姚 政 賓光富 鐘新利 楊 峰 陳安華

(1.湖南科技大學(xué)機電工程學(xué)院 湖南湘潭411201;2.寧波豐沃增壓科技股份有限公司 浙江寧波 315336)

隨著渦輪增壓器在汽車、船舶等領(lǐng)域中得到廣泛的應(yīng)用，渦輪增壓器的失效問題和優(yōu)化設(shè)計也引起了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。數(shù)據(jù)顯示，在渦輪增壓器總故障中，止推軸承引起的故障所占比例高達55%～70%[1]，而燒瓦是止推軸承失效的主要形式之一。研究表明，潤滑油溫度過高是造成止推軸承燒瓦的重要原因，因而降低止推軸承油膜溫度是改進渦輪增壓器性能的一個重要途徑。

國內(nèi)外學(xué)者對斜-平面瓦推力滑動軸承的油膜壓力和承載力進行了研究，但大部分研究是在等溫假設(shè)條件下進行的。李正等人[2]研究了瓦斜面占長比和傾角對承載力的影響，發(fā)現(xiàn)瓦塊的壓力中心都在斜面和平臺交界處。于曉東等[3]通過對不同工況的扇形推力軸瓦的數(shù)值分析，得到了其油膜厚度、溫度、壓力分布規(guī)律。辛爭秋[4]研究了離心壓縮機推力軸承在不同轉(zhuǎn)速、不同油膜厚度下的壓力分布與溫度分布。王如意等[5]通過數(shù)值分析和有限元相結(jié)合的方法，研究了瓦斜面傾角和瓦斜面占比對水膜壓力峰值等的影響，研究顯示，摩擦因數(shù)和最高溫度隨斜面平臺比的增加而增加。WU和LIU[6]對推力軸承瓦塊的壓力場分布進行了數(shù)值計算，分析了推力軸承的載荷特性，給出了傾角對載荷的影響。夏天宇[7]針對核主泵立式推力瓦磨損情況，搭建軸瓦啟停磨損可靠性驗證試驗臺，對瓦溫變化和瓦面厚度進行了檢測。馮志超[8]在匯總出止推軸承失效特征的基礎(chǔ)上，對止推軸承失效原因進行了分析，并利用MatLab對潤滑油膜進行數(shù)值模擬，得到整個軸承瓦塊上的速度場、溫度場、壓力場。PEIXOTO和CAVALCA[9]通過數(shù)值分析建立了止推軸承-浮環(huán)軸承-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)有限元模型，研究了渦輪增壓器的非線性振動和推力軸承在渦輪增壓器橫向振動的影響，結(jié)果顯示，推力軸承的溫度隨軸向位移和橫向振動的變化做諧波變化，且油膜的溫度升高會降低軸承的負載能力。張文濤等[10]研究了斜面傾角、油膜厚度以及轉(zhuǎn)速對軸承溫度場的影響規(guī)律。陳志瀾等[11]研究了推力軸承瓦面形面對潤滑油最小油膜厚度、最大油膜壓力和最高油膜溫度的影響，指出沿周向凸起的瓦面形面及沿徑向下凹的瓦面形面均有利于形成收斂的油膜幾何形狀。肖建海等[12]研究了推力軸承瓦面瓦形對油膜溫度分布的影響。徐建寧等[13]通過對止推滑動軸承的傳熱學(xué)、摩擦學(xué)研究，建立了相應(yīng)的穩(wěn)態(tài)溫度場和熱變形的三維熱分析有限元模型，并分析了軸承處于熱平衡狀態(tài)時的溫升和熱變形。陳汝剛和陳韜[14]通過將氣膜的溫度、壓力以及箔片的變形進行流固熱多場耦合，研究了箔片動壓止推軸承內(nèi)部氣膜溫度和壓力的分布。在實際中運行中，止推軸承因受限于軸承內(nèi)部的熱傳導(dǎo)能力，在承載中心區(qū)會出現(xiàn)一個局部高溫?zé)狳c，使得該點處的巴氏合金極易達到其熔點而燒瓦；當(dāng)潤滑油入口油溫較高時，瓦塊的油膜最高溫度位置也會出現(xiàn)積碳、燒瓦現(xiàn)象。

國內(nèi)外學(xué)者對止推軸承的研究，多以大型推力軸承為主，軸承結(jié)構(gòu)多為斜面型，對燒瓦原因的研究主要考慮軸向力過大導(dǎo)致油膜破裂從而產(chǎn)生燒瓦。本文作者針對國產(chǎn)某型車用高速渦輪增壓器運行過程中出現(xiàn)的斜-平面止推軸承燒瓦現(xiàn)象，研究止推軸承瓦塊傾角對承載中心區(qū)油膜溫度、最高油膜溫度的影響規(guī)律，分析止推軸承燒瓦產(chǎn)生的原因。研究結(jié)論可為此類止推軸承結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 斜-平面止推軸承瓦塊傾角與油膜特性分析

1.1 斜-平面止推軸承基本結(jié)構(gòu)

斜-平面型止推軸承承受因渦輪增壓器壓縮空氣與尾氣產(chǎn)生的交變軸向力，其工作原理是：渦輪增壓器轉(zhuǎn)子上的止推片與止推軸承組成摩擦副，當(dāng)轉(zhuǎn)子運轉(zhuǎn)時，潤滑油經(jīng)主油道和止推軸承上的油槽在摩擦副的楔形間隙內(nèi)形成穩(wěn)定的動壓油膜。斜-平面型止推軸承的各個瓦塊分別由斜面和平面兩部分組成，其基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 斜-平面止推軸承結(jié)構(gòu)Fig 1 Structure of the slope-platform thrust bearing(a) top view;(b) side view

圖1(a)中，D為軸承瓦塊外徑，d為瓦塊內(nèi)徑。圖1(b)中α為軸承瓦塊傾角，L1為瓦塊斜面底邊長，L2為單個瓦塊底邊總長；在斜面區(qū)的進口與出口，油膜厚度分別為h1、h2，最上方為固定在轉(zhuǎn)軸上的止推環(huán)，中間部分為潤滑油，最下方剖面線標(biāo)記部分為止推軸承。潤滑油在軸承間的流動情況如圖2所示，止推環(huán)轉(zhuǎn)動帶動潤滑油從前一塊推力瓦塊的油楔中流出進入油槽，而油槽中的潤滑油則被止推環(huán)帶入到下一塊推力瓦的油楔中。潤滑油從油楔中流出時，其中一部分通過端泄流出瓦塊，另一部分則流入下一個油槽中。

圖2 潤滑油流動示意Fig 2 Schematic of lubricating oil flow

1.2 止推軸承燒瓦形式分析

止推軸承常見“燒瓦”形式如圖3所示。燒瓦主要分布在瓦塊中徑處，如圖 3(a)所示，以及瓦塊末端外徑處，如圖 3(b)所示。

圖3 止推軸承 “燒瓦”現(xiàn)象Fig 3 Bush-burning of thrust bearing (a)bush-burningcaused by heavy load;(b)bush-burning causedby high maximum oil film temperature

油膜溫度升高會導(dǎo)致巴氏合金的硬度降低，斜面型止推軸承中徑處通常因承載大以及受限于其熱傳導(dǎo)能力，使得其表面的巴氏合金比其他位置更易變形、燒瓦；最高油膜溫度過高時也會導(dǎo)致軸承積碳、燒瓦等事故的發(fā)生[8]。因此，可考慮從油膜承載中心區(qū)域的溫度以及最高油膜溫度兩方面來分析推力軸承發(fā)生燒瓦的原因。

1.3 瓦塊傾角與油膜溫度關(guān)系

在單塊瓦塊上建立數(shù)學(xué)模型，相應(yīng)的Reynolds方程為

(1)

式中:r表示徑向坐標(biāo);θ表示周向坐標(biāo);u表示潤滑油速度;p表示潤滑油所受壓力;η表示潤滑油動力黏度。

根據(jù)能量守恒原理，可用能量平衡方程來表示止推軸承中潤滑油的能量交換[15-16]，則止推軸承油膜的能量關(guān)系為

(2)

式中:J為熱功當(dāng)量常量;Cp為潤滑油比定壓熱容;ρ為潤滑油密度;k為熱傳導(dǎo)系數(shù);t為潤滑油溫度;t0為瓦塊溫度;KB為熱交換系數(shù)。

假定軸承在充分潤滑的情況下工作，h1與h2有以下關(guān)系：

h2=h1-L1tanα

(3)

在斜面區(qū)任意距瓦塊起點處x的油膜厚度h可表示為

h=h1-xtanα

(4)

當(dāng)傾角很小時，斜面區(qū)表面積A可表示為

(5)

根據(jù)對流換熱公式

Q=hcAΔt

(6)

式中：hc為換熱系數(shù)；A為接觸表面積；Δt為換熱表面與流體溫差。

因此，當(dāng)傾角α增大時，可增大由潤滑油傳導(dǎo)給止推軸承瓦塊的熱量。

同時，由于內(nèi)摩擦現(xiàn)象，潤滑油在工作過程中會產(chǎn)生摩擦功耗Pf：

(7)

式中：fB為潤滑油內(nèi)摩擦因數(shù)。

由式(7)可見，當(dāng)傾角α增大時，摩擦功耗Pf也隨之增大。

對于潤滑油溫度的變化，主要由摩擦功耗生熱以及對流換熱、傳熱共同決定，增大傾角會導(dǎo)致傳熱量上升，而摩擦功耗又與傾角線性相關(guān)。因此瓦塊傾角α與潤滑油溫度之間存在內(nèi)在關(guān)聯(lián)。

2 基于有限元法的止推軸承動力學(xué)建模與分析

2.1 止推軸承動力學(xué)建模

某型止推軸承設(shè)計參數(shù)如表1所示。根據(jù)實際工況，建模選取潤滑油牌號為SAE 10w-30，選擇90 ℃作為潤滑油入口溫度；轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速主要受渦輪增壓器壓縮氣體的溫度與流量影響，其工作轉(zhuǎn)速范圍為1.2×105～2×105r/min?；诠こ探?jīng)驗值，止推軸承斜面傾角一般選取范圍為0.38°～0.89°，文中在此基礎(chǔ)上選取0.38°、0.51°、0.64°、0.76°、0.89°共5組不同傾角的止推軸承作為研究對象。選取油膜承載區(qū)中心處溫度tc、油膜的最高溫度tmax作為因變量，基于雷諾方程、能量守恒方程、黏溫關(guān)系式以及表1中數(shù)據(jù)，建立止推軸承有限元動力學(xué)模型，如圖4所示。

表1 止推軸承設(shè)計參數(shù)Tabel 1 The Structural parameters of thrust bearing

圖4 止推軸承有限元模型

以傾角為0.38°的止推軸承在2×105r/min轉(zhuǎn)速下情況為例，基于有限元動力學(xué)模型進行仿真得到瓦塊油膜壓力與溫度分布場，如圖5所示。

圖5 傾角為0.38°的止推軸承在2×105r/min轉(zhuǎn)速下的油膜壓力、溫度分布Fig 5 Distribution of oil film pressure(a) and temperature(b) of thrust bearing with inclination of 0.38 °atspeed of 2×105r/min

由圖5可知，瓦塊的最大壓力位于其瓦塊中徑處，油膜最高溫度位于平面區(qū)末端的瓦塊外徑處。仿真結(jié)果可解釋軸承實際運行中產(chǎn)生的故障。

通過采用(0,1)標(biāo)準化法，將各傾角軸瓦最高溫度與文獻[10]中數(shù)據(jù)進行對比。分析發(fā)現(xiàn)其最高溫度隨瓦塊傾角變化規(guī)律與文中一致，油膜最高溫度的差值最大為4.9%，驗證了文中有限元模型的合理性。

2.2 瓦塊傾角對油膜承載區(qū)中心溫度的影響

為揭示止推軸承油膜承載中心區(qū)溫度tc隨瓦塊傾角變化規(guī)律，通過解雷諾方程、能量方程、黏溫方程，得到油膜承載中心溫度tc隨傾角變化的數(shù)據(jù)。采用多項式擬合的方式將承載中心溫度tc數(shù)據(jù)與轉(zhuǎn)速對應(yīng)，作出樣條曲線，以研究不同傾角的瓦塊其油膜承載中心溫度tc隨轉(zhuǎn)速變化情況，結(jié)果如圖6所示?？芍?1)傾角α為0.38°、0.51°的軸承tc隨轉(zhuǎn)速上升而變大;(2)傾角α為0.64°的止推軸承，其tc在1.2×105～1.4×105r/min范圍內(nèi)基本不變，在1.4×105～2×105r/min范圍內(nèi)逐漸增大;(3)α=0.76°、0.89°的軸承其承載中心溫度隨轉(zhuǎn)速上升而下降。

圖6 不同傾角的止推軸承承載中心溫度隨轉(zhuǎn)速的變化Fig 6 Variation of bearing center temperature of thrustbearing with speed at different dip angle

當(dāng)轉(zhuǎn)速為工作范圍內(nèi)的穩(wěn)定轉(zhuǎn)速時，作出樣條曲線以研究其油膜承載中心溫度tc隨傾角變化情況，如圖7所示。可知：(1)轉(zhuǎn)速穩(wěn)定情況下，油膜承載中心溫度tc隨傾角增大先減小后增大，此過程中摩擦生熱對中心溫度tc的影響先小于熱傳導(dǎo)散熱，而后大于傾角增大導(dǎo)致熱傳導(dǎo)能力增加的影響;(2)在α小于0.64°時，轉(zhuǎn)速越高，tc越高,α大于0.76°時，轉(zhuǎn)速越高，tc越低;(3)穩(wěn)定轉(zhuǎn)速值越高，出現(xiàn)最低點的傾角值越大,穩(wěn)定轉(zhuǎn)速下，tc的最小值均在120.5 ℃附近。

圖7 不同轉(zhuǎn)速下軸承承載中心溫度隨瓦塊傾角的變化Fig 7 Variation of bearing center temperature with theinclination angle of the tile at different speed

2.3 瓦塊傾角對最高油膜溫度的影響

采用相同方法計算得到的最高油膜溫度tmax數(shù)據(jù)隨轉(zhuǎn)速變化的曲線如圖8所示。可知：(1)傾角α為0.38°、0.51°的軸承，tmax隨轉(zhuǎn)速增加而增大，其中α=0.38°的軸承在轉(zhuǎn)速從1.2×105r/min上升至2×105r/min過程中，tmax隨轉(zhuǎn)速線性增長，α=0.51°的軸承其最高溫度同樣隨轉(zhuǎn)速增大而增加，但其增長率低于α=0.38°的軸承;(2)α=0.64°的軸承，tmax在轉(zhuǎn)速1.2×105～1.6×105r/min范圍內(nèi)減小，在1.6×105～2×105r/min范圍內(nèi)呈上升趨勢;(3)在1.2×105～2×105r/min范圍內(nèi)，傾角α=0.76°、0.89°的軸承tmax隨轉(zhuǎn)速上升而降低。

圖8 不同傾角的止推軸承最高溫度隨轉(zhuǎn)速的變化Fig 8 Variation of the maximum temperature of thrustbearing with speed at different dip angle

不同轉(zhuǎn)速下最高溫度tmax隨傾角變化情況如圖9所示。

圖9 不同轉(zhuǎn)速下軸承最高溫度隨瓦塊傾角的變化Fig 9 Variation of the maximum temperature of the bearing withthe inclination angle of the tile at different speed

由圖9可見：(1)穩(wěn)定轉(zhuǎn)速下，最高溫度tmax隨轉(zhuǎn)速增大先增加后減小，其原因同樣為摩擦生熱對油膜承載中心最高溫度tmax的影響先小于熱傳導(dǎo)散熱，后大于傾角增大導(dǎo)致熱傳導(dǎo)能力增加的影響;(2)當(dāng)轉(zhuǎn)速為1.2×105r/min時，tmax在傾角α為0.55°附近出現(xiàn)最小值；當(dāng)轉(zhuǎn)速為1.4×105r/min時，tmax在傾角α為0.60°附近出現(xiàn)最小值,當(dāng)轉(zhuǎn)速為1.6×105r/min時，tmax在傾角α為0.64°附近出現(xiàn)最小值,表明轉(zhuǎn)速越高，曲線出現(xiàn)最低點所對應(yīng)的瓦塊傾角越大；(3)當(dāng)傾角處于0.60°～0.70°范圍內(nèi)時，其在1.6×105～2×105r/min的高轉(zhuǎn)速工況下，tmax維持在138 ℃以下。

3 結(jié)論

(1)針對國產(chǎn)某型車用渦輪增壓器用斜-平面型止推軸承燒瓦問題，從最高油膜溫度與承載中心區(qū)溫度兩方面分析燒瓦產(chǎn)生原因，基于有限元法構(gòu)建了不同瓦塊傾角的止推軸承動力學(xué)模型，通過有限元仿真分析方式，揭示了改變瓦塊傾角從而使油膜最高溫度及承載中心區(qū)溫度發(fā)生變化的規(guī)律。

(2)隨著瓦塊傾角從0.38°增大到0.89°，瓦塊的最高油膜溫度和承載中心溫度在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速處于1.2×105～2×105r/min的穩(wěn)定轉(zhuǎn)速下時，都呈先減小后增大的趨勢。瓦塊傾角為0.64°時，在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)其最高油膜溫度和承載中心溫度均達到最小值，有助于減少軸承燒瓦的可能性。

(3)文中在分析過程中直接以油膜溫度作為該點處瓦塊表面的溫度，未充分考慮軸瓦內(nèi)部的熱傳遞情況，這與實際情況存在一定差異。鑒于轉(zhuǎn)速高、間隙小、體積小等受限因素，當(dāng)前渦輪增壓器止推軸承瓦塊表面溫度難以準確測量。故在后續(xù)的研究中可采用更先進的測量技術(shù)，以獲得軸瓦表面各點處的溫度，進一步完善文中所提出的分析方法。