保持架引導方式對球軸承油氣潤滑兩相流流型的影響

王保民，靳炳竹，黃金鑫

(蘭州理工大學 機電工程學院，甘肅 蘭州 730050)

0 引言

軸承內部良好的潤滑狀態是抑制其摩擦溫升、改善滾動軸承服役性能的關鍵。隨著軸承極限轉速的不斷升高，軸承腔內氣相流動劇烈，壓差增大，使得潤滑介質難以有效進入[1]，從而導致軸承接觸區潤滑不良及摩擦溫升，甚至誘發軸承失效等。因此，軸承腔內油氣兩相分布對軸承壽命、熱特性有重要的影響[2]。

國內外學者在軸承油氣潤滑方面已開展了大量而系統的研究工作。翟強等[3]以角接觸球軸承為研究對象，分析軸承在不同轉速與保持架結構參數下的內部兩相流動，為優化保持架結構、提升潤滑冷卻性能提供了理論依據。GLAHN A和WITTING S[4-5]研究了重力以及熱量傳遞過程對軸承腔內油膜運動特性的影響；OH I S等[6]對軸承腔內氣流流型作了分析；楊陽等[7]以角接觸球軸承7014C為研究對象，綜合考慮轉速及潤滑的影響，進行穩態熱分析;并通過試驗驗證了模型的可靠性；陳國定等[8]使用解析法研究了不同流型下潤滑劑壓力與速度的差異性及分布特點，同時研究了轉速、供油量和進氣量等工況條件對壓力和速度的影響；COE H H等[9]發現軸承腔內油液體積分數在2%～3%時，軸承溫升的計算結果與試驗結果比較接近；李斌等[10]以航空發動機軸承為研究對象，利用 FLUENT 軟件對軸承腔內油氣兩相流的流動及換熱過程進行了數值模擬；HU Jibin等[11]通過FLUENT 仿真分析油氣兩相流在滾動軸承中的的擴散規律。王亞泰等[12]分析了不同引導方式下角接觸球軸承腔內的氣相流動。劉紅彬等[13]分析了軸承轉速和潤滑油進口流量等參數對油液體積分數的影響以及軸承腔內潤滑油的流動軌跡和潤滑油進入腔內的影響機制。

目前對于角接觸球軸承的研究主要集中在對軸承腔內的油氣兩相流，對保持架引導方式對氣液兩相流影響的研究較少。鑒于此，本文以7005C高速角接觸球軸承為研究對象，運用FLUENT流體仿真軟件，建立了軸承流體域模型，應用RNGk-ε湍流模型、VOF(volume of fluid)模型以及滑移網格模型，分析了軸承腔內的流型分布，進而揭示了保持架引導方式對軸承腔內的流型影響。

1 引導方式與數值計算模型

1.1 保持架引導方式

保持架是滾動軸承的重要組成部分，其作用主要體現在兩個方面: 一方面使滾動體相互之間保持合適距離，防止相鄰滾動體之間直接接觸,以將摩擦和因此而產生的熱量保持在最低水平;另一方面使滾動體均勻地分布在整個軸承內，使負荷能更均勻地分布和降低噪聲。滾動軸承保持架從引導方式上可分為3種: 球引導、內圈引導和外圈引導，具體結構如圖1所示。外圈引導是指保持架依靠外圈擋邊引導其正常運轉；球引導是指保持架依靠其兜孔與滾動體之間的間隙實現正常運轉；內圈引導是指保持架依靠內圈擋邊來引導其正常運轉。引導的目的是使保持架在周向和徑向方向有所“依靠”，使在這些方向上的運動趨穩，不產生渦動。

圖1 保持架引導方式

1.2 幾何模型與網格劃分

本文以7005C角接觸球軸承為研究對象，采用計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)數值計算方法對軸承腔油氣潤滑兩相流場進行數值模擬。軸承的結構參數如表1所示，運用ICEM-CFD對軸承腔流體域進行網格劃分，網格數量2 271 264，節點數量1 886 669，網格綜合質量>0.61，明顯高于最低網格質量。網格模型如圖2所示。

表1 7005C軸承參數

圖2 7005C角接觸球軸承網格模型

1.3 控制方程與邊界條件的設定

角接觸球軸承的運動形式復雜，內圈、保持架和滾動體以各自的速度公轉，同時鋼球還做自轉運動。為了準確地模擬其運動形式，采用旋轉坐標系描述其運動形式。

軸承腔體高速旋轉，相對于慣性坐標系以ω的轉速轉動，其內部一點的運動狀態為：

V=Vr+Ur

(1)

Ur=Vt+ω×r

(2)

旋轉坐標系內流體的質量、動量及能量守恒方程分別修正為：

(3)

(4)

(5)

基于對軸承實際工作狀態的分析，軸承外圈設置為外靜止壁面；鋼球、內圈、保持架設置為運動壁面，其各自速度以及鋼球自旋速度由式(6)-式(8)確定。空氣入口設為壓力入口，其值為0.25MPa；潤滑油入口為速度入口；油氣出口為壓力出口，其值為一個標準大氣壓。采用RNGk-ε湍流模型，壁面函數選用標準壁面函數。由于軸承腔內氣流馬赫數很低，所以氣體設為不可壓縮相，油氣參數如表2所示。應用基于壓力基的SIMPIE算法進行求解。設定并監測進出口質量流量、速度與能量，每次迭代中定義相函數和速度分量的殘差收斂閾值為10-3，湍動能和耗散率的殘差收斂閾值為10-3，能量的殘差收斂閾值為10-6。

nc=ni(1-γ)/2

(6)

nω=dmni(1-γ2)/2D

(7)

γ=Dcosα/dm

(8)

表2 油氣參數

2 結果與分析

2.1 軸承腔內油氣兩相流流型分析

7005C角接觸球軸承有12個滾珠，均勻分布在軸承腔內，每個滾珠之間間隔30°，其在流體域中的分布以及出入口位置如圖3所示。

圖3 滾珠在流體域中的分布以及出入口位置

軸承轉速為8 000r/min，保持架采用球引導方式時，軸承腔內油氣兩相流動速度分布(xOy截面)如圖4所示(本刊黑白印刷，相關疑問請咨詢作者)。在軸承腔油氣入口側，保持架與軸承內外圈之間油氣兩相流形成了渦旋，并且保持架與外圈之間的渦旋更接近滾珠表面。沿軸承旋轉方向，從A位置到L位置，保持架與外圈間的渦旋在A處離滾珠的距離最遠且渦旋的半徑最小。這是因為滾珠旋轉增強了油氣兩相的湍動與擾動，并帶動渦旋靠近滾珠表面。保持架與內圈間的渦旋，從A位置到L位置，只在F與H處形成較完整的渦旋，其他位置均未形成完整的渦旋。這是因為F和H處壓力低于相鄰位置處壓力，形成擾動。在軸承腔油氣出口側，沿軸承旋轉方向，從A位置到L位置，在保持架與外圈之間均形成渦旋，受離心力和壓差的影響G處渦旋最靠近滾珠表面；在保持架與內圈之間，只有E和K處形成完整的渦旋，其他位置均未形成完整的渦旋。

圖4 8 000r/min球引導腔圓周速度分布

2.2 保持架引導方式對軸承腔內流型分析

軸承轉速為8 000r/min，保持架球引導和內、外圈引導方式下，軸承腔出入口速度流線分布(xOy截面)如圖5-圖7所示。保持架球引導方式下，從A位置與G位置可以看出，出入口端面，保持架與外圈之間均形成渦旋，但G處的動壓更大，所以渦旋比A處更靠近滾珠表面。出口端面，保持架與內圈之間，因為動壓作用使得油氣與保持架發生碰撞均未形成完整的渦旋。入口端面，保持架與內圈之間，在A處未形成完整渦旋，在G處形成一個微小渦旋。

與球引導相比，保持架外圈引導方式下保持架與內圈之間在出入口端面各形成一個渦旋。出口端面的渦旋受到壓力的作用，使得油氣兩相形成的渦旋向出口處有一定的偏移。出入口端面，在保持架與外圈之間均未形成渦旋。內圈引導時，保持架與內圈之間間隙很小，A位置和G位置處，保持架與內圈之間出入口端面未形成渦旋，保持架與外圈之間有渦旋產生。相比于球引導時，在A位置和G位置兩處出入口端面的渦旋遠離滾珠表面。

圖5 8 000r/min球引導軸承腔出入口速度分布

圖6 8 000r/min外圈引導軸承腔出入口速度分布

圖7 8 000r/min內圈引導軸承腔出入口速度分布

2.3 不同轉速下保持架引導方式對流型的影響

軸承轉速不同時軸承腔內速度流線分布(xOy截面)如圖8所示。內圈引導時，在轉速逐漸升高的過程中，先在油氣入口端面產生渦旋，出口端面出現形成渦旋的趨勢，轉速達到8 000r/min時，出入口端面均出現渦旋，轉速逐漸升高時，出入口端面處渦旋中心基本一致，油氣兩相流動運動更加劇烈，產生新的油氣漩渦，形成氣障。

與內圈引導相比，外圈引導保持架時，保持架與內圈的流體域面積增大，其渦旋程度有所增強。在高轉速時相比于內圈引導，增加了油氣潤滑單元的配置難度，使潤滑油進入接觸區域的難度有所增加，與文獻[12]的研究結論一致。

球引導保持架時，保持架與內、外圈兩側的空間相對較大，所以在保持架上、下兩側區域均有渦旋產生。隨著轉速的升高，軸承腔內氣流運動加劇，內外圈旋轉產生的氣相剪切力增大，保持架與內圈之間潤滑油渦旋強度逐漸增加。相比于內外圈保持架引導方式，球引導時軸承腔內渦旋比較集中，細微的油氣流動較為減弱。

圖8 不同轉速軸承腔速度流線圖

3 結語

本文建立了油氣兩相流三維瞬態仿真模型，分析了在保持架不同引導方式下角接觸球軸承腔內油氣兩相流型以及受轉速影響的變化規律，具體結論如下：

1)球引導方式下，出入口端面保持架與內、外圈之間都產生渦旋，保持架與外圈的渦旋比保持架與內圈處渦旋更靠近滾珠表面。在保持架與內圈之間，入口端面在F位置與H位置處形成完整的渦旋，出口端面在E位置和K位置處形成完整渦旋，其他位置均未形成完整渦旋。

2)三種引導方式下在出口端面，相比于球引導，內、外圈引導時分別在保持架與內圈和保持架與外圈區域內一直存在渦旋，其中在A位置與G位置處渦旋強度較弱，且外圈引導時在保持架與外圈，內圈引導時在保持架與內圈之間均未形成渦旋。

3)保持架不同引導方式下，隨著轉速的升高都會出現漩渦，且在軸承腔內相對空間較大的區域更容易出現大范圍的渦旋。三種引導方式中，在入口端面隨著轉速的升高主體渦旋的中心不變；漩渦強度增加，容易出現微小的渦旋，形成新的氣障。