风电轴承钢球冷镦的可行性分析(钢球直径轴承载荷成形)

摘要：针对原风电轴承大尺寸钢球热镦成形工艺耗时长,效率低,耗能大,且钢球组织不致密的问题,提出一种风电轴承钢球冷镦成形工艺。
以直径50,65 mm的钢球为例,建立了钢球棒料尺寸理论计算模型,对钢球冷镦成形过程进行仿真模拟并计算理论压碎载荷,冷镦后的球坯有明显的两极和环带,且等效应力分布均匀,直径50 mm钢球的理论压碎载荷满足要求。
实际加工验证的结果表明直径50 mm钢球的压碎载荷满足要求,直径65 mm钢球的内部组织致密,强度高。
理论和试验均证明风电轴承钢球可采用冷镦成形工艺。

关键词：滚动轴承;风电轴承;球轴承;风力发电机组;钢球;冷镦;压碎载荷;仿真模拟

近年来,风电技术快速发展,风电机组功率由2～3 MW提高至6～10 MW,寿命要求也从10 a增加至20 a。
钢球作为风电轴承的重要零件,其加工质量直接影响轴承的旋转精度、 噪声及寿命[1]。
原风电轴承大尺寸钢球铸造、 热镦成形工艺耗时长,效率低,耗能大,且钢球组织不致密,不能满足目前超大功率风电机组轴承钢球高强度、长寿命的要求。
由于冷镦成形的钢球组织更致密,强度高,因此,对风电轴承钢球冷镦成形工艺进行研究。

关于钢球冷镦成形的研究有:文献[2-4]基于正交试验设计对直径小于10 mm钢球的冷镦成形过程进行了数值分析,并对钢球冷镦成形模具结构进行了优化;文献[5]采用Deform仿真软件对直径8.35 mm锥鼓形球坯进行冷镦仿真模拟,分析球坯锥角对钢球冷镦力及材料利用率的影响,结果表明,直径8.35 mm锥鼓形球坯的最佳球坯锥角为110°;文献[6]研究了采用冷轧成形的钢球热处理工艺,通过适当控制轧制组织可以提高冷镦钢球的强度;文献[7]建立了冷镦球坯体积的计算模型。
在上述研究的基础上,本文建立风电轴承钢球冷镦成形模型,对钢球冷镦成形的可行性进行分析。

不同于普通轴承,风电轴承钢球要求可靠性高,寿命长,精度高,材料一般为GCr15SiMn或GCr15,钢球热处理后的压碎载荷以及硬度需满足GB/T 34891—2017《滚动轴承 高碳铬轴承钢零件 热处理技术条件》。
风电轴承钢球直径为30～70 mm,本文以直径50,65 mm的钢球为例进行分析,钢球材料选用GCr15,其弹性模量为219 GPa,密度为7 830 kg/m3,屈服强度为518.42 MPa,泊松比为 0.3。

棒料冷镦后的球坯如图1所示,由球台、环带和两极3部分组成[7],其体积可表示为

(1)

式中:Dw为球坯直径;B为环带厚度;A为环带宽度;θ为球坯锥角。

图1 冷镦后的球坯

Fig.1 Ball billet after cold heading

棒料冷镦前、后材料体积不变,则棒料体积为

(2)

l=λd ,

式中:d为棒料直径;l为棒料长度;λ为棒料压缩比。

在冷镦成形过程中,型腔直径等于球坯直径,若要镦出球坯,棒料长度应大于型腔直径,而棒料直径应小于型腔直径,即

(3)

由(2),(3)式可知

(4)

棒料冷镦成形后的球坯有两级和环带部分,其体积大于理论成品钢球体积,则

(5)

式中:Vball为成品钢球体积;R1为成品钢球半径。

由(2),(5)式可得

(6)

由(4),(5)式可知当

时,

一定成立。

对于直径50 mm的钢球,由

可得d<43 mm,为使棒料更快地充满型腔,棒料直径不易过小,初步选取d=34 mm,由(2),(6)式可得l>72.088 mm,为使球坯有明显的两极和环带,同时为避免球坯加工余量过大,初步选取l=79.5 mm。

同理,对于直径65 mm的钢球,选用棒料的尺寸为:d=43 mm,l=108 mm。

建立冷镦三维模型并导入Deform仿真软件,如图2所示,采用四面体单元进行网格划分[3-5],划分为8 000个单元,如图3所示。
上模向下的移动速度为12.7 mm/s,最小步长为0.03 mm,总步数为231。

图2 冷镦三维模型

Fig.2 3D model of cold heading

图3 仿真模型网格划分

Fig.3 Meshing of simulation model

冷镦所需的冷镦力及冷镦后的球坯外形如图4所示,球坯有明显的两极和环带。
对于直径50,65 mm的钢球,所需的冷镦力分别为4.78×105,8.09×105 kN,冷镦力随钢球直径增大而增大。

(a) 直径50 mm的钢球

(b) 直径65 mm的钢球

图4 冷镦所需的冷镦力及冷镦后的球坯外形

Fig.4 Required cold heading force and shape of ball billet after cold heading

冷镦后球坯的等效应力如图5所示:球坯等效应力分布均匀,两极和环带处的等效应力大于球台处,且等效应力最大值和最小值随钢球直径增大而减小,说明所选取的棒料尺寸理论上可以冷镦加工出指定的球坯。

(a) 直径50 mm的钢球 (b) 直径65 mm的钢球

图5 冷镦后球坯的等效应力

Fig.5 Equivalent stress of ball billet after cold heading

冷镦成形后的钢球硬度高,需对其进行调质处理或退火等热处理工艺,以降低硬度,提高耐磨性[6],热处理后钢球组织由奥氏体转变为马氏体,钢球强度提高,硬度降低。
风电轴承钢球是否可采用冷镦成形工艺,除观察成形后的球坯外观外,还需计算其压碎载荷是否满足要求。

钢球压碎试验过程中,钢球内能转化为钢球压碎时所做的外功,即

W=FS,

(7)

式中:W为钢球压碎过程所做的功;F为施加的载荷;S为变形量。

在ABAQUS仿真软件中建立钢球模型,将独立的钢球建立6个截面并布置局部种子,种子近似全局尺寸为0.5(单元大小为1 mm),进行网格划分[8],网格类型为C3D8R,网格形状为六面体,几何顺序为线性,最终划分为388 224个单元,如图6所示。
钢球受载压碎为应力失效的过程,故在仿真模型中将钢球设置为可变形体。
钢球选用双线性各向同性硬化模型,服从von-Mises屈服准则。

图6 钢球网格划分模型

Fig.6 Meshing model of steel ball

由于国家标准未规定直径大于50.8 mm钢球的压碎载荷,选用直径50 mm的钢球进行强度仿真试验,通过压力机在钢球上施加外力,外力所做的功如图7所示,其峰值为钢球压碎时外力所做的功,此时压力机输出载荷等于钢球压碎载荷。

图7 外力所做的功

Fig.7 Work done by external forces

由图7可得钢球压碎时外力所做的功为5.8×107 N/mm,钢球压碎过程中的行程为钢球直径,即S=50 mm,则由(7)式可得压碎载荷为1.16×106 N,满足GB/T 34891—2017,说明直径50～65 mm的钢球理论上可采用冷镦成形。

以直径50,65 mm的钢球为例,根据上述理论进行冷镦试验,结果如图8所示:冷镦后的球坯有明显的两极和环带,球面光滑无裂纹,球坯直径分别为51.5,67.2 mm,为后续光球过程留有加工余量。

(a) 直径50 mm的钢球

(b) 直径65 mm的钢球

图8 冷镦后的球坯形貌

Fig.8 Morphology of ball billet after cold heading

对冷镦后的球坯进行系列加工及热处理,得到成品钢球,成品钢球硬度测量结果见表1,满足GB/T 34891—2017的要求。

表1 热处理硬度参数

Tab.1Hardness parameters of heat treatment

选取3粒同规格的钢球进行压碎试验,试验原理如图9所示,保持压头、底座和钢球同轴,中间钢球被压碎后停止试验。
中间钢球压碎过程中的载荷-变形曲线如图10所示:直径50 mm钢球的压碎载荷为1 328.7 kN,满足GB/T 34891—2017的要求;直径65 mm钢球的压碎载荷为1 803.9 kN,国家标准未规定直径大于50.8 mm的钢球压碎载荷,可采用金相组织检验方法。

图9 钢球压碎试验原理图

Fig.9 Schematic diagram of crushing test for steel ball

(a) 直径50 mm的钢球 (b) 直径65 mm的钢球

图10 钢球压碎过程中的载荷-变形曲线

Fig.10 Load-deformation curve during crushing process of steel ball

直径65 mm钢球压碎后的截断面如图11所示,截面平整,无裂缝。
用金相显微镜观察压碎后的截断面,如图12所示,钢球内部凹坑少,无裂缝,马氏体组织呈细针状,满足GB/T 34891—2017中第二级别图中第4级检验要求,冷镦成形钢球的内部组织连接致密,强度高。

图11 钢球截断面示意图

Fig.11 Schematic diagram of truncation surface of steel ball

图12 钢球截断面金相图

Fig.12 Metallographic diagram of truncation surface of steel ball

本文以直径50,65 mm的钢球为例,进行冷镦仿真模拟并计算理论压碎载荷,理论分析表明风电轴承钢球可采用冷镦成形工艺;再进行实际加工验证,直径50 mm钢球的压碎载荷满足要求,直径65 mm钢球的组织致密,强度高,进一步说明了大尺寸钢球冷镦成形的可行性。
但并未对最佳棒料尺寸进行计算,后续有待进一步研究,以减小球坯加工余量。