宽内圈关节轴承径向极限承载破裂失效原因

摘要： 对端部有台阶（宽内圈）和无台阶（窄内圈）关节轴承施加相同的径向极限载荷时，寬内圈端部台阶发生破裂失效现象，而窄内圈却完好无损。为分析台阶破裂原因，采用有限元方法对2种内圈结构进行径向极限承载分析，从位移、等效应力和主应力等3个方面分别描述两者之间的区别。结果表明：宽内圈端部台阶的局部应力集中部位最大等效应力值较小，但是该部位的变形量较大；第一主应力呈拉应力状态且其数值已超过材料的屈服强度，是造成宽内圈开裂的主要原因。

关键词： 宽内圈； 径向静载； 破裂失效； 等效应力； 主应力； 变形； 轴承

中图分类号： V229.2文献标志码： 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

基金项目： 国家科技支撑计划（2014BAF08B03）

作者简介： 林志埙（1982—），男，汉族，福建漳平人，工程师，研究方向为关节轴承的结构设计、强度计算、动力学分析，

（Email）15892012278@163.com0引言

自润滑关节轴承由内圈、外圈和自润滑衬垫组成，可承受较大载荷，有旋转、摆动、调心等功能，被广泛用于建筑、机械、起重、车辆、武器、航空航天等领域。[14]宽内圈自润滑关节轴承结构见图1。与常见的轴承内圈相比，此类轴承内圈带有凸台结构，可以起到调节轴承安装轴向跨距、增大结构摆动角度的作用，然而该凸台的内孔结构形状设计对轴承的径向极限承载能力有一定的影响。

1轴承径向承载试验

根据AS81820D标准[5]对轴承进行径向极限承载试验时，往往会遇到轴承破裂失效的问题[67]，即试验施加的载荷尚未达到理论计算的极限载荷值，内圈端部外倒角便出现破裂现象，而且裂纹沿着轴向从外倒角向球面方向延伸。轴承径向加载试验示意见图2。为研究轴承宽内圈破裂失效的原因，取GEW12型轴承为例，其内圈材料为GCr15，热处理硬度为HRC56±2。设计2种内圈结构进行比较，见图3。观察2种内圈结构各自在极限径向承载时的破坏失效情况。窄内圈轴承在同批次宽内圈轴承中随意选取并将其台阶加工去除而获得，仅从结构角度验证破裂问题，排除其他因素的影响。试验根据AS81820D标准的要求开展，2种内圈的样品数量各为10个。试验设备采用CMT5105型电子式万能试验机，其径向极限载荷为140 kN，加载速率为140 kN/s。试验结果显示，在加载至120 kN附近时，有7个宽内圈轴承出现内圈外倒角开裂现象，而窄内圈轴承在加载至140 kN时全部完好无损。

2轴承内圈结构受力分析

针对上述现象，采用Abaqus对GEW12型轴承的径向承载试验进行建模分析。为减少模型的网格数量、缩短计算时间，根据模型对称性条件[89]，取图2所示几何模型的1/2进行分析；网格划分全部采用C3D8R六面体网格，同时对应力集中（如内孔倒角）处的网格尺寸进行局部加密，确保模型的计算精度。模型中各零部件的材料参数见表1。模型中对工装底座的底部端面施加固定约束，轴承所受的径向载荷设置在加载板顶部端面，数值为径向极限载荷的1/2，即140 kN/2=70 kN。

2.1内圈位移分布

宽内圈和窄内圈在相同径向极限载荷作用下的位移分布（放大20倍）见图4。从位移最大值和最小值的差来看，宽内圈的最大变形量为0.245 2-0.139 3=0.105 9 mm，而窄内圈则为0.293 4-0.225 1=0.068 3 mm，显然前者的变形程度大于后者。从变形趋势来看，轴承内圈内孔两端顶部区域的变形相比其他区域要大得多，特别是宽内圈的台阶部分有上翘的趋势。这是因为试验工装芯轴受压弯曲，所以造成轴承中间部位下陷而两端向上弯曲。从总体上来看，在相同结构尺寸情况下，宽内圈的结构刚度弱于窄内圈。

2.2内圈等效应力分布

根据有限元分析的计算结果，提取2种内圈的等效应力云图进行对比（见图5），观察内圈的应力集中情况。由图5a）可见，宽内圈在径向极限载荷的作用下，上半球部分的等效应力约为600 MPa，两端台阶处的等效应力在1 200 MPa左右，说明台阶区域出现应力集中现象，总体显示该处等效应力比中间厚壁位置要大一倍，而且内孔倒圆角根部出现最大值1 330 MPa。图5b）显示窄内圈的应力集中在内孔上半边缘处的局部区域，而且内孔倒角根部出现最大等效应力值1 479 MPa，其余上半球承载区域应力水平约为500 MPa。从应力集中程度上来看，窄内圈的等效应力最大值要高于宽内圈。这主要是因为在相同径向载荷作用下，窄内圈内孔承载面积比宽内圈小，所以造成倒角应力集中更加严重。

一般而言，等效应力数值越大，说明轴承内圈的应力集中越显著，更容易导致结构破裂。然而，实际现象表明窄内圈在同等极限载荷下并未发生破裂，显然单纯以等效应力数值来判定轴承破裂失效并不合理，需要辅以主应力的分布进一步判断。

下面从三向主应力的分布情况进一步讨论内圈开裂的原因。

2.3内圈主应力分布

GEW12型轴承内圈材料为GCr15，热处理硬度为HRC56±2，经力学性能测试可知材料断后延伸率低，数值约为5%，说明该材料在经过淬火和回火热处理后强度高而塑性差。在单轴拉伸试验中，试样在拉伸载荷达到一定数值时会出现突然的脆性破断现象，而没有像Q235低碳钢那样在标距范围区域出现较大塑性变形的缩颈。由此可见，GCr15材料在热处理硬度高达HRC56时呈现出脆性断裂的特征，故轴承内圈在应力集中部位，特别是主应力为拉应力的情况下容易发生脆性开裂。

宽内圈和窄内圈在径向极限载荷下的第一主应力分布云图分别见图6和7，图中标注出主应力最大和最小值处的三向主应力数值。为便于区分，将第一主应力小于0的区域设为黑色。显然，宽内圈和窄内圈的顶部球冠受到外圈向下载荷的作用，使得该区域受压，第一主应力表现为压应力；宽内圈的两侧端部台阶出现较大范围的深红色区域，而窄内圈仅在内孔倒角处出现小范围的红色区域，这些部位是内圈第一主应力最大之处，表现为拉应力。根据试验结果可知，轴承受到径向载荷时的端部倒角是裂纹的萌生之处。为研究内圈开裂原因，分别提取端部第一主应力最大值和最小值处的三向主应力数值，结果见表2，详细位置见图6和7。

由第2.2节的等效应力分布可知：宽内圈和窄内圈的最大等效应力均发生在内孔倒角的根部，但是该部位的第一主应力数值却变为最小，呈现为压应力；第一主应力最大值处出现外移现象，分别发生在宽内圈的外倒角和窄内圈的端面；从三向主应力数值来看，宽内圈的外倒角处第一主应力最大值为1 353 MPa，超过屈服强度1 310 MPa，第二主应力较小且表现为拉应力，第三主应力为压应力；窄内圈端面内倒角根部的第一主应力最大值为1 047 MPa，低于材料屈服强度1 310 MPa，而第二和第三主应力均为压应力。由此可见，在相同径向极限载荷作用下，宽内圈在外倒角部位的拉应力数值比窄内圈内倒角的大，此处更容易发生破裂。由于轴承内圈的内孔在外载荷作用下往往处于三向压应力状态，裂纹无法产生或扩张延伸，所以当内圈局部区域的最大主应力数值超过材料屈服强度时，裂纹将从该区域萌生并扩展，进而引起内圈整体开裂。这与材料力学的强度理论吻合，塑性材料在三向拉应力作用下会发生脆性断裂，而脆性材料在三向压应力作用下则表现出塑性屈服的现象。[10]

实践表明，宽内圈开裂时的裂纹主要萌生于外倒角处，而很少发生在内孔倒角处，这与理论分析显示的宽内圈在端部台阶外倒角出现主应力过大的现象吻合。为此，在使用宽内圈轴承时，应对端部台阶的结构进行适当修改，以避免端部主应力过大而发生破裂失效。

3结论

（1）从内圈的位移结果来看，宽内圈的结构刚度比窄内圈弱，在承受径向极限载荷时由于内圈兩端面跨度大从而造成内圈中部变形量大。

（2）在相同结构尺寸下，窄内圈内孔承载接触面积比宽内圈要小，使得窄内圈内孔倒角最大等效应力值比宽内圈大，应力集中更严重。

（3）从主应力分布来看，宽内圈端部台阶外倒角的破裂失效，主要原因可能是最大主应力数值超过材料屈服强度引起裂纹的萌生和扩展，而非等效应力过大引起。

参考文献：

[1]贺东斌， 冯元生. 航空关节轴承的可靠性分析[J]. 机械强度， 1995， 17（1）： 2931.

HE D B， FENG Y S. Reliability analysis for the spherical plain bearing[J]. Journal of Mechanical Strength， 1995， 17（1）： 2931.

[2]何两加. T型自润滑关节轴承介绍[J]. 机械工程师， 2011（4）： 127128.

HE L J. T type selflubricating spherical plain bearings[J]. Mechanical Engineer， 2011（4）： 127128.

[3]王兆昌. 挤压型铝合金自润滑关节轴承性能研究[J]. 轴承， 2015（8）： 3640.

WANG Z C. Study on performance for selflubricating spherical plain bearings extruded in aluminum alloy[J]. Bearing， 2015（8）： 3640.

[4]李科委， 沈雪瑾， 陳有光， 等. 衬垫自润滑关节轴承研究现状与展望[C]// 第八届全国摩擦学大会论文集. 广州， 2007： 171176.

[5]Bearings， plain， selfaligning， selflubricating， low speed oscillation： AS81820D[S].

[6]段宏瑜， 刘红宇， 朱淋淋. 基于Workbench的自润滑关节轴承失效分析及优化设计[J]. 轴承， 2016（9）： 5256.

DUAN H Y， LIU H Y， ZHU L L. Failure analysis and optimal design for selflubricating spherical plain bearings based on Workbench[J]. Bearing， 2016（9）： 5256.

[7]刘子昊， 李祥松. 变幅油缸关节轴承开裂分析[J]. 煤矿机械， 2016， 37（2）： 190191. DOI： 10.13436/j.mkjx.201602079.

LIU Z H， LI X S. Luffing cylinder bearing joints crack analysis[J]. Coal Mine Machinery， 2016， 37（2）： 190191. DOI： 10.13436/j.mkjx.201602079.

[8]石亦平， 周玉蓉. Abaqus有限元分析实例详解[M]. 北京： 机械工业出版社， 2006： 165207.

[9]李英， 李宝福， 李如琰. 自润滑关节轴承接触应力分析[J]. 轴承， 2016（5）： 3236.

LI Y， LI B F， LI R Y. Analysis on contact stress of selflubricating spherical plain bearings[J]. Bearing， 2016（5）： 3236.

[10]刘鸿文. 材料力学[M]. 4版. 北京： 高等教育出版社， 2004： 212253.（编辑武晓英）第26卷 第6期2017年12月计 算 机 辅 助 工 程Computer Aided EngineeringVol.26 No.6Dec. 2017