自润滑材料

自润滑材料（精选7篇）

自润滑材料 篇1

引言

在制备高温自润滑金属陶瓷复合材料的过程中,通常是将硫化物、氧化物、氟化物等固体润滑剂作为组元,采用球磨机与金属或陶瓷基体粉末进行混合均匀,经烧结得到复合材料。在摩擦过程中,固体润滑剂通过产生的摩擦热析出至摩擦表面,实现复合材料的自润滑性能。但是,在高温烧结过程中,部分固体润滑剂因高温作用而导致性能失效,使得复合材料润滑性能的降低。仿生人体汗腺结构和排汗机理,将高温自润滑复合材料与仿生学原理相结合,制备出具有良好力学性能和自润滑性能的复合材料。此类材料在在高温、高速、高强度、高耐磨性等特殊工况下,表现出高强度、高韧性和高温自润滑性能,具有广泛的应用前景。

1试验部分

1.1试样制备

以Fe Cr WMo V合金粉末为金属相,以Ti C粉末为陶瓷相,并添加体积分数为8%~12%的Ti H2和Ca CO3复合造孔剂作为基体粉末。在球磨机中混合均匀后在600MPa压力下冷压成型,然后在真空热压烧结炉中进行真空烧结,烧结温度范围为1200~1300℃。将烧结得到的微孔金属陶瓷基体放入真空压力熔渗机的容器内密封、抽真空,将熔渗温度调整至500~800℃,保温15min后注入熔融状态的复合固体润滑剂。熔渗压力为0.5~5MPa,为了确保微孔内充满固体润滑剂,经保温保压1h便得到高温自润滑复合材料的烧结试样。

1.2试验方法

用扫描电子显微镜(SEM)分析烧结试样的微观组织和磨损表面形貌;采用液体静力平衡法测试烧结试样的密度、孔隙度;分别用显微硬度计和YE-600型液压式试验机测试烧结试样的显微硬度和压溃强度;用销—盘式高温摩擦磨损试验机测试烧结试样的摩擦磨损性能。

2结果与分析

2.1显微组织

高温自润滑复合材料浸渗固体润滑剂前后的显微组织形貌SEM照片如图1所示。由图1(a)可以看出浸渗固体润滑剂前微孔基体中的孔隙互相交错贯通成网络状,且微孔形状比较规则;由图1(b)可以看出浸渗固体润滑剂后,润滑剂均匀地填充到高温自润滑复合材料的微孔结构孔隙中,且呈细小颗粒状。

2.2烧结工艺参数的确定

微孔基体的显微硬度和压溃强度随烧结温度的变化曲线如图2所示。由图可知,随着烧结温度的不断升高,微孔基体的显微硬度和压溃强度不断提高。当烧结温度低于1230℃时,烧结试样的显微硬度和压溃强度提高速率较快;当烧结温度为1230℃时,烧结试样的显微硬度和压溃强度升高速率缓慢。在真空烧结过程中,若烧结温度较低,会使得烧结试样致密度较低;若烧结温度较高,致使部分粉末产生液化现象,影响烧结试样的力学性能。根据高温自润滑复合材料的性能要求,当烧结温度为1230℃时性能较好。

2.3熔渗工艺参数的确定

熔渗温度和熔渗压力对高温自润滑复合材料孔隙率和相对密度的影响变化曲线如图3所示。由图3(a)中曲线可知,随着熔渗温度的不断升高,复合材料的孔隙率逐渐下降,而相对密度逐渐升高。当熔渗温度低于700℃时,高温自润滑复合材料的残余开口孔隙率急剧减小,相对密度显著提高;当熔渗温度升高至700~800℃时,孔隙率和相对密度变化较缓慢;但是当温度高于800℃后,孔隙率和相对密度随着熔渗温度升高出现了相反的变化。为此,熔渗温度为800℃时试样性能较好。由图3(b)中曲线可以看出,随着熔渗压力的不断提高,孔隙率逐渐下降,而相对密度不断升高。当熔渗压力增加到5MPa后,孔隙率和相对密度不再随着熔渗压力的变化而变化,因此熔渗压力为5MPa时试样性能较好。

2.4摩擦磨损性能

高温自润滑复合材料摩擦因数和磨损率与温度的关系曲线如图4所示。由图4(a)可知,在室温下高温自润滑复合材料的摩擦因数略低于微孔烧结体的摩擦因数;当温度高于300℃时,浸渗Pb-Sn-0.5RE和Pb-Sn-10Ag-0.5RE复合固体润滑剂的两种复合材料摩擦因数明显低于微孔烧结体的摩擦因数。从图4(b)可以看出,当试验温度在300-700℃范围内时,浸渗Pb-Sn-0.5RE和Pb-Sn-10Ag-0.5RE复合固体润滑剂的两种复合材料磨损率显著小于微孔烧结体的磨损率。同时,在浸渗Pb-Sn-015RE固体润滑剂的复合材料中添加适量的软金属Ag粉末,在试验温度大于400℃时,高温自润滑复合材料的摩擦学性能较好。

3结论

(1)以Fe Cr WMo V合金粉末为金属相,Ti C粉末为陶瓷相,并以Ti H2和Ca CO3为复合造孔剂,采用粉末冶金法烧结制备微孔基体,浸渗适量的固体润滑剂后得到具有网络互穿结构的高温自润滑复合材料。

(2)在烧结温度为1230℃,熔渗温度为800℃、熔渗压力为5MPa时,得到的复合材料具有良好的力学性能和自润滑性能。

(3)在金属陶瓷微孔基体中浸渗一定固体润滑剂后,高温自润滑复合材料既具有高的强韧性和耐磨性,又具有良好的高温摩擦磨损特性。

摘要：以FeCrWMoV合金粉末为金属相,TiC粉末为陶瓷相,并以TiH2和CaCO3为复合造孔剂,采用粉末冶金烧结法制备出金属陶瓷微孔基体。研究表明:当烧结温度为1230℃,浸渗温度为800℃时得到的高温自润滑复合材料具有良好的力学性能和自润滑性能。

关键词：自润滑,金属陶瓷,复合材料,摩擦磨损性能

参考文献

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自润滑材料 篇2

与粉末冶金、激光喷涂等其他制备自润滑复合材料的技术相比,电沉积方法无需高温、高压,操作简单,是一种成本低、性能佳的制备方法。根据Guglielmi[4]的连续两步吸附理论,镀液中的悬浮颗粒先后经过物理吸附和电化学特征的吸附,强吸附于阴极的颗粒在金属离子还原的过程中被镶嵌到金属基体中。到目前为止,研究者们尝试了多种固体润滑剂用以电沉积制备镍基自润滑复合材料,包括石墨[5]、MoS2、WS2[6,7]、PTFE[8,9]、稀土化合物[10,11,12,13]、一些金属氧化物[14,15,16]等。

1 石墨结构固体润滑剂

石墨结构的固体润滑剂包括石墨、六方氮化硼(h-BN)和氟化石墨等。它们的晶体呈层状结构(图1),层内原子以强共价键相连成六方形状,而层间较弱的范德华力使其易于发生层间切变,这是此类固体润滑剂的作用机理。

郭鹤桐等[18]早在1984年就通过复合电沉积的方法制备了Ni/BN和Ni/(CF)n复合材料,(CF)n的复合量饱和于6.5%(质量分数)左右,而BN的复合量若超过12%(质量分数),镀层会明显变脆。随着复合量的增加,镀层的硬度增加,摩擦系数基本呈直线下降,磨损量减少1个数量级以上。将镀层于700 ℃进行高温处理,硬度和摩擦系数都变得更低。Bapu[19]研究了瓦特镀液BN颗粒浓度、pH值、电流密度和温度对镀层中BN复合量的影响,得出最佳的电镀条件是颗粒质量浓度30 g/L,电流密度5 A/dm2,pH值为3.0,温度50 ℃,最大复合量为28.8%(体积分数)。

Zhao H等[5]在分散有石墨颗粒的氨基磺酸镍镀液中制备Ni/石墨复合材料,石墨含量达到了26.2%(体积分数),端面摩擦磨损实验表明摩擦系数随石墨含量的增加而显著减低,最低到0.11,而磨损量先下降后略有升高,石墨的加入使材料的磨损机制由粘着磨损变为剥层磨损。

石墨结构固体润滑剂的润滑性能在很大程度上取决于片层间范德华力的大小,以石墨和h-BN对比,h-BN的B原子和N原子间有较强的电偶极子,B-N键具有一定的离子性,而且h-BN的层间距离比石墨更小(图1),这些都导致了h-BN的片层之间具有更强的范德华力,从而在摩擦性能上略差于石墨[17]。

2 MoS2和WS2

MoS2被誉为“高级固体润滑油王”,是一种非常常见的固体润滑剂,具有较高的热稳定性和化学稳定性,特别适用于高温高压环境。普通的MoS2具有层状结构,如图2所示[20],每层的厚度为6.5 Å,Mo原子占据1个三棱柱状配位球中心,相连有6个S原子,而每个S原子与3个Mo原子相连,层间靠范德华力相连。WS2具有与MoS2相同的结构,其在大气中的摩擦系数可以低到0.03。以二维层状结构存在的MoS2和WS2纳米颗粒由于层内不稳定,容易卷曲折叠成多壁纳米管或者类富勒烯结构[21],后者即为IF-MoS2(Fullerene-like MoS2)和IF-WS2(Fullerene-like WS2)。

Redlich等[7]在牙用不锈钢矫正丝上电沉积了Ni/IF-WS2镀层,在相同的摩擦条件下,拥有复合镀层的矫正丝与对磨器件之间的摩擦力降低了60%,而且镀层和基体的结合力很好,在往复100个摩擦循环后,镀层也没有出现剥离现象。Andre等[22]采用电沉积法制备了Ni-P/IF-WS2镀层,并将其在不同湿度条件下的摩擦性能与几种商用低摩擦PVD涂层进行比较,结果表明,Ni-P/IF-WS2性能优异,特别是在干燥环境下(小于5%RH),Ni-P/IF-WS2复合材料的摩擦系数降低到0.05以下,而商用碳基润滑PVD涂层的摩擦系数在0.5以上。高倍的TEM图像表明纳米WS2的碎片在摩擦界面形成了润滑层。在最表层,WS2的基面(易切变方向)平行于摩擦方向,充分验证了WS2的润滑机理。Huang等[6]尝试将MoS2用Al2O3包覆,并通过电镀方法复合到Ni基体中,以对Ni/MoS2复合材料进行改进,结果表明,相同条件下复合量增加,硬度升高,摩擦系数和磨损量都下降。

3 碳纳米管

碳纳米管(Carbon nanotubes,CNTs)是由管状同轴纳米管组成的碳分子,是石墨中一层或者若干层碳原子卷曲而成的笼状“纤维”,根据碳原子层数可分为单壁碳纳米管和多壁碳纳米管(Multiwalled carbon nanotubes,MWCNTs)。碳纳米管具有很高的抗拉强度和弹性模量,力学性能优异。Dickrell等[23]对MWCNTs高度各向异性的摩擦性能进行研究后发现,在垂直方向上MWCNTs的摩擦系数很高(0.795),而顺着MWCNTs生长方向的摩擦系数极低,只有0.090。

Chen等[24]在瓦特镀液中电镀Ni/CNTs复合材料,由于镀液中CNTs浓度过高导致团聚,影响共沉积,因此复合材料中的CNTs含量随其在镀液中的浓度先升高再降低,电流密度、搅拌速度对复合量的影响也具有相同的趋势。Arai等[25]采用电沉积法制备了Ni/MWCNTs镀层,并进行了球盘摩擦实验,结果表明,含有0.5%(质量分数) MWCNTs的复合镀层摩擦性能优异,摩擦系数很低(0.13),且波动很小。Carpenter等[25]用硝酸和硫酸对MWCNTs进行功能化处理,以提高它们在镀液和复合材料中的分散性,这种复合材料在硬度和耐磨性等性能上相比未改性的Ni/MWCNT和纯Ni都有很大的改善。Suzuki等[26]采用电沉积法制备了Ni-P/MWCNT复合材料,摩擦系数的降低、磨损表面的SEM图都证明了MWCNTs在复合材料中起到了很好的润滑减磨作用。

MWCNTs在复合材料中的润滑减磨机理如图3所示[25]。摩擦开始前,复合材料表面随机排列着MWCNTs(图3(a)),部分与对磨球垂直,此时摩擦系数较高。摩擦实验开始后,基体发生塑性变形,MWCNTs逐渐顺着摩擦方向排列(图3(b)),有效较低了摩擦系数。

4 高分子聚合物

聚四氟乙烯(PTFE)是最常见的一种高分子固体润滑剂,它的摩擦系数是所有聚合物中最低的[3]。PTFE分子没有支链,分子间仅靠范德华力结合[27],抗剪强度较弱,聚合物链在滑动过程中易被剪切脱开。另外,PTFE分子外有一层惰性的含氟外壳,不粘性突出,赋予该材料很好的抗咬合性能。因此,PTFE具有很低的摩擦系数[28]。

Tang等[9]对比了电沉积Ni、Ni-Co、Ni/PTFE和Ni-Co/PTFE镀层的力学和摩擦性能,发现4种材料的硬度依次升高,而摩擦系数和磨损量依次降低,Ni-Co/PTFE的摩擦系数最低,为0.08;同时,摩擦载荷、摩擦速度对Ni和Ni-Co合金的磨损量有很明显的影响,而Ni/PTFE和Ni-Co/PTFE的磨损量却几乎没什么变化,这得益于在摩擦界面形成了一层润滑转移层。唐宏科等[29]还对Ni-Co/PTFE自润滑复合镀层的电沉积条件进行了细致的研究,以镀层硬度和摩擦系数为标准得出了最佳的沉积条件。

聚乙烯(PE)也是一种固体润滑剂,Abdel Hamid等[30]在钢上电沉积了Ni/PE镀层,复合量随着镀液中PE浓度先升高后降低,电流密度、温度、pH值等条件对复合量也有相似的影响,PE的加入增加了Ni基材料的硬度,摩擦系数从0.7降到了0.4,磨损率也明显下降。

5 稀土化合物

周月波等[31]在瓦特镀液中加入纳米级CeO2,制备了Ni/CeO2纳米复合涂层。CeO2纳米颗粒的加入使Ni镀层的择优取向由(200)变成了(111),同时起到了弥散强化的作用,硬度显著升高。与纯Ni镀层相比,Ni/CeO2纳米复合镀层的摩擦系数明显降低,在0.15左右,而且波动很小。Xue Y等[12]在氨基磺酸镍镀液中电镀复合Ni和微米级CeO2,复合量达到15.8%(质量分数),端面摩擦系数降低至0.38以下。在摩擦过程中,CeO2颗粒有利于在摩擦界面形成均匀的转移膜[32],从而发挥着减小摩擦的作用。

Han等[10,11]以模具用Ni-W合金为基电沉积复合La2O3和CeF3颗粒,在高温下(分别为973 K和923 K)研究复合镀层与熔融玻璃之间的摩擦行为和抗蚀性,Ni-W/La2O3的摩擦系数降低到0.22,而Ni-W/CeF3的摩擦系数降低至0.18。

6 金属氧化物

Haq等[15]通过化学方法制备了亚微米级的SnO2颗粒,并电镀复合到了Ni基体中,发现随着复合量的增加,硬度增加,磨损率降低,摩擦系数从0.43左右下降到0.23;相比复合材料,纯Ni磨损表面的塑性变形明显更加严重,说明SnO2起到了固体润滑的作用。Tian等[16]电镀制备了Ni/Y2O3纳米复合材料,Y2O3纳米颗粒(30~50 nm)的加入使镀层表面更加光滑致密,对增加硬度、降低摩擦磨损起到了很好的作用。

Baghery等[14]采用电沉积法制备了Ni/TiO2纳米复合镀层,颗粒尺寸为25 nm,研究了镀液颗粒浓度、电流密度和搅拌速度对复合量的影响,结果表明,纳米TiO2的复合量都存在一个最高值。Li等[33]在NdFeB永磁体上用脉冲电流沉积Ni/TiO2纳米复合镀层,TiO2颗粒平均直径为10 nm,复合材料的硬度显著升高(从350HV升高到800HV),磨损量下降,摩擦系数降低(从0.51降低到0.25)。与纯Ni相比,复合材料磨损表面不再有大块的残片和严重的塑性变形,裂纹数量显著减少。Baghery等[14]和Li等[33]认为,纳米颗粒增加了复合材料的强度和硬度,同时表面的颗粒可以减少基体和摩擦界面的直接接触,承受一部分压力,从而降低了摩擦系数。

7 无机含氧酸盐

SrSO4属于重晶石结构,剪切强度较低,可以有效降低摩擦系数,具有相同结构的还有BaSO4、BaCrO4等,由于热稳定性好,它们在陶瓷基复合材料中被广泛用作高温固体润滑第二相[34,35,36]。Liang等[37]为超合金Inconel 718电沉积了一层Ni/SrSO4复合镀层,球盘摩擦实验表明,亚微米级SrSO4的加入起到了润滑减磨的作用,同时摩擦半径也影响到了摩擦系数,摩擦半径为3 mm时摩擦系数约为0.18,而5 mm的摩擦半径下,摩擦系数增加到0.3。

BaCr2O4为正尖晶石结构,晶体内[CrO6]八面体层与[BaO4]棱柱链相连的结构[38]使其具有良好的润滑性能。Ouyang等[39]通过固态反应制得微米BaCr2O4颗粒,分散到瓦特镀液中电镀Ni/BaCr2O4复合镀层。表面活性剂(CTAB)显著影响复合材料中BaCr2O4的含量,正交实验结果表明在颗粒质量浓度为70 g/L、温度为50 ℃、电流密度为2 A/dm2时BaCr2O4的复合量最高,达到16.60%(体积分数)。对其磨损界面的研究发现,部分BaCr2O4转换为类似结构的BaCrO4,两者在摩擦界面形成一层薄膜,有效避免了复合材料与对磨件的接触,降低了摩擦系数。

8 结语

自润滑气缸的应用 篇3

气压传动具有动作迅速、反应快、介质清洁等突出优点,在现代机械传动中被广泛使用。其执行元件分为气缸和气马达两种,气缸是气压传动中使用最多的一种执行元件。通用气缸主要由缸体、活塞、活塞杆、前后端盖、连接螺栓,以及进、排气管接头等组成。

由于活塞要在气缸内频繁往复运动,又要间隔两腔空气,因而就必须保证其耐磨和密封。目前多采用铸铁活塞及O形或Y形密封圈实现密封;采用活塞与气缸的精密配合来实现耐磨,并通过油雾器的润滑来减少摩擦。

2 大气缸传动的问题

大缸径气缸应用到高速度运动的场合时,往往会出现爬行,甚至出现不能正常工作的现象,这是由于油雾器喷射于压缩空气中的雾状润滑油供应不上快速往复运动的活塞与气缸之间的润滑需求。另外,由于速度过快,若润滑不到位会加剧密封圈的磨损,降低密封圈的使用寿命。

3 自润滑气缸的结构和工作原理

为解决上述问题,我们开发了自润滑气缸,其结构见图1所示。

气缸工作原理是在气缸上端盖开一润滑油入口,润滑油流到活塞表面,再蔓延到周边对其进行润滑。多余部分润滑油经活塞上面开的沟槽流进活塞杆中心的长孔中,再经长孔流入固定在活塞杆下端的接油盒内,接油盒上开有排油口,接上油管就可以进行润滑油回收再利用(图中箭头走向为润滑油流经路径)。

4 结束语

改进后的自润滑气缸具有良好的润滑条件,即使在大缸径高速运动的情况下活塞也能运动自如,大大改善了其工作状态,并有效地减少了磨损,提高了气缸的使用寿命。

自润滑气缸已经应用在JG75-800高速精密压力机的平衡缸上,气缸内径145mm,生产率800次/min,活塞运动速度2.4m/s,工作状态良好。

参考文献

[1]陆元章,主编.现代机械设备设计手册(2).北京:机械工业出版社,1996.

碳化物陶瓷实现表面自润滑 篇4

中科院兰州化物所先进润滑与防护材料研发中心日前在碳化硅和钛硅碳表面制备自润滑碳化物衍生碳 (CDC) 涂层, 从而使这些碳化物在无润滑的滑动条件下亦具有自润滑性。

研究人员考察了室温下无润滑条件下两个CDC涂层分别与氮化硅对磨时的摩擦磨损。结果表明, 两个CDC涂层与氮化硅球对磨时均呈现自润滑。就摩擦系数、磨损性和磨损转变的临界载荷而言, 碳化硅表面的CDC涂层比钛硅碳表面的CDC涂层性能更优异。

二元碳化物 (如碳化硅、碳化钨和碳化钛) 和三元碳化物 (如钛硅碳) 是摩擦学领域十分重要的材料, 然而它们在干滑动条件下都不具备自润滑特性, 从而限制了其应用。

T型自润滑关节轴承介绍 篇5

T型自润滑关节轴承也叫织物型自润滑关节轴承,是一种带PTFE织物衬垫固体润滑材料的自润滑关节轴承,具有承载能力高、摩擦因数小、寿命长、使用免维护、节能、环保等优点。迄今为止,T型自润滑关节轴承是摩擦因数最低、动载能力最高、寿命最长的自润滑关节轴承之一,因此被广泛应用于重载下具有调心、摆动和旋转运动的场合,特别是航空航天领域。T型自润滑关节轴承的核心是PTFE织物衬垫。轴承的承载能力、极限速度、摩擦因数和耐磨能力的高低,取决于PTFE织物衬垫的性能。2001年T型关节轴承被列为国家火炬项目,由福建龙溪轴承集团股份有限公司承担,经过3年的织物衬垫研制和轴承制造攻关,2004年通过验收。

2 工作原理

T型自润滑关节轴承是由带有PTFE织物衬垫的外圈与内圈组成的,PTFE织物衬垫球面与金属球面形成摩擦副,在一定的压力下,内、外球面相对运动时PTFE转移到金属球面上形成润滑膜,起着润滑剂的作用,从而使摩擦因数降低,随着运动的继续,润滑膜不断形成与脱落,从而使摩擦副的润滑得到补充,润滑膜的形成改善了摩擦副的润滑条件,降低了摩擦和磨损,润滑膜的脱落产生了磨损。

3 性能分析

3.1 摩擦因数

表1为我公司委托某高校测试的GE100ET-2RS关节轴承在摆动角±30°、频率为5.3min-1,接触压力分别为35MPa、50MPa、70MPa、

90MPa、110MPa的试验参数下的最大摩擦因数测量结果。

图1是摩擦因数随接触压力的变化曲线。由表1可见,轴承的摩擦因数较小,在0.049~0.065之间。由表1和图1可见,在不同的接触压力下所表现出来的摩擦因数不同,变化规律是随着接触压力的增大而减小。

3.2 承载能力

3.2.1 静载能力

图2为PTFE织物衬垫静载荷试样,表2为试样在我公司的CMT5105万能材料试验机上的静载荷试验情况。

由表2可见,PTFE垫层静载承载能力超过JB/8567关节轴承额定静载荷规定的P=242N/mm2,达到P=450N/mm2以上。

3.2.2 动载能力

图3是T型自润滑关节轴承GEG30T/XK在我公司的SBP-5A关节轴承寿命试验机上,在载荷188k N(接触压力p=200MPa),摆动角±25°,摆动频率10min-1的试验参数下干摩擦磨损曲线。

从图3中可见,动载荷能力达到200MPa,摩擦因数在0.05左右,温度在30℃~35℃之间。

3.2.3 摩擦磨损寿命

图4是T型自润滑关节轴承GE40ET-2RS在我公司的SBP-5A关节轴承寿命试验机上,在载荷P=92.5k N、摆动角β=±20°、摆动频率f=39min-1(相当于接触压力p=100MPa,线速度V=24.05mm/s,p V=2405N/mm2·mm/s)试验参数下的干摩擦磨损曲线。

由图4可见,干摩擦的寿命达到3115927次,超过JB/T8565关节轴承额定动载荷与寿命的计算寿命2675492次,是相同规格钢/钢关节轴承GE40ES-2RS初始润滑计算寿命9532次的326倍,是重润滑计算寿命的141269次的22倍。

4 结论

(1)摩擦系数最低达到0.049;

(2)静载荷能力达450MPa以上,超过JB/8567关节轴承额定静载荷的规定;

(3)动载荷能力达200MPa以上,超过JB/T8565关节轴承额定动载荷与寿命的规定;

(4)摩擦磨损寿命超过JB/T8565关节轴承额定动载荷与寿命的计算寿命。

(5)T型自润滑关节轴承已批量应用于高速列车、汽车、上海浦东磁悬浮列车工程以及其它国家重点工程中。

参考文献

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[2]张嗣伟.基础摩擦学[M].东营:石油大学出版社,2000:39-58.

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[4]JB/8567,关节轴承额定静载荷[S].

自润滑材料 篇6

常规使用滑动轴承的箱式电机, 滑动轴承的冷却一般采用轴承自身散热冷却 (简称自润滑) 、外部润滑油循环冷却 (简称强制润滑) 、轴承强迫空空冷却、轴承空水冷却等。自润滑是在滑动轴承内安装甩油环, 靠油环带油润滑及轴承本体散热;强制润滑需配备外部润滑油站, 会占用场地、增加成本、使用不当易造成轴承漏油、烧瓦等事故;轴承强迫空空冷却需增加外部风扇或根据电机结构设计导引风装置, 结构复杂散热效果有限;空水冷却需在轴承室内增加进出水密封回路通入循环冷却水, 若冷却水泄露到轴承室内会造成润滑不良损坏轴瓦。所以自润滑相较其它轴承冷却方式而言可节省成本、操作便利、降低风险。

但是在大功率高速的箱式电机上由于轴承安装方式、载荷及散热等原因, 很难实现电机滑动轴承的自润滑。因此结合滑动轴承箱式电机的结构, 重力型分离式热管蒸发冷却技术的特点, 对箱式电机及其使用的滑动轴承采取适当且经济的改进措施, 以保证滑动轴承的冷却效果, 实现箱式电机滑动轴承的自润滑具有重要的市场和应用价值。

1 新型箱式滑动轴承电机结构

该新型箱式滑动轴承自润滑电机 (见图1和图2) 包括:电机冷却器1、泄压阀2、压力表3、蒸汽管4、滑动轴承5、蒸发器6、排气阀7和8、回液管9、积液阀10、冷凝器11、温度计12、电机机座13。

1、电机冷却器2、泄压阀3、压力表4、蒸汽管5、滑动轴承6、蒸发器7、排气阀8、排气阀9、回液管10、积液阀11、冷凝器12、温度计13、电机机座

蒸发器6 (见图3) 的吸热管61浸泡在滑动轴承5的油室内, 蒸发器6的安装板62固定在滑动轴承5的接口处。蒸发器6的2个出气口63、64分别安装排气阀7和8后再并联为1个出气口, 并联后的出气口通过蒸汽管4与冷凝器11顶部的接口连接, 并在此接口处设置压力表3。蒸发器6的回液口65通过回液管9与冷凝器11底部的接口连接, 并在此接口处设置积液阀10。冷凝器11固定在电机机座的两侧壁处, 顶端设置泄压阀, 顶部安装压力表, 底部安装温度计。

61、吸热管62、安装板63、出气口64、出气口65、回液口

电机前后端滑动轴承的油室内分别安装2个充注冷却介质的蒸发器6, 共计4个蒸发器分别与安装在电机机座13两侧壁的4个冷凝器11连接。电机运行时轴承内部产生的热量使蒸发器6内的冷却介质受热气化吸收热量, 通过阀门7和8切换或同时调节蒸发器的出气口, 蒸汽沿蒸汽管4上升到冷凝器11中冷却为液态, 在重力的作用下冷却的液体通过积液阀10调节流量, 沿回液管9流入蒸发器6内。在冷却介质循环气化液化的过程中, 达到滑动轴承5的强化散热, 从而实现箱式电机滑动轴承自润滑的功能。

2 重力型分离式热管蒸发冷却技术

重力型分离式热管冷却技术, 利用特定介质在蒸发器内吸热蒸发, 蒸汽由管路进入冷凝器由气态凝为液态, 在重力的作用下冷凝的液态介质由管路再流回蒸发器, 实现热量的循环传递。

重力型分离式热管蒸发冷却装置一般由蒸发器、冷凝器、管路结构、特定介质、温度计、压力表、阀门等组成。蒸发器和冷凝器通过管路连接, 管路上设置阀门便于流量调节。通过监控温度、压力数值判断重力型分离式热管冷却装置的运行状态。当蒸发器受热异常、冷凝器冷凝不畅或管路堵塞等异常情况发生时, 通过安装在冷凝器上的泄压阀排气泄压, 保证装置内部的安全压力, 避免因压力过大装置爆裂。

3 试验内容及结果

为验证基于重力型分离式热管蒸发冷却技术的新型箱式滑动轴承自润滑电机的性能, 研制出了采用A型11-90端盖式滑动轴承的YWKK560-2 2500k W 6k V新型箱式电机, 并进行了如下对比试验:

对研制出的新型箱式电机, 不采用重力型分离式热管蒸发冷却技术进行出厂试验, 记录新型箱式电机轴伸端和非轴伸端滑动轴承自润滑的温升数据。

对研制出的新型箱式电机, 轴伸端滑动轴承采用重力型分离式热管蒸发冷却技术, 对重力型分离式热管蒸发冷却系统内部充气加压, 压力表刻度5h内保持不变, 气密性验证完毕后加注蒸发冷却介质进行电机的出厂试验, 记录新型箱式电机轴伸端滑动轴承蒸发冷却自润滑和非轴伸端滑动轴承自润滑的温升数据, 试验结果见表1。

注:a:标准限值参考《JB/T 10315.1-2013高压三相异步电动机技术条件第一部分:YKS、YKS-W、YQF系列 (机座号355~630) 》.

4 结论

根据箱式电机及A型端盖式滑动轴承结构、结合重力型分离式蒸发冷却技术设计了新型箱式滑动轴承自润滑电机。

试验结果表明采用重力型分离式蒸发冷却技术的箱式电机轴伸端轴承温度降低6℃, 重力型分离式蒸发冷却技术对轴承的冷却能起到一定的效果。

通过试验分析可从降低蒸发冷却介质沸点、增强轴承室内部润滑油流动、提高冷凝器换热效率等方面对冷却效果进一步提升。

基于重力型分离式热管蒸发冷却技术的新型箱式滑动轴承自润滑电机, 还需加强对非轴伸端滑动轴承的试验。采取降低蒸发冷却介质沸点、增强轴承室内部润滑油流动、提高冷凝器换热效率等方面并进一步提升冷却效果。

摘要：本文以采用重力型分离式热管蒸发冷却技术的新型箱式滑动轴承自润滑电机为研究对象, 通过试验验证, 结果表明, 重力型分离式热管蒸发冷却技术在新型箱式滑动轴承自润滑电机应用方面有实用价值。

关键词：新型箱式电机,滑动轴承,自润滑,重力型分离式热管

参考文献

[1]和玉宝.高温超导电机液氮热管式过冷器相变传热研究[M].哈尔滨工业大学, 2012.

[2]徐春林, 陈立军.热管换热器在电机冷却中的应用[J].传动与控制, 1999, 4 (6) :46-48.

[3]余海, 范砧等.热管换热器换热量设计误差与估算[J].低温工程, 2000, 6 (1) :47-49.

[4]胡亚范.热管技术及其在工程中的应用[J].物理工程, 2002, 12 (3) :42-49.

自润滑材料 篇7

自润滑关节轴承具有自润滑和承载力大等特点, 被广泛应用于航空、航天、交通、轻工等高科技领域[1], 而且自润滑作用的衬垫材料是影响关节轴承整体性能及寿命的关键因素。PTFE (聚四氟乙烯) 编织物具有一系列优良的使用性能:耐高温—长期使用温度200℃~260℃;耐低温—在-100℃时仍柔软;耐腐蚀—能耐王水和一切有机溶剂;耐气候—塑料中最佳的老化寿命;高润滑—具有塑料中最小的摩擦系数 (0.04) ;不粘性—具有固体材料中最小的表面张力而不粘附任何物质;无毒害—具有生理惰性;优异的电气性能—是理想的C级绝缘材料, 报纸厚的一层就能阻挡1 500 V的高压;比冰还要光滑。由于其极低的摩擦系数、耐高温、耐腐蚀等特点而被认为是自润滑关节轴承衬垫理想材料[2,3,4]。

但因为PTFE材料特殊的物理、化学性能, 其与金属表面粘合质量不理想这一现象一直以来受到广泛的关注。目前国内外学者对于非金属材料粘合金属的研究主要集中在衬垫表面处理、粘合剂的改性等方面。柏耀星[5]对比分析研究了同型号国产与进口PTFE/芳纶织物衬垫自润滑关节轴承的粘结质量, 发现国外关节轴承衬垫粘结质量要优于国产关节轴承。苗艳伟[6]通过对PTFE/芳纶纤维复合编织衬垫进行氧化铈处理, 改善了纤维与黏合剂之间的浸润性, 使得衬垫的粘接性能显著提高。南辉[7]制备了经表面化学活化的3种纯聚四氟乙烯 (PTFE) 板和1种聚苯酯填充PT-FE板, 并用两类环氧粘合剂DG-3S和JF205-1对这4种PTFE板与不锈钢进行了粘接, 发现DG-3S粘合剂不适合高温下对PTFE板/不锈钢的粘接, 而JF205-1粘接聚苯酯填充PTFE板/不锈钢的实际粘接性能较好且具有高的耐磨性能和抗蠕变性。李喜[8]利用高压单极性脉冲电源对PTFE膜表面改性后, 发现其薄膜表面亲水性能改善十分显著。陈扶东[9]用共混-冷压-烧结技术制备Mo S2、聚酰亚胺和芳纶纤维填充PT-FE符合材料, 实验证明该复合材料有更好的力学性能。陈虹[10]分析了聚四氟乙烯难粘的原因综合表述了PTFE表面处理方法, 展望了解决聚四氟乙烯材料难粘难题的研发方向。而对于自润滑关节轴承衬垫的固化工艺的研究却鲜见报道。

本研究选取GE100ET-2RS自润滑关节轴承为研究对象, 利用ANSYS软件对其整个固化工艺流程进行有限元分析计算, 对轴承、衬垫及相关工艺零件在固化工艺中的等效应力、接触应力的分布以及其影响因素进行探讨。

1 关节轴承的结构及固化工艺流程

关节轴承结构尺寸及固化工艺装配图如图1所示。GE100ET-2RS关节轴承主要尺寸图如图1 (a) 所示。

1—套环;2—内圈;3衬垫;4—外圈

其外圈单开缝, 材料为轴承钢, 淬火, 磷化, 内球面粘贴约0.4 mm厚度的PTFE编织物;内圈材料也为轴承钢, 淬火, 球面镀硬铬, 其材料参数[11]如表1所示。

在对该关节轴承进行固化工艺前, 本研究将PTFE衬垫初步粘合在外圈的内球面上, 然后撑开粘有PTFE衬垫的外圈, 压入内圈, 再将整个轴承通过压力机压入一个工艺套环内。套环与轴承外圈属于过盈配合, 因此套环会给予外圈一个径向的压力, 间接地使衬垫与外圈内圈之间产生接触应力, 使得PTFE衬垫能够与外圈内球面上的粘合剂充分接触, 从而提高粘合效率。固化时将轴承连同套环一起放入加温室里, 加温至175℃, 保持一段时间后, 冷却。最后将轴承从套环中取出。

2 关节轴承固化工艺有限元模拟

2.1 有限元模型的建立

本研究利用有限元分析软件ANSYS对GE100 ET-2 RS关节轴承进行固化工艺的模拟, 可以得到在固化工艺各个阶段轴承体内和工艺套环中的应力分布, 以及它们之间的接触应力的变化。但为了更有效地计算, 需要对原模型进行适当的简化。由于GE…ET系列轴承外圈为开缝, 整体结构非轴对称, 不能简化成部分模型。但轴承的倒角、密封圈槽以及内外圈之间的游隙这些细微之处因为对模拟结果影响较小, 可以省略。本研究采用间接法建立有限元模型, 即先建立几何外型, 然后再划分成节点及单元, 该有限元模型与实际关节轴承几何外型及尺寸一致。为了模拟实际的工作情况, 本研究在轴承内圈与衬垫之间、外圈与套环之间以及外圈缝隙之间分别设置接触对。

本研究在ANSYS中采用热力耦合间接法进行模拟分析, 在热分析阶段采用20节点的SOLID90热分析单元进行划分网格, 并根据实际热工艺情况在整个轴承结构包含工艺套环的裸露在空气中的表面施加热载荷, 在相互接触的面上定义热接触, 以使传热情况与真实情况相符;在结构分析中将单元转化为同样有20节点的SOLID186结构分析单元进行网格的划分, 对工艺套环一端面设定固定约束。此外由于内外圈过盈的关系, 结构分析时的外载荷即为内外圈 (衬垫) 之间为克服过盈量而达到紧密接触状态所产生的相互挤压力。

模型采用热力耦合瞬态计算法进行计算。这样可以得到每点温度下模拟的结果, 以便更直观地描述温度对轴承固化工艺的影响。

为了尽量接近实际工艺情况, 在热分析的时候, 本研究对轴承施加的温度载荷如图2所示。

2.2 结果与分析

在经过热力耦合计算后得出GE100ET-2RS关节轴承、衬垫以及工艺套环中的Von Mises等效应力分布如图3所示。

可以看到, 在加温固化之前, 衬垫和套环中最大等效应力分别为0.86 MPa, 15.8 MPa。其中, 套环和衬垫由于倒角和外圈开缝的原因造成的应力集中, 其最大等效应力分别出现在边角、缝隙处。

随着固化温度的升高, 轴承各部分热膨胀产生位移加大, 等效应力也随之加大。固化温度175℃时, 套环沿轴向中部区域的等效应力平均比在20℃时增加了约1~2倍左右。而PTFE编织物材料较金属弹性模量较小, 且热膨胀系数更大, 所以加热之后, 衬垫变形量大于其他部分, 从而衬垫加热后等效应力大约为加热前5~10倍左右。

不同温度条件下两个接触面上接触应力沿Z向 (轴向) 分布曲线如图4所示。可以看到衬垫-内圈最大接触压力在175℃时为0.67 MPa, 在20℃时约0.33 MPa, 均处于接触区域中心位置;而同样, 套环-外圈加热前后最大接触应力分别为3.9 MPa, 6.9 MPa, 处于接触区域两端位置, 即外圈边缘区域, 而外圈套环接触中心区域加热前后的接触应力分别约为2.1 MPa, 3.4 MPa。

因此, 根据模拟结果可以发现, 在加温175℃的固化温度下, 衬垫-内圈的接触应力值是20℃下的接触应力值的大约2倍左右。而套环-外圈的接触应力值在升温前后变化约为1.77倍左右。此外, 还可以发现, 在套环和外圈接触中, 由于结构边角的应力集中造成接触应力在轴向上分布规律为中间小两边大的趋势。而在衬垫-内圈接触中, 接触中部区域应力值较大, 而在衬垫边缘附近较小。

3 衬垫剥离强度实验及分析

3.1 固化压力对衬垫剥离强度的影响

对于衬垫粘结金属的粘结质量可以用衬垫的剥离强度表示。剥离强度为使衬垫从被粘合金属表面完全剥离下来的平均应力。

影响PTFE编织衬垫与金属粘合质量的因素有很多, 如胶层的厚度、金属被粘时温度、固化的温度、固化时间、固化压力等等。

而固化压力是衬垫粘结工艺中对粘合质量一个最重要也是最直接的参数。适当增加压力, 可以保证胶层与金属表面紧密接触, 有利于扩散、渗透、排除胶层中的气体, 使胶层均匀致密。

但是固化加压值需要大小适宜, 压力太大, 胶层溢出;压力太小, 或者不均匀, 将会使胶层中产生气孔, 胶层与金属表面实际接触面积不够。因此, 压力过大或过小都会影响衬垫粘结金属的粘结质量。众多研究结果表明, 固化压力值在一定范围内, 衬垫的剥离强度随着固化压力的提高而提高, 超出该范围则剥离强度会大大降低, 甚至导致粘结失败[12,13]。

3.2 剥离强度实验及结果分析

为了更直观地描述固化压力与PTFE衬垫粘合性能之间的关系, 本研究根据国家标准GB/T 2792-81压敏胶粘带180°剥离强度测定方法测定不同固化压力下PTFE衬垫与GCR15平面粘合强度。

实验样品为若干尺寸相同的GCR15金属长条, 每个金属长条的粘合表面皆用相同的工艺处理, 保证粘结表面的粗糙度等参数一致。再在粘合表面均匀涂上厚度一致的环氧树脂胶结剂, 最后粘上同批PTFE织物衬垫。

该实验根据施加不同固化压力将样品分为6组, 每组4个样品。然后将这6组样品同时放入温控万能试验机中进行加压固化。施加的固化压力分别为0.1 MPa、0.3 MPa、0.5 MPa、0.7 MPa、1.0 MPa、1.5 MPa, 固化温度为175℃, 时间为5 h。

固化结束, 笔者将试样取出进行剥离实验。实验结果如表2所示。

从表2中可以看到, GCR15与PTFE织物衬垫用环氧树脂胶结剂胶结后随着固化压力增加, 其粘合强度即剥离强度也提高。但根据实际操作经验与以往实验结果, 在固化压力达到1.5 MPa之后, 环氧树脂胶层由于受到过度挤压, 致使胶液溢出, 从而导致胶结剂含量过少, PTFE粘结效率大大降低, 甚至无法粘连等现象, 继而将直接影响关节轴承的使用寿命。

4 固化工艺套环的结构优化

为了使PTFE衬垫与轴承外圈粘结效果更好, 本研究对工艺套环进行结构优化。优化主要目标为适当提高在固化工艺中衬垫接触压力, 并且减少衬垫边缘接触应力与衬垫中心区域接触应力之差。

优化前、后套环尺寸变化如表3所示。

固化温度为175℃时, 优化前后衬垫以及套环上接触压力的对比如图5所示。

从图5中可以看到, 优化前衬垫平均接触压力为0.6 MPa, 优化后则为1.3 MPa。因此优化后的套环在固化工艺中使衬垫边缘接触应力以及中心区域接触压力较优化前有明显提高。此外, 虽然套环上的接触应力值也随之提高, 但应力值还是符合套环设计强度要求的。因此根据以上研究中提到的固化压力的规律, 经过套环优化处理后, 衬垫粘合强度理论上较优化前增强。

5 结束语

本研究针对GE…ET系列自润滑关节轴承固化工艺进行模拟仿真, 得出在过盈配合和温度变化的共同影响下, 对固化工艺中轴承, 衬垫及工艺套环中应力分布, 并着重分析了工艺过程各状态下, 衬垫上接触应力的数值变化。

其次, 根据剥离实验和仿真模拟的结果, 本研究利用ANSYS对工艺套环进行结构尺寸优化, 得出一组较为合理的参数, 通过再次仿真, 发现固化工艺中PTFE织物衬垫的粘合性能较优化前有明显提高。

摘要：针对自润滑关节轴承中聚四氟乙烯 (PTFE) 衬垫粘合问题, 利用有限元软件ANSYS建立了GE100ET-2RS/PTFE自润滑关节轴承三维分析模型, 得出了在固化工艺中, 轴承内外圈、衬垫、固化固化工艺套环中的等效应力、接触应力以及接触应力随固化温度变化曲线, 研究了固化工艺套环结构、固化温度对等效应力、接触应力分布的影响;同时对衬垫进行了剥离强度试验并根据试验结果对固化工艺套环进行了结构优化设计。研究结果表明, 套环与轴承外圈的过盈量与固化温度对在固化工艺中衬垫的所受到的固化压力值影响较大, 且固化压力与PTFE衬垫剥离强度之间呈线性正比关系;套环与外圈之间最佳过盈量为0.034 mm, 套环最佳厚度为14.236 mm, 优化后衬垫上平均接触压力从0.6 MPa提高到1.3 MPa, 说明该优化方案可以用于有效地提高PTFE衬垫粘合质量。