СУДОВОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
СУДОСТРОЕНИЕ 2'2014
а)
Р, Па 105000
104500 104000 103500 103000
Цл, f
2 А
V к i
Г* 1 4—
У
б)
0.02 0.04 0.06 0 08 0.
I, м
Рис. 5. Кривые перепада давления по длине лопатки колеса:
о — задний диск; б — передний диск; 1 — тыльная сторона; 2 — фронтальная сторона
тилятора, показанные на рис. 1. Изменение расхода примерно на 10—15% в любую сторону от значения 1300 л/с приводит к срыву процесса. Данное обстоятельство подсказывает техническое решение задачи. Необходимо выполнить небольшую подкрутку потока на входе в колесо, что изменит углы атаки. Если сравнивать давления по обе стороны лопатки, то за счет закручивания потока они практически выравниваются.
Применение закрутки потока перед рабочим колесом позволяет снизить уровень вибрации. На рабо-
чие лопатки воздух попадает под углами, исключающими автоколебательный процесс. Скорость потока в межлопастном канале увеличивается, распределение давлений и относительных скоростей выравнивается. Размеры вихревых образований также уменьшаются.
Проблемы диагностики особенностей протекания гидравлических и аэродинамических процессов в оборудовании достаточно сложны. Задача становится еще более сложной, если поток рабочей среды взаимодействует с испытывающими динамические деформации элементами
оборудования. Примерами подобных задач являются колебания трубок теплообменников в потоке теплоносителя, колебания тарелок клапанов в потоке рабочей среды и другие. Для эффективного решения подобных задач необходимо сочетать методы виброакустической диагностики с методами компьютерного моделирования. Литература
1. Алексондров А. А., Борков А. В., Борко-во Н. А., Шоффинский В. А. Вибрация и вибродиагностика судового энергетического оборудования. Л.: Судостроение, 1986.
2. Генкин М. Д., Соколово А. Г. Виброакустическая диагностика машин и механизмов. М.: Машиностроение, 1987.
3. Попков В. И., Мышинский Э. Л., Попков О. И. Виброакустическая диагностика в судостроении. Л.: Судостроение, 1983.
4. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике. М.: Мир, 1975.
5. Лычоков А. И., Пшеницын А. А. Моделирование и визуализация процессов течения жид-кости//Судостроение. 2005. № 5.
6. Пешков В. Г., Пшеницын А. А, Сомо-
хин В. С. Моделирование течения жидкости в трубопроводных системах и их элемен-тах//Вестник машиностроения. 2012. № 10.
7. Алямовский А. А. $о!^ог1« 2007/2008. Компьютерное моделирование в инженерной практике/А. А. Алямовский, А. А. Собачкин, Е. В. Одинцов, А. И. Харитонович, Н. Б. Пономарев. СПб.: БХВ-Петербург, 2008.
ВНУТРЕННЯЯ ЦИРКУЛЯЦИЯ В СМАЗОЧНОМ СЛОЕ - САМЫЙ ПРОСТОЙ И ЭФФЕКТИВНЫЙ СПОСОБ МАСЛОСНАБЖЕНИЯ АВТОНОМНЫХ ПОДШИПНИКОВ ЖИДКОСТНОГО ТРЕНИЯ
А. Я. Альпин, докт. техн. наук, Е. Ю. Воронцов,
Н. И. Кокотков, А. А. Хабаров (ОАО ПО «Севмаш»,
e-mail: ipko@sevmash.ru) удк 621.822.572:629.5
В статье «О возможности исключения громоздких и пожароопасных судовых систем циркуляционной смозки подшипников жидкостного трения» (журнол «Судостроение» №5 зо 2012 год) были описоны теоретические основы, позволяющие ОАО ПО «Севмош» но протяжении многих лет создовоть овтономные подшипники скольжения для судостроительной отросли. В розвитие темы предлогоем россмотреть подробнее способы создония в смозочном слое овтономных подшипников внутренней циркуляции смозки и методику гидродиномического росчето подшипников.
Разрабатываемые нашим коллективом конструкции новых опорных подшипников имеют циркуляцию смазки внутри опорного вкладыша. Принцип действия заключается в том, что основная масса смазки не сливается в картер, а циркули-
рует в смазочном слое: после прохождения через зону нагружения масло через боковые канавки снова возвращается в нагруженную часть смазочного слоя. Этим обеспечивается необходимый расход смазки на больших оборотах, как при циркуля-
ционной смазке, и отказ от громоздкой, пожароопасной и сложной системы маслоснабжения, существующей во многих энергетических системах (на судах, электростанциях, нефтепроводах и др.). Незначительный слив смазки в картер компенсирован с помощью организации подсоса в вакуумную часть слоя [1].
В ходе создания таких подшипников была разработана специальная методика, позволяющая, в частности, рассчитывать: минимальную толщину смазочного слоя Ь0; угол 01, определяющий положение минимальной толщины смазочного
Схема цилиндрического клинового гидродинамического слоя с одной неподвижной поверхностью
СУДОСТРОЕНИЕ 2'2014
СУДОВОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
слоя; значение давления р в произвольной точке с координатами 8, Т; момент сопротивления вращению и мощность теплообразования опорных подшипников с дугой охвата 180° и центральной вертикальной нагрузкой на вкладыш, а также другие параметры. Методика основана на выводах теории цилиндрического клинового слоя с одной неподвижной образующей поверхностью (рисунок) [2].
Введем следующие обозначения: Ь — толщина смазочного слоя в сечении с углом 8; Ь0 — толщина в конце несущего слоя, минимальная толщина слоя; Ь1 — толщина в начале несущего слоя при 8 = 0; 81 — угол, определяющий положение минимальной толщины слоя; К0 — радиус подвижной поверхности слоя; К — радиус неподвижной поверхности слоя; Р — нагрузка на слой; Ь — ширина слоя по оси 7; V — скорость движения подвижной поверхности, ц — динамическая вязкость смазки.
Принимаем следующую зависимость Ь от 8:
Ь = Ь0 + е(1 - ео$(81 - 8)) . ,
(1
где 8 = К - К0 - Ь0.
Затем определим зависимость Ь0 = /(81) из уравнения
8/
А (81)
О (81)
где /3(8) = -
/3 (8)-/4 (8)1 оо58 ё 8= О
(2)
8т8, 8Ш(8, -8) 38(^0 +8) | ¡кЮ, 8т(е, -е)
2к) + 382 + 4к08 [к0(к0 + 28) |'5
„ , , 'о(ко +8) ,81 | . [ Vко(ко +8) .81 -8
р = 6цУеЯ0
/4(81)
ЗД)
/з(0) - /4(8)
У М. И. Яновского [3] для определения касательного усилия на поверхности шейки вала опорного подшипника конечной длины выведена формула:
'Ь др цУ ^ 2 дх Ь
(5)
Найдем др/дх из формулы (4):
ёр
= 6цУе
/ 4 (81) - 008(8 -8)-00881 /з(Й1) къ къ
1 -
ей(гУа) ек I —4а. |
(6)
Подставляя (6) в (5) получим:
То = -цУ
Зе
/4(81)- 008(8 -8)-С0881
/3(81) к2 к2
1 - ек (гУа) ек1 —л/а
(7)
Момент сопротивления вращению находится как сумма касательных усилий, действующих на элементарных площадках по всей цилиндрической поверхности шейки вала, ограниченной шириной подшипника.
Необходимо отметить, что в данном методе расчета принята гипотеза обрыва несущего слоя в месте минимальной толщины, соответствующем 81. Поэтому в интервале от 81 до 2п р = 0. Таким образом, момент сопротивления вращению:
/ (8) = к [ яп8, ¡яле, -е) )+ 3к1 (к0 + 8) - 2к0(к0 + 2Е)[ ¡те, 8т(ё, -е)
4( ) = 2ко(ко+ 28)[к2 2кО2(к0 + 2е)2 ["к, к
+ (ко + 8)[3к (ко + 28) - 2(ко + 2 8)ко ] - кок,(ко + 2е) х
8-[коГко + 28 )Т5
ЩкО+е) .4б8, згс)бГЛ/ко(Но + 8) ,681 -8
, е [ зш8 | + 38(к) +8) [ 5Ш81
/з(81)= —-) + 28)I к? + 2к)2(к) + 2е)2[ к ' +
М5 = М1 + ^
81 Ь/2
где М51 = -2 1 ,
0 0
2п Ь/2
М2 = -2 1 1 т0К 2d0dz
52 0 0 0 0
(8) (9)
(10)
| ^ко(к) + е) 8, агс4б| -—к—
/4(81)
[к)(к) + 2е)]'
к,_I ¡п^ | Зк1(к0 + е)-2к0(к0 + 2е)[вМ,
2к0(к0 + 28)I к,2 I 2к)(к0 + 2е)2 1 к
+ е)[3кц(ко + 2е) - 2(к) + 2е)к)] - кок(к) + 28)
е[ко(к) + 2е)|'5
*.-оч.-о + е) 8, ^ —к)-*Т
_ 12ц№^2
1 —2^ ^ /3(8) - / 4(8)|ё8.
(3)
где а =-г 81П(8' -8<)-,; 8* =8, - агссо М + со8 8,
^Нт^ /з(8*) - /4(8*)' 1 /3(8,)
/3(81)
Полученные значения Ь0 и 81 подставляются в выражение для давления в произвольной точке с координатами 8, Т:
(здесь т0 = цУ/Ь ).
Взяв интегралы, имеем:
I I Зе
— 1 2
2
-Уа
75(0)" /6 (0)] + (0)—
; (11
Далее решается система, состоящая из зависимости Ь0 = /(81) и уравнения:
(
Мл = Е0цУЬ
2п 1 +
2е
2е + к0
- + /7 (2п)
(12)
I ^-Г- |8-8,
л/2е + к)«г!^1
2агс4б -
где /5(8)_
(е + ко)
(13)
к)32 (2е + ко )32
Е8т(8-81) (8008(8-8,)- е - к0 )к0 (2е + к
Т0 =
дх Л) ё8
8
X
2 + Зе2 + 4к)8
+
+
+
Р
СУДОВОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
СУДОСТРОЕНИЕ 2'2014
8ш(9-91)(е(со891 -1)-Ьо) "(£(008(9-9! )-1)-к0 X (2е + Ь ) "
2arctg
^-Г" Г 9 - 91
\2е + Ьо £ I -у-1
А
(14)
(е(сов91 -1)+ Ь0со§91)
Ьо (2е+ Ьо )/2 Г ^-г" Г9-9,
2arctg
¡7 (9)=-
Ь12 (2е + Ьо ^
(15)
Расход масла в единицу времени в сечении 9 масляного слоя
Ь/2 Ь
,=211 udzdy,
(16)
где и — скорость движения масла в слое между рабочими поверхностями,
др (2 -уь)- г (у - ь).
(17)
После подстановки (17), (6) в (16) и интегрирования получим:
ЪЬ
¡4 (91)
¡/ (91)
- сов(91 -9)+ со§9]
Г № Ъ -
2 4а
11
(18)
Принимаем средний расход масла в подшипнике: Яа + Яв1
Ят = ■
2
где я0 — расход масла в сечении при 9 = 0, вычисляемый по формуле (18); я91 — расход масла в сечении минимального зазора при 9 = 91.
Таким образом, необходимый нам расход через боковые зазоры равен я0 - Я91.
Для примера подставим исходные значения: опорная нагрузка подшипника — 117 кН, рабочая ширина вкладыша подшипника — 365 мм, частота вращения вала — 297 об/мин, диаметр шейки вала — 399,943 мм, диаметр вкладыша — 400,52 мм, плотность масла при 15 °С — 905 кг/м3, коэффициент объемного расширения масла — 6,32-10 1/град, динамическая вязкость масла при температуре 20 °С — 271 мПа-с, динамическая вязкость масла при температуре 95 °С — 7,49 мПа-с.
В результате расчета по методике [2] для средней температуры в смазочном слое 95 °С получены следующие значения: минимальная толщина смазочного слоя Ь0= 30 мкм, 91 = 2,12 рад; разница средних температур масла на входе и выходе из масляного клина At = 3,3 °С; мощность теплообразования Ыг = 1,62 кВт; количество масла, поступающего в клин я0 = 408 мл/с; количество масла, выходящего из клина через сечение минимальной толщины слоя я91 = 125 мл/с; количество масла, выходящего из клина в циркуляционные канавки я0 - Я91 = 283 мл/с. Эти данные подтверждают образование в проектируемом образце эффективной внутренней циркуляции, при которой смазка, попав в смазочный слой, снова туда возвращается, охлаждаясь непосредственно в самом слое.
Таким образом, удалось адаптировать аналитические методы расчета подшипников, изложенные в [2], для практического применения в процессе создания подшипников скольжения с циркуляцией смазки внутри опорного вкладыша.
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.