水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦硬度分區(qū)取值后的接觸性能研究

周明帥，李天勻，朱翔，朱顯明

1華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢430074 2中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北武漢430064

水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦硬度分區(qū)取值后的接觸性能研究

周明帥1，李天勻1，朱翔1，朱顯明2

1華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢430074 2中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北武漢430064

出于制造工藝的考慮，傳統(tǒng)水潤(rùn)滑橡膠艉軸承軸瓦各處硬度相同。然而，在螺旋槳懸臂作用的影響下，傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中軸瓦各處壓力分布非常不均勻，如軸瓦艉部壓力遠(yuǎn)大于其他各處壓力，從而影響到艉軸承的各項(xiàng)性能。由此，對(duì)傳統(tǒng)水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠硬度取值進(jìn)行改進(jìn)，將其橡膠軸瓦沿軸向分為多個(gè)橡膠硬度不同的區(qū)域。通過(guò)試算和分析，合理設(shè)置各區(qū)域的長(zhǎng)度和橡膠硬度。隨后，利用有限元軟件建立軸系—艉軸承系統(tǒng)有限元模型，其中使用Mooney-Rivlin本構(gòu)方程模擬橡膠材料，并利用接觸單元建立軸與艉軸承之間的接觸關(guān)系。計(jì)算對(duì)比了改進(jìn)前后某水潤(rùn)滑橡膠艉軸承底部軸瓦與軸接觸的壓力分布等力學(xué)指標(biāo)。相對(duì)于傳統(tǒng)橡膠艉軸承而言，改進(jìn)方案的最大接觸壓應(yīng)力減小了25.6%，接觸區(qū)域沿周向增加了5.8°。結(jié)果表明，該艉軸承橡膠軸瓦硬度改進(jìn)方案能夠有效改善艉軸承的接觸性能。

橡膠艉軸承；Mooney-Rivlin；接觸分析；壓力分布

0 引 言

艉軸承是船舶軸系的重要設(shè)備，承擔(dān)了螺旋槳的大部分重量，是確保船舶軸系能夠正常運(yùn)行的重要一環(huán)。船舶軸系艉軸承先后經(jīng)歷鐵犁木軸承、合金軸承、橡膠軸承等階段。其中,水潤(rùn)滑橡膠艉軸承結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，便于制造、安裝和維護(hù)。并且，采用水潤(rùn)滑不會(huì)產(chǎn)生潤(rùn)滑油泄漏造成的污染。此外，由于水潤(rùn)滑橡膠艉軸承還具有彈塑性水力潤(rùn)滑特性［1］、異物埋沒(méi)性、高減振和抗沖擊特性等特點(diǎn)［2］，因此在船舶中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。

然而，水潤(rùn)滑橡膠艉軸承自身也存在一定不足。例如，由于水潤(rùn)滑橡膠艉軸承承受螺旋槳集中載荷作用，其軸瓦會(huì)承擔(dān)較大壓力（且靠近螺旋槳區(qū)域的壓力要遠(yuǎn)大于軸瓦其他區(qū)域）［3］，如此軸瓦表面壓力分布非常不均勻。同時(shí)，在船舶軸系低轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí)（如船舶起停瞬間），水潤(rùn)滑橡膠艉軸承的軸瓦襯面與軸頸表面之間由于潤(rùn)滑不充分，會(huì)出現(xiàn)干摩擦［4］。由此，不均勻的壓力分布、軸承襯面與軸頸表面之間的干摩擦?xí)?duì)水潤(rùn)滑橡膠艉軸承的軸瓦造成破壞，進(jìn)而影響船舶軸系性能及產(chǎn)生不必要的振動(dòng)與噪聲［5］。

本文將提出一種水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦硬度分布的改進(jìn)方案，主要利用有限元軟件進(jìn)行建模計(jì)算，并與傳統(tǒng)艉軸承進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果將顯示，改進(jìn)方案在保證水潤(rùn)滑橡膠艉軸承有足夠剛度的基礎(chǔ)上能明顯改善其接觸性能。

1 橡膠軸瓦硬度改進(jìn)方案

水潤(rùn)滑橡膠艉軸承分為整體式橡膠艉軸承和板條式橡膠艉軸承。當(dāng)軸承直徑較大、幾何尺寸要求較高時(shí)，常采用板條式橡膠軸承［1］。板條式橡膠軸承又分為軸承襯套和橡膠軸瓦兩部分，如圖1所示。由于螺旋槳重力的懸臂作用［6］，其軸承壓力分布具有邊緣效應(yīng)，即靠近艉端面的接觸壓力達(dá)到最大時(shí)，變形也最大，并從最大值處向艏端逐漸遞減。軸承艉端面的工作條件惡劣，對(duì)軸承的使用性能與壽命周期有重要影響［7］。

圖1 板條式橡膠艉軸承剖面圖Fig.1 Profile of flat slab type rubber stern bearing

傳統(tǒng)板條式橡膠艉軸承沿軸向均采用同一種硬度的橡膠材料，由于螺旋槳的懸臂作用，導(dǎo)致其軸瓦各處壓力分布不均勻。基于此，本文主要對(duì)傳統(tǒng)水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦硬度進(jìn)行改進(jìn)，將全部橡膠軸瓦沿軸向分為3個(gè)區(qū)域，從艉至艏依次為區(qū)域1、區(qū)域2、區(qū)域3，如圖2所示。針對(duì)水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦，改進(jìn)方案將軸瓦條沿軸向分為橡膠硬度不同的3段，每段獨(dú)立安裝，通過(guò)硫化與軸承襯套連接，并通過(guò)螺釘對(duì)軸瓦條進(jìn)行限位。同時(shí)，海水的浸泡會(huì)使橡膠軸瓦適度膨脹，從而保證軸瓦3段不同硬度的橡膠條緊密相連。

圖2 改進(jìn)后橡膠軸瓦硬度分區(qū)縱剖面圖Fig.2 Longitudinal profile of hardness differentiation improved rubber bush

3個(gè)區(qū)域分別采用硬度不同的橡膠材料，這是因?yàn)闇p小艉軸承材料剛度能夠有效增加艉軸承接觸面積［5］，并改善壓力分布情況。由于螺旋槳的懸臂作用，艉軸承尾端壓力大于其他區(qū)域，因此適當(dāng)減小艉軸承尾端（區(qū)域1）的橡膠硬度就能有效增加接觸面積、并降低接觸壓力峰值。設(shè)置區(qū)域2，使艉軸承橡膠硬度沿軸向過(guò)渡更加平緩。為盡量避免橡膠硬度減小對(duì)艉軸承整體剛度的影響，應(yīng)使區(qū)域3的長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于區(qū)域1和區(qū)域2。同時(shí)，還應(yīng)根據(jù)艉軸承具體尺寸，進(jìn)行多次試算，以確定各區(qū)域沿軸向的長(zhǎng)度。

2 計(jì)算方法

2.1 橡膠Mooney-Rivlin模型

橡膠軸瓦采用橡膠材料，其特性十分復(fù)雜，屬于非線性材料，本文利用當(dāng)前應(yīng)用廣泛的2參數(shù)橡膠Mooney-Rivlin本構(gòu)方程模擬橡膠材料，其應(yīng)變函數(shù)如下式所示：

式中：ω為修正的應(yīng)變勢(shì)能；C01，C10為材料常數(shù)；I1，I2為應(yīng)力張量的第1、第 2不變量。

得到Mooney-Rivlin模型材料常數(shù)C01，C10的方法主要有實(shí)驗(yàn)測(cè)試和經(jīng)驗(yàn)公式這2種方法，在不進(jìn)行復(fù)雜的材料實(shí)驗(yàn)測(cè)試下，可通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式求得材料常數(shù)。鑒于橡膠的靜剪切模量是橡膠元件設(shè)計(jì)中最基本的參數(shù)之一，其與橡膠硬度及成分有關(guān)（其中最主要的決定因素是橡膠硬度），對(duì)于硬度相同成分不同的橡膠材料，其值之差不超過(guò)10%［8］。因此，可以根據(jù)橡膠硬度，并利用經(jīng)驗(yàn)公式確定Mooney-Rivlin模型的材料常數(shù)。

測(cè)得橡膠軸瓦材料的邵氏硬度HA，將其代入下式［9］：

橡膠材料的楊氏模量與Mooney-Rivlin模型的材料常數(shù)有如下關(guān)系：

根據(jù)法國(guó)PAULSTRA公司給出的不同橡膠硬度下支座的載荷—變形曲線進(jìn)行有限元建模，并與實(shí)測(cè)值對(duì)比，以確定不同硬度下材料常數(shù)的最佳取值［10］。3種橡膠硬度C01/C10值如表1所示。對(duì)3個(gè)C01/C10值分段進(jìn)行線性擬合，可以得到各硬度下C01/C10值。

表1 不同硬度下橡膠材料C01/C10值Tab.1 The C01/C10of different hardness rubber material

由式（2）、式（3）和表1，計(jì)算得到不同橡膠硬度下 Mooney-Rivlin 模型的材料常數(shù) C01，C10，如表2所示。

表2 不同硬度下橡膠材料Mooney-Rivlin常數(shù)Tab.2 The Mooney-Rivlin constant of different hardness rubber material

2.2 接觸仿真算法

可利用有限元軟件ANSYS在船舶軸系與水潤(rùn)滑橡膠艉軸承之間建立接觸關(guān)系［10］。船舶軸系與水潤(rùn)滑橡膠艉軸承之間的接觸關(guān)系屬于典型的三維面—面接觸，在有限元軟件ANSYS中，可選用3D面—面接觸單元Target170和Contact174，同時(shí)選取剛度大的船舶軸系外表面為目標(biāo)面，剛度小的橡膠軸瓦表面為接觸面。

FTOLN為拉格朗日算法指定容許的最大滲透，如果有限元程序發(fā)現(xiàn)滲透大于此值時(shí)，即使不平衡力和位移增量已經(jīng)滿足收斂準(zhǔn)則，其總求解仍被當(dāng)作不收斂處理；如果此值太小則可能會(huì)造成過(guò)多迭代次數(shù)或者不收斂。因此，所有接觸問(wèn)題都需要定義接觸剛度因子FKN，2個(gè)表面之間滲透量的大小取決于接觸剛度，過(guò)大的接觸剛度可能會(huì)引起總剛矩陣的病態(tài)，從而造成收斂困難。一般而言，應(yīng)該選取足夠大的接觸剛度以保證接觸滲透小到可以接受，但同時(shí)又應(yīng)該讓接觸剛度足夠小以致不會(huì)引起總剛矩陣的病態(tài)問(wèn)題從而保證收斂性。借鑒相關(guān)文獻(xiàn)的研究結(jié)果并經(jīng)多次試算，在保證計(jì)算收斂的前提下，設(shè)置FKN=10，F(xiàn)TOLN=0.1 mm，接觸滲透值已經(jīng)減小到0.014 mm，滿足計(jì)算精度要求。

3 有限元計(jì)算模型

3.1 軸系—艉軸承系統(tǒng)三維模型

原始設(shè)計(jì)中，艉軸承橡膠軸瓦硬度、長(zhǎng)度以及改進(jìn)后橡膠軸瓦各區(qū)域硬度、長(zhǎng)度如表3所示。

表3 改進(jìn)前后橡膠軸瓦各項(xiàng)參數(shù)Tab.3 Parameters of rubber bush before and after improvement

在靜力學(xué)分析中，為減小計(jì)算時(shí)長(zhǎng)，可根據(jù)軸系—艉軸承系統(tǒng)的對(duì)稱特性分別建立沿縱向?qū)ΨQ面剖分的原始設(shè)計(jì)和改進(jìn)后軸系—艉軸承系統(tǒng)模型，其中包括推力軸、中間軸、艉軸、艉軸承等。該模型建立在船臺(tái)理想直線校中，其軸系未受船體變形影響。改進(jìn)后系統(tǒng)三維模型如圖3和圖4所示。按上文所述方法，計(jì)算并賦予橡膠軸瓦M(jìn)ooney-Rivlin常數(shù)。

圖3 1/2軸系—艉軸承系統(tǒng)三維模型Fig.3 3D model of shafting and stern bearing system（half）

圖4 艉軸承系統(tǒng)局部三維模型Fig.4 3D model of stern bearing system（partial）

3.2 單元和網(wǎng)格

采用實(shí)體單元對(duì)整個(gè)軸系—艉軸承系統(tǒng)模型進(jìn)行掃略劃分，并在軸系外表面、橡膠軸瓦表面建立接觸單元，共得到約42萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格單元，生成約42萬(wàn)個(gè)節(jié)點(diǎn)。

3.3 加載和約束

軸系—艉軸承系統(tǒng)承受著自身重力、螺旋槳及聯(lián)軸器集中質(zhì)量，因此，在有限元模型中施加垂向重力加速度，在艉軸掛槳處施加螺旋槳質(zhì)量，并在推力軸端部施加聯(lián)軸器質(zhì)量。同時(shí)，還應(yīng)在艉軸承襯套外表面與船體連接處施加全位移約束，并在中間軸承、推力軸承基座支撐位置施加簡(jiǎn)支約束。

4 計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

分別對(duì)原始設(shè)計(jì)和改進(jìn)后軸系—艉軸承系統(tǒng)進(jìn)行有限元計(jì)算，并對(duì)比2個(gè)模型的底部橡膠軸瓦接觸壓應(yīng)力、艉軸承橡膠軸瓦接觸壓力周向分布、艉軸垂向變形以及底部橡膠軸瓦軸向變形。

4.1 底部橡膠軸瓦接觸壓應(yīng)力

由于軸系自身結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，艉軸承所受壓力非常大，因此，其橡膠軸瓦的接觸壓應(yīng)力分布直接關(guān)系到軸系的各項(xiàng)性能。在各橡膠軸瓦中，底部軸瓦受力情況最為惡劣。這里，提取底部橡膠軸瓦的壓應(yīng)力數(shù)據(jù)并繪制成圖，將改進(jìn)方案與原始設(shè)計(jì)進(jìn)行對(duì)比，如圖5所示。

1）原始設(shè)計(jì)中，從艉端面開(kāi)始，沿軸向0～0.07 m 的長(zhǎng)度內(nèi)，接觸壓應(yīng)力從 0.15 MPa升至1.68 MPa，然后逐漸減小，至艏端面減小到0.017 MPa。

圖5 底部橡膠軸瓦接觸壓應(yīng)力分布曲線Fig.5 Contact stress distribution curves of bottom rubber bush

2）根據(jù)所提取數(shù)據(jù)及圖5中曲線可知，改進(jìn)方案中底部軸瓦壓應(yīng)力從軸瓦艉端面至第一個(gè)壓應(yīng)力峰所在軸向位置（距艉端面0.07 m），底部軸瓦壓應(yīng)力從 0.099 MPa升至 1.21 MPa。在沿軸向0.07～0.42 m之間，壓應(yīng)力曲線出現(xiàn)3個(gè)波峰，底部軸瓦壓應(yīng)力在 1.05～1.25 MPa之間波動(dòng)。底部軸瓦壓應(yīng)力最大值為1.25 MPa，出現(xiàn)在第2個(gè)波峰所在軸向位置（距艉端面0.23 m）。從第3個(gè)波峰所在軸向位置至艏端面，底部軸瓦壓應(yīng)力逐漸減小至 0.02 MPa。

3）對(duì)比發(fā)現(xiàn)，從艉端面開(kāi)始，在沿軸向0.39 m的范圍內(nèi)，改進(jìn)方案中艉軸承底部橡膠軸瓦壓應(yīng)力小于原始設(shè)計(jì)，最大差值為0.47 MPa。從0.39 m至艏端面，改進(jìn)方案中艉軸承接觸壓應(yīng)力大于原始設(shè)計(jì)，最大差值為0.2 MPa。與原始設(shè)計(jì)相比，改進(jìn)方案的最大接觸壓應(yīng)力減小了0.43 MPa，相對(duì)原始設(shè)計(jì)而言減小了25.6%。此外，在0.07～0.42 m之間，改進(jìn)方案中各處接觸壓應(yīng)力最大差值為 0.2 MPa，原始設(shè)計(jì)中最大差值為 0.46 MPa，改進(jìn)方案的接觸壓應(yīng)力分布更加均勻。數(shù)據(jù)表明，改進(jìn)方案明顯改善了水潤(rùn)滑橡膠艉軸承底部橡膠的接觸壓應(yīng)力分布情況。

4.2 艉軸承橡膠軸瓦接觸壓力周向分布曲線

本文所分析的艉軸承共有若干條橡膠軸瓦，其截面形狀如圖1所示。由于沿周向所處位置不同，所以即使是在距艉端面同樣距離處，各軸瓦所受壓力也有較大差異。由圖5可知，距艉端面0.23 m處，改進(jìn)方案的軸瓦接觸壓應(yīng)力達(dá)到最大值。這里，提取所有橡膠軸瓦在距艉端面0.23 m處的接觸壓力數(shù)據(jù)，以軸瓦中心為原點(diǎn)，將各橡膠軸瓦接觸壓力繪制成曲線，如圖6所示。

圖6 橡膠軸瓦接觸壓力周向分布曲線Fig.6 Circumferential distribution curves of rubber bush

1）原始設(shè)計(jì)和改進(jìn)方案中，接觸壓力沿周向分布趨勢(shì)較為一致。底部橡膠軸瓦所受壓力最大，且改進(jìn)方案中最大接觸壓力小于原始設(shè)計(jì)。所有橡膠軸瓦的接觸壓力從底部軸瓦向兩側(cè)軸瓦呈遞減的趨勢(shì)。由于水槽的影響，水槽所在位置無(wú)接觸壓力。

2）根據(jù)所提取數(shù)據(jù)及圖6中曲線可知，距艉端面0.23 m處，改進(jìn)方案中艉軸承所有橡膠軸瓦的接觸壓力分布范圍較原始設(shè)計(jì)有所增加。原始設(shè)計(jì)接觸壓力主要分布在周向-48.6°～ 48.6°范圍內(nèi)。改進(jìn)方案中，接觸壓力主要分布在周向-51.5°～ 51.5°范圍內(nèi)，相較于原始設(shè)計(jì)，接觸區(qū)域沿周向增加了5.8°。接觸區(qū)域的增加，有利于降低艉軸承的比壓。

4.3 艉軸垂向變形

本文提出的水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦硬度改進(jìn)方案降低了橡膠軸瓦局部區(qū)域的橡膠硬度，對(duì)艉軸承剛度有一定影響。艉軸承剛度的減小會(huì)增加艉軸的變形，從而影響軸系的性能。這里，提取艉軸垂向位移，并繪制曲線，如圖7所示。

圖7 艉軸垂向位移Fig.7 Vertical displacement of stern shaft

1）原始設(shè)計(jì)和改進(jìn)方案中，艉軸垂向變形趨勢(shì)基本一致。由于螺旋槳的懸臂作用，軸系艉端下垂，變形值最大。同時(shí)，由于艉軸承、中間軸承的支撐作用，艉軸中部出現(xiàn)上拱。而在接近中間軸承處，艉軸無(wú)垂向變形。

2）根據(jù)所提取數(shù)據(jù)及圖7中曲線可知，原始設(shè)計(jì)中艉軸最小垂向位移為－0.95 mm，最大垂向位移量為0.145 mm。根據(jù)艉軸垂向位移曲線上的各點(diǎn)斜率，計(jì)算可得到艉軸最大轉(zhuǎn)角0.000 608°，其 遠(yuǎn) 小 于《 船 舶 推 進(jìn) 軸 系 校 中 》［11］（CB/Z 338-2005）中要求的0.02°。

3）改進(jìn)方案中，艉軸的最小垂向位移為－1.08 mm，最大垂向位移為 0.192 m。根據(jù)艉軸垂向位移曲線上的各點(diǎn)斜率，計(jì)算可得到改進(jìn)方案中艉軸最大轉(zhuǎn)角0.000 69°，比原始設(shè)計(jì)增加了 0.000 082°，即增加了 13.4%，但此最大轉(zhuǎn)角僅為規(guī)范要求最大值的3.45%。船舶動(dòng)力系統(tǒng)的性能與軸系變形、艉軸承壓力分布、艉軸承剛度等密切相關(guān)，該系統(tǒng)是一個(gè)復(fù)雜系統(tǒng)，其性能并非由某項(xiàng)性能指標(biāo)完全決定。此設(shè)計(jì)方案從艉軸承壓力分布入手，達(dá)到了改善壓力分布的目的。艉軸轉(zhuǎn)角的增大對(duì)動(dòng)力系統(tǒng)性能的影響非常復(fù)雜，仍需要進(jìn)行細(xì)致而全面的研究。

4.4 底部橡膠軸瓦軸向變形

艉軸承底部橡膠軸瓦在螺旋槳和軸系的重力作用下，會(huì)產(chǎn)生擠壓變形。這里，選取受壓變形最劇烈的底部橡膠軸瓦，繪制其受壓變形后的軸向位移曲線，如圖8所示。

圖8 底部橡膠軸瓦軸向位移Fig.8 Axial displacement of bottom rubber bush

原始設(shè)計(jì)和改進(jìn)方案中，底部橡膠軸瓦軸向變形趨勢(shì)基本一致。艉端面軸向變形最大，從軸瓦艉端面至軸向約0.07 m范圍內(nèi)，橡膠軸瓦軸向變形迅速減小。由于改進(jìn)方案減小了底部橡膠軸瓦部分區(qū)域的硬度，其最大軸向位移由原始設(shè)計(jì)的0.95 mm增加至1.14 mm。同時(shí)，在改進(jìn)方案中各區(qū)域交界處，橡膠硬度變化會(huì)導(dǎo)致軸向位移在此處增大。

5 結(jié) 論

本文提出了一種水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦硬度的改進(jìn)思路，通過(guò)建立有限元模型進(jìn)行計(jì)算，并與原始設(shè)計(jì)進(jìn)行對(duì)比，可以得出以下結(jié)論：

1）與原始設(shè)計(jì)相比，改進(jìn)方案的最大接觸壓應(yīng)力減小了0.43 MPa，相對(duì)于原始設(shè)計(jì)而言減小了 25.6%。在 0.07～0.42 m 間，改進(jìn)方案的接觸壓應(yīng)力分布更加均勻。改進(jìn)方案明顯改善了水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦的接觸壓應(yīng)力分布。

2）距艉端面0.23 m處，改進(jìn)方案接觸壓力最大值小于原始設(shè)計(jì)的最大值。改進(jìn)方案中，接觸壓力主要分布在周向-51.5°～ 51.5°范圍內(nèi)，相較于原始設(shè)計(jì)而言，接觸區(qū)域沿周向增加了5.8°。改進(jìn)方案有利于降低水潤(rùn)滑橡膠艉軸承的比壓。

3）由于改進(jìn)方案減小了水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦部分區(qū)域的硬度，艉軸最大轉(zhuǎn)角比原始設(shè)計(jì)增加了 0.000 082°，即增加至 0.000 69°，但仍遠(yuǎn)小于《船舶推進(jìn)軸系校中》（CB/Z 338-2005）中要求的0.02°。橡膠軸瓦最大軸向位移略有增加，由原始設(shè)計(jì)的0.95 mm增大至1.14 mm。

本文提出將水潤(rùn)滑橡膠艉軸承橡膠軸瓦沿軸向分為3個(gè)區(qū)域，并賦予每個(gè)區(qū)域不同的長(zhǎng)度和橡膠硬度。該改進(jìn)方案能夠改善艉軸承的力學(xué)性能，具有進(jìn)一步研究的價(jià)值。在以后的工作中，可以從分區(qū)數(shù)量、區(qū)域長(zhǎng)度、各區(qū)域橡膠硬度入手，對(duì)該方案作進(jìn)一步完善。

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The Contact Properties of Water Lubricated Rubber Stern Bearings after the Differentiation of Rubber Bush Hardness

ZHOU Mingshuai1，LI Tianyun1，ZHU Xiang1，ZHU Xianming2

1 School of Naval Architecture and Ocean Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China 2 China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China

With consideration to the manufacturing process,the rubber hardness of traditional rubber stern bearing is unified.However,due to the cantilever effect of propellers,the pressure distribution on traditional rubber stern bearings is uneven.In most cases,the tail pressure is higher than that in other locations.This affects the overall performance of stern bearings.Aiming at the problem,this paper reforms the rubber hardness of traditional rubber stern bearings and divides the bearing bush into different categories.Through computation and analysis,a reasonable length of each region and rubber hardness is established.With the help from finite element softwares,the finite element model of shaft-stern bearing is constructed.The Mooney-Rivlin model is then used to simulate rubber materials,and with the contact element analyzed,the contact relation is built between the shaft and stern bearing.The pressure distribution on the traditional rubber stern bearing and the improved one is calculated and compared,which reveals that the maximum contact stress is reduced by 25.6%,and the contact region is increased by 5.8°.Overall,the proposed method significantly improves the contact properties of stern bearings.

rubber stern bearing；mooney-rivlin；contact analysis；pressure distribution

10.3969/j.issn.1673-3185.2014.02.011

http://www.cnki.net/kcms/doi/10.3969/j.issn.1673-3185.2014.02.011.html

U664.21

A

1673－3185（2014）02－62－06

期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

2013－07－10 網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2014-3-31 16:32

周明帥（1989－），男，碩士，研究方向：船舶軸系。E-mail：zhoumshust＠163.com

李天勻（1969－），男，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：結(jié)構(gòu)振動(dòng)與噪聲控制。E-mail：ltyz801＠hust.edu.cn

李天勻

［責(zé)任編輯：饒亦楠］