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    壓縮機(jī)主軸-葉輪摩擦性能及過(guò)盈裝配主軸彎曲變形研究

    2015-03-20 08:03:04馬國(guó)軍高俊福吳承偉
    關(guān)鍵詞:法向因數(shù)葉輪

    馬國(guó)軍,高俊福,郭 峰,譚 鑫,吳承偉*

    (1.大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 大連 116024;2.大連理工大學(xué) 工程力學(xué)系,遼寧 大連 116024;3.沈陽(yáng)鼓風(fēng)機(jī)集團(tuán)股份有限公司,遼寧 沈陽(yáng) 110869)

    0 引 言

    大型壓縮機(jī)廣泛應(yīng)用于石油化工、冶金、空氣分離、制藥以及國(guó)防科研等各個(gè)領(lǐng)域,是國(guó)家基礎(chǔ)工業(yè)的關(guān)鍵裝備.由于運(yùn)行工況復(fù)雜,壓縮機(jī)運(yùn)行的安全性與可靠性要求極高.轉(zhuǎn)子系統(tǒng)作為壓縮機(jī)的核心部件,其設(shè)計(jì)水平、加工和裝配質(zhì)量對(duì)整個(gè)壓縮機(jī)系統(tǒng)的性能有著至關(guān)重要的影響.由于需要傳遞足夠大的扭矩,葉輪與主軸往往通過(guò)加熱葉輪來(lái)實(shí)現(xiàn)過(guò)盈裝配[1-2].這種裝配形式具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、對(duì)中性好、承載能力強(qiáng)、抗沖擊性能好等優(yōu)點(diǎn),但近年來(lái)隨著壓縮機(jī)大型化趨勢(shì)的不斷發(fā)展,過(guò)盈裝配后的主軸容易產(chǎn)生彎曲變形,而且尺寸越大,彎曲越容易發(fā)生,程度也越嚴(yán)重[3].顯然,裝配后主軸彎曲程度過(guò)大,必然使轉(zhuǎn)子在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)振動(dòng)超標(biāo)、噪聲過(guò)大、碰磨以及失穩(wěn)等一系列不良后果,因此如何避免大型壓縮機(jī)主軸在裝配過(guò)程中發(fā)生彎曲現(xiàn)象已成為企業(yè)急需解決的關(guān)鍵問(wèn)題.

    從力學(xué)的角度來(lái)看,主軸裝配后之所以發(fā)生彎曲變形主要是因?yàn)槭芰Σ痪?,而?dǎo)致受力不均的原因又可能與熱裝配過(guò)程中的溫度場(chǎng)不均、材料性質(zhì)不均、形狀尺寸誤差以及主軸-葉輪表面摩擦性質(zhì)、過(guò)盈量等設(shè)計(jì)參數(shù)有關(guān).或許是因?yàn)榇饲皦嚎s機(jī)尺寸不是特別大時(shí),主軸熱裝配后發(fā)生彎曲變形的概率較小,或即使發(fā)生程度也不是很?chē)?yán)重,所以熱裝配后的主軸彎曲問(wèn)題一直未引起足夠重視,僅有少量資料可查.如王躍方等[3]在一份研究報(bào)告中曾對(duì)壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子熱裝配后的主軸彎曲問(wèn)題進(jìn)行過(guò)數(shù)值模擬分析,他們發(fā)現(xiàn)前面提到的降溫不均、加工誤差、材料不均以及裝配時(shí)的不規(guī)范操作都是可能導(dǎo)致主軸彎曲的原因,但他們?cè)谟?jì)算中假設(shè)軸的材料沿縱剖面一分為二為完全不同的材料,考慮降溫不均時(shí)也只簡(jiǎn)單設(shè)置兩種不同的熱交換系數(shù),與實(shí)際情況相差較大.Sun等[4]利用三維有限元模擬分析了加熱溫度、方式等對(duì)船用發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸過(guò)盈裝配效果的影響,發(fā)現(xiàn)各部曲軸在裝配時(shí)存在耦合影響,彼此間會(huì)引起曲軸整體發(fā)生彎曲變形.孟磊[5]曾指出減小軸向接觸長(zhǎng)度有利于防止主軸彎曲,但沒(méi)有給出具體分析結(jié)果.

    上述研究無(wú)疑對(duì)分析熱裝配后主軸發(fā)生彎曲變形的原因有著重要的指導(dǎo)意義,但所建模型過(guò)于簡(jiǎn)單或結(jié)構(gòu)與壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子差異較大,不足以解釋或解決壓縮機(jī)主軸裝配時(shí)所遇到的彎曲變形問(wèn)題.此外,上述研究也沒(méi)有討論轉(zhuǎn)子大型化對(duì)主軸裝配彎曲問(wèn)題帶來(lái)的新影響.顯然,壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子尺寸越大,工作時(shí)需要承受的離心荷載和所要傳遞的扭矩就越大,也就需要更大的過(guò)盈量來(lái)防止轉(zhuǎn)子在工作時(shí)產(chǎn)生松動(dòng),同時(shí)保證主軸與葉輪交界面上有足夠大的摩擦力來(lái)傳遞扭矩.然而,從所查閱的文獻(xiàn)來(lái)看,有關(guān)過(guò)盈量對(duì)主軸熱裝配彎曲變形的影響規(guī)律研究還未見(jiàn)到,而有關(guān)壓縮機(jī)葉輪常用材料FV520B 和主軸材料40NiCrMo7的摩擦性能方面的數(shù)據(jù)也未見(jiàn)到公開(kāi)資料.

    目前與轉(zhuǎn)子裝配相關(guān)的研究大多關(guān)注的是過(guò)盈量、摩擦力(摩擦因數(shù))對(duì)轉(zhuǎn)子接觸壓力、應(yīng)力分布和傳遞扭矩的影響.如符杰[6]研究了不同過(guò)盈配合形式以及表面粗糙度等對(duì)傳遞扭矩和摩擦因數(shù)的影響,而沈健等[7]研究了葉輪-主軸在大過(guò)盈配合時(shí)的拆解過(guò)程,探討了拆解力與過(guò)盈量、摩擦因數(shù)、熱膨脹系數(shù)和溫度之間的關(guān)系.Boutoutaou等[8]研究了結(jié)構(gòu)形狀誤差或缺陷對(duì)裝配壓力的影響,發(fā)現(xiàn)允許形狀誤差的過(guò)盈裝配設(shè)計(jì)能更好地滿(mǎn)足工程實(shí)際.McMillan等[9]采用有限元計(jì)算和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的手段,驗(yàn)證了微滑移模型在預(yù)報(bào)主軸與輪轂緊固效果的有效性.Booker等[2]測(cè)量了以低碳鋼為材料的輪轂-主軸過(guò)盈裝配時(shí)的摩擦因數(shù),發(fā)現(xiàn)表面粗糙度及紋理方向?qū)δΣ烈驍?shù)有重要影響.Boutoutaou等[10]則分析了主軸表面粗糙度對(duì)過(guò)盈接觸壓力的影響.但正如前文所述,這些研究都未涉及當(dāng)前壓縮機(jī)主軸裝配過(guò)程中的彎曲問(wèn)題,因此本文首先通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)量壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子葉輪材料FV520B 和主軸材料40NiCrMo7之間的摩擦因數(shù),討論法向接觸壓力和表面粗糙度對(duì)這兩種材料摩擦因數(shù)的影響;然后通過(guò)三維有限元模擬,分析熱裝配過(guò)程中降溫不均時(shí)不同過(guò)盈量和摩擦因數(shù)對(duì)裝配后主軸彎曲變形的影響,討論導(dǎo)致主軸熱裝配后發(fā)生彎曲變形的力學(xué)機(jī)理.

    1 FV520B 與40NiCrMo7摩擦因數(shù)測(cè)量

    1.1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

    將壓縮機(jī)葉輪用材料FV520B 加工成直徑16mm、高度10mm 的小圓柱,兩個(gè)為一組,將圓柱試樣其中一個(gè)端面用精密磨床進(jìn)行精拋光,再用不同標(biāo)號(hào)的砂紙打磨出不同粗糙度的表面,但同一組圓柱采用相同標(biāo)號(hào)的砂紙打磨,使兩個(gè)端面的粗糙度基本一致.主軸用材料40NiCrMo7加工成長(zhǎng)120 mm、寬36 mm、厚10 mm 的塊體試樣,將面積最大的兩個(gè)表面(120mm×36mm)也用精密磨床進(jìn)行精拋光,然后用不同標(biāo)號(hào)砂紙打磨,得到不同粗糙度的表面,但同一試樣采用同一標(biāo)號(hào)砂紙,以便盡可能保證同一試樣的兩個(gè)表面粗糙度一致.打磨后的試樣采用時(shí)代集團(tuán)生產(chǎn)的TR-200型便攜式粗糙度儀進(jìn)行粗糙度Ra測(cè)量,每個(gè)表面測(cè)試5 次,取平均值,然后再將同一組(圓柱體)或同一塊(長(zhǎng)方體)試樣的粗糙度求和平均,以作為測(cè)試表面的粗糙度值.實(shí)驗(yàn)中長(zhǎng)方體試樣9塊,粗糙度Ra分別為0.091、0.125、0.233、0.250、0.356、0.405、0.446、0.699和0.837μm,對(duì)應(yīng)圓柱體試樣43組.

    測(cè)試采用的儀器為本實(shí)驗(yàn)室自行設(shè)計(jì)加工的專(zhuān)用摩擦因數(shù)測(cè)試儀,圖1(a)和(b)分別為該設(shè)備的實(shí)物照片和原理示意圖.實(shí)驗(yàn)時(shí)將一對(duì)FV520B圓柱體試樣分別放在定位夾具⑧中的定位槽中,40NiCrMo7塊體試樣放在這兩個(gè)圓柱體試樣之間.通過(guò)旋轉(zhuǎn)加力杠桿①轉(zhuǎn)動(dòng)加力絲杠②推動(dòng)滑塊⑥,使塊體試樣和圓柱體試樣之間形成一定的法向壓力,該壓力的大小可通過(guò)力傳感器⑤測(cè)量得出,由此可考察不同法向壓力對(duì)摩擦因數(shù)的影響.將測(cè)試儀水平放置在電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(原深圳新三思公司CMT4204 型電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī))的平臺(tái)上,通過(guò)壓縮夾具對(duì)塊體試樣施加如圖1(b)所示的豎直方向的壓力,并同時(shí)由計(jì)算機(jī)自動(dòng)記錄該壓力隨位移或時(shí)間的變化曲線,最大靜摩擦力即為該曲線中第一個(gè)突然下降點(diǎn)對(duì)應(yīng)的最大力值,再計(jì)算得到摩擦因數(shù).圓柱體試樣和塊體試樣實(shí)驗(yàn)前先用無(wú)水乙醇進(jìn)行表面清潔,隨后用吹風(fēng)機(jī)烘干,以消除表面雜質(zhì)和液膜的影響.

    圖1 摩擦因數(shù)實(shí)驗(yàn)儀器照片及原理示意圖Fig.1 Picture and schematic diagram of the friction factor test apparatus

    1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

    圖2(a)是實(shí)驗(yàn)過(guò)程中得到的典型力-位移曲線,縱坐標(biāo)Fp對(duì)應(yīng)于圖1(b)中試驗(yàn)機(jī)沿豎向施加在塊體試樣的壓力,F(xiàn)p_max為力-位移曲線中的最大力值,即靜摩擦力;Fn對(duì)應(yīng)于圖1(b)中通過(guò)圓柱體試樣施加在摩擦面法線方向的壓力;Ra_c為圓柱體試樣的表面粗糙度,而Ra_r為塊體試樣的表面粗糙度.從圖2(a)可得到靜摩擦力,除以法向壓力(注:摩擦面為兩個(gè)表面,所以單個(gè)表面的摩擦力為Fp_max的一半)即可得到摩擦因數(shù)μ,具體為

    圖2(b)給出的是摩擦力在不同法向壓力和不同粗糙度時(shí)的變化曲線,空心符號(hào)為測(cè)量得到的數(shù)據(jù)點(diǎn),實(shí)線為擬合直線,根據(jù)式(1)可知擬合直線斜率的一半即為摩擦因數(shù).可以看到,當(dāng)法向壓力小于約36kN 時(shí)(平均接觸壓強(qiáng)約為180 MPa),實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)與擬合直線非常吻合,意味著此時(shí)摩擦因數(shù)與法向壓力無(wú)關(guān).然而當(dāng)法向壓力進(jìn)一步增大時(shí),摩擦力略往上偏離擬合直線,即摩擦因數(shù)在法向壓力較大時(shí)會(huì)增大.不過(guò)從圖2(b)可以看出這種差異并不大,因此可將擬合直線的斜率視為不同法向壓力作用下的平均摩擦因數(shù),本文后續(xù)所述摩擦因數(shù)都由這種方法得到.從圖2(b)還可看出摩擦因數(shù)對(duì)表面粗糙度較為敏感,當(dāng)40NiCrMo7塊體的表面粗糙度保持恒定(Ra_r=0.446μm),圓柱體FV520B 試樣的表面粗糙度越大,圖中擬合直線的斜率越大,即摩擦因數(shù)隨Ra_c的增大而增大.

    圖2 圓柱體試樣的力-位移曲線和在不同法向壓力作用下的靜摩擦力變化曲線Fig.2 Typical force-displacement curves of the column-like samples and changing curves of static frictional forces with different normal compressive forces

    圖3是測(cè)試得到的全部43個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn),縱坐標(biāo)是摩擦因數(shù),橫坐標(biāo)是圓柱體試樣表面粗糙度Ra_c,圖 中 空 心 符 號(hào) 形 狀 的 不 同 表 征Ra_r值 的 不同.可以看到這兩種配對(duì)材料的摩擦因數(shù)范圍在0.12~0.25,雖然數(shù)據(jù)有一定的離散性,但大體趨勢(shì)表明隨著圓柱體FV520B試樣表面粗糙度Ra_c值增大,摩擦因數(shù)呈增大趨勢(shì),而隨著塊狀40NiCrMo7試樣表面粗糙度Ra_r值增大,摩擦因數(shù)反倒減小.由摩擦學(xué)相關(guān)理論[11-13]可知,摩擦力產(chǎn)生原因主要有兩點(diǎn):(1)粗糙峰在一定壓力作用下嵌入表面,產(chǎn)生犁溝效應(yīng),從而形成摩擦阻力;(2)表面粗糙峰發(fā)生接觸變形而產(chǎn)生具有較強(qiáng)黏合力的黏著區(qū),黏著區(qū)域越大和材料剪切強(qiáng)度越大,黏附力越強(qiáng),摩擦力即為克服這種黏附力所需的力.根據(jù)已有資料可知,40NiCrMo7 大尺寸鍛件的屈服強(qiáng)度為780~980 MPa,HB 硬度值為232~295;FV520B 的屈服強(qiáng)度為925~1090 MPa,HB硬度值為277~341.由于FV520B無(wú)論是強(qiáng)度還是硬度都要比40NiCrMo7高,F(xiàn)V520B試樣表面粗糙峰在法向壓力作用下會(huì)嵌入到40NiCrMo7中,產(chǎn)生犁溝效應(yīng).FV520B表面越粗糙,犁溝效應(yīng)越強(qiáng),所以摩擦力或摩擦因數(shù)就越大.相反,40NiCrMo7 試樣表面的粗糙峰不會(huì)嵌入到FV520B材料中,而是產(chǎn)生局部彈塑性變形,形成黏著區(qū),由此產(chǎn)生摩擦力.當(dāng)40NiCrMo7試樣表面越光滑,這種微黏著區(qū)域越大,即真實(shí)接觸面積變大,結(jié)合力也就越強(qiáng),從而使摩擦力和摩擦因數(shù)的值增大.圖3中的插圖為非常光滑的40NiCrMo7試樣在實(shí)驗(yàn)后的宏觀照片,可以看到在表面產(chǎn)生了非常明顯的黏著區(qū)域.當(dāng)40NiCrMo7表面粗糙度較大時(shí),則觀察不到這種現(xiàn)象,而且FV520B 試樣上不論粗糙度大小如何都觀察不到這種現(xiàn)象,其表面紋理在實(shí)驗(yàn)后無(wú)明顯變化,也無(wú)材料附著.

    圖3 表面粗糙度對(duì)材料FV520B 與40NiCrMo7摩擦因數(shù)的影響Fig.3 Influence of the surface roughness on the friction factor between the materials FV520Band 40NiCrMo7

    2 主軸彎曲變形的有限元數(shù)值模擬

    2.1 計(jì)算模型及方法

    本文采用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行某真實(shí)轉(zhuǎn)子的熱裝配過(guò)程模擬,葉輪材料為FV520B,主軸材料為40NiCrMo7,圖4為網(wǎng)格模型.進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí),考慮到葉輪結(jié)構(gòu)復(fù)雜,采用幾何適應(yīng)性較好的四面體單元,主軸與輪盤(pán)軸孔部位發(fā)生接觸,故采用一階減縮積分單元(C3D8R),其他部分全部采用二階四面體單元(C3D10),主軸則全部采用一階減縮積分單元(C3D8R).與此同時(shí),為了提高計(jì)算精度和效率,在葉輪和軸的接觸部位加密網(wǎng)格,最終葉輪網(wǎng)格數(shù)為66 652,主軸網(wǎng)格數(shù)為94 712.經(jīng)過(guò)網(wǎng)格收斂性計(jì)算,這些網(wǎng)格數(shù)兼顧了精度和效率.在溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)采用的網(wǎng)格為一階六面體熱傳導(dǎo)單元(DC3D8)和二階四面體熱傳導(dǎo)單元(DC3D10),與結(jié)構(gòu)分析網(wǎng)格一一對(duì)應(yīng).考慮到實(shí)際情況和計(jì)算收斂性需要,采用如下邊界條件:在主軸一端約束軸向自由度,同時(shí)在徑向和切向施加一小剛度的彈簧約束;在軸的另一端,當(dāng)主軸與葉輪未接觸時(shí),在徑向和切向施加位移約束,以確保計(jì)算收斂,而一旦主軸和葉輪內(nèi)孔接觸,則解除該端全部位移約束,使軸可以產(chǎn)生自由彎曲;葉輪裝配時(shí)假設(shè)放置在剛性平臺(tái)上,與平臺(tái)之間依靠摩擦來(lái)實(shí)現(xiàn)約束,摩擦因數(shù)設(shè)為0.1(轉(zhuǎn)子實(shí)際裝配時(shí)葉輪放置在一圓桶形裝置的端面上,軸可以伸入其中,此平臺(tái)模擬的即為該圓桶形裝置的端面).

    圖4 葉輪-主軸有限元網(wǎng)格模型Fig.4 Finite element mesh model of the impeller and main shaft

    實(shí)際調(diào)研發(fā)現(xiàn),壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子在裝配過(guò)程中總存在不同程度的降溫不均,可能是導(dǎo)致主軸彎曲變形的一個(gè)重要原因.因此,首先計(jì)算降溫不均對(duì)主軸彎曲變形的可能影響.在計(jì)算時(shí)進(jìn)行了以下簡(jiǎn)化:(1)轉(zhuǎn)子與周?chē)h(huán)境的熱交換只考慮對(duì)流換熱,忽略熱輻射影響;(2)設(shè)裝配體表面對(duì)流換熱系數(shù)沿周向按余弦函數(shù)變化,以此來(lái)模擬溫度場(chǎng)不均;(3)主軸與葉輪內(nèi)孔表面的摩擦因數(shù)不隨溫度變化.上述假設(shè)與實(shí)際情況基本相符.葉輪裝配前溫度為330 ℃,主軸初始溫度為室溫(20 ℃),為了增大不均勻降溫的程度以凸顯出溫度不均對(duì)彎曲變形的影響,適當(dāng)擴(kuò)大了空氣強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù),假設(shè)的對(duì)流換熱系數(shù)按以下3種規(guī)律變化:(1)100×(0.75cosθ+1.25);(2)100×(0.5cosθ+1.25);(c)100×(0.25cosθ+1.25),單位為W·m-2·K-1.下文將這3種降溫條件分別記為Case_1、Case_2和Case_3,Case_1表示的降溫不均程度最大,Case_3 表示的降溫不均程度最小.當(dāng)轉(zhuǎn)子最高溫度降至室溫20℃時(shí)計(jì)算停止,整個(gè)降溫過(guò)程大約需要3h,這和實(shí)際情況基本符合.

    2.2 溫度場(chǎng)不均、摩擦因數(shù)和過(guò)盈量對(duì)主軸彎曲變形的影響

    圖5為上述3種降溫條件下主軸彎曲變形隨時(shí)間的變化曲線,計(jì)算中主軸與葉輪內(nèi)孔表面的摩擦因數(shù)假設(shè)為0.1(該值是企業(yè)進(jìn)行過(guò)盈裝配設(shè)計(jì)時(shí)使用的推薦值,顯然比前面所得到的實(shí)際摩擦因數(shù)要小,偏于安全),過(guò)盈量為0.244%,主軸長(zhǎng)度為3.34m,這些數(shù)據(jù)為企業(yè)所提供.由圖5可以看出,隨著時(shí)間變化,主軸彎曲變形先增大后減小,最終趨于穩(wěn)定,但都不能完全消失(3 種情形殘余彎曲變形量分別為13.72、8.54 和3.55 μm).圖6給出了在Case_1降溫條件下,相對(duì)過(guò)盈量仍為0.244%時(shí)殘余彎曲變形隨表面摩擦因數(shù)的變化情況,計(jì)算時(shí)有意將摩擦因數(shù)范圍擴(kuò)大,以便更好地討論摩擦因數(shù)的影響規(guī)律.可以看到隨著摩擦因數(shù)增大,殘余彎曲變形快速增大,然后趨于穩(wěn)定.當(dāng)摩擦因數(shù)等于零時(shí),計(jì)算得到的殘余彎曲變形為1.2μm.經(jīng)過(guò)仔細(xì)分析發(fā)現(xiàn),此時(shí)殘余彎曲變形之所以不等于零是由于計(jì)算時(shí)假設(shè)了輪盤(pán)與平臺(tái)之間有一定的摩擦力,使主軸承受一定的橫向力.若將輪盤(pán)與平臺(tái)之間的摩擦因數(shù)設(shè)為0.01,而葉輪與主軸摩擦因數(shù)仍為0,計(jì)算得到主軸最終殘余彎曲變形只有0.15μm,可認(rèn)為是計(jì)算誤差,即此時(shí)殘余彎曲變形為0.上述結(jié)果說(shuō)明摩擦力是主軸彎曲變形恢復(fù)的阻力,但并不能因此簡(jiǎn)單認(rèn)為可通過(guò)減小摩擦來(lái)改善主軸熱裝配的彎曲變形問(wèn)題,這是因?yàn)檗D(zhuǎn)子在工作時(shí)需要足夠的摩擦力來(lái)傳遞扭矩,而且對(duì)大型和超大型壓縮機(jī)而言所需傳遞的扭矩更大,往往還需要通過(guò)增大過(guò)盈量來(lái)增大摩擦力.因此圖7給出了在Case_1降溫條件下,不同過(guò)盈量和不同摩擦因數(shù)共同作用對(duì)主軸殘余彎曲變形的影響.可以看到當(dāng)摩擦因數(shù)等于或大于0.1以后,主軸彎曲變形隨過(guò)盈量的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì),這與此前人們認(rèn)為過(guò)盈量增大會(huì)導(dǎo)致主軸殘余彎曲變形增大的常規(guī)認(rèn)識(shí)完全不同[3].此外,從圖7中還可看出,當(dāng)過(guò)盈量小于某個(gè)臨界值(本文為0.257%,但轉(zhuǎn)子不同該值可能有所不同),摩擦因數(shù)的增大會(huì)導(dǎo)致主軸彎曲變形增大,而當(dāng)過(guò)盈量大于該值后,摩擦因數(shù)增大主軸彎曲變形反倒會(huì)減小.

    圖5 不同降溫過(guò)程中主軸彎曲變形曲線Fig.5 Bending deformation curves of shaft during different cooling periods

    圖6 主軸-葉輪摩擦因數(shù)對(duì)主軸彎曲變形的影響Fig.6 Influence of friction factor between shaft and impeller on bending deformation of shaft

    圖7 摩擦因數(shù)與過(guò)盈量對(duì)主軸彎曲變形的共同影響Fig.7 Coupling influence of friction factor and magnitude of interference on bending deformation of shaft

    為了揭示導(dǎo)致上述現(xiàn)象的機(jī)理,不妨假設(shè)葉輪與主軸間的摩擦因數(shù)為零,葉輪與剛性平臺(tái)間的摩擦因數(shù)仍為0.1,圖7中最底下的直線即為殘余彎曲變形隨過(guò)盈量變化的計(jì)算結(jié)果.可以看到雖然殘余彎曲變形絕對(duì)值很小,但卻明顯表現(xiàn)出隨過(guò)盈量增大而單調(diào)減小的趨勢(shì),這說(shuō)明若葉輪與主軸界面無(wú)摩擦力,過(guò)盈量增大只會(huì)有益于殘余彎曲變形的回復(fù).實(shí)際上若不考慮加工誤差,葉輪是嚴(yán)格周期對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu),所以冷卻收縮后對(duì)主軸產(chǎn)生的接觸壓力也是嚴(yán)格周期對(duì)稱(chēng)的.在這種對(duì)稱(chēng)性的壓力作用下,軸具有保持為直線的趨勢(shì),本質(zhì)上是一種使軸由彎變直的作用力,所以過(guò)盈量增大,殘余彎曲變形趨小.然而當(dāng)摩擦因數(shù)不等于零時(shí),過(guò)盈量的增大一方面會(huì)促使對(duì)稱(chēng)的法向壓力增大,另一方面也會(huì)使切向摩擦力增大,殘余彎曲變形實(shí)際是這兩種相反作用的競(jìng)爭(zhēng)結(jié)果.至于為何摩擦因數(shù)對(duì)主軸彎曲變形的影響會(huì)在過(guò)盈量大于某一臨界值之后表現(xiàn)得完全不同,還無(wú)法通過(guò)簡(jiǎn)單的分析就能得出,但這一臨界值的存在對(duì)于壓縮機(jī)超大型的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要意義.進(jìn)一步的計(jì)算還發(fā)現(xiàn),若假設(shè)降溫均勻,則無(wú)論主軸與葉輪以及葉輪與平臺(tái)間的摩擦因數(shù)如何變化,主軸始終都不會(huì)發(fā)生彎曲變形,這說(shuō)明裝配過(guò)程中降溫不均是導(dǎo)致主軸彎曲變形的誘因,企業(yè)應(yīng)采取相應(yīng)措施改善轉(zhuǎn)子裝配環(huán)境,盡可能避免或減小降溫不均.

    3 結(jié) 論

    (1)FV520B和40NiCrMo7兩種材料的摩擦因數(shù)在0.12~0.25,研究表明當(dāng)法向接觸壓力小于約36kN時(shí),摩擦因數(shù)與法向接觸壓力無(wú)關(guān),但法向接觸壓力大于該值之后摩擦因數(shù)會(huì)輕微增大.

    (2)摩擦因數(shù)的大小與材料表面粗糙度密切相關(guān),當(dāng)FV520B表面粗糙度增大時(shí),摩擦因數(shù)整體表現(xiàn)出增大的趨勢(shì),當(dāng)40NiCrMo7表面粗糙度增大時(shí),摩擦因數(shù)反倒減小.產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因與粗糙峰的犁溝效應(yīng)和微黏著效應(yīng)有關(guān).

    (3)熱裝配過(guò)程中的降溫不均是導(dǎo)致主軸裝配后存在殘余彎曲變形的誘因,摩擦力是阻礙彎曲變形回復(fù)的作用力,而由過(guò)盈所產(chǎn)生的法向接觸壓力是促使彎曲變形回復(fù)的動(dòng)力.

    (4)在所計(jì)算的范圍內(nèi),過(guò)盈量存在臨界值,當(dāng)過(guò)盈量小于該臨界值,摩擦因數(shù)越大殘余彎曲變形就越大,但當(dāng)過(guò)盈量大于該臨界值,摩擦因數(shù)增大殘余彎曲變形反倒減小,這對(duì)壓縮機(jī)的大型和超大型化設(shè)計(jì)具有重要意義.

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