基于試驗的高速自潤滑關節(jié)軸承優(yōu)化設計

蘇文文，張翔

(上海市軸承技術研究所，上海 201800)

自潤滑關節(jié)軸承由內球面為黏結自潤滑材料的外圈和外表面為球面的內圈組成，具有結構緊湊，承載范圍廣，動作靈活等特點，廣泛應用于航空航天等領域的重要活動部位。高速工況下,自潤滑關節(jié)軸承擺動靈活，動作重復性好，但存在散熱不良等問題[1-2]。

GE17-1軸承實際運轉過程中擺動頻率高達200 Hz，試驗考核時擺動頻率為25 Hz，均遠大于SAE AS 81819-2010[3]中規(guī)定的5 Hz擺動頻率。在高頻狀態(tài)下，自潤滑材料迅速磨損、脫落并擠出摩擦面，使軸承游隙超標，軸承快速失效。針對GE17-1軸承高頻擺動下壽命不達標的問題，對其進行結構改進，采用有限元法對改進后的結構進行分析，并通過試驗對比確定結構優(yōu)化的最終方案。

1 理論計算

1.1 軸承結構

GE17-1軸承結構如圖1所示[4-6]，尺寸參數(shù)見表1。

圖1 自潤滑關節(jié)軸承

表1 GE17-1軸承尺寸參數(shù)

1.2 理論值計算

參考JB/T 8565—2010[7]及SKF關節(jié)軸承標準[8]，其工作球面的滑動速度及其極限值為

V=2.908 9×10-4×2θfdk=

(1)

軸向接觸壓強及其極限值為

(2)

式中：Sa為關節(jié)軸承在軸向載荷下的承載面面積。

承受軸向載荷時關節(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。

實際工況頻率取250 Hz，由(1)～(3)式可得實際工況下GE17-1軸承接觸壓強P為71.8 MPa，滑動速度V為7.85 mm/s，PV理論值為563.63 N·mm-2·mm·s-1。由此可知，結構改進前軸承P，V和PV理論值均在許用范圍內。

1.3 改進方案

分別采用減小內圈球徑，增加套圈寬度以及同時改變除外徑以外的其他參數(shù)這3種方案對GE17-1軸承進行結構改進，改進軸承的尺寸參數(shù)見表2。將表中參數(shù)分別代入(1)～(3)式可計算出3種改進軸承的PV理論值。

表2 改進軸承的尺寸參數(shù)

2 有限元分析

對原軸承及改進軸承進行有限元分析，套圈材料參數(shù)及邊界條件見表3。

表3 軸承材料屬性及邊界條件

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

圖2 GE17-1軸承等效應力云圖

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

圖3 GE7-2軸承等效應力云圖

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

圖4 GE17-3軸承等效應力云圖

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

圖5 GE17-4軸承等效應力云圖

原軸承及改進后的軸承的理論PV值和仿真值對比見表4。

表4 原軸承及改進后軸承的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軸承結構改進效果明顯，但外圈壁厚為5 mm，擠壓成形困難，可行性差。因此，在實際加工時舍去該方案。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力值相差不大，故各軸承的PmaxV值相差不大；此時，GE17-2軸承的改進效果略顯突出。

綜上，采用方案1和方案2對原軸承進行結構改進并加工成品。

3 試驗驗證

3.1 試樣及試驗工況

軸承安裝及加載示意圖如圖6所示，試驗工況見表5，擺動磨損時間為250 h。試驗前檢測軸承無載啟動力矩、軸向及徑向游隙，結果見表6。

圖6 改進軸承試驗安裝及加載示意圖

表5 試驗工況

表6 試驗前試樣的檢測結果

試驗中，每隔50 h離線檢測一次軸承軸向游隙、徑向游隙(測試載荷98 N)。拆裝過程中做好標記，保證內、外圈的相對滑動表面位置不變。試驗要求軸承軸向游隙不大于0.25 mm，自潤滑材料不磨穿，軸承無破壞。

3.2 結果與分析

試驗后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軸承摩擦表面相對光滑，磨損較輕。由此證明，在試驗工況下，GE17-3軸承的耐磨性優(yōu)于GE17-2軸承。

圖7 試驗后GE17-2軸承外觀

圖8 試驗后GE17-3軸承外觀

試驗后2種軸承的游隙隨時間的變化曲線如圖9所示,由圖可知：試驗后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軸承試驗后的軸向、徑向游隙離散性小，試驗的重復性好，同時，軸向游隙值均符合擺動磨損250 h時不大于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，試驗結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其耐磨性的提升效果更明顯。

4 結束語

針對自潤滑關節(jié)軸承高速工況下游隙超標，磨損壽命短等現(xiàn)象，提出3種軸承結構改進方案，采用有限元分析對改進軸承進行了分析。經試驗對比證明：GE17-3軸承比GE17-2軸承的軸向、徑向游隙離散性小，試驗的重復性好，軸向游隙符合用戶的使用要求。因此，對于高速自潤滑關節(jié)軸承，套圈寬度加大對其磨損性能的提升效果較好。