航空軸承斷油試驗失效件微觀損傷分析

葛泉江，尹龍承，張美宏，唐光澤，馬欣新

（1.中國人民解放軍駐哈爾濱軸承集團公司軍事代表室，哈爾濱 150036；2.哈爾濱工業大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150001）

航空發動機主軸軸承常用于高速、重載、高溫、振動等嚴苛工況下[1-2]。在一些特殊條件下，還可能存在潤滑不良、乏油甚至斷油的工況，因此，需要對航空軸承的抗斷油能力進行考核。斷油是一個非常復雜的過程，其熱力作用隨時間變化[3]，斷油將引起軸承溫度升高[4]，內部接觸面磨損，局部出現燒傷，產生變形或壓痕等，嚴重時會造成軸承卡死[5]。

現通過對斷油試驗失效軸承溝道表面的微觀組織結構進行分析，探討潤滑不良工況下軸承材料的損傷機制，為航空軸承的設計、材料選擇、加工制造、表面強化技術的應用提供理論依據。

1 試驗

斷油試驗測試軸承為雙半內圈三點接觸球軸承，結構尺寸為φ133 mm×φ201 mm×39 mm，鋼球直徑為22.225 mm，共20粒[6]。鋼球、內圈、外圈材料均采用M50高溫軸承鋼。

斷油試驗在579-074型對稱試驗機上進行，斷油前進行30 min磨合試驗，隨后按設定載荷譜進行試驗，23 min后進入斷油模式，斷油試驗條件見表1。運行20 s后，電主軸過載停機。分解軸承，在嚴重失效部位截取試樣，采用掃描電鏡（SEM）、能譜（EDS）、X射線衍射儀（XRD）、X射線應力分析儀、維氏顯微硬度計（HV0.1）對試樣的微觀形貌、微區成分、物相結構、應力梯度分布、硬度分布進行分析，其中應力梯度采用逐層化學剝蝕方法腐蝕掉一定深度的表層，對露出的新鮮表面進行應力測試得到。

表1 軸承斷油試驗條件Tab.1 Oil interruption test coudition for bearing

2 結果與分析

2.1 溝道磨痕微觀形貌及成分

經過斷油試驗后軸承失效，內、外圈溝道均存在明顯的藍色燒傷痕跡，其中外圈沿溝道方向存在嚴重的撕脫和大塊剝落，剝落坑最大寬度達300 μm（圖1a）。沿溝道面觀察到50μm寬的犁溝，犁溝表面光滑，在犁溝內有2個凹坑，并鑲嵌有寬度與犁溝接近的粒狀物（圖1b）。

圖1 外圈磨痕表面形貌Fig.1 Surface morphology of wear scar on outer ring

由此可以推斷，犁溝是由粒狀材料在高速下劃傷形成的，犁溝內的2個凹坑可能是大塊碳化物脫離留下的孔洞。軸承在斷油運轉過程中溫度升高，在短時高溫作用下，材料發生塑性變形，在撕脫處裂紋邊緣有明顯的塑性流動花樣，可知表面發生了嚴重的粘著。

內圈溝道磨痕形貌及能譜分析結果如圖2所示。由圖可知，內圈溝道磨痕與外圈形態相似，也包含犁溝、凹坑、撕裂區等。對凹坑進行能譜微區分析，結果見表2。由表可知，凹坑內除了含有M50鋼基體金屬元素外，還含有 O，Na，Al，K，Ca等雜質元素，其主要是基體材料剝落后斷口被污染造成的。

圖2 內圈磨損區表面形貌Fig.2 Surface morphology of wear area on inner ring

表2 內圈磨損區能譜分析結果Tab.2 EDS result of wear area on inner ring w，%

2.2 溝道表面磨損區殘余應力

內圈磨痕處沿深度方向的應力梯度分布如圖3所示。由圖可知，在鋼球的輾壓作用下，表面壓應力最大可達320.2 MPa；深度為10μm時，壓應力值減小到81.9 MPa，隨著深度的增加，表面壓應力逐漸減小。

圖3 內圈磨痕處沿深度方向應力梯度分布Fig.3 Stress gradient distribution along depth at wear scar on inner ring

內圈縱向截面形貌如圖4所示。由圖可知，距表層10μm范圍內發生了明顯晶粒細化，表層晶粒尺寸由原始M50鋼晶粒尺寸的十幾微米（約8.5級晶粒度[7]）減小到約6～8μm（約11～11.5級晶粒度），說明溝道表面在高應力作用下產生了冷作硬化，導致晶粒細化。

圖4 內圈縱向截面形貌Fig.4 Longitudinal cross-sectional morphology of inner ring

2.3 溝道截面硬度

套圈磨損區域的截面硬度梯度分布如圖5所示。由圖可知，套圈表層硬度較高，隨著距表面深度的增加，硬度先降低后升高。

圖5 沿深度方向套圈硬度梯度分布Fig.5 Hardness gradient distribution of ring along depth

斷油試驗中，潤滑不良導致摩擦副在高速摩擦下產生瞬時高溫，使接觸區域附近發生高溫回火，硬度值降低。由于滑滾過程中對磨副的相互擠壓，表層產生較大的壓應力，塑性剪切應變的累積使之產生明顯的加工硬化，導致表面硬度值升高，因此硬度呈現先降低后升高的趨勢。

此外，內圈硬度最低值為725 HV，位于距離表面400μm處，硬度回復到相當于正常組織硬度800 HV（相當于64.2 HRC）的深度約為600μm，即軟化層深度為600μm；外圈硬度最低值約為440 HV，位于1 500μm處，硬度回復到800 HV處的深度約為3 200μm，即軟化層深度為3 200μm。

為了表征套圈溫升情況，對軸承進行高于回火溫度加熱處理，在550～800℃間不同溫度分別保溫0.5 h，其硬度變化曲線如圖6所示。由圖可知，對應圖5a中內圈的最低硬度725 HV處的溫度約600℃，對應圖5b中外圈的最低硬度440 HV的溫度約700℃。由于回火過程硬度變化還受保溫時間的影響，套圈瞬間升溫值應高于上述溫度。由此可知，所截取的外圈試樣的溫度高于內圈，說明在斷油過程中，內圈的潤滑條件優于外圈。

圖6 在高于回火溫度下套圈硬度變化曲線Fig.6 Variation curve of hardness of ring above tempering temperature

2.4 套圈接觸表面磨損引起的結構變化

對內圈磨損失效區和非磨損區進行XRD分析，所得的衍射譜線經過歸一化的結果如圖7所示。由圖可知，X射線衍射圖譜中出現了馬氏體的（110），（200），（211）和（220）晶面，但未發現奧氏體衍射峰，說明殘余奧氏體含量較低。同時，磨損區的（211）晶面衍射峰強明顯高于非磨損區，表明在接觸表面由于摩擦導致表層的金屬材料發生了塑性流動，使晶粒發生轉動，產生了變形織構。由此可見，斷油過程中潤滑不良導致材料相互接觸，形成較大的摩擦力，其必然導致材料表面溫度升高，強度下降，且容易產生塑性變形、壓痕、撕裂和剝落坑。

圖7 內圈溝道表面磨損區與非磨損區衍射圖譜Fig.7 Diffraction patterns of wear and non-wear area on surface of inner ring raceway

通過以上分析可知，在斷油試驗過程中，由于摩擦因數變大，導致溫度升高；軸承材料在高溫時硬度降低，不足以抵抗外力作用，產生變形和粘著磨損，最終導致軸承失效?？梢圆捎靡恍┓椒▽⑤S承工作表面進行改性并提高其自潤滑能力，即可降低摩擦副的干摩擦因數，減小發熱量，增加軸承的抗斷油能力。

3 結論

1）斷油試驗時，軸承套圈溝道損傷區域主要發生在溝道表面及次表面，軸承失效模式主要為粘著磨損。

2）由于潤滑不良，在摩擦熱和接觸應力的共同作用下，溝道表面出現了高溫回火和加工硬化現象，其中內、外圈嚴重損傷處的影響深度分別為600，3 200μm。

3）軸承失效過程中，表面材料在溫度和應力的作用下發生了塑性流動，晶粒出現了轉動，產生了（211）織構。