油潤滑條件下Si3N4-GCr15 滑動磨損失效機理研究

丁明瑞，陳志雄

（201620 上海市 上海工程技術大學 航空運輸學院）

0 引言

滾動軸承作為航空發動機轉子系統的關鍵零部件，在惡劣的運行環境中極易出現疲勞剝落、振動異常、磨損等故障[1]，導致滾動軸承失效。航空滾動軸承的使用精度高，使用環境惡劣，運行要求苛刻，極易在多種原因的共同作用下失去其原有的功能，造成軸承出現故障或者不能正常工作。航空發動機上的滾動軸承在運轉過程中存在著復雜的摩擦磨損現象，在高速運轉時經常伴隨著額外的滑動摩擦現象，加速了軸承的磨損失效進程，威脅著軸承甚至是發動機的運行安全[2]。

隨著近年來航空工業的迅速發展，由于混合陶瓷軸承滿足了航空發動機主軸在極端溫度條件下的結構可靠性和運行壽命的要求，引起了研究人員的廣泛關注。Si3N4 陶瓷是目前最重要的混合陶瓷軸承材料之一，具有硬度高、密度低、耐磨損、耐高溫等優點，被認為是航空發動機滾動軸承滾動體的主要制造材料[3-5]。GCr15 軸承鋼作為國內目前應用范圍較廣的高碳鉻軸承鋼，經淬火和低溫回火加工后淬透性大、硬度高、耐磨性好、接觸疲勞性能好，常用于制造航空發動機主軸軸承內外圈[6]。與其他的軸承鋼材料相比，GCr15 鋼在高溫環境下能夠更好地保證尺寸完整性以及高硬度特性。但是當GCr15 材料受到持續交變載荷的作用時，極其容易在短時間內出現裂紋、剝落、疲勞磨損等故障，導致材料因磨損而失效，因此GCr15 鋼的摩擦學性能決定了航空發動機滾動軸承的使用性能和運轉可靠性[7]。研究Si3N4陶瓷與GCr15 軸承鋼在潤滑條件下的磨損失效機理對于提高軸承的運行可靠性和使用壽命有著重要意義。有關研究中，孟凡英[8]等通過制備氮化硅和氮化硅基2 種陶瓷材料，研究了2 種材料在無潤滑條件下的磨損性能，發現氮化硅的主要磨損機理是磨粒磨損和剝落，但是因為三體磨損的存在使材料磨損程度增大；王旭東等[9]研究了氮化硅材料自配副在無潤滑和水潤滑條件下的磨損性能，發現其磨損機理主要是塑性變形、剝落、裂紋、脫層磨損等。無潤滑和水潤滑下磨損機理不同，當水潤滑時，氮化硅表面發生化學反應形成潤滑保護膜，降低了摩擦系數和磨損量；李慶忠等[10]研究了在不同的熱處理方式下，Si3N4/GCr15 摩擦副干摩擦條件下的磨損性能，發現在不同熱處理方式下GCr15 的磨損失效機理均是疲勞磨損；胡盛等[11]利用摩擦磨損試驗機研究了Si3N4/GCr15 摩擦副在不同濃度的過氧化氫潤滑環境中的磨損性能。研究發現，在去離子水溶液潤滑中，金屬粘著轉移層的存在使摩擦系數增大，且Si3N4的主要磨損機理為剝落磨損；閆玉濤等[12]研究了在不同添加劑的抗磨潤滑油環境中Si3N4-GCr15 摩擦副的磨損性能，發現添加劑的加入對摩擦副具有減摩抗磨功能，且GCr15 的磨損機理為擦傷和粘著磨損；Wu等[13]通過試驗研究表明，潤滑油中石墨烯的加入，使Si3N4/GCr15 滑動摩擦副的磨損性能得到了明顯改善，石墨烯的物化性能避免了摩擦接觸表面磨損程度的進一步加劇。

上述研究采用不同的試驗方法探究了氮化硅、軸承鋼等材料的摩擦磨損性能，并采用不同的方法表征了材料的磨損表面特征。在現有的研究中，針對金屬摩擦副磨損表面的表征大多采用的是二維表征和分形表征，而采用基于光度立體視覺技術的三維形貌表征在實際應用中較少。本文選擇球-盤式滑動摩擦副，進行了油潤滑條件下Si3N4-GCr15摩擦副的滑動磨損壽命試驗，研究了摩擦副的滑動磨損失效機理，并結合磨損表面三維形貌重構設備和Abaqus 有限元仿真技術對摩擦副的表面磨損情況和應力分布情況進行了探究。

1 試驗

1.1 試驗材料

本試驗使用的材料主要是氮化硅（Si3N4）球和軸承鋼（GCr15）盤。GCr15 盤的尺寸為Φ85 mm×7 mm。Si3N4球的直徑為6.35 mm，加工精度為G5。表1 為Si3N4和GCr15 的性能參數。本試驗選用的潤滑介質為L-HM46 抗磨潤滑油。

表1 Si3N4 和GCr15 的性能參數Tab.1 Performance parameters of Si3N4 and GCr15

1.2 試驗設備和試驗方案

本研究采用高精度的摩擦磨損試驗機（如圖1（a）所示）進行試驗。將測試球裝入主軸夾具上，將測試盤放入升降油杯中。該設備通過壓力傳感器為測試提供負載。試驗開始后，在主軸轉速和負載的共同作用下，測試球與測試盤摩擦。同時，摩擦磨損試驗機上的傳感器可以對摩擦系數和摩擦力矩等參數進行實時采集，且采集頻率為1 Hz。

試驗結束后，使用三維表面形貌重建設備（如圖1（b）所示）對Si3N4球和GCr15 盤的磨損表面形貌進行重建。通過獲取表面圖像，重建磨損表面形貌，獲得相關數據。

圖1 設備Fig.1 Equipment

測試流程：測試前，將Si3N4球和GCr15 盤用金相砂紙進行打磨，用酒精溶液清洗30 min，然后晾干備用。試驗開始之前，將測試球和測試盤平穩地安裝在固定位置，并且需要對摩擦磨損試驗機進行校零。將GCr15 測試盤放置在油杯中，加入L-HM46 抗磨潤滑油，直至測試盤被完全浸沒。在試驗過程中，觀察并記錄摩擦副的摩擦系數變化、Si3N4球和GCr15 盤的磨損表面形貌變化情況。表2 為Si3N4-GCr15 摩擦副在油潤滑條件下滑動磨損壽命試驗的具體試驗方案。

表2 試驗方案Tab.2 Test procedures

取2 000，6 000，8 400，12 500，15 000 s 為取樣時間點。當試驗時間進行到采樣點時，停止試驗，依次取下Si3N4球和GCr15 盤兩種測試件進行磨損表面三維微觀形貌重構。

2 結果分析

2.1 摩擦系數分析

圖2 為Si3N4-GCr15 摩擦副在滑動磨損壽命試驗中的摩擦系數變化情況。試驗載荷為50 N，試驗轉速為500 r/min。在0～2 000 s 內，摩擦副的摩擦系數從0.25 迅速降低到0.158，然后在0.156～0.167 之間上下波動，此時為摩擦副的磨合階段，即摩擦副的磨合期時長為2 000 s。在2 000～4 000 s 內，摩擦系數雖然波動上升，但是最后穩定在0.17 左右，經歷磨合期之后，摩擦副到達了初始穩定磨損階段。雖然在4 000～6 500 s 內摩擦系數逐漸上升，直至穩定在0.172 左右，但此過程依然為穩定磨損階段。表明從2 000～6 500 s 均為摩擦副的穩定磨損階段；在6 500～8 400 s 內，摩擦系數先是略有下降然后急劇上升直至到達0.187左右。此時摩擦系數出現變化的原因可能是摩擦副在經歷了長時間的試驗環境之后在摩擦副測試件的表面出現了破壞或者有磨粒參與了此摩擦磨損過程，即出現了較小的三體磨損現象，且持續時長為1 900 s；當摩擦副的磨損進行到8 400～ 12 300 s 時，摩擦副的摩擦系數出現了較大范圍的波動，并且在12 500 s 時出現了摩擦系數劇烈上升的現象，可以判斷此時的摩擦副處在劇烈磨損階段。從圖2 中12 500～15 000 s 的摩擦系數變化情況可以看出，在摩擦副劇烈磨損之后，摩擦副的摩擦系數又重新趨于穩定狀態，穩定在0.185 附近，直至試驗結束。

圖2 Si3N4-GCr15 摩擦副在試驗中的摩擦系數變化Fig.2 Variation of friction coefficient of Si3N4-GCr15 friction pair during the test

2.2 GCr15 圓盤表面形貌重構分析

圖3 顯示了通過表面三維形貌重建設備得到的GCr15圓盤磨損表面微觀形貌的變化情況，A，B，C，D，E 分別代表各取樣時間節點。從磨損2 000 s 的磨損圖（如圖3（a））可以看出，GCr15 經過2 000 s 的磨損之后，在圓盤的表面出現了明顯的犁溝現象，磨痕的中心區域較為平滑，圓盤從初始波峰明顯被磨平，圓盤表面的承載能力明顯變強，同時在磨痕的兩側開始出現少量材料的堆積。在摩擦副的磨合階段，由于Si3N4球的硬度要明顯高于GCr15 圓盤的硬度，而Si3N4球在試驗載荷與轉速的共同作用下與GCr15 圓盤進行相互摩擦，在球的滑動下使相對較軟的圓盤表面材料出現了塑性流動現象，從而圓盤表面材料脫離基體的可能性增大，形成了材料的磨損，使得摩擦副的摩擦系數產生較為明顯的變化。當磨損時間達到6 000 s 時，如圖3（c）所示，GCr15 圓盤表面較小的磨痕減少，磨痕深度增大，并且在磨痕的邊緣位置開始出現了材料的部分剝落，使圓盤的表面粗糙度增大。

圖3 磨損過程中GCr15 圓盤的三維表面形貌圖Fig.3 3D surface topography of GCr15 disc during wear

從圖3（d）可見，經過8 400 s 的磨損后，GCr15 圓盤表面出現了明顯的不同程度的磨損凹坑，磨痕邊緣的磨損情況明顯比中心區域更加惡劣。圓盤的磨損程度進一步加深；當摩擦副的磨損時間進行到12 500 s，此時進入了摩擦副的劇烈磨損階段，此時圓盤的磨損是最嚴重的，磨痕的深度明顯變大，且內部出現了明顯的小溝壑。這是因為隨著時間的推移，已經產生的磨粒、Si3N4球、GCr15圓盤三者共同參與了該過程，形成了由磨粒和測試樣品組成的三體磨損，加劇了圓盤的磨損，同時圓盤磨痕邊緣位置的材料堆積現象更加嚴重；磨損時間達到15 000 s 時，如圖3（e）所示，GCr15 圓盤表面在經歷15 000 s 的磨損之后重新恢復平順狀態，磨損表面凹坑整體變小，同時此時的摩擦系數變小。這是因為在試驗環境下，滑動摩擦引起的摩擦接觸表面溫度升高，球和盤之間產生的摩擦熱會造成潤滑油的粘度發生變化，改變了摩擦副的潤滑狀態，使其逐漸從油膜潤滑轉變為邊界潤滑，最終出現干摩擦狀態。隨著潤滑狀態的改變，GCr15 圓盤的損傷進一步嚴重。同時，接觸表面的摩擦熱使得GCr15 材料呈現出熔融狀態，優化了磨損表面狀態，降低了12 500～15 000 s 內的摩擦系數。在12 500～ 15 000 s 的磨損過程中，硬度較高的Si3N4球與呈現熔融狀態的GCr15 圓盤進行摩擦，加速了圓盤表面的塑性變形，同時表面的塑性變形在一定程度上填補了部分磨痕，部分磨粒也在球的作用下回填到圓盤的凹坑中，所以GCr15 圓盤的表面較前一進程更加光滑、平順。此時GCr15 圓盤表面出現了自修復現象，且自修復機理為在Si3N4球以及循環應力的反復作用下，GCr15 表面材料出現了轉移，在形成磨粒磨損和粘著磨損的同時，實現了對GCr15 圓盤表面凹坑的修復，也同時優化了摩擦副的表面接觸狀態，使摩擦系數重新歸于平穩、表面形貌重新歸于平坦。

2.3 三維表面粗糙度混合參數分析

表面粗糙度是通過截取測量表面上的某一截面的較小間距和微小峰谷不平度來表示，是表面形貌表征中最重要的信息，它可以從另外的角度表示零部件的耐磨性、密封性等[14]?；旌蠀礢dq定義為采樣區域均方根梯度，是在二維表面粗糙度參數中的均方根斜率的基礎上發展而來的，可以表征被測表面在法向上的振動幅值，是度量測量表面斜率特性的主要參數。Sdq可以由式（1）計算[15]。

式中：A——拍攝曲面的采樣面積；x——采樣面積的橫向長度；y——采樣面積的縱向長度。

圖4 顯示了 GCr15 圓盤在試驗中的三維表面粗糙度混合參數Sdq的變化情況，A、B、C、D、E分別代表各取樣點。結合圖3 的磨損表面形貌重構結果可以發現，Sdq的變化趨勢與圓盤的磨損表面形貌變化一致。在2 000～12 500 s 的磨合過程中，由于Si3N4的硬度遠大于GCr15，當Si3N4球在循環應力以及轉速的共同作用下與GCr15 圓盤發生滑動摩擦時，GCr15 圓盤的表面磨損情況進一步惡化，初始的表面粗糙峰被磨平且形成犁溝。隨著時間的推移，磨損程度的增大使得犁溝深度增加，導致被測區域內的微觀表面不平度增大，Sdq值在6 000，8 400，12 500 s 時是逐漸增大的；當磨損進程到達12 500 s 時，摩擦副在經歷劇烈磨損階段后磨痕到達了最深，表面高度差達到最大，Sdq值到達磨損過程中的最大值。在12 500～15 000 s 磨損過程中，由于GCr15 圓盤在此時顯示出了表面自修復性能，粘著磨損造成的材料轉移在此階段修復了磨損表面的凹坑，優化了摩擦副表面的接觸狀態，使得Sdq的值降低。因此，對于Si3N4-GCr15 摩擦副的滑動磨損過程而言，混合參數Sdq與微觀表面形貌之間存在著一定規律，可以準確反映磨損表面形貌特征，可以表征磨損表面的微觀形貌變化情況。

圖4 GCr15 圓盤Sdq 的變化趨勢Fig.4 Variation trend of Sdq of GCr15 disc

2.4 Si3N4 球表面形貌重構分析

圖5 為Si3N4球在磨損試驗過程中的磨損表面三維形貌重構圖片，A，B，C，D，E 分別代表各取樣時間節點。從圖5（a）和圖5（b）可見，Si3N4球在初始4 000 s 內的表面磨損程度較小，只在球的表面出現了較少的劃痕，說明此時處于磨損初期，GCr15 圓盤表面粗糙峰的存在對Si3N4球也造成了些許磨損，但磨損程度較小，此時Si3N4發生了磨粒磨損；當磨損時間延長，直至8 400 s（如圖5（c）所示），Si3N4球表面開始出現凸起，且凸起較高，說明此時GCr15 圓盤的表面材料正在逐漸脫落，開始出現磨粒磨損和黏著磨損，且圓盤表面的磨損開始嚴重；當摩擦副的磨損進行到12 500 s 時（如圖5（d）所示），Si3N4球的表面存在著大量的粘著點，說明此時摩擦副的粘著磨損更加嚴重，使得大量的GCr15 圓盤表面材料脫落并在試驗載荷和轉速的作用下附著在Si3N4球的表面，形成了眾多高低不平的波峰。在Si3N4球的表面出現了比較嚴重的粘著現象，此時GCr15 圓盤是在表面熔融狀態下與Si3N4球相互摩擦的，磨損較為劇烈。又因為Si3N4材料的硬度以及熔點要優于GCr15，導致GCr15 圓盤經歷劇烈磨損之后材料堆積在球表面；當磨損試驗到達15 000 s 時（如圖5（e）所示），摩擦副在經歷劇烈磨損之后，Si3N4球的表面形貌重新歸于平緩。這是因為在整個磨損壽命試驗的后期，Si3N4球與GCr15 圓盤的接觸越來越緊密，同時在試驗載荷和轉速的作用下表面粘著點迅速破裂，以較小磨粒的形式被油杯中的潤滑油帶離摩擦接觸表面，從而使Si3N4球的表面形貌趨于平緩。

圖5 磨損過程中Si3N4 球的三維表面形貌圖Fig.5 3D surface topography of Si3N4 ball during wear

2.5 Si3N4-GCr15 摩擦副接觸仿真分析

為了解摩擦副在磨損過程中接觸應力的變化，采用ABAQUS軟件對摩擦副的磨損過程進行模擬。如果模擬油潤滑條件下滑動接觸摩擦副的完整磨損過程，整個過程極其復雜。為簡化仿真模型，此處忽略潤滑條件和油膜厚度對結果的影響。根據試驗結果，在圓盤表面設置了不同的人工凹坑，模擬了球與圓盤摩擦副的點接觸模型以及圓盤在不同階段的磨損情況。利用ABAQUS 軟件建立了球-盤三維接觸模型，設定模擬條件，為模型定義材料特性和約束條件，用來評估人工凹坑的應力分布情況。網格劃分采用二維4 節點軸對稱單元，通過增加單元數量和節點數量實現網格細化以優化輸出結果。

摩擦副等效應力云圖見圖6。當磨損試驗剛開始時，GCr15 圓盤表面沒有磨損，如圖6（a）所示，摩擦副的接觸應力集中在接觸點所在的局部區域，分布相對均勻，且此時摩擦接觸表面的最大Mises應力為17.09 MPa。經過一段時間后，圓盤表面出現了較小程度的磨損，如圖6（b）所示，導致在圓盤的次表面出現了應力集中，且圓盤次表面的最大Mises 應力為44.46 MPa。應力集中處的材料容易松動，極易形成微裂紋甚至形成較小的磨粒脫落，加劇了圓盤的磨損。圖6（b）中所示的小凹坑極易隨著時間的推移以及在循環應力的反復作用下擴張，并在圓盤表面形成新的凹坑，如圖6（c）所示。

圖6 摩擦副在不同磨損狀態下的應力分布Fig.6 Stress distribution of friction pair under different wear states

應力集中在圓盤表面2 個凹坑的中間區域，且中間區域的最大Mises 應力為214.7 MPa。此時Si3N4球的表面作用力較小，僅為17.89 MPa，Si3N4球與GCr15 圓盤表面的最大應力值相差近12 倍。同時，中間區域的材料在214.7 MPa 的Mises 應力以及載荷的作用下會迅速斷裂脫落，使小凹坑迅速連接形成大凹坑，如圖6（d）所示。由圖6（d）可知，凹坑內側的次表面應力比外側要更集中，增大了內側表面材料脫落的可能性，內側的凹坑會進一步增大，所以此時GCr15 盤內側的磨損較外側要更加嚴重。因此，當Si3N4球在循環應力的作用下與GCr15 盤相互摩擦時，磨損區域次表面的應力集中形成微裂紋導致材料脫落速度加快，并在循環應力的作用下，微裂紋迅速擴展、斷裂形成凹坑，導致圓盤的磨損程度增大。同時，人工凹坑附近的應力集中對于GCr15 圓盤的磨損來說具有促進作用，且GCr15 圓盤的磨損機理為磨粒磨損和疲勞磨損。

3 結論

本文通過設計滑動磨損壽命試驗，研究了混合陶瓷軸承摩擦副Si3N4-GCr15 在油潤滑中的磨損失效機理，并分析了摩擦系數和磨損表面形貌對磨損機理的影響。通過試驗過程中的摩擦系數變化趨勢，發現了在磨合階段中，摩擦系數波動較大；在穩定磨損階段，摩擦系數波動較小且趨于穩定；在劇烈磨損階段，摩擦系數發生大幅度波動；在最后階段，摩擦系數略有降低且趨于穩定。利用三維形貌重建技術重建了測試樣品的磨損表面微觀形貌，發現摩擦副的磨損失效機理為磨粒磨損、粘著磨損和表面疲勞磨損，并在GCr15 表面發現了材料的自修復現象，且自修復機理為在循環應力的反復作用下，材料的轉移實現了對磨損表面凹坑的修復。混合參數Sdq可以準確反映Si3N4-GCr15 摩擦副的磨損表面形貌特征，可以表征磨損表面的微觀形貌變化情況。利用ABAQUS 2016 軟件通過有限元仿真分析了摩擦副在滑動磨損過程中的接觸應力分布情況，發現人工凹坑處存在的應力集中增大了摩擦副的磨損程度，當磨損結束時，磨痕內側磨損嚴重。