高速滾動軸承不同磨損階段的油氣潤滑策略研究

袁巨龍，馬立興，王金虎，呂冰海，王東峰,2

(1.浙江工業(yè)大學 機械工程學院超精密加工研究中心，杭州 310023；2.洛陽軸承研究所有限公司，河南 洛陽 471039)

軸承的磨損失效是諸多因素耦合的損傷累積過程，涉及軸承材質、摩擦條件、接觸表面狀態(tài)、潤滑技術等多種因素[1-2]。對滾動軸承磨損失效的數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，滾動軸承磨損失效主要受潤滑狀態(tài)與密封技術的影響[1]。潤滑失效會嚴重影響接觸區(qū)域成膜特性，導致軸承磨損加劇[3]。油氣潤滑是滾動軸承常見的潤滑方式之一，是在傳統(tǒng)潤滑與油霧潤滑基礎上發(fā)展而來的[4]。油氣潤滑條件下潤滑油在軸承腔內(nèi)以氣液兩相流的形態(tài)存在，具有降溫明顯、耗油量低和高效清潔的優(yōu)點，被廣泛應用于高速、超高速角接觸軸承中[5-6]。滾動軸承在高速、超高速工況下，其內(nèi)部接觸區(qū)域的潤滑油膜溫度會急劇升高，制約著軸承極限轉速的提高[7]。同時，高速旋轉的內(nèi)外圈表面與空氣摩擦會產(chǎn)生環(huán)形的空氣流，形成氣簾效應，阻擋油氣對接觸表面的潤滑，使得軸承的潤滑性能下降[8]。

國內(nèi)外許多學者為提高潤滑性能而在潤滑方式、狀態(tài)以及潤滑油參數(shù)等方面進行了大量研究。王建文[9]指出油氣潤滑條件下的滾動軸承存在一個最佳供油量，使得軸承的潤滑效果最好。李松生等[10]通過檢測主軸軸承的油膜電阻和溫度，對軸承內(nèi)部的潤滑狀態(tài)進行表征，確定了最佳潤滑狀態(tài)的存在。李志恒等[11]確定了輸油管道長度、噴嘴個數(shù)、供油量等參數(shù)對圓柱滾子軸承溫升的影響。朱衛(wèi)兵等[12]建立的潤滑模型表明，當轉速和載荷相對較高時,應采用環(huán)下潤滑，但需要保證足夠的供油量。MOON等[13]以潤滑油進入吸水紙時形成的油帶寬度對油氣潤滑的供油率進行表征，說明了供油間隔與油管長度的相互作用對其變化率有較大影響。TIAN等[14]對潤滑油與滾動體的運動特性進行理論建模，推導出潤滑劑的體積百分比與潤滑油流量、氣體壓力、轉速和球徑之間的經(jīng)驗公式。ADENIYI等[15]對航空發(fā)動機軸承保持架與內(nèi)圈之間的油氣流動特性進行研究，指出軸承供油位置不同時潤滑油具有不同流動特性。YAN等[16-17]建立了滾動軸承的準動力學模型并對保持架的溫升進行分析，針對試驗采用的兩種不同潤滑裝置，分析了軸承腔內(nèi)油液的內(nèi)部流動特性和壓力分布情況，得出了不同潤滑裝置下軸承服役過程的最佳供油參數(shù)和運行參數(shù)數(shù)據(jù)。

鑒于此，為了進一步明確高速滾動軸承在疲勞磨損的不同發(fā)展階段所需的最佳潤滑條件，避免因潤滑效果下降而導致的磨損加劇問題，本文通過T08-30軸承高速性能試驗機對H7003C軸承進行油氣潤滑試驗，分別測試了普通鋼制軸承與混合陶瓷球軸承在多種工況下的潤滑效果。通過對試驗結果的分析，可為高速滾動軸承最佳潤滑策略的選擇提供依據(jù)。

1 試 驗

1.1 試驗軸承及設備

試驗采用鋼制角接觸軸承和陶瓷角接觸軸承進行對比，其中鋼制軸承型號為H7003C P4，滾動體與套圈材質均為高碳鉻軸承鋼，密度7.81×103kg/m3；陶瓷球軸承型號H7003C/HQ1 P4，滾動體材質為Si3N4，套圈材質為高碳鉻軸承鋼。兩種型號的角接觸球軸承主要結構參數(shù)相同，詳見表1。

表1 H7003C型角接觸球軸承結構參數(shù)Tab.1 Structural parameters of H7003C angular contact ball bearing

試驗在圖1所示的T08-30高速軸承試驗機上進行，其軸承安裝的軸系結構如圖2所示。該試驗機的最高轉速為60 000 r/min，最大徑向載荷10 KN，最大軸向載荷5 KN，穩(wěn)態(tài)誤差小于±2% FS。試驗前，安裝前后兩套軸承作為試驗軸承，軸向預緊力為100 N。試驗過程中，加壓裝置施加軸向載荷于軸系一端并通過試驗軸傳遞到另一端，PT100熱電阻式溫度傳感器通過試驗裝置外殼上的孔位可直接測量軸承外圈溫度，其測量溫度范圍為-100～300 ℃，熱響應時間小于5 s，允差值±(0.15 ℃+0.002|t|)。電渦流式位移振動傳感器和壓電式振動傳感器分別測量靠近軸承處主軸的振動位移和支撐軸承的振動速度，前者測量位置可通過不同孔位的工裝進行調節(jié)，具體測量位置如圖2所示，兩者的測量量程分別為0～1 800 μm與0～15 mm/s，誤差均小于1% FS。潤滑油采用2.2～100 cSt不同黏度的CastrolMagna主軸錠子油，密度0.86 g/ml，閃點為83 ℃，具有極佳的氧化穩(wěn)定性。油與空氣混合后通過噴嘴進入試驗軸承，噴油量和供油壓力由噴油潤滑系統(tǒng)控制，輸油管道直徑5 mm，可實現(xiàn)四組軸承的同步潤滑，提供最大1 MPa和8 mL/min的供油壓力與供油量。

圖1 T08-30型高速軸承試驗機Fig.1 T08-30 high speed bearing testing machine

圖2 試驗系統(tǒng)軸系結構Fig.2 Shafting structure of the test system

1.2 試驗方法

滾動軸承服役期間，滾動面損傷累積造成軸承核心元件磨損，疲勞磨損為其主要磨損形式，其磨損量符合典型的磨損特征曲線(浴盆曲線)形狀，即初期磨合后軸承具有較長的磨損穩(wěn)定區(qū)。本文通過標準工況試驗及加速磨損試驗對軸承進入磨損穩(wěn)定區(qū)后的潤滑特性進行模擬試驗，得出穩(wěn)定磨損的最佳潤滑及調整策略，極限磨損試驗主要探究磨損后期乃至失效過程中前述潤滑策略的適用情況，以此對滾動軸承整個壽命周期的潤滑策略選取提供指導，具體邏輯框圖詳見圖3。

圖3 試驗邏輯框圖Fig.3 Test logic block diagram

1.2.1 標準工況試驗

標準工況試驗主要通過分析磨損初期不同影響因素下軸承的服役表現(xiàn)以指導最佳潤滑策略的選取。試驗首先探究供油間隔、供氣壓力等潤滑供給參數(shù)對軸承服役表現(xiàn)的影響。對H7003C軸承進行統(tǒng)一磨合后，根據(jù)經(jīng)驗與軸承手冊推薦工況，選擇1 Bar的供氣壓力與150 N的軸向載荷不變，在46 cSt黏度下，通過改變單位時間內(nèi)泵油次數(shù)的多少，在表2所示的6組不同轉速工況下下探究高速滾動軸承溫度與振動速度的變化情況，隨后進一步改變各轉速下的供氣壓力并確定供氣壓力對潤滑的影響，為后續(xù)試驗參數(shù)的選擇提供依據(jù)。

試驗隨后探究不同工況條件與軸承潤滑的關系，以此指導軸承磨損前期的最佳潤滑策略。根據(jù)上述轉速試驗結果，選取合適的工況進行變軸向載荷試驗，載荷區(qū)間選擇根據(jù)軸承手冊推薦的服役數(shù)據(jù)進行選取，其中徑向載荷200 N保持不變，每隔50 N為一組變換軸向載荷大小，確定不同載荷下軸承溫度與振動速度變化情況；最后選定合適的載荷與轉速工況，進行變黏度試驗。試驗各工況的取值范圍如表2所示。

表2 試驗的工況參數(shù)Tab.2 Operating parameters of tests

潤滑油根據(jù)工業(yè)用ISO黏度等級分類，結合彈流潤滑最佳潤滑區(qū)間[18-19]，這里選取2.2 cSt、6.8 cSt、22 cSt、46 cSt、100 cSt五種黏度進行試驗。

1.2.2 加速磨損試驗

本試驗主要包括加速條件的確定以及不同加速時長下軸承磨損加劇階段最佳潤滑策略探究兩個方面?；贚-P壽命理論[20]，因滾動軸承疲勞壽命與載荷成冪指數(shù)關系，以高載荷作為加速條件對軸承磨損的加速效果明顯，試驗選取統(tǒng)一磨合后初始磨損狀況相同的4組H7003C系列軸承，以陶瓷球軸承的極限軸向載荷700 N進行加速磨損試驗，同時結合24 h下的加速試驗結果選取適當?shù)霓D速條件，以載荷和轉速的共同加速作用對軸承服役過程中磨損發(fā)展進行模擬，試驗具體參數(shù)如表3所示。試驗每隔25 h停止加速，并采用150 N的相同工況進行5～8組各0.75 h的潤滑試驗，確定此時的最佳潤滑條件并結合磨損情況探究不同加速時間下軸承的最佳潤滑策略。

1.2.3 極限磨損試驗

本試驗在高、中和低三種供油情況下對軸承的承載能力進行對比，以探究前述潤滑策略的極限適用性。在供油間隔時間分別為5 min、10 min和15 min下，每隔10 s對磨合后軸承軸向加載50 N，使軸承內(nèi)部溫度大量聚集而加劇磨損，并實時記錄溫度與振動速度的數(shù)據(jù)直至軸承失效，其他工況參數(shù)如表3所示。

表3 加速與極限磨損試驗的工況參數(shù)Tab.3 Operating parameters of accelerated and limit wear tests

2 結果與分析

2.1 標準工況下滾動軸承潤滑策略選取

油氣潤滑試驗過程連續(xù)供氣，間斷供油，通過改變供油間隔時間調整油氣配比。油氣噴射方向與內(nèi)滾道呈20°夾角，以實現(xiàn)最佳潤滑效果[21]。試驗用H7003C普通鋼制軸承在不同轉速工況下的溫升與振動情況如圖4所示。圖中溫升為多傳感器的平均溫升，振動取靠近軸承側主軸的振動速度值，并通過對比計算排除支撐軸承的振動干擾。圖4(a)為不同轉速下軸承溫升隨供油間隔變化的曲線圖。由圖可知，隨單位時間內(nèi)泵油次數(shù)的減小，即供油間隔的增大，不同轉速下的軸承溫升呈先下降后上升的趨勢，且都存在一個最低溫升區(qū)間；其中，15 000 r/min轉速下軸承溫升變化幅度較小，30 000 r/min轉速下溫升呈階梯式下降趨勢，直至溫升最低點。由圖4(b)兩轉速下的振動對比可以看出，分別在5～7 min與11～14 min供油間隔下兩者具有較穩(wěn)定的振動速度，進一步對區(qū)間內(nèi)振動數(shù)據(jù)的方差進行計算后發(fā)現(xiàn)，在2 kHz的采樣頻率下，前者在6 min的供油間隔下振動方差更小，穩(wěn)定性最好。故存在軸承最低溫升區(qū)間與振動速度的最小方差區(qū)間，可以此作為最佳潤滑策略的判定條件。

(a)溫升

圖5為15 000 r/min轉速下改變供氣壓力時，軸承溫升隨供油間隔時間的變化情況。由圖中可知，三種供氣壓力都在供油間隔時間為6 min時溫升最小，而當供油間隔時間小于6 min且供油間隔時間相同時，氣壓值越高，溫升越低。其原因為此時供油量較大，潤滑油與滾動體之間的摩擦攪動加劇，又因軸承內(nèi)部潤滑油流動性不足，從而溫度逐漸積累使得溫升提高。提高供氣壓力時，可增強軸承內(nèi)部的熱對流，增強油氣潤滑的冷卻效應，使得溫升下降。當供油間隔時間大于6 min時，軸承處于邊界潤滑到乏油潤滑的發(fā)展階段，此時溫度受潤滑油的氣-液兩相狀態(tài)影響更大，存在一個最佳油氣配比。油-氣兩相潤滑油在供給軸承時，在供油管道中沿管道壁呈現(xiàn)連續(xù)的螺旋狀流動，到達潤滑點時以精細的連續(xù)油滴對軸承進行潤滑，潤滑效果受油氣配比影響較大。本文選取1 Bar的供油壓力作為后續(xù)試驗的基準值，通過控制供油間隔時間調整供應油量，以最低溫升與振動速度的最小方差區(qū)間對應的供油間隔時間作為最佳潤滑策略的供油控制參數(shù)。

綜合上述工況條件繪制兩種材質的H7003C軸承各轉速下的最佳供油間隔曲線如圖6(a)所示。由圖可知，在38 000 r/min以下的中、低速區(qū)間，普通軸承與陶瓷球軸承隨轉速的升高，供油間隔時間先增大后減小，其最大間隔分別為13和14 min，此時兩者轉速都在27 500 r/min左右；而在38 000 r/min以上的高速區(qū)間，最大供油間隔隨轉速升高而降低，普通軸承最佳供油間隔下降更快，需要增加單位時間內(nèi)的供油量，以防止?jié)櫥А?/p>

因27 500 r/min轉速下的最佳供油間隔存在最大值，故選定此轉速進行載荷試驗以清楚展現(xiàn)載荷的作用效果。圖6(b)為最佳供油間隔時間隨載荷的變化情況。當載荷增大時，供油間隔時間逐漸減小，即供油量不斷增加。其中普通軸承的極限載荷在400 N左右，相比陶瓷球軸承，性能惡化更為嚴重。依據(jù)載荷與轉速試驗結果，選取150 N的軸向載荷與27 500 r/min的轉速進行黏度工況試驗。圖6(c)為不同黏度下軸承最佳供油間隔時間的變化情況。由圖可知，隨著潤滑油黏度的增大，普通軸承與陶瓷球軸承的最佳供油間隔時間逐漸趨于穩(wěn)定。普通軸承在46 cSt黏度時已經(jīng)達到最大供油間隔12 min，而陶瓷球軸承的穩(wěn)定值比普通軸承更高。由此說明，當潤滑油黏度低于22 cSt時，黏度因素對潤滑的影響較大，故油氣潤滑下潤滑油的選擇應考慮具體黏度型號，以減輕黏度對油氣配比的影響，從而提高潤滑效果。

(a)轉速

綜上所述，H7003C系列軸承在初期磨損階段，存在一個最佳黏度范圍，此范圍內(nèi)低速區(qū)間存在供油間隔時間的最大值，高速區(qū)間供油量與轉速線性相關，H7003C普通鋼制軸承在額定載荷區(qū)間受供油間隔時間影響較小。當采用以下表4所述方案時，軸承從進入試驗工況到穩(wěn)定階段的溫升變化在±3.5 ℃之間，運行穩(wěn)定時振動速度的方差小于0.029，在1 Bar的供氣壓力下?lián)Q算所需油量為0.8～0.98 mL/min，具體應用時也可適當調整油氣配比，依據(jù)上述試驗規(guī)律使軸承溫升與振動數(shù)值達到最小與相對穩(wěn)定狀態(tài)，即可達到最佳潤滑效果。

表4 最佳潤滑的工況參數(shù)Tab.4 Operating parameters of optimum lubrication

2.2 加速磨損階段滾動軸承潤滑調整方法

對統(tǒng)一磨合后的軸承軸向加載至700 N并進行24小時的加速試驗，軸承在不同轉速下最佳供油間隔時間和溫升的對比情況如圖7所示。由圖可知，加載后不同轉速下的軸承最佳供油時間間隔增加，且對應溫升明顯增大，且在27 500 r/min的轉速下有最大供油間隔，故后續(xù)加速實驗選取此轉速工況以加速磨損效果。

(a)最佳供油間隔

圖8所示為軸承在不同加速時長下最佳供油間隔時間與滾動體表面粗糙度的對比情況。隨著加速磨損試驗時間的增加，普通鋼制軸承與陶瓷球軸承的表面粗糙度都明顯增加。普通鋼制軸承在加速時間超過80 h后磨損更快。由圖8(b)可知，普通鋼制軸承與陶瓷球軸承對應的最佳供油間隔時間都在減小，但后者在80 h前還可穩(wěn)定在最佳供油區(qū)間之內(nèi)。因軸承潤滑效果與滾動體的磨損狀態(tài)直接相關，本試驗中最佳潤滑試驗對軸承造成的磨損相對加速試驗較小，故忽略不計。圖9(a)、(b)所示分別為陶瓷球軸承與普通鋼制軸承加速前的表面形貌，其原始表面粗糙度分別為17 nm與19 nm，表面無劃痕、凹坑等缺陷。圖9(c)、(d)對應為加速磨損試驗75 h后的軸承滾動體表面形貌，陶瓷滾動體表面開始出現(xiàn)帶狀劃痕，表面粗糙度增加到64 nm，而鋼制滾動體表面有較密集的凹坑，表面粗糙度為與68 nm。滾動體表面粗糙度增大會使油膜潤滑參數(shù)中的膜厚比減小，接觸區(qū)域摩擦系數(shù)增加，導致潤滑性能下降。繼續(xù)進行加速磨損試驗，100 h后的滾動體表面形貌如圖9(e)、(f)所示，可見兩種材質的滾動體磨損加劇，陶瓷球表面規(guī)則的平行狀劃痕明顯，而普通鋼制軸承磨損仍多為點狀凹坑。垂直于卷吸速度方向的平行條狀劃痕更有利于油膜的形成，此時陶瓷球軸承可承受更大的極限載荷，具有更好的潤滑特性[22]，故潤滑效果較好。

(a)粗糙度值

圖9 滾動體加速前與加速75 h、100 h后的表面磨損形貌Fig.9 Surface wear morphology of rolling element before acceleration and after acceleration for 75 h and 100 h

以加速前軸承的振動均值0.32 mm/s與0.98 mL/min的最佳供油量為基準，對各不同加速時長下最佳潤滑策略所在區(qū)間的振動均值進行統(tǒng)計，繪制最佳供油量提高倍數(shù)隨振動速度升高倍數(shù)變化的曲線如圖10所示。由圖可知，當振動均值升至基礎振動均值的1～2倍時，所需最佳供油量較基準值增加較少，但在振動升高至原振動的2～2.5倍時，所需供油量急劇升高至2倍左右，說明此時合理調整供油量可有效改善軸承的潤滑效果，顯著提升軸承的潤滑可靠性。

圖10 最佳供油量增長倍數(shù)與振動速度升高倍數(shù)的關系Fig.10 Relationship between increase multiple of optimum oil supply quantity and increase multiple of vibration velocity

2.3 潤滑策略的極限磨損適用性

為了探究滾動軸承潤滑策略在接近磨損失效狀態(tài)下的適用性，試驗對H7003C陶瓷球軸承進行階進式加壓，直至軸承失效。在此過程中，確定不同供油間隔下軸承失效時的載荷大小，并記錄軸承溫升和振動隨載荷增加的變化情況，試驗結果如圖11所示。

由圖11可知，隨著供油間隔的減小，軸承可承受的載荷逐漸增大，當供油間隔為5 min時，軸承在低于600 N的軸向載荷作用下振動較平穩(wěn)，隨后振動值因失效而急劇上升。這表明在接近磨損失效狀態(tài)下軸承需要較大的油量保證潤滑，符合加速磨損階段的倍數(shù)關系特征；同時5 min的供油間隔小于磨損前期的任何工況下的最佳供油間隔，其溫升也遠大于加速磨損階段的溫升，表明此時軸承潤滑情況惡化嚴重。

(a)溫升變化情況

圖12分別為供油間隔時間5 min和11 min下陶瓷球軸承失效后的表面形貌圖，可見兩者都有明顯劃痕，但后者劃痕更加嚴重，進一步證明在只考慮疲勞磨損的情況下，合理選擇磨損不同階段的潤滑條件有利于延緩疲勞磨損的發(fā)生，提高滾動軸承服役過程的潤滑可靠性。

(a)供油間隔時間5 min Ra=99 nm

3 結 論

1)試驗確定了油氣潤滑條件下高速滾動軸承初期穩(wěn)定磨損階段的最佳潤滑策略，具體表現(xiàn)為：軸承溫升變化在±3.5℃之間，穩(wěn)定運行的振動速度方差小于0.029，在1 Bar的供氣壓力下?lián)Q算所需油量為0.8～0.98 mL/min?？蓳?jù)此并結合工況變化情況合理調整油氣參數(shù)，使軸承始終處于最佳潤滑效果下。

2)隨著磨損的加劇，軸承最佳供油間隔逐漸降低，陶瓷球軸承在加速80 h前其最佳供油間隔仍保持穩(wěn)定，其潤滑可靠性明顯高于普通鋼制軸承。當振動升高至磨損初期的2～2.5倍時，合理調整供油間隔參數(shù)可明顯改善軸承的潤滑效果；極限加載試驗進一步證明，選取合理的油氣潤滑參數(shù)，可延緩疲勞磨損的發(fā)展，有效提高高速滾動軸承的潤滑可靠性。