衡紅星，潘為民，程?hào)|華，時(shí)可可，侯森

(1.河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，河南洛陽(yáng) 471003；2.河南科技大學(xué),高端軸承摩擦學(xué)技術(shù)與應(yīng)用國(guó)家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室，河南洛陽(yáng) 471003；3.洛陽(yáng)LYC軸承有限公司，河南洛陽(yáng) 471000)

0 前言

軸承作為航空裝備的關(guān)鍵基礎(chǔ)件，其性能、壽命及可靠性是決定整機(jī)性能、壽命及可靠性的關(guān)鍵因素。因此，高性能、高壽命的航空軸承是保證航空裝備具有高可靠性的關(guān)鍵[1]。

我國(guó)航空軸承研制起步較晚，經(jīng)歷了從尺寸精度到材料等方面的多輪攻關(guān)。目前我國(guó)航空軸承的制造技術(shù)水平有了較大發(fā)展和提高，但與國(guó)外先進(jìn)水平相比，在部分關(guān)鍵技術(shù)上仍存在差距。

SKF、FAG、NSK等國(guó)外軸承公司已開始探索耐熱鋼、高溫滲碳鋼制軸承零件滾道殘余應(yīng)力，但這些研究成果在公開的文獻(xiàn)資料中鮮有提及。國(guó)內(nèi)清華大學(xué)、西安交通大學(xué)、河南科技大學(xué)等院校從不同方面研究了殘余應(yīng)力對(duì)軸承疲勞壽命的影響，但也僅限于理論和仿真層面，沒有形成實(shí)際的殘余應(yīng)力控制方法。同時(shí)，疲勞壽命偏低是影響國(guó)內(nèi)高性能滾動(dòng)軸承市場(chǎng)占有率的一個(gè)關(guān)鍵因素[2]。研究發(fā)現(xiàn)：在規(guī)范安裝、維護(hù)良好的情況下，軸承疲勞損傷是軸承失效的主要形式，而滾道粗糙度提高到一定水平之后，滾道殘余應(yīng)力是影響疲勞壽命和可靠性的主要因素。

國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者的研究表明：當(dāng)軸承滾道存在殘余壓應(yīng)力時(shí)，能夠有效抑制軸承滾道裂紋的產(chǎn)生和惡化；反之，殘余拉應(yīng)力對(duì)滾道裂紋的產(chǎn)生起促進(jìn)作用。因此滾道殘余壓應(yīng)力能有效保持軸承使用精度和壽命。

航空軸承壽命是制約航空裝備提升的關(guān)鍵問(wèn)題，提升壽命就需要提高軸承制造技術(shù)水平，而軸承滾道殘余應(yīng)力控制方法是我國(guó)航空軸承制造必須攻克的關(guān)鍵技術(shù)之一。

本文作者針對(duì)航空軸承內(nèi)套圈滾道磨削工藝特點(diǎn)，對(duì)套圈滾道磨削殘余應(yīng)力進(jìn)行了熱力耦合仿真，并根據(jù)仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)磨削工藝進(jìn)行了優(yōu)化，對(duì)提高國(guó)產(chǎn)航空軸承內(nèi)套圈滾道磨削殘余應(yīng)力有一定的指導(dǎo)意義。

1 國(guó)內(nèi)外軸承套圈滾道殘余應(yīng)力現(xiàn)狀分析

1.1 國(guó)外軸承套圈滾道應(yīng)力現(xiàn)狀分析

為了了解國(guó)外軸承內(nèi)套圈滾道的殘余應(yīng)力情況，收集15個(gè)型號(hào)的國(guó)外軸承樣品，檢測(cè)了8Cr4Mo4V鋼制軸承套圈6個(gè)型號(hào)。部分檢測(cè)數(shù)據(jù)見表1。

表1 國(guó)外軸承套圈的滾道殘余應(yīng)力檢測(cè)數(shù)據(jù)

分析表1數(shù)據(jù)可知：

(1)國(guó)外8Cr4Mo4V鋼制軸承內(nèi)套圈滾道殘余應(yīng)力平均值-581.8 MPa，殘余應(yīng)力值變化區(qū)間-442.5～-663.29 MPa；

(2)國(guó)外8Cr4Mo4V鋼制軸承內(nèi)套圈滾道殘余應(yīng)力測(cè)量9個(gè)點(diǎn)的值較3個(gè)點(diǎn)的值變化區(qū)間大，但在可控范圍內(nèi)；

(3)國(guó)外8Cr4Mo4V鋼制軸承內(nèi)套圈滾道應(yīng)力值與套圈的尺寸關(guān)聯(lián)度不大。

1.2 國(guó)內(nèi)軸承套圈滾道殘余分析

對(duì)國(guó)內(nèi)5個(gè)型號(hào)8Cr4Mo4V鋼制軸承內(nèi)套圈進(jìn)行滾道應(yīng)力檢測(cè)，結(jié)果見表2。

表2 國(guó)內(nèi)軸承樣品套圈滾道殘余應(yīng)力測(cè)量數(shù)據(jù)

分析表2數(shù)據(jù)可知：

(1)國(guó)內(nèi)8Cr4Mo4V鋼制軸承內(nèi)套圈滾道殘余殘余應(yīng)力平均值-436.7 MPa，殘余應(yīng)力值變化區(qū)間-291.9～-787.3 MPa；

(2)國(guó)內(nèi)8Cr4Mo4V鋼制軸承內(nèi)套圈滾道殘余應(yīng)力值與套圈的尺寸關(guān)聯(lián)度不大。

1.3 國(guó)內(nèi)外軸承套圈滾道殘余應(yīng)力對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)樣品的分組及數(shù)據(jù)處理，利用所得的國(guó)內(nèi)外8Cr4Mo4V鋼制軸承套圈樣本的滾道殘余應(yīng)力值數(shù)據(jù)進(jìn)一步進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見表3。

表3 國(guó)內(nèi)外軸承樣品滾道殘余應(yīng)力對(duì)比分析結(jié)果單位：MPa

結(jié)果表明：國(guó)內(nèi)8Cr4Mo4V鋼制軸承套圈滾道殘余壓應(yīng)力值比國(guó)外的低，滾道殘余應(yīng)力比國(guó)外的范圍跨度大且離散性大。因此，現(xiàn)階段國(guó)內(nèi)軸承與國(guó)外同類軸承差距較大。

根據(jù)以上試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，將國(guó)外同類航空軸承套圈滾道殘余應(yīng)力值范圍作為研究目標(biāo)。

2 軸承套圈滾道殘余應(yīng)力的數(shù)值計(jì)算

2.1 軸承材料分析

8Cr4Mo4V是萊氏體半高速鋼，具有良好的綜合性能，包括硬度高且均勻、良好的耐磨性和接觸疲勞壽命。該鋼在室溫至260 ℃下壓縮屈服強(qiáng)度基本不變,回火硬度高,高溫環(huán)境下尺寸穩(wěn)定性好, 時(shí)效尺寸變化量小于0.001 mm[3]。該材料制成的軸承在尺寸穩(wěn)定性和耐磨性方面表現(xiàn)優(yōu)異，且有較長(zhǎng)的接觸疲勞壽命，工作可靠性高。但高溫加熱時(shí)，氧化和脫碳的傾向較大，不利于磨削。

8Cr4Mo4V軸承套圈內(nèi)外的殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力[4]，且總體呈現(xiàn)周期性釋放的特征，導(dǎo)致軸承套圈尺寸增大;在120～250 ℃溫度范圍內(nèi)，二次碳化物的含量隨著溫度的升高而增加，但在300 ℃時(shí)基本保持不變。在工作溫度下試驗(yàn)0～100 h時(shí)，影響尺寸變化的主要因素是殘余壓應(yīng)力的釋放，導(dǎo)致軸承套圈尺寸增大；在100～250 h內(nèi)，二次碳化物的析出是影響軸承套圈尺寸減小的主要因素；而在250～300 h時(shí)，主要影響因素變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力的釋放，導(dǎo)致軸承套圈尺寸增大。因此殘余壓應(yīng)力的大小直接影響軸承的尺寸穩(wěn)定性和可靠性。加工出合適殘余壓應(yīng)力的軸承套圈對(duì)于提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性和可靠性至關(guān)重要。

2.2 套圈磨表面殘余應(yīng)力有限元模型

隨著有限元技術(shù)的不斷發(fā)展，利用有限元模型分析套圈表面殘余應(yīng)力可以很好地模擬磨削過(guò)程。本文作者選用有限元仿真軟件ABAQUS。

2.2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

選用D4286707KN3W軸承作為建模對(duì)象。建模時(shí)考慮到軸承套圈邊緣圓角對(duì)滾道的表面殘余應(yīng)力沒有影響和便于網(wǎng)格劃分，將模型的邊緣簡(jiǎn)化為直角進(jìn)行建模，建立了內(nèi)徑φ34.95 mm、外徑φ40.542 mm的幾何模型。網(wǎng)格總數(shù)16 236，選擇單元類型為八結(jié)點(diǎn)線性六面體C3D8R。磨削采用外圓切入式磨削。砂輪型號(hào)MA150L5V60(70%粒度為Al2O3磨料，陶瓷結(jié)合劑)，砂輪直徑de=510 mm，寬度b=8 mm，磨削參數(shù)及材料參數(shù)分別見表4、表5。

表4 磨削參數(shù)

表5 8Cr4Mo4V材料參數(shù)

2.2.2 移動(dòng)熱源

根據(jù)趙瑞莎[5]的研究，三角形熱源更符合套圈外圓磨削。以精磨為例，本文作者選用金灘的傳熱模型[6-7]進(jìn)行計(jì)算：

磨削區(qū)發(fā)熱總功率為

P=Ftvs

(1)

磨削區(qū)接觸弧長(zhǎng)為

(2)

接觸面積

S=lc×b

(3)

磨削過(guò)程產(chǎn)生的總的熱流強(qiáng)度為

qt=P/S

(4)

磨削熱傳導(dǎo)到套圈、砂輪、磨屑和磨削液，即

qt=qw+qs+qch

(5)

傳入工件的熱量傳導(dǎo)因素

(6)

工件材料熱特性

(7)

砂輪傳入工件的熱比率

(8)

變形磨屑厚度

(9)

磨屑傳入工件的熱比率

(10)

傳入工件的熱比率

(11)

利用三角形熱源模型分析，磨削溫度場(chǎng)計(jì)算見式(12)：

(12)

式中：κ、κg、vs、γ分別為導(dǎo)熱系數(shù)、磨粒材料的導(dǎo)熱系數(shù)、砂輪工作表面線速度、磨屑成屑區(qū)剪切應(yīng)變。

在有限元軟件ABAQUS中可以編寫以下程序DFLUX，在熱源模塊將其導(dǎo)入。部分子程序內(nèi)容如下：

DFLUX(FLUX,SOL,JSTEP,JINC,TIME,NOEL,NPT,COORDS,JLTYP,

1 TEMP,PRESS,SNAME)

INCLUDE ′ABA_PARAM.INC′

DIMENSION COORDS(3),FLUX(2),TIME(2)

HARACTER*80 SNAME

q=100000

C thi=5/360*2*3.14159

d=0.18*TIME(2)

R=20.271

x=COORDS(1)

y=COORDS(2)

z=COORDS(3)

x0=0

y0=R*cos(d)

z0=R*sin(d)

a=2

b=0.7

c=2

PI=3.1415

heat=6*sqrt(3.0)*q/(a*b*c*PI*sqrt(PI))

sh=exp(-3*(x-x0)**2/a**2-3*(y-y0)**2/b**2-3*(z-z0)**2/c**2)

C JLTYP=1

if(TIME(2).le.170)then

C if(z.lt.0.005.and.z.ge.0.001)then

C if(z=0.001)then

FLUX(1)=heat*sh

else

FLUX(1)=0

endif

2.2.3 磨削力模型

磨削力是磨削過(guò)程中產(chǎn)生的砂輪與工件之間切削作用和摩擦力的總和。一般將磨削力分解成互相垂直的3個(gè)分力來(lái)研究[8]。磨削力3個(gè)分力如圖1所示。即:

F=Fn+Ft+Fa

式中:Fn為法向磨削力；Ft為切向磨削力；Fa為軸向磨削力。

圖1 磨削力分解示意

法向磨削力和切向磨削力對(duì)套圈的彈性變形、振動(dòng)﹑磨削余量、加工精度及磨削功率的大小有直接影響。對(duì)于軸向磨削力,雖然從一個(gè)磨粒的角度來(lái)看,這個(gè)分力很大,但由于各磨粒具有隨機(jī)分布的正負(fù)傾角，而使其各分力相互抵消，因此總磨削分力不大，與前2個(gè)力相比是很小的，故軸向分力Fa忽略不計(jì)。

根據(jù)賀長(zhǎng)生等[9]的研究結(jié)論：

式中：R為砂輪半徑；g為一個(gè)磨粒磨削的深度;γ為磨粒的圓錐半頂角;ap為砂輪磨削深度;ω為有效磨粒間隔;vw為工件圓周速度;vs為砂輪圓周速度;vf為縱向進(jìn)給速度；r為工件半徑;R為砂輪半徑;ε為影響系數(shù)，約為0.2～0.5。

磨削力的加載通過(guò)集中力的形式，建立參考坐標(biāo)系，分別在徑向和軸向加載分力，加載效果如圖2所示。

圖2 磨削力加載模型

2.2.4 磨削殘余應(yīng)力

滾道磨削殘余應(yīng)力分布如圖3所示。有限元仿真的滾道殘余應(yīng)力值為-602.1 MPa，與實(shí)測(cè)值的平均值-579.1 MPa相比誤差在4%。可知有限元模型的誤差值較小，可以利用該有限元模型進(jìn)行軸承內(nèi)套圈殘余應(yīng)力分析。

圖3 有限元仿真滾道殘余應(yīng)力分布

3 磨削參數(shù)優(yōu)化及試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 影響內(nèi)套圈殘余應(yīng)力關(guān)鍵工序確定

對(duì)各個(gè)加工過(guò)程的軸承零件進(jìn)行表面應(yīng)力檢測(cè)，根據(jù)各個(gè)工序?qū)Ρ砻鎽?yīng)力的影響程度確定對(duì)表面應(yīng)力產(chǎn)生影響的關(guān)鍵工序。共完成了14個(gè)型號(hào)軸承套圈的100組試驗(yàn)檢測(cè)，包含深溝球軸承、圓柱滾子軸承、圓錐滾子軸承、三點(diǎn)接觸球軸承四大類型，各工序應(yīng)力狀況統(tǒng)計(jì)見圖4。分析圖4可知：套圈磨削加工后的滾道均為壓應(yīng)力，初磨工序、細(xì)磨工序的滾道殘余應(yīng)力無(wú)明顯的提升和變化；終磨工序較前工序應(yīng)力值有大幅度增長(zhǎng)，經(jīng)與目標(biāo)值對(duì)比可知，終磨工序后的滾道殘余應(yīng)力值已滿足研究指標(biāo)要求；但隨著精研工序的進(jìn)行，滾道殘余應(yīng)力值呈下降趨勢(shì)，平均應(yīng)力下降260 MPa，即使采用超精磨工序，滾道殘余應(yīng)力仍無(wú)改善，明顯低于目標(biāo)值。因此識(shí)別出影響滾道殘余應(yīng)力的關(guān)鍵工序?yàn)榻K磨工序、精研工序、超精磨工序。

圖4 套圈應(yīng)力分布

3.2 影響內(nèi)套圈磨削殘余應(yīng)力關(guān)鍵因素確定

采用控制變量法對(duì)不同工藝參數(shù)加工的軸承內(nèi)套圈進(jìn)行試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)表面應(yīng)力進(jìn)行檢測(cè)與分析，總結(jié)影響內(nèi)套圈滾道殘余應(yīng)力的關(guān)鍵因素。

(1)進(jìn)給速度

選取D207KN3WU初磨工序和C276209KN3WU終磨工序進(jìn)行進(jìn)給速度工藝試驗(yàn)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表6。

表6 進(jìn)給速度工藝試驗(yàn)檢測(cè)數(shù)據(jù)

由表6可以看出：不同的進(jìn)給速度，套圈表面殘余應(yīng)力也是不同的，在一定范圍內(nèi)表面應(yīng)力會(huì)隨著進(jìn)給速度的變大而變大，但是進(jìn)給速度過(guò)大，應(yīng)力值反而降低，所以進(jìn)給速度存在一個(gè)臨界值，并不是越大越好，因此將進(jìn)給速度作為項(xiàng)目的一個(gè)關(guān)鍵因素進(jìn)行研究。

(2)磨具特性

在軸承套圈滾道加工中，有一些型號(hào)的軸承為了提高表面微觀質(zhì)量常用精研工藝。精研工藝和精磨工藝主要的區(qū)別在于使用的砂輪粒度不同，粒度越大對(duì)提高工件表面質(zhì)量作用越明顯。

由表7和表8可以看出：終磨工序之后采取精研(棕剛玉砂輪)會(huì)導(dǎo)致滾道殘余壓應(yīng)力值大幅度降低，但是終磨之后采取精磨(220粒度白剛玉砂輪)滾道殘余壓應(yīng)力值降低幅度較小。

表7 精研產(chǎn)品檢測(cè)數(shù)據(jù)單位：MPa

表8 精磨產(chǎn)品檢測(cè)數(shù)據(jù)單位：MPa

根據(jù)實(shí)際加工情況分析，如果采用220粒度砂輪替代石墨砂輪，在獲得較好的表面微觀質(zhì)量的基礎(chǔ)上，可避免滾道殘余壓應(yīng)力值的大幅度降低。這與砂輪的磨料特性具有正相關(guān)性：棕剛玉磨料具有一定的硬度和韌性，具有較強(qiáng)的磨削能力，能承受很大的壓力[10]；白剛玉的質(zhì)地比棕剛玉更純凈，硬度略高于棕剛玉，韌性比棕剛玉低，在磨削過(guò)程中磨粒不易磨鈍，即使磨鈍后也容易破裂而形成新的鋒利刃口，因此，白剛玉的切削性能良好。而且，磨削過(guò)程中發(fā)熱量小，且磨削力小[11]。綜上所述，磨具特性也是影響套圈滾道殘余應(yīng)力的一個(gè)關(guān)鍵因素。

(3)超精磨油石壓力

相關(guān)研究表明，油石壓力對(duì)超精磨工序套圈滾道殘余壓應(yīng)力值有重要影響[12]。為此作者選定型號(hào)D206KN3WU，采用控制變量法改變油石壓力進(jìn)行工藝試驗(yàn)。

從表9可以看出：按照原工藝進(jìn)行超精磨加工，滾道殘余壓應(yīng)力值整體都是下降的趨勢(shì)，而對(duì)D206KN3WU軸承改變超精磨油石壓力之后，滾道殘余壓應(yīng)力值都有不同程度的變化，可見超精磨油石壓力對(duì)滾道殘余應(yīng)力有一定影響，為此將超精磨油石壓力作為一個(gè)關(guān)鍵因素。但是從表9也可以看出：加工過(guò)程中油石壓力并不是越大越好，而是存在一個(gè)臨界值。因?yàn)橛褪瘔毫^(guò)大，會(huì)造成加工表面粗糙度升高，也可能產(chǎn)生大量磨削熱，影響加工表面質(zhì)量。所以找到適當(dāng)?shù)挠褪瘔毫Γ浅スば颢@得較大壓應(yīng)力值的關(guān)鍵。

表9 超精磨試驗(yàn)應(yīng)力檢測(cè)數(shù)據(jù)

3.3 套圈工藝優(yōu)化及試驗(yàn)驗(yàn)證

3.3.1 噴丸工藝試驗(yàn)

依照目前常規(guī)工藝路線，套圈的表面應(yīng)力值難以達(dá)到預(yù)期目標(biāo)。根據(jù)前期跟蹤數(shù)據(jù)，擬在第一次附加回火后增加噴丸工序?qū)μ兹Ρ砻孢M(jìn)行強(qiáng)化處理，提升套圈工作表面應(yīng)力。

選取深溝球軸承D110KN3W/02進(jìn)行噴丸工藝試驗(yàn)。第一次附加回火后對(duì)滾道表面進(jìn)行了噴丸，并對(duì)表面應(yīng)力進(jìn)行了檢測(cè)，見表10。

表10 D110KN3W/02不同噴丸時(shí)間應(yīng)力檢測(cè)數(shù)據(jù)單位：MPa

由表10可知：附加回火工序?qū)μ兹ぷ鞅砻鎽?yīng)力值無(wú)明顯影響；噴丸強(qiáng)化處理可以改善套圈工作表面應(yīng)力值；在噴丸工藝參數(shù)都不變的情況下，隨著噴丸時(shí)間的變化，工作表面應(yīng)力值在一定時(shí)間內(nèi)達(dá)到峰值，并不會(huì)因噴丸時(shí)間的增加而持續(xù)增長(zhǎng)。

3.3.2 工藝優(yōu)化

通過(guò)工藝試驗(yàn)數(shù)據(jù)和有限元仿真分析后，以D110KN3WU為樣品，附加回火后對(duì)滾道表面進(jìn)行40 min噴丸處理后，制定滾道加工工藝，見表11。

表11 D110KN3WU滾道加工工藝參數(shù)

3.3.3 工藝試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)優(yōu)化后的工藝參數(shù)進(jìn)行工藝試驗(yàn)，將國(guó)外同類產(chǎn)品的表面殘余應(yīng)力檢測(cè)結(jié)果作為目標(biāo)值進(jìn)行對(duì)比。檢測(cè)結(jié)果見表12。

表12 D110KN3WU優(yōu)化工藝方案后的應(yīng)力分布 單位：MPa

套圈工藝試驗(yàn)總結(jié)：

(1)通過(guò)工藝試驗(yàn)，優(yōu)化后的工藝流程：初磨-噴丸-細(xì)磨-終磨-精磨-超精能有效增大套圈的滾道殘余壓應(yīng)力，且能夠滿足項(xiàng)目要求。

(2)選用合適的進(jìn)給量和磨具，有利于控制滾道殘余應(yīng)力值。

按照優(yōu)化工藝加工，滾道殘余應(yīng)力值都達(dá)到了技術(shù)指標(biāo)，新的工藝流程和工藝參數(shù)都可以滿足套圈滾道殘余應(yīng)力的要求。

4 結(jié)論

通過(guò)給8Cr4Mo4V鋼制航空軸承內(nèi)套圈附加回火工序后增加噴丸工序、適當(dāng)增加套圈滾道磨削進(jìn)給速度和精磨階段采用220目砂輪代替石墨砂輪提高了內(nèi)圈滾道殘余壓應(yīng)力，達(dá)到了國(guó)外同類產(chǎn)品的殘余壓應(yīng)力水平。