滾動直線導軌副壽命及失效演變研究*

顧旻杰，王禹林，歐 屹，馮虎田

(南京理工大學 機械工程學院，南京 210094)

0 引言

滾動直線導軌副具有動摩擦系數(shù)小，定位精度高，可承受速度范圍大等優(yōu)點，被廣泛應用在各種數(shù)控機床、工業(yè)用機器人乃至一般產(chǎn)業(yè)用的機械產(chǎn)品中。對滾動直線導軌副服役過程中的壽命性能及失效機理的分析研究，有助于提升其全周期的服役性能，提高我國現(xiàn)代制造水平。屠國俊設計了導軌副可靠性試驗系統(tǒng)，提出基于步進加載的可靠性試驗方法，在此基礎上研究試驗數(shù)據(jù)的分析與評估方法[1]。康獻民提出了針對不同承載狀態(tài)下的導軌副壽命基本計算方式[2]；傅惠民等根據(jù)壽命破壞率和剩余強度破壞率相等的原理，提出一種極小子樣加速壽命實驗設計和可靠性分析方法[3]。李雋等則提出了針對滾動直線導軌副的加速壽命試驗方法以及小子樣數(shù)據(jù)樣本增廣及分析方法[4-5]。但是由于針對滾動直線導軌副的壽命試驗周期較長，成本較高，對相關試驗臺的加載能力，運行穩(wěn)定性以及監(jiān)測精度等性能指標有很高的要求，因此，針對滾動直線導軌副的壽命性能的研究只是理論性的。

在疲勞失效機理研究方面，李友國等[6]研究發(fā)現(xiàn)殘余拉應力作用下的接觸疲勞壽命只有殘余壓應力下壽命的一半。Allison等[7]通過試驗進一步驗證了殘余壓應力對材料的疲勞失效的阻礙作用。Khan等[8]研究發(fā)現(xiàn)隨著循環(huán)周期的增加，軸承的殘余應力呈下降趨勢。李澤峰等[9]則通過掃描電鏡和能譜儀等方法對接觸疲勞試驗樣品進行了分析，發(fā)現(xiàn)，疲勞裂紋主要從滾道表面萌生并與表面呈一定角度向內(nèi)部擴展。但以上研究工作中大部分疲勞失效機理研究局限于樣件的模擬滾動解除疲勞失效，與滾動功能部件的實際疲勞失效有一定的偏差，只有一定的參考價值，并不能代表某一特定滾動功能部件的疲勞失效機理。

本文結合基于全周期分段步加策略的極小子樣滾動功能部件加速實驗方法[10]，制定并開展了基于全周期分段步加策略的小子樣滾動直線導軌副加速壽命失效演變試驗，獲得了壽命周期內(nèi)的宏觀特征以及多段不同跑合里程下的失效樣件，開展了滾動直線導軌副壽命及失效演變機理的研究。

1 導軌加速壽命可靠性試驗方案

1.1 滾動直線導軌副可靠性試驗臺

自主研發(fā)的滾動直線導軌副可靠性試驗臺長4260mm，寬1150mm，高1290mm，主要由導向?qū)к壐?、導軌轉(zhuǎn)接板、移動龍門、驅(qū)動跑合裝置、下床身、上床身、加載裝置、被測導軌副等組成。主要性能參數(shù)見表1。

圖1 滾動直線導軌副可靠性試驗臺

序號相關性能性能參數(shù)1被測導軌最大長度4000mm2最大加載力15t3加載力精度20N4噪聲測試量程:30dB～130dB,分辨率:0.1dB5最大速度80m/min6最大加速度20m/s2

主要試驗原理：將兩根滾動直線導軌副試驗樣件安裝在導軌轉(zhuǎn)接板上，安裝時精度保證3級精度(導軌副滑塊頂面及側(cè)面相對于安裝基準的平行度為0.02mm/3000mm)以上。被測滾動直線導軌副的滑塊中心位置在水平對向加載力的作用下承載工作載荷，同時，移動龍門、加載裝置和驅(qū)動跑合裝置等構成試驗臺的移動部件，在驅(qū)動跑合裝置的作用下沿著導向?qū)к夁\動，此時由加載裝置與滑塊接觸同步運動[11]。

1.2 基于全周期分段步加策略的小子樣滾動直線導軌副導軌加速失效演變試驗

圖2 全周期步加試驗方案示意圖

為方便高效地獲得滾動功能部件不同時間歷程下的在線監(jiān)測和離線狀態(tài)數(shù)據(jù)，王禹林提出了一種基于全周期分段步加策略的極小子樣滾動功能部件加速實驗方法[10]：將滾動功能部件(如滾珠絲杠副、直線導軌副等)沿軸線方向分成n+1個子段，子段號為0，1，…，i，…，n；每個子段長度分別為L0，L1，…，Li，…，Ln，在子段0上不進行實驗，以保留其初始精度及表面完整性等信息；從子段1開始進行全周期分段步加實驗，即在等效加載力Fi作用下以等效速度vi從子段1到子段n往復跑合zi次，直到第1個步加服役過程結束，此時子段1跑合了2zi+1次或2zi-1次，子段2～n跑合了2zi次；接著在等效加載力F2作用下以等效速度v2自子段2～n往復跑合z2次，依此類推，直到第n個步加服役結束；實驗完成時，第i個子段共經(jīng)歷了j個步加服役過程，其中在第j個步加服役過程中，在等效加載力Fj下以等效跑合速度vj跑合2zj次，1≤j≤i≤n；而在第i個步加服役過程中，將在等效加載力Fi作用下以等效速度vi跑合2zi+1次或2zi-1次。

基于上述實驗方法，本文以某廠家的兩根型號為2-35-3000滾動直線導軌副(額定動載荷為36kN，分別標號1號和2號)作為試驗樣件，利用自主研制的滾動直線導軌副可靠性試驗臺，設計并開展了具體的試驗。

表2 試驗參數(shù)表

此次試驗將加載力作為主要因素，為避免其他因素(速度及往返頻率)的干擾(保證恒定速度，每一段長度足夠長)，同時為獲得有效的試驗樣件及數(shù)據(jù)，在此次試驗中將n值設定為4，即共分為5段，其中有一段為零跑合對比導軌段，實際上將有效工作長度分為4段，每一段長度足夠長而不會導致頻繁往返跑合改變主次因素，初步均分為4段，每段長度為500mm。

圖3 試驗分段示意圖

為保證試驗的有效進行，做出若干假設如下：設置的試驗速度為10m/min，可忽略加減速過程；每一段單程距離足夠長可以獲得有效失效樣本；非典型失效故障不作為試驗終止條件。

此次試驗加載力設定為100%額定動載荷，根據(jù)滾動直線導軌副額定動載荷定義：在相同條件下運行，90%導軌壽命達到50km時所能承受的最大載荷[12]，可以計算得到跑合總次數(shù)：

≈25×103次跑合

試驗初期，考慮到滾動直線導軌副磨損大概率會在跑合后期出現(xiàn)，因此將全長跑合設定為30km。然而在試驗過程中，磨損出現(xiàn)的時間遠遠早于預期的時間，即L4段跑合30km的設定是不合理的，在實際的跑合過程中，全長2000mm跑合8.002km，兩試樣滾道面磨損明顯。因此有必要在試驗過程中，根據(jù)實際的磨損以及點蝕情況進行分段的合理調(diào)節(jié)，便于獲得有效的試驗樣本，有利于失效演變機理的研究。

表4 試驗跑合次數(shù)重新分配表

若25×103次跑合完成時，出現(xiàn)疲勞點蝕，則加速壽命試驗終止；若沒有出現(xiàn)疲勞點蝕或個別出現(xiàn)疲勞點蝕，則針對最后一段進行額外的跑合，直到出現(xiàn)疲勞點蝕，終止加速壽命試驗，記錄跑合總時間或總里程。

2 試驗現(xiàn)象記錄及分析

2.1 可靠性故障與噪聲演變趨勢

試驗樣本在負載為100%額定動載荷、速度為10m/min條件下，在4.774km時出現(xiàn)滾珠破裂，卡死于反相器內(nèi)，噪聲迅速增加(如圖4中A點所示)，導致滑塊出現(xiàn)早期非典型失效故障，如圖5a、圖5b所示。之后使用備用滑塊繼續(xù)試驗。跑合過程中噪聲值逐漸增大，最后在里程48.806 km(折算后里程)左右出現(xiàn)下降趨勢，如圖4中B段所示。主要原因是試驗后期滑塊內(nèi)部滾珠和滾道出現(xiàn)疲勞剝落，滾道面粗糙度增加，滾珠與滾道，滾珠與滾珠之間的平穩(wěn)性降低，噪聲增加；而后繼續(xù)產(chǎn)生磨損作用，磨損量增加，滑塊滾道曲率增加，最終試驗加載力喪失20%以上；拆卸滑塊后發(fā)現(xiàn)滑塊內(nèi)滾道疲勞剝落嚴重，反向器有一定的磨損，如圖5c、圖5d所示，此時試驗終止，L4段總跑合48.806km。試驗現(xiàn)象記錄見表5。

圖4 噪聲演變趨勢圖

(a)、(b)為非典型失效；(c)、(d)為疲勞失效圖5 被測導軌副失效滑塊

試驗里程(km) 被測試件故障0～2.002運行無異常2.002～4.774反向處有黑油累積,滾道面有輕微磨損與壓痕4.774～5.0442號導軌副滑塊報廢5.044～19.104滾道面出現(xiàn)明顯磨損19.104～24.419存在明顯鋼球碰撞聲24.419～29.101磨損嚴重,出現(xiàn)點蝕坑29.101～30.2721號導軌副滑塊滾道面出現(xiàn)嚴重疲勞剝落,加載力嚴重喪失

表6 每一段等效跑合記錄表

2.2 試驗失效樣件的表面形貌演變

在試驗過程中，觀察并記錄了被測滾動直線導軌副在不同跑合里程的循環(huán)接觸應力下產(chǎn)生疲勞點蝕的光學照片，如圖6所示。經(jīng)肉眼觀察可見，被測試樣在跑合2.408km時開始在接觸區(qū)表面出現(xiàn)輕微磨損與壓痕; 隨后，隨著跑合里程的不斷增加，磨損加劇，在滾珠與滾道面接觸處(滾道中間位置)形成一條有一定寬度的沿跑合方向的磨損帶，而早期壓痕并沒有太大變化，隨后在跑合22.206km后，磨損帶向滾道面兩側(cè)擴展，并逐漸演變?yōu)槠邳c蝕，最后，點蝕區(qū)域覆蓋整個滾道接觸面。

在整個加速壽命試驗過程中，可以發(fā)現(xiàn)磨損與壓痕出現(xiàn)于壽命早期，而后從磨損與壓痕的萌生到形成大面積點蝕區(qū)域的過程則占據(jù)了整個疲勞壽命的大部分時間。

(a) 2.408km (b) 12.603km

(c) 22.206km (d) 30.272km圖6 不同跑合次數(shù)下的導軌滾道面

對不同跑合里程的循環(huán)接觸應力下的被測滾動直線導軌滾道面進行SEM的觀察，結果如圖7所示。

未跑合的被測滾動直線導軌副原始段，由于滾道面加工的原因，可以在滾道面上明顯地觀察到沿著滾動方向的加工痕跡，如圖7a。仔細觀察滾道面可以看到表面的加工痕跡呈不規(guī)則分布，且寬度與深度不盡相同，同時存在一些表面缺陷，直接造成缺陷附近表面材料的應力集中，易產(chǎn)生早期磨損與壓痕，促進了表面裂紋的萌生[13]。圖7b為經(jīng)過10.102km跑合之后被測導軌滾道面的SEM形貌，在滾道表面于原始缺陷處萌生裂紋發(fā)生局部金屬剝落，隨后發(fā)生擴展與聯(lián)接，最后形成大面積的點蝕形貌，滾動直線導軌副發(fā)生疲勞失效，如圖7e、圖7f所示。

圖7 不同跑合次數(shù)下的導軌滾道面SEM圖像

從圖7d滾道面點蝕形貌的高倍照片可以看到，點蝕區(qū)域存在階梯狀形貌，可以推測點蝕坑的出現(xiàn)是由表層金屬層層剝落而形成的，因此點蝕坑的深度與面積存在一個由淺變深由小變大的演變過程。

2.3 亞表面殘余壓應力演變趨勢

圖8 亞表面殘余壓應力演變趨勢圖

不均勻的塑性形變、不均勻的溫度變化以及不均勻的相變，在滾動功能部件滾道面的加工過程中，在表層會留下不同深度的塑性變形層，產(chǎn)生殘余壓應力，以往的研究表明,試樣預先具有的殘余壓應力能明顯地阻滯和延緩疲勞裂紋的擴展。通過X射線衍射法對不同跑合次數(shù)的樣件進行殘余壓應力測量，發(fā)現(xiàn)滾動功能部件滾道亞表面殘余壓應力值隨跑合里程的增加而增大，表明殘余應力在整個壽命周期中存在一個動態(tài)再分布的過程。在跑合初期，滾道亞表面存在一定的殘余壓應力，阻滯和延緩裂紋的擴展。隨著跑合的繼續(xù)，滾道表面與亞表面出現(xiàn)塑性變形與微裂紋，裂紋尖端處的殘余壓應力將會增大，同時此處的材質(zhì)將會得到強化，強度與硬度增大，促使疲勞裂紋擴展。兩種互相矛盾的因素互相影響，一方面阻礙疲勞失效，另一方面促進疲勞失效。例如，裂紋剛萌生時，裂紋較短，其尖端塑性形變較小，殘余壓應力與材質(zhì)強化程度較?。涣鸭y逐漸擴展時，裂紋增大，其尖端塑性型面變大，殘余壓應力與材質(zhì)強化程度相應變大。在整個疲勞失效過程中，這兩種因素互相影響，具體影響作用有待進行深入的研究[14]。

2.4 硬度在疲勞壽命中的影響作用

試驗前期，針對被測滾動直線導軌副的全長(有效工作長度)硬度進行了測量記錄，如圖9、圖10所示。對比試驗現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)：2號導軌副比1號導軌副更早出現(xiàn)了壓痕，并且其壓痕出現(xiàn)的位置是其硬度較低的區(qū)域(75mm以及138mm處，如圖11所示)。隨著試驗的進行，其壓痕大小并沒有明顯變大的趨勢，并且點蝕失效的區(qū)域與導軌全長硬度分布沒有明顯聯(lián)系。

圖9 1號導軌副全長硬度分布圖

圖10 2號導軌副全長硬度分布圖

圖11 2號導軌滾道面壓痕圖

3 結束語

(1)通過開展基于全周期分段步加策略的小子樣導軌加速失效演變試驗，可以發(fā)現(xiàn)此方法可以方便高效地獲得滾動功能部件不同時間歷程下的在線監(jiān)測和離線狀態(tài)數(shù)據(jù)，便于進行疲勞失效演變的研究。

(2)滑塊滾道的疲勞失效先于導軌滾道；在100%額定動載荷加載的條件下，滑塊滾道疲勞壽命僅是滾道疲勞壽命的二分之一。

(3)早期磨損與壓痕主要是由表面加工痕跡以及低硬度等缺陷造成的；殘余壓應力可以有效減緩疲勞失效，并隨著跑合的進行，其值逐漸增大，阻礙疲勞失效，但材質(zhì)的強化與塑性變形的積累則會促進疲勞失效，兩者互相作用直至滾動功能部件疲勞壽命終止。

[參考文獻]

[1] 屠國俊, 陶衛(wèi)軍, 馮虎田,等. 基于步進加載的重載滾動直線導軌副可靠性試驗方法[J]. 機床與液壓, 2012, 40(5):4-7.

[2] 康獻民, 趙美玲. 直線滾柱導軌副壽命試驗研究[J]. 機電工程技術, 2013(8):149-152.

[3] 傅惠民,張勇波,王治華.極小子樣加速壽命實驗設計和可靠性分析方法[J]. 機械強度, 2013(1): 22-27.

[4]李雋, 韓軍, 歐屹. 針對滾動直線導軌副壽命的試驗研究[J]. 組合機床與自動化加工技術, 2017(2):26-29.

[5] 李雋, 歐屹, 韓軍. 基于威布爾分布模型及小子樣增廣的滾動直線導軌副可靠性試驗研究[J]. 組合機床與自動化加工技術, 2016(12):148-151.

[6] 李友國，康國政，汪長安，等．殘余應力對接觸疲勞裂紋萌生壽命的影響[J]．清華大學學報：自然科學版，2006,45(12):1664-1667.

[7] Allison B, Subhash G, Arakere N, et al. Influence of Initial Residual Stress on Material Properties of Bearing Steel During Rolling Contact Fatigue[J]. Tribology Transactions,2014, 57(3):533-545.

[8] Khan Z A, Hadfield M, Tobe S, et al. Residual stress variations during rolling contact fatigue of refrigerant lubricated silicon nitride bearing elements[J]. Ceramics International, 2005, 32(7):751-754.

[9] 李澤峰, 王經(jīng)濤, 歐屹,等. GCr15鋼滾珠絲杠副的接觸疲勞行為[J]. 金屬熱處理, 2015(10):195-199.

[10] 王禹林，李作康，周斌，等. 基于全周期分段步加的極小子樣加速實驗方法[J].華中科技大學報(自然科學版)，2017,45(6):68-72.

[11] 孫震. 滾動直線導軌副可靠性試驗臺設計開發(fā)與試驗研究[D]. 南京:南京理工大學, 2014.

[12] 孫健利, 唐開慶, 郭文平. 直線滾動導軌額定動載荷的計算[J]. 華中科技大學學報自然科學版, 1990(S3):241-246.

[13] 季少華，陳光，趙紅平，等．預制表面缺陷對鋼滾動接觸疲勞性能的影響[J]．清華大學學報(自然科學版)，2007，47(2):288-292.

[14] 馮忠信.42CrMo4鋼疲勞裂紋擴展時的殘余應力及其變化[J].機械強度, 1996(1):25-27.