航天轴承润滑特性研究综述

王燕霜，刘跃龙，张国亮

（天津职业技术师范大学机械工程学院，天津 300222）

近年来我国相继发射了“风云一号”“风云二号”“海洋”卫星、“资源”卫星以及“神舟”飞船等多种空间飞行器。在空间技术中，卫星系统许多功能部件均使用了大量轴承，例如姿态敏感器、控制力矩陀螺及动量轮等。轴承摩擦力矩的大小和波动性直接决定了航天轴承的旋转精度，从而决定了空间飞行器的定位和导向精度。航天轴承的润滑特性决定了轴承摩擦力矩的大小和波动性。轴承润滑特性是指轴承接触副之间的成膜特性和摩擦特性。接触副之间的成膜特性和摩擦特性由润滑剂的流变特性决定。油润滑航天轴承中的多孔保持架浸有润滑油，除依靠长期补充润滑油和保持架储存润滑油外，在轴承外还有储存器辅助供油。近10年，国内外对轴承润滑特性的研究主要集中在摩擦副之间成膜特性、摩擦润滑特性及润滑剂流变特性3个方面，本文对比3个方面的国内外研究现状和存在问题进行综述。

1 航天轴承两接触副之间润滑油油膜厚度及压力分布

成膜特性实际上是指接触副之间油膜厚度分布和油膜压力分布的情况。经典弹性流体动压润滑理论的前提是假设充分供给液体润滑剂，但实际上航天滚动轴承是依靠多孔浸油的保持架储存少量润滑油进行润滑，因供油量小使得赫兹入口区油压的形成受限，造成实际油膜厚度较经典弹性流体动压润滑理论计算的薄。针对润滑油剂量极少，使轴承摩擦界面不能形成弯液面的情况，20世纪70年代，Wedeven等首次提出了乏油弹性流体动压润滑理论。当赫兹接触区的油膜厚度是亚微米级而接触区外的油膜薄至不可流动时，Kingsbury提出了干涸弹性流体动压润滑理论。充分供油时油膜厚度随速度的增加而增加，可以用Hamrock-Dowson公式来计算。文献[1]和[2]通过膜厚测试系统对润滑油进行了成膜试验，发现乏油状态下，最小油膜厚度随线速度的变化与Dowson理论曲线有不同程度的偏离，油膜厚度随速度的增加而减小，这与充分供油下，油膜厚度随速度增加而增加的结论相反。Venner等[3]详细分析了粗糙度对乏油润滑状态下线接触和点接触的影响，并指出无论任何工况、线接触还是点接触、乏油程度如何，接触区中粗糙度幅值的大小取决于粗糙度波长与入口区长度的比值。文献[4]采用有限差分法对粗糙形状的浮环轴承模型进行求解，发现油膜承载力随粗糙度的增大而增大。Yin等[5]考虑热效应的影响，对椭圆接触下的乏油热弹流润滑进行了分析，分析了供油层的厚度、椭圆比、卷吸速度、滑滚比和最大赫兹压力对接触区中心油膜厚度和最小油膜厚度的影响。Cann等[6]认为接触区域内油膜厚度不是稳定值，而是随时间变化、滚动速度增加，达到稳定油膜厚度的时间指数增加，指出乏油程度是由滚道中润滑油的损失和补充之间的平衡决定的。文献[7]和[8]根据油膜起始点的位置来计算油膜厚度和压力分布，但油膜起始点的位置很难测量。文献[6]和[9]对乏油油膜厚度的计算公式进行了改进，根据入口区润滑油的油量来预测乏油油膜厚度，乏油程度可以由一个无量纲量来决定。文献[10]提出了一种新的非线性油膜力的解析模型，求解了非线性油膜的压力分布。轴承接触区中油膜厚度和压力分布与润滑油特性、接触副特性、供油量及工况条件有关，上述文献大多集中在供油量、接触副特性及滚动速度对润滑油膜厚度和接触压力的影响。

2 航天轴承摩擦特性

润滑油脂的性能评价包括理化性能评价和机械性能评价2种，理化性能测试相对完善，而机械性能的测试还不成熟。目前有3类试验可以测量摩擦和磨损，分别为模拟试验、台架试验和现场试验。对于航天轴承来说，现场试验根本不可能实现，因此一般采用模拟试验和台架试验。文献[11]指出，台架寿命试验是一种综合评定试验，考虑了材料及其表面处理、液体润滑剂、机械设计等因素，但无法提供轴承性能预测所需的相关参数，如接触副的摩擦系数、润滑剂的流变参数等，另外试验费用高、周期长。模拟试验机主要用于摩擦学基础研究，将某个因素从多种因素共同作用的设备中单独分离出来进行研究，优点是可以再现或模拟摩擦工况以及润滑状态和磨损类型。所以，对于航天轴承滚动体与滚道之间摩擦性能的研究及润滑剂流变特性的研究适合采用模拟试验机。

我国在液体润滑剂润滑性能研究方面主要采用常规的摩擦磨损试验机进行评价，如Falex试验机、SRV试验机和四球试验机等摩擦试验机。这些试验机一般适用于评定在纯滑动摩擦下液体润滑剂的边界润滑性能，而在航天器中滑动摩擦和滚动摩擦是同时存在的，上述试验机无法模拟润滑状态为弹流润滑或者混合润滑的润滑条件。经常会遇到在四球摩擦磨损试验机上测得的PB或PD值相同，而在实际应用或者台架试验中性能差别较明显的现象，这说明常规的摩擦试验机具有局限性。目前，亟需一种能测试在模拟轴承滑滚接触并处于弹流润滑或混合润滑状态下的摩擦力试验机，以测试润滑油在复杂工况下的摩擦性能。由于缺乏这种试验机及相关的试验研究，因此影响了技术含量高、环保和节能的高端油品的研发，使我国与国外技术的差距越来越大。

文献[12-13]研制了螺旋轨迹摩擦计，测量了边界润滑状态下滑动、滚动和自旋混合运动下液体润滑剂的摩擦系数。文献[14]采用销盘摩擦试验机测量了液体润滑剂作用下，销盘滑动接触，当盘和销钉处于混合润滑接触状态时的滑动摩擦系数，并分析了工况条件、接触副机械特性和表面几何特征对摩擦系数的影响。文献[15-16]利用球-盘摩擦试验机在真空环境中分别试验了溅射沉积Ag膜及MoS2/Au薄膜在真空和原子氧辐照前后的摩擦性能，测量滑动接触时固体润滑剂的滑动摩擦系数。文献[17]采用高黏度聚异丁烯润滑油，在光学弹流试验机上考察球盘接触纯滑动条件下的摩擦因数随卷吸速度和载荷的变化。文献[18]采用销盘试验机，利用Stribeck曲线分析了销盘滑动接触时，不同试验条件下不同密度的规则微小凹痕表面的摩擦特性。文献[19]从国外引进了多功能摩擦试验机（UMT Tester），在轻载荷条件下测量了滑动接触时具有横向纹理圆盘表面的摩擦因数，得到了裕油条件下包括流体润滑、混合润滑和边界润滑完整的Stribeck曲线。文献[20]在四球摩擦磨损试验机的摩擦区域外加磁场，考察了润滑油在磁场作用下的摩擦磨损性能。文献[21]发现了超声振动对不同黏度的润滑油摩擦磨损性能的不同影响。

江泽琦等[22]采用双圆盘试验机，从干摩擦状态到弹流润滑状态，将润滑条件分为8个阶段，研究了Daphne7074牵引油在滑滚接触时，润滑油油量对牵引传动的影响。高压情况下牵引曲线上升斜率接近于干摩擦状态下的值，在低压情况下斜率随着牵引油油量的减少而增大。乏油运转后，最大牵引系数的变化不明显。乔玉林等[23]采用双圆盘试验对不同粗糙度摩擦副之间的拖动力进行了测量，同时用电阻法测量表面分开的程度，得出结论：混合润滑下的摩擦力不仅由粗糙度Ra来决定，保持Ra不变，改变表面形貌，会使拖动系数改变10%。文献[24]采用微型拖动力试验机对裕油弹流润滑下油的拖动系数进行了测量。王燕霜等[25-26]曾在自行研制的球盘试验机上对裕油完全弹流润滑状态下多种航空润滑剂进行了拖动力测量。文献[27]在球盘拖动力试验机上对2种PAO基础油进行了裕油和乏油条件下的摩擦系数测试，分析了油量、滑滚比和润滑油黏度对摩擦系数的影响。文献[28]利用不确定度理论对摩擦系数测量的影响因素进行了分析，使摩擦系数的不确定度均能控制在5%之内。Cann等[29]在球盘拖动力试验机上对降解脂在裕油和乏油弹流润滑下进行了摩擦系数的测试，并采用红外光谱对润滑膜组分的变化进行了分析。文献[30]利用非平衡分子动力学模拟得到的黏度应变率关系式以及高压Couette流变仪测量的黏度，计算弹流润滑中的拖动力，其与实验测量结果非常接近，但只能模拟低剪切率牛顿流体。王燕霜通过对多种航空润滑剂拖动特性的研究，提出了裕油弹流润滑下拖动系数与工况条件之间关系式。Anandan等[31]对高速线接触乏油热弹流进行了理论计算，假设乏油状态下仍为完全弹流润滑，流体为牛顿流体，计算了油膜厚度和拖动系数，得出了一些与裕油完全弹流润滑相反的结论，如认为随滚速的增加拖动系数增大，这与完全弹流情况下随滚速增加拖动系数减小相矛盾，文中既没有试验验证也没有机理解释。乏油状态下润滑状态假设为完全弹流，流体假设为牛顿流体可能会引起错误的结论，这就说明拖动系数的试验结果最有说服力，进行乏油状态下摩擦副之间摩擦特性的试验研究势在必行。文献[32]对混合润滑状态下摩擦力进行了数值模拟，并讨论了减小摩擦的方法，文中参数计算时，采用了四球机和球盘完全弹流润滑状态下的试验结果，文中混合润滑状态下摩擦力计算结果没有试验验证。文献[33]采用数值模拟的方法，模拟跨越整个润滑区，即弹流润滑、混合润滑和边界润滑，分析了粗糙度幅值和纹理对摩擦系数的影响以及非牛顿流变模型对流体摩擦系数的影响，根据计算结果得到了完整的Stribeck曲线。但Stribeck曲线是理论计算结果，缺乏试验验证，流变模型中的参数是参考国外文献，采用估计值。到目前为止，还没有模拟航天轴承工况进行低温环境下油润滑航天轴承裕油、乏油和干涸弹流摩擦特性试验研究的相关文献，也没有高低温环境下航天轴承乏油和干涸弹流摩擦特性理论研究的相关文献。

3 航天润滑剂流变特性

在使用环境许可下，液体润滑剂是航天器部件润滑的首选。因为液体润滑剂可以带走磨损物，能在两接触副之间形成弹性流体动压润滑，使得接触副之间具有磨损小、散热快、噪音低、寿命长等优点。润滑油的重要性能指标有挥发性、抗辐射性、边界润滑性、摩擦特性和流变特性。在这些特性中，对航天润滑剂挥发性、抗辐射及边界润滑性能等进行研究的较多，试验技术已相对成熟，如文献[12-13]、[34-35]等。而航天润滑剂的流变特性，至少50年来一直都是困扰摩擦学界的一个难题，截至目前还没有较好的解决方法。流变特性主要研究流变参数和流变模型。润滑剂的流变参数包括黏度、黏温系数、黏压系数、剪切模量、特征应力和极限剪切应力等。在滑滚弹流接触中，工况条件比较苛刻，包括瞬时高压（1～3 GPa）、高剪切应变率（106～108）。高压高剪切应变率下，润滑剂常常表现为非牛顿流体特性。为了理解并能计算弹流接触中的摩擦力，需要准确的流变模型来描述这种非牛顿特性。当今，对准确模型的需求变得十分急迫，因为数值模拟弹流润滑时，为了准确预测接触区中油膜特性，需要一个剪应力与剪应变率之间的关系式，即流变模型，业界提出了很多流变模型来描述弹流接触中润滑油的流变特性，如Newton模型、Erying模型、Johnson-Tevaarwerk模型、Bair-Winer模型和 Evans－Johnson模型等。文献[36]使用一种新提出的用以确定Eyring流体有效黏度的算法，给出了润滑油牛顿黏度、Eyring流体有效黏度和剪应变率与重载热弹流润滑副的摩擦因数之间的关系。这些模型使用时都有一定的局限性，其中，Evans－Johnson模型是目前预测精度较高的模型之一，但在热效应显著时，该模型预测精度较差，故目前还没有比较完善的流变模型。航天轴承工况下，上述流变模型是否适合有待研究，迄今为止还没有关于国产航天润滑剂流变模型的讨论。

流变模型中流变参数的确定也是有待解决的问题。流变参数的测量方法有3种：①稳态法。该方法是流体在均匀稳定的压力和温度下发生剪切，油膜的承载时间长，如压力容器法[37-38]、高频振荡剪切法和流变仪测量法。哈尔滨工业大学制造的液体润滑剂超高压流变特性测试系统属于稳态法测量，只能测量非弹流工况下低剪切率牛顿流体的黏压关系和黏度剪切关系，不能测量非牛顿流体的弹性剪切模量、极限剪切应力、特征应力等流变参数以及非牛顿流体的应力应变关系。稳态法的缺点是不能模拟高压情况，模拟压力小于0.6 GPa；为了避免剪切热的影响，试验过程中剪切率较低，一般小于104s-1；稳态法的测量结果不适合在弹流中应用。②瞬态法。此种方法是油膜瞬时承载，油膜通过接触区时压力、温度和剪应力均发生了很大变化，这与实际的弹流工况接近，如落球试验装置测量法和拖动力试验法。落球试验装置测量法可以用来测量非常高压力下流体的极限剪切应力，可以模拟瞬态条件，能模拟的压力可达3 GPa甚至更高。③拖动力试验法。该方法是研究弹流流变特性的一种广泛使用的方法，在双圆盘[39]或球盘试验机[40]中建立弹流油膜，测量滚动、滑动和自旋条件下摩擦力，可以用来测量几乎所有的流变参数，该方法被广泛接受，可以模拟弹流的真实工况。但这种方法测量的是整个接触区内的平均剪切应力，接触区油膜的温度不能被测量，只能靠理论计算。近来，文献[41]提出了一种绘制温度分布图的方法，假设滚滑接触中几乎所有能量损耗和温升都是由于流体油膜的剪切或者摩擦产生的，通过测量接触区中各点的温升来推测产生它的摩擦力。优点是模拟弹流真实工况，可以测量剪切应力的局部值。缺点是试验困难，分辨率受限，只有较高的温升和滑滚比时才能测量，滑滚较低时无法测量。从温度到剪应力的转换，经过了大量的假设和理论简化，计算也比较繁琐。红外线测量温度本身就有一定的误差，另外热在球、盘和润滑剂之间的分配问题也不能精确解决。目前，拖动力试验法测量的流变参数能满足实际应用，所以被广泛应用，但是还未见到国产航天润滑剂弹流工况下流变特性和流变参数的研究。

4 航天轴承润滑特性研究亟需解决的问题

油润滑航天轴承（如陀螺仪电机转子轴承、动量轮和反作用飞轮轴承等）失效的主要原因是润滑失效，与轴承的摩擦特性和润滑油的流变特性有关。油润滑航天轴承在运转初期一般处于裕油弹流润滑状态，在运转后期一般处于乏油和干涸弹流润滑状态。近10年来，我国对于航天轴承成膜特性的研究大多集中在供油量、接触副特性及滚动速度对润滑油膜厚度和接触压力的影响方面，而对不同润滑油基础油对油膜厚度和油膜压力的影响研究较少。对摩擦特性的研究主要集中在边界润滑特性、滑动接触的研究，既没有考虑航天轴承中存在滑滚接触以及接触区弹流润滑或混合润滑的接触条件，也没有考虑航天轴承裕油、乏油和干涸供油对摩擦特性的影响和高低温环境以及不同工况条件对摩擦特性的影响。对于润滑剂流变特性的研究则主要集中在牛顿流体、低剪切率和非弹流工况条件。除黏度外，对于非牛顿特性、高剪切率、弹流工况的其他流变参数并未考虑。亟需模拟航天轴承的实际工况，在高温和低温环境下，对航天轴承在裕油、乏油和干涸弹流润滑状态下的成膜特性、摩擦特性及航天润滑剂的流变特性进行研究，建立裕油和乏油弹流润滑下两接触副之间的摩擦系数计算模型，确定航天润滑油的相关弹流流变参数，揭示乏油润滑的摩擦机理。