寬內圈關節軸承徑向極限承載破裂失效原因

摘要： 對端部有臺階（寬內圈）和無臺階（窄內圈）關節軸承施加相同的徑向極限載荷時，寬內圈端部臺階發生破裂失效現象，而窄內圈卻完好無損。為分析臺階破裂原因，采用有限元方法對2種內圈結構進行徑向極限承載分析，從位移、等效應力和主應力等3個方面分別描述兩者之間的區別。結果表明：寬內圈端部臺階的局部應力集中部位最大等效應力值較小，但是該部位的變形量較大；第一主應力呈拉應力狀態且其數值已超過材料的屈服強度，是造成寬內圈開裂的主要原因。

關鍵詞： 寬內圈； 徑向靜載； 破裂失效； 等效應力； 主應力； 變形； 軸承

中圖分類號： V229.2文獻標志碼： B

Crack failure reasons in extended inner ring of spherical

plain bearings under radial limit loading

LIN Zhixun

（Fujian Longxi Bearing（Group） Co.， Ltd.， Zhangzhou 363000， Fujian， China；

Fujian Provincial Key Laboratory of Spherical Bearing， Zhangzhou 363000， Fujian， China）

Abstract： When the same radial limit loading is applied to the extended inner ring of spherical plain bearings with step at the end and the narrow one without step， crack failure occurs on the extended inner ring with step at the end， while the narrow one remains intact. In order to analyze the reasons for the crack of step， the finite element method analysis is carried out on the condition that the two kinds of inner ring structure are performed under the radial limit loading， and the differences between them are described in three aspects including displacement， equivalent stress， and principal stress. The results indicate that there is a smaller maximum equivalent stress at the local stress concentration place of the extended inner ring with step at the end， but there is a larger deformation at the same place. The major principal stress acts as tensile stress and its value exceeds the yield strength of the material， which is the main reason for the crack on the extended ring.

Key words： extended inner ring； radial static load； crack failure； equivalent stress； principal stress； deformation； bearing

收稿日期： 2017[KG*9〗03[KG*9〗17修回日期： 2017[KG*9〗05[KG*9〗02

基金項目： 國家科技支撐計劃（2014BAF08B03）

作者簡介： 林志塤（1982—），男，漢族，福建漳平人，工程師，研究方向為關節軸承的結構設計、強度計算、動力學分析，

（Email）15892012278@163.com0引言

自潤滑關節軸承由內圈、外圈和自潤滑襯墊組成，可承受較大載荷，有旋轉、擺動、調心等功能，被廣泛用于建筑、機械、起重、車輛、武器、航空航天等領域。[14]寬內圈自潤滑關節軸承結構見圖1。與常見的軸承內圈相比，此類軸承內圈帶有凸臺結構，可以起到調節軸承安裝軸向跨距、增大結構擺動角度的作用，然而該凸臺的內孔結構形狀設計對軸承的徑向極限承載能力有一定的影響。

1軸承徑向承載試驗

根據AS81820D標準[5]對軸承進行徑向極限承載試驗時，往往會遇到軸承破裂失效的問題[67]，即試驗施加的載荷尚未達到理論計算的極限載荷值，內圈端部外倒角便出現破裂現象，而且裂紋沿著軸向從外倒角向球面方向延伸。軸承徑向加載試驗示意見圖2。為研究軸承寬內圈破裂失效的原因，取GEW12型軸承為例，其內圈材料為GCr15，熱處理硬度為HRC56±2。設計2種內圈結構進行比較，見圖3。觀察2種內圈結構各自在極限徑向承載時的破壞失效情況。窄內圈軸承在同批次寬內圈軸承中隨意選取并將其臺階加工去除而獲得，僅從結構角度驗證破裂問題，排除其他因素的影響。試驗根據AS81820D標準的要求開展，2種內圈的樣品數量各為10個。試驗設備采用CMT5105型電子式萬能試驗機，其徑向極限載荷為140 kN，加載速率為140 kN/s。試驗結果顯示，在加載至120 kN附近時，有7個寬內圈軸承出現內圈外倒角開裂現象，而窄內圈軸承在加載至140 kN時全部完好無損。

2軸承內圈結構受力分析

針對上述現象，采用Abaqus對GEW12型軸承的徑向承載試驗進行建模分析。為減少模型的網格數量、縮短計算時間，根據模型對稱性條件[89]，取圖2所示幾何模型的1/2進行分析；網格劃分全部采用C3D8R六面體網格，同時對應力集中（如內孔倒角）處的網格尺寸進行局部加密，確保模型的計算精度。模型中各零部件的材料參數見表1。模型中對工裝底座的底部端面施加固定約束，軸承所受的徑向載荷設置在加載板頂部端面，數值為徑向極限載荷的1/2，即140 kN/2=70 kN。

2.1內圈位移分布

寬內圈和窄內圈在相同徑向極限載荷作用下的位移分布（放大20倍）見圖4。從位移最大值和最小值的差來看，寬內圈的最大變形量為0.245 2-0.139 3=0.105 9 mm，而窄內圈則為0.293 4-0.225 1=0.068 3 mm，顯然前者的變形程度大于后者。從變形趨勢來看，軸承內圈內孔兩端頂部區域的變形相比其他區域要大得多，特別是寬內圈的臺階部分有上翹的趨勢。這是因為試驗工裝芯軸受壓彎曲，所以造成軸承中間部位下陷而兩端向上彎曲。從總體上來看，在相同結構尺寸情況下，寬內圈的結構剛度弱于窄內圈。

2.2內圈等效應力分布

根據有限元分析的計算結果，提取2種內圈的等效應力云圖進行對比（見圖5），觀察內圈的應力集中情況。由圖5a）可見，寬內圈在徑向極限載荷的作用下，上半球部分的等效應力約為600 MPa，兩端臺階處的等效應力在1 200 MPa左右，說明臺階區域出現應力集中現象，總體顯示該處等效應力比中間厚壁位置要大一倍，而且內孔倒圓角根部出現最大值1 330 MPa。圖5b）顯示窄內圈的應力集中在內孔上半邊緣處的局部區域，而且內孔倒角根部出現最大等效應力值1 479 MPa，其余上半球承載區域應力水平約為500 MPa。從應力集中程度上來看，窄內圈的等效應力最大值要高于寬內圈。這主要是因為在相同徑向載荷作用下，窄內圈內孔承載面積比寬內圈小，所以造成倒角應力集中更加嚴重。

一般而言，等效應力數值越大，說明軸承內圈的應力集中越顯著，更容易導致結構破裂。然而，實際現象表明窄內圈在同等極限載荷下并未發生破裂，顯然單純以等效應力數值來判定軸承破裂失效并不合理，需要輔以主應力的分布進一步判斷。

下面從三向主應力的分布情況進一步討論內圈開裂的原因。

2.3內圈主應力分布

GEW12型軸承內圈材料為GCr15，熱處理硬度為HRC56±2，經力學性能測試可知材料斷后延伸率低，數值約為5%，說明該材料在經過淬火和回火熱處理后強度高而塑性差。在單軸拉伸試驗中，試樣在拉伸載荷達到一定數值時會出現突然的脆性破斷現象，而沒有像Q235低碳鋼那樣在標距范圍區域出現較大塑性變形的縮頸。由此可見，GCr15材料在熱處理硬度高達HRC56時呈現出脆性斷裂的特征，故軸承內圈在應力集中部位，特別是主應力為拉應力的情況下容易發生脆性開裂。

寬內圈和窄內圈在徑向極限載荷下的第一主應力分布云圖分別見圖6和7，圖中標注出主應力最大和最小值處的三向主應力數值。為便于區分，將第一主應力小于0的區域設為黑色。顯然，寬內圈和窄內圈的頂部球冠受到外圈向下載荷的作用，使得該區域受壓，第一主應力表現為壓應力；寬內圈的兩側端部臺階出現較大范圍的深紅色區域，而窄內圈僅在內孔倒角處出現小范圍的紅色區域，這些部位是內圈第一主應力最大之處，表現為拉應力。根據試驗結果可知，軸承受到徑向載荷時的端部倒角是裂紋的萌生之處。為研究內圈開裂原因，分別提取端部第一主應力最大值和最小值處的三向主應力數值，結果見表2，詳細位置見圖6和7。

由第2.2節的等效應力分布可知：寬內圈和窄內圈的最大等效應力均發生在內孔倒角的根部，但是該部位的第一主應力數值卻變為最小，呈現為壓應力；第一主應力最大值處出現外移現象，分別發生在寬內圈的外倒角和窄內圈的端面；從三向主應力數值來看，寬內圈的外倒角處第一主應力最大值為1 353 MPa，超過屈服強度1 310 MPa，第二主應力較小且表現為拉應力，第三主應力為壓應力；窄內圈端面內倒角根部的第一主應力最大值為1 047 MPa，低于材料屈服強度1 310 MPa，而第二和第三主應力均為壓應力。由此可見，在相同徑向極限載荷作用下，寬內圈在外倒角部位的拉應力數值比窄內圈內倒角的大，此處更容易發生破裂。由于軸承內圈的內孔在外載荷作用下往往處于三向壓應力狀態，裂紋無法產生或擴張延伸，所以當內圈局部區域的最大主應力數值超過材料屈服強度時，裂紋將從該區域萌生并擴展，進而引起內圈整體開裂。這與材料力學的強度理論吻合，塑性材料在三向拉應力作用下會發生脆性斷裂，而脆性材料在三向壓應力作用下則表現出塑性屈服的現象。[10]

實踐表明，寬內圈開裂時的裂紋主要萌生于外倒角處，而很少發生在內孔倒角處，這與理論分析顯示的寬內圈在端部臺階外倒角出現主應力過大的現象吻合。為此，在使用寬內圈軸承時，應對端部臺階的結構進行適當修改，以避免端部主應力過大而發生破裂失效。

3結論

（1）從內圈的位移結果來看，寬內圈的結構剛度比窄內圈弱，在承受徑向極限載荷時由于內圈兩端面跨度大從而造成內圈中部變形量大。

（2）在相同結構尺寸下，窄內圈內孔承載接觸面積比寬內圈要小，使得窄內圈內孔倒角最大等效應力值比寬內圈大，應力集中更嚴重。

（3）從主應力分布來看，寬內圈端部臺階外倒角的破裂失效，主要原因可能是最大主應力數值超過材料屈服強度引起裂紋的萌生和擴展，而非等效應力過大引起。

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