基于試驗(yàn)的高速自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承優(yōu)化設(shè)計(jì)

蘇文文，張翔

(上海市軸承技術(shù)研究所，上海 201800)

自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承由內(nèi)球面為黏結(jié)自潤(rùn)滑材料的外圈和外表面為球面的內(nèi)圈組成，具有結(jié)構(gòu)緊湊，承載范圍廣，動(dòng)作靈活等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域的重要活動(dòng)部位。高速工況下,自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承擺動(dòng)靈活，動(dòng)作重復(fù)性好，但存在散熱不良等問(wèn)題[1-2]。

GE17-1軸承實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中擺動(dòng)頻率高達(dá)200 Hz，試驗(yàn)考核時(shí)擺動(dòng)頻率為25 Hz，均遠(yuǎn)大于SAE AS 81819-2010[3]中規(guī)定的5 Hz擺動(dòng)頻率。在高頻狀態(tài)下，自潤(rùn)滑材料迅速磨損、脫落并擠出摩擦面，使軸承游隙超標(biāo)，軸承快速失效。針對(duì)GE17-1軸承高頻擺動(dòng)下壽命不達(dá)標(biāo)的問(wèn)題，對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，采用有限元法對(duì)改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，并通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比確定結(jié)構(gòu)優(yōu)化的最終方案。

1 理論計(jì)算

1.1 軸承結(jié)構(gòu)

GE17-1軸承結(jié)構(gòu)如圖1所示[4-6]，尺寸參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承

表1 GE17-1軸承尺寸參數(shù)

1.2 理論值計(jì)算

參考JB/T 8565—2010[7]及SKF關(guān)節(jié)軸承標(biāo)準(zhǔn)[8]，其工作球面的滑動(dòng)速度及其極限值為

V=2.908 9×10-4×2θf(wàn)dk=

(1)

軸向接觸壓強(qiáng)及其極限值為

(2)

式中：Sa為關(guān)節(jié)軸承在軸向載荷下的承載面面積。

承受軸向載荷時(shí)關(guān)節(jié)軸承PV值及其極限值為

(3)

由此可知，軸承的PV值與dk呈正比，與C的平方呈反比。因此，減小dk或增加C均可降低PV值，且后者更有利于降低PV值。

實(shí)際工況頻率取250 Hz，由(1)～(3)式可得實(shí)際工況下GE17-1軸承接觸壓強(qiáng)P為71.8 MPa，滑動(dòng)速度V為7.85 mm/s，PV理論值為563.63 N·mm-2·mm·s-1。由此可知，結(jié)構(gòu)改進(jìn)前軸承P，V和PV理論值均在許用范圍內(nèi)。

1.3 改進(jìn)方案

分別采用減小內(nèi)圈球徑，增加套圈寬度以及同時(shí)改變除外徑以外的其他參數(shù)這3種方案對(duì)GE17-1軸承進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，改進(jìn)軸承的尺寸參數(shù)見(jiàn)表2。將表中參數(shù)分別代入(1)～(3)式可計(jì)算出3種改進(jìn)軸承的PV理論值。

表2 改進(jìn)軸承的尺寸參數(shù)

2 有限元分析

對(duì)原軸承及改進(jìn)軸承進(jìn)行有限元分析，套圈材料參數(shù)及邊界條件見(jiàn)表3。

表3 軸承材料屬性及邊界條件

原軸承等效應(yīng)力云圖如圖2所示,由圖可知，最大應(yīng)力Pmax=72.114 MPa，出現(xiàn)在外圈內(nèi)倒角附近，與理論計(jì)算值71.8 MPa相近。

圖2 GE17-1軸承等效應(yīng)力云圖

GE17-2軸承等效應(yīng)力云圖如圖3所示,由圖可知：內(nèi)圈等效應(yīng)力云圖與原軸承相同，最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)圈與外圈接觸邊緣，背離加載端；外圈等效應(yīng)力云圖也與原軸承相同，最大應(yīng)力為46.10 MPa，約為原軸承的64%；由于球徑減小，滑動(dòng)速度為原軸承的92.6%。此時(shí)，PV仿真值為P1maxV1=0.64×0.926PmaxV=0.592PmaxV。

圖3 GE7-2軸承等效應(yīng)力云圖

GE17-3軸承等效應(yīng)力云圖如圖4所示,由圖可知：內(nèi)圈等效應(yīng)力云圖與原軸承有所差異，最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)圈加載端，這是由于此結(jié)構(gòu)內(nèi)圈端面面積較小，在相同軸向力作用下其壓強(qiáng)較大；外圈等效應(yīng)力云圖與原軸承相同，最大應(yīng)力為43.70 MPa，約為原軸承的60.6%；由于球徑不變，滑動(dòng)速度與原軸承相同。此時(shí)，PV仿真值為P2maxV2=0.606PmaxV。

圖4 GE17-3軸承等效應(yīng)力云圖

GE17-4軸承等效應(yīng)力云圖如圖5所示,由圖可知：內(nèi)圈等效應(yīng)力云圖與原軸承有所差異，最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)圈加載端；外圈等效應(yīng)力云圖與原軸承相同，最大應(yīng)力為56.72 MPa，約為原軸承的78.7%；由于球徑減小，滑動(dòng)速度為原軸承的81.5%。此時(shí)，PV仿真值為P3maxV3=0.787×0.815PmaxV=0.641PmaxV。

圖5 GE17-4軸承等效應(yīng)力云圖

原軸承及改進(jìn)后的軸承的理論P(yáng)V值和仿真值對(duì)比見(jiàn)表4。

表4 原軸承及改進(jìn)后軸承的PV值

由表4可知：1)GE17-2軸承的PV值最大，GE17-3次之，GE17-4最小；GE17-4軸承結(jié)構(gòu)改進(jìn)效果明顯，但外圈壁厚為5 mm，擠壓成形困難，可行性差。因此，在實(shí)際加工時(shí)舍去該方案。2)GE17-1軸承的PmaxV值最大，GE17-2次之，GE17-3最小；有限元分析所得最大應(yīng)力值相差不大，故各軸承的PmaxV值相差不大；此時(shí)，GE17-2軸承的改進(jìn)效果略顯突出。

綜上，采用方案1和方案2對(duì)原軸承進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)并加工成品。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試樣及試驗(yàn)工況

軸承安裝及加載示意圖如圖6所示，試驗(yàn)工況見(jiàn)表5，擺動(dòng)磨損時(shí)間為250 h。試驗(yàn)前檢測(cè)軸承無(wú)載啟動(dòng)力矩、軸向及徑向游隙，結(jié)果見(jiàn)表6。

圖6 改進(jìn)軸承試驗(yàn)安裝及加載示意圖

表5 試驗(yàn)工況

表6 試驗(yàn)前試樣的檢測(cè)結(jié)果

試驗(yàn)中，每隔50 h離線檢測(cè)一次軸承軸向游隙、徑向游隙(測(cè)試載荷98 N)。拆裝過(guò)程中做好標(biāo)記，保證內(nèi)、外圈的相對(duì)滑動(dòng)表面位置不變。試驗(yàn)要求軸承軸向游隙不大于0.25 mm，自潤(rùn)滑材料不磨穿，軸承無(wú)破壞。

3.2 結(jié)果與分析

試驗(yàn)后2種試樣的外觀分別如圖7、圖8所示,由圖可知：GE17-2軸承在軸向力下的摩擦痕跡較明顯，磨屑較多；GE17-3軸承摩擦表面相對(duì)光滑，磨損較輕。由此證明，在試驗(yàn)工況下，GE17-3軸承的耐磨性優(yōu)于GE17-2軸承。

圖7 試驗(yàn)后GE17-2軸承外觀

圖8 試驗(yàn)后GE17-3軸承外觀

試驗(yàn)后2種軸承的游隙隨時(shí)間的變化曲線如圖9所示,由圖可知：試驗(yàn)后2種軸承的軸向、徑向游隙均先迅速增大后趨于平穩(wěn)；GE17-3軸承試驗(yàn)后的軸向、徑向游隙離散性小，試驗(yàn)的重復(fù)性好，同時(shí)，軸向游隙值均符合擺動(dòng)磨損250 h時(shí)不大于0.25 mm的使用要求；GE17-2的軸向、徑向游隙初期變化率較大，離散性明顯大于GE17-3軸承，試驗(yàn)結(jié)束后其軸向游隙超出規(guī)定值。

圖9 2種軸承游隙變化曲線

綜上，與GE17-2軸承相比，GE17-3軸承磨損性能更優(yōu)，即原軸承套圈寬度加大對(duì)其耐磨性的提升效果更明顯。

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承高速工況下游隙超標(biāo)，磨損壽命短等現(xiàn)象，提出3種軸承結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案，采用有限元分析對(duì)改進(jìn)軸承進(jìn)行了分析。經(jīng)試驗(yàn)對(duì)比證明：GE17-3軸承比GE17-2軸承的軸向、徑向游隙離散性小，試驗(yàn)的重復(fù)性好，軸向游隙符合用戶的使用要求。因此，對(duì)于高速自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承，套圈寬度加大對(duì)其磨損性能的提升效果較好。