全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑特性及其對(duì)服役性能影響規(guī)律*

孫 健 包志剛 姚金梅 楊家興 田軍興 夏忠賢

(1.清華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 北京 100084；2.沈陽(yáng)建筑大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 遼寧沈陽(yáng) 110168)

全陶瓷球軸承是指套圈及滾動(dòng)體均采用陶瓷材料制造的高科技軸承產(chǎn)品，其在高轉(zhuǎn)速、抗壓能力、耐高/低溫、耐磨、耐腐蝕、抗電磁絕緣等方面的特性非常突出，可廣泛應(yīng)用于航空航天、航海、冶金、化工和國(guó)防軍事等領(lǐng)域[1-3]。良好的潤(rùn)滑狀態(tài)是全陶瓷球軸承正常運(yùn)行的前提，也是影響復(fù)雜工況下軸承摩擦、振動(dòng)、溫升等服役性能的重要因素[4-8]。目前國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者以金屬球軸承潤(rùn)滑理論為基礎(chǔ)，針對(duì)陶瓷球軸承油潤(rùn)滑工況下所表現(xiàn)出的運(yùn)轉(zhuǎn)性能進(jìn)行了相關(guān)研究。周井玲等[9-10]通過疲勞壽命試驗(yàn)比較了全陶瓷球軸承與鋼球軸承在無潤(rùn)滑條件下的運(yùn)行狀況，發(fā)現(xiàn)全陶瓷球軸承在無潤(rùn)滑情況下的運(yùn)行狀況要優(yōu)于鋼球軸承。文懷興等[11]研究了氮化硅混合陶瓷球軸承摩擦與磨損機(jī)制，發(fā)現(xiàn)混合陶瓷球軸承在干摩擦條件下有黏著磨損、疲勞磨損以及磨粒磨損。袁巨龍等[12]研究了混合陶瓷球軸承在不同潤(rùn)滑油黏度條件下的溫升和振動(dòng)特性，明確了潤(rùn)滑油黏度、潤(rùn)滑狀態(tài)、軸承性能三者之間的關(guān)系。蘇和等人[13]對(duì)混合陶瓷球軸承脂潤(rùn)滑技術(shù)進(jìn)行了研究，建立了適用于混合陶瓷球軸承的脂潤(rùn)滑供油模型。閆帥等人[14]在總結(jié)國(guó)內(nèi)外陶瓷材料、陶瓷球軸承及主軸的摩擦與潤(rùn)滑基礎(chǔ)上，分析了水基潤(rùn)滑對(duì)陶瓷球軸承及主軸系統(tǒng)運(yùn)轉(zhuǎn)性能的影響。張同鋼等[15]基于所建立的水潤(rùn)滑動(dòng)靜壓陶瓷球軸承彈流潤(rùn)滑幾何模型，研究了不同工況下供水壓力對(duì)水潤(rùn)滑動(dòng)靜壓陶瓷球軸承壓力膜厚的影響。黃海和劉曉玲[16]建立了適用于陶瓷球軸承的熱彈流潤(rùn)滑數(shù)學(xué)模型，并通過對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在相同工況參數(shù)下，陶瓷球軸承的油膜壓力低于鋼質(zhì)軸承。HAN等[17]分析了海水潤(rùn)滑條件下混合陶瓷球軸承的摩擦特性，基于流體動(dòng)力學(xué)和邊界潤(rùn)滑綜合效應(yīng)分析了運(yùn)轉(zhuǎn)過程中軸承滾道表面潤(rùn)滑膜的形成過程。KANG等[18]考慮了球與滾道的相互作用力、保持架與滾道的相互作用力、彈流潤(rùn)滑等因素，利用滾動(dòng)軸承的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析了其滑移特性。ANTONIO-GARCA等[19]研究了水動(dòng)力潤(rùn)滑條件下的潤(rùn)滑膜厚度對(duì)軸承服役性能的影響。CHO[20]基于質(zhì)量守恒邊界條件對(duì) Elrod 算法進(jìn)行改進(jìn)，得到能自動(dòng)確定動(dòng)態(tài)邊界的控制方程和完整油膜區(qū)潤(rùn)滑方程。BISWAS等[21]研究了不同載荷條件下中低速軸承的潤(rùn)滑性能，即油膜厚度、油膜壓力及油膜流速的變化情況。DMITRICHENKO等[22]建立了球軸承動(dòng)力學(xué)模型，研究了潤(rùn)滑劑的不同流變模型以及流體動(dòng)壓力對(duì)軸承的動(dòng)態(tài)特性的影響。BRIZMER等[23]研究了混合陶瓷軸承在潤(rùn)滑條件降低下抗微點(diǎn)蝕能力的機(jī)制，為氮化硅陶瓷滾動(dòng)軸承的摩擦學(xué)和運(yùn)行性能研究提供了新的思路。

由上述可知，大多數(shù)研究均以金屬球軸承為對(duì)象，僅有部分研究成果適用于混合陶瓷球軸承，而少量關(guān)于全陶瓷球軸承潤(rùn)滑機(jī)制與方法方面的報(bào)道也僅僅是針對(duì)潤(rùn)滑過程中的客觀現(xiàn)象進(jìn)行了描述，沒有進(jìn)一步揭示其背后所存在的客觀規(guī)律與科學(xué)問題。

本文作者以氮化硅全陶瓷球軸承為研究對(duì)象，針對(duì)其在油潤(rùn)滑條件下所表現(xiàn)出的摩擦、振動(dòng)、溫升等服役性能進(jìn)行了研究，揭示了潤(rùn)滑、轉(zhuǎn)速、載荷等工況對(duì)全陶瓷球軸承運(yùn)轉(zhuǎn)性能的影響，并確定了其最優(yōu)供油量。同時(shí)基于所確定的最優(yōu)供油量，通過計(jì)算與仿真的手段，揭示了全陶瓷球軸承潤(rùn)滑油膜的分布特征及其對(duì)服役性能的影響規(guī)律。最后對(duì)油潤(rùn)滑條件下，全陶瓷球軸承服役后接觸微區(qū)的表面特征進(jìn)行了解析。

1 全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑特性試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)軸承及其組件

試驗(yàn)以P4級(jí)精度的6208氮化硅全陶瓷深溝球軸承為例，如圖1所示。試驗(yàn)軸承游隙為CN標(biāo)準(zhǔn)游隙，保持架引導(dǎo)方式為外圈引導(dǎo)。全陶瓷球軸承內(nèi)外套圈及滾動(dòng)體所用材料均為氮化硅陶瓷，經(jīng)熱等靜壓燒結(jié)工藝成型。

圖1 試驗(yàn)用全陶瓷球軸承Fig.1 Full ceramic ball bearings for tests

試驗(yàn)軸承保持架材料為炭纖維、PTFE、石墨增強(qiáng)的PEEK基復(fù)合材料，該材料由德國(guó)恩欣格集團(tuán)生產(chǎn)，材料具體性能如表1所示。經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證與應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)表明，該材料具有以下特點(diǎn)：可適用于-70～200 ℃的寬溫域工況；具有合適的強(qiáng)度、韌性，能夠承受一定的載荷和沖擊；摩擦因數(shù)小、耐磨性能好；密度較小且具有與滾動(dòng)體相近的膨脹系數(shù)。

表1 PVX復(fù)合增強(qiáng)型保持架材料性能Table 1 PVX material properties of bearing cage

1.2 試驗(yàn)設(shè)備簡(jiǎn)介

圖2所示為JH-200E滾動(dòng)軸承試驗(yàn)機(jī)及其結(jié)構(gòu)組成。該試驗(yàn)機(jī)為臥式安裝軸承性能壽命試驗(yàn)機(jī)，主要由軸承試驗(yàn)腔、軸向加載系統(tǒng)、徑向加載系統(tǒng)、試驗(yàn)軸系、供油系統(tǒng)、力傳感器、溫度傳感器、振動(dòng)傳感器及控制系統(tǒng)等部分組成。主要試驗(yàn)參數(shù)為：試驗(yàn)軸承外徑30～200 mm，內(nèi)徑10～170 mm，寬度10～30 mm；供油系統(tǒng)流量范圍0.001～10 mL/min，流量控制精度±0.001 mL/min；試驗(yàn)軸承徑向加載范圍100～30 000 N，軸向加載范圍50～10 000 N，主軸最高轉(zhuǎn)速30 000 r/min。

圖2 JH-200E滾動(dòng)軸承試驗(yàn)機(jī)Fig.2 JH-200E rolling bearing testing machine

1.3 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑試驗(yàn)在室溫工況下進(jìn)行，通過分別改變軸承供油量、軸承徑向載荷、軸承轉(zhuǎn)速等工況進(jìn)行目標(biāo)值的測(cè)定。具體實(shí)驗(yàn)過程為：(1)軸承啟動(dòng)前，按照目標(biāo)供油量設(shè)定值對(duì)試驗(yàn)軸承進(jìn)行供油；(2)空載工況下，3 min內(nèi)將試驗(yàn)軸承轉(zhuǎn)速由0增加至目標(biāo)轉(zhuǎn)速設(shè)定值；(3)待試驗(yàn)軸承供油量及轉(zhuǎn)速平穩(wěn)后，依據(jù)目標(biāo)載荷設(shè)定值對(duì)試驗(yàn)軸承進(jìn)行徑向加載；(4)試驗(yàn)30 min后，且試驗(yàn)腔體溫度、軸承外圈溫度、軸承振動(dòng)值、摩擦力值等目標(biāo)測(cè)量值穩(wěn)定后開始測(cè)量并記錄數(shù)據(jù)，軸承徑向加載方案如表2所示。試驗(yàn)過程中，軸向載荷為0；試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為5 000～10 000 r/min；供油量為0.2～2.0 mL/min。

表2 軸承徑向加載方案Table 2 Bearing radial loading program

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 摩擦力變化特性

利用JH-200E滾動(dòng)軸承試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑試驗(yàn)，基于摩擦力傳感器測(cè)得變工況條件下全陶瓷球軸承的摩擦力變化情況如圖3所示。

圖3 不同載荷及轉(zhuǎn)速下軸承摩擦力隨供油量變化Fig.3 Variation of friction force of bearings with supplied oil volume under different load and speed：(a)n=5 000 r/min；(b)n=10 000 r/min

由圖3可得，當(dāng)轉(zhuǎn)速一定時(shí)，隨著供油量的增加，全陶瓷球軸承的摩擦力值先是由大變小，再由小變大。當(dāng)軸承轉(zhuǎn)速為5 000 r/min，在0.2～2.0 mL/min的供油量范圍變化內(nèi)，摩擦力存在一個(gè)最低拐點(diǎn)值，該拐點(diǎn)值所對(duì)應(yīng)的供油量約為1.2 mL/min。這說明在該特定工況下，供油量為1.2 mL/min時(shí)，全陶瓷球軸承所表現(xiàn)出的摩擦特性最好。當(dāng)供油量小于1.2 mL/min時(shí)，全陶瓷球軸承處于乏油潤(rùn)滑狀態(tài)，軸承接觸微區(qū)內(nèi)潤(rùn)滑油尚未形成全膜潤(rùn)滑狀態(tài)，因此表現(xiàn)出的摩擦力較大。隨著供油量的持續(xù)增加，潤(rùn)滑狀態(tài)得到改善，潤(rùn)滑油膜逐漸變厚，摩擦力減小，且變化趨勢(shì)十分明顯[24]。而當(dāng)供油量大于1.2 mL/min時(shí)，由于潤(rùn)滑油量較大，多余的潤(rùn)滑油在黏度作用下，對(duì)軸承的運(yùn)轉(zhuǎn)產(chǎn)生黏滯阻力，導(dǎo)致軸承的摩擦力逐漸變大。但油液黏滯阻力對(duì)摩擦力變化的影響相對(duì)較小，因此在大于最佳供油量后，摩擦力隨供油量增大趨勢(shì)相對(duì)緩和。對(duì)比圖3(a)和圖3(b)可得，隨著轉(zhuǎn)速的增加，全陶瓷球軸承對(duì)應(yīng)的摩擦力拐點(diǎn)供油量逐漸變大；而載荷的變化對(duì)摩擦力拐點(diǎn)供油量沒有明顯的影響。

2.2 振動(dòng)加速度變化特性

利用JH-200E滾動(dòng)軸承試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑試驗(yàn)，基于加速度傳感器測(cè)得變工況條件下全陶瓷球軸承外圈振動(dòng)變化情況如圖4所示。

圖4 不同載荷及轉(zhuǎn)速下軸承振動(dòng)隨供油量變化Fig.4 Variation of bearings with supplied oil volume under different load and speed：(a)n=5 000 r/min：(b)n=10 000 r/min

由圖4可得，當(dāng)轉(zhuǎn)速一定時(shí)，隨著供油量的增加，全陶瓷球軸承外圈的振動(dòng)加速度值也是先由大變小，再由小變大。當(dāng)軸承轉(zhuǎn)速為5 000 r/min，外圈振動(dòng)加速度存在一個(gè)最低拐點(diǎn)值，該拐點(diǎn)值所對(duì)應(yīng)的供油量也是約為1.2 mL/min。這說明當(dāng)轉(zhuǎn)速為5 000 r/min時(shí)，在1.2 mL/min的供油量條件下，全陶瓷球軸承所表現(xiàn)出的摩擦和振動(dòng)特性最好，該供油量可以判定為其最佳供油量。當(dāng)供油量小于該最佳供油量時(shí)，由于乏油潤(rùn)滑的影響，軸承接觸微區(qū)存在油-固混合潤(rùn)滑狀態(tài)，滑滾比變化頻率較大，軸承外圈振動(dòng)加速度值相應(yīng)增大。隨著供油量的持續(xù)增加，潤(rùn)滑狀態(tài)得到改善，軸承外圈振動(dòng)值降低，且變化趨勢(shì)十分明顯。而當(dāng)供油量大于該最佳供油量時(shí)，潤(rùn)滑油量較大，多余的潤(rùn)滑油在黏度作用下，對(duì)軸承的運(yùn)轉(zhuǎn)產(chǎn)生黏滯阻力，導(dǎo)致軸承的外圈振動(dòng)值逐漸變大。但油液黏滯阻力對(duì)軸承外圈振動(dòng)變化的影響相對(duì)較小，因此在大于最佳供油量后，振動(dòng)加速度值隨供油量增大趨勢(shì)相對(duì)緩和。另外，當(dāng)軸承所受徑向載荷增大時(shí)，軸承的振動(dòng)加速度值相應(yīng)增大。

2.3 外圈溫升變化特性

利用JH-200E滾動(dòng)軸承試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑試驗(yàn)，基于溫度傳感器測(cè)得變工況條件下全陶瓷球軸承外圈溫升變化情況如圖5所示。

圖5 不同載荷及轉(zhuǎn)速下軸承外圈溫升隨供油量變化Fig.5 Variation of temperature rise of bearings with supplied oil volume under different load and speed：(a)n=5 000 r/min；(b)n=10 000 r/min

由圖5試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得，當(dāng)其他條件不變時(shí)，隨著供油量的增加，全陶瓷球軸承外圈溫升逐漸降低。在低于最佳供油量范圍時(shí)，隨著供油量的增加軸承外圈溫升降低明顯。這是因?yàn)榉τ蜐?rùn)滑狀態(tài)下，軸承的運(yùn)轉(zhuǎn)存在干摩擦，溫升明顯。而隨著供油量的持續(xù)性增加，潤(rùn)滑狀態(tài)得到改善，軸承外圈溫升降低。

當(dāng)供油量達(dá)到最佳時(shí)，全陶瓷球軸承處于全膜潤(rùn)滑狀態(tài)，這對(duì)于軸承的溫升具有巨大的改善效果。而當(dāng)供油量繼續(xù)增加，且大于最佳供油量時(shí)，大量的潤(rùn)滑油液會(huì)帶走軸承產(chǎn)生的熱，起到潤(rùn)滑冷卻的效果，因此軸承外圈的溫升會(huì)持續(xù)性降低。全陶瓷球軸承外圈溫升隨著軸承轉(zhuǎn)速的增加而增加；隨著徑向載荷的增加而增加。這是由于隨著徑向載荷的增加以及軸承轉(zhuǎn)速的升高，全陶瓷球軸承接觸微區(qū)接觸應(yīng)力與接觸頻率變大，摩擦產(chǎn)生的熱量增大，熱量在軸承外圈逐步累積，軸承外圈溫度相應(yīng)升高。

3 油潤(rùn)滑下全陶瓷球軸承接觸微區(qū)形貌特征與組織性能

3.1 全陶瓷球軸承試驗(yàn)分析

分別選取不同潤(rùn)滑條件及工況下試驗(yàn)后的全陶瓷球軸承，對(duì)其組件拆分后進(jìn)行觀察，并未發(fā)現(xiàn)明顯失效，如圖6(a)所示。

圖6 拆卸后的氮化硅全陶瓷球軸承及其組件Fig.6 Full ceramic ball bearing and its components after the demolition：(a)components such as balls and circles；(b)holder

但從圖6 (b)中可見，PVX保持器側(cè)梁表面 (即保持器外圓表面)出現(xiàn)明顯的劃擦與蹭傷區(qū)域。依據(jù)劃痕可以判斷是其與外圈內(nèi)圓表面在軸承轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)發(fā)生接觸與碰撞。分析產(chǎn)生該現(xiàn)象原因是，軸承在服役過程中，保持器和軸承的其他部件間會(huì)產(chǎn)生摩擦及碰撞，且保持器為外徑引導(dǎo)方式。在該種引導(dǎo)方式下，溫升、載荷、沖擊等耦合作用使得保持器產(chǎn)生微小的橢圓變形，引起保持器蹭傷。另外，PVX材料磨屑具有一定的潤(rùn)滑性，在某種程度上有助于改善軸承的潤(rùn)滑服役工況。

3.2 全陶瓷球軸承接觸區(qū)表層與表面質(zhì)量檢測(cè)

對(duì)滾動(dòng)體與溝道接觸區(qū)域進(jìn)行觀測(cè)，結(jié)果如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)后全陶瓷球軸承外圈溝道與滾動(dòng)體Fig.7 Outer raceway(a)and rolling element(b)of the test bearing

由圖7可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)后的全陶瓷球軸承接觸區(qū)域表層無損傷現(xiàn)象，但外圈溝道表層部分區(qū)域與滾珠表層部分區(qū)域出現(xiàn)黑色薄膜。為進(jìn)一步揭示薄膜化學(xué)成分，從微觀角度分析低溫工況薄膜產(chǎn)生機(jī)制及其對(duì)軸承接觸微區(qū)表面摩擦磨損性能的影響。對(duì)試驗(yàn)軸承套圈、保持架進(jìn)行無損切割，并與陶瓷滾珠一起通過SEM、XRD等儀器設(shè)備進(jìn)行檢測(cè)。

利用Hitachi S-4800掃描電子顯微鏡(SEM)對(duì)圖7中試驗(yàn)后的溝道及滾珠表層黑色薄膜覆蓋區(qū)域進(jìn)行檢測(cè)，結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 試驗(yàn)后滾動(dòng)體SEM成像Fig.8 SEM of rolling element after the test：(a)measurement point 1；(b)measurement point 2

圖9 試驗(yàn)后全陶瓷球軸承外圈溝道SEM成像Fig.9 SEM of outer raceway after the test：(a)measurement point 1；(b)measurement point 2

由掃描電鏡成像可知，所見的黑薄膜區(qū)域?yàn)閳D7中軸承滾動(dòng)體及溝道表面黑色薄膜覆蓋區(qū)域。作者認(rèn)為全陶瓷球軸承在運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，軸承組件(滾動(dòng)體、內(nèi)/外圈)與保持器表面劃擦產(chǎn)生磨屑，隨著軸承的運(yùn)轉(zhuǎn)，磨屑游離在滾道與滾珠之間的接觸微區(qū)，并在離心效應(yīng)及滾動(dòng)體滾壓耦合作用下，磨屑在滾動(dòng)體與溝道表層形成了一層薄膜。但由于滾動(dòng)體運(yùn)動(dòng)的不規(guī)律性，SEM成像的薄膜覆蓋區(qū)域并不均勻。

對(duì)比圖6—9中多幅圖片可知，宏/微觀觀測(cè)結(jié)果均表明在外圈溝道表面形成的薄膜效果更加顯著。同時(shí)，觀測(cè)圖6(a)中拆卸后的軸承內(nèi)圈，黑色薄膜在其溝道表面不可見。綜合上述試驗(yàn)結(jié)果可以推斷，軸承運(yùn)轉(zhuǎn)與服役過程中，離心效應(yīng)對(duì)于軸承腔體內(nèi)保持器磨屑的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)具有重要影響。在其作用下，外圈溝道表面成膜現(xiàn)象明顯，而內(nèi)圈溝道黑色薄膜不可見。

初步分析上述現(xiàn)象原因?yàn)椋沾汕蜉S承在油潤(rùn)滑工況下運(yùn)行時(shí)，保持器外圈與兜孔表面的劃擦磨屑在軸承轉(zhuǎn)動(dòng)作用下卷入軸承接觸微區(qū)。由于高速轉(zhuǎn)動(dòng)離心力與高接觸應(yīng)力滾壓作用，固體磨屑在外圈表面形成一層潤(rùn)滑膜。

3.3 軸承接觸區(qū)表層化學(xué)成分及定性分析

對(duì)試驗(yàn)后全陶瓷球軸承外圈溝道表層出現(xiàn)的黑色薄膜及保持架進(jìn)行拉曼光譜分析。為了確保試驗(yàn)準(zhǔn)確性，分別對(duì)保持架與溝道表層薄膜成分進(jìn)行2次測(cè)量與分析，測(cè)試結(jié)果如圖10所示。

圖10 試驗(yàn)后保持架與溝道黑色薄膜拉曼光譜Fig.10 Raman peaks of bearing cage and lubricant film on outer raceway

對(duì)比圖中4組測(cè)量曲線可知，試驗(yàn)后軸承保持架與溝道表層薄膜物相光譜分布趨勢(shì)有所差異，即曲線1、2分布趨勢(shì)與曲線3、4分布趨勢(shì)不同。但對(duì)比4組曲線的a、b、c 3處特征峰值發(fā)現(xiàn)，出現(xiàn)特征散射峰值的拉曼波長(zhǎng)幾乎一致。這說明保持架與溝道表層薄膜材料晶面介相基本相同，可初步判斷2組物質(zhì)化學(xué)組成接近。

繼續(xù)對(duì)軸承外圈溝道及滾珠表面薄膜層粉末及保持架粉末進(jìn)行XRD分析，測(cè)試結(jié)果如圖11所示。

圖11 保持架與溝道黑色薄膜XRD測(cè)試譜圖Fig.11 XRD spectrum of bearing cage and lubricant film on outer raceway

由圖11可以看出，XRD呈現(xiàn)的試驗(yàn)前后軸承保持架與溝道薄膜層的物相衍射峰位規(guī)律基本一致，每個(gè)峰值都沒有明顯變化，因此試驗(yàn)前后軸承保持架與溝道薄膜層的物質(zhì)基本相同。結(jié)合上述分析，初步說明PVX保持器材料在極端低溫變工況服役條件下，并未與環(huán)境中的介質(zhì)發(fā)生化學(xué)反應(yīng)生成新的物質(zhì)。而判斷圖10中，曲線1、2與曲線3、4分布趨勢(shì)不同的原因在于，保持器粉末在滾壓作用下所形成的潤(rùn)滑膜成分中含極少量磨損的氮化硅及燒結(jié)劑材料。潤(rùn)滑膜成分為PEEK、石墨 、碳纖維 、PTFE，以及少量磨損的氮化硅及燒結(jié)劑材料。

對(duì)比上述分析結(jié)果可以推測(cè)，在物理?xiàng)l件作用下保持器形成的粉末成為全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑介質(zhì)，對(duì)全陶瓷球軸承的服役起到促進(jìn)作用。

4 結(jié)論

在全陶瓷球軸承服役過程中，探究了在改變轉(zhuǎn)速、載荷下供油量對(duì)其服役特性的影響，揭示了不同供油量對(duì)全陶瓷球軸承潤(rùn)滑狀態(tài)的影響，主要結(jié)論如下：

(1)全陶瓷球軸承油潤(rùn)滑服役過程中，在某個(gè)特定工況下存在一個(gè)最佳供油量，在該最佳供油量潤(rùn)滑作用下可實(shí)現(xiàn)全膜潤(rùn)滑，軸承所表現(xiàn)出的摩擦、振動(dòng)、溫升等特性最優(yōu)。相比于載荷，軸承的轉(zhuǎn)速對(duì)最佳供油量的取值具有決定性影響。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，6208CE氮化硅全陶瓷球軸承，當(dāng)轉(zhuǎn)速為5 000 r/min時(shí)，所對(duì)應(yīng)的最佳供油量約為1.2 mL/min；當(dāng)轉(zhuǎn)速為10 000 r/min時(shí)，所對(duì)應(yīng)的最佳供油量約為1.6 mL/min。

(2)全陶瓷球軸承服役過程中，當(dāng)供油量小于最佳供油量時(shí)，處于乏油潤(rùn)滑狀態(tài)，軸承接觸微區(qū)存在油-固混合潤(rùn)滑狀態(tài)，因此接觸微區(qū)為油-固混合潤(rùn)滑，從而導(dǎo)致軸承的摩擦、振動(dòng)和溫升較大；而當(dāng)供油量大于最佳供油量時(shí)，過多潤(rùn)滑油液產(chǎn)生的黏滯阻力也會(huì)增加軸承的摩擦和振動(dòng)，但相比于乏油潤(rùn)滑狀態(tài)所表現(xiàn)出的摩擦和振動(dòng)較小。當(dāng)供油量過多時(shí)，大量的潤(rùn)滑油液會(huì)帶走軸承產(chǎn)生的溫升，起到潤(rùn)滑冷卻的效果，因此軸承外圈的溫升會(huì)持續(xù)性降低。