側向沖擊對輪轂軸承性能影響的試驗研究*

張高峰,黃德杰,靳 陽,高 柯,李 凱,王建華

(浙江萬向精工有限公司,浙江 杭州 311215)

0 引 言

輪轂軸承是汽車底盤的關鍵零部件之一。在車輛行駛過程中,若車輪受到外界較大沖擊,輪轂軸承的滾道表面會產生凹痕,使軸承在運轉過程中產生行駛異響,并引起早期失效[1,2]。經調查,輪轂軸承沖擊失效所占三包售后件的比例較高[3]。因此,輪轂軸承的沖擊失效現象應引起有關人士的重視,并加以改善。

目前,國內外對于用臺架試驗研究沖擊引起輪轂軸承性能衰退的研究較少。其中,HOU P P等[4]用頻譜峰度(SK)分析和包絡頻譜分析的方法,研究了沖擊強度對軸承滾道局部缺陷的影響。LIU J等[5]提出了具有不同邊緣形狀的局部缺陷對軸承運轉時振動加速度變化(TVIF)的模型,認為滾動軸承滾道上局部缺陷的邊緣形狀對于軸承運轉中振動加速度頻譜的峰值頻率影響很小。還有CUI L L[6]、AI X L[7]等對滾動軸承缺陷故障的振動響應信號進行了定量分析,并得到了振動響應與故障尺寸之間的關系。GUILLERMO E M E等[8]通過建立滾動軸承壽命模型,研究了凹痕尺寸、載荷和潤滑狀態對軸承性能的影響,發現潤滑狀態對壓痕損傷軸承的壽命影響較大。

雖然以上均是針對沖擊引起輪轂軸承性能衰退的研究,但是目前關于軸承滾道表面壓痕缺陷對于振動響應、頻率以外的性能影響還沒有完整、深入的研究。

本文從試驗角度出發,研究輪轂軸承在不同沖擊載荷條件下對產品滾道的損傷程度,進一步研究不同的損傷程度對產品性能的影響,包括振動噪音、力矩剛性、耐久壽命性能,為研究開發抗沖擊型輪轂軸承提供參考。

1 沖擊路況對輪轂軸承特性的影響

筆者以軸承單元為研究對象,其軸承結構及與周邊轉向節、驅動軸、剎車盤、輪輞、輪胎匹配關系,如圖1所示。

圖1 驅動輪輪轂軸承安裝狀態

車輪在路面行駛時,沖擊模式表現為兩種:側向沖擊和正向沖擊。其中,側向沖擊載荷的力臂為車輪半徑,而正向沖擊載荷的力臂為車輪偏距,因車輪半徑遠大于車路偏距,側向沖擊引起的彎矩值遠大于正向沖擊,輪轂軸承的沖擊損傷主要來源于側向沖擊。當車輪承受到劇烈的側向沖擊時,沖擊力傳遞至輪轂軸承,滾道表面發生塑性變形,進一步導致輪轂軸承在運轉振動水平、力矩剛性水平、接觸疲勞耐久性能上發生較大的變化。

基于以上分析可知,沖擊載荷對輪轂軸承性能影響的傳遞路徑如圖2所示。

圖2 沖擊損傷發展路徑

2 沖擊試驗設計

基于沖擊對于輪轂軸承總成性能的影響分析,筆者通過設計相關試驗來研究沖擊載荷對輪軸承性能影響規律,從而評估沖擊損傷對產品性能的影響程度。

筆者選取同批次試驗軸承,保持所有被試驗樣品在材質、熱處理、加工尺寸、裝配預緊上均具有較好的一致性;為降低隨機誤差,每個等級沖擊載荷試驗2套樣品,在數據處理時,取平均值進行分析。

試驗研究規劃表如表1所示。

表1 試驗研究規劃表

參考GM汽車布氏壓痕試驗方法與萬向集團企業試驗規范[9,10],筆者以2 kN/s的加載速率在車輪半徑處加載,然后在1 s內釋放全部載荷。

試驗原理圖如圖3所示。

圖3 布氏壓痕試驗原理圖

3 沖擊試驗結果與分析

3.1 不同沖擊下的滾道應力水平

在沖擊試驗中,若假設滾道的接觸狀態仍滿足Hertz接觸理論,則此處對不同沖擊載荷條件下的滾道接觸應力進行計算分析[11-13],獲得的接觸應力計算結果如表2所示。

表2 不同載荷條件下的接觸應力計算結果

從理論計算結果可以看出,車輪在1.0 g側向加速度載荷以上,滾道接觸應力已超過4 200 MPa,達到了滾道材料塑性變形階段,會引起滾道表面壓痕缺陷損傷。隨著彎矩水平的增加,滾道接觸應力也逐漸增加,在相同側向載荷條件下,軸承外側滾道的應力比內側滾道應力更高。

3.2 壓痕深度分析

筆者對完成壓痕試驗后的樣品進行拆解、清洗,然后利用圓度儀對各個拆解零件的滾道進行逐行掃描,從而獲得滾道壓痕深度結果。筆者提取滾道2處位置的壓痕數據,第一處是滾道最大壓痕深度同時記錄發生位置,第二處是理論接觸角部位的壓痕深度。

壓痕深度結果匯總如表3所示。

表3 不同載荷條件下的壓痕深度結果

注:發生位置為離滾道擋邊的軸向距離,以上壓痕值單位為μm,發生位置單位為mm

滾道壓痕與接觸應力關系圖如圖4所示。

圖4 滾道壓痕與接觸應力關系圖

接觸應力與壓痕擬合關系式如表4所示。

表4 接觸應力與壓痕擬合關系式

根據表3的測量結果可知:

(1)隨著載荷的增加,滾道壓痕深度逐漸增加。接觸角位置壓痕深度小于最大壓痕值,隨著軸向載荷的增加,軸承鋼球與滾道的實際接觸角度會逐漸偏離原始設計接觸角;

(2)在相同載荷下,外圈內、外側滾道接觸角處壓痕深度要遠高于內圈、法蘭滾道壓痕深度。因此,在占主導的直線行駛使用工況下,側向沖擊載荷對于外圈滾道損傷更加明顯;

(3)根據理論計算與試驗結果可獲得接觸應力與滾道壓痕深度的擬合函數關系式,如圖4、表4所示;

(4)在相同載荷條件下,外圈外側滾道壓痕深度較外圈內側更深,該結果與表2中的接觸應力計算結果是吻合的。原始接觸角位置距離滾道擋邊的垂直距離是3.0 mm,從表3數據分析可知:外側滾道,如外圈外側與法蘭盤滾道最大壓痕偏近于滾道擋邊區域而遠離理論接觸角,在載荷大于1.4 g條件下,法蘭上的壓痕已經蔓延至滾道擋邊位置,在該處發生急劇應力突變;內側滾道,如外圈內側與內圈滾道最大壓痕仍保持在接觸角附近區域。這種特征解釋了外側滾道的損傷高于內側滾道的原因;

(5)內圈零件較外圈與法蘭零件壓痕深度更淺,是由于內圈零件采用軸承鋼材料整體淬回火工藝,外圈和法蘭零件采用碳素鋼表面感應淬回火工藝,因此,內圈零件不僅基體硬度高于外圈與法蘭零件,而且滾道區域的硬度也高于外圈與法蘭零件。從擬合函數看,外圈與法蘭盤零件壓痕與接觸應力的擬合關系為冪函數,而內圈壓痕與接觸應力的擬合關系為線性函數,該特征與所選用材質、熱處理是密切相關的。

3.3 壓痕形貌特征分析

隨著載荷的增加,鋼球與滾道的接觸應力逐漸增大,滾道表面塑性變形加劇,滾道表面塑性變形壓痕數量與深度也隨之變化。

筆者提取了兩個外圈外側滾道分別在1.3 g與1.5 g下的壓痕特征圖,如圖5所示。

圖5 外圈外側壓痕特征圖(左側1.3 g,右側1.5 g)

通過統計分析壓痕數量深度可發現壓痕的特征,如表5所示。

表5 不同滾道壓痕數量分布/個

根據壓痕分布的特征進行分析可知:

(1)在相同載荷條件下,同一列鋼球分別與外圈、內圈兩個滾道接觸所引起的壓痕數量相同,不同列之間的壓痕數量存在差異;同時,發現按照之前的規律,載荷越大,最大壓痕深度越深,但是壓痕的個數不呈現出隨載荷增加而增多的特征;

(2)通過對相同載荷下兩個樣品的滾道壓痕數量分析發現,即使載荷相同,所形成的壓痕數量以及對應的每個壓痕的深度仍呈現出差異,該現象的產生主要是因為內部軸承鋼球分布與軸向力加載方向存在一定的相位差異。

試驗中鋼球方位特征如圖6所示。

圖6 試驗中鋼球方位特征

因鋼球在軸承內部呈現隨機分布,導致鋼球B1與軸向加載力存在一定的相位角α。鋼球與軸向力的相位角α在0°～(360/鋼球數)°之間隨機分布,從而產生了鋼球不同的載荷分布,不同的壓痕特征,也可以解釋壓痕數量不隨載荷增加而增多的原因。

4 軸承沖擊對軸承性能影響

根據第1節沖擊路況對輪轂軸承特性影響分析可知,沖擊試驗后輪轂軸承滾道表面會產生損傷,影響軸承總成的振動特性、力矩剛性水平、耐久性壽命。因此,筆者通過開展多組對比試驗,來分析沖擊對振動噪音、剛性、耐久壽命的影響規律。

4.1 沖擊對振動噪音影響

針對兩組試驗樣品,在沖擊試驗前后,筆者根據萬向集團企業試驗規范[14],采用振動試驗系統,采集0～140 km/h不同轉速下的直線行駛工況下的振動數據,其結果如圖7所示。

圖7 壓痕對振動噪音影響

考慮到振動測試中固有的背景振動以及振動測量的相對特性,筆者提取出壓痕深度對振動增比的影響函數關系,如圖8所示。

圖8 壓痕深度對振動增幅的影響

從振動測試結果可看出:

(1)同批次不同軸承樣品在同一轉速條件下的振動偏差在5%左右,且同一樣品隨著車速的增加,其振動水平也增加;

(2)輪轂軸承振動水平隨著壓痕深度的增加而增加,以100 km/h時速評估,在接觸角處壓痕總深度不超過3.6 μm(1.0 g)條件下,振動增比將在1%以下,但當壓痕總深達到4.61 μm(1.1 g)以上時,振動增比將在7%以上。因此,當沖擊工況載荷超過1.1 g時,其振動影響顯著增加。

4.2 沖擊對力矩剛性影響

4.2.1 力矩剛性試驗方法

結合大眾、寶馬、通用汽車等OEM力矩剛性測試規范,筆者采用力矩剛性試驗系統[15]對試驗樣品進行0～2 kN·m力矩范圍內的剛性試驗。

剛性試驗原理圖如圖9所示。

圖9 剛性試驗原理圖

筆者在車輪半徑處施加軸向載荷Fa,通過4個位移傳感器D1、D2、D3、D4測量試驗樣品在力矩作用下傾角變化特征,通過力矩剛性計算公式得出實測結果。

在試驗中,筆者保持所有樣品外圈零件與加載臂的相對相位關系與實車安裝關系一致;而不同樣品鋼球相對相位關系按照實車的特征隨機分布,不刻意控制其一致性,否則會對力矩剛性試驗結果產生一定的偏差影響。

4.2.2 力矩剛性試驗結果與分析

因軸承滾道存在一定深度的壓痕影響了軸承總成的預緊程度,從而導致軸承力矩剛性發生一定程度的衰退。

壓痕試驗前后不同力矩下的剛性趨勢如圖10所示。

圖10 沖擊對力矩剛性的影響

在1.2 kN·m力矩下,剛性降比隨壓痕總深度的變化趨勢如圖11所示。

圖11 壓痕深度對剛性的影響

從剛性測試結果可看出:

(1)同批次不同軸承樣品在同一載荷條件下的振動偏差在8%左右,同一樣品在小力矩階段,隨力矩增加剛性下降,在1 kN·m后,剛性逐漸趨于穩定;

(2)輪轂軸承力矩剛性水平隨著力矩增加而下降;以1.2 kN·m力矩評估,在接觸角處壓痕總深不超過3.6 μm(1.0 g)條件下,力矩剛性降比將在1%以下;但當壓痕總深達到10.01 μm(1.3 g)以上時,力矩剛性降比將在7%以上。因此,當沖擊工況載荷超過1.3 g時,其力矩剛性影響顯著增加。

4.3 壓痕對耐久性壽命的影響

4.3.1 耐久性試驗方法

一般耐久性試驗載荷譜如表6所示。

表6 一般耐久性試驗載荷譜

筆者對未沖擊與沖擊樣件開展疲勞耐久性試驗,試驗全程監測試驗樣品的表面溫度、振動加速度,用以判斷軸承的運轉狀態,從而進行失效判斷。

試驗加載模式采用旋轉件加載,從而模擬車輪的實際受載特征,在試驗樣品表面溫度超過90 ℃時,引入自然風進行冷卻,在溫度低于80 ℃條件下,停止冷卻。

4.3.2 試驗結果與分析

根據以上載荷譜,筆者開展耐久性壽命試驗,其試驗結果如表7所示。

表7 壽命試驗結果匯總表

產品試驗后,法蘭失效的照片如圖12所示。

圖12 法蘭等間距剝落照片

從試驗樣品的結果分析可以看出:

(1)零件的失效取決于零件自身滾道的損傷,在1.3 g以內載荷所形成的滾道塑性損傷,外圈滾道壓痕不大于7 μm,內圈滾道壓痕不大于1 μm,法蘭滾道壓痕不大于5 μm,對輪轂軸承的壽命不構成影響;而當法蘭盤的壓痕深度超過6 μm,對輪轂軸承的壽命產生影響;

(2)在1.3 g載荷條件下,側向沖擊雖然會引起噪音增大與剛度下降,但對產品的接觸疲勞壽命無顯著影響。

5 結束語

針對輪轂軸承受側向沖擊后滾道表面缺陷及總成性能退化問題,筆者采用GM布氏壓痕試驗方法模擬側向沖擊工況,之后對滾道表面特征進行了提取分析,再對壓痕缺陷樣品進行了振動噪音、力矩剛性、一般耐久測試的試驗方法,表征了輪轂軸承性能的衰退程度。主要研究結論如下:

(1)基于滾道接觸應力與壓痕深度的函數擬合方法,軸承外圈與法蘭盤滾道壓痕深度與接觸應力呈非線性關聯,內圈壓痕深度與接觸應力呈線性關系。隨著側向沖擊載荷的增大,外圈外側滾道與法蘭盤滾道最大壓痕深度位置更接近擋邊位置,表明外側滾道受載損傷程度高于內側滾道。當側向加速度達到1.4 g時,法蘭滾道最大壓痕位置達到擋邊處,產生急劇應力突變,才會對軸承耐久壽命產生顯著影響;

(2)基于軸承振動噪音試驗和力矩剛性試驗可得,當車輪受到一定程度的側向沖擊時,輪轂軸承振動和力矩剛性水平衰退明顯。當側向載荷達到1.1 g時,軸承振動增加比例超過7%,當達到1.3 g時,軸承力矩剛性水平下降比例超過7%。該分析研究結果可為開發抗沖擊型輪轂軸承的滾道結構和接觸應力設計提供試驗參考依據。

另外,在后續研究中,筆者將從輪轂軸承結構設計、熱處理改進等角度出發,開展提高軸承抗沖擊損傷能力方面的研究。