混合澄清槽攪拌裝置滑動軸承設計及磨損性能研究

徐 磊, 李光俊*, 段 宏, 韓杰勝, 王小超, 孟軍虎

(1. 中國核電工程有限公司, 北京 100840;2. 中國科學院蘭州化學物理研究所 中國科學院材料磨損與防護重點實驗室, 甘肅 蘭州 730000)

萃取分離是乏燃料后處理廠的核心工藝環(huán)節(jié)，混合澄清槽是乏燃料后處理廠中常見的液-液萃取設備，其攪拌裝置是實現(xiàn)混合澄清槽液-液兩相料液充分混合的關鍵設備[1-3]. 乏燃料后處理廠的混合澄清槽攪拌裝置采用長距離動力傳輸，其攪拌裝置的下端采用兩組滑動軸承組件支撐，要求其運行過程中不能添加潤滑油脂，且工作環(huán)境有硝酸蒸氣腐蝕和放射性輻射，因此要求攪拌裝置能長期穩(wěn)定可靠運行，減少維修和更換次數(shù)，從而減小對維護人員的輻照劑量. 運行經驗反饋得知，滑動軸承故障是制約攪拌裝置長期可靠運行的關鍵因素之一. 目前攪拌裝置采用高硬度氮化硅陶瓷軸承支承，攪拌軸和陶瓷軸承直接構成徑向滑動摩擦副，上端軸承法蘭面和軸肩直接構成軸向止推摩擦副. 該攪拌裝置經中試廠運行后，出現(xiàn)下攪拌軸與軸承磨損嚴重、振動噪聲大和故障率高等問題. 基于此，本文中針對混合澄清槽攪拌裝置運行工況的特殊要求，以改善其滑動軸承使用性能和壽命為目標，根據(jù)固體潤滑滑動軸承設計原則，研制具有自潤滑特性的金屬陶瓷復合材料和金屬基復合材料，并用自潤滑復合材料設計制備滑動軸承組件，試驗發(fā)現(xiàn)該滑動軸承組件具有良好的摩擦磨損性能，滿足混合澄清槽攪拌裝置的使用要求.

1 環(huán)境工況及要求

混合澄清槽攪拌裝置下攪拌軸的結構示意圖如圖1所示，其兩端支撐的滑動軸承組件暴露在料液上方. 由于攪拌液體為酸性介質，并且具有一定的α和γ射線輻射，因此要求制備滑動軸承組件的材料應具有抗輻照性能和抗硝酸腐蝕性能，材料成分中不得含有Co和Cu等元素. 同時，在運行過程中無法進行添加潤滑油脂和修復等維護操作，因此要求滑動軸承組件應具有自潤滑性能和使用過程中免維護特征.

Fig. 1 Schematic diagram of the mechanism of the stirring device圖1 攪拌裝置結構示意圖

2 滑動軸承組件結構及摩擦學設計

根據(jù)攪拌裝置主軸結構及服役條件，滑動軸承組件結構設計如圖2所示. 滑動軸承組件由止推環(huán)(1)、軸瓦(2)、軸瓦襯套(3)和軸套(4)組成. 軸套與軸緊裝配，軸瓦與軸瓦襯套過盈裝配并固定在軸承座中起支撐作用. 軸套與軸瓦構成徑向摩擦副，止推環(huán)與軸瓦法蘭端面構成軸向摩擦副. 軸套和止推環(huán)為旋轉件，軸瓦為固定件.

Fig. 2 (a) Schematic diagram of the structure and (b) installation method of sliding bearing assembly圖2 (a)滑動軸承組件基本結構與(b)安裝方法的示意圖

根據(jù)滑動軸承組件摩擦副的設計要求，確定了材料和潤滑方式的選擇原則：

(1) 軸套和軸瓦材料存在較大的硬度差，以保證高硬度材料具有良好的耐磨性，在滑動軸承服役過程中，高硬度材料磨損量小.

(2) 摩擦副盡量選用化學成分差別較大的材料，以減少黏著磨損的發(fā)生.

(3) 低硬度材料選擇金屬基自潤滑復合材料，通過改變固體潤滑劑成分和含量來實現(xiàn)摩擦副表面的自潤滑功能.

(4) 以特種潤滑劑或通用潤滑油為輔助潤滑劑，與金屬基自潤滑復合材料中的固體潤滑劑復合實現(xiàn)固液復合潤滑，以滿足滑動軸承組件的長壽命和免維護的要求.

根據(jù)以上選擇原則，將軸套確定為高硬度金屬陶瓷復合材料[4-5]，軸瓦確定為硬度較低的鐵基自潤滑復合材料[6-7]. 采用添加特種潤滑劑或在多孔結構的軸瓦材料中浸入潤滑油等輔助潤滑手段實現(xiàn)固液復合潤滑. 軸向摩擦副由于其載荷小于徑向摩擦副載荷，因此止推環(huán)與軸套選擇相同材料，且軸瓦一端為法蘭結構，與止推環(huán)端面形成軸向摩擦副.

3 滑動軸承材料制備與性能

3.1 金屬陶瓷復合材料

根據(jù)滑動軸承組件的服役工況，本文中以碳化鈦和碳化鎢為金屬陶瓷復合材料中的陶瓷相，碳化釩為晶粒異常長大抑制劑[8]. 由于抗輻照性能要求，需要避免使用鈷和銅等元素，因此金屬粘結相選用鎳作為主要成分，同時用鉻和鉬對金屬粘結相進行合金化. 金屬陶瓷復合材料采用放電等離子燒結方法制備. 復合材料密度依據(jù)GB/T 3850-2015《致密燒結金屬材料與硬質合金密度測定方法》進行測試；洛氏硬度在布洛維硬度計(HBRV-187.5)上依據(jù)GB/T 3849.1-2015《硬質合金洛氏硬度試驗(A標尺)第1部分 試驗方法》進行測試；抗壓強度在萬能材料試驗機(CMT5205)上依據(jù)GB/T 8489-2006 《精細陶瓷壓縮強度試驗方法》進行測試，樣品尺寸Φ5 mm×10 mm. 表1中所列為編號TN30和WN20金屬陶瓷復合材料的化學成分和性能.

表1 金屬陶瓷復合材料的成分和性能Table 1 Composition and properties of the cermet composite

以碳化鈦為主要陶瓷相的金屬陶瓷復合材料TN30具有組織穩(wěn)定性、耐磨損和密度低等優(yōu)勢，但其力學性能遠不如以碳化鎢為主要陶瓷相的金屬陶瓷復合材料WN20，因此本文中滑動軸承組件金屬陶瓷復合材料選用WN20金屬陶瓷復合材料. 圖3所示為WN20金屬陶瓷復合材料的晶粒取向(EBSD)和晶界角分布圖，從圖3中可以看出WN20中不同取向的晶粒隨機分布，并且相鄰晶粒的取向不同，材料中以大角度晶界為主，平均晶粒尺寸為0.46 μm. 圖4所示為WN20金屬陶瓷復合材料燒結前后的X射線衍射(XRD)圖譜.在混合粉末中，檢測到少量的W2C. 由于Cr和Mo含量較少，在衍射峰中未出現(xiàn). 經過燒結后，碳化鎢陶瓷相的衍射峰未變，粘結相Ni的衍射峰朝低角度輕微偏移，這可能是Cr和Mo固溶于Ni中導致的.

Fig. 3 (a) EBSD mapping and (b) grain boundaries distribution of WN20 cermet composite圖3 WN20金屬陶瓷復合材料的(a)EBSD圖和(b)晶界角分布圖

Fig. 4 XRD patterns of WN20 cermet composites and the mixture powders圖4 WN20金屬陶瓷復合材料燒結前后的XRD譜圖

依據(jù)GB/T 6569-2006《精細陶瓷彎曲強度試驗方法》、GB/T 4161-2007 《金屬材料平面應變斷裂韌度KIC試驗方法》、GB/T 1817-2017 《硬質合金常溫沖擊韌性試驗方法》和GJB 332A-2004 《固體材料線膨脹系數(shù)測試方法》分別測試WN20金屬陶瓷復合材料的抗彎強度、斷裂韌性、沖擊韌性和線膨脹系數(shù)，其值分別為730 MPa、17.1 MPa·m1/2、2.04 J/cm2和6.1×10-6℃-1.經測試WN20金屬陶瓷復合材料的各項技術指標均滿足滑動軸承組件的設計要求.

3.2 金屬基自潤滑復合材料

依據(jù)滑動軸承組件設計原則，金屬基自潤滑復合材料選用鐵-石墨復合材料(編號FC03)和鐵-鎳-鉻-石墨-二硫化鉬復合材料(編號FC13). FC03為燒結鐵-石墨材料，所燒結的材料具有多孔結構，孔隙率約18%，可在孔隙中浸入潤滑油使用. FC13為鎳和鉻合金化的鐵合金基自潤滑復合材料，石墨和二硫化鉬為復合潤滑劑，采用中頻感應熱壓燒結技術制備，為避免在制備過程中二硫化鉬由于高溫而分解[9]，采用鎳包二硫化鉬復合粉末. 圖5所示為鐵-鎳-鉻-石墨-二硫化鉬自潤滑復合材料(FC13)的XRD譜圖，圖6所示為FC13的背散射電子像和表面元素分布圖. 從圖5~6中可看出，石墨和二硫化鉬與鐵合金基體未發(fā)生化學反應，且均勻分布于基體中.

Fig. 5 XRD pattern of Fe-Ni-Cr-Graphite-MoS2 selflubricating composites圖5 鐵-鎳-鉻-石墨-二硫化鉬自潤滑復合材料的XRD譜圖

自潤滑復合材料的密度依據(jù)GB/T 3850-2015《致密燒結金屬材料與硬質合金 密度測定方法》測試；布氏硬度依據(jù)GB/T 231.1-2018《金屬材料 布氏硬度試驗第1部分：試驗方法》測試；壓縮強度依據(jù)GB/T 7314-2005《金屬材料 室溫壓縮試驗方法》測試，樣品尺寸為Φ5~10 mm. 表2所列為兩種自潤滑復合材料的化學組分和基本性能參數(shù)，可以看出FC03和FC13兩種材料的密度、硬度和強度無顯著差異.

Fig. 6 BEI and corresponding EDS mapping of Fe-Ni-Cr-Graphite-MoS2 self-lubricating composite圖6 鐵-鎳-鉻-石墨-二硫化鉬自潤滑復合材料的背散射電子像和表面元素分布圖

表2 金屬基自潤滑復合材料的成分和性能Table 2 Composition and property of metal-based self-lubricating composite

采用球盤式摩擦磨損試驗機測試了室溫和大氣環(huán)境下FC03和FC13的摩擦磨損特性，測試條件：載荷為4.9 N，線速度0.2 m/s，摩擦時間60 min，對偶為GCr15鋼球. FC03為多孔材料，測試了干摩擦和浸油(潤滑油為N32)兩種狀態(tài)下的摩擦系數(shù)和磨損率；FC13為燒結致密材料，僅測試干摩擦狀態(tài)下的摩擦系數(shù)和磨損率. 摩擦磨損試驗結果列于表2中. 干摩擦狀態(tài)下，F(xiàn)C13抗磨損性能遠優(yōu)于FC03復合材料，也優(yōu)于FC03浸油狀態(tài)下的抗磨損性能. 兩種材料的性能指標均滿足滑動軸承組件的設計要求.

4 滑動軸承的摩擦磨損性能

采用Falex摩擦試驗機對滑動軸承進行摩擦磨損性能測試. 滑動軸承摩擦副結構如圖7所示. 軸瓦過盈裝配于試驗機工裝內，金屬陶瓷軸由電機驅動做旋轉運動，與相對靜止的軸瓦形成摩擦副. FC03軸瓦為多孔材料，選擇浸油潤滑(I型)和固體潤滑劑嵌入式潤滑(II型)兩種方案；FC13為致密材料，選用固體潤滑劑嵌入式潤滑(II型)方案. 通過在圖7所示的II型軸瓦的孔中填充固體潤滑劑實現(xiàn)嵌入式潤滑，潤滑劑型號為BL，為黏稠狀膏體特種潤滑劑，錐入度為235～255 mm.表3所列為滑動軸承摩擦副的材料、潤滑方式及滑動軸承的摩擦學性能.

Fig. 7 Schematic diagram of friction pair of the sliding bearing: (a) type I; (b) typle II圖7 滑動軸承摩擦副結構示意圖：(a) I型；(b) II型

軸瓦外徑為23 mm，內徑為19 mm，長度為20 mm，軸瓦與軸間隙為60 m. II型方案中，用于BL型固體潤滑劑嵌入孔的直徑為2 mm，嵌入孔數(shù)量為90個，嵌入孔面積占摩擦副面積的24%. 摩擦試驗參數(shù)：載荷196 N，轉速600 r/min，室溫下大氣環(huán)境中測試，摩擦時間25 h.摩擦系數(shù)通過扭矩換算得出，取其摩擦周期內的平均值；徑向磨損量采用千分尺測量試驗前后軸瓦內徑和軸外徑計算而得，多次測量取平均值.

從表3中所列數(shù)據(jù)可看出，三種潤滑方案中，高硬度金屬陶瓷復合材料軸磨損量很低，難以測量其磨損深度. 對于浸油潤滑方案A，25 h軸瓦徑向磨損深度為59 μm，嵌入式潤滑方案B和C中，F(xiàn)C13軸瓦的磨損程度明顯小于FC03，且25 h的徑向磨損量遠低于加工公差和間隙尺寸.

表3 滑動軸承材料、潤滑方式與摩擦學性能Table 3 Material, lubrication method and tribological properties of the sliding bearing

圖8所示為表3所列三種方案的摩擦系數(shù)和軸瓦溫度隨時間的變化曲線. 對于方案A，F(xiàn)C03軸瓦在運轉過程摩擦系數(shù)不穩(wěn)定且軸瓦溫度持續(xù)上升. 方案B和C中的摩擦系數(shù)與軸瓦溫度無顯著差別. 從方案B和C的摩擦系數(shù)和溫度曲線可以看出，摩擦的初始階段均有峰值出現(xiàn). 初始環(huán)境溫度(約20 ℃)時，摩擦系數(shù)較高，磨合約5 min后進入穩(wěn)定狀態(tài)，摩擦系數(shù)低于0.10，軸瓦溫度介于40~50 ℃. 試驗中間出現(xiàn)摩擦系數(shù)和軸瓦溫度峰值是由于試驗暫停時軸瓦溫度降低至環(huán)境溫度所致.

圖9分別為表3所列的A、B和C三種潤滑方案的摩擦磨損試驗后軸瓦磨損表面微觀形貌的掃描電子顯微鏡(SEM)照片，右上角插圖為軸磨損表面的宏觀形貌圖. 圖9(a)所示為浸油潤滑軸瓦FC03磨損表面形貌的SEM照片，沿摩擦方向表現(xiàn)出典型的磨粒磨損特征，并且犁溝邊緣有塑性變形. 軸磨損表面僅發(fā)生顏色變化，尺寸變化不可測. 圖9(b)所示為嵌入式潤滑軸瓦FC03磨損表面形貌的SEM照片，與圖9(a)相似，具有典型的磨粒磨損特征，但磨損表面無塑性變形，軸磨損表面形貌與圖9(a)中無顯著差異. 圖9(c)所示為嵌入式潤滑軸瓦FC13磨損表面形貌的SEM照片，其磨損表面無磨粒磨損和黏著磨損等特征，軸的磨損表面光滑，無尺寸和顏色變化.

Fig. 8 (a) Friction coefficient and (b) temperature of the sliding bearing with the time圖8 滑動軸承的(a)摩擦系數(shù)和(b)溫度隨時間變化

Fig. 9 SEM micrographs of worn surface of the bearing bush and the shaft圖9 軸瓦和軸的磨損表面形貌的SEM照片

從上述摩擦試驗結果可見C潤滑方案的滑動軸承具有最優(yōu)的摩擦學性能，因此本文中考察了滑動軸承以C方案進行長時間摩擦磨損試驗，摩擦時間為250 h，摩擦系數(shù)和軸瓦溫度隨時間的變化如圖10所示. 在250 h內，軸瓦摩擦系數(shù)和溫度無顯著變化，平均摩擦系數(shù)為0.08，軸瓦平均溫度為44 ℃. 250 h軸瓦徑向磨損深度為3.8 μm，軸磨損量太小而不可測. 軸瓦的磨損量遠小于其加工公差(H7)和軸瓦與軸的間隙(60 μm)，因此認為C方案滑動軸承組件在250 h內幾乎無磨損.FC13軸瓦采用嵌入式潤滑方式，在安裝之前嵌入特種潤滑劑，與WN20金屬陶瓷軸配合，長期使用時具有優(yōu)異的摩擦磨損性能，滿足了混合澄清槽攪拌裝置滑動軸承的設計和使用要求.

Fig. 10 Typical curves of (a) friction coefficient and (b) temperature of FC13 sliding bearing by solid lubricant embedded lubrication in 250 h圖10 嵌入式潤滑F(xiàn)C13軸瓦的250 h摩擦磨損試驗(a)摩擦系數(shù)和(b)軸瓦溫度隨時間變化的曲線圖

5 結論

a. WN20金屬陶瓷復合材料具有優(yōu)良的力學性能，其抗彎強度、斷裂韌性、沖擊韌性和線膨脹系數(shù)分別 為730 MPa、17.1 MPa·m1/2、2.04 J/cm2和6.1×10-6℃-1.

b. FC13金屬基復合材料在干摩擦狀態(tài)下具有自潤滑性能，抗磨損性能遠優(yōu)于FC03復合材料在干摩擦和浸油狀態(tài)下的抗磨損性能.

c. FC13軸瓦在安裝之前嵌入特種潤滑劑，與WN20金屬陶瓷軸形成摩擦副時，長期使用表現(xiàn)出優(yōu)異的摩擦磨損性能，能夠滿足混合澄清槽攪拌裝置滑動軸承的設計和使用要求.