陳龍，左傳偉，閆佳飛，邱明，夏新濤

(1.河南科技大學 機電工程學院，河南 洛陽 471003；2.五洲新春集團有限公司，浙江 新昌 312500)

1 概述

轉(zhuǎn)盤軸承的套圈材料一般選用符合GB/T 699—1999規(guī)定的50Mn鋼或符合GB/ T 3077—1999規(guī)定的42CrMo鋼，套圈滾道表面淬火，硬度要求為55～62 HRC；滾動體采用GCr15鋼或者GCr15SiMn鋼制造，材料應符合GB/T 18254—2002的規(guī)定。對于一些工況條件較為苛刻的轉(zhuǎn)盤軸承，如風力發(fā)電機偏航與變槳軸承、盾構機主軸軸承等，一般采用42CrMo鋼作為轉(zhuǎn)盤軸承的套圈材料，42CrMo鋼材料成分及不同標準對比見表1。風力發(fā)電機偏航、變槳軸承一般采用兩點、四點或八點接觸的單、雙排球結構的轉(zhuǎn)盤軸承[1]，鋼球應符合GB/T 308—2002的規(guī)定。

轉(zhuǎn)盤軸承內(nèi)部的載荷分布狀態(tài)決定了固定圈與活動圈之間的相對位移、軸承的剛性以及受載最大鋼球位置與最大載荷值，因而轉(zhuǎn)盤軸承的載荷分布一直受到極大關注[2]。在準確計算轉(zhuǎn)盤軸承的載荷分布后，必須明確GCr15鋼球與42CrMo鋼制套圈之間接觸應力的許用水平，方能計算該軸承的承載能力、壽命以及可靠性問題[3-4]。文獻[5]認為轉(zhuǎn)盤軸承接觸應力的許用水平應該是承受最大載荷的滾動體與滾道接觸中心處產(chǎn)生總永久變形量為滾動體直徑的1×10-4倍時的接觸應力；文獻[6]則認為此值應為3×10-4，并給出淬硬層深度大于0.1倍鋼球直徑、硬度不低于55 HRC的42CrMo鋼制轉(zhuǎn)盤軸承套圈的點接觸許用接觸應力為3 850 MPa的經(jīng)驗值，但并未給出此經(jīng)驗值的來源和依據(jù)。文獻[7]利用直線型滾子和平板對壓試驗研究了滾子與42CrMo鋼線接觸的許用應力。

表1 不同標準規(guī)定的42CrMo材料牌號與化學成分對比

由于風力發(fā)電機用轉(zhuǎn)盤軸承(尤其是變槳軸承[8])工況的特殊性以及較為嚴格的可靠性要求[9-11]，現(xiàn)參考42CrMo鋼制轉(zhuǎn)盤軸承熱處理技術條件[12-15]制備不同硬度與淬硬層深度的42CrMo試樣，并將其與GCr15鋼球?qū)海@得不同的壓痕深度，利用回歸分析方法得到壓痕深度與接觸應力的關系，并最終確定點接觸狀態(tài)下42CrMo鋼的許用應力。

2 試驗方案

選取42CrMo鋼制備試樣，經(jīng)機加工后對試樣表面進行不同的中、高頻表面淬火，獲取不同表面硬度和淬硬層深度的試樣，利用洛氏硬度計測量不同工藝條件下的表面硬度，利用顯微硬度計測試顯微硬度并獲取淬硬層深度。將試樣分成多組硬度與淬硬層深度范圍，采用不同尺寸的滾動體進行壓縮試驗，壓縮后用輪廓儀獲取壓痕深度。其技術路線如圖1所示。

圖1 硬度與淬硬層深度對于壓痕深度影響試驗技術路線

2.1 試樣制備

風力發(fā)電機偏航、變槳軸承鋼球與溝道的實際接觸形式為兩點或四點接觸[3]，鋼球與外圈溝道接觸時，為一段曲率較大的圓弧和鋼球球面的點接觸(圖2a)，鋼球球面和溝道曲率圓的圓心在一個方向；鋼球與內(nèi)圈溝道接觸時，則相反，如圖2b所示。接觸理論計算以及工程實踐均表明，由于曲率方向性問題，內(nèi)圈和鋼球的接觸應力大于外圈與鋼球的接觸應力，同時考慮試樣制備的方便性，選取3根42CrMo棒料作為試樣，直徑為18 mm，長度為100 mm。

圖2 接觸形式

2.2 試驗方法

2.2.1 表面淬火試驗

采用HKHP-22S數(shù)控臥式雙工位淬火機床對試樣表面淬火，該設備可同時對兩件相同的軸類零件一起進行連續(xù)、整體淬火，淬火硬度以及淬硬層深度可通過調(diào)整試樣運動速度以及不同的功率系數(shù)獲得。熱處理過程中在不同的功率系數(shù)下以不同速度運行，獲取12段不同硬度與不同淬硬層深度的試樣，每段試樣的長度約為25 mm。試驗中3根試樣淬火時選擇的功率系數(shù)分別為930，850，930，各試樣的4段速度見表2。第3根試樣和第1根試樣有兩段的速度區(qū)間及功率系數(shù)相同，目的是為了對比不同試樣在相同工藝條件下的淬火效果。

表2 試樣淬火時4段的運行速度 mm/min

采用HR-150A洛氏硬度計測量表面硬度，按照不同的工藝條件，獲取的試樣數(shù)為12段。表面洛氏硬度檢測過程中執(zhí)行標準為JB/T 7361—2007《滾動軸承 零件硬度試驗方法》。

采用MH-6顯微硬度計檢測顯微硬度與淬硬層深度。顯微硬度檢測的執(zhí)行標準為GB/T 4340.1—1999《金屬維氏硬度試驗 第1部分 試驗方法》，淬硬層深度檢測的執(zhí)行標準為GB/T 9451—2005《鋼件薄表面總硬化層深度或有效硬化層深度的測定》。將12段試樣磨光、拋光、浸蝕以顯示欲評定的組織。拋光過程中為避免機械拋光引起的加工硬化，采用電解拋光制備試樣；依據(jù)國標確定壓入載荷；為避免壓痕的彈性回復問題，依據(jù)顯微硬度值的比較標準最終確定顯微硬度值。試樣經(jīng)處理后直徑變?yōu)?7.7 mm。

2.2.2 壓痕試驗

采用DDL-100電子萬能試驗機進行試樣的壓痕試驗，如圖3所示。由于試驗用的試樣以及鋼球的硬度較高，為防止損害試驗機并便于裝夾自制了輔助工裝，如圖3c所示。依據(jù)風力發(fā)電機用偏航、變槳軸承大量使用的鋼球與溝道的曲率比，綜合棒料試樣的直徑尺寸，選取對壓鋼球的直徑為18.526，19.05和19.884 mm。壓制過程中所選用載荷分別為10，20，30，40，50 kN。

圖3 DDL-100電子萬能試驗機

3 試驗數(shù)據(jù)

3.1 表面淬火試驗結果

洛氏硬度的測定值見表3。淬硬層維氏硬度集中于550～650 HV。規(guī)定試樣1在速度1下的試樣編號為1-1，依次類推。試樣1-1選用功率系數(shù)高、速度慢，發(fā)生試樣被淬透的現(xiàn)象，如圖4a所示；試樣1-2淬硬層深度為5.50 mm，深度較深，觀察其維氏硬度曲線圖發(fā)現(xiàn)隨著深度加深硬度下降顯著；試樣1-3淬硬層深度為4.10 mm，淬硬層深度中等，淬硬層硬度變化較小，但維氏硬度曲線圖顯示從表層硬度即開始下降；試樣1-4淬硬層深度為3.20 mm，深度較淺，淬硬層硬度變化較小。試樣2-1(圖4b)與試樣1-1速度一致，功率系數(shù)降低，因而材料未淬透，淬硬層深度仍然較深，為6.75 mm，淬硬層硬度變化較小；試樣2-2淬硬層深度為4.05 mm，深度較深，淬硬層內(nèi)硬度顯著下降；試樣2-3淬硬層深度為3.05 mm，淬硬層深度中等，淬硬層硬度變化較?。辉嚇?-4淬硬層深度為2.45 mm，深度較淺，淬硬層硬度變化較小，淬硬層硬度有上升趨勢。試樣3-1(圖4c)淬硬層深度為4.10 mm，淬硬層硬度變化較?。辉嚇?-2淬硬層深度為3.30 mm，深度較淺，淬硬層硬度變化較??；試樣3-3淬硬層深度為3.05 mm，淬硬層深度中等，淬硬層硬度變化較?。辉嚇?-4淬硬層深度為2.45 mm，深度較淺，淬硬層硬度變化較小，淬硬層硬度有上升趨勢。試樣1-3與3-1，1-4與3-2工藝參數(shù)相同，所獲得的淬硬層深度也很接近，顯微硬度的變化趨勢一致，較好地說明了工藝過程控制的穩(wěn)定性。

表3 表面硬度與淬硬層深度

圖4 不同淬硬層深度、不同硬度時的壓痕深度數(shù)據(jù)

3.2壓痕試驗結果

圖5為試樣上的壓痕，隨著表面硬度、壓力以及加載鋼球直徑的變化，壓痕深度均有變化，壓痕試驗完成后采用輪廓儀獲取壓痕的深度值。

圖5 壓痕照片

圖6為不同淬硬層深度、不同硬度時的壓痕深度數(shù)據(jù)。其中圖6a為不同壓力下不同表面硬度與壓痕深度關系；圖6b為不同壓力下不同淬硬層深度與壓痕深度關系。圖中5組曲線分別為施加10，20，30，40，50 kN載荷時的壓痕深度。每一相同硬度以及淬硬層深度對應的3個點分別為直徑18.526，19.05和19.884 mm鋼球壓入時的壓痕深度值。

圖6 不同淬硬層深度、不同硬度時的壓痕深度數(shù)據(jù)

4 試驗數(shù)據(jù)的分析與處理

根據(jù)圖6可以得到以下定性分析：

(1)數(shù)據(jù)曲線組明顯分段的原因是壓痕深度隨壓力變化而變化，壓力增加，壓痕深度增加；

(2)硬度接近的試樣，在保證基本淬硬層深度的前提下，淬硬層深度越深，壓痕深度有加深的趨勢；

(3)淬硬層深度接近的試樣，硬度越大，則許用應力也越大。由于試樣的硬度集中于51～60 HRC，因而此結論使用范圍僅適用于參與試驗的試樣實際硬度狀態(tài)，不應擴展到更寬的硬度范圍；

(4)對于硬度和淬硬層深度相同的試樣，對壓鋼球的直徑越大，則壓痕深度越淺，這與Hertz接觸理論具有較好的一致性。

根據(jù)Hertz接觸理論計算鋼球與圓柱體的最大接觸應力[16]，計算公式為

(1)

(1)式中各符號的意義見文獻[16]，此處不再贅述。以關聯(lián)壓痕深度(永久變形量)與對壓鋼球直徑的比值來定義鋼球壓入的許用應力，即

(2)

式中：δq/Dw為永久變形量與鋼球直徑的比；m為最大接觸應力的指數(shù)；K為常數(shù)。

為簡化計算，(2)式兩端取對數(shù)

lg(δq/Dw)=mlgσmax+lgK。

(3)

參照文獻[6]的推薦值，規(guī)定鋼球與溝道接觸中心產(chǎn)生永久變形量與鋼球直徑比值為0.000 3時所承受的接觸應力為許用接觸應力。由于對壓鋼球直徑越大，壓痕越淺，以下以18.526 mm鋼球(最小直徑)與試樣1-1對壓的數(shù)據(jù)為例展開分析，計算結果見表4。

表4 壓痕結果數(shù)據(jù)處理

(4)

為了由樣本數(shù)據(jù)得到回歸參數(shù)β0,β1的估計值，使用普通最小二乘估計(OLSE)求解，得

(5)

由于試樣總量較少，因而不能得到樣本的精確分布形式，討論相關性如下。引入Pearson相關系數(shù)

(6)

將以上數(shù)據(jù)代入(6)式，求得相關系數(shù)r=0.972。

將各系數(shù)值代入(4)式，回歸直線方程為

y=-17.422 5+3.915 1x。

(7)

將(7)式變?yōu)?3)式的標準型

δq/Dw=3.78σmax3.915 1×10-18。

(8)

當δq/Dw=0.000 3時，由(8)式得該組試樣的許用接觸應力σH= 3 607.5 MPa，此計算值略低于文獻[6]推薦的3 850 MPa，但較為接近，影響的因素包含表面硬度、接觸時的曲率比等。

5 結束語

針對偏航、變槳軸承的結構形式、材料、熱處理工藝條件開展了試驗研究，判斷了GCr15鋼球與表面淬硬的42CrMo鋼對壓時點接觸下的許用應力，為偏航、變槳軸承的壽命計算與可靠性分析提供了數(shù)據(jù)支撐。

試驗中存在的不足有以下幾個方面。

(1)樣本容量不足。由于試驗成本的問題，制備的試樣總數(shù)為12件，試驗設計中盡可能考慮各種狀態(tài)，但樣本量小對于分析的可靠性有所欠缺，回歸分析雖然獲得較高的Pearson系數(shù)，但無法排除假相關的可能性。

(2)熱處理試驗后未能對組織狀態(tài)進行金相分析，難以說明組織狀態(tài)對于許用應力的影響。

(3)壓痕試驗中試驗機與輔助工裝的剛性不良，對于試驗結果可能產(chǎn)生一定影響，這一部分的影響因素未計入分析。

(4)由于試驗條件的限制，采用對壓的42CrMo鋼的試樣結構形式為棒料，與實際狀況有所差異。