組性能的影響。Wasilczuk[3]分析了大型可傾瓦推力軸承的潤滑與摩擦性能。Galvo等 [4]研究了動壓推力軸承支點(diǎn)位置對推力軸承的潤滑性能的影響。Brown等[5]建立了大型彈簧支承推力軸承油膜潤滑的迭代求解方法并采用有限元分析方法進(jìn)行了動、靜壓軸承潤滑特性。李忠等[6]研究了各種刮瓦形式和支承線的傾斜度對推力軸承潤滑性能的影響。吳鵬等[7] 對小彈簧多點(diǎn)支承推力軸承的基本特性和結(jié)構(gòu)特點(diǎn)進(jìn)行了分析并得到了小彈簧多點(diǎn)支承推力軸承的優(yōu)點(diǎn)。程云山[8]分析了使用彈性盤支承推力軸承的水輪機(jī)發(fā)生燒瓦的原因，并提出了改進(jìn)意見。廖燕華等[9]對蝶形彈簧及其支承結(jié)構(gòu)、力學(xué)特性和蝶形彈簧支承的優(yōu)點(diǎn)進(jìn)行了分析，分析結(jié)果表明，蝶形彈簧支承型式具有承載能力高，緩沖吸震能力強(qiáng)、安裝精度要求低等優(yōu)點(diǎn)。吳超等[10]研究了不同支承方式和油膜間隙對推力軸承性能的影響。吳兵等[11]設(shè)計、制造了一種新型推力軸承試驗臺，并在不同工況下對線支承可傾瓦推力軸承的動、靜特性進(jìn)行了試驗研究。許多學(xué)者對不同支承形式下軸承的潤滑性能進(jìn)行了大量研究[12-15]。而對于面支承推力軸承潤滑性能的研究則很少。本文以面支承扇形可傾瓦推力軸承作為研究對象，分析其潤滑特性。

1 數(shù)學(xué)模型

以某艦艇的面中心支承可傾瓦推力軸承為研究對象，其支承面是窄矩形平面，結(jié)構(gòu)如圖1所示。矩形面的基本尺寸：長度為a;寬度為R3-R4;高度為h;矩形面徑向支承中心為R0=R3+R42;軸瓦張角為θ。將支承面長度與軸瓦長度的比值定義為支承面相對長度。

點(diǎn)支承[16]或者線支承軸瓦結(jié)構(gòu)，支承處作用面積很小，單位面積作用力很大，會使支承處產(chǎn)生變形。實踐證明，對于點(diǎn)支承或者線支承軸瓦在長期運(yùn)行后支承處產(chǎn)生較大的塑性變形，使軸瓦結(jié)構(gòu)偏離原始設(shè)計參數(shù)，甚至發(fā)生燒瓦事故。而面支承推力軸承，由于其受力處是一個平面，使其接觸應(yīng)力變小，接觸變形減小，不會產(chǎn)生塑性變形，使軸瓦高度方向上的尺寸精度能夠長期保持，軸承的使用壽命延長。但同時也限制了軸瓦的自由擺動，特別是徑向擺動。

1-1 雷諾方程

用有限元法解雷諾方程[17-18]，計算瓦面油膜壓力的分布。適當(dāng)簡化得到推力軸承的雷諾控制方程：

1-3 粘溫方程

潤滑油的粘性系數(shù)μ與溫度T的關(guān)系是隨潤滑油的不同牌號而異，可根據(jù)實測的N個不同溫度所對應(yīng)的μ值，即黏度-溫度關(guān)系曲線由拉格朗日插值公式給出粘溫方程：

2 面支承推力軸承性能計算

2-1 計算程序

以單個扇形瓦面為求解區(qū)域，采用有限元求解法編制計算程序;利用計算程序，并根據(jù)固定的網(wǎng)格劃分順序算得對應(yīng)節(jié)點(diǎn)上的油膜壓力、油膜溫度、油膜厚度和其他的主要潤滑參數(shù)。節(jié)點(diǎn)劃分如圖3所示。

在相同工況下分別計算中心點(diǎn)支承[19-20]與中心面支承扇形可傾瓦推力軸承的潤滑參數(shù)，并進(jìn)行對比分析，得到中心面支承扇形可傾瓦推力軸承的一般特性。

2-2 求解過程

由計算程序?qū)Ψ匠探M（5）進(jìn)行求解。首先給定一個初始軸瓦變形值，通過迭代計算得到軸承油膜厚度、壓力和溫度分布場。再由得到的油膜壓力和溫度場參數(shù)，利用ANSYS計算瓦塊變形值，將新變形值帶入方程組再進(jìn)行迭代計算，再次得到油膜壓力和溫度場;如此反復(fù)計算，直至最小油膜厚度值和瓦塊的變形值收斂。

3 算 例

3-1 中心面支承扇形可傾瓦推力軸承性能分析

扇形瓦基本參數(shù)：軸瓦外徑：D1=744（mm），軸瓦外徑D2=508-0（mm），軸瓦張角Q=24-0（°），瓦塊數(shù)Z=10-0?？傒d荷W=50（kN），轉(zhuǎn)速N=297（r/min），油槽溫度T0=33-0（℃），支承中心極坐標(biāo)支承Rp=313（mm），Qp=12（°），軸瓦厚度HB=40-0（mm），長寬比L/B=1-102，軸瓦面積A=154-7（cm2），控制字LW=0（不計慣性力），潤滑油牌號Lubricant=VG-46，潤滑油密度PL= 0-90（g/cm3），潤滑油比熱Cp= 0-46（kCal/kg·℃），分布圓直徑D0=626（mm）（幾何中心）。支承面長度為10-8（mm）;支承面寬度為67（mm）;支承面高度為2-18（mm）。

在以下各圖中，X方向從左到右依次為出油邊到進(jìn)油邊，Y方向為從后到前依次為外徑邊到內(nèi)徑邊，Z方向表示參數(shù)值。

推力軸承的潤滑性能也取決于油膜溫度分布，溫度場是能夠直接反應(yīng)軸承潤滑情況的核心參數(shù)之一。鏡板與軸瓦對油膜剪切產(chǎn)生溫度場，油膜溫度決定著軸瓦能否穩(wěn)定運(yùn)行。最高油膜溫度越低，越有利于軸瓦穩(wěn)定運(yùn)行。從圖6中可以看出油膜溫度從出油邊到進(jìn)油邊逐漸變小，最高溫度出現(xiàn)在出油邊靠近外徑邊處，最低溫度則出現(xiàn)在進(jìn)油邊靠近內(nèi)徑邊處。

上述結(jié)論均符合潤滑理論的一般規(guī)律。

3-2 兩種支承型式的對比

保持扇形瓦推力軸承基本參數(shù)不變，并在相同工況下計算點(diǎn)支承與面支承扇形可傾瓦推力軸承主要性能參數(shù)，并進(jìn)行對比分析，由于篇幅所限，只給出部分?jǐn)?shù)據(jù)。其性能參數(shù)對比如表1所示。

由表1中的數(shù)據(jù)可知，當(dāng)比壓較小時，面支承扇形可傾瓦推力軸承的最小油膜厚度、最大油膜壓力和最高油膜溫度與點(diǎn)支承可傾瓦推力軸承基本相同。隨著比壓逐漸增大，點(diǎn)支承可傾瓦推力軸承的最小油膜厚度大于面支承可傾瓦推力軸承;最高油膜溫度低于面支承可傾瓦推力軸承，這種潤滑特性的變化規(guī)律隨著比壓值的增大而越發(fā)明顯，這表明點(diǎn)支承可傾瓦推力軸承在高比壓下的潤滑性能要優(yōu)于面支承可傾瓦推力軸承。

3-3 不同偏心率的面支承軸承性能比較

保持面支承扇形可傾瓦推力軸承的結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，改變面支承中心點(diǎn)的徑向位置，在相同工況下，比較不同偏心率面支承扇形可傾瓦推力軸承的最小油膜厚度、最大油膜壓力和最高瓦面油膜溫度等主要性能指標(biāo)，參數(shù)如表2。

由表2可知，隨著偏心率的增加，軸瓦的最小油膜厚度先升后降（從80-2μm上升到99-2μm然后下降到88-2μm），并在偏心率為5%左右時，最小油膜厚度達(dá)到最大值;軸瓦的徑向傾角從0-167×10-2rad減小到-0-109×10-3rad，變化較大，而周向傾角逐漸增大，但變動量較小。油膜壓力在前期基本保持不變，但在偏心率15%的時候明顯下降。最高油膜溫度先小后大，在偏心率5%左右時最小。入油邊流量從3-51L/min上升到6-69L/min，流量大約增加了90%。單瓦功率損失則逐漸減小，從1-26kW一直下降到0-92kW。最小油膜厚度隨偏心率的變化如圖7所示。

3-4 支承面相對長度的變化對軸承性能的影響

當(dāng)扇形可傾瓦推力軸承采用面支承時，由于徑向方向上擺動很小，故只分析軸瓦周向擺動。在工況和軸瓦主要結(jié)構(gòu)參數(shù)保持不變的條件下，通過改變支承面的相對長度，分析軸瓦的潤滑性能參數(shù)。結(jié)果如表3所示。

由表3可知，當(dāng)軸承處于穩(wěn)定運(yùn)行時，隨著支承面相對長度的增加，最小油膜厚度從96-2μm下降到71-2μm，同時整個油膜的平均厚度也從104-4μm下降到83-9μm;最大油膜壓力則從0-72MPa，大約下降了4%左右，降到0-69MPa，平均油膜壓力基本保持不變;最高油膜溫度則逐漸上升，從43-0℃上升到45-6℃;單瓦功耗增加、流量減少。最小油膜厚度、最大油膜壓力和最高油膜溫度是影響推力軸承性能主要參數(shù)。從圖8中可以清晰的看到最小油膜厚度隨著支承面相對長度的增大而減小。

5 結(jié) 論

面支承扇形可傾瓦推力軸承加工工藝性好，精度保持性好，易于保證各軸瓦高度相同。通過大量數(shù)據(jù)的對比、分析，可以得到中心面支承扇形可傾瓦推力軸承潤滑特性的一般結(jié)論：

1）面支承扇形可傾瓦推力軸承潤滑特性符合潤滑理論的一般規(guī)律。

2）在低載荷工況下，面支承扇形可傾瓦推力軸承與點(diǎn)支承扇形可傾瓦推力軸承的潤滑特性基本相同。

3）在低比壓、低轉(zhuǎn)速下，中心面支承的最佳支點(diǎn)位置在沿徑向、向外徑邊偏移5%左右。

4）在同一工況下，當(dāng)軸瓦尺寸一定時，面支承扇形可傾瓦推力軸承潤滑性能會隨著支承面尺寸的增加而下降。

參 考 文 獻(xiàn)：

[1] 武中德，王黎欽，曲大莊等.大型水輪發(fā)電機(jī)力軸承熱彈潤滑性能分析[J].潤滑與密封，2001（2）：147.

WU Zhongde， WANG Liqin， QU Dazhuang， et al. Analysis of Thermoelastic Hydrodynamic Lubrication Performance of Thrust Bearings for Large Hydrogenerators [J].Lubrication Engineering， 2001（2）：147.

[2] LU Wenxiu， CHU Fulei. Lateral Vibration of Hydroelectric Generating Set with Different Supporting Condition of Thrust Pad [J].Shock and Vibration.2015：317.

[3] MICHAL Wasilczuk. Friction and Lubrication of Large Tilting-Pad Thrust Bearings [J] .Faculty Of Mechanical Engineering， 2015（3）：164.

[4] GALVO M M， MENON G J， SCHWARZ V A . Numerical Study of the Influence of the Pivot Position on the Steady-state Behavior of Tilting-pad Thrust Bearings [J]. Journal of the Brazilian Society of Mechanical sciences and engineering.2017：1.

[5] BROWN MS A L， MEDLEY DR J B， FERGUSON MR J H. Spring-supported Thrust Bearings Used in Hydroelectric Generators： Finite Element Analysis of Pad Deflection [J]. Tribology Series， 2001（39）：99.

[6] 李忠，李自新，林榮新.線支承扇形瓦推力軸承熱動力潤滑性能分析[J].潤滑與密封，2002（5）：14.

LI Zhong， LI Zixin， LIN Rongxin. Hermohydrodynamic Lubrication Performance of Thrust Bearing with Supporting-Line Sector Pads[J].Lubrication Engineering， 2002（5）：14.

[7] 吳鵬，小野田勉.小彈簧簇多點(diǎn)支撐結(jié)構(gòu)在大型推力軸承上的應(yīng)用[J].水力發(fā)電，2013（4）：58.

WU Peng， Tsutomu Onoda. Application of Multiple Distribution Coil Springs in Thrust Bearing [J].Water Power， 2013（4）：58.

[8] 程云山.水泵水輪機(jī)彈性盤支承推力軸承燒損事故分析及處理[J].水利水電科技進(jìn)展，2007（5）：59.

CHENG Yunshang， Analysis and Treatment of Elastic Shaft-disc Thrust Bearing Burn-out Accident of Pump-turbines[J].Advances In Science and Technology of Water Resources， 2007（5）：59.

[9] 廖燕華，陳堅，周少華，等.大型立式水泵組推力滑動軸承碟簧支承型式研究10[C]//福建廈門：中國水利學(xué)會會議論文集，2009：161.

[10]吳超，王文，陳曉陽，等.推力軸承支承方式及間隙影響的研究[J].潤滑與封，2006（5）：131.

WU Chao， WANG Wen， CHEN Xiaoyang， et al. The Influence of Supporting Pattern and Oil Film Clearance on Hydrodynamic Thrust Bearing [J].Lubrication Engineering， 2006（5）：131，

[11]吳兵，臧春陽，孫云昊，等.線支撐可傾瓦推力軸承性能的試驗研究[J].潤滑與密封，2014（4）：55.

WU Bing， ZANG Chunyang， SUN Yunhao， et al. Experimental Test of Dynamic Characteristics of Tilting Pad Thrust Bearing[J]. Lubrication Engineering， 2014（4）： 55.

[12]朱禮進(jìn)，張可喜.推力可傾瓦軸承支點(diǎn)的優(yōu)化設(shè)計[J].潤滑與密封，2004（6）：57.

ZHU Lijin， ZHANG Kexi. Optimal Design for the Pivot of Thrust Pad Bearing [J]. Lubrication Engineering， 2004（6）：57.

[13]羅正平.彈簧束支承的塑料瓦推力軸承[J].東方電機(jī)，2003（2）：103.

LUO Zhengping. Plastic Pad Thrust Bearing Supported by Spring Bundle [J]. Don fang Electrical Machine， 2003（2）：103.

[14]克發(fā)林，胡偉強(qiáng)，閆宗國，等.小彈簧支撐式推力軸承潤滑計算及影響因素分析[J].水力發(fā)電學(xué)報，2015（4）：157.

KE Falin， HU Weiqiang， YAN Zongguo， et al. Calculation of Lubricity and Analysis of Influencing Factors for Small Spring-supported Thrust Bearing[J].Water Power，2015（4）：157.

[15]耿國山，孫鐸，武中德.水輪發(fā)電機(jī)雙托盤支撐推力軸承變形分析[J].大電機(jī)技術(shù)，2009（3）：5.

GENG Guoshan， SUN Ze， WU Zhongde. Analysis of Deformation of Double-disk Supported Thrust Bearing for Hydrogenerators [J]. Large Electric Machine And Hydraulic Turbine， 2009（3）：5.

[16]李立書.扇形可傾瓦推力軸承支點(diǎn)位置對潤滑性能影響的研究[D].哈爾濱：哈爾濱理工大學(xué)，2017.

[17]溫詩鑄，黃平.摩擦學(xué)原理[M].北京：清華大學(xué)出版社.2002.

[18]孫大成.潤滑力學(xué)[M].北京：友誼出版社，1991.

[19]邱明，陳龍，李迎春.軸承摩擦學(xué)原理及應(yīng)用[M].北京：國防工業(yè)出版社，2012.

[20]曲慶文.薄膜潤滑理論[M].北京：科學(xué)出版社，2006.

（編輯：王 萍）