基于Abaqus的GE17自潤滑關節軸承結構分析與改進

王啟瑞

摘要：針對在GE17自潤滑關節軸承軸向靜載試驗中，軸承內圈軸向位移大于許用值的問題，應用Abaqus建立GE17軸向靜力加載模型進行分析，結果表明軸承外圈端面的安裝溝槽削弱軸承的軸向剛度。改進GE17軸承結構，減小軸承球徑尺寸，增加溝槽內擋邊厚度，提高其抗擠壓變形能力。試驗結果表明，改進后結構在額定載荷下的軸向位移減小10.7%，從而驗證仿真結果的準確性和結構改進的有效性，為同類型軸承設計提供參考。

關鍵詞：自潤滑關節軸承；軸向靜力分析；軸向剛度；安裝溝槽；結構改進；Abaqus

中圖分類號：TH133.33 文獻標志碼：B

0引言

自潤滑關節軸承是一種特殊的關節軸承，在關節軸承外圈內球面有一層自潤滑材料，與內圈外球面形成摩擦副，工作過程中無須添加潤滑劑，具有結構簡單、耐沖擊、耐腐蝕等優點，廣泛應用于航空航天、工程機械等領域。自潤滑關節軸承結構見圖1，由軸承外圈、內圈及自潤滑襯墊組成。

關節軸承在載荷作用下的強度、剛度性能是產品性能考核的重要內容。在GE17自潤滑關節軸承軸向剛度試驗中，在額定軸向載荷作用下，部分產品內圈軸向位移大于許用位移，不滿足產品軸向剛度要求。關節軸承的結構尺寸對其強度、剛度和壽命有重要影響。本文對其結構尺寸進行優化設計，改善應力分布、增強結構剛度，提高產品使用性能。

利用解析方法對自潤滑關節軸承進行結構分析和優化設計有一定困難：一方面，自潤滑關節軸承的相對滑動區域為球面，實際接觸區域受軸承尺寸、載荷大小等影響，無法用統一的解析公式進行計算；另一方面，自潤滑襯墊材料為非線性彈塑性材料，其承載能力受載荷大小、總變形量等因素影響，進一步增加解析計算難度。

利用有限元軟件可以快速求解關節軸承在載荷作用下，應力、應變和位移的分布情況，更直觀地判斷結構是否發生破壞以及破壞位置。目前，國內外在關節軸承有限元結構分析方面進行大量的研究。KIM等采用Abaqus對自潤滑向心關節軸承與芯軸軸承座問的配合關系進行分析，得到不同配合關系下內外圈變形曲線；曾慶良等對自潤滑關節軸承的接觸應力進行分析，推導接觸應力計算公式并用有限元進行驗證。魏立保等利用ANSYS計算關節軸承在額定靜載荷下，內外圈相對偏斜對應力場分布的關系曲線，并確定軸承出現峰值應力時的傾斜角。王弘慧等分析關節軸承在不同徑向載荷時軸向載荷的變化情況及其對應力的影響，得到與最大應力對應的軸向極限載荷。這些研究主要集中在對常規關節軸承結構的軸向、徑向受載分析上，缺少針對帶端面溝槽的自潤滑關節軸承的軸向結構研究。

本文應用Abaqus建立GE17自潤滑關節軸承仿真模型，對GE17軸承進行軸向靜載分析，發現結構薄弱環節，分析內圈軸向位移超出許用值的原因，據此進一步對軸承結構進行優化，改善結構薄弱環節，提高軸承軸向承載能力，有效減小內圈軸向位移，使其滿足試驗要求。本文分析方法為同類型關節軸承結構設計、分析及優化提供參考依據。

1有限元分析模型

GE17自潤滑關節軸承外圈兩端面帶有安裝溝槽，用于軸承安裝固定。軸承內圈內徑、外圈外徑以及內外圈寬度尺寸為軸承的裝配尺寸，與軸承的安裝固定相關。軸承球徑尺寸為設計尺寸，由設計人員根據客戶需求和性能要求進行確定。

根據GE17軸向加載試驗工況，建立GE17軸向靜載仿真模型，包括自潤滑關節軸承模型和試驗加載工裝模型。軸向加載工裝包括軸承座、基座和加載塊。根據軸向加載的對稱性，建立1/2模型后在對稱面施加對稱約束。

為使仿真模型與實際加載模型一致，仿真模型中工裝零件均為柔性體，加載工裝和力學性能見表1。軸承襯墊選擇PTFE，為非線性彈塑性材料。

根據實際接觸情況，在仿真模型中分別建立接觸對，包括軸承座-基座、軸承座-外圈外表面、基座-外圈下端面、內圈上端面-加載塊端面、內圈內表面-加載塊圓柱面、內圈外球面-PTFE襯墊內表面。接觸對摩擦模型選用罰函數模型，允許接觸表面存在彈性滑移。罰函數模型中設置鋼對鋼摩擦因數為0.15，設置內圈球面與PTFE摩擦因數為0.08。

C3D8R單元為六面體線性縮減積分單元，計算效率較高，因此仿真模型中各個零部件全部使用C3D8R單元進行網格劃分。為進一步提高接觸區域計算精度，采用分割法將接觸區域從總體零件中分割出來，用于網格細化。網格劃分結果見圖2。

根據試驗加載歷程，仿真模型中分3個載荷步加載，見圖3。圖中橫坐標為加載時間，縱坐標為施加載荷與額定載荷的比值。橫坐標從0到1為第一載荷步，載荷加載到0.05倍額定載荷，目的是消除零件間的裝配間隙，建立穩定的接觸關系；橫坐標從1到2為第二載荷步，載荷增加到額定載荷，分析軸承在額定軸向載荷作用下的應力、應變及位移結果；橫坐標從2到3為第三載荷步，加載到1.5倍額定載荷，即極限載荷，分析軸承在極限軸向載荷作用下的應力、應變及位移情況。

2計算結果與分析

根據上述模型，利用Abaqus計算獲得GE17關節軸承應力、應變、位移等計算結果，見圖4。根據應力分布結果和各零部件接觸情況判斷模型正確性；查看最大等效應力值及其位置，判斷零部件是否屈服、斷裂以及結構強度薄弱位置；根據等效塑性應變分布結果，查看塑性變形區域，判斷結構剛度薄弱位置。

由圖4可知，3個載荷步中，外圈下端面溝槽底部等效應力最大。軸承軸向載荷受力分析見圖5，分析可知：軸向載荷施加在內圈上端面，沿內圈向下傳遞后通過內外圈球面副向外傳遞到外圈下端面；外圈內球面上，離下端面越近，承受的軸向載荷越大；外圈內球面在承載軸向載荷的同時還需要承受向外的徑向載荷，因而下端面溝槽內擋邊被向外擠壓，溝槽有被壓窄趨勢，造成溝槽底部應力最大。

圖4c）為極限載荷加載下的應力分布，外圈下端面溝槽內擋邊根部為高應力區。圖4d）為極限載荷加載下軸承外圈的等效塑性應變分布，下端面溝槽底部等效塑性應變最大為0.681%，而且在溝槽根部對應的內球面上也出現較大面積的塑性應變。上述分析表明，在內圈的擠壓下，溝槽內擋邊有較大的塑性變形，為剛度薄弱位置。endprint

由上述分析可知，GE17自潤滑關節軸承軸向剛度不足是因為溝槽內擋邊剛度太小，在內圈的擠壓下發生較大變形。

3結構改進設計

在不改變軸承裝配尺寸、溝槽位置和形狀尺寸的條件下，對該型號軸承進行結構改進。通過減小軸承球徑尺寸、增加溝槽內擋邊厚度，提高其抗擠壓變形能力。不斷調整軸承球徑尺寸，對比仿真結果，最終確定較為合理球徑尺寸。最終方案的有限元計算結果見圖6。

圖6所示各載荷步的應力分布趨勢與圖4相同，即外圈下端面溝槽底部及溝槽內側擋邊為高應力區。減小GE17球徑尺寸后，軸向加載歷程中各載荷步的最大等效應力均小于結構優化前的結果，見圖7。

第一載荷步加載后，下端面溝槽底部最大等效應力由53.25 MPa下降到50.00 MPa，應力值降低6%，此時載荷較小，優化后的結構優勢還不明顯。

第二載荷步加載后，下端面溝槽底部最大等效應力由789.10 MPa下降到613.20 MPa，應力值降低22.3%，優化后的最大等效應力明顯降低。

第三載荷步加載后，下端面溝槽底部最大等效應力由799.70 MPa下降到794.80 MPa，應力值降低4.90 MPa。優化后的最大等效應力無明顯降低，這是因為在極限軸向載荷下，2種結構的最大等效應力均達到材料屈服階段，屈服階段的應力一應變曲線變緩，所以應力值差別不大，但優化后的高應力區明顯減小。

第三載荷步加載后，下端溝槽底部的等效塑性應變由0.681%減小到0.174%，降幅74.4%，而且外圈內球面上的等效塑性應變完全消失。優化后外圈等效塑性應變改善明顯。

外圈結構改進前、后各載荷步所對應的內圈最大位移曲線見圖8。在0.05倍額定載荷作用下，結構改進后的內圈最大位移由0.011 84 mm減小到0.011 71 mm，由于此時載荷較小，位移差別不大；在額定載荷作用下，結構改進后的內圈最大位移由0.293 4 mm減小到0.260 2 mm，減小11.3%；在極限載荷作用下，結構改進后內圈最大位移由0.405 7mm減小到0.3457 mm，減小15%，位移減小明顯。極限載荷作用下內圈軸向位移云圖見圖9。

4試驗驗證

根據改進后的結構尺寸進行生產并試驗，試驗裝配見圖10。在額定軸向載荷作用下，結構改進前、后的試驗結果見圖11。

結構改進前，6個試樣在額定載荷下的軸向位移平均值為0.431 mm；結構改進后，6個試樣在額定載荷下的軸向位移平均值為0.385mm，較改進前減小10.7%，與仿真計算結果11.3%十分接近，驗證本文所建立的GE17有限元仿真計算模型是可行、可靠的。由于襯墊的材料屬性、裝配間隙及測量位置等差異，導致仿真數值與試驗數值還存在一定差異。

5結束語

利用Abaqus對GE17自潤滑關節軸承進行加載仿真計算。根據分析，其軸向承載能力不足是因為外圈端面溝槽削弱外圈端部剛度，所以在內圈擠壓下溝槽內擋邊發生較大變形，導致內圈軸向位移超出允許范圍。減小軸承球徑尺寸，增加溝槽內擋邊厚度，在額定載荷作用下，內圈軸向位移減小11.3%。對GE17進行軸向靜載試驗，在額定載荷作用下，結構改進后軸向位移減小10.7%，驗證本文有限元模型的可行性和可靠性，對同類型自潤滑關節結構分析與優化具有重要借鑒意義。endprint