基于時(shí)域法的滑動(dòng)式中間軸承抗沖擊性能分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

曾良輝，周凱峰，潘康毅，曹 健，孫 瑋，葉曉明

(1.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北武漢 430074；2.上海船舶設(shè)備研究所，上海 210030)

0 引言

艦船作為海上主要作戰(zhàn)平臺(tái)，在服役期間無(wú)法避免會(huì)遭遇各種復(fù)雜的沖擊環(huán)境，尤其是受到水中非接觸爆炸造成的沖擊破壞更為嚴(yán)重[1]。推進(jìn)軸系是船舶動(dòng)力系統(tǒng)的核心部分之一，而中間軸承作為推進(jìn)軸系的支撐單元，其抗沖擊性能的好壞將直接影響到推進(jìn)軸系的安全運(yùn)轉(zhuǎn)。中間軸承受到?jīng)_擊破壞，其承載能力將會(huì)下降，導(dǎo)致軸系的校中性能下降、軸承與軸徑的磨損加劇，從而使得軸系運(yùn)轉(zhuǎn)效率降低，甚至影響到艦船的正常航行。因此，開(kāi)展中間軸承抗沖擊性能分析，研究中間軸承抗沖擊薄弱結(jié)構(gòu)對(duì)保障艦船的安全航行，增強(qiáng)艦船生命力與戰(zhàn)斗力具有重大意義。

國(guó)內(nèi)學(xué)者從數(shù)值模擬、理論研究等方面對(duì)艦船推進(jìn)軸系在復(fù)雜沖擊環(huán)境下的抗沖擊能力進(jìn)行了大量的研究。馬炳杰等[2]將各軸承簡(jiǎn)化為無(wú)質(zhì)量的彈簧單元，采用時(shí)域模擬法對(duì)軸系抗沖擊性能進(jìn)行分析，指出了薄弱環(huán)節(jié)。李磊[3]將尾軸承簡(jiǎn)化為形狀簡(jiǎn)單的軸套形式，采用時(shí)域法和頻域法對(duì)尾軸承進(jìn)行了抗沖擊仿真計(jì)算，得到了相應(yīng)的位移和應(yīng)變值。李增光等[4]采用線性彈簧模擬軸承，分析了艦船推進(jìn)軸系在多支點(diǎn)不同激勵(lì)下的沖擊響應(yīng)。張曉陽(yáng)等[5]在存在接觸應(yīng)力條件下，對(duì)艦船軸系液壓螺栓采用了時(shí)域法和頻域法對(duì)其進(jìn)行抗沖擊仿真計(jì)算，得到不同沖擊載荷下的應(yīng)力響應(yīng)分布。吳暉等[6]采用時(shí)域法和頻域法對(duì)法蘭式液壓聯(lián)軸器進(jìn)行抗沖擊特性研究，得到其在沖擊載荷下的應(yīng)力分布。劉學(xué)斌等[7]采用線性彈簧單元模擬軸承的方式研究了推力軸承的沖擊響應(yīng)，通過(guò)改變軸承位置、支撐剛度等方法使軸承位移響應(yīng)符合抗沖擊規(guī)范要求。姚勝昶[8]將軸段簡(jiǎn)化為均質(zhì)元件，軸承簡(jiǎn)化為彈簧元件，對(duì)艦船推進(jìn)軸系進(jìn)行了抗沖擊仿真分析。姜克達(dá)[9]將軸系與船體進(jìn)行耦合，將軸承簡(jiǎn)化剛性和彈性連接單元，通過(guò)仿真計(jì)算分析了推進(jìn)軸系的響應(yīng)特性。侯淑芳等[10]簡(jiǎn)化了軸承支撐，采用梁?jiǎn)卧Ｐ蛯?duì)軸系進(jìn)行沖擊計(jì)算，提高了軸系模擬仿真的計(jì)算效率。上述對(duì)艦船推進(jìn)軸系抗沖擊性能的研究，都是針對(duì)傳動(dòng)軸、聯(lián)軸器及軸系附件所開(kāi)展的，對(duì)于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的中間軸承，僅采用簡(jiǎn)化的彈簧單元模擬，沒(méi)有考慮中間軸承實(shí)際結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)特性。艦船推進(jìn)軸系往往是由船體通過(guò)支撐軸承傳遞沖擊載荷，所以安裝于船體的中間軸承受沖擊載荷作用情況更為惡劣。

本文以某型滑動(dòng)式中間軸承為研究對(duì)象，建立基于時(shí)域法的抗沖擊數(shù)值模型，分析中間軸承在各方向時(shí)域沖擊載荷作用下的響應(yīng)特點(diǎn)。根據(jù)計(jì)算結(jié)果的分析，進(jìn)一步針對(duì)薄弱環(huán)節(jié)開(kāi)展結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，對(duì)比分析結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的響應(yīng)特性。本文研究成果于為艦船滑動(dòng)式中間軸承以及冷卻盤管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供參考。

1 基礎(chǔ)理論

時(shí)域模擬法是采用時(shí)間歷程曲線作為沖擊輸入載荷，在時(shí)間域上對(duì)艦船設(shè)備進(jìn)行瞬態(tài)分析，可以考慮設(shè)備的結(jié)構(gòu)非線性以及非線性破壞，應(yīng)用時(shí)域法對(duì)艦船設(shè)備進(jìn)行抗沖擊分析最關(guān)鍵的就是沖擊載荷譜的形式。聯(lián)邦德國(guó)國(guó)防軍艦艇建造規(guī)范BV043/85規(guī)定了沖擊響應(yīng)譜轉(zhuǎn)化成正負(fù)三角波形式的時(shí)間歷程曲線的方法，如圖1所示，實(shí)現(xiàn)了從頻域到時(shí)域沖擊載荷譜的轉(zhuǎn)化[11]。根據(jù)設(shè)備不同的安裝區(qū)域，BV043/85規(guī)范中給出了等加速度譜、等速度譜、等位移譜數(shù)據(jù)參數(shù)，如表1所示，其為最嚴(yán)峻的沖擊環(huán)境數(shù)據(jù)。

表1 沖擊環(huán)境數(shù)據(jù)Tab.1 Shock environmental data

圖1 組合正負(fù)三角波時(shí)間歷程輸入曲線Fig.1 Time history input curve of combined positive and negative triangular wave

根據(jù)BV043/85規(guī)范的要求，第1個(gè)正三角形的加速度峰值a2約為最大加速度A0的0.6倍，面積約為最大速度V0的3/4；為了使最終的速度等于0，第2個(gè)負(fù)三角形的面積等于第1個(gè)正三角形的面積，即V2=V4；將加速度-時(shí)間歷程曲線進(jìn)行2次積分后可得到位移參數(shù)，同時(shí)根據(jù)實(shí)船試驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以使t2=0.4t3，t4–t3=0.6(t5–t3)，最終可以得到組合三角波時(shí)間歷程曲線中各參數(shù)計(jì)算公式為：

當(dāng)設(shè)備的質(zhì)量大于5 t 時(shí)，則折減換算如下式：

式中：A為折減后的等加速度譜值；V為折減后的等速度譜值；mi為所分析的設(shè)備的質(zhì)量；m0為臨界質(zhì)量，取值為5 t。

2 數(shù)值建模

2.1 幾何模型

滑動(dòng)式中間軸承主要由軸承座、軸承蓋、軸瓦座以及冷卻盤管等部件組成，冷卻盤管用于對(duì)軸承座底部?jī)?chǔ)油池內(nèi)的滑油進(jìn)行冷卻，是中間軸承重要的冷卻部件。本文以某型船用滑動(dòng)式中間軸承為研究對(duì)象，采用CAD軟件建立各部件1：1三維幾何模型，并根據(jù)裝配關(guān)系建立中間軸承裝配體模型，如圖2所示。

圖2 滑動(dòng)式中間軸承三維幾何模型Fig.2 3D geometric model of sliding intermediate bearing

2.2 網(wǎng)格劃分

由于中間軸承各部件形狀復(fù)雜，基于“適用性”原則對(duì)不同部件分別選用合適的網(wǎng)格類型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對(duì)于封板、壓蓋等形狀規(guī)則的部件，采用六面體網(wǎng)格單元C3D8R 進(jìn)行網(wǎng)格劃分；對(duì)于軸承座、軸承蓋等形狀復(fù)雜的部件，采用修正的二次四面體網(wǎng)格單元C3D10M 進(jìn)行網(wǎng)格劃分；對(duì)于冷卻盤管薄殼復(fù)雜部件，采用四邊形殼單元SR4進(jìn)行網(wǎng)格劃分。同時(shí)，在各部件所關(guān)心的應(yīng)力集中部位以及相互接觸的關(guān)鍵部位進(jìn)行適當(dāng)網(wǎng)格細(xì)化。最終，建立中間軸承裝配體的網(wǎng)格模型，如圖3 所示，主要部件網(wǎng)格信息如表2 所示。

表2 中間軸承主要部件網(wǎng)格信息統(tǒng)計(jì)表Tab.2 Grid information statistics tableof main parts of intermediate bearing

圖3 滑動(dòng)式中間軸承三維網(wǎng)格模型Fig.3 3D mesh model of sliding intermediate bearing

2.3 材料屬性

中間軸承各部件的材料屬性參數(shù)如表3所示。其中，冷卻盤管為銅基材料，采用彈塑性設(shè)計(jì)，抗拉強(qiáng)度為595 MPa，材料的本構(gòu)關(guān)系參數(shù)如圖4所示。

圖4 冷卻盤管彈塑性本構(gòu)關(guān)系Fig.4 Elastoplastic constitutive relation of cooling coil

表3 中間軸承各部件材料屬性參數(shù)Tab.3 Material property parameters of each component of the intermediate bearing

2.4 邊界條件

根據(jù)中間軸承各部件實(shí)際安裝關(guān)系，在計(jì)算模型中設(shè)置邊界條件如下：

1）軸承座與軸承蓋接觸面、上下軸瓦座接觸面、連接螺栓與螺栓孔、冷卻盤管與封板安裝面之間不允許發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，采用綁定（Tie）約束將這些區(qū)域綁定在一起。

2）考慮到冷卻盤管在受沖擊載荷作用期間會(huì)發(fā)生自接觸，設(shè)置通用接觸（general contact）關(guān)系用于模擬盤管間的相互作用關(guān)系；軸承座與下軸瓦座接觸面、軸承蓋與上軸瓦座接觸面之間也設(shè)置接觸關(guān)系，允許接觸面之間發(fā)生擠壓、滑移。

3）對(duì)軸承座底部安裝表面6個(gè)自由度方向的位移實(shí)施固定約束。載荷譜施加于軸承座的底部表面，在進(jìn)行時(shí)域垂向、橫向或縱向沖擊時(shí)就將該方向的位移自由度釋放。根據(jù)前述的時(shí)域轉(zhuǎn)化方法，計(jì)算得到各方向的時(shí)域沖擊載荷譜如表4所示。

表4 時(shí)域沖擊載荷譜Tab.4 Time-domain shock load spectrum

3 中間軸承抗沖擊性能分析

基于BV043/85規(guī)范要求，對(duì)滑動(dòng)式中間軸承進(jìn)行垂向、橫向和縱向3個(gè)方向上的抗沖擊計(jì)算，得到主要部件在各沖擊方向上的最大應(yīng)力值如表5所示。對(duì)于中間軸承軸承座、軸承蓋以及軸瓦座等主體部件，其受縱向沖擊載荷時(shí)響應(yīng)最大，橫向次之，垂向最小，尤其是軸承座在垂向沖擊下的最大應(yīng)力值要遠(yuǎn)小于另外2個(gè)沖擊方向。雖然時(shí)域垂向沖擊環(huán)境是各沖擊方向中最為嚴(yán)酷的，載荷譜的沖擊加速度幅值更大，沖擊時(shí)間更長(zhǎng)，但是由于軸承座、軸承蓋、軸瓦座在垂向上的結(jié)構(gòu)剛度較大，導(dǎo)致部件產(chǎn)生的沖擊應(yīng)力與變形均較小。因此，相對(duì)于時(shí)域沖擊載荷譜，設(shè)備的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)特點(diǎn)對(duì)其受沖擊載荷后的動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響程度更大。

表5 不同沖擊方向下中間軸承主要部件最大應(yīng)力值（MPa）Tab.5 The maximum stress value of the main componentsof the intermediate bearing under different impact directions（MPa）

圖5所示為軸承座、軸承蓋、軸瓦座在縱向和橫向沖擊載荷作用下的最大應(yīng)力云圖?？梢钥闯?，軸承座在縱向和橫向沖擊下均有應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大應(yīng)力值分別出現(xiàn)在腰部過(guò)渡圓角處和肋板頂部連接處。軸承蓋受縱向沖擊載荷作用時(shí)在安裝座夾角處會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，出現(xiàn)最大應(yīng)力；在橫向沖擊下最大應(yīng)力出現(xiàn)在端面開(kāi)口薄板處。軸瓦座在縱向和橫向沖擊下最大應(yīng)力均位于和軸承座相互接觸的表面上。軸承座、軸承蓋以及軸瓦座在縱向和橫向沖擊下均會(huì)產(chǎn)生較為劇烈的響應(yīng)，出現(xiàn)相對(duì)較大的應(yīng)力值。因此，在進(jìn)行滑動(dòng)式中間軸承的設(shè)計(jì)工作時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注上述出現(xiàn)最大應(yīng)力值的部位，避免中間軸承在沖擊載荷作用下因應(yīng)力集中發(fā)生破壞。

圖5 縱向、橫向沖擊載荷作用下中間軸承主體部件最大應(yīng)力云圖Fig.5 The maximum stress cloud diagram of the main part of the intermediate bearing under theaction of longitudinal and transverse impact loads

與其他部件響應(yīng)規(guī)律相反，冷卻盤管在垂向沖擊下響應(yīng)最大，橫向次之，縱向最小，并在3 個(gè)方向沖擊載荷作用下最大應(yīng)力均已超過(guò)了屈服強(qiáng)度，發(fā)生了塑性變形，但最大應(yīng)力沒(méi)有超過(guò)抗拉強(qiáng)度，冷卻盤管在3 個(gè)方向沖擊下的最大應(yīng)力云圖如圖6所示。根據(jù)冷卻盤管的沖擊響應(yīng)過(guò)程可知，由于懸臂安裝以及自身的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，冷卻盤管的運(yùn)動(dòng)要滯后于軸承座的運(yùn)動(dòng)。在垂向沖擊過(guò)程中，冷卻盤管不同時(shí)刻的形狀圖如圖7所示?？芍?，由于慣性作用，冷卻盤管先與儲(chǔ)油池底面發(fā)生碰撞并產(chǎn)生較大的應(yīng)力，之后向上運(yùn)動(dòng)并與儲(chǔ)油池上部凸臺(tái)結(jié)構(gòu)發(fā)生劇烈碰撞，產(chǎn)生最大應(yīng)力值，未與凸臺(tái)發(fā)生碰撞的盤管在慣性作用下繼續(xù)向上運(yùn)動(dòng)，盤管之間的晃動(dòng)幅度也越來(lái)越大。同時(shí)，在整個(gè)垂向沖擊過(guò)程中冷卻盤管與封板連接處的應(yīng)力值也處于較高的水平。在橫向和縱向沖擊過(guò)程中，冷卻盤管運(yùn)動(dòng)幅度相對(duì)較小，沒(méi)有與軸承座壁面發(fā)生接觸。橫向沖擊時(shí)，最大應(yīng)力值位于冷卻盤管與封板連接處；縱向沖擊時(shí)，盤管之間會(huì)發(fā)生相互碰撞，最大應(yīng)力值位于第1道盤管與第2道盤管碰撞處。相比于另外2個(gè)方向的沖擊，冷卻盤管在垂向沖擊下的晃動(dòng)幅度較大，工作狀況更為惡劣，這主要是由于冷卻盤管在垂向上的結(jié)構(gòu)剛度最小，抗彎能力最弱，變形最大，平衡穩(wěn)定性最差，受沖擊作用的影響最明顯。因此，冷卻盤管在受垂向沖擊載荷作用時(shí)會(huì)產(chǎn)生劇烈的響應(yīng)，工作狀況惡劣，需進(jìn)行結(jié)構(gòu)上的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

圖6 不同沖擊載荷作用下冷卻盤管最大應(yīng)力云圖Fig.6 The maximum stress cloud diagram of the cooling coil under different impact loads

圖7 垂向沖擊過(guò)程中冷卻盤管形狀變化圖Fig.7 Diagram of cooling coil shape change during vertical impact

4 冷卻盤管結(jié)構(gòu)優(yōu)化

4.1 優(yōu)化盤管數(shù)值模型

為了避免冷卻盤管在垂向沖擊下與軸承座結(jié)構(gòu)發(fā)生劇烈碰撞產(chǎn)生噪聲與沖擊破壞，需要對(duì)冷卻盤管整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高冷卻盤管結(jié)構(gòu)在垂向的剛度和穩(wěn)定性。本文設(shè)計(jì)雙夾持機(jī)構(gòu)用于冷卻盤管的垂向支撐，如圖8所示。單個(gè)夾持機(jī)構(gòu)主要包括阻礙盤管慣性運(yùn)動(dòng)的壓板以及底面貼于軸承座上用于支撐冷卻盤管的支撐板，壓板和支撐板均通過(guò)螺釘固定在封板上。

圖8 冷卻盤管優(yōu)化幾何模型Fig.8 Cooling coil optimized geometric model

為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間和計(jì)算資源，將優(yōu)化后的冷卻盤管結(jié)構(gòu)單獨(dú)進(jìn)行抗沖擊計(jì)算，沖擊載荷譜施加于封板與軸承座安裝接觸表面，載荷譜與表4相同。雙夾持機(jī)構(gòu)各部件均采用六面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格模型如圖9所示，總網(wǎng)格數(shù)約為27萬(wàn)。雙夾持機(jī)構(gòu)中各部件材料屬性如表6所示。

表6 雙夾持結(jié)構(gòu)材料屬性參數(shù)Tab.6 Material property parameters of double clamp structure

圖9 優(yōu)化盤管裝配體網(wǎng)格模型Fig.9 Optimized coil assembly mesh model

4.2 計(jì)算結(jié)果

基于BV043/85規(guī)范要求，對(duì)冷卻盤管結(jié)構(gòu)進(jìn)行3 個(gè)方向上的抗沖擊計(jì)算，得到主要部件在各沖擊方向上的最大應(yīng)力值如表7所示?？芍瑑?yōu)化后的冷卻盤管在垂向沖擊作用下的最大應(yīng)力為318.3 MPa，下降了30.29%。而在橫向與縱向沖擊下最大應(yīng)力變化較小，這與雙夾持機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)有關(guān)。圖10為冷卻盤管在垂向沖擊下的最大應(yīng)力云圖?？梢钥闯?，最大應(yīng)力出現(xiàn)在盤管與支撐板相互作用的位置，并且在沖擊過(guò)程中冷卻盤管與封板連接處的最大應(yīng)力只有141.8 MPa，該處未發(fā)生塑性變形，受力情況得到明顯改善。圖11為垂向沖擊15.204 ms時(shí)刻優(yōu)化前后的冷卻盤管變形對(duì)比圖。與優(yōu)化之前相比可知，垂向沖擊過(guò)程中冷卻盤管的晃動(dòng)幅度明顯減小，受力情況得到明顯改善。這主要是由于雙夾持機(jī)構(gòu)極大地限制了冷卻盤管在垂向沖擊過(guò)程中的慣性運(yùn)動(dòng)，既避免了冷卻盤管與軸承座發(fā)生劇烈碰撞的現(xiàn)象，又緩解了冷卻盤管與封板連接處的受力情況。

表7 不同沖擊方向下冷卻盤管主要部件最大應(yīng)力值（MPa）Tab.7 Themaximum stress valuesof the main componentsof the cooling coil under different impact directions（MPa）

圖10 垂向沖擊下冷卻盤管最大應(yīng)力云圖Fig.10 The maximum stresscloud diagram of the cooling coil under vertical impact

圖11 垂向沖擊15.204ms 時(shí)刻優(yōu)化前后冷卻盤管形狀對(duì)比圖Fig. 11 Comparison of cooling coil shapes before and after optimization at 15.204msvertical impact

壓板和支撐板在橫向沖擊時(shí)的最大應(yīng)力要明顯大于另外2 個(gè)沖擊方向，壓板最大應(yīng)力為248.9 MPa，支撐板最大應(yīng)力為312.3 MPa，應(yīng)力云圖如圖12所示，最大應(yīng)力均產(chǎn)生在與冷卻盤管接觸的位置。根據(jù)沖擊

圖12 橫向沖擊下壓板、支撐板最大應(yīng)力云圖Fig.12 Themaximum stresscloud diagram of the lower pressure plate and support plate under lateral impact

響應(yīng)過(guò)程可知，在垂向沖擊下，支撐板主要起支撐作用，壓板阻礙了冷卻盤管的慣性運(yùn)動(dòng)從而承受了冷卻盤管的慣性載荷。在橫向沖擊下，由于冷卻盤管受力的不對(duì)稱性，其與壓板和支撐板會(huì)發(fā)生擠壓現(xiàn)象，且支撐板受擠壓作用會(huì)更大，產(chǎn)生較大的應(yīng)力；在縱向沖擊下，冷卻盤管也會(huì)與壓板和支撐板發(fā)生擠壓，但相比于橫向沖擊擠壓作用較小。

4.3 安裝位置影響因素分析

雙夾持機(jī)構(gòu)對(duì)稱安裝于冷卻盤管中心線兩側(cè)，如圖13所示。為了進(jìn)一步評(píng)估雙夾持機(jī)構(gòu)安裝位置對(duì)冷卻盤管的支撐效果，引入安裝系數(shù)μ，其表達(dá)式為

圖13 雙夾持結(jié)構(gòu)移動(dòng)位置示意圖Fig.13 Moving position diagram of doubleclamping structure

式中：d為雙夾持機(jī)構(gòu)中心線與冷卻盤管中心線之間的距離；D為冷卻盤管的半長(zhǎng)。

初始安裝位置為μ=0.550，將兩側(cè)夾持機(jī)構(gòu)同時(shí)向中心移動(dòng)，分別取μ=0.475、μ=0.401、μ=0.326、μ=0.251等4種不同安裝位置。保持材料屬性、網(wǎng)格模型及邊界條件等不變，進(jìn)行3 個(gè)方向上的抗沖擊計(jì)算，得到各部件最大應(yīng)力值如表8所示?？芍?，在垂向沖擊載荷作用下雙夾持機(jī)構(gòu)安裝位置對(duì)冷卻盤管最大應(yīng)力的影響較大，最大應(yīng)力均產(chǎn)生于冷卻盤管與支撐板相互作用處。如圖14所示，隨著左右兩側(cè)夾持機(jī)構(gòu)從初始位置同時(shí)向冷卻盤管中心對(duì)稱移動(dòng)，在垂向沖擊載荷作用下冷卻盤管最大應(yīng)力呈增大的變化趨勢(shì)，這是因?yàn)閵A持機(jī)構(gòu)越靠近中心線位置，其對(duì)冷卻盤管的整體支撐效果越差。與此同時(shí)，安裝位置對(duì)夾持機(jī)構(gòu)自身壓板和支撐板的應(yīng)力響應(yīng)也會(huì)產(chǎn)生一定的影響。隨著夾持機(jī)構(gòu)向冷卻盤管中心移動(dòng)，在垂向沖擊下壓板和支撐板最大應(yīng)力整體呈增大的變化趨勢(shì)，但是均沒(méi)有超出屈服強(qiáng)度，滿足設(shè)計(jì)要求。

表8 夾持機(jī)構(gòu)不同安裝位置時(shí)各部件最大應(yīng)力值（MPa）Tab.8 Maximum stress value of cooling coil when clamping mechanism is installed at different positions（MPa）

圖14 垂向沖擊下冷卻盤管最大應(yīng)力變化圖Fig.14 Maximum stress variation diagram of cooling coil under vertical impact

在橫向和縱向沖擊載荷作用下，冷卻盤管最大應(yīng)力產(chǎn)生在與封板連接處，隨著夾持機(jī)構(gòu)位置的改變最大應(yīng)力變化較小。但是由于冷卻盤管受力的不對(duì)稱性，冷卻盤管與壓板和支撐板擠壓處也會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力，發(fā)生了塑性變形，并且隨著夾持機(jī)構(gòu)位置的改變?cè)撎帒?yīng)力變化較大，如圖15和圖16所示。可知，在橫向和縱向沖擊下冷卻盤管與壓板和支撐板擠壓處最大應(yīng)力均隨夾持機(jī)構(gòu)向中心移動(dòng)而呈減小的趨勢(shì)。這是因?yàn)閵A持機(jī)構(gòu)越靠近中心位置，與冷卻盤管擠壓產(chǎn)生的作用力越小。與此同時(shí)，隨著夾持機(jī)構(gòu)向冷卻盤管中心移動(dòng)，在橫向和縱向沖擊下壓板和支撐板最大應(yīng)力整體呈減小的變化趨勢(shì)，并且最大應(yīng)力均在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)。

圖15 橫向沖擊下冷卻盤管與夾持機(jī)構(gòu)擠壓處最大應(yīng)力變化圖Fig.15 Maximum stress variation diagram at the extrusion of cooling coil and clamping mechanism under transverse impact

圖16 縱向沖擊下冷卻盤管與夾持機(jī)構(gòu)擠壓處最大應(yīng)力變化圖Fig.16 Maximum stress variation diagram at extrusion of cooling coil and clamping mechanism under longitudinal impact

根據(jù)上述分析結(jié)論可知，夾持機(jī)構(gòu)的安裝位置既不能太靠近盤管兩端也不能太靠近中心線位置，當(dāng)安裝系數(shù)μ小于0.48時(shí)，在垂向沖擊下冷卻盤管最大應(yīng)力較大，當(dāng)安裝系數(shù)μ取0.48～0.55之間時(shí)，在橫向沖擊下冷卻盤管與壓板和支撐板擠壓處最大應(yīng)力減小趨勢(shì)明顯。因此，當(dāng)夾持機(jī)構(gòu)安裝系數(shù)為0.48～0.55時(shí)，冷卻盤管綜合受力狀況較好。

5 結(jié)語(yǔ)

本文以某型滑動(dòng)式中間軸承為研究對(duì)象，采用時(shí)域法對(duì)其進(jìn)行在垂向、橫向以及縱向沖擊載荷作用下的抗沖擊性能分析。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，進(jìn)一步對(duì)冷卻盤管這一薄弱環(huán)節(jié)進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。采用雙夾持機(jī)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)，提高了冷卻盤管的抗沖擊性能，并且分析了其安裝位置對(duì)冷卻盤管沖擊響應(yīng)的影響規(guī)律，得到以下主要結(jié)論：

1）中間軸承主體部件軸承座、軸承蓋以及軸瓦座受縱向沖擊載荷時(shí)響應(yīng)最大，橫向次之，垂向最小，尤其是軸承座在縱向和橫向沖擊時(shí)會(huì)產(chǎn)生較明顯的應(yīng)力集中部位，在設(shè)計(jì)時(shí)需要特別注意這些部位過(guò)渡圓角的控制。

2）由于冷卻盤管在垂向上剛度小、穩(wěn)定性差，導(dǎo)致其在垂向載荷譜沖擊下響應(yīng)最大，受慣性作用明顯，在沖擊過(guò)程中會(huì)與軸承座發(fā)生劇烈碰撞而產(chǎn)生很大的應(yīng)力值，發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形，工作狀況惡劣。因此，對(duì)于懸臂安裝的冷卻盤管，需要進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，提高冷卻盤管在垂向上的結(jié)構(gòu)剛度，減小變形。

3）采用雙夾持機(jī)構(gòu)進(jìn)行支撐能有效減弱冷卻盤管在垂向載荷譜沖擊下的響應(yīng)，使冷卻盤管的工作狀況得到明顯改善。冷卻盤管與壓板和支撐板在各方向沖擊下會(huì)發(fā)生擠壓現(xiàn)象，本文研究了夾持機(jī)構(gòu)不同安裝位置對(duì)冷卻盤管沖擊響應(yīng)的影響，得到了較佳的安裝位置范圍。