白峭峰

（太原科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，太原 030024）

軸瓦是內(nèi)燃機(jī)滑動軸承的一個重要零部件，其結(jié)構(gòu)和性能會對內(nèi)燃機(jī)的性能、工作可靠性及壽命產(chǎn)生重要影響。軸瓦工作環(huán)境較為苛刻，承受較大的沖擊力、工作表面溫度高，且受潤滑劑中雜質(zhì)的磨損等因素致使軸瓦成為易損件。軸瓦主要失效形式有：嵌入和拉傷、偏磨、疲勞、咬合、腐蝕和瓦背微動磨損等。隨著內(nèi)燃機(jī)日益向高速、大功率、低能耗方向發(fā)展，對軸瓦的性能有了更高的要求：抗疲勞強(qiáng)度高、耐磨性好、抗腐蝕性好及順應(yīng)性好等［1］。

旋壓成形工藝作為現(xiàn)代塑性加工技術(shù)的一個重要分支，被認(rèn)為是制造高強(qiáng)度筒形件最有效的成形方法。強(qiáng)力旋壓在普通旋壓工藝的基礎(chǔ)上發(fā)展起來，其成形工藝能夠改變材料的晶粒組織，抗疲勞性、耐磨性及材質(zhì)硬度等性能顯著提高［2］。因此，研究軸瓦的強(qiáng)力旋壓工藝具有很好的現(xiàn)實(shí)意義。

1 翻邊軸瓦加工現(xiàn)狀

翻邊軸瓦即止推軸瓦，止推軸瓦按其止推邊與半圓軸瓦之間的連接結(jié)構(gòu)分有整體式翻邊軸瓦和組合式翻邊軸瓦。軸瓦材料方面，鋁基合金和銅基合金由于較好的疲勞強(qiáng)度成為現(xiàn)代內(nèi)燃機(jī)滑動軸承的主流，載荷較大的內(nèi)燃機(jī)軸瓦一般采用承載能力較高的銅基合金。

目前軸瓦加工工藝主要有以下幾種：1）通過鍛造工藝將毛坯材料加工成瓦殼→離心澆注合金層后切分→對各功能結(jié)構(gòu)進(jìn)行精加工；該方法成品率較低，成本相對較高。2）由2條金屬帶通過翻邊和其他工藝直接成形為半圓式結(jié)構(gòu)軸瓦；該結(jié)構(gòu)具有一定的優(yōu)越性，但工藝難度較大，國內(nèi)生產(chǎn)受限［3］。3）滾壓成形。先用模具沖壓成半圓形，然后用滾輪翻邊，即：壓彎→滾壓翻邊→整形。該方法需要特定的滾壓翻邊模具，且翻邊工藝難度較大。4）沖壓成形。需要掌握好板料變形規(guī)律，采用最佳工藝方案，才能獲得合格的制件［4］。5）落料→翻邊→滾彎成形→機(jī)加工。該工藝基本滿足外圓貼合度要求，但成品疲勞強(qiáng)度不足［5］。

現(xiàn)有的工藝很難同時滿足軸瓦外圓貼合度及疲勞強(qiáng)度等要求。為了解決軸瓦的質(zhì)量問題，需要改進(jìn)現(xiàn)有的加工工藝。因此，提出通過強(qiáng)力旋壓成形工藝提高軸瓦疲勞強(qiáng)度，并借助計算機(jī)輔助設(shè)計軟件ANSYS，計算了加工過程中的相關(guān)重要參數(shù)，理論分析了利用旋壓工藝加工翻邊軸瓦的可行性。

2 加工工藝分析

強(qiáng)力旋壓工藝已在工程實(shí)踐中有較好的應(yīng)用效果，其可以使材料的組織結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能均發(fā)生變化，組織晶粒度細(xì)小且具有纖維狀的特征；變形條件好；表面質(zhì)量更好；抗拉強(qiáng)度和硬度均有提高，因此，強(qiáng)力旋壓的產(chǎn)品性能顯著提高。選取整體式軸瓦，材料為錫青銅，采用銅棒通過強(qiáng)力旋壓成形，再進(jìn)行機(jī)加工。擬定的加工工藝流程為：下料→強(qiáng)力旋壓→車加工止推邊→油槽油孔加工→車加工止推邊外圓等→車端面→倒角圓角→線切割→壓定位唇→加工瓦口削薄量→精加工內(nèi)圓。

旋壓軸瓦的工藝難點(diǎn)為：

1）旋壓尺寸的確定。如果直接按照止推邊外圓直徑為基準(zhǔn)進(jìn)行旋壓，止推邊間的工作段需要機(jī)加工完成，旋壓效果不明顯。因此，采用階梯式旋壓，只對止推邊間的部分進(jìn)行旋壓，即預(yù)留出止推邊的厚度尺寸后起旋，旋過止推邊間距長度尺寸后停止，再對兩止推邊根部進(jìn)行機(jī)加工處理。實(shí)際工況中，止推邊根部并沒有過高的強(qiáng)度要求，且止推邊間的有效作用尺寸小于止推邊間距，因而旋壓成品能夠滿足其強(qiáng)度要求。

2）旋壓成品為整圓筒形件，要得到兩半式翻邊軸瓦需進(jìn)行切分，但平均切分后得到的兩部分均不能滿足軸瓦的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)——半周長高出度的要求；且GB/T 1151—2012《內(nèi)燃機(jī) 主軸及連桿軸瓦 技術(shù)條件》規(guī)定了軸瓦在工作中與軸承座之間的貼合度和過盈量，以防止軸瓦發(fā)生轉(zhuǎn)動、保證具有良好的導(dǎo)熱性。如果直接將旋壓工藝尺寸定為軸瓦圖紙要求尺寸，將無法滿足工藝條件。因此，通過適當(dāng)增大旋壓軸瓦直徑，經(jīng)線切割后平均分為2個近半圓件，再將每個半圓件壓入專用模具中（模具的內(nèi)圓面直徑與軸瓦圖紙要求的外圓面直徑相等），使軸瓦發(fā)生微量的彈塑性變形，從而滿足其貼合度及半周長高出度的要求。

3 計算及校核

以某型內(nèi)燃機(jī)用翻邊軸瓦為例，其參數(shù)見表1，三維模型如圖1所示。

表1 翻邊軸瓦參數(shù)Tab.1 Parameters of flanged bushing mm

圖1 翻邊軸瓦三維模型Fig.1 The 3D model of flanged bushing

3.1 理論值計算

軸瓦經(jīng)旋壓后壓入胎模，近似完成一次裝配（圖2）。壓入前、后軸瓦整體體積不變，由于受到軸向阻力，長度方向不會發(fā)生變化，因此，裝配前、后軸瓦橫截面積不變。胎模上、下模間隙等于軸瓦壁厚，故壁厚也不發(fā)生變化。

圖2 軸瓦壓入模具前、后對比圖Fig.2 Comparison diagram of before and after bushing pressured into themold

標(biāo)準(zhǔn)軸瓦和增大直徑后軸瓦截面如圖3、圖4所示，由于軸瓦截面面積相等，因此，可求得增大直徑后軸瓦的扇環(huán)形。

圖3 標(biāo)準(zhǔn)軸瓦橫截面示意圖Fig.3 Schematic cross section of tandard bushing

圖4 增大直徑后軸瓦的橫截面示意圖Fig.4 Schematic cross section of increase the diameter of bushing

設(shè)軸瓦成形件的內(nèi)半徑為r1，外半徑為r2，增大直徑后軸瓦的內(nèi)半徑為r′1，外半徑為r′2，所求角度為θ，則由S1=S2得

示例中，r1=42.5 mm，r2=47.5 mm，則r′1，r′2取不同的值時，將得到不同的θ。當(dāng)r′2分別取47.6，47.7，47.8，47.9，48.0 mm時對應(yīng)的θ見表2。

表2 不同外徑對應(yīng)的角度Tab.2 Different outer diameter corresponding to the angle

3.2 參考接觸應(yīng)力值仿真計算

將切分后軸瓦件壓入胎膜后，要求軸瓦與模具間具有軸瓦在實(shí)際工況下所需要滿足的貼合度，并滿足一定的接觸應(yīng)力。文獻(xiàn)［6］進(jìn)行了大量分析后認(rèn)為，裝配過盈量為0.08～0.12 mm時接觸應(yīng)力滿足相關(guān)要求，因此，這里取過盈量為0.1 mm時的應(yīng)力值作為參考。

利用ANSYS軟件進(jìn)行仿真計算。選取實(shí)際工況中相關(guān)參數(shù)，如瓦座采用硬質(zhì)鋼，E1=2.02×105MPa，μ1=0.3；軸瓦選用錫青銅，E2=1.1×105MPa，μ2=0.33。計算得到軸瓦與瓦座過盈量為0.1 mm時的應(yīng)力分布如圖5所示，軸瓦與瓦座配合整體的等效應(yīng)力值為50.194～244.407 MPa，軸瓦的等效應(yīng)力值為207.618～244.407 MPa，接觸應(yīng)力為25.322～27.293 MPa。

圖5 軸瓦與瓦座過盈量為0.1 mm時的應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution of bushing and tile when the interference is 0.1 mm

4.3 強(qiáng)度校核

軸瓦需滿足的主要性能要求：1）軸瓦與瓦座貼合度大于85%；2）具有一定的接觸應(yīng)力；3）材料變形應(yīng)力在屈服極限范圍內(nèi)（錫青銅為620 MPa）。

實(shí)際工況中軸瓦的主要工作部分為止推邊間隙內(nèi)圓筒，因?yàn)樘ツげ蛔冃?，作剛體處理，因此，取二分之一模型簡化計算。不同旋壓尺寸的軸瓦和瓦座的相對位置不同，取軸瓦的徑向位移為邊界條件，故需針對不同情況計算初始位移邊界條件值。

r′2為47.6mm，θ為0.2°，對應(yīng)弧長為0.15mm，而線切割現(xiàn)階段使用的常用鉬絲直徑為0.16 mm，其余量無法滿足現(xiàn)有線切割設(shè)備切分損耗量。

r′2為47.7 mm時，軸瓦的等效應(yīng)力為106.152～310.117 MPa＜620 MPa（圖6a），而接觸應(yīng)力為23.056～89.006 MPa（圖6b），基本滿足接觸應(yīng)力的要求。但切割加工難度較大，對操作員及設(shè)備要求較高。

r′2為47.8 mm時，軸瓦等效應(yīng)力為77.144～475.961 MPa＜620 MPa（圖7a），且應(yīng)力值大于350 MPa的部分出現(xiàn)在軸瓦內(nèi)徑瓦口處（后續(xù)瓦口削薄量的銑削工藝可改善應(yīng)力集中）；而軸瓦與胎膜間的接觸應(yīng)力為32.106～71.093 MPa（圖7b），較過盈量為0.1 mm時的接觸應(yīng)力（25.322～27.293 MPa）大，較好地滿足了接觸應(yīng)力要求。

圖7 軸瓦應(yīng)力分布（r′2為47.8 mm）Fig.7 Stree distribution of bushing

r′2為47.9 mm時，軸瓦的等效應(yīng)力超過了所選材料的屈服極限，等效接觸應(yīng)力仍有較大部分為0，無法滿足性能要求。

綜上所述，簡化模型仿真計算得到當(dāng)軸瓦r′2為47.8 mm時，滿足了各項性能要求，為理想旋壓工藝尺寸。

3.4 增加止推邊后軸瓦的校核計算

還原翻邊軸瓦實(shí)際模型，在模型中增加止推邊，計算r′2為47.8 mm時應(yīng)力分布如圖8所示。軸瓦的等效應(yīng)力為43.936～307.459 MPa，接觸應(yīng)力為31.186～93.067 MPa，滿足性能要求，且應(yīng)力集中出現(xiàn)在瓦口處，可以通過后工序瓦口銑削得到改善。

圖8 增加止推邊后軸瓦應(yīng)力分布（r′2為47.8 mm）Fig.8 Stress distribution of thrust bushing

3.5 修改彈性模量后軸瓦的校核計算

文獻(xiàn)［6］得出結(jié)論，旋壓后錫青銅的彈性模量值為1.29×105MPa（有力的說明強(qiáng)力旋壓改變了材料性能），因此，進(jìn)一步修改軸瓦建模時設(shè)定的彈性模量值，進(jìn)行新的校核計算。在r′2為47.8 mm時，得到軸瓦的等效接觸應(yīng)力為90.468～558.172 MPa＜620 MPa（圖9a），接觸應(yīng)力為37.651～83.373 MPa（圖9b），滿足了接觸應(yīng)力要求。

圖9 修改彈性模量后軸瓦的應(yīng)力分布（r′2為47.8 mm）Fig.9 Stress distribution of bushing after modify the elastic modulus

4 結(jié)束語

提出通過旋壓成形技術(shù)提高軸瓦的力學(xué)性能，采用階梯式旋壓方法解決翻邊厚度問題，以過盈量為0.1 mm時的應(yīng)力情況為參考，仿真計算得到了各可能尺寸在下一步工藝中的性能滿足情況，并通過進(jìn)一步還原軸瓦模型，修正旋壓軸瓦彈性模量值驗(yàn)證了計算結(jié)果的可行性，可以為基于強(qiáng)力旋壓的軸瓦生產(chǎn)工藝提供借鑒。