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    橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承流固耦合分析?

    2023-12-06 06:02:24張秀麗王艷真沈遠(yuǎn)康趙元亮
    潤(rùn)滑與密封 2023年11期
    關(guān)鍵詞:橡塑水膜軸瓦

    楊 震 張秀麗 王艷真 沈遠(yuǎn)康 趙元亮

    (1.山東理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 山東淄博 255000;2.中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院 上海 200011)

    水潤(rùn)滑軸承具有環(huán)境友好、資源節(jié)約、低噪聲等優(yōu)點(diǎn),廣泛應(yīng)用于船舶推進(jìn)系統(tǒng)、核主泵、水輪機(jī)等重要設(shè)備中。目前國(guó)內(nèi)船艉軸用水潤(rùn)滑軸承大都采用橡膠作為軸瓦材料,橡膠軸瓦彈性模量小、阻尼性能好,能夠弱化軸線傾斜影響、減小振動(dòng),但其受載變形大,動(dòng)壓承載力低,易與軸頸發(fā)生接觸摩擦,且由于橡膠摩擦因數(shù)較高,致使軸承功耗大、噪聲大[1-2]。為了提高軸承承載力、降低功耗,一些水輪機(jī)及船用泵的水潤(rùn)滑軸承采用聚合物基復(fù)合材料作為軸瓦材料,其中以聚四氟乙烯(PTFE)基復(fù)合材料應(yīng)用較多,其摩擦因數(shù)最小,但順應(yīng)性和阻尼性能較差[3]。受材料性能的限制,單層軸瓦水潤(rùn)滑軸承通常無(wú)法同時(shí)滿足良好靜特性和動(dòng)力特性的要求[4]。

    近幾年國(guó)外研究機(jī)構(gòu)對(duì)橡塑多層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承進(jìn)行了開發(fā)和研究。美國(guó)Duramax Marine 公司開發(fā)了以丁腈橡膠(NBR)和超高分子量聚乙烯(UHMWPE)為主要成分的雙層軸瓦尾軸承ROMOR I(見圖1),并已應(yīng)用于美國(guó)水面艦艇和水下潛器中[5]。LITWIN[6-7]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了銅背-NBR-PTFE三層軸瓦水潤(rùn)滑軸承的潤(rùn)滑承載性能,結(jié)果表明,該軸承在絕大部分工況下處于動(dòng)壓潤(rùn)滑狀態(tài),且與NBR 軸承相比,它的啟動(dòng)和運(yùn)行阻力更小。目前國(guó)內(nèi)已將橡膠-聚四氟乙烯復(fù)合結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用在密封圈上,但該結(jié)構(gòu)在水潤(rùn)滑軸承上的應(yīng)用和研究很少。黃莉等人[8]采用有限元仿真和實(shí)驗(yàn)研究了帶阻尼層(橡膠)的水潤(rùn)滑橡膠軸承的動(dòng)態(tài)性能,結(jié)果表明,阻尼層能夠減小軸承振動(dòng),特別是在高轉(zhuǎn)速、高載荷工況下減振效果顯著。國(guó)內(nèi)其他研究人員主要對(duì)各種單層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承性能進(jìn)行了大量研究。盛晨興等[9]比較了UHMWPE、PTFE、NBR 3 種材料的水潤(rùn)滑軸承在不同速度和比壓下的摩擦磨損性能,結(jié)果表明,低轉(zhuǎn)速工況下UHMWPE、PTFE 水潤(rùn)滑性能高于NBR,高轉(zhuǎn)速工況下UHMWPE 的水潤(rùn)滑性能好于PTFE 和NBR,NBR 的工作穩(wěn)定性高于UHMWPE 和PTFE。曹源等人[10]在丁腈橡膠基體中添加不同量的UHMWPE 粉末制得系列復(fù)合材料,并研究其在水潤(rùn)滑條件下的摩擦磨損特性,發(fā)現(xiàn)UHMWPE 能夠明顯改善丁腈橡膠材料的自潤(rùn)滑性能。潘炳力等[11]制備了相變微膠囊并將其作為填料加入U(xiǎn)HMWPE 基體中,測(cè)試了該復(fù)合材料的摩擦磨損性能,發(fā)現(xiàn)微膠囊填料的加入可以起到較好的減摩降磨作用。

    圖1 雙層軸瓦水潤(rùn)滑尾軸承ROMOR IFig.1 Double layer water-lubricated stern tube bearing ROMOR I

    雖然相關(guān)研究已證實(shí)橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承具有優(yōu)越的性能,但作為一種新型水潤(rùn)滑軸承,其潤(rùn)滑承載機(jī)制尚不明確,制約了該種軸承的發(fā)展和應(yīng)用。由于橡膠層和塑料層的彈性模量相差較大,該種軸承在水膜壓力作用下的軸瓦變形與水潤(rùn)滑橡膠軸承和塑料軸承有較大差異,使得其潤(rùn)滑承載特性與橡膠軸承和塑料軸承不同。因此,本文作者針對(duì)橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承,采用流固耦合數(shù)值分析方法,研究載荷、軸瓦厚度、軸瓦彈性模量等參數(shù)對(duì)該種水潤(rùn)滑軸承變形分布和剛度系數(shù)的影響規(guī)律,從而為進(jìn)一步分析該種軸承的潤(rùn)滑承載特性提供理論依據(jù)。

    1 橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承結(jié)構(gòu)及參數(shù)

    圖2 所示為研究的橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承的結(jié)構(gòu)示意圖,軸瓦內(nèi)層為塑料層,外層為橡膠層,軸瓦通過(guò)膠黏或緊配裝在不銹鋼(或銅)外套內(nèi)。使用時(shí)軸承與軸為間隙配合,在外載荷作用下,當(dāng)軸旋轉(zhuǎn)時(shí),由于軸心Oj與軸承中心Ob存在偏心距e,形成楔形潤(rùn)滑膜,從而產(chǎn)生動(dòng)壓承載力以支撐外載。影響軸承動(dòng)壓承載力的參數(shù)包括軸轉(zhuǎn)速N,軸瓦內(nèi)徑D和長(zhǎng)度L,塑料層軸瓦厚度t1、彈性模量E1和泊松比ν1,橡膠層軸瓦厚度t2、彈性模量E2和泊松比ν2,軸與軸承半徑間隙c,軸偏心率ε(=e/c),潤(rùn)滑水的黏度μ等。圖中e-θ-z為三維坐標(biāo)系。

    圖2 橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承Fig.2 Water-lubricated rubber-plastic double layer bearing

    2 流固耦合仿真分析

    2.1 控制方程

    求解流體的基本方程有質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程和能量守恒方程,由于水潤(rùn)滑軸承的溫升很小,所以在計(jì)算中忽略水溫變化對(duì)潤(rùn)滑狀態(tài)的影響,不考慮能量守恒方程[12-13]。

    質(zhì)量守恒方程(連續(xù)方程)為

    式中:ρ為流體的密度;v為流體速度矢量;

    動(dòng)量守恒方程(Navier-Stokes 方程)為

    式中:p為靜壓;τ表示應(yīng)力張量;ρg和F分別表示重力和外體力。

    應(yīng)力張量τ表示為

    式中:μ為流體動(dòng)力黏度;I為單位張量。

    當(dāng)壓力降低至一定值時(shí),水會(huì)汽化而產(chǎn)生空化現(xiàn)象,因此還需要將空化模型與上述方程耦合,計(jì)算水膜的壓力分布。文中采用ANSYS FLUENT 中的Zwart-Gerber-Belamri 空化模型??栈瘯r(shí)液體與氣體的質(zhì)量傳遞(氣化和冷凝)由氣體傳輸方程控制[14]:

    式中:αv為氣相體積分?jǐn)?shù);ρv為氣體密度;Rg和Rc表示空化過(guò)程中液相和氣相之間的質(zhì)量傳遞。

    Zwart-Gerber-Belamri 空化模型假設(shè)系統(tǒng)中所有氣泡具有相同的尺寸,Rg和Rc表示[15]為

    式中:Fevap為氣化系數(shù),設(shè)為50;Fcond為冷凝系數(shù),設(shè)為0.01;Rb為氣泡半徑,設(shè)為1 μm;αnuc為核體積分?jǐn)?shù),設(shè)為5×10-4;ρl為液體密度;pv為空化壓力。

    通過(guò)求解以上控制方程,計(jì)算出水膜壓力分布,對(duì)壓力積分,可得到軸承承載力Fe和Fθ為

    則水潤(rùn)滑軸承總承載力為

    固體域滿足運(yùn)動(dòng)學(xué)第二定律,其控制方程為

    式中:ρs為固體密度;as為固體域當(dāng)?shù)丶铀俣仁噶?;σs為柯西應(yīng)力張量;fs為體積力矢量。

    流固耦合面上流體和固體的位移d、應(yīng)力τ、熱流量q、溫度T等變量相等。忽略溫度變化,即滿足以下平衡方程:

    式中:下標(biāo)f 表示流體;下標(biāo)s 表示固體。

    2.2 計(jì)算模型及邊界條件

    圖3(a)所示為橡塑復(fù)合材料軸瓦固體模型及其邊界條件。文中采用圓軸瓦,未考慮軸瓦內(nèi)部溝槽,且由于金屬襯套剛度很大,對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響甚微,忽略外部襯套剛度的影響。設(shè)置塑料層內(nèi)表面為流固耦合面,橡膠層外表面為固定支撐面,塑料層外表面與橡膠層內(nèi)表面設(shè)為綁定(Bonded)接觸。

    圖3 模型及邊界條件Fig.3 Model and boundary conditions:(a)bush;(b)water film

    圖3(b)表示水膜模型及其邊界條件。根據(jù)文中的工況條件:D=L=60 mm,c=30 μm,N=1 480 r/min,水膜模型的雷諾數(shù)為139.4,故黏度模型采用層流模型。為考慮空化,多相流模型設(shè)為2 個(gè)歐拉相的混合模型,第一相為液態(tài)水,第二相為水蒸汽,空化模型為Zwart-Gerber-Belamari 模型,空化壓力為2 340 Pa。工作壓力為101 325 Pa。潤(rùn)滑方式為水浴潤(rùn)滑,故將水膜一端設(shè)為壓力入口,另一端設(shè)為壓力出口,相對(duì)壓力均為0。水膜的外表面為流固耦合面,內(nèi)表面為旋轉(zhuǎn)壁面,轉(zhuǎn)速為軸頸轉(zhuǎn)速。

    為研究該種軸承的軸瓦變形特點(diǎn),采用的模型參數(shù)為t1=t2=4 mm,E1=1 000 MPa,ν1=0.4,E2=7.84 MPa,ν2=0.47,偏心率ε為0.2~0.9。為研究軸瓦厚度分配對(duì)軸瓦變形的影響,令總軸瓦厚度不變,即t1+t2=8 mm,t1分別為4、5、6、7 mm;為研究塑料層軸瓦彈性模量對(duì)軸瓦變形的影響,令ν1=0.4,E2=7.84 MPa,ν2=0.47,E1分別為400、600、800、1 000、1 200 MPa。

    2.3 計(jì)算模型的驗(yàn)證

    所采用的流體計(jì)算模型曾在文獻(xiàn)[16]中驗(yàn)證,為了進(jìn)一步驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的正確性,將文中水膜壓力計(jì)算結(jié)果與LITWIN 和OLSZEWSKI[17]的測(cè)量結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比,結(jié)果如圖4 所示。實(shí)驗(yàn)工況為比壓(F/(LD))0.4 MPa 和0.6 MPa,轉(zhuǎn)速660 r/min。文中計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[17]結(jié)果吻合較好,表明文中模型能夠較真實(shí)地反映水膜壓力分布。其中壓力的差異可能是由于實(shí)驗(yàn)有入口流速,使水膜中的空化區(qū)域減小引起的。

    圖4 不同比壓下模型的壓力分布與文獻(xiàn)[17]實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of pressure distribution of the model with experimental results in literature 17 at different specific pressures

    為驗(yàn)證軸瓦變形計(jì)算的準(zhǔn)確性,文中仿真計(jì)算了帶槽的橡塑雙層軸瓦和橡膠軸瓦的變形,與LITWIN[7]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比,結(jié)果如圖5 所示。圖5(a)(b)所示為文獻(xiàn)[7]中不同載荷時(shí)軸心的極限位置軌跡,圖5(c)(d)所示為仿真得到的相對(duì)間隙圓的軸瓦變形。結(jié)果表明,文中模型計(jì)算得到的軸瓦變形與文獻(xiàn)[7]實(shí)驗(yàn)測(cè)量值相近,表明仿真模型能夠較準(zhǔn)確地計(jì)算出軸瓦變形。

    圖5 軸瓦變形結(jié)果對(duì)比:(a),(b)文獻(xiàn)[7]測(cè)量結(jié)果;(c),(d)文中模型計(jì)算結(jié)果Fig.5 Comparison of bush deformation:(a),(b)test results in reference 7;(c),(d)calculation results of the model in this paper

    3 仿真結(jié)果與分析

    3.1 橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承軸瓦變形特點(diǎn)

    表1 給出了軸承不同偏心率時(shí)對(duì)應(yīng)的軸承承載力及最大水膜壓力。

    表1 不同偏心率下載荷與最大壓力Table 1 Load carrying capacity and maximum water film pressure of bearing at different eccentricities ε

    圖6 示出了偏心率為0.6 時(shí)水膜的壓力分布,此時(shí)水膜總承載力為853 N,最大壓力為0.46 MPa。圖7 示出了偏心率為0.6 時(shí)橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承的總軸瓦及各層軸瓦的變形、應(yīng)變和應(yīng)力分布??梢钥闯?,軸瓦最大變形出現(xiàn)在水膜壓力最大處,總軸瓦變形大小主要取決于橡膠層軸瓦變形大?。幌鹉z層軸瓦的應(yīng)變較大,而塑料層應(yīng)變很小,說(shuō)明塑料層的局部變形很??;塑料層軸瓦的應(yīng)力較大,最大應(yīng)力為0.96 MPa,橡膠層軸瓦應(yīng)力很小。

    圖6 水膜壓力分布云圖(ε=0.6)Fig.6 Pressure distribution of water film(ε=0.6)

    圖7 橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承軸瓦變形(a)、應(yīng)變(b)和應(yīng)力(c)分布云圖(ε=0.6)Fig.7 Deformation(a),strain(b)and stress(c)distribution of rubber-plastic double-layer composite water-lubricated bearing(ε=0.6)

    圖8 所示為不同偏心率下橡塑雙層軸瓦、橡膠層軸瓦、塑料層軸瓦在軸承中面(z=0)圓周方向上的變形分布曲線,其中塑料層軸瓦變形由軸瓦總變形減去橡膠層軸瓦變形計(jì)算得到??梢?,在圓周方向上,隨偏心率的增大(即隨軸承載荷的增大),各層軸瓦的變形量隨之增大,軸瓦總變形與橡膠層軸瓦變形數(shù)值相近且曲線形狀相似,最大變形出現(xiàn)在157°附近;塑料層軸瓦自身的變形較小,最大變形出現(xiàn)在183°附近。這說(shuō)明受軸瓦材料彈性模量的影響,軸瓦的變形主要發(fā)生在橡膠層,塑料層自身在厚度方向上變形較??;結(jié)合圖7(a)可知,受橡膠層軸瓦變形的影響,塑料層軸瓦的形狀仍發(fā)生了改變,但其整體發(fā)生了移動(dòng),其形狀改變較橡膠層軸瓦小。

    圖8 不同偏心率下軸瓦圓周方向上的變形分布(z=0,t1=4 mm,E1=1 000 MPa)Fig.8 Deformation distribution of bearing bush in the circumferential direction at different eccentricities ε(z=0,t1=4 mm,E1=1 000 MPa):(a)total deformation of bearing bush;(b)rubber bush deformation;(c)plastic bush deformation

    圖9 所示為不同偏心率下橡塑雙層軸瓦、橡膠層軸瓦、塑料層軸瓦在水膜最大壓力處軸向方向的變形分布曲線。結(jié)果表明,軸向方向上的變形分布曲線與水膜壓力分布一致,各層軸瓦的最大變形量均出現(xiàn)在軸承中面上,軸承兩端的變形較小。

    圖9 不同偏心率下水膜最大壓力處軸向方向軸瓦變形分布(t1=4 mm,E1=1 000 MPa)Fig.9 Deformation distribution of bearing bush in the axial direction at the point with maximum water film pressure at different eccentricities ε(t1=4 mm,E1=1 000 MPa):(a)total deformation of bearing bush;(b)rubber bush deformation;(c)plastic bush deformation

    圖10 所示為橡塑雙層軸瓦、橡膠層軸瓦、塑料層軸瓦的最大變形及剛度系數(shù)隨載荷的變化,其中剛度系數(shù)根據(jù)圖10(a)計(jì)算得到??芍?dāng)載荷由260 N 增大至1 930 N 時(shí),雙層軸瓦的最大變形由5.7 μm 增大至133 μm,剛度系數(shù)由3.6×107N/m 減小至1.0×107N/m;塑料層軸瓦的最大變形由0.6 μm 增大至26 μm,剛度系數(shù)則由1.96×108N/m 減小至4.9×107N/m。

    圖10 各層軸瓦最大變形(a)和剛度系數(shù)(b)隨載荷的變化Fig.10 Variation of the maximum deformation(a)and stiffness coefficient(b)of bearing bush with load

    3.2 軸瓦厚度分配對(duì)軸瓦變形的影響

    圖11 所示為不同塑料層軸瓦厚度(t1)時(shí)橡塑雙層軸瓦和塑料層軸瓦在軸承中面(z=0)圓周方向的變形分布,其中t1+t2=8 mm,ε=0.6,E1=1 000 MPa。結(jié)果表明,隨著塑料層軸瓦厚度的增加,軸瓦總變形量近似線性減小,塑料層最大變形量線性減小,但在0°~120°及270°~360°位置變形量變化不大。圖12 所示為不同t1時(shí)橡塑雙層軸瓦的最大變形及剛度系數(shù)隨載荷的變化。結(jié)果表明,塑料層軸瓦厚度越大,軸瓦的剛度系數(shù)越大,當(dāng)t1由4 mm 增大至7 mm 時(shí),軸瓦最大變形減小約70%,軸瓦剛度系數(shù)增大約3.5 倍。

    圖11 不同塑料層軸瓦厚度時(shí)軸瓦圓周方向上的變形分布(z=0,ε=0.6,E1=1 000 MPa)Fig.11 Deformation distribution of bearing bush in the circumferential direction at different plastic bush thickness t1(z=0,ε=0.6,E1=1 000 MPa):(a)total deformation of bearing bush;(b)plastic bush deformation

    圖12 不同塑料層軸瓦厚度時(shí)軸瓦最大變形(a)和剛度系數(shù)(b)隨載荷的變化Fig.12 Variation of the maximum deformation(a)and stiffness coefficient(b)of bearing bush with load at different plastic bush thickness t1

    3.3 塑料層軸瓦彈性模量對(duì)軸瓦變形的影響

    圖13 所示為不同塑料層軸瓦彈性模量(E1)下橡塑雙層軸瓦和塑料層軸瓦在軸承中面(z=0)圓周方向的變形分布,其中ε=0.6,t1=4 mm。圖14 所示為不同E1下橡塑雙層軸瓦的最大變形及剛度系數(shù)隨載荷的變化。結(jié)果表明,塑料層軸瓦彈性模量的變化對(duì)軸瓦總變形和剛度系數(shù)影響較小,當(dāng)E1由400 MPa 增大至1 200 MPa 時(shí),軸瓦最大變形僅減小14%~19%,軸瓦剛度系數(shù)增大13.6%~31.3%。

    圖13 不同塑料層軸瓦彈性模量時(shí)軸瓦圓周方向上的變形分布(z=0,ε=0.6,t1=4 mm)Fig.13 Deformation distribution of bearing bush in the circumferential direction at different plastic bush elastic modulus E1(z=0,ε=0.6,t1=4 mm):(a)total deformation of bearing bush;(b)plastic bush deformation

    圖14 不同塑料層軸瓦彈性模量下軸瓦最大變形(a)和剛度系數(shù)(b)隨載荷的變化Fig.14 Variation of the maximum deformation(a)and stiffness coefficient(b)of bearing bush with load at different plastic bush elastic modulus E1

    4 結(jié)論

    采用流固耦合數(shù)值計(jì)算方法研究了不同載荷、軸瓦厚度分配和塑料層軸瓦彈性模量下橡塑雙層復(fù)合材料水潤(rùn)滑軸承的軸瓦變形特點(diǎn)和規(guī)律,得出以下結(jié)論:

    (1)受軸瓦材料彈性模量的影響,軸瓦的變形主要發(fā)生在橡膠層,塑料層自身在厚度方向上變形較小;受橡膠層軸瓦變形的影響,塑料層軸瓦的形狀仍發(fā)生了較大改變,但其整體發(fā)生了移動(dòng),其形狀改變較橡膠層軸瓦小。

    (2)隨著載荷(偏心率)增大,軸瓦變形增大,軸瓦剛度系數(shù)減小。對(duì)于D=L=60 mm,c=30 μm,N=1 480 r/min,t1=t2=4 mm,E1=1 000 MPa,E2=7.84 MPa 的軸承,當(dāng)載荷由259 N 增大至1 933 N(偏心率0.2~0.8)時(shí),軸瓦總剛度系數(shù)為1.0×107~3.6 ×107N/m,塑料層軸瓦剛度系數(shù)為4.9×107~1.96×108N/m。

    (3)隨著塑料層軸瓦厚度的增大,軸瓦總變形量近似線性減小,軸瓦剛度系數(shù)增大;當(dāng)t1由4 mm增大至7 mm 時(shí),軸瓦最大變形減小約70%,軸瓦剛度系數(shù)增大約3.5 倍。

    (4)塑料層軸瓦彈性模量的變化對(duì)軸瓦總變形和剛度系數(shù)影響較小,當(dāng)E1由400 MPa 增大至1 200 MPa 時(shí),軸瓦最大變形僅減小14%~19%,軸瓦剛度系數(shù)增大13.6%~31.3%。

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