油膜軸承襯套巴氏合金蠕變有限元分析

油膜軸承襯套巴氏合金蠕變有限元分析

苗克軍，王建梅，蔡敏，麻揚(yáng)

(太原科技大學(xué)重型機(jī)械教育部工程研究中心，太原 030024)

摘要：通過軋機(jī)油膜試驗(yàn)臺(tái)承載區(qū)運(yùn)行溫度測試以及油膜壓力計(jì)算程序，得到承載區(qū)不同位置的溫度與壓力，并根據(jù)蠕變拉伸試驗(yàn)得到Graham方程的蠕變系數(shù)?；贏NSYS軟件平臺(tái)，模擬油膜軸承襯套巴氏合金在實(shí)際工作條件下的蠕變過程。模擬結(jié)果表明：油膜軸承襯套巴氏合金在實(shí)際工作條件下發(fā)生了蠕變，油膜壓力對(duì)其蠕變有較大影響，在油膜壓力較小區(qū)域溫度對(duì)襯套巴氏合金的蠕變有一定影響；最大蠕變應(yīng)力發(fā)生在油膜壓力和溫度最大的區(qū)域，且其隨著半徑的增加而逐漸減少。

關(guān)鍵詞：油膜軸承襯套；巴氏合金；蠕變；有限元；蠕變?cè)囼?yàn)；溫度測試

收稿日期：2015-01-08

基金項(xiàng)目：國家青年科學(xué)

作者簡介：苗克軍(1990-)，男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)楝F(xiàn)代軋制設(shè)備設(shè)計(jì)理論及關(guān)鍵技術(shù)；

中圖分類號(hào)：TG146文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

軋機(jī)油膜軸承廣泛應(yīng)用于鋼鐵、礦山、冶金、電力、航天、航空等關(guān)鍵設(shè)備，具有摩擦系數(shù)小、損耗低、剛性高等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。其最薄弱的部分就是襯套巴氏合金，巴氏合金失效是由于疲勞破壞或巴氏合金磨擦接觸造成，這是一種蠕變形式[3]。當(dāng)油膜軸承在工作過程中，巴氏合金長期承受油膜壓力，與油膜接觸使得巴氏合金溫度達(dá)到65 ℃左右時(shí)，會(huì)產(chǎn)生微觀蠕變，對(duì)油膜軸承的潤滑性能和壽命產(chǎn)生不可忽略的負(fù)面影響，因此軸承巴氏合金的蠕變過程不可忽略[4-5]。

工程實(shí)際中油膜軸承的蠕變?cè)囼?yàn)難度較大，ANSYS軟件為蠕變分析提供很好的模擬平臺(tái)，其高效、精確、操作簡便的特點(diǎn)，給油膜軸承巴氏合金蠕變數(shù)值模擬帶來很大的方便；本文考慮軋機(jī)油膜軸承襯套在實(shí)際工作過程中受到的油膜壓力與溫度的影響，以蠕變拉伸試驗(yàn)與大型軋機(jī)油膜軸承試驗(yàn)臺(tái)[6]溫度測試試驗(yàn)為基礎(chǔ)，模擬并分析了襯套在實(shí)際工作環(huán)境中的蠕變過程。

1試驗(yàn)過程

1.1蠕變?cè)囼?yàn)

為確定ANSYS模擬所需的襯套內(nèi)壁材料的蠕變系數(shù)，本文針對(duì)襯套內(nèi)壁材料性能要求，在原有WDW-E100D型電子式萬能試驗(yàn)機(jī)的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了一套滿足國家標(biāo)準(zhǔn)要求[7]的蠕變?cè)囼?yàn)設(shè)備，設(shè)備增添了應(yīng)變測量、加熱、保溫和控溫的功能，設(shè)備如圖1所示。選擇13 MPa~60 ℃，18 MPa~60 ℃，13 MPa~80 ℃和20 MPa~60 ℃四組工況進(jìn)行蠕變拉伸試驗(yàn)，蠕變?cè)嚰鐖D2所示。

圖1　蠕變拉伸試驗(yàn)設(shè)備

圖2　蠕變?cè)嚰?/p>

1.2油膜軸承襯套承載區(qū)溫度測試試驗(yàn)

為確定油膜軸承實(shí)際工作過程中承載區(qū)的溫度分布情況，本文利用大型軋機(jī)油膜軸承綜合試驗(yàn)臺(tái)，在某工況下測量軋機(jī)油膜軸承在穩(wěn)定工作時(shí)襯套承載區(qū)的溫度，并記錄其各區(qū)域溫度數(shù)據(jù)，設(shè)備如圖3所示。

圖3　大型軋機(jī)油膜軸承試驗(yàn)臺(tái)

2有限元模擬

2.1參數(shù)確定

本文以ANSYS自帶的Graham蠕變公式為基礎(chǔ)分析油膜軸承襯套的蠕變，選擇其應(yīng)力與蠕變速率關(guān)系式如下：

(1)

本文不考慮溫度變化對(duì)蠕變應(yīng)力的影響，c8=0，基于蠕變拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用θ-ConceptProject蠕變系數(shù)處理方法[9]，并利用麥夸特法與全局優(yōu)化算法進(jìn)行非線性擬合得蠕變系數(shù)c1~c8的值如表1所示。

表1　蠕變系數(shù)

根據(jù)油膜軸承襯套承載區(qū)溫度測試試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得某工況下襯套承載區(qū)溫度分布如圖4所示。

圖4　承載區(qū)溫度分布

在等粘度條件下，運(yùn)用有限差分法解雷諾方程偏微分方程[10]，得到某工況下承載區(qū)的油膜壓力分布圖如圖5所示。

圖5　承載區(qū)壓力分布

2.2模擬過程

結(jié)合軋機(jī)油膜軸承結(jié)構(gòu)，建立油膜軸承襯套三維模型如圖6所示。將蠕變系數(shù)輸入ANSYS中，在襯套承載區(qū)120°范圍內(nèi)分別施加溫度與應(yīng)力載荷，并設(shè)定蠕變時(shí)間為400 h.

圖6　油膜軸承模型

3結(jié)果與討論

襯套承載區(qū)的蠕變應(yīng)變?cè)茍D如圖7所示。圖7(a)，圖7(b)，圖7(c)和圖7(d)分別為承載區(qū)在蠕變100 h，200 h，300 h和400 h下的蠕變應(yīng)變分布。

由圖7可知，油膜軸承襯套發(fā)生了蠕變，當(dāng)時(shí)間從100 h增加到200 h，最大蠕變應(yīng)變從0.335×10-3增加到0.364×10-3，增加了8.65%，從300 h增加到400 h，最大蠕變應(yīng)變從0.379×10-3增加到0.390×10-3，增加了2.90%，表明蠕變應(yīng)變隨著時(shí)間的增加逐漸增加，蠕變應(yīng)變率逐漸減少。且蠕變先從受載荷較大的區(qū)域形成，隨著時(shí)間的增加在受載荷較小的區(qū)域逐漸發(fā)生蠕變，表明時(shí)間對(duì)與油膜軸承襯套的蠕變有一定的影響。

由圖5與圖7對(duì)比可知，蠕變應(yīng)變分布與油膜壓力分布近似相同，表明油膜壓力對(duì)襯套蠕變應(yīng)變影響較大；由圖4、圖5和圖7可知，襯套承受壓力與溫度最大的區(qū)域蠕變最明顯；在襯套的軸向方向溫度變化不大，蠕變應(yīng)變隨著載荷的增大而增加；在襯套的周向方向，在油膜壓力較小的區(qū)域，溫度越高的區(qū)域蠕變應(yīng)變相對(duì)較大，表明在油膜壓力較小的區(qū)域，溫度對(duì)蠕變應(yīng)變有一定的影響。

選擇襯套受載荷最大的中間截面，得到中間截

面不同時(shí)間下的蠕變應(yīng)力云圖如圖8所示。圖8(a)，圖8(b)，圖8(c)和圖8(d)分別為中間截面在蠕變100 h，200 h，300 h和400 h下的蠕變應(yīng)力分布。

由圖8可知，時(shí)間從100 h增加到200 h，中間截面的最大蠕變應(yīng)力從13.367 MPa增加到13.525 MPa，增加了1.18%，時(shí)間從300 h增加到400 h，中間截面的最大蠕變應(yīng)力從13.614 MPa增加到13.676 MPa，增加了0.46%，表明最大蠕變應(yīng)力隨著時(shí)間的增加而增大，最大蠕變應(yīng)力變化率逐漸減少；由圖4、圖5和圖8可知，隨著襯套所受載荷的增大，蠕變應(yīng)力逐漸增大，即油膜壓力與溫度最大的區(qū)域蠕變應(yīng)力最大，蠕變最明顯，油膜壓力與溫度最小的區(qū)域，基本不存在蠕變；蠕變應(yīng)力隨著半徑的增加而減少，表明襯套在非承載區(qū)的蠕變不明顯。

選擇蠕變應(yīng)變最大的點(diǎn)MX(如圖7所示)，并繪制其蠕變應(yīng)變曲線與蠕變應(yīng)變率曲線如圖9所示。圖8(a)為蠕變應(yīng)變曲線，圖8(b)為蠕變應(yīng)變率曲線。

圖9　MX點(diǎn)的蠕變應(yīng)變與蠕變應(yīng)變率曲線

由圖9可知，在0~200 h范圍內(nèi)，蠕變應(yīng)變隨著時(shí)間的增加逐漸增加，且蠕變應(yīng)變率迅速減少，這一階段為蠕變第一階段，襯套內(nèi)壁材料在此階段發(fā)生硬化；在200 h左右，蠕變應(yīng)變達(dá)到0.000 46，此后蠕變應(yīng)變?cè)黾娱_始變緩，蠕變應(yīng)變率達(dá)到最小值，襯套蠕變以開始進(jìn)入蠕變第二階段，即穩(wěn)態(tài)蠕變階段。

4結(jié)論

(1)對(duì)油膜軸承襯套蠕變起主要作用的是油膜壓力，蠕變應(yīng)變與油膜壓力的分布情況近似相同；在油膜壓力較小的區(qū)域，溫度對(duì)其蠕變起到一定的作用；當(dāng)溫度與應(yīng)力一定時(shí)，襯套的蠕變隨著時(shí)間的增加而增加。

(2)襯套蠕變最大點(diǎn)的應(yīng)變隨著時(shí)間的增加而增加，蠕變應(yīng)變率逐漸下降，約200 h后，襯套進(jìn)入穩(wěn)態(tài)蠕變階段。

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Finite Element Analysis of Babbitt Alloy of Oil-film Bearing Bushing

MIAO Ke-jun，WANG Jian-mei，CAI Min，MA Yang

(Heavy Machinery Engineering Research Center of Education of Ministry，Taiyuan University of Science

and Technology，Taiyuan 030024，China)

Abstract：Temperature and pressure of different regions in load-carrying area and Graham creep coefficients were respectively obtained from creep tensile test of Babbitt alloy，test on lubricating performance of oil-film bearing oil and calculation program of oil-film pressure.Based on ANSYS software platform，creep process of oil-film bearing Babbitt alloy was simulated under the actual working condition.The results show that creep phenomena was occurred under the actual working condition，oil-film pressure played a major role in creep process of oil-film bearing Babbitt alloy，temperature had a certain influence on creep of oil-film bearing Babbitt alloy in the area of less oil-film pressure，and the maximum creep stress was occurred in the area with maximum oil-film pressure and temperature，which decreased with the increase of radius.

Key words：oil-film bearing bushing，Babbitt alloy，creep，finite element，creep test，temperature test