特殊服役條件對(duì)全陶瓷球軸承輻射噪聲的影響

閆海鵬，秦志英，常宏杰，武哲，吳玉厚

(1.河北科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 石家莊 050018; 2.沈陽(yáng)建筑大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 沈陽(yáng) 110168)

全陶瓷球軸承具有精度高，耐磨性和熱穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)，已逐步應(yīng)用于高端制造業(yè)、航空航天等領(lǐng)域[1]。在一些特殊工況下， 如重載、 沖擊載荷、 干摩擦狀態(tài)和低溫環(huán)境下，全陶瓷球軸承會(huì)有不同的動(dòng)態(tài)特性[2-5]， 從而產(chǎn)生不同的輻射噪聲。

陶瓷材料剛度大，對(duì)輻射噪聲的吸收能力較差，在特殊工況下軸承輻射噪聲的變化比較復(fù)雜，且軸承在不同運(yùn)行狀態(tài)下的噪聲特性也不同[6-7]，故軸承的聲學(xué)特征可以反映出其運(yùn)行狀態(tài)。

近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同工況下軸承動(dòng)態(tài)特性及聲學(xué)性能展開(kāi)了大量研究[8-12]，取得了顯著成果。文獻(xiàn)[13]考慮軸承套圈傾斜的因素，建立了角接觸球軸承動(dòng)力學(xué)模型，研究了套圈不同傾斜程度對(duì)軸承運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)的影響，結(jié)果表明套圈傾斜角越大，球?qū)Ρ３旨艿臎_擊力越大。文獻(xiàn)[14]分析了角接觸球軸承在加速過(guò)程中保持架的動(dòng)態(tài)特性，獲得了徑向、軸向載荷和角加速度對(duì)保持架運(yùn)行狀態(tài)的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[15]建立了深溝球軸承內(nèi)圈及球的聲學(xué)模型，研究發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)速與徑向載荷的增加均使軸承輻射噪聲增大。文獻(xiàn)[16]考慮軸承動(dòng)力學(xué)特性，結(jié)合聲學(xué)理論，建立了角接觸球軸承的噪聲輻射模型，分析了軸承在不同運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)下的輻射噪聲特性，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的精確性。文獻(xiàn)[17-18]均利用輻射噪聲信號(hào)實(shí)現(xiàn)了滾動(dòng)軸承的故障診斷。

上述均是基于理論和試驗(yàn)分析了軸承在常規(guī)服役條件下的工作狀態(tài)和性能，并未考慮一些特殊服役條件，如汽車輪轂軸承和軌道交通車輛軸承行駛中受到較大的沖擊載荷，航空航天軸承的低溫使用工況，在此通過(guò)分析重載、沖擊載荷、干摩擦狀態(tài)和低溫環(huán)境對(duì)全陶瓷軸承輻射噪聲特性的影響，來(lái)反映軸承在特殊服役條件下的工作狀態(tài)和性能。

1 輻射噪聲試驗(yàn)

1.1 重載和沖擊載荷

重載或沖擊載荷會(huì)影響軸承的受力(特別是球與套圈的接觸力)和潤(rùn)滑油膜厚度，從而影響軸承的輻射噪聲。在軸承強(qiáng)化壽命試驗(yàn)機(jī)上測(cè)試軸承在重載或沖擊載荷下的輻射噪聲，每個(gè)轉(zhuǎn)速下的噪聲信號(hào)均為一次性連續(xù)測(cè)試獲得，采用液壓加載系統(tǒng)對(duì)軸承外圈施加徑向載荷，并采用32#機(jī)械油對(duì)軸承進(jìn)行潤(rùn)滑，試驗(yàn)裝置和傳感器位置分布如圖1所示。測(cè)試軸承為6206全陶瓷深溝球軸承，套圈材料為氧化鋯陶瓷，球材料為氮化硅陶瓷，保持架材料為聚醚醚酮(PEEK)樹(shù)脂。重載的試驗(yàn)條件：當(dāng)轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)，徑向載荷分別為0.5，1.0，1.5，2.0，2.5，3.0，4.0，5.0，6.0，7.0，8.0，8.8 kN；當(dāng)轉(zhuǎn)速為9 000 r/min時(shí)，徑向載荷分別為0.5，1.0，1.5，2.0，2.5，3.0，4.0，5.0 kN。測(cè)試軸承轉(zhuǎn)速分別為6 000，9 000，12 000 r/min，沖擊載荷為2.2，4.4，5.0 kN時(shí)軸承的輻射噪聲。

圖1 載荷噪聲試驗(yàn)裝置

1.2 干摩擦狀態(tài)

軸承在潤(rùn)滑不良情況下易產(chǎn)生干摩擦現(xiàn)象，而全陶瓷球軸承具有自潤(rùn)滑功能，即在不供給潤(rùn)滑油時(shí)其自身能夠產(chǎn)生潤(rùn)滑效果，仍可以保持良好的運(yùn)行狀態(tài)。針對(duì)多種全陶瓷球軸承進(jìn)行干摩擦噪聲試驗(yàn)，分析在無(wú)潤(rùn)滑油條件下軸承的輻射噪聲，同時(shí)為增加結(jié)果的對(duì)比性，也對(duì)混合陶瓷球軸承(套圈材料為軸承鋼，球材料為陶瓷)進(jìn)行了測(cè)試，軸承型號(hào)及材料見(jiàn)表1。

表1 干摩擦狀態(tài)測(cè)試軸承型號(hào)及材料

為便于對(duì)比分析，分別對(duì)無(wú)潤(rùn)滑油和滴入5 mL的32#機(jī)械油兩種狀態(tài)的軸承進(jìn)行輻射噪聲測(cè)試。如圖2所示，將軸承安裝在軸承振動(dòng)試驗(yàn)機(jī)上測(cè)試6個(gè)點(diǎn)的輻射噪聲，各測(cè)點(diǎn)的位置坐標(biāo)見(jiàn)表2，測(cè)試中軸承軸向預(yù)緊力為150 N，轉(zhuǎn)速為1 800 r/min。

圖2 干摩擦噪聲試驗(yàn)裝置

表2 測(cè)點(diǎn)的位置坐標(biāo)

1.3 低溫環(huán)境

采用液氮降溫來(lái)模擬軸承低溫環(huán)境，并依據(jù)軸承振動(dòng)試驗(yàn)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了如圖3所示的保溫裝置，用以控制環(huán)境溫度。測(cè)點(diǎn)的布置與干摩擦狀態(tài)噪聲試驗(yàn)一致，測(cè)試軸承分別為B1和B2(表1)，測(cè)試溫度分別為-70～20 ℃和-150～20 ℃，測(cè)試過(guò)程中軸承軸向預(yù)緊力為150 N，轉(zhuǎn)速為1 800 r/min。

圖3 低溫噪聲試驗(yàn)裝置

2 結(jié)果與分析

為更加準(zhǔn)確分析軸承輻射噪聲，測(cè)試無(wú)軸承時(shí)的運(yùn)轉(zhuǎn)噪聲，以便后續(xù)分析中去除背景噪聲對(duì)軸承輻射噪聲的影響。文中采用聲壓級(jí)(Sound Pressure Level, SPL)表征軸承輻射噪聲的大小。

由于測(cè)試得到的軸承輻射噪聲信號(hào)中含有測(cè)試設(shè)備等其他噪聲，在對(duì)聲信號(hào)分析時(shí)，根據(jù)所測(cè)噪聲的時(shí)頻特性，對(duì)比試驗(yàn)系統(tǒng)中有、無(wú)測(cè)試軸承的時(shí)域與頻域噪聲，同時(shí)基于測(cè)試軸承的特征頻率，利用聲場(chǎng)疊加原理對(duì)測(cè)試軸承輻射噪聲進(jìn)行提取，進(jìn)而分析服役條件對(duì)測(cè)試軸承輻射噪聲的影響。

2.1 重載

當(dāng)轉(zhuǎn)速為6 000，9 000 r/min時(shí)，全陶瓷深溝球軸承輻射噪聲隨徑向載荷Fr的變化如圖4所示，當(dāng)徑向載荷較小時(shí)，軸承輻射噪聲稍有減小，但之后隨載荷增加，輻射噪聲又呈逐漸增大的趨勢(shì)，且增大的趨勢(shì)減緩。這是因?yàn)楫?dāng)無(wú)載荷作用時(shí)，軸承游隙較大，產(chǎn)生較大的振動(dòng)噪聲，而適當(dāng)?shù)妮d荷減小了軸承徑向游隙，使軸承運(yùn)行更加平穩(wěn)，因此輻射噪聲有所降低；隨載荷的繼續(xù)增加，球與溝道的摩擦加劇，從而增大了摩擦輻射噪聲。

(a)6 000 r/min

對(duì)比圖4a與圖4b可知：轉(zhuǎn)速較高時(shí)軸承輻射噪聲較大。這是由于隨轉(zhuǎn)速增加，陶瓷球的離心力以及其與套圈的作用力增大且接觸頻率提高，導(dǎo)致軸承振動(dòng)噪聲增大；但從速度和載荷的影響程度分析，輻射噪聲受載荷的影響更大。

不同測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲隨徑向載荷的變化幅度不同，表明載荷影響軸承的聲場(chǎng)指向性，原因?yàn)樵谥剌d下，隨軸承運(yùn)轉(zhuǎn)，陶瓷球承受交替變化的載荷，并且在承載區(qū)承受較大的接觸力，軸承將在承載區(qū)產(chǎn)生較大的摩擦噪聲，而在非承載區(qū)產(chǎn)生相對(duì)較大的沖擊噪聲[6]。

2.2 沖擊載荷

以測(cè)點(diǎn)P3為例，通過(guò)多次加載、卸載測(cè)試，得到轉(zhuǎn)速為9 000 r/min時(shí)沖擊載荷作用下全陶瓷深溝球軸承的輻射噪聲如圖5所示：當(dāng)軸承受到?jīng)_擊載荷作用時(shí)，輻射噪聲迅速增大，卸載后輻射噪聲又降至無(wú)載荷狀態(tài)；在載荷達(dá)到?jīng)_擊載荷設(shè)定值以及剛卸載時(shí)，輻射噪聲比在載荷平穩(wěn)狀態(tài)下稍大；沖擊載荷較大時(shí)，輻射噪聲變化較大。

圖5 轉(zhuǎn)速為9 000 r/min時(shí)沖擊載荷作用下全陶瓷深溝 球軸承的輻射噪聲

沖擊載荷變化直接影響軸承的輻射噪聲，不同轉(zhuǎn)速下全陶瓷深溝球軸承輻射噪聲隨沖擊載荷的變化如圖6所示，其中當(dāng)轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)，在2.2，4.4 kN作用下軸承輻射噪聲與無(wú)載荷狀態(tài)下相差較小，故未給出以上2種載荷下的測(cè)試結(jié)果。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下全陶瓷深溝球軸承輻射噪聲隨 沖擊載荷的變化

由圖6可知：不同轉(zhuǎn)速下軸承輻射噪聲的變化趨勢(shì)相似，隨沖擊載荷增大，輻射噪聲逐漸增大，轉(zhuǎn)速越高，輻射噪聲受沖擊載荷的影響越大；當(dāng)轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)，沖擊載荷對(duì)輻射噪聲的影響較小且較平穩(wěn)；當(dāng)轉(zhuǎn)速增到9 000 r/min時(shí)，沖擊載荷對(duì)輻射噪聲的影響變大，輻射噪聲隨時(shí)間的變化也較穩(wěn)定；當(dāng)轉(zhuǎn)速增到12 000 r/min時(shí)，輻射噪聲的波動(dòng)較大，在施加沖擊載荷時(shí)輻射噪聲的波動(dòng)更加明顯。這是由于轉(zhuǎn)速的增加使軸承剛度降低，軸承振動(dòng)變大，輻射噪聲增加，當(dāng)軸承受到?jīng)_擊載荷時(shí)，軸承內(nèi)部受力瞬間發(fā)生較大改變，使軸承穩(wěn)定性減弱，導(dǎo)致振動(dòng)加劇，產(chǎn)生較大的輻射噪聲和噪聲波動(dòng)。

2.3 干摩擦狀態(tài)

在干摩擦狀態(tài)下，全陶瓷球軸承B1在各測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲隨時(shí)間的變化如圖7所示：P5的輻射噪聲最大，而P6的輻射噪聲最小。根據(jù)測(cè)試結(jié)果，經(jīng)計(jì)算得到各測(cè)點(diǎn)的平均輻射噪聲分別為81.92，81.43，82.78，80.85，85.92，79.26 dB。由此可知，距軸承軸線有相同距離的P1，P2，P3和P4的輻射噪聲有所差異，特別是P4處相對(duì)較小，而P3處相對(duì)較大，表明全陶瓷球軸承聲場(chǎng)具有指向性[6]。

圖7 全陶瓷球軸承B1在各測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲隨時(shí)間的變化

干摩擦和潤(rùn)滑狀態(tài)下，軸承在測(cè)點(diǎn)P5的輻射噪聲如圖8所示，軸承B1的輻射噪聲最大，且干摩擦狀態(tài)的輻射噪聲大于潤(rùn)滑狀態(tài)，特別是軸承B3，干摩擦狀態(tài)的輻射噪聲比潤(rùn)滑狀態(tài)的高18.49 dB，軸承B1和B2干摩擦狀態(tài)的輻射噪聲僅比潤(rùn)滑狀態(tài)的高5.00 dB左右，但其總體輻射噪聲要高于軸承B3。這是由于軸承B1和B2內(nèi)外圈及球均為陶瓷材料，其對(duì)輻射噪聲的吸收能力較差，有較大的輻射噪聲。盡管軸承B3的球?yàn)樘沾刹牧?，較全鋼球軸承性能有所改善，但其套圈仍為軸承鋼，干摩擦狀態(tài)下陶瓷球與鋼套圈仍會(huì)產(chǎn)生較大的摩擦噪聲，而全陶瓷球軸承具有自潤(rùn)滑效果，所以對(duì)潤(rùn)滑油的敏感性沒(méi)有混合陶瓷球軸承敏感，故其在無(wú)潤(rùn)滑油的工況下仍能保持良好的運(yùn)行狀態(tài)。與混合陶瓷球軸承相比，全陶瓷球軸承潤(rùn)滑性能有較大的提升。由圖8可知：潤(rùn)滑狀態(tài)的改變，對(duì)混合陶瓷球軸承輻射噪聲的影響非常明顯。

圖8 干摩擦和潤(rùn)滑狀態(tài)下測(cè)點(diǎn)P5軸承的輻射噪聲

為更詳細(xì)分析不同類型軸承在干摩擦狀態(tài)下的輻射噪聲，軸承在各測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲如圖9所示。

圖9 不同類型軸承在各測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲

由圖9可知：不同類型軸承在不同測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲不同，各軸承輻射噪聲均有一定的指向性，但輻射噪聲大小主要與測(cè)點(diǎn)到軸承的距離有關(guān)；在同一測(cè)點(diǎn)，各軸承輻射噪聲的大小不同，其主要與軸承材料和結(jié)構(gòu)尺寸相關(guān)[19]；在測(cè)試軸承中球?yàn)榈?、套圈為氧化鋯的全陶瓷球軸承輻射噪聲較大，混合陶瓷球軸承輻射噪聲較??；7009軸承輻射噪聲大于7008軸承。這是因?yàn)檠趸喬沾傻淖詽?rùn)滑效果較氮化硅差，氮化硅球?qū)υ肼暤奈漳芰^弱；7009軸承結(jié)構(gòu)參數(shù)較大，球數(shù)相對(duì)較多，聲源個(gè)數(shù)較多，因此產(chǎn)生的輻射噪聲較大。

2.4 低溫環(huán)境

全陶瓷球軸承B1和B2的輻射噪聲隨溫度T的變化如圖10所示。

(a)B1軸承

由圖10a可知：全陶瓷球軸承在各測(cè)點(diǎn)的輻射噪聲隨溫度變化的趨勢(shì)類似，當(dāng)溫度為-70～-35 ℃時(shí)，輻射噪聲呈逐漸增大的趨勢(shì)；當(dāng)溫度高于-35 ℃后，輻射噪聲呈逐漸減小的趨勢(shì)；當(dāng)溫度為-25～-11 ℃時(shí)，輻射噪聲變化較為復(fù)雜；當(dāng)溫度高于15 ℃后，輻射噪聲又開(kāi)始呈增大的趨勢(shì)。

由圖10b可知：當(dāng)溫度為-150～-70 ℃時(shí)，輻射噪聲有緩慢增大的趨勢(shì)；當(dāng)溫度高于-70 ℃后，輻射噪聲呈逐漸減小的趨勢(shì)，當(dāng)溫度為-7.5～15 ℃時(shí)的輻射噪聲變化較大；當(dāng)溫度高于15 ℃后，輻射噪聲又開(kāi)始呈增大的趨勢(shì)。

對(duì)比圖10a和圖10b可知：軸承B1和B2均在15 ℃附近有最小的輻射噪聲，而輻射噪聲的其他溫度拐點(diǎn)卻不同，且軸承B1的輻射噪聲對(duì)溫度更敏感。

在低溫環(huán)境下，軸承游隙隨溫度的變化發(fā)生改變，但在較大溫度范圍內(nèi)游隙變化較小，因此輻射噪聲變化相對(duì)較平緩。以軸承B2為例分析輻射噪聲隨溫度的變化規(guī)律：當(dāng)溫度較低時(shí)，軸承游隙比常溫下稍有減小，從而在低溫環(huán)境下有相對(duì)較小的輻射噪聲；隨溫度升高，軸承游隙逐漸增大，振動(dòng)稍有增大，輻射噪聲隨之增加，當(dāng)達(dá)到一定溫度時(shí)，軸承游隙不再增大，這時(shí)輻射噪聲較大；當(dāng)溫度繼續(xù)升高時(shí)，軸承內(nèi)外圈開(kāi)始產(chǎn)生溫度差，軸承游隙逐漸減小，輻射噪聲呈下降趨勢(shì)；當(dāng)溫度再次升高到某一值時(shí)，軸承游隙減小至最佳預(yù)緊力狀態(tài)，輻射噪聲最??；之后溫度再繼續(xù)升高，輻射噪聲又呈逐漸增大的趨勢(shì)。

3 結(jié)論

針對(duì)全陶瓷球軸承在特殊工況條件下的輻射噪聲進(jìn)行了試驗(yàn)分析，得到如下結(jié)論：

1)適當(dāng)?shù)膹较蜉d荷可以減小軸承徑向游隙，降低軸承輻射噪聲，當(dāng)徑向載荷大于0.5 kN時(shí)，隨徑向載荷增加，輻射噪聲呈增大趨勢(shì)。

2) 在沖擊載荷作用下，軸承輻射噪聲隨加載與卸載過(guò)程而發(fā)生增大與減小的變化，并且沖擊載荷對(duì)高轉(zhuǎn)速的輻射噪聲影響較大，當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到12 000 r/min時(shí)，軸承輻射噪聲波動(dòng)較大。

3)球?yàn)榈?、套圈為氧化鋯的全陶瓷球軸承輻射噪聲最大，其次為氮化硅全陶瓷球軸承，混合陶瓷球軸承輻射噪聲最小。結(jié)構(gòu)參數(shù)亦對(duì)輻射噪聲有顯著的影響。

4)全陶瓷球軸承隨溫度的升高呈先緩慢增大，然后較快速減小到最小輻射噪聲，之后又呈現(xiàn)增大的復(fù)雜變化趨勢(shì)。球?yàn)榈琛⑻兹檠趸喌娜沾汕蜉S承對(duì)溫度較球和套圈均為氮化硅的全陶瓷球軸承有更高的敏感性，且其均在溫度為15 ℃時(shí)輻射噪聲最小。