推力瓦表面輪廓造型淺析

劉 奇，王志武

（中北大學(xué) 機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，山西 太原 030051）

0 引言

近些年，隨著科學(xué)技術(shù)的進(jìn)步與提高，推力軸承不僅需要工作在更高的轉(zhuǎn)速下，并且需要承受重載荷，因此對(duì)推力軸承的潤滑性能提出了更為嚴(yán)苛的要求。特別是需要更高的承載力來抵消軸向載荷，以及更小的摩擦系數(shù)、溫升以及功耗來延長軸承的使用壽命。因此需要對(duì)軸承的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，包括宏觀結(jié)構(gòu)和微觀結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)改進(jìn)。宏觀結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)主要體現(xiàn)在支承形式的改變等方面，主要方法包括將原先的固定瓦改為可傾瓦、將原先的剛性支承變?yōu)閺椥灾С械?，以提高軸承的承載力；微觀結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)主要包括軸瓦表面織構(gòu)和推力瓦型面設(shè)計(jì)兩個(gè)方面。

1 推力軸承及推力瓦的結(jié)構(gòu)形式

流體動(dòng)壓推力軸承有多種結(jié)構(gòu)形式，主要包括固定瓦推力軸承和可傾瓦推力軸承兩大類。固定斜面瓦推力軸承是其中常見的結(jié)構(gòu)形式之一，如圖1所示。其中，F(xiàn)z為軸向推力，n為軸轉(zhuǎn)速。流體動(dòng)壓潤滑推力軸承主要由推力瓦、推力瓦支座以及推力環(huán)等組成。當(dāng)推力軸承工作時(shí)，推力瓦固定在瓦支座上不動(dòng)，推力環(huán)隨軸以某一恒定轉(zhuǎn)速n轉(zhuǎn)動(dòng)，把潤滑流體吸入收斂楔形間隙，從而形成流體動(dòng)壓潤滑效應(yīng)。

圖1 推力軸承結(jié)構(gòu)示意圖

目前，常見的推力軸承推力瓦結(jié)構(gòu)形式主要有扇形推力瓦和圓形推力瓦兩種，如圖2所示。圓形瓦雖然具有較大的水潤滑冷卻空間，有利于潤滑流體的導(dǎo)出和引入，但其受力面積減小，比壓相應(yīng)加大，可靠性較低；扇形瓦能夠充分利用結(jié)構(gòu)空間以提高推力瓦的受力面積，在推力瓦傾角、圓心角、長寬比設(shè)計(jì)合理的條件下，采用扇形瓦更能夠形成滿足要求的潤滑油膜，因而得到廣泛的使用［1］。常見的扇形瓦結(jié)構(gòu)形式主要包括階梯瓦、斜面瓦、斜面平臺(tái)瓦、螺旋瓦等。

2 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀

2.1 國內(nèi)研究現(xiàn)狀

國內(nèi)關(guān)于推力瓦表面輪廓造型的研究起步比較晚，趙紅梅［2］利用三維熱彈流動(dòng)力潤滑理論和有限元分析模型，對(duì)大型水電站分塊可傾扇形瓦推力軸承較典型的瓦面形狀進(jìn)行了分析比較，給出最佳瓦面形狀，并給出了在實(shí)際應(yīng)用范圍內(nèi)變形比和支點(diǎn)位置的優(yōu)化結(jié)果。張國賢和汪巖松［3］建立了沿周向微凸的推力瓦初始型面，利用熱彈流數(shù)學(xué)分析模型進(jìn)行了壓力場(chǎng)和溫度場(chǎng)等的分析，并通過實(shí)驗(yàn)對(duì)理論結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，得出了一致的結(jié)論：由于平整的初始型面不能滿足高載工況下軸承的工作要求，考慮到收斂性油楔將形成穩(wěn)定的油膜并有承載能力，而瓦面的過度下凹將形成局部的發(fā)散性油楔，不利于油膜壓力的建立，為此設(shè)計(jì)初始型面周向中間部分（高壓區(qū)）適當(dāng)凸起，其溫度場(chǎng)和壓力場(chǎng)分布都很合理。陳志瀾［4］運(yùn)用瓦面二次曲面數(shù)學(xué)模型和三維熱彈流潤滑性能分析軟件，詳細(xì)地計(jì)算分析了平面、圓柱面、馬鞍面等6種瓦面型面對(duì)潤滑性能的影響，認(rèn)為沿周向凸起及沿徑向下凹的瓦面型面均有利于形成收斂油楔；確定了以周向彎曲比和徑向彎曲比作為瓦面型面優(yōu)化的設(shè)計(jì)變量及以最小油膜厚度和最大膜壓比為目標(biāo)函數(shù)的多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)模型；采用協(xié)調(diào)曲線法，對(duì)三峽水輪發(fā)電機(jī)組推力軸承進(jìn)行了瓦面型面的多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)，從而顯著提高了軸承的潤滑性能。李忠等［5］提出了一種新型的螺旋面扇形瓦，并對(duì)其熱動(dòng)力學(xué)潤滑性能與平面瓦進(jìn)行了計(jì)算比較，結(jié)果表明比平面瓦承載能力大、油膜厚度大、溫升小、功耗小，并且制造加工容易。王小靜等［6］研究了推力瓦表面全程波紋型面和局部存在波紋對(duì)推力軸承潤滑性能的影響，進(jìn)一步分析了波形的分布、波數(shù)、波幅等因素對(duì)推力軸承承載力、油膜溫度等性能的影響，結(jié)果表明：在局部疊加波紋時(shí)，波幅增加有利于軸承承載力的提高，使最高油膜溫度下降，摩擦力增加，流量減??；波數(shù)增加，軸承性能的變化與波幅增加的效果類似，而其影響程度要大于波幅的影響。王小靜等［7］利用三維熱彈流分析理論，并結(jié)合有限差分法和有限元法，分析了9種不同的推力瓦初始型面，認(rèn)為入口收斂、出口發(fā)散的初始型面有利于提高軸承的潤滑性能。高磊等［8］提出了一種新型的柱面弧形油楔推力滑動(dòng)軸承，建立了數(shù)學(xué)模型，利用數(shù)值計(jì)算方法分析了各參數(shù)對(duì)軸承承載力、溫升、泄漏量等潤滑性能的影響，最終確定了各參數(shù)的最佳取值范圍，并且此軸承正、反轉(zhuǎn)具有相同的承載力，可通過磨削一次完成。

圖2 滑動(dòng)推力軸承推力瓦結(jié)構(gòu)形式圖

2.2 國外研究現(xiàn)狀

國外關(guān)于推力瓦表面輪廓造型的研究比國內(nèi)要早得多，并且研究的內(nèi)容也更廣泛和深入，理論也比國內(nèi)成熟，但是仍然存在分歧。Purday［9］和 Pinkus等［10］根據(jù)他們各自獨(dú)立的研究得出結(jié)論，認(rèn)為一旦最小和最大油膜厚度被固定不變，油膜的精確形狀輪廓對(duì)軸承潤滑性能的影響意義不大。然而，有少數(shù)學(xué)者認(rèn)為油膜形狀輪廓對(duì)軸承潤滑性能的影響起到了非常重要的作用。Charnes等［11］研究了階梯瓦推力軸承，認(rèn)為與斜面瓦推力軸承相比，前者具有更高的承載力。Bagci和Singh等［12］研究了具有指數(shù)型、懸鏈線、擺線型、半擺線型以及多項(xiàng)式型等不同表面輪廓的推力瓦軸承，認(rèn)為與平面瓦推力軸承相比，具有不同輪廓的推力瓦軸承顯著地提高了承載力。但是，以上諸多學(xué)者的研究僅僅局限于等溫模型的假設(shè)，沒有考慮溫度因素的影響。

隨著研究的深入，研究者發(fā)現(xiàn)推力環(huán)和推力瓦表面粗糙度對(duì)軸承潤滑性能同樣產(chǎn)生了很重要的作用。許多研究者在推力瓦表面采用不同的表面粗糙度探究了其對(duì)軸承潤滑性能的影響。Burton［13］采用正弦形式的粗糙度，而Sharma和Pandey［14］采用隨機(jī)粗糙度模型研究了其對(duì)軸承潤滑性能的影響。

為了使研究更加符合軸承工作的實(shí)際工況，研究者利用二維或三維熱彈流分析理論，考慮了溫度對(duì)潤滑性能的影響。為了得到更精確、收斂更快的數(shù)值解，建立了不同的油膜溫度分布模型進(jìn)行研究分析。Sharma和Pandey［15］評(píng)估了兩種溫度輪廓近似法（勒記德多項(xiàng)式和拋物線多項(xiàng)式）所得結(jié)果的精確性，認(rèn)為前者所得的數(shù)值解更加符合實(shí)際工況，并且進(jìn)一步利用此方法研究了表面粗糙度對(duì)擺線軸瓦輪廓軸承潤滑性能的影響，結(jié)果表明有擺線輪廓的軸承潤滑性能得到了一定的提高，并且具有一定表面粗糙度的輪廓時(shí)軸承的潤滑性能更是得到進(jìn)一步的改進(jìn)。M.Fillon和S.B.Glavatskih［16］建立了初始型面為錐形PTFE可傾瓦推力軸承的TEHD模型，研究發(fā)現(xiàn)初始型面對(duì)油膜厚度、溫升有較大影響，對(duì)功耗影響不大。Sharma和Pandey［17］對(duì)具有階梯型、拋物線型、擺線型和懸線型等4種不同表面輪廓的固定瓦滑塊軸承進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明具有擺線型輪廓的軸承的承載力得到了顯著的提高。此外，國外學(xué)者［18－20］對(duì)表面波紋推力瓦滑動(dòng)軸承進(jìn)行了大量的研究，結(jié)果表明軸承的入口壓力與出口壓力比、波幅、波數(shù)、瓦傾角等因素對(duì)軸承的潤滑性能也產(chǎn)生了重要的影響，并且具有波紋表面輪廓的滑動(dòng)軸承承載能力得到了很大的提高。

3 研究的不足之處

綜上所述，關(guān)于推力瓦表面輪廓造型的研究，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)做了大量的工作，但是仍然存在一些不足：①理論分析都是以穩(wěn)態(tài)分析為主，而滑動(dòng)軸承在啟動(dòng)、停止等不穩(wěn)定狀態(tài)下（邊界或混合潤滑）推力瓦表面輪廓造型會(huì)產(chǎn)生怎樣的影響還有待于進(jìn)一步探究；②研究主要以理論計(jì)算為主，缺乏足夠的實(shí)驗(yàn)支撐驗(yàn)證，貼近滑動(dòng)軸承真實(shí)工況的實(shí)驗(yàn)研究幾乎沒有；③理論設(shè)計(jì)出的表面輪廓形狀大多都難于加工，成本高，不宜應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中；④表面輪廓造型是一個(gè)非常復(fù)雜的問題，需要考慮諸多因素的影響，因此應(yīng)該利用現(xiàn)有資源，建立起一套型面設(shè)計(jì)系統(tǒng)，為新型面的設(shè)計(jì)提供參考，并不斷豐富該數(shù)據(jù)庫系統(tǒng)。

［1］ 何春勇.潛水泵水潤滑推力軸承潤滑性能數(shù)值計(jì)算研究［D］.武漢：武漢理工大學(xué)，2010：2－3.

［2］ 趙紅梅.水輪發(fā)電機(jī)組推力軸承的潤滑理論及優(yōu)化研究［D］.大連：大連理工大學(xué)，1994：35－37.

［3］ 張國賢，汪巖松.新型推力瓦EMP軸承的數(shù)學(xué)模型和型面分析［J］.液壓氣動(dòng)與密封，1995（3）：54－59.

［4］ 陳志瀾.巨型推力軸承的三維熱彈流動(dòng)力潤滑性能研究［D］.西安：西安交通大學(xué)，1998：92－95.

［5］ 李忠，王風(fēng)才，袁小陽，等.螺旋面扇形瓦推力軸承熱動(dòng)力潤滑性能分析［J］.機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，1999，18（3）：409－411.

［6］ 王小靜，張國賢，張直明.型面波紋與推力瓦承載性能關(guān)系研究［J］.液壓氣動(dòng)與密封，1999（3）：34－37.

［7］ Wang Xiaojing， Zhang Zhiming， Zhang Guoxian.Improving the performance of spring－supported thrust bearing by controlling its deformations［J］.Tribology International，1999，32（12）：713－720.

［8］ 高磊，劉俊，安琦.柱面弧形油楔推力滑動(dòng)軸承數(shù)值分析［J］.潤滑與密封，2007，32（8）：99－102.

［9］ Purday HPF. An Introduction to the mechanics of viscous flow［M］.London：Constable Publisher，1949.

［10］ Pinkus O，Sternlicht B. Theory of hydrodynamic lubrication［M］.New York：McGraw Hill，1961.

［11］ Charnes A，Osterle F，Saibel E.On the solution of the Reynolds equation for slider－bearing lubrication—VII：the optimum slider profile for viscosity as function of the pressure［J］.ASME Trans，1955，77：33－36.

［12］ Bagci C，Singh A P.Hydrodynamic lubrication of finite slider bearings：effect of one－dimensional film shape and their computer aided optimum designs［J］.ASME Journal of Lubrication Technology，1983，105（1）：48－63.

［13］ Burton R A. Effect of two－dimensional sinusoidal roughness on the load support characteristics of a lubricant film［J］.ASME Journal of Basic Engineering，1963，85（2）：258－264.

［14］ Sharma R K，Pandey R K.Effect of longitudinal surface roughness on the performance of thermohydrodynamically lubricated slider bearing—a stochastic roughness model［C］／／Proceedings of 12th National Conference on Machines and Mechanisms.［s.l.］：IIT Guwahati，2005：269－275.

［15］ Sharma R K，Pandey R K.An investigation into the validity of the temperature profile approximations across the film thickness in THD analysis of infinitely wide slider bearing［J］.Tribology Online，2006，1（1）：19－24.

［16］ Fillon M，Glavatskih S B.PTFE－faced centre pivot thrust pad bearings：Factors affecting TEHD performance［J］.Tribology International，2008，41（12）：1219－1225.

［17］ Sharma R K，Pandey R K.Experimental studies of pressure distributions infinite slider bearing with single continuous surface profiles on the pads［J］.Tribology International，2009，42：1040－1045.

［18］ Zhao Hongmei，Choy F K.Modeling and analysis of a wavy thrust bearing［J］.Tribology Transactions，2002，45（1）：85－93.

［19］ Ozalp A A，Umur H.Optimum surface profile design and performance evaluation of inclined slider bearings［J］.Current Science，2006，90（11）：1480－1491.

［20］ Ozalp B Turker，Ozalp A Alper.Slider－bearing design with micro－machined wavy cavity： parametric characterization［J］.Journal of Mechanical Science and Techonoly，2006，20（10）：1590－1606.