【摘要】：在以往對增壓器浮環(huán)軸承潤滑性能的研究中,大都忽略了轉(zhuǎn)軸-浮環(huán)-軸承座之間的傳熱,這與實(shí)際的浮環(huán)潤滑摩擦狀況相去甚遠(yuǎn),且沒有研究浮環(huán)軸承的散熱性能�？紤]轉(zhuǎn)軸-浮環(huán)-軸承座之間的熱傳遞,建立轉(zhuǎn)軸-浮環(huán)-軸承座熱量傳遞模型,基于Reynolds方程和浮環(huán)平衡方程,建立浮環(huán)軸承潤滑模型,同時對浮環(huán)軸承潤滑性能和散熱性能進(jìn)行分析,研究浮環(huán)厚度、外層間隙、內(nèi)圓寬度和外圓寬度對浮環(huán)軸承潤滑和散熱性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明:減少浮環(huán)厚度可以明顯改善浮環(huán)的潤滑和散熱性能;浮環(huán)外層間隙增加可以降低浮環(huán)溫度,改善浮環(huán)軸承的散熱性能;內(nèi)圓寬度增加,環(huán)速比、內(nèi)膜溫度、浮環(huán)摩擦功耗和軸承座散熱量增加;外圓寬度增加,環(huán)速比減小,軸承座散熱量增加;黏壓效應(yīng)對浮環(huán)軸承潤滑和散熱性能的影響很小。
【圖文】：

潤滑模型。在此基礎(chǔ)上，探討了浮環(huán)厚度、浮環(huán)外層間隙、浮環(huán)內(nèi)圓寬度、外圓寬度和黏壓效應(yīng)對環(huán)速比、內(nèi)膜溫度、浮環(huán)溫度、內(nèi)膜最大油膜壓力、浮環(huán)摩擦功耗和軸承座散熱的影響，其中內(nèi)膜溫度(選取浮環(huán)內(nèi)膜溫度而非外膜溫度作為研究參量的原因在于內(nèi)膜溫度遠(yuǎn)高于外膜溫度，油膜發(fā)生失效的可能性更大)，內(nèi)膜最大油膜壓力和浮環(huán)摩擦功耗作為評價浮環(huán)潤滑性能的指標(biāo)，軸承座散熱作為評價浮環(huán)散熱性能指標(biāo)，環(huán)速比(為轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速與浮環(huán)轉(zhuǎn)速的比值)和浮環(huán)工作溫度則關(guān)系到浮環(huán)工作的可靠性。1計(jì)算模型1.1浮環(huán)軸承潤滑模型圖1所示為浮環(huán)軸承結(jié)構(gòu)示意圖。圖1浮環(huán)軸承結(jié)構(gòu)示意圖1.1.1Reynolds方程采用Reynolds方程表征內(nèi)膜-浮環(huán)-外膜系統(tǒng)中內(nèi)層油膜和外層油膜的壓力分布，忽略體積力及慣性力的影響，由式(1)、(2)表示3ii3iiiiJJiRi2ii12122hphpRRhRzzR(1)33oooooRooooo212122hphpRhRzzR(2)式中，Ri,Ro為浮環(huán)內(nèi)圈半徑和外圈半徑；RJ為轉(zhuǎn)軸半徑；hi,ho分別為內(nèi)膜油膜厚度和外膜油膜厚度；pi，po分別為內(nèi)膜油膜壓力和外膜油膜壓力；J,R分別為轉(zhuǎn)軸和浮環(huán)角速度；μi，μo分別為內(nèi)膜和外膜油膜黏度。1.1.2浮環(huán)油膜厚度方程浮環(huán)軸承內(nèi)、外油膜厚度[6]hi=hi0+hiTrhTj(3)ho=ho0hoTr+hTc(4)式中，hi0、ho0為不計(jì)浮環(huán)表面變形的內(nèi)外油膜厚度；hiTr、hoTr分別為浮環(huán)表面熱變形引起的內(nèi)外油膜厚度變化量，其中浮環(huán)熱變形使內(nèi)膜間隙變大，使外膜間隙變��；hTj為轉(zhuǎn)軸熱變形引起的內(nèi)膜油膜厚度變化量，轉(zhuǎn)軸熱變形使內(nèi)膜間隙變�。籬Tc為軸承座熱變形引起的外膜油膜厚度變化量，軸承?

G2和G3分別為承載力平衡(式(24))、摩擦力矩平衡(式(25))和浮環(huán)熱量平衡(式(26))的收斂判據(jù)。圖2計(jì)算流程圖承載力收斂判據(jù)10.01ioiFFGF(24)摩擦力矩收斂判據(jù)20.01ioiGГГГ(25)浮環(huán)熱量收斂判據(jù)30.01iringringoiringPPGP(26)3計(jì)算模型驗(yàn)證為驗(yàn)證論文模型正確性，與文獻(xiàn)[6-8]試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，在算例中，浮環(huán)軸承參數(shù)采用試驗(yàn)中軸承性能參數(shù)[6-8]，并采用本文的模型進(jìn)行分析，獲取不同轉(zhuǎn)速下的環(huán)速比與文獻(xiàn)[6-8]相應(yīng)試驗(yàn)值的對比情況，見圖3。圖3環(huán)速比的理論值和試驗(yàn)值對比由圖3可見，本文采取的模型算法結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好，但理論值略小于試驗(yàn)值，原因可能是因?yàn)槲墨I(xiàn)[6-8]中的環(huán)速比試驗(yàn)在冷態(tài)條件下進(jìn)行，同時文獻(xiàn)[6-8]認(rèn)為轉(zhuǎn)軸溫度近似等于內(nèi)膜溫度，外膜溫度近似等于軸承座溫度，因而在本文模型驗(yàn)證計(jì)算中，以轉(zhuǎn)軸和軸承絕熱作為邊界條件進(jìn)行計(jì)算，繼而導(dǎo)致內(nèi)膜黏度和外膜黏度有一定偏差，但理論值和試驗(yàn)值整體趨勢基本一致，隨轉(zhuǎn)速增加，，環(huán)速比降低的幅度也與試驗(yàn)值基本相同，從而證明本文模型的可靠性。4結(jié)果與分析表1為分析浮環(huán)軸承和潤滑油主要參數(shù)。計(jì)算中所用浮環(huán)軸承應(yīng)用于HT3B中低速渦輪增壓器，該渦輪增壓器的工作轉(zhuǎn)速范圍為40～120kr/min。
【作者單位】： 同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院;海南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院;
【基金】：國家自然科學(xué)基金(51106114) 上海市自然基金(16ZR1438500) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放課題(K2016-04)資助項(xiàng)目
【分類號】：TH133.3

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本文編號：2519333