李桂枝,白清華,栗心明,楊 萍,郭 峰,金旭陽

(青島理工大學 機械與汽車工程學院,山東 青島 266520)

滾動軸承作為機械裝備的常用零件，廣泛應用于機械、汽車和航空等領域，是一種典型的高副接觸.為了便于對高副接觸區(qū)潤滑油膜成膜機制進行研究，在理論模型和試驗觀察中，常采用球-盤接觸形式.早在上世紀60年代，Gohar等[1]開發(fā)了球-盤接觸形式的潤滑油膜測量裝置，并采用光干涉技術對彈流潤滑油膜進行了測量.此后數十年內，盡管光學測量技術不斷改進，但球-盤接觸的核心機械結構仍被廣泛應用.例如，Huang等[2]使用球-盤試驗裝置在乏油條件下對不同類型的潤滑脂進行測試，并對膜厚分布進行分析.Li等[3]研究滾動接觸中潤滑脂油膜隨玻璃盤旋轉圈數的演化過程.Liang等[4]采用球-盤試驗機探索離心效應對油池形狀與油膜厚度的影響.Woloszynski等[5]通過球-盤試驗機研究納米級波紋結構對彈流油膜厚度和摩擦系數的影響.劉成龍等[6]在球-盤試驗機上開展?jié)櫥w維結構對彈流油膜的研究.

近期，球-環(huán)接觸形式的潤滑油膜測量裝置也被開發(fā)出來用于分析滾動軸承的潤滑狀態(tài).球-環(huán)接觸測量裝置相對于傳統(tǒng)的球-盤接觸測量裝置，接觸形式更接近滾動軸承中滾動體與其外圈接觸的幾何形式，且潤滑劑受離心力作用的流動與真實軸承類似，因而測量結果易于與真實滾動軸承相關聯，為軸承潤滑性能的研究及設計提供相對直接的數據支撐.采用該接觸形式，Zhang等[7]研究油膜厚度隨卷吸速度變化的行為；崔偉勤等[8]對高速下潤滑機理進行分析，得出高速下膜厚下降的主要原因是滑滾比的存在.此外，諸如雙圓盤試驗機[9]和四球試驗機[10]等均被用以開展機械零部件潤滑狀態(tài)的研究.一些學者還對多種試驗機測量結果進行了對比分析，Bergseth等[11]對比球盤和雙圓盤試驗機以評估表面/潤滑劑相互作用的行為差異.Liu等[12]比較球盤和雙圓盤試驗機在相同操作條件下測量的牽引曲線，發(fā)現隨著滾動體尺寸的增加，摩擦系數降低.這些研究表明了不同接觸形式可對接觸區(qū)潤滑狀態(tài)產生不同影響.

實際上，球-盤接觸與球-環(huán)接觸的幾何特征差異引起接觸區(qū)周圍不同的微間隙，使毛細力的作用發(fā)生變化，影響接觸區(qū)附近的油池形態(tài)，進而對接觸區(qū)內的潤滑狀態(tài)產生不同影響，該差異對限制性供油條件下潤滑狀態(tài)影響更加突出.此外，球-盤接觸與球-環(huán)接觸在速度較高時，離心力作用方向不同，也會對潤滑劑的流動產生影響.但目前仍缺少因兩種接觸形式不同誘發(fā)的潤滑特征差異研究，因而本文中對兩種接觸形式的潤滑特征進行對比，以明確接觸幾何參數對潤滑劑流動及潤滑狀態(tài)的影響.

1 試驗裝置與試驗條件

1.1 試驗裝置

試驗在自行研制的球-盤接觸試驗機和球-環(huán)接觸試驗機上進行，其中球-盤試驗機開發(fā)較早已廣泛應用，其具體測量示意圖及工作原理可參考文獻[13].球-環(huán)試驗機測量系統(tǒng)如圖1所示，其主要功能是測量不同試驗工況下的油膜厚度與摩擦系數.球-環(huán)試驗機主要組成包括四部分：球環(huán)驅動部分、圖像采集部分、摩擦力采集部分和球環(huán)接觸部分.球-環(huán)接觸區(qū)上方放置顯微鏡和CCD面陣相機，用于干涉圖像的采集，采用雙色光調制光強法[14-15]測量油膜厚度.玻璃環(huán)和鋼球分別由伺服電機驅動，最大轉速可達3 000 r/min.接觸區(qū)產生的摩擦力由球驅系統(tǒng)上的拉壓傳感器采集測量.

Fig.1 Schematic diagram of the ball-on-ring test machine圖1 球-環(huán)試驗機示意圖

上述兩套試驗裝置的主要差異是接觸形式不同，一種是球-盤接觸(Ball-on-disc)，文中記為BOD；另一種是球-環(huán)接觸(Ball-on-ring)，文中記為BOR.

1.2 試驗條件

試驗用玻璃環(huán)和玻璃盤材質均為K9，摩擦副表面鍍Cr+SiO2膜，表面粗糙度為8 nm；玻璃環(huán)內徑110 mm，選定玻璃盤接觸區(qū)回轉半徑為55 mm；試驗用鋼球材質為GCr15鋼，直徑25.4 mm，表面粗糙度為14 nm.

試驗環(huán)境溫度為22±1 ℃，卷吸速度(ue)分為兩個區(qū)間，即0～512 mm/s定義為低速區(qū)間，576～2 048 mm/s定義為高速區(qū)間.為了使得兩種接觸形式的工況參數相同，試驗中兩種接觸形式最大赫茲接觸應力均為0.48 GPa，對應BOD和BOR接觸形式的載荷分別為24和40 N.試驗選用PAO6、PAO20和PAO40三種基礎油，其性能參數列于表1中，每次試驗供油量為0.5 mL.

表1 試驗用潤滑油特性Table 1 Properties of lubricants used in experiments

2 結果與討論

2.1 低速區(qū)間試驗結果

圖2是PAO6潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的低速試驗結果，其中圖2(a)為光干涉圖像，圖2(b)為相應的膜厚隨卷吸速度變化曲線圖.可以看出，兩種形式下的干涉圖像特征存在明顯的差異，由于玻璃盤與玻璃環(huán)的曲率不同，BOD和BOR的接觸區(qū)分別呈現為圓形和橢圓形.同時，接觸曲率不同也使入口區(qū)動壓效應產生差別，進而影響兩種接觸形式下的成膜特性，其中BOD的潤滑油膜厚度較高.圖2(b)中定量對比了兩種接觸形式下膜厚隨卷吸速度的變化曲線圖，可見，兩種接觸形式下的膜厚均隨卷吸速度的增加而線性增加，這與Hamrock-Dowson公式(H-D公式)理論預測趨勢相符[16]，同時，BOD接觸方式的最小膜厚(hmin)與中心膜厚(hc)均大于BOR接觸方式.

為了考察黏度對兩種接觸形式下油膜特征的影響，圖3中采用PAO20潤滑油對比了BOD與BOR兩種接觸形式下的試驗結果.從圖3中可以看出，其變化規(guī)律與圖2類似，BOD接觸形式的最小膜厚與中心膜厚均高于相同工況下BOR接觸形式的膜厚.當潤滑油黏度(PAO40)進一步增加時，圖4(a)顯示以BOR接觸形式時，隨著卷吸速度的增加在入口區(qū)出現乏油，如ue=448 mm/s和ue=512 mm/s時圖中白色虛線所示，而在相同條件下的BOD接觸形式的入口區(qū)并未發(fā)生乏油.與干涉圖相對應，圖4(b)顯示BOR接觸形式下的膜厚增加存在1個臨界值(如綠框標識)，受到入口區(qū)乏油影響，超過該臨界值后膜厚隨著卷吸速度的增加而減小，而BOD接觸形式的膜厚仍然隨著卷吸速度的增加而線性增加.

圖5所示為黏度隨膜厚增加率的變化曲線，其中Δh=hBOD-hBOR，水平虛線是H-D公式理論計算Δh/hBOR的結果.依據H-D公式，膜厚增加率可由式(1)表示.

式中：k1和k2分別為BOD和BOR接觸形式下的橢圓率；Rx1和Rx2分別為兩種接觸形式沿x方向的曲率半徑；w1和w2分別為兩種接觸形式下的載荷.由式(1)計算得到的膜厚增加率如圖5中水平虛線所示.在式(1)中(w1/w2)-0.067項的數值約為1，因而可以忽略載荷差別的影響，膜厚增加率的數值主要由接觸形式的幾何特征決定，即曲率半徑和橢圓率.圖5中顯示在理論上BOD接觸的膜厚比BOR接觸增加了約37%，這主要是由于BOD接觸的入口區(qū)幾何形狀所形成的動壓效應優(yōu)于BOR接觸，且BOR接觸的側泄效應較強.但式(1)是在充分供油條件下導出的，并未考慮定量供油條件以及黏度對滾道兩側潤滑劑流動及接觸副入口區(qū)供油的影響.試驗中采用定量供油條件，潤滑劑在滾道兩側的油脊低于充分供油工況，對潤滑劑的回填有限，而且增加潤滑劑黏度導致滾道兩側潤滑劑流動性變差，更不利于潤滑劑的回填.對BOR接觸形式而言，沿垂直卷吸方向的壓力梯度較大，較易導致潤滑劑向滾道兩側流失，但潤滑劑回填又受到潤滑劑隨黏度增加流動性變差的抑制作用，較易出現乏油.因此，在圖5中試驗測量的膜厚增加率隨著黏度增加呈現減小的趨勢，在PAO40潤滑油工況下，當速度大于288 mm/s時，因BOR接觸入口乏油的出現，導致膜厚增加率明顯增加.需要說明的是，膜厚增加率對兩種接觸形式下膜厚的變化較敏感，使試驗測量數值出現波動性，尤其在低速和低黏度條件下波動性較強.

Fig.2 Comparison of test results of PAO6 lubricating oil under BOD and BOR contact forms at low speeds圖2 PAO6潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的低速試驗結果對比

Fig.3 Comparison of test results of PAO20 lubricating oil under BOD and BOR contact forms at low speeds圖3 PAO20潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的低速試驗結果對比

Fig.4 Comparison of test results of PAO40 lubricating oil under BOD and BOR contact forms at low speeds圖4 PAO40潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的低速試驗結果對比

Fig.5 Effect of viscosity on the increase rate of film thickness圖5 黏度對膜厚增加率影響

2.2 高速區(qū)間試驗結果

為了觀察高速條件下離心力作用方向對兩種接觸形式下膜厚的影響，圖6示出了PAO6潤滑油的測量結果.從圖6(a)中可以看出，BOD接觸形式在卷吸速度為960 mm/s時入口乏油邊界開始出現，卷吸速度增至1 472 mm/s時入口乏油邊界開始與接觸區(qū)邊緣發(fā)生交叉，為了避免進一步乏油對玻璃盤表面產生磨損，未進行更高速度試驗.而對于BOR接觸形式，在整個測試速度范圍內并未出現乏油，這與低速階段觀察到的試驗現象相反.從圖6(b)可見，兩種接觸形式的膜厚曲線在速度為1 280 mm/s時出現交叉.定義膜厚交叉點所對應的速度為臨界速度，當卷吸速度小于臨界速度時，BOD接觸形式膜厚要大于BOR接觸形式；相反，當卷吸速度大于臨界速度時，BOD接觸形式膜厚要小于BOR接觸形式，其原因是大于臨界速度之后BOD接觸形式入口區(qū)出現乏油，導致其接觸區(qū)膜厚降低.

為了進一步觀察黏度對入口乏油的影響，圖7給出了PAO20潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的試驗結果.由圖7(a)的光干涉圖像可以看出，相對于PAO20潤滑油工況，BOD接觸形式下入口乏油出現時對應的卷吸速度增加到1 280 mm/s，乏油邊界與接觸區(qū)邊緣發(fā)生交叉所對應的速度增加到1 856 mm/s.理論上，黏度的增加容易出現乏油現象，而在整個測試速度范圍內，BOR接觸形式的試驗中仍然未出現入口乏油，這說明高速條件下離心力作用對成膜機制產生了有利影響.

Fig.6 Comparison of test results of PAO6 lubricating oil under BOD and BOR contact forms at high speeds圖6 PAO6潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的高速試驗結果對比

Fig.7 Comparison of test results of PAO20 lubricating oil under BOD and BOR contact forms at high speeds圖7 PAO20潤滑油在BOD與BOR兩種接觸形式下的高速試驗結果對比

2.3 機理分析

由上述試驗結果可以看出，兩種類型的接觸副在低速和高速條件下分別呈現出不同的潤滑特性，下面對導致潤滑結果差異性的機理進行分析.

2.3.1 低速條件下兩種接觸形式潤滑特性的差異

由表2中列出的兩種接觸形式下的幾何參數可以看出，兩種接觸形式的橢圓比不同(若規(guī)定沿卷吸方向為x軸，垂直于卷吸方向為y軸)，其中BOD接觸形式橢圓比為ke=1 (曲率半徑Rx=12.7 mm)，BOR接觸形式橢圓比ke=0.848 (曲率半徑Rx=16.5 mm).由于入口動壓效應由?h/?x(沿x方向的幾何收斂特性)值決定，而?h/?x值隨Rx數值的減小而增加，有利于潤滑油膜的形成.同時，垂直于卷吸方向的壓力梯度?p/?y值決定了潤滑油的側泄，且?p/?y值隨著橢圓比ke的減小而增大，易造成潤滑劑向兩側流失.上述兩種因素在入口充分供油時均利于BOD接觸形式潤滑油膜的建立，因而圖2～圖4的試驗結果均顯示BOD的膜厚較大.此外，對BOR接觸形式而言，當潤滑油黏度較高時，因潤滑劑在壓力梯度下流失量明顯大于其回填量，導致了入口乏油的出現，受此影響B(tài)OD接觸形式的膜厚將明顯高于BOR接觸形式.

表2 兩種接觸形式的幾何參數Table 2 Contact geometry of two configurations

此外，隨著卷吸速度的增加，離心力也會對兩種接觸形式下潤滑劑的流動產生影響.為了便于對離心力作用分析，圖8給出了兩種接觸形式的示意圖.由圖8(a)可以看出，BOD接觸形式下，當玻璃盤高速旋轉時，所產生的離心力沿著玻璃盤的徑向方向，即垂直于卷吸速度方向.而圖8(b)顯示，BOR接觸形式下，當玻璃環(huán)高速旋轉時，所產生的離心力沿著玻璃環(huán)的徑向方向，即與卷吸速度的方向正交.BOD接觸形式下，在一定卷吸速度范圍內離心力作用將會使內側油脊(靠近玻璃盤回轉中心一側)內的潤滑油向滾道遷移回填，利于潤滑油膜的建立.而對于BOR接觸形式，離心力作用方向垂直于接觸表面，在相同的卷吸速度范圍內離心力作用對潤滑劑流動影響較弱，這也是BOR接觸形式較易出現乏油的原因.

2.3.2 高速條件下兩種接觸形式潤滑特性的差異

在高速條件下，離心力作用明顯增強，是造成兩種接觸形式下潤滑特性產生差異的主要原因.為了便于分析不同速度下離心力對BOD接觸形式下潤滑劑流動的影響，圖9給出了BOD形式接觸區(qū)潤滑油分布隨卷吸速度變化示意圖.隨著速度的增加，潤滑劑的流動可分為I、II和III階段.其中第I階段，離心力作用較弱，滾道兩側的油脊幾乎呈現對稱分布，在II階段，外側油脊(離回轉中心較遠的一側)受到離心力較大，在離心力作用下消退較快，內油脊受到離心力作用較小，但潤滑劑正好遷移到滾道上，從而延緩了入口乏油的出現，該階段滾道兩側的油脊呈現出非對稱性；第III階段對應于高速工況，離心力作用明顯增強，此時內側潤滑劑也因被持續(xù)地甩出而逐漸減小，最終不能起到向滾道補充潤滑劑的作用，接觸區(qū)入口產生明顯供油不足而導致乏油.盡管增大黏度在一定程度上延緩這一過程，但不可避免會出現乏油現象，顯然，BOD在高速條件下的乏油現象為第III階段離心力的作用所致.對于BOR接觸形式而言，高速條件下潤滑劑由于受到離心力作用，從而更易于附著在玻璃環(huán)壁面，且鋼球甩出的潤滑劑也恰好落于滾道上，即離心力作用下潤滑劑產生再分布，對潤滑油膜的建立產生有利影響，因而，BOR形式在整個測試速度范圍內未出現乏油現象.

Fig.8 Schematic diagram of BOR and BOD contact form圖8 BOR與BOD接觸形式示意圖

Fig.9 Schematic diagram of BOD contact area changing with entrainment speed圖9 BOD接觸區(qū)隨卷吸速度變化示意圖

3 結論

采用球-盤接觸和球-環(huán)接觸兩種測量方式，觀察了定量供油條件下因接觸形式不同所造成的潤滑特性的差異，并分析了導致差異性的內在機理，得出如下的結論：

a.在低速條件下，BOD接觸形式的潤滑油膜厚度始終大于BOR接觸形式，由幾何特征所產生的不同動壓效應和側泄效應是導致潤滑特性差異的主要原因.

b.在高速條件下，離心力作用大于幾何特征的影響，BOD接觸形式易出現入口乏油，而BOR接觸形式在整個測試速度范圍內未出現乏油，造成兩種接觸形式下潤滑特性的明顯差異.

c.黏度對兩者接觸形式的潤滑特性產生不同影響，在低速高黏度條件下，BOR接觸形式易出現乏油，高速高黏度條件延緩了BOD接觸形式下乏油的出現.