金志浩，鞠子辰，龍日升，張義民

(沈陽化工大學(xué) 裝備可靠性研究所,沈陽 110142)

滾動軸承是機械裝備廣泛使用的核心部件，其磨損多發(fā)生在滾道表面,是滾動軸承的主要失效形式之一，滾動軸承滾道表面的摩擦磨損性能對其壽命及可靠性至關(guān)重要。

采用表面織構(gòu)改變摩擦副表面的摩擦磨損性能已得到眾多學(xué)者的研究和驗證，并逐步應(yīng)用到不同的工業(yè)領(lǐng)域[1]。文獻[2]在推力軸承滾道表面制備凹坑型織構(gòu)，發(fā)現(xiàn)合理的織構(gòu)幾何參數(shù)及分布可使軸承的臨界載荷提高2倍。文獻[3]在推力軸承表面加工出織構(gòu)，通過試驗證明接觸面的摩擦因數(shù)比正常軸承減少了14%～22%。文獻[4]研究發(fā)現(xiàn)，帶有表面織構(gòu)的推力軸承的磨合時間更短。文獻[5]在81212推力圓柱滾子軸承的滾道表面制備凹坑型織構(gòu)，通過摩擦磨損試驗發(fā)現(xiàn)織構(gòu)軸承的磨損量比無織構(gòu)軸承的減少了83%。文獻[6]以最大油膜承載能力為優(yōu)化目標(biāo)，建立了推力軸承溝槽織構(gòu)的通用參數(shù)模型，獲得了溝槽的最優(yōu)織構(gòu)參數(shù)。文獻[7]通過建立軸承系統(tǒng)的彈流潤滑模型，分別以最小油膜厚度和油膜平均量綱一的壓力為衡量標(biāo)準，得出合適的表面織構(gòu)可有效增大摩擦副的最小油膜厚度，避免摩擦表面的直接接觸，提高摩擦副的摩擦學(xué)性能。

目前對軸承表面激光織構(gòu)化的研究多集中在滑動軸承。由于滾動軸承的結(jié)構(gòu)、承載、接觸和潤滑情況較滑動軸承復(fù)雜，對于滾動軸承“外圈-保持架-滾動體-內(nèi)圈”系統(tǒng)織構(gòu)表面摩擦磨損性能的研究尚未深入，表面織構(gòu)對系統(tǒng)耐磨性能的影響及其機理也尚未明晰。因此，本文選用81107-TN推力圓柱滾子軸承為研究對象，在干摩擦條件下探討凹坑型織構(gòu)的直徑和深度對軸承摩擦磨損性能的影響。

1 試驗

1.1 試驗裝置

采用MMW-1A型立式萬能摩擦磨損試驗機和81107-TN推力圓柱滾子軸承(簡稱軸承)進行試驗，套圈材料為GCr15,保持架材料為尼龍。試驗原理和軸承結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中，軸圈由電動機驅(qū)動旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)(上夾具)進行旋轉(zhuǎn)，通過座圈下面的“伺服電動機→加載系統(tǒng)→墊塊→下夾具”提供所需加載力。為突出織構(gòu)的影響只在軸圈滾道表面上制備凹坑型織構(gòu)。

圖1 試驗夾具及試驗軸承簡圖Fig.1 Diagram of test fixture and test bearing

1.2 試驗參數(shù)

干摩擦條件下試驗轉(zhuǎn)速和載荷過大會造成軸承溫升過高，而尼龍保持架長時間在高溫下會產(chǎn)生較大的變形，從而引起摩擦力驟升并超過機器的保護值，造成試驗中斷。通過前期摸索確定試驗參數(shù)為：載荷2 950 N，轉(zhuǎn)速250 r/min，時間300 min。

1.3 試驗過程

織構(gòu)制備前采用MMW-1型立式萬能摩擦磨損試驗機對無織構(gòu)軸承進行干摩擦磨損試驗來確定織構(gòu)的制備范圍，獲得的軸承磨損表面如圖2所示。為得到形狀一致和深度均勻的凹坑型織構(gòu)，根據(jù)參考文獻[8-10]及前期的大量摸索試驗確定激光織構(gòu)制備參數(shù)為：激光頻率80 kHz，功率3 W，打標(biāo)速度100 mm/s，打標(biāo)次數(shù)2～5次?？棙?gòu)直徑200，250，300 μm,織構(gòu)深度4，8，12 μm。

圖2 無織構(gòu)軸承試驗后軸圈的磨損表面Fig.2 Worn surface of shaft washer of non-textured bearing after test

織構(gòu)制備的具體過程為：1)織構(gòu)加工前，在裝有丙酮溶液的超聲波清洗機中清洗軸承10 min；2)利用YLP-30激光打標(biāo)機制備織構(gòu)；3)織構(gòu)制備完成后，依次使用800#，1 500#，2 000#金相砂紙去除凹坑邊緣的熔融物；4)將打磨后的試樣放入裝有丙酮溶液的超聲波清洗機中再清洗15 min，然后熱風(fēng)吹干。

最終制備的凹坑型織構(gòu)單元如圖3所示，單元分布采用等距交錯排布的方式(圖4)。為探究凹坑型織構(gòu)的直徑、深度對軸承摩擦磨損性能的影響，對軸承進行分組(表1,T10為無織構(gòu)軸承)。同時為確保試驗結(jié)果的準確性，消除其中的偶然性因素，每組試樣進行3次重復(fù)試驗，累計消耗30套軸承。每組試樣的摩擦因數(shù)和磨損量均為3次試驗的平均值。

圖3 凹坑型(直徑300 μm、深度8 μm)織構(gòu)單元的三維和剖面圖Fig.3 Three-dimensional and profile diagram of pit texture unit(300 μm in diameter,8 μm in depth )

圖4 凹坑型織構(gòu)單元分布示意圖Fig.4 Distribution diagram of pit texture unit

表1 軸承分組Tab.1 Grouping of bearings μm

2 結(jié)果與討論

2.1 織構(gòu)參數(shù)對摩擦因數(shù)的影響

干摩擦?xí)r軸承滾子與保持架兜孔直接接觸，尼龍保持架快速磨損，在“軸圈-保持架-滾子-座圈”系統(tǒng)中產(chǎn)生大量的尼龍粉末，在摩擦生熱和載荷的共同作用下，滾道表面形成了一層尼龍膜(圖5)?？棙?gòu)軸承由于凹坑型織構(gòu)對尼龍磨屑的捕獲和收集作用，滾道表面的尼龍膜會更均勻，部分凹坑甚至已經(jīng)完全被尼龍粉末和尼龍膜覆蓋(圖5b)。

圖5 試驗33 min后81107-TN推力圓柱滾子軸承滾道表面的尼龍膜Fig.5 Nylon films on raceway surface 81107-TN thrust cylindrical roller bearings after 33 min of test

無織構(gòu)軸承的摩擦因數(shù)-時間曲線如圖6所示，試驗前期軸承的摩擦因數(shù)快速升高的原因為尼龍與軸承鋼間的摩擦因數(shù)大于軸承鋼與軸承鋼之間的，當(dāng)滾道表面存在尼龍碎屑和不均勻尼龍膜時，“軸圈-保持架-滾子-座圈”系統(tǒng)的摩擦因數(shù)升高；在系統(tǒng)溫度持續(xù)升高,尼龍膜融化，尼龍膜的厚度和均勻度逐漸穩(wěn)定，軸承的摩擦因數(shù)逐漸回落并趨于平穩(wěn)。

圖6 無織構(gòu)軸承的摩擦因數(shù)-時間曲線Fig.6 Friction coefficient-time curve of non-textured bearing

凹坑直徑分別為200，250，300 μm時，不同凹坑深度下軸承的摩擦因數(shù)-時間曲線如圖7所示。為便于與無織構(gòu)軸承的摩擦因數(shù)進行對比，且不與其他曲線混淆，圖中引入了無織構(gòu)軸承的平均摩擦因數(shù)(直線)作為參考和對比。

由圖7可知：當(dāng)凹坑直徑為200 μm時，試驗50 min后凹坑深度為12 μm的軸承摩擦因數(shù)最低；當(dāng)凹坑直徑為250 μm時，試驗50 min后凹坑深度為8 μm時的軸承摩擦因數(shù)最低；當(dāng)凹坑直徑為300 μm，試驗185 min前軸承的摩擦因數(shù)變化均無規(guī)律，試驗185 min后凹坑深度8 μm時軸承的摩擦因數(shù)最低?？傊?，隨著凹坑直徑的增大，同一凹坑直徑、不同凹坑深度軸承的摩擦因數(shù)差別逐漸減小。凹坑直徑為200 μm時，凹坑深度對軸承的摩擦因數(shù)波動和幅值影響最大且呈正相關(guān)；凹坑直徑為300 μm時，凹坑深度對軸承的摩擦因數(shù)波動和幅值影響很小且無序。

圖7 不同凹坑直徑和深度時軸承的摩擦因數(shù)-時間曲線Fig.7 Friction coefficient-time curve of bearings under different diameters and depths of pit

軸承的平均摩擦因數(shù)如圖8所示，由圖可知：當(dāng)凹坑深度為4 μm時，凹坑直徑為200，250，300 μm的軸承平均摩擦因數(shù)相當(dāng)；當(dāng)凹坑深度為8 μm時，凹坑直徑為250 μm的軸承平均摩擦因數(shù)最低；當(dāng)凹坑深度為12 μm時，凹坑直徑為200 μm的軸承平均摩擦因數(shù)最低;與無織構(gòu)軸承相比，織構(gòu)軸承的摩擦因數(shù)均升高；同一凹坑深度、不同凹坑直徑的軸承摩擦因數(shù)曲線的差別逐漸增大；凹坑深度為4 μm時，凹坑直徑對軸承的摩擦因數(shù)波動和幅值影響很?。话伎由疃葹?2 μm時，凹坑直徑對軸承的摩擦因數(shù)波動和幅值影響最大且呈負相關(guān)。

圖8 軸承的平均摩擦因數(shù)Fig.8 Average friction coefficients of bearings

對比圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn)，與其他軸承相比，T3和T5軸承的摩擦因數(shù)較低，其他軸承的摩擦因數(shù)與無織構(gòu)軸承的相近,甚至更大。這是凹坑單元的捕屑能力、滾道表面的接觸應(yīng)力、尼龍膜的形成與穩(wěn)定性等因素動態(tài)平衡的結(jié)果。

2.2 織構(gòu)參數(shù)對磨損量及磨損表面的影響

300 min試驗后測得軸圈的磨損量如圖9所示:凹坑直徑不變時，隨著凹坑深度的增加，織構(gòu)軸承的磨損量先減小后增大，即磨損量的變化存在明顯的變化趨勢；凹坑深度不變時，隨著凹坑直徑的增大，軸承的磨損量逐漸減??；T2，T5，T8和T9軸承具有遠比無織構(gòu)軸承更小的磨損量，其中T8軸承的磨損量最小，比無織構(gòu)軸承的減少了61.57%；T1，T4和T7軸承的磨損量與無織構(gòu)軸承相當(dāng)。

圖9 軸圈的磨損量Fig.9 Wear losses of shaft washers

由于尼龍具有良好的力學(xué)性能、耐磨性和自潤滑性，干摩擦?xí)r在滾道表面形成的尼龍膜可有效隔離和保護織構(gòu)表面，從而減小軸承的磨損量。凹坑單元參數(shù)對軸承摩擦磨損性能的影響可歸為以下3種情形：1)當(dāng)凹坑深度較淺(4 μm)時，凹坑單元的磨屑收集作用有限，殘留在滾道表面的尼龍磨屑過多，導(dǎo)致尼龍膜的厚度增大，在離心力作用下逐漸向滾道外側(cè)堆積，分布不均,軸承的磨損量與無織構(gòu)軸承相似，甚至略大。2)深度較深(8 μm)時，凹坑單元的磨屑收集作用明顯，殘留在滾道表面的尼龍磨屑較少，尼龍膜更薄，更均勻,此時織構(gòu)軸承的磨損量遠小于無織構(gòu)軸承。3)當(dāng)織構(gòu)直徑為250，300 μm且深度最深(12 μm)時，凹坑單元的磨屑收集能力大于“軸圈-保持架-滾子-座圈”系統(tǒng)產(chǎn)生的尼龍磨屑量，導(dǎo)致尼龍膜極薄且不均勻，系統(tǒng)的溫升較快且穩(wěn)定后的溫度較高，軸承摩擦因數(shù)較凹坑深度為8 μm的略有增大，但磨損量依然略小于無織構(gòu)軸承。因此，對比圖8和圖9可以發(fā)現(xiàn)，凹坑對磨屑的容納能力是影響織構(gòu)軸承摩擦磨損性能的核心因素，凹坑深度和直徑存在最優(yōu)值。

凹坑單元可以顯著減小滾道與滾動體之間的接觸面積，增大軸承表面的接觸應(yīng)力，尤其是凹坑邊緣處的接觸應(yīng)力。由于接觸應(yīng)力的增大，與無織構(gòu)軸承出現(xiàn)大量磨損和點蝕痕跡(圖10a)不同，當(dāng)凹坑直徑、深度過大時，凹坑單元的邊緣因接觸疲勞會產(chǎn)生嚴重的擠壓和壓潰現(xiàn)象(圖10b)，導(dǎo)致軸承磨損量增大。這也是T9軸承磨損量大的原因。

圖10 試驗后試樣的磨損表面Fig.10 Worn surface of samples after test

在激光打標(biāo)過程中，光斑位置材料的表面瞬間達到氣化的閾值，材料燒蝕并形成凹坑。由于軸承鋼的導(dǎo)熱系數(shù)(44 W·m-1·K-1)較大，凹坑區(qū)域的材料會經(jīng)歷快速加熱及快速冷卻，形成局部淬火效應(yīng)。凹坑單元斷面的顯微照片如圖11所示，凹坑坑壁與基材之間存在明顯的相變區(qū)和熱影響區(qū)。其中，相變區(qū)主要由超細化馬氏體組成，這是因為相變區(qū)的奧氏體極速冷卻，來不及均勻化，在馬氏體相變的作用下轉(zhuǎn)變成超細化的馬氏體組織[11-12]。馬氏體的晶粒細化有助于提高凹坑表面材料的硬度，使織構(gòu)長時間存在并起到一定增加抗磨性的作用。

圖11 凹坑單元相變與熱影響區(qū)Fig.11 Phase transition and heat-affected zone of pit unit

3 結(jié)論

對織構(gòu)推力圓柱滾子軸承進行了摩擦磨損試驗，得到以下結(jié)論：

1)干摩擦條件下，滾道表面會形成一層尼龍膜，這是織構(gòu)軸承摩擦因數(shù)偏高的主要原因?？棙?gòu)軸承的摩擦因數(shù)均大于無織構(gòu)軸承的，其中凹坑直徑對軸承的摩擦因數(shù)波動和幅值的影響呈負相關(guān)。

2)在本文條件下，當(dāng)凹坑直徑300 μm、深度8 μm時,織構(gòu)軸承的磨損量比無織構(gòu)軸承的減少了61.57%，具有優(yōu)異的耐磨性能。