自潤滑關節軸承的靜載荷試驗與熱處理工藝改進

(1.上海市軸承技術研究所, 上海201801； 2.陸軍裝備部駐上海地區航空軍事代表室, 上海 200233)

圖1 自潤滑關節軸承示意圖Fig.1 Schematic diagram of self-lubricating joint bearing

自潤滑關節軸承具有結構簡單、承載能力大、可靠性高、免維護等優點，其自潤滑的特點突破了傳統關節軸承的使用條件，能在不易維護的封閉部件內使用，可以承受較大的軸向和徑向載荷。試驗選擇EN3048S20型自潤滑關節軸承，軸承由內圈、外圈和自潤滑材料組成，內圈材料為G102Cr18Mo馬氏體不銹鋼，外圈材料為05Cr17Ni4Cu4Nb沉淀硬化型不銹鋼，如圖1所示。軸承的選材、結構設計等均滿足EN 3048：2001AerospaceSeries-Bearings,SphericalPlaininCorrosionResistingSteelwithSelf-LubricatingLiner-LightSeries;ElevatedLoadatAmbientTemperature;DimensionsandLoads的技術要求，但在EN 2755:2009AerospaceSeries-Bearings,SphericalPlaininCorrosionResistingSteelwithSelf-LubricatingLiner-ElevatedLoadatAmbientTemperature-TechnicalSpecification規定的軸向試驗載荷下進行軸向額定靜載荷試驗時，軸承永久變形量為0.15 mm，超出標準要求的0.12 mm,說明軸承承載能力未達到標準的要求。為找到軸承在進行軸向靜載荷試驗時變形量超過標準值的原因，筆者對其進行了分析[1-4]。

1 試驗方法

將自潤滑關節軸承根據圖2所示安裝在試驗機上，首先按其規定的軸向額定靜載荷17 kN的5%(約為0.85 kN)施加預加載荷，保持3 min，將測量指示表調整為零。以0.17 kN·s-1的速率逐步加載至17 kN，保持2 min,然后以相同的速率逐步減載直至預加載荷，記錄所產生的永久變形量。由試驗結果可知，自潤滑關節軸承EN3048S20的永久變形量為0.15 mm，遠遠大于標準允許值0.12 mm。

2 分析與討論

2.1 材料分析

根據軸承內、外圈材料的冷、熱加工規范，其顯微組織、硬度和尺寸均達到了設計要求。對承載的試驗過程及試驗工裝進行了復查，結果也完全滿足EN 2755:2009的設計的要求。進行了兩批次軸承的軸向靜載荷重復試驗，結果均超過標準值,因此對軸承的試驗過程進行有限元分析。

圖2 軸向靜載荷試驗安裝示意圖Fig.2 Installation diagram of axial static load test

2.2 有限元分析

2.2.1 前處理

自潤滑關節軸承的前處理如圖3所示，首先建立自潤滑關節軸承的三維幾何模型，然后對該幾何模型劃分網格。有限元計算時采用20節點的Solid186六面體單元對模型進行網格劃分，網格大小為0.8 mm，節點數為197 457，單元數為56 874。

圖3 自潤滑關節軸承有限元模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of finite element model of self-lubricating joint bearing:a) geometric model; b) mesh model

2.2.2 材料屬性

材料的力學性能參數是計算結構強度的必要條件，參數的合理性直接影響計算結果的準確性，因此對熱處理之后的關節軸承內、外圈材料進行單向靜載荷拉伸試驗，得到材料力學性能的測試結果如表1所示[5]。

表1 自潤滑關節軸承力學性能測試結果Tab.1 Test results of mechanical properties of self-lubricating joint bearing

2.2.3 約束及載荷條件

有限元分析的主要目的是模擬自潤滑關節軸承軸向靜載荷試驗，因此計算模型中的約束條件及載荷條件應與物理試驗保持一致。由圖2可知，軸承安裝在試驗機座孔中，因此軸承的約束及載荷條件如圖4所示。外圈外徑與試驗座接觸存在徑向約束，軸向位移自由,如圖4中A；軸向載荷作用在內圈頂部端面，如圖4中B；軸承外圈底部端面與試驗座接觸，軸向存在軸向位移約束,如圖4中C。

2.2.4 有限元模擬計算結果

有限元模擬計算結果如圖5所示。可知軸承內圈最大等效應力為992.78 MPa,小于其屈服強度1 500 MPa，受試驗座的反作用力，外圈的最大應力發生在底部與試驗座接觸的平面及倒角位置，軸承外圈最大等效應力為987.31 MPa,大于其屈服強度700 MPa，因此在試驗過程中軸承外圈會產生較明顯塑性變形，內圈基本不發生塑性變形，主要是由于外圈變形會帶來軸向位移。受軸向載荷作用，軸承內圈沿載荷方向的變形量最大為0.198 mm，而當軸承內圈發生總體變形時，對軸承外圈倒角部分造成擠壓，因此外圈的最大變形量發生在倒角處,即在17 kN的軸向載荷條件下的變形量為0.23 mm，大于標準對永久變形量0.12 mm的要求，可見軸向載荷下的永久變形主要是由于外圈變形引起的。

圖4 有限元分析的約束條件及載荷條件示意圖Fig.4 Schematic diagram of constraint conditions and load conditions for finite element analysis:a) outer diameter constraint and axial load; b) end support constraint

圖5 自潤滑關節軸承有限元模擬計算結果Fig.5 Finite element simulation results of self-lubricating joint bearing：a) total deformation of assembly; b) equivalent stress of assembly; c) total deformation of inner ring;d) equivalent stress of inner ring; e) total deformation of outer ring; f) equivalent stress of outer ring

由此判斷，軸承軸向永久變形量大于標準值是因為外圈在試驗載荷下發生了較大的塑性變形，且受結構限制外圈承載能力不足，因此后續改進工作以提升外圈材料的強度為主要方向。

3 改進試驗與驗證

3.1 改進試驗

經分析，軸向載荷試驗中軸承軸向平均壓力為192 MPa，外圈局部發生的最大應力為992.78 MPa，此軸承工況屬于軸向載荷偏大。熱處理是改善材料力學性能的一種方式，該EN3048S20軸承的外圈材料05Cr17Ni4Cu4Nb為沉淀硬化型不銹鋼，因此，熱處理采用固溶處理+620 ℃時效處理，通過降低外圈材料的時效溫度來提升外圈的承載能力。選擇480，550，580，620 ℃等4種時效溫度進行試驗來研究材料力學性能的變化，結果如表2所示。

表2 經過不同時效處理后的外圈材料力學性能測試結果Tab.2 Test results of mechanical properties of outer ringmaterial after different aging treatment

可見，隨著時效溫度的降低，外圈材料的屈服強度和硬度顯著提高，480 ℃時效溫度下達到最高值，并超過了標準設計要求的28～37 HRC；在550，580，620 ℃時效溫度下，材料的斷后伸長率無明顯變化，為17%～18%，在480 ℃時效溫度時下降至13%，斷面收縮率降低，材料的韌性下降。

對4個時效溫度下的外圈材料進行金相檢驗，如圖6所示，可知480，550，580，620 ℃的顯微組織分別為回火馬氏體+彌散分布析出相+粒狀碳化物、回火索氏體+彌散分布析出相+粒狀碳化物、回火索氏體+彌散分布析出相+粒狀碳化物、回火索氏體+彌散分布析出相+粒狀碳化物。550，580，620 ℃ 3個時效溫度下的顯微組織差別不大，時效溫度為550 ℃時的顯微組織晶粒略細一些[6-10]。

綜上可見，550 ℃時效下獲得的材料，硬度和強度明顯提升，且滿足標準EN 2755：2009的要求，同時材料韌性下降不明顯，顯微組織變化不大，因此選用550 ℃時效工藝對軸承外圈材料進行優化改進，加工成軸承進行軸向靜載荷試驗驗證。

3.2 試驗驗證

根據EN 2755：2009的要求對調整熱處理工藝后的軸承試樣進行軸向靜載荷試驗，結果表明軸承的外圈在相同載荷(17 kN)下，變形量從0.15 mm減少到0.08～0.09 mm，說明外圈的承載能力有了顯著提高，且能滿足標準和用戶的要求。

圖6 不同時效溫度下外圈材料的顯微組織形貌Fig.6 Microstructure morphology of outer ring material at different aging temperatures

4 結論

外圈材料05Cr17Ni4Cu4Nb鋼的綜合力學性能對窄外圈、承受較大軸向力的自潤滑關節軸承的影響較大。在EN 2755：2009要求的產品硬度范圍內，調整05Cr17Ni4Cu4Nb鋼的時效溫度，為550 ℃時，有效提高了軸承外圈材料的硬度和強度，顯著提升了外圈材料在軸向靜載荷下抵抗變形的能力，使其符合EN 2755：2009的技術要求。