氮化硅陶瓷滾子軸承的抗斷油能力試驗

袁玉同，李紅濤，李鴻亮

(1．河南能源化工集團 裝備制造事業(yè)部，鄭州 450046；2．空軍駐洛陽地區(qū)代表室，河南 洛陽 471000；3．洛陽軸研科技股份有限公司，河南 洛陽 471039)

隨著航空、航天工業(yè)的高速發(fā)展，各類主機性能要求越來越高，軸承在高速運轉中可能會遇到貧油或斷油等工況，其性能和可靠性受到嚴峻考驗。為了改善軸承高速時的抗斷油能力，避免因軸承抱死而造成的嚴重事故，對氮化硅陶瓷材料滾動體開展了相關研究，這是由于氮化硅陶瓷密度較低，高溫力學性能優(yōu)良，高溫(1 300 ℃)化學穩(wěn)定性。目前，氮化硅陶瓷球軸承已批量應用于高速機床、燃氣輪機、渦輪增壓器等高速結構中，而氮化硅陶瓷滾子比球的加工工藝復雜，故混合陶瓷滾子軸承的性能仍在試驗研究中[1]。

現(xiàn)分別對混合陶瓷滾子軸承和全鋼滾子軸承進行斷油試驗，對比2種軸承的抗斷油能力。

1 試驗

1.1 試樣

試驗軸承型號為NU208，其主要參數(shù)見表1。套圈材料為8Cr4Mo4V，保持架材料為鋁青銅，滾子材料分別為8Cr4Mo4V和氮化硅，2種材料的特性見表2。

表1 NU208軸承主要參數(shù)

表2 2種材料特性

1.2 試驗設備

試驗設備為簡支梁高溫高速試驗機，其軸系結構如圖1所示。

1—軸向加載；2，5—支承軸承；3—試驗軸承；4—徑向加載;6—噴油嘴

試驗軸承安裝于軸系中間，2支點端為支承軸承；電主軸通過柔性聯(lián)軸器與試驗主軸相連拖動軸系高速旋轉；徑向載荷由徑向加載活塞通過加載套直接施加于試驗軸承外圈上；在試驗軸承兩側有2只噴油嘴進行高溫噴油潤滑，支承軸承通過中間2只噴油嘴旁路孔噴油潤滑。

1.3 試驗方法

隨機選取混合陶瓷軸承和全鋼軸承各1套進行斷油試驗，采用長城牌4010合成航空潤滑油進行潤滑。每套軸承斷油試驗前跑合30 min，跑合試驗參數(shù)見表3。斷油試驗參數(shù)見表4。工況1下油泵運轉參數(shù)見表5。其他工況下斷油時油泵運轉參數(shù)與此類似，僅供油泵停止的時間隨工況變化。

表3 跑合試驗參數(shù)

表4 斷油試驗方案

表5 工況1下油泵運轉參數(shù)

2 結果與分析

軸承斷油試驗監(jiān)測數(shù)據(jù)見表6。由表可知，在工況1和工況2下，2種軸承均通過3次30 s的斷油試驗；在工況3下，全鋼軸承通過2次40 s斷油試驗，第3次斷油14 s時，軸承卡死，報警停機，而混合軸承順利通過斷油試驗；在工況4下，混合陶瓷軸承斷油45 s時，主機電流增大至33 A報警停機。由此可知，混合軸承的抗斷油能力優(yōu)于全鋼軸承。

表6 斷油試驗監(jiān)測數(shù)據(jù)

斷油試驗后2種軸承形貌如圖2所示。由圖可知，全鋼軸承卡死，套圈和保持架表面均有炭黑色附著物(圖2a)；混合陶瓷軸承轉動靈活，內、外圈滾道受力區(qū)有輕微磨損劃傷，保持架表面有炭黑色附著物(圖2b)。這是因為陶瓷材料的熱膨脹系數(shù)較低，故混合陶瓷軸承斷油時不會因溫度急劇升高而卡死。

(a)全鋼軸承

軸承斷油試驗時軸承外圈溫度曲線如圖3所示。由圖可知，在2種軸承均順利通過的斷油試驗(工況1～工況3)中，混合陶瓷軸承外圈溫升遠小于全鋼軸承，不足其1/4，說明其摩擦發(fā)熱少，這主要是因為陶瓷材料密度小，對外圈的作用力小；此外，陶瓷材料摩擦因數(shù)較小，各零件間的滑動或滾動摩擦少。

圖3 不同工況下軸承外圈溫度

軸承斷油試驗時監(jiān)測的主機電流曲線如圖4所示。由圖可知，在2種軸承均順利通過的斷油試驗中，混合陶瓷軸承試驗時的主機電流較全鋼軸承小，且波動小，其功率消耗小，說明軸承發(fā)熱少，與外圈溫升結果一致，證明其抗斷油能力優(yōu)于全鋼軸承。

圖4 不同工況下主機電流

3 結論

通過斷油試驗對比了2種軸承在不同工況下的抗斷油能力，結果可知：在轉速42 000 r/min、徑向載荷4 000 N的工況下，全鋼軸承僅通過2次40 s斷油試驗，第3次斷油14 s時卡死報警停機，而混合陶瓷軸承通過斷油試驗，且在轉速升高至45 000 r/min時仍可斷油45 s；試驗后全鋼軸承完全卡死，混合陶瓷轉動仍轉動靈活。由此證明混合陶瓷軸承的抗斷油能力明顯優(yōu)于全鋼軸承。