摩擦学性能范文

摩擦学性能范文（精选11篇）

摩擦学性能 第1篇

在提高材料强度的同时, 还有一些研究人员从仿生学角度出发, 分析了具有极佳耐摩擦磨损性能的人体软骨、汗腺等天然对象, 将其耐磨损机理归因于多孔结构及自润滑机理, 进而设计出相应的多孔材料。多孔材料的摩擦磨损试验结果证明, 在某些应用场合, 多孔材料具有更佳的耐摩擦磨损性能。本文综述了各种多孔材料的摩擦磨损研究现状, 提出了其中存在的一些问题,并就其今后的研究进行了展望。

1 多孔材料的摩擦学研究现状

1.1 陶瓷多孔材料的研究现状

陶瓷具有非常高的硬度和耐磨损性能, 在许多场合得到应用, 有关陶瓷材料摩擦磨损的研究已成为材料科学及摩擦学领域的热点[5,6,7], 但较高的摩擦系数、宽温度范围内的脆性及加工困难等限制了其应用。采用有效的结构设计可使多孔陶瓷在某些受载模式下的强度优于理论密实材料, 达到最大比刚度和比强度, 同时提高其摩擦学性能。多孔陶瓷的这一优点有可能在复合材料体系中得到充分发挥。

Gangopadhyay 等[8]通过钻孔并在孔中引入石墨和六方氮化硼,制得了自润滑复合陶瓷材料, 研究显示该多孔复合陶瓷材料的摩擦系数低至0.17,证明可以通过在多孔陶瓷中浸入固体润滑剂达到抗磨减摩的目的。

桑可正等[9,10]通过将多孔SiC 陶瓷浸渍熔融氟化物和镍制得了2 种陶瓷复合材料, 发现其在600℃具有良好的自润滑性能。顾秀娟等[11]以石墨作为造孔剂, 利用模压成型、高温烧结及浸油等方法制备出多孔氧化铝陶瓷储油材料, 摩擦磨损试验结果表明, 浸渍甲基硅油后多孔氧化铝陶瓷的减摩抗磨性能显著改善,其原因是储存在多孔氧化铝陶瓷中的润滑剂起到润滑作用并抑制摩擦副的氧化磨损。

Toshihiro[12]利用喷流法研究了氧化铝单向多孔结构和无序多孔结构的渗透性和力学性能, 结果表明, 孔径越小, 力学强度越大;单向一致的多孔结构具有更好的渗透性, 并且随着孔隙率和孔径的增加而增大, 也意味着其在有润滑条件下所起到的自润滑效果将更好。

王砚军等[13]模拟人体多孔结构, 以TiH2 和CaCO3 为复合造孔剂, 制备出具有贯通型微孔结构的金属陶瓷材料, 随后的摩擦学结果[14,15]表明该材料具有良好的自润滑和耐磨性。 通过对磨损前后多孔试样表面成分、形貌和结构的分析[16], 他们认为高温摩擦磨损过程中, 浸渗于复合材料微孔中的固体润滑剂扩散析出, 并在摩擦表面形成含有多种氧化物和金属间化合物的润滑膜是其在高温下具有良好自润滑性能的主要原因; 由此得出摩擦界面的微孔结构是影响浸渗复合式高温自润滑材料摩擦过程中润滑膜完整性的主要因素。

陶瓷多孔材料具有较高强度、高耐磨损性能及优异的生物相容性,因而有相当多的科研人员就多孔材料在生物学领域的应用展开研究,但是关于多孔陶瓷在人体内摩擦学性能的研究还较少, 值得相关领域的学者从这一方面深入研究。

1.2 多孔金属材料的研究现状

金属耐磨材料大多数应用于高压、高载及强摩擦磨损环境中, 较高的强度是其得到应用的重要条件之一。由于多孔结构会明显降低材料的强度, 因此对多孔自润滑金属的研究目前还很少。但由于多孔金属材料的特殊结构,使得它们在作缓释、支架、轻质防护结构件、过滤等方面得到大量研究。

李乃哲等[17]利用渗硫法制备出多孔铝合金, 研究结果表明多孔铝的孔隙率梯度主要是由渗流驱动压力梯度与凝固顺序所决定。但通过振动控制方法, 调整颗粒堆积密度, 可以有效改善多孔铝合金的孔隙率梯度。

杨保军等[18]采用离心沉积技术制备出具有不同粒度的镍和不锈钢多孔梯度层, 研究了不同程度的粉末以及梯度层厚度对梯度层孔隙性能的影响。结果显示, 梯度层厚度对其孔径分布与透气系数影响不大。随后的研究[19]表明, 为了得到二者的最佳配合, 存在着梯度层的最佳匹配厚度, 这一厚度与梯度层粉末粒度呈线性关系。

赵婧等[20]以钛粉为原料, 采用有机泡沫浸渍法制备高孔隙率的开孔网状多孔Ti 金属支架, 并采用电化学沉积和生物仿生矿化的方法在支架表面沉积磷酸钙盐涂层。结果表明多孔Ti 金属支架表面能沉积具有良好生物活性的纳米网状Ca2P 涂层且不影响其三维贯通结构,因此所制备的多孔Ti 金属复合支架不仅拥有良好的力学性能,而且具有良好的生物学性能。罗杰等[21]利用大鼠体外培养方法, 研究了多孔处理的新型镍钛合金材料与大鼠骨髓基质细胞(BMSCs)的生物学特性。SEM观察多孔镍钛合金材料表面与生物体的黏附性良好,且具有良好的生物相容性。

虽然目前针对多孔金属的摩擦学性能进行的研究相当少, 但上述研究人员所采用的制备方法和分析手段将有助于多孔材料的摩擦学研究。此外金属固有的高强度属性将赋予多孔金属材料相对较高的力学强度,有利于延长多孔材料的使用寿命。因此多孔金属材料在摩擦学领域的研究将有很大潜力。

1.3 多孔聚合物材料的研究现状

聚合物基自润滑复合材料目前已成为材料科学和摩擦学领域的研究热点[22,23]。多孔聚合物材料分为天然多孔聚合物材料和利用人工造孔剂制备的多孔材料。多孔聚合物润滑材料由于其内部的多孔结构而具有优越的自润滑性能, 在常态下能够吸入并存储润滑油, 而在工作中因温度和压力的作用又能够连续稳定地提供润滑油, 可以长时间不换油而起到良好的自润滑作用[24]。天然多孔聚合物如聚乙烯醇水凝胶(PVA)、聚酰亚胺、聚醚醚酮等均是高含水性能的多孔软弹性材料, 但天然聚合物的低模量、低强度属性限制了其在工程上的应用。人工多孔聚合物材料则具有相对较高的强度和耐磨损性能, 得到广泛的研究。

李永等[25]利用自行研制的振子式摩擦仪测定了聚乙烯醇水凝胶自摩擦副、人关节软骨/聚乙烯醇水凝胶摩擦副的摩擦因数, 并根据Stribeck曲线对其摩擦润滑机理进行初步探讨, 结果显示在透明质酸润滑条件下, 聚乙烯醇水凝胶与人关节软骨具有相似的摩擦学特性,且聚乙烯醇水凝胶自摩擦副的摩擦因数略小于聚乙烯醇水凝胶/人软骨的摩擦因数,由其Stribeck曲线判定其润滑机制为液膜润滑。

潘育松等[26,27]运用正交试验法, 在球-盘摩擦磨损试验机上研究滑动速度、载荷和润滑状态对PVA水凝胶/钛合金摩擦副以及PVA水凝胶/不锈钢摩擦副的摩擦磨损性能。结果表明, 滑动速度、载荷和润滑状态对摩擦副的摩擦系数影响显著程度由高到低依次为载荷>滑动速度>润滑状态; 在干摩擦和水润滑状态下,摩擦系数变化甚微,平均摩擦系数随滑动速度的增加而下降,随着载荷增加而升高。

沈艳秋等[28,29,30]采用反复冷冻-解冻法制备多孔聚乙烯醇/羟基磷灰石(PVA/HA)复合水凝胶, 在小牛血清稀释液润滑条件下进行往复摩擦试验。结果表明,随着冷冻-解冻次数的增加, PVA/HA复合水凝胶交联度增大, 网状结构趋于完善, PVA/HA复合水凝胶的磨损机理主要表现为塑性流动和粘着现象, 磨损程度随冷冻-解冻次数和HA含量的增加而减轻。

Marchetti[31]研究聚酰亚胺多孔材料在摩擦过程中的供油机制时发现, 润滑油可以通过毛细作用渗出形成润滑膜而起到润滑作用。闫普选等[32,33]研究发现, 造孔剂的加入能够降低聚酰亚胺多孔材料的摩擦系数与磨损率, 而且随着造孔剂含量的增大, 多孔材料的摩擦系数和磨损率进一步降低。同时发现在低速时, 多孔含油聚酰亚胺中的润滑油可以稳定析出并形成润滑膜, 从而降低了摩擦系数,与Marchetti的研究结果一致。但在转速较高的条件下, 由于多孔含油聚酰亚胺中的润滑油缺失, 使其摩擦系数迅速上升, 最终导致材料失效。

考虑到天然多孔软弹性材料的力学性能较差, 人们的目光投向了具有较高强度的聚合物材料, UHMWPE由于其高强度及耐摩擦磨损性能而在工程上得到广泛应用, 目前许多研究都是考虑如何提高其强度。V.T.Ananthanarayan和F.Shutov[34,35]模拟天然关节的独特结构, 利用模板-滤取法制备出具有多孔结构的UHMWPE材料, 试样的孔隙率可以达到60%, 但他们的工作没有包含多孔UHMWPE力学性能和摩擦学性能的研究, 而这恰恰是研究多孔UHMWPE能否在人体中得到应用的关键问题。此外, 该方法制备的多孔UHMWPE的孔隙贯通难以得到保证。

Xin C Z和J.Fisher等[36]利用机械的方法, 在UHMWPE表面制造规则且相互不贯通的微孔, 研究了多孔结构对磨粒的吸纳作用, 摩擦学结果表明该改性方法不能有效改善UHMWPE的耐磨损性能, 但他们没有就具有贯通结构的多孔UHMWPE耐磨损性能进行深入研究;Vivanco Juan[37]利用多孔Ti合金模板以及UHMWPE制备出多孔UHMWPE, 测试其力学性能, 认为多孔材料的拉伸、剪切及压缩性能取决于多孔Ti合金模板的多孔特性。但他们同样缺乏对摩擦学性能的研究。

笔者曾依据仿生设计思路, 利用NaCl为造孔剂, UHMWPE粉末为基体, 采用热压成型技术, 获得不同孔隙率的多孔UHMWPE[37,38,39,40]。 对其摩擦学性能的初步研究表明该结构确实有利于降低试样的磨损量, 但NaCl含量较高时多孔UHMWPE才具有较好的贯通性, 此外NaCl在UHMWPE基体中的均匀分散问题难于解决。但这些结果表明, 对多孔UHMWPE人工关节的设计及其摩擦学机理进行深入研究是值得的。

聚合物材料多应用在低速轻载的条件下, 多孔材料的低强度限制了其在高速高载时的应用,因此关于多孔聚合物的摩擦磨损研究较多, 也形成了一定的理论体系, 但如何获得材料强度与自润滑效果之间的平衡是研究人员急需解决的重要问题。

2 存在的问题

从目前研究的情况来看, 虽然多孔材料在润滑条件下具有较好的耐摩擦磨损性能,但多孔材料自身的强度较低,限制了其应用范围,此外还存在一些关键问题没能引起足够的重视:

(1) 多孔材料制备时多采用混合法,致使处理后多孔基体材料孔隙的均匀性得不到保障,进而影响了多孔材料的润滑性能。

(2)一般而言,影响材料摩擦磨损性能的因素多为材料属性、润滑、载荷和摩擦副材质等,而多孔材料的孔隙率、孔径及润滑剂种类对其摩擦学性能肯定会有一定影响,但这些方面的研究极为缺乏。

3 结束语

纵观当前摩擦学的相关研究, 笔者认为大多数研究都是从材料学的角度, 强调提高材料的耐磨损性能, 忽视了从力学角度, 特别是从摩擦与润滑的角度进行设计来降低摩擦副的磨损行为。多孔材料具有一定的自润滑特性能, 能以牺牲材料的强度而换取材料更佳的摩擦磨损性能,如能进一步优化多孔材料的力学性能与摩擦学性能,在低速低载条件下极有可能得到应用。但遗憾的是目前国内外关于微孔结构材料的摩擦磨损和润滑机理的研究目前还不多, 也未能形成较为完整的理论体系。在继续进行传统摩擦学设计的同时, 笔者认为科研人员转变设计思路, 仿生天然材料的多孔结构, 探索多孔材料的耐磨减摩机理是非常有意义的。

摘要：多孔材料因具有特殊的性能而在某些领域得到深入研究与应用。国内外对多孔材料的摩擦学性能进行了一些研究,但对于多孔材料的摩擦磨损机制还处于探索阶段。着重介绍了陶瓷、金属及聚合物多孔材料摩擦磨损性能的相关研究,指出因材料制备的原因,多孔材料孔隙的均匀性难以得到保障,进而影响多孔材料的自润滑性能;此外对影响多孔材料摩擦磨损性能的其它因素,如多孔材料的孔隙率、孔径及润滑剂种类等方面的研究极为缺乏。最后展望了多孔材料在摩擦学研究上的发展趋势。

摩擦学性能 第2篇

硬脂酸修饰Sn纳米微粒的制备及摩擦学性能

为研究固体润滑剂软金属Sn作为润滑添加剂的摩擦学性能,采用原位表面修饰液相化学还原的方法制备了硬脂酸修饰Sn纳米微粒.通过XRD,TEM,FT-IR等分析手段对其形貌和结构进行了表征,在四球摩擦磨损试验机上考察了硬脂酸修饰Sn纳米微粒作为液体石蜡添加剂在不同添加量和不同施加载荷下的摩擦学性能.结果表明,所制备的纳米微粒具有四方晶型Sn的晶体结构,粒径细小,平均粒径5～10 nm,有机修饰层的存在能防止Sn纳米微粒被氧化.硬脂酸修饰Sn纳米微粒在中低负荷下作为润滑油添加剂具有良好的`减摩抗磨性能,并且能够提高基础油液体石蜡的承载力.

作 者：孙磊 郭文静 吴志申 张治军 Sun Lei Guo Wenjing Wu Zhishen Zhang Zhijun 作者单位：河南大学教育部特种功能材料重点实验室,河南开封,475004刊 名：润滑与密封 ISTIC PKU英文刊名：LUBRICATION ENGINEERING年，卷(期)：200732(11)分类号：O614关键词：Sn纳米微粒 表面修饰 摩擦学性能

不同口腔修复材料摩擦性能的比较 第3篇

【关键词】口腔修复；材料磨耗；性能研究

【中图分类号】R783【文献标识码】B【文章编号】1005-0019（2015）01-0126-01

口腔修复材料或具有良好的牙齿咬合功能，其可代替天然牙釉质。口腔修复材料的磨耗性与修复牙齿功能紧密相关，其应用决定了牙齿修复效果与使用寿命。随着口腔修复技术的发展，各种优质口腔修复材料不断更新。但新口腔修复材料的应用，可能会产生自身及其他天然牙釉质的磨耗。因此，选择修复材料的关键在于确保修复材料的耐磨性[1]。目前，金属、树脂和陶瓷等材料各具不同的性能。比如，在牙齿修复领域中应用最广泛的陶瓷材料，其具有明显的透明性、抗腐蚀性、耐磨性、抗老化性、兼容性等。动力、环境和材料自身等因素对口腔修复材料的磨耗性造成不同程度的影响[2]。本研究在临床中分别应用陶瓷、金属、树脂等材料口腔修复材料，现报道如下。

1资料与方法

1.1一般资料

选取2013年1月～2014年12月本院收治的60例口腔修复患者临床资料，按照不同的修复材料，分为陶瓷组20例、金属组20例、树脂组20例。陶瓷组中男12例、女8例，年龄为15～42岁，平均（32.13士2.48）岁。金属组中男11例、女9例，年龄为17～43岁，平均（33.04士2.22）岁。树脂组中男10例、女10例，年龄为18～41岁，平均（31.22士2.03）岁。三组患者性别、年龄等一般资料对比具有可比性（P>0.05）。

1.2方法

陶瓷组、金属组、树脂组使用的修复材料分别为人造高级陶瓷、钻铬合金、合成树脂。三组患者分别采取相应的口腔修复材料进行修复口腔。

1.3评价指标

3个月、6个月进行比较三组患者口腔修复效果，统计患者口腔修复并发症发生率，包括：松动或脱落、畸形、牙根纵裂、牙龈出血、牙周炎等。

1.4统计学处理

SPSS18.0统计学软件分析，计数资料取X2检验，P<0.05，有统计学意义。

2结果

2.1对比三组患者3个月、6个月的口腔修复效果

6个月、12个月后，陶瓷组口腔修复成功率分别为95.00%、90.00%，明显高于金属组的85.00%、80.00%，树脂组的80.00%、75.00%，差异有统计学意义（P<0.05）。见表1。

2.2對比三组患者口腔修复并发症发生率

陶瓷组松动或脱落、畸形、牙根纵裂、牙龈出血、牙周炎等并发症发生率为10.00%，明显低于金属组的30.00%、树脂组的40.00%，差异有统计学意义（P<0.05）。见表2。

3讨论

人体的牙齿主要分为牙冠和牙根两个主要部分。一层半透明的牙釉质覆盖于牙冠表层，其中无机物、水和有机物分别占96%、4%[4]。牙釉质和牙骨质产生的物质为牙本质，牙釉质将其紧密包围。牙本质中含有矿物质、蛋白质和水分大约为65%、35%[5]。因此，与牙釉质对比，牙本质的坚硬程度本身较低。同时，牙齿中的牙釉质作为人体中最为坚硬的组织，其摩擦学性能较为良好，其硬度及牙本质本身的洛式硬度值分别为340、60，后者可抵抗较大的咀嚼磨耗。由于牙本质硬度低、耐磨性差，在牙釉质脱离的影响下，将会很快磨耗牙本质。因此，在选择口腔修复材料时确保其磨耗性能，增强与天然牙釉质的匹配程度。

牙齿和食物之间的机械摩擦、热能及化学反应表现为牙齿磨损，进而消耗牙齿坚硬组织的磨耗。牙齿的长期使用可能会减轻表面牙釉质层的厚度，最终裸露出牙本质，加剧牙齿的磨损程度。陶瓷材料、金属材料、树脂材料作为主要的口腔修复材料类型，其摩擦性能各不相同。相关研究表明[6]，天然牙齿和修复材料之间的摩擦将会大量损耗天然牙齿，导致修复后牙齿的耐磨性降低。虽然复合树脂材料与天然牙齿之间的摩擦较小，但聚合转化率、填充含量、颗粒形状、百分比、填充种类、整体构成等方面，此材料存在各种明显的不足。金属材料耐磨性良好，对牙齿造成的磨损较小，但受到酸碱度的腐蚀影响，及食物颗粒可能会对金属修复体产生摩擦，而造成金属材料磨损。相对于金属材料、树脂材料，陶瓷材料的硬度较高，且在物理结构、化学成分和材料表面特征等方面更具有良好的性能，可有效抵抗外界压力对牙齿造成的磨耗。

以上研究表明，陶瓷组口腔修复成功率分别为95.00%、90.00%，明显高于金属组的85.00%、80.00%，树脂组的80.00%、75.00%；患者松动或脱落、畸形、牙根纵裂、牙龈出血、牙周炎等并发症发生率为10.00%，明显低于金属组的30.00%、树脂组的40.00%，差异有统计学意义（P<0.05）。金属材料、树脂材料和陶瓷材料各具优势，在临床治疗中可根据不同的患者提供合适的材料修复治疗，或考虑选择联合多种材料治疗。综上所述，与金属材料、树脂材料对比，陶瓷材料口腔修复磨耗性明显最好，与牙齿之间的吻合程度较好，金属材料磨耗性较好，并发症较少，值得临床推广应用。

参考文献

[1]张守英.不同口腔修复材料摩擦性能的比较分析[J].中国卫生产业，2013，1（19）：10-11.

[2]邵文俭，樊永杰，李婧，等.不同口腔修复材料与天然牙耐磨性能的比较[J].中华老年口腔医学杂志，2013，4（12）：231-234.

[3]桂芳.口腔修复不同材料的摩擦性能比较分析[J].中国医学创新，2014，11（5）：69-70.

[4]王艳芳.3种不同口腔修复材料抗摩擦性能的比较[J].现代诊断与治疗，2014，5（17）：1159-1160.

[5]王东明.不同口腔修复材料磨耗性能的研究[J].深圳中西医结合杂志，2014，24（6）：89-91.

摩擦学性能 第4篇

纤维编织衬垫自润滑关节轴承具有低噪声、低摩擦因数、无油污染、环保等特点, 已被广泛应用于工程机械以及航空飞行器等领域[1,2,3], 其结构特点是轴承外圈内球面粘有一层纤维编织衬垫, 其自润滑功能通过衬垫与内圈摩擦过程中产生的转移膜实现。在使用过程中, 此类轴承的主要失效形式是衬垫的磨损, 也会出现衬垫因黏接不牢而脱落导致轴承丧失自润滑功能的现象。衬垫与内圈在摩擦过程中转移膜的形成状况 (厚度、连续性、致密性、均匀性等) 将直接影响其运行特性、摩擦学性能及使用寿命, 而衬垫的纤维材料、编织纹路以及与外圈的黏接质量也直接影响此类关节轴承的摩擦学性能[4,5]。因此, 如何提高衬垫的黏接质量以及深入研究轴承的摩擦学性能与转移膜的成膜性能之间的关系对提高轴承服役性能和使用寿命具有重要意义。本文以PTFE/Kevlar纤维混合编织衬垫自润滑关节轴承为研究对象, 对经不同改性前处理工艺制备的关节轴承进行剥离强度测试和摩擦学性能试验, 考察前处理工艺对关节轴承的黏接性能和摩擦学性能的影响, 研究衬垫黏接性能及摩擦学性能与成膜性能之间的关系。

1 试验部分

1.1 试样制备

试验选用PTFE/Kevlar纤维混合编织、内径为40mm的自润滑关节轴承, 其中富含PTFE的一面为摩擦面, 另一面作为黏接面, 其结构如图1所示。衬垫黏接前, 分别对其进行超声波处理及稀土CeO2溶液处理, 上述过程称为改性前处理。超声波处理的具体工艺如下:将衬垫浸到装有N、N-二甲基乙酰胺溶液的超声清洗槽中处理10~30min, 然后将经过超声刻蚀的纤维衬垫用80~100℃的蒸馏水淋洗5~10min, 最后在温度为80~100℃的烘箱中烘干10~30 min。稀土CeO2溶液处理是将衬垫在常温下浸入含有CeO2的稀土溶液中浸泡1~2h (浸泡液的其他成分为质量分数为0.5%~2%的HNO3、0.01%~0.05%的CO (NH2) 2、1%~3%的NH4Cl以及90%~97%的去离子水按一定比例配制) , 在温度为80~100℃的烘箱中烘干2~3h后, 再放在空气中平衡12~24h。

1.2 试验方法

1.2.1 剥离试验

剥离强度是衡量衬垫黏接性能的重要指标, 图2为剥离强度测试示意图。利用自制的关节轴承剥离夹具将试样夹持在Instron5944型电子万能材料试验机上, 两夹具以一定的速度远离, 将纤维衬垫从自润滑关节轴承外圈内球面上剥离下来。参照美国航空标准SAE-AS81820[6], 制定本试验的剥离角度为140±40°, 剥离速度为19mm/min, 采集间隔为2ms。剥离前进行衬垫黏附度检验, 保证其90%紧紧黏附;剥离后进行牢靠性检验, 不允许有外接圆直径相当于外圈宽度的25%或6.35mm (取两者较小者) 的未黏牢区域。

利用Origin软件对剥离曲线进行求积处理来计算剥离强度 (每个试验点重复3次, 最后取平均值) , 其具体计算公式为

式中, C为剥离曲线图上单位高度所代表的载荷, N/mm;S为剥离曲线求积的面积, mm2;L为衬垫剥离的长度, mm;D为剥离试样的宽度, mm。

1.2.2 摩擦磨损试验

摩擦磨损试验在自制的关节轴承性能试验机上进行, 其结构如图3所示。

经多次试验比较, 最终确定的摩擦磨损试验方案如下:旋转摆动频率为2.5Hz, 摆动角度为±10°, 加载到关节轴承外圈上的载荷为30MPa。整个试验过程中加载载荷保持恒定不变, 旋转摆动时间t分别为50、100、150、200、250、300、350min, 达到规定的摆动时间后停止试验, 每个试验点重复测两次, 取其平均值。试验前先静压20min, 待变形量稳定后开始试验。摩擦因数由扭矩传感器测得的扭矩值经过换算获得;磨损量为关节轴承磨损后的径向线位移量, 采用机械式测微杠杆百分表测量。摩擦温度采用接触式测温方法, 将热电偶插入距关节轴承摩擦表面一定距离的1.2mm小孔内, 实时记录试验过程中摩擦温度的变化, 摩擦温度取试验过程中测得的最大值。

1.2.3 微观分析

利用JSM-5610LV型扫描电子显微镜和EDAX能谱仪综合分析自润滑关节轴承磨损后衬垫的微观形貌和元素组成。

2 结果与分析

2.1 关节轴承的黏接性能

图4所示为衬垫经不同改性前处理后测得的关节轴承的剥离强度。可以看出, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后, 轴承的剥离强度均有所提高, 其中衬垫经超声波处理后, 关节轴承的剥离强度提高幅度最大, 与未处理的剥离强度相比提高了约30%;经稀土CeO2处理的剥离强度次之, 与未处理的剥离强度相比提高了22%。

分析后发现, 衬垫经超声波处理后剥离强度提高的主要原因是衬垫经超声处理后, 有效清除了衬垫表面的附着物, 并且超声产生的空化效应还起到了刻蚀芳纶纤维表面的作用[7], 增加了纤维的表面粗糙度, 改善了纤维与胶黏剂之间的浸润性[8,9], 这大大提高了衬垫的黏接性能。而经稀土处理后衬垫剥离强度提高的主要原因是稀土元素具有突出的化学活性[10,11], 可将改性剂中的羧基基团 (-COOH) 、羟基基团 (-OH) 等引入纤维衬垫表面[12], 增加了芳纶纤维表面含氧活性基团的浓度, 改善了纤维与胶黏剂之间的浸润性, 从而提高了衬垫与外圈的界面结合力[13,14,15], 提高了衬垫的黏接性能。

图5~图7所示为衬垫改性前后的剥离曲线。可以看出, 衬垫在剥离过程中剥离载荷随剥离长度的变化曲线呈锯齿状波动, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后, 剥离载荷整体有所提高, 其中经超声波处理后的剥离载荷提高显著, 平均剥离载荷达到7N, 而未经改性处理的仅为3.8N, 提高了近1倍, 并且剥离曲线波动幅度不大, 曲线较为平滑 (图6) , 表现为衬垫黏接质量较高, 黏接性能较好;衬垫经稀土CeO2处理后剥离载荷的提高次之, 且剥离曲线波动也不大, 较为平滑 (图7) , 表现为黏接质量平均水平较高, 黏接性能较好。

2.2 关节轴承的摩擦磨损性能

在摆动频率为2.5Hz、载荷为30MPa的条件下, 衬垫改性前后轴承的摩擦学性能随旋转摆动时间的变化曲线如图8~图10所示。可以看出, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后, 关节轴承的摩擦因数、磨损量及摩擦温度均有所减小, 表明衬垫经改性处理后轴承的摩擦学性能有较大改善, 其中, 衬垫经稀土CeO2处理后的轴承摩擦学性能最优。对比不同摆动时间下的三个测量参数, 在摆动时间小于100min (初始阶段) 时, 三个测量参数快速增大, 在100~300min之间逐渐趋于稳定, 此阶段可视为成膜阶段, 最后在摆动时间超过300min (最终阶段) 时测量参数再次增大。

从图8可以看出, 与改性前相比, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后轴承的摩擦性能均得到改善, 轴承经稀土CeO2处理后的摩擦性能优于经超声波处理后的摩擦性能。

从图9可以看出, 与改性前相比, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后轴承的磨损量均有所减小。在摆动至350min时, 未处理轴承的磨损量为45.5μm, 衬垫经超声波处理的轴承磨损量为38.5μm, 耐磨性提高约15%;衬垫经稀土CeO2处理的轴承摩损量为22.5μm, 耐磨性提高50%, 耐磨效果最好。

由图10可知, 与改性前相比, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后的轴承摩擦面的温升均得到了抑制, 其中轴承经稀土CeO2处理后的降温效果优于经超声波处理后的降温效果。在整个试验阶段, 未处理的轴承摩擦温度为66℃, 经超声波处理的轴承摩擦温度为56℃, 降低了约15%;经稀土CeO2处理的轴承摩擦温度为43℃, 降低了35%, 降温效果明显。

由试验结果可以看出, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后, 衬垫与基体的黏接性能及轴承的摩擦学性能均有所提高, 衬垫经超声波处理后轴承的黏接性能虽好, 但其摩擦学性能却不及经稀土CeO2处理的摩擦学性能, 其原因在于, 衬垫经超声波处理后虽然可以起到刻蚀芳纶纤维表面、增加纤维表面粗糙度的效果, 改善了作为黏接面的芳纶纤维的性能, 从而提高了衬垫与轴承外圈内表面的黏接性能, 但对作为摩擦面的PTFE纤维的性能改善不大, 仅起到了清洁其表面杂质、油污的作用。而稀土溶液因其化学活性强, 衬垫经稀土溶液处理后不仅增加了黏接面芳纶纤维表面活性官能团的浓度, 而且增加了摩擦面PTFE纤维表面活性官能团的浓度, 从而显著增大了其在摩擦磨损过程中的表面附着力, 阻止已形成的片层状PTFE转移膜大面积破坏, 增强了转移膜与衬垫表面的结合力。

2.3 关节轴承的摩擦学性能与其成膜性能的关系分析

图11~图22为衬垫改性处理前后轴承在摆动频率为2.5Hz、接触压力为30MPa及摆动时间分别为50、100、250、350min磨损后的SEM照片。轴承的摩擦学性能与转移膜的形成状况密切相关, 分析轴承磨损后的SEM照片发现, 初始阶段 (摆动时间小于100min) , 当旋转摆动时间达50min时, 未处理的轴承衬垫表面的PTFE纤维刚开始产生塑性变形, 织物表面组织结构清晰可辨 (图11) ;摩擦学性能与未处理的相比较优的经超声波处理的轴承, 其磨损后衬垫表面的PTFE纤维此时产生了大面积的塑性变形, 但其表面尚未有PTFE转移膜形成 (图12) ;而摩擦学性能与超声波处理相比较优的稀土CeO2处理的轴承, 其磨损后衬垫表面的PTFE纤维不仅发生了明显的塑性变形, 而且在摩擦剪切力和法向载荷共同作用下出现了“冷流”现象[16], 开始对织物表面间隙进行铺展填充, 织物表面变得较为平整 (图13) 。

成膜阶段 (摆动时间在100~300min之间) , 当旋转摆动至100min时, 未处理的轴承衬垫表面只是产生了较为明显的塑性变形 (图14) , 并未在凸起部分形成PTFE转移膜;而此时经超声波处理后的轴承衬垫表面已开始在凸起部分形成PTFE转移膜 (图15) , 这也是其摩擦学性能优于未处理的主要原因;经稀土CeO2处理的轴承此时也在衬垫表面覆盖了较大面积的PTFE转移膜, 形成的PTFE转移膜较连续且平整光滑 (图16) 。

当摆动时间增至250min时, 未处理的轴承磨损后衬垫表面也形成了较大面积的PTFE转移膜, 但也出现了部分PTFE转移膜脱落的现象 (图17) , 试验后用脱脂棉对轴承衬垫表面未脱落的PTFE转移膜进行擦拭, 可以将其擦去, 表明轴承磨损后衬垫表面形成的PTFE转移膜与基体的附着性差, 表现为摩擦学性能较差。而此时经超声波处理的衬垫表面形成的PTFE转移膜已连接成片, 形成了大面积连续的PTFE转移膜 (图18) , 并未出现PTFE转移膜脱落的现象;经稀土CeO2处理的衬垫表面形成的PTFE转移膜的均匀性和连续性更好, 形成的PTFE转移膜完整且厚薄均匀 (图19) 。用脱脂棉对试验后经超声波及稀土CeO2处理的轴承磨损后衬垫表面的PTFE转移膜进行擦拭, 不能将其擦去, 表明经超声波及经稀土CeO2处理的轴承磨损后衬垫表面形成的PTFE转移膜黏附性较好, 从而使转移膜能在较长时间内保持其自润滑功能。

最终阶段 (摆动时间大于300min) , 当摆动时间增至350min时, 未处理的轴承衬垫表面有大量的转移膜脱落 (图20) , 这些脱落的PTFE转移膜转变成磨屑, 进而加剧了轴承的磨损, 导致其摩擦学性能下降;而经超声波及稀土CeO2处理的轴承磨损后衬垫表面形成的PTFE转移膜仍保存得较完整 (图21、图22) , 仅有少部分PTFE转移膜脱落, 使芳纶纤维裸露出来, 表明经超声波处理及稀土CeO2处理的轴承磨损后衬垫表面形成的PTFE转移膜耐磨性较好, 表现为衬垫经改性处理后的轴承摩擦学性能优于未处理的轴承的摩擦学性能。

相同试验条件下, 改性前后衬垫磨损表面化学元素C、F的含量随摆动时间的变化曲线如图23、图24所示。可以看出, 在初始阶段, C元素的质量分数升高, 而F元素的质量分数却下降;与未处理相比, 改性后衬垫表面C元素的质量分数明显降低, 由于F元素包在聚四氟乙烯C-C主链的外部, 其表面的C元素很难被检测, 因此, EDS分析中C元素主要来自芳纶纤维, 而在此阶段, 由于衬垫表面的PTFE纤维在摩擦剪切力和法向载荷共同作用下发生“冷流”, 导致衬垫表面单位面积内F元素的含量下降。与未处理相比, 改性后衬垫表面F元素的质量分数 (其中EDS分析中F元素的质量分数主要来自PTFE纤维中的氟) 有所升高, 说明改性处理后的轴承磨损后衬垫表面裸露的芳纶纤维较少, 织物表面大多被发生塑性变形的PTFE纤维所覆盖, 尤其是经稀土CeO2处理后的衬垫磨损后表面裸露的芳纶纤维与超声波处理后的芳纶纤维相比较少。

随着摆动时间的增加, 在成膜阶段, C元素的质量分数逐渐下降, 而F元素的质量分数却逐渐升高, 表明其表面裸露的芳纶纤维逐渐减少, 逐渐被PTFE转移膜覆盖, 并且PTFE转移膜的厚度也逐渐增加, 出现了F元素含量逐渐上升的趋势。与未处理相比, 在此阶段, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理的轴承磨损后衬垫表面的F元素含量增加, 说明改性处理后的轴承磨损后衬垫表面覆盖有较多的PTFE转移膜。

随着摆动时间的继续增加, 在最终阶段, F元素的含量下降, 这是由于随着摆动时间的持续增加, 衬垫表面形成的PTFE转移膜逐渐变薄, 导致F元素的含量有所下降, 而此时, 经改性处理后衬垫表面F元素的含量仍大于未处理的衬垫表面F元素的含量, 表明改性处理后的衬垫磨损后在其表面仍然覆盖有较多的PTFE转移膜, 尤其是经稀土CeO2处理的轴承磨损后衬垫表面形成的PTFE转移膜较致密且耐磨性较优。

综上所述, 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后不仅提高了轴承的摩擦学性能, 而且提高了轴承在摩擦磨损过程中的成膜性能, 其摩擦学性能与成膜性能之间具有较好的对应关系, 即PTFE转移膜的形成越快, 耐磨性、均匀连续性越好, 在摩擦磨损过程中表现出较优的摩擦诱导成膜性能, 其摩擦学性能就越好, 这也是经稀土CeO2处理的轴承在整个试验过程中摩擦学性能较优的原因。

3 结论

(1) 衬垫经超声波及稀土CeO2处理后, 不仅提高了衬垫与基体的黏接性能, 而且提高了轴承的摩擦学性能。这一改性方法已用于生产, 取得了良好的效果。

摩擦学性能 第5篇

弹用涡喷发动机密封元件摩擦性能试验研究

从添加剂和表面改性两个方面,对某涡喷发动机密封部件摩擦副的摩擦性能进行了试验研究.结果表明FROMULA 4-10和PC-7000两种添加剂,以及磷化和刷镀铟铜合金两种密封环表面改性方法,能够改善密封元件的摩擦性能.

作 者：古乐 王黎钦 李秀娟 齐毓霖 刘艳梅 刘振德  作者单位：古乐,王黎钦,李秀娟,齐毓霖(哈尔滨工业大学机械工程系,黑龙江,哈尔滨,150001)

刘艳梅,刘振德(航天机电集团公司31所,北,京,100074)

刊 名：推进技术  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY 年，卷(期)：2001 22(6) 分类号：V235.11 关键词：涡轮喷气发动机   金属密封件   摩擦试验   摩擦系数  

摩擦学性能 第6篇

关键词：少片变截面钢板弹簧；有限元分析；等效应力；刚度特性

中图分类号：U463.218文献标识码：A

Performance Research of Taperleaf Spring under

Different Friction Coefficient

YE Nanhai ， WANG Li， YAN Caiwei ， HOU Fei，MA Jian

（State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle

Body，Hunan Univ， Changsha，Hunan410082，China）

Abstract：With different materials of gaskets， friction coefficient between reeds is also different， so performance analysis result is not accurate when contact friction between steels is only considered in the design process. The VonMises stress and stiffness characteristics of leaf spring were analyzed with the nonlinear contact function of ANSYS software， and the stress distribution and loaddeformation curve were obtained. Meanwhile， the test of taperleaf spring was performed. The results have shown that the difference of stress between calculated and tested value is relatively small， and the calculated values of stiffness basically agree well with tested one， and the relative error is less than 5%. This indicates that finite element analysis（FEA） can accurately simulate the contact and friction and reflect the forces and deformations， and can be used to discuss the influence of different coefficients of friction between spring leaves on the equivalent stress and the average stiffness of the taperleaf spring.

Key words： taperleaf spring； FEA； Von Mises stress； stiffness characteristics

钢板弹簧是汽车悬架系统中重要的传力及弹性元件，主要用来传递垂向力与缓和由路面不平引起的冲击和振动，其使用特性对车辆的行驶平顺性、操纵稳定性以及安全性都具有极其重要的影响[1]，因此在钢板弹簧的设计过程中对其性能进行分析是非常必要的.目前，国内外研究人员广泛采用CAE法对此展开研究.国外研究钢板弹簧的性能主要基于有限元数值计算方法[2，3]；樊翠连等人研究了接触摩擦对等截面钢板弹簧的力学性能的影响[4] ；丁根能等人利用有限元研究了线性板簧的迟滞特性[5]；唐应时等考虑接触摩擦计算了多片钢板弹簧悬架预应力的计算[6，7].但这些研究大多只针对等截面钢板弹簧，且仅考虑了簧片间的干摩擦，此时摩擦系数为定值，而针对少片变截面钢板弹簧进行性能研究时却很少有人提及簧片间摩擦系数的大小对其性能的影响.

本文以某载货汽车后悬架少片变截面钢板弹簧为对象，考虑其使用过程中的大变形、各簧片间复杂的接触和摩擦等非线性因素，建立了少片簧的有限元仿真模型；通过调整簧片间摩擦系数的大小，深入讨论了不同摩擦系数对少片簧满载等效应力和平均刚度的影响，并与试验结果相比较.结果表明，有限元仿真法得到的等效应力和载荷〖CD*2〗变形特性与试验结果的吻合度很高，可用于研究簧片间不同摩擦系数对钢板弹簧应力及刚度特性的影响.

1少片簧有限元模型的建立

该载货汽车后悬架的少片变截面钢板弹簧通过拧紧中心螺栓和螺母将各簧片连接在一起，然后再用U型螺栓进行夹紧装配，随着载荷的增加各簧片逐渐进入接触，在簧片之间产生摩擦力[8，9].钢板弹簧受载后，其变形为静挠度和动挠度之和，变形量一般能达到几十厘米，且各片之间的接触情况随着装配过程和加载过程不断变化，因此钢板弹簧的有限元分析属于非线性有限元分析.

1.1单元设置及接触定义

在有限元分析软件ANSYS中，采用六面体八节点体单元SOLID45对模型进行网格划分，在三维接触问题的有限元解法中，该单元的收敛性更好，且能准确地反映出应力集中情况.少片簧的材料选用50CrVA，弹性模量是210 GPa，泊松比为0.3.所建立的有限元模型如图1所示.

簧片之间的接触力通过簧片之间的相互贴合传递，为使各簧片之间产生接触，需要在接触面上添加面〖CD*2〗面接触单元，其节点固定在相互接触实体的节点上.面〖CD*2〗面接触问题通常可简化成由3个节点组成的接触对[4].接触对由接触面与目标面构成，可简化为1个接触点s和节点1与节点2之间的目标段，如图2所示.

假设接触面上参与接触的节点数为nc，考虑摩擦接触单元后的有限元整体方程

为目标段的法向和切向的单元向量.

簧片间的接触为柔性面对柔性面的接触，该接触行为允许目标单元穿透接触面，但接触单元不能穿透目标面.整个少片簧共定义了3个接触对，每一对包含1个目标面和1个接触面.根据少片簧的结构特点，定义凹面为目标面，凸面为接触面，分别用ANSYS软件提供的TARGE170和CONTAC173两种单元来定义.

1.2有限元模型约束加载

少片变截面钢板弹簧总成在中间平直段用U型螺栓夹紧在车桥上，而建立的有限元模型中每片钢板弹簧之间是离散的，因此为准确模拟少片簧在装配和受压后的应力应变情况，将仿真过程分为虚拟装配和实际加载两个阶段[10].装配过程采用下面的模拟方法：在第1片簧片U形螺栓夹紧区间段内设置位移约束为零，测量并计算各簧片间的间隙总和，以位移约束的形式施加在第4片簧片与U形螺栓接触的部位，以模拟各簧片的夹紧过程[11，12].同时考虑到各簧片在宽度方向不能发生错动，因此对于各簧片中间夹紧段还需约束其宽度方向和长度方向的自由度，而各簧片的两端不作任何约束，允许其在力的作用下自由变形.

在汽车悬架系统中，钢板弹簧安装在弹簧支座上，并与车架相连，在使用过程中其两端部承载位置承受垂直方向的载荷，按静力等效原则可将作用力均匀分布在第四片板簧下表面的相应节点上，根据国标GB/T 19844-2005的要求，加载过程分解为10个载荷步，逐级加载直至达到满载载荷.

2少片簧有限元模型的仿真分析

仿真过程中，设置簧片间摩擦系数分别为μ=0.1，0.2，0.3，按照以上加载方式进行求解，从满载等效应力及平均刚度两个角度来研究不同摩擦系数对钢板弹簧性能的影响.

2.1摩擦系数对满载等效应力的影响

图3为载货汽车满载状态下，少片变截面钢板弹簧在不同摩擦系数下的VonMises应力云图.

钢板弹簧承受满载载荷的条件下，簧片间摩擦系数取0.1，0.2，0.3时，对应该板簧的等效应力分别为629.797 MPa，623.078 MPa和616.685 MPa，且应力较大处主要集中在U型螺栓夹紧段的两侧截面及变截面长度部分.对比图3可以得出，相同载荷下，当各簧片间摩擦系数不同时钢板弹簧的应力分布基本一致；但随着摩擦系数的增大，最大等效应力降低.这主要是由钢板弹簧在载荷作用下变形，各片间相对滑动产生摩擦且摩擦力做功损耗能量引起的.对于该少片变截面钢板弹簧，其接触摩擦主要发生在簧片端部的平直段，接触面积较小，因此摩擦系数每增大0.1，最大等效应力约减小6 MPa，摩擦系数对该板簧等效应力的影响并不是很大.

2.2摩擦系数对刚度特性的影响

根据仿真结果得出不同摩擦系数下该少片簧加载过程中各载荷步的垂直变形，结合板簧的加载载荷，即可得到不同摩擦系数下钢板弹簧模型的弹性特性曲线，如图4所示，进而计算出板簧总成的平均刚度，如表1所示.

由图4可知，当载荷相同时，随着簧片间摩擦系数的增大，少片簧的垂直变形量逐渐减小；不同摩擦系数下，少片变截面钢板弹簧的刚度基本上呈线性变化.簧片之间的摩擦会影响少片簧的平均刚度，

〖LL〗且摩擦系数越大，平均刚度就越大.这是由于摩擦系数越大，损失的能量越多，导致板簧在承受相同的载荷条件下变形就越小，所以刚度也会变大.

随摩擦系数的增加，少片簧的满载垂直变形（挠度）减小，虽变化幅度不太大，但却使板簧的工作刚度有所增加，悬架偏频增大，导致后悬架系统的平顺性降低.分析结果更接近于板簧的实际工作情况，因而考虑接触摩擦的非线性有限元分析法能较大地提高钢板弹簧计算模型的精确度.

3少片变截面钢板弹簧的试验分析

为了验证少片簧有限元分析结果的正确性，本文利用EVH 2010010电液振动台对少片簧总成进行特性试验，该方法可以方便地测量板簧各点的应力和板簧总成在垂直方向的变形f，加载系统和测量点布置如图5所示.

其中应力的测量方法是在8个关键点处各粘贴一个45°的应变花，每片均采用对称布置组成半桥的接法[13].在试验中，在夹紧中心螺栓和U形螺栓后将应变仪调零，分级施加载荷直到满载载荷.垂直变形f可以利用液压作动器自带的位移传感器进行测量.试验过程中可以在簧片间采用不同材料的板簧垫片以达到改变簧片间摩擦系数的目的.

表2列出了当载荷P达到满载载荷时有限元模型仿真分析得到的和试验测量得到的8个关键点上的Von Mises应力值σ.

经过试验可以得出不同摩擦系数下钢板弹簧的满载垂直变形，根据满载载荷即可计算出该少片簧的平均刚度.表3为钢板弹簧满载状态下有限元分析和试验测量得出的垂直变形和平均刚度的对比结果.

从表2可以看出，当摩擦系数一定时，测量位置1与7，2与8，3与5，4与6点的应力值近似相等，这是由该钢板弹簧结构与载荷的对称性引起的.此外摩擦系数一定时，试验应力值与仿真计算中钢板弹簧相应位置的工作应力近似相等.从表3可以看出，当载荷相同时，随着摩擦系数的增大，钢板弹簧垂直变形稍有减小，平均刚度则相应地增大.试验与仿真计算的钢板弹簧的垂直变形和满载刚度相差不大，误差小于5%.满载应力与平均刚度的对比分析证明了有限元模型的正确性，同时也说明了使用有限元法研究不同摩擦系数对少片簧性能影响是切实可行的.

4 结论

1）片间摩擦系数的大小对少片簧等效应力的分布影响极小，但随着摩擦系数的增大，等效应力值变小.

2）片间摩擦系数的大小对少片簧刚度特性影响较大，且随着摩擦系数的增加，少片簧的平均刚度变大.

3）通过对少片变截面钢板弹簧总成进行弹簧特性试验，从满载等效应力及平均刚度两个方面均可看出有限元仿真值与试验值吻合度很高，两者相对误差小于 5%，表明有限元法分析不同摩擦系数对少片簧性能的影响是可行的.

参考文献〖HJ5”：*4〗

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油酸咪唑啉硼酸酯的摩擦学性能 第7篇

常用的润滑添加剂二烷基二硫代磷酸锌(ZDDP)中的元素硫、磷活性过强,对零件的非摩擦区产生腐蚀或在工作条件下产生腐蚀。此外硫、碘对环境有污染,不符合环保及可持续发展战略要求。当前,润滑油添加剂正向绿色化的方向发展。

含硼润滑油添加剂高效、多功能、无毒、节能,且具有较好的抗磨、减摩性和氧化稳定性,高温下对铜无腐蚀,对钢铁具有良好的防锈性能,有利于环境保护[1]。在硼酸酯的分子中引入氮原子,其未共用电子对与硼原子的空轨道形成分子内配位键,可改善硼酸酯的水解稳定性[2]。含氮硼酸酯包括含胺基、丁二酰亚胺基、唑啉及咪唑啉等基团的硼酸酯,具有较好的减摩耐磨性能,可以提高润滑油的抗氧化及抗水解的稳定性[3]。但是对于其摩擦学机理目前尚无定论,而且在不同的基础油中添加剂呈现的规律也不一致,不同分子结构的添加剂其润滑机理也不一样[4,5,6]。B2O3具有较低的熔点和特有的层状结构,易剪切,具有减摩抗磨作用;BN具有较高的硬度,能够提供很高的极压性能。磨斑表面是否能形成该类物质,不仅与添加剂分子结构有关,还与试验条件有关。对某有机B,N化合物研究发现磨斑表面有B2O3和BN生成[7],而另一种有机B,N化合物在低载荷下并不能生成BN,高载荷(686 N)时才有BN生成,且该添加剂在重载下具有较好的润滑效果[8]。本工作考察了含氮原子的油酸咪唑啉硼酸酯润滑油添加剂的摩擦学性能,并对其作用机理进行了探讨。

1 试 验

1.1 添加剂合成

羟乙基油酸咪唑啉(HOI)按照文献[9]合成,结构式如下:

将上述产物与硼酸分别按照摩尔比为1 ∶1,2 ∶1和3 ∶1合成硼酸一元酯、二元酯、三元酯添加剂,试样编号分别为1,2,3号,产物结构式分别为[10,11,12]:

式中 R’上述羟乙基油酸咪唑啉基团

产物均为深褐色,其中1号为固体,不溶于液体石蜡(LP),其他样品为黏稠状液体,可溶于液体石蜡,且3号的溶解度较2号大。

1.2 抗腐蚀性、热稳定性

铜片腐蚀试验参照GB/T 5096-85 进行。热稳定性分析(TGA)在PE27系列热分析仪上进行,试验在氮气气氛中进行,升温速度为10 ℃/min。

1.3 摩擦学性能测试

采用四球摩擦磨损试验机评价抗磨减摩性能,试验条件:转速1 450 r/min,时间30 min,室温。所用钢球材料为GCr15,直径为12.7 mm,磨斑直径(WSD )采用读数显微镜(精度0.01 mm)测量,以3个下试球磨斑直径的平均值为准。参照GB/T 3142-82(等同于ASTM D2783)测定最大无卡咬负荷PB值。

1.4 表面分析

用Micro XAM Interferometric Surface Profile三维表面轮廓仪观察磨斑三维形貌。采用PHI 5702型多功能光电子能谱仪(XPS)对磨斑表面典型元素的化学状态进行分析,选用Al Kα线作为激发源,通过能量29.35 eV,结合能测量精度为±0.3 eV,以污染碳的C1s结合能284.8eV作为内标。试验前用丙酮对钢球进行超声波清洗,消除磨斑表面物理吸附膜的干扰,以便进行磨斑表面分析。通常情况下,磨斑表面清洗得越干净,XPS出峰越明显。

2 结果与讨论

2.1 抗腐蚀性、热稳定性

将铜试样和标准比色卡比较,测得的腐蚀级别为1a级,说明其对Cu试样没有腐蚀。根据TGA曲线(图1)可知,3号添加剂具有较好的热稳定性,分解温度为362.3 ℃。

2.2 摩擦磨损性能

图2给出了羟乙基油酸咪唑啉(HOI),2号,3号添加剂以2.0%(质量分数)添加到液体石蜡(LP)中后在392 N载荷下试样的抗磨效果。可见,3号添加剂的抗磨效果最好,2号添加剂的抗磨效果反而不及未酯化的HOI。这是因为HOI中含有咪唑啉N杂环和羟基,N杂环化合物具有良好的减摩、抗磨性能[13],且羟基极性大,容易形成吸附膜;而形成硼酸二元酯后,羟基被硼酸酯化,硼原子的缺电子性使得硼酸酯的极性降低,因而导致其润滑性能下降;三元酯由于咪唑啉的含量较高,且分子量大,易形成吸附膜且膜的强度较大,所以具有较好的减摩抗磨效果。

图3和图4以二辛基二硫代磷酸锌T204(ZDDP)为参比,分别给出了392 N下3号添加剂浓度与磨斑直径及摩擦系数的关系。

从图可以看出,3号添加剂在用量为2.0%(质量分数)时具有极好的减摩抗磨效果,用量较低或较高时效果反而下降。添加剂用量对润滑油减摩抗磨效果的影响可以通过分子的极性和链长来解释。Hsu S M[14]从单分子层膜角度提出了一种混合分子(不同极性,不同链长)的润滑模型:物理吸附的分子容易发生剪切流动,而化学吸附的分子则可以提供较强的黏着强度,这两种吸附分别起到了减摩和抗磨作用;短链分子在金属表面的吸附使得边界膜的下层紧密堆积成固状体,而长链分子则在固体层上通过分子黏附作用形成液状物,液体层提供低的摩擦系数,固体层提供高的承载强度。因此,只有当添加剂含量达到一定值时,才能协调减摩和抗磨功能,从而到达最佳润滑效果。

图5为载荷对ZDDP和3号添加剂(2.0%)在液体石蜡中的抗磨性能的影响。从图5可以看出,3号添加剂在低载荷下抗磨性能较好,在高载荷下没有抗磨效果,表明其极压抗磨性不好。此外,试验还显示,在686 N的重载下,还发生卡咬和严重磨损。

2.3 极压性能

极压性能用最大无卡咬负荷PB值来评价,结果见表1。从表1可以看出,3号添加剂在一定程度上可以提高基础油的PB值,但与ZDDP相比其极压性能尚不明显。结合高载荷下其摩擦学性能不佳的试验现象(图5),可以推断起主要润滑作用的可能是吸附膜。

2.4 磨斑表面分析

图6为392 N载荷下,ZDDP,HOI和3号添加剂(2.0%)的磨斑三维表面轮廓形貌。从图可以看出,以2.0% HOI液体石蜡为润滑剂的钢球磨损比较严重,而将2.0% 3号添加剂加入到液体石蜡中时钢球表面仅发生轻微的磨损。

用XPS分析磨斑表面有助于解释添加剂的润滑机理。图7分别给出了试样在3号添加剂(2.0%)中于392 N和490 N载荷下的B,N有机化合物的XPS谱。从图可以看出:392 N载荷下磨斑表面主要成分为有机硼化合物(B1s对应的结合能为191.5 eV),492 N载荷下基本相同,但由于磨损严重,表面B含量较低,故出峰不明显,磨斑表面均没有检测到B2O3和BN。载荷392,490 N下N1s的结合能分别为400.2, 400.5 eV,N也是以有机化合物的形式存在。

从XPS谱分析可知,添加剂没有和金属表面发生摩擦化学反应,起减摩抗磨作用的主要是吸附在表面形成的有机化合物,当载荷达到490 N时油膜脱落或破裂,且没有生成B2O3和BN,因而润滑剂失效,摩擦表面发生严重磨损。

3 结 论

(1)羟乙基油酸咪唑啉本身具有一定的润滑作用,低载荷下与硼酸反应生成二元酯后其润滑效果反而下降,生成的三元酯却具有非常好的润滑效果。在高载荷下生成的三元酯的摩擦学性能改善不明显。

发动机挺柱涂层摩擦学性能研究 第8篇

近年来, 汽车发动机不断向高速、大功率方向发展[1], 使配气机构承受了更大的惯性力。凸轮和挺柱是发动机配气系统中一对重要的摩擦副[2], 凸轮-挺柱的摩擦磨损是凸轮传动系统失效的主要原因, 其磨损失效后会影响挺柱传动的精确性, 进而影响发动机的正常工作。为提高凸轮-挺柱配副的可靠性和使用寿命, 国内外进行了大量的试验研究工作, 例如对选材和结构设计等因素进行了一定研究, 但利用表面改性提高耐磨性的研究鲜见报道。本文以冷激铸铁凸轮和16Mn Cr5挺柱为研究对象, 研究了在挺柱涂覆W涂层和DLC涂层后配副的摩擦磨损特性, 并分析了磨损机理。

2 试验方法

2.1 试验样品及其材料

试验对象为汽油机凸轮和挺柱。磨损试验的上试样从凸轮桃尖直接截取、下试样从挺柱底面直接截取。为尽可能模拟凸轮与挺柱的实际工况, 上、下试样表面状态与配副实际工作面状态一致。

凸轮材料为冷激铸铁, 挺柱共3种:16Mn Cr5+渗碳处理 (以下简称16Mn Cr5挺柱) 、16Mn Cr5+渗碳处理+底面W涂层处理 (以下简称W涂层挺柱) 、16Mn Cr5+渗碳处理+底面DLC涂层处理 (以下简称DLC挺柱) 。凸轮、挺柱的硬度和粗糙度见表1。

凸轮桃尖冷激区组织见图1, 16Mn Cr5挺柱表面组织见图2。

DLC涂层的截面SEM形貌及其表面能谱分析结果见图3。功能层主要元素为C、W、Cr和Ti;W涂层由于涂层厚度极小, 未检测到涂层成分。

2.2 试验仪器

摩擦磨损试验采用UMT多功能磨损试验机进行, 试验示意简图见图4。凸轮与挺柱底面的接触既有滑动摩擦又有滚动摩擦, 本研究主要模拟凸轮桃尖与挺柱的滑动摩擦行为, 目的是在同等条件下比对不同涂层配副的摩擦学性能。

2.3 试验规范

试验规范见表2。试验开始前在下试样表面一次性加CI-15W-40润滑油0.15 m L。

通过试验机自动读取摩擦系数, 利用表面形貌仪测得磨损率, 在扫描电镜下分析磨损形貌。挺柱磨损率的单位为mm3/Nm, 物理意义是每牛顿.米的磨损体积。凸轮磨损率单位为mm3/min, 物理意义为每分钟的磨损体积。

3 结果和分析

3.1 摩擦系数

凸轮-挺柱的摩擦系数曲线见图5。在3组试验中, DLC挺柱-凸轮配副摩擦系数最小, 均值为0.108 3;16Mn Cr5挺柱-凸轮配副摩擦系数最大, 均值为0.142 4;W涂层挺柱-凸轮配副摩擦系数居中, 均值为0.125 6。从图5看出, 16Mn Cr5挺柱-凸轮配副摩擦系数曲线在试验初始时即出现1次较大波动, W涂层挺柱-凸轮配副摩擦系数在试验中期以后逐渐升高, DLC挺柱-凸轮配副摩擦系数随时间增加逐渐下降。

3.2 磨损率

凸轮-挺柱的磨损率计算结果见图6。DLC挺柱磨损率最小, 为0.310-9mm3/Nm, W涂层挺柱磨损率居中, 为2.510-9mm3/Nm, 16Mn Cr5挺柱磨损率最大, 达到5.710-9mm3/Nm。经W涂层和DLC涂层处理后, 16Mn Cr5挺柱的磨损率分别较未做处理时减少了56%和95%。凸轮磨损率的排序与相应配副一致, 与DLC挺柱配副的凸轮磨损率为1.210-6mm3/min, 与W涂层挺柱配副的凸轮磨损率为3.210-6mm3/min, 与16Mn Cr5挺柱配副的凸轮磨损率最大, 为910-6mm3/min。

3.3 磨损形貌及磨损机理分析

3.3.1 三维磨损形貌

图7列举了凸轮的三维磨损形貌。从图中看出, 三维磨损形貌测量结果与凸轮磨损率的计算结果一致。

3.3.2 SEM磨损形貌

3.3.2. 1 16Mn Cr5挺柱-凸轮

图8为16Mn Cr5挺柱-凸轮的SEM磨损形貌。从图8 (a) 观察到挺柱磨损表面有大量犁削痕迹, 局部区域可观察到点状剥落坑, 磨损机理主要表现为磨粒磨损和疲劳剥落。图8 (b) 为对偶凸轮磨损形貌, 磨损表面有犁沟, 磨损机理主要为磨粒磨损。

3.3.2. 2 W涂层挺柱-凸轮

图9为W涂层挺柱-凸轮的SEM磨损形貌。图9 (a) 为未磨损时W涂层挺柱表面形貌, 涂层表面有微孔隙;磨损后原有的表面织构被破坏, 磨损表面产生犁削痕迹 (图9b) , 磨损机理主要为磨粒磨损;凸轮表面有磨损犁沟 (图9c) , 磨损机理主要为磨粒磨损, 其犁沟数量少于16Mn Cr5挺柱对偶凸轮, 犁沟的深度和宽度也都小于16Mn Cr5挺柱对偶凸轮。

3.3.2. 3 DLC挺柱-凸轮

DLC挺柱-凸轮的SEM磨损形貌见图10。图10 (a) 为未磨损时DLC挺柱表面形貌;磨损后表面仍保留部分原有织构, 磨损表面局部可见犁沟 (图10b) , 磨损机理主要为磨粒磨损;对偶凸轮的磨损机理主要表现为微犁削导致的磨粒磨损 (图10c) 。

3.4 分析讨论

凸轮-挺柱配副的材料、硬度匹配及表面粗糙度等因素均会影响配副的摩擦磨损性能。凸轮较挺柱更易于冷却、散热, 因此选材一般硬度略低。

本研究中凸轮材料为冷激铸铁, 其组织中含有相当数量的碳化物, 自身耐磨性较好。16Mn Cr5挺柱做渗碳处理, 经较长时间磨损后挺柱表面产生少量点状剥落, 出现了疲劳磨损现象。颜桂东等人经研究[3]认为, 凸轮-挺柱配副在工作中, 挺柱在应力场下首先出现麻点, 使凸轮磨损, 进而导致凸轮、挺柱出现早期磨损。金属材料的耐磨损性能与其自身硬度有关, 材料硬度越高, 抗磨损和抗拉伤能力越强[4]。本研究中W涂层和DLC涂层均在很大程度上提高了挺柱材料的表面硬度, 因而提高了挺柱的抗拉伤能力和耐磨性。

W涂层处理是一种新型热喷涂技术, 首先通过丸粒冲击提高零件表面强度, 然后在零件表面涂覆复合材料提高材料的表面硬度。本文中W涂层挺柱磨损率不到16Mn Cr5挺柱磨损率的50%。W涂层表面的微孔隙有储油作用, 改善了润滑条件;但涂层渗层浅, 当表面涂层逐渐脱落时, 摩擦条件会逐渐变差, 摩擦系数曲线也说明摩擦磨损试验中期以后摩擦系数开始逐渐升高。

DLC涂层表面硬度极高, 凸轮很难嵌入这种高硬度表面而磨损基体;DLC挺柱磨损后涂层没有剥落, 仅在表面产生微小犁削, 且对偶凸轮的磨损在3组配副中也最小, 说明配副的匹配性良好。因此, 选用DLC涂层可显著降低挺柱的摩擦磨损。

4 结论

a.研究结果表明, DLC涂层可显著提高挺柱的摩擦磨损特性, 将DLC涂层技术应用于挺柱可有效降低摩擦功, 提高燃油经济性。

b.W涂层挺柱较16Mn Cr5挺柱的摩擦磨损性能有明显改善, 但涂层渗层浅, 易产生剥落。

c.3组试验中, DLC挺柱磨损率最小, 为0.310-9mm3/Nm, W涂层挺柱磨损率居中, 为2.510-9mm3/Nm, 16Mn Cr5挺柱磨损率最大, 为5.7为0.310-9mm3/Nm;凸轮磨损率大小与相应配副呈现的规律一致。

d.3组配副的摩擦系数由高至低依次为16Mn⁃Cr5挺柱-凸轮、W涂层挺柱-凸轮、DLC挺柱-凸轮。

e.16Mn Cr5挺柱磨损机理主要为磨粒磨损+疲劳剥落, W涂层与DLC挺柱磨损机理主要表现为磨粒磨损。

摘要：凸轮-挺柱配副的摩擦磨损特性在很大程度上影响了汽车发动机的使用性能和可靠性。本研究将基体材料为16MnCr5的发动机挺柱分别涂覆W涂层及DLC涂层, 研究了涂层对挺柱摩擦磨损性能的影响。结果表明, 经W涂层和DLC涂层处理后, 16MnCr5挺柱的磨损分别较未做处理时减少了56%和95%, 摩擦系数也显著降低。本研究结果对凸轮-挺柱配副的选材及摩擦学性能评价起到重要作用, 已在产品开发中得到验证。

关键词：挺柱,凸轮,涂层,摩擦磨损

参考文献

[1]漆世泽, 鹿云, 等.柴油机活塞环镀层摩擦学性能研究[J].材料.工艺.设备, 2005, (09) :28-32.

[2]王军, 廖祥兵, 等.发动机凸轮挺柱的磨损因素分析[J].拖拉机与农用运输车, 2000, (05) :24-27.

[3]颜桂东, 杜穗欣.凸轮轴和挺柱早期磨损分析[J].汽车技术, 1999, (09) :21-23.

摩擦学性能 第9篇

45钢, Cu, GCr15, 巴氏合金等是常用的耐磨金属类材料。由于纯铜强度低, 通常在铜中加入一些合金元素, 改善其性能, 如黄铜, 锡青铜等, 被广泛用于制造轴承, 轴套等耐磨零件和弹簧等弹性元件[7,8,9,10]。刘阳等[11]发现高铝青铜除了在纯水中高载滑动下的磨损量高于普通铝青铜以外, 其他条件下的耐磨性均优于普通铝青铜。冯在强等[12]开发的新型锡青铜具有较高的耐磨性, 抗拉强度提高了70%~90%, 极大提高了合金的力学性能。巴氏合金是一种广泛使用的轴承材料, 具有减磨特性, 优异的嵌藏性和顺应性。巴氏合金的摩擦学性能已经得到了广泛研究[13,14,15]。吴海荣等[16]发现锡基巴氏合金具有耐腐蚀性, 在海水环境高速重载条件下的摩擦因数和磨损率依然较小, 并且摩擦学行为较为稳定。工程陶瓷与上述耐磨金属作为摩擦副配合使用具有较高的使用价值, 但是目前关于这几种陶瓷-金属摩擦副摩擦学性能的研究工作鲜有报道。

本工作以3种工程陶瓷材料Si3N4, SiC, ZrO2和4种典型的耐磨金属材料45钢, Cu, GCr15, 巴氏合金为研究对象, 进行了微量润滑条件下的工程陶瓷-金属摩擦副的摩擦磨损正交实验, 考察了陶瓷-金属摩擦副在微量润滑下的摩擦学性能。

1 实验

实验所用3种陶瓷材料均为市售产品, 采用热压烧结方法制备, 其主要性能见表1。对磨金属分别为:轴承钢GCr15, 回火后硬度为HRC58~65;锡青铜QSn4-3 (本文用符号Cu来代替) , 其中各元素含量为Sn 3.8% (质量分数, 下同) , 余量Cu, 硬度为HB160;45钢, 调质后硬度为HRC40~44;采用锡基巴氏合金ZChSnSb8-4 (本文中用符号SS代替) , 其中各元素含量为Sb 8%, Cu 3.2%, 余量Sn, 硬度约为HB22, 锡青铜和巴氏合金属于硬度较低的合金。4种金属偶件摩擦面均研磨至粗糙度低于0.8μm。

正交实验能够明显减少实验次数, 并利用统计的方法分析结果, 得到最优的组合方案。实验考虑陶瓷材料种类, 金属材料种类, 载荷, 摩擦副相对滑动速率4个因素。每个因素考虑4个水平, 利用正交表L16 (45) 安排实验。其中陶瓷材料种类因素包括Si3N4, SiC, ZrO23种常用工程陶瓷和GCr15 4个水平。金属材料因素包括Cu, 45钢, GCr15, 巴氏合金4个水平。实验共产生16对陶瓷-金属摩擦副组合, 其中GCr15-金属摩擦副在此作为和陶瓷-金属摩擦副的对比实验。实验载荷因素的4个水平分别为2, 5, 10, 20N。摩擦副相对滑动速率因素的4个水平分别为0.04, 0.08, 0.16, 0.24m/s。

实验采用UNT-3多功能摩擦磨损试验机, 摩擦副的运动形式为球-盘间往返式滑动摩擦。球试样为陶瓷球和进行对比分析的GCr15球, 直径为3.996mm。盘试样为金属长方体, 尺寸为20mm10mm6mm。计算机自动记录实验过程的摩擦因数、载荷、频率等相关参数。每个实验点重复进行3次, 最终结果取3次的平均值, 从而减小实验误差。盘试样用轮廓仪测量磨损断面尺寸并经计算得到磨损率。球试样在精度为0.1mg的光电天平上称量磨损前后的质量损失, 通过计算获得体积磨损率。采用扫描电镜 (SEM) 观察对磨金属件的磨损表面形貌。

球试样磨损率ω1用式 (1) 计算:

式中:ω1是球试样的磨损率, mm3/ (Nm) ;Δm是磨损前后的质量损失, g;ρ是试样密度, g/mm3;P是载荷, N;S是磨程, m。

盘试样磨损率ω2用式 (2) 计算:

式中:ω2是盘试样的磨损率, mm3/ (Nm) ;L是金属磨痕的长度, mm;h为金属磨痕的平均深度, mm;r是球试样的半径, mm。

试样在丙酮中用超声波清洗5min, 干燥后进行实验和测量, 摩擦时间为2400s, 室温。采用10W-40型润滑油。润滑方式为滴油, 使摩擦副处在微量润滑的条件。

2 实验结果与讨论

2.1 摩擦因数的分析

表2为陶瓷-金属摩擦磨损正交实验所得的平均摩擦因数以及金属偶件磨损率的数据分析。如表2所示, 实验的摩擦副组合摩擦因数整体在0.1~0.25之间。可见, 润滑油对于陶瓷-金属摩擦副润滑减磨效果良好。从球试样材料的平均摩擦因数看, Si3N4和GCr15的平均摩擦因数相差很小, 均比ZrO2, SiC小。巴氏合金的平均摩擦因数最小。分析可知, 摩擦因数最优的水平组合为A3B4C3D3, 即Si3N4-SS组合, 在载荷为10N, 速率为0.16m/s的条件下是陶瓷-金属摩擦副组合中摩擦因数最小的。

图1是载荷与速率对摩擦因数影响的效应曲线。可以看出, 在摩擦过程中, 摩擦因数随载荷的增大而减小, 与速率不成单调的增减关系。从极差上看, 陶瓷材料和载荷这两个因素极差较大, 离散程度大, 说明二者对摩擦因数的影响显著。而速率的极差最小, 离散程度最小, 速率对摩擦因数的影响是4个因素中最小的。因此, 选择合适的陶瓷材料是陶瓷-金属摩擦副的重点, 直接关系到摩擦副的摩擦因数大小。

2.2 磨损率的分析

测量磨损质量的过程中发现, 除了白色的ZrO2有黑色斑点外, Si3N4, SiC陶瓷球肉眼上基本看不出有磨损痕迹, 在精度为0.1mg的光电天平上测量陶瓷磨损前后质量变化极小, 无法与仪器的测量误差区分, 故忽略不计陶瓷的磨损, 这说明陶瓷的磨损极低。

表3为与不同金属偶件对磨的球试样GCr15磨损率。作为对比实验的GCr15球, 经测量和计算, 其磨损率如表3所示。可见, 虽然GCr15的磨损率已经达到10-7 mm3/ (Nm) 这个很低的数量级, 但是, 随着摩擦时间的延长, 陶瓷对比GCr15作为摩擦材料, 在磨损失效上的优势会越发明显。同时, 金属偶件的磨损率很大程度上决定了陶瓷-金属摩擦副的可靠性, 如要发挥其中陶瓷的优异磨损性能, 对金属偶件的磨损率也提出了较高的要求。

从表2分析可知, 金属偶件磨损率最小的水平组合为A4B2C1D2, 即SiC与45钢, 在载荷为2N, 速率为0.08m/s的条件下, 偶件45钢的磨损率最小。整体而言, 与陶瓷对磨的金属磨损率只有10-7 mm3/ (Nm) 这个数量级, 已经算是很小的磨损量。这就表明硬度较高的陶瓷与硬度相对低的金属对磨, 金属并不会产生比与GCr15对磨时更大的磨损率, 其中SiC-金属摩擦副具有比GCr15-金属摩擦副更优的磨损率。从平均磨损率看, 与SiC对磨的金属偶件的平均磨损率明显小于与其他3种球试样材料对磨的金属的, 前者约为后面的1/2。也就是说, 在3种工程陶瓷中, 这4种金属与SiC配对摩擦时, 摩擦副的磨损性能最好。偶件45钢与巴氏合金的平均磨损率基本相当, 低于GCr15和Cu。但是, 巴氏合金的平均摩擦因数低于45钢, 磨损率与45钢相差很小, 综合考虑, 巴氏合金的综合性能优于45钢, 更适合作为陶瓷的对磨材料。

如表2所示, 从各因素对磨损率影响的极差上分析, 载荷因素的极差最大, 离散程度最大, 对于金属偶件的磨损率影响也是最大的。陶瓷材料的种类这一因素的影响次之。因此, 选择合适的陶瓷材料可以在一定程度上减小金属偶件的磨损率, 提高摩擦副整体的磨损性能。图2为载荷与速率对金属偶件磨损率影响的效应曲线, 由图2可知, 随着载荷的增加, 金属偶件的磨损率会增大。金属偶件的磨损率与速率并不是单调的增减关系。

2.3 金属磨损表面分析

图3 (a) 是GCr15自身对磨后的磨损表面的电子显微照片。可以看出, 在载荷为10N, 速率为0.16m/s的条件下, 局部放大后, GCr15表面有微量的黏着磨损, 产生了裂纹, 微观形貌变化较为明显。图3 (b) 是与ZrO2对磨的巴氏合金的磨损表面, 可以看出, 在载荷为10N, 速率为0.08m/s条件下, 巴氏合金磨损表面出现了一些细微裂纹。图3 (c) 显示, 在载荷为20N, 速率为0.08m/s的条件下, 与SiC对磨的Cu磨损表面有轻微的犁沟。图3 (d) 是与Si3N4对磨的巴氏合金磨损表面, 在载荷为10N, 速率为0.08m/s条件下, 巴氏合金的磨损表面基本没有出现裂纹, 表面极为平滑。

如图3所示, 大多数金属偶件摩擦表面都有细微的裂纹产生。实验为球-盘滑动摩擦磨损, 陶瓷的高强度高硬度特性, 在载荷作用下会造成陶瓷球压入硬度相对较低的金属材料的摩擦表面, 使金属表面产生犁削现象和裂纹, 对金属摩擦磨损产生影响。

同时, 在陶瓷球与金属的摩擦表面, 不同移动位置对盘试样的瞬时压力也不同, 其受到的是具有周期性、瞬时性特点的陶瓷球作用力的挤压, 金属表面处于反复快速变化的受力状态[17]。在陶瓷球的正下方, 金属所受的瞬时正压力达到最大值, 金属的变形瞬时达到最大, 但此时可以认为没有相对位移。在摩擦力的作用下, 处于陶瓷球相对移动前方的金属向磨痕两边变形移动, 陶瓷球相对移动末端的金属表面的位移最大, 如此, 金属磨屑在磨痕的边缘和末端渐渐形成堆积成膜的表面形貌。磨痕内的金属表面受力状态变化反复又迅速, 瞬时产生的润滑膜难以堆积, 不易形成致密的润滑膜。在反复的磨损接触中, 压力对润滑膜造成破坏, 同时又产生新的润滑膜。因此, 磨痕内金属表面很难形成大块、完整致密的润滑膜。

巴氏合金与Si3N4对磨后, 其磨损表面比其他金属磨损表面平滑, 微观磨损效果较好, 这存在很多方面的原因。对巴氏合金表面进行EDS分析 (图4) , 其质量分数为O 20.75%, C 13.80%, As 0.03%, Sb14.74%, Pb50.68%。其中氧元素含量较高, 这是因为Si3N4具有自润滑作用, 其在摩擦表面可以反应形成一层氧化产物是SiO2。它同时与油分子形成润滑性能良好的油膜保护摩擦面, 避免发生黏附磨损现象, 使金属偶件的磨损率大幅降低。同时, 这也使得摩擦过程中需克服的摩擦力不再是摩擦表面的剪切强度, 而是润滑膜的黏度。因此, Si3N4-金属的摩擦因数显著降低。Si3N4比SiC具有更好的自润滑效果, 更适合与金属组合成摩擦副。

此外, 锡基轴承合金含有铜、锡、锑等延性金属材料, 且铜和锡在摩擦热的条件下具有自扩散的能力[17]。巴氏合金所含的金属间化合物受到陶瓷这种极硬材料的挤压和剪切, 易脱离基体成为细小的颗粒留在摩擦表面, 形成润滑膜, 减小摩擦因数和磨损[18,19]。因此, 锡基巴氏合金比其他3种金属更适合与陶瓷组合成摩擦副。随着载荷的增大, 硬度高的陶瓷易使硬度相对较小的金属表面物质挤压变形成为微小颗粒脱落, 这是金属磨损的一种形式, 也是载荷对磨损率影响较大的原因。同时, 剪切应力会随着载荷增大而提高, 可能会高于其屈服应力, 从而导致金属表面产生犁沟和塑性变形。因此, Si3N4-SS与其他陶瓷-金属摩擦副长时间摩擦有很大的优势, 具有更高的可靠性和寿命。

3 结论

(1) 在微量润滑的条件下, Si3N4, SiC, ZrO2工程陶瓷和Cu, 45钢, GCr15, 巴氏合金组合的摩擦副整体摩擦因数在0.1~0.25之间, 陶瓷和金属偶件的磨损率较低, 为10-7 mm3/ (Nm) 数量级, 陶瓷-金属摩擦副整体摩擦学性能良好。

(2) 在微量润滑的条件下, Si3N4-巴氏合金的摩擦因数最低, SiC-巴氏合金的磨损率最小。陶瓷材料对摩擦副的摩擦因数和磨损率影响较大, Si3N4陶瓷具有自润滑效果, 能形成氧化膜减少摩擦, 使摩擦因数减小, Si3N4比SiC更有优势。

摩擦学性能 第10篇

关键词：树脂,摩擦磨损,制动,机理

0 引言

自从20世纪60年代提出摩擦学这个概念, 这门学科就一直备受关注, 也使其成为发展最快的学科之一。制动摩擦学作为摩擦学研究领域里的重要分支, 其发展也极其迅速[1]。随着科学技术的发展, 对交通运输工具和动力装置的速度、安全和舒适等的性能的要求越来越高, 这就对制动机械装置和制动材料提出了更高的要求, 这就要求制动材料在不同的速度、温度、压力和环境下有足够大的摩擦系数并且能够保持稳定的摩擦系数[2]。同时还要求摩擦材料具有良好的耐磨性和抗粘着性, 不易损伤金属对偶件, 摩擦振动小, 制动过程中产生的噪音小等特点。

树脂基复合材料具有较高的摩擦系数, 可有效的起到传动和制动的作用, 因而广泛应用于汽车制动、建筑以及其他工程机械领域。在树脂基摩擦材料中使用的各种成分中, 粘合剂树脂的性能严重影响材料的制动性能, 如制动材料的抗衰退性能, 踏板的感觉, 耐磨损性和噪声等。这主要是因为树脂的物理和化学性能影响摩擦过程中材料的摩擦学特性[3,4,5]。因此研究在不同工作条件下材料的摩擦磨损性能有利于全面认识材料的性能, 有利于选择合适的制动材料。

本文主要综述了近年来有关树脂基复合材料的摩擦磨损特性的一些研究成果, 对树脂基复合材料的的一些摩擦学性能进行评述。!

1 影响树脂基复合材料摩擦学性能的主要因素

树脂基复合材料在摩擦磨损过程中影响其性能的因素很多, 如滑动速度、制动正压力、温度、对偶材料以及材料的表面改性等。

1.1 滑动速度

在一般情况下, 摩擦材料表面的相对滑动速度越大, 摩擦系数就越小。但是滑动速度与摩擦系数之间具体的关系, 目前还没有统一的理论。王乙潜[6]等人认为, 滑移速度对PTFE复合材料的磨损和摩擦的影响主要表现在它对界面温度的贡献, 当超过临界界面温度 (靠近软化温度) 时, 磨损很快。随着摩擦速度的提高, 摩擦表面温度增加, 在对偶件表面会熔化或软化, 并形成熔化膜。摩擦系数回升的快慢取决于熔化膜的粘度、厚度、速度、接触面积等因素。在很高滑动速度下, 树脂基复合材料表面产生极为强烈的摩擦热, 这将从本质上改变滑动的表面状态[2]。同样较高的速度下摩擦层之间的剪切作用频率增加, 摩擦层的形成与破坏频率增加而加剧材料的磨损, 同时也导致制动过程的不稳定。

研究表明在较小的PV值下, 碳颗粒增强树脂及材料的摩擦系数较大[7], 这主要是接触表面的微凸体的机械作用强烈, 而粗糙变形引起的剪切应力很小可以忽略。当PV值变大时, 摩擦会出现波动并且摩擦系数减小。但在一定的PV值下, 复合材料的摩擦性能趋于稳定, 这主要是摩擦过程中在接触表面第三体的形成, 第三体摩擦层的有机润滑起到很重要的作用。

树脂基复合材料与Si C增强的铝基复合材料对磨时, 随着滑动速度的增加摩擦系数有所下降。在低速下铝基复合材料磨损表面有相当粗糙和很深的滑动痕迹, 但在高速下, 磨损表面则相对光滑。磨损完的复合材料表面含有氧、镁、硅、铝、硫、钙、铁、锰、锌、铜、钡和碳等。这是在制动过程中转移膜的形成引起的。在较高速度下表面层的碳含量减少, 这是因高速下引起滑动表面温度升高, 导致树脂等有机物分解, 碳可能会被氧化成气体离开表面[8]。

1.2 制动压力

聚合物基的复合材料的摩擦主要来自粘着、变形和弹性粘滞, 而粘着源于范德华力和氢键这些弱键合力。根据聚合物的粘着分析, 发现表面粗糙度和载荷都对摩擦系数产生影响。在中等表面粗糙度的聚合物表面上增大压力, 微凸体的弹性变形很大, 使接触表面上的单个微凸体产生整体变形, 接触区近似于一个大尺寸单个微凸体的接触[9]。由实验可得材料的摩擦系数随着制动压力的增加而减小, 这一方面是压力增大, 增加了摩擦材料的实际接触面积, 材料摩擦表面的紧密贴合相互作用加剧, 对运动的抵抗作用下降。另一方面, 当制动压力增大时, 树脂基复合材料的摩擦系数随着压力的增加而减小, 这是因为压力增加后, 聚合物与对磨面的接触面积增大, 生热大, 增加了聚合物的粘附能力, 更容易产生转移膜, 形成聚合物跟聚合物之间的摩擦从而减小了摩擦系数[10]。

研究表明在较低的压力下, 树脂基复合材料的磨屑也是颗粒状。材料磨损随着制动压力的增大, 磨损也增大, 在较大的压力下, 磨屑颗粒承受的剪切和挤压作用也大, 容易破坏摩擦层。同时由于摩擦热的增加, 聚合物集体软化, 复合材料里的硬质材料容易脱落, 同样也加剧材料的磨损。

在Si C和Si O2以及Al2O3颗粒增强的复合材料中, 制动压力对材料的摩擦磨损性能影响最大。复合材料的磨损随着制动压力的增加而增加, 这主要是制动压力的增加加剧了摩擦面之间的磨粒磨损。增强颗粒的硬度不同, 制动压力对其的影响程度也不同[11]。

1.3 温度

制动的过程就是将物体的运动动能转化成热能以及其他能量的过程, 其中主要的热能传到制动材料里, 就会引起摩擦副温度的升高, 影响摩擦副表层的结构和性能。

材料的摩擦系数通常会随滑动温度的改变而改变, 因为材料的弥合性和抗变形性会随着温度的变化呈一定的函数关系变化。在制动过程中, 树脂基材表面的闪点温度比表面温度高得多, 树脂作为一种高聚物对温度很敏感, 随着温度的升高会从玻璃相转变为橡胶相, 因此摩擦面间的粘着作用会加强, 使得摩擦系数增加, 若温度进一步升高, 会使复合材料的力学性能下降, 从而降低摩擦系数。接触表面温度的增加会加剧复合材料与对偶件的粘着磨损, 同时也减小复合材料基体的粘结作用。

对偶盘是灰铸铁的铜纤维复合材料在高温下可以保持较高的摩擦系数, 而铝纤维的复合材料的摩擦系数则有所下降。这有两个因素, 一是铜纤维的导热性较好, 二是在高温下接触表面形成氧化铜可以改善复合材料的热衰退[12]。

钢纤维增强和Mo S2作润滑相的树脂基复合材料, 在低温时主要是粘着磨损和磨粒磨损, 复合材料中的钢纤维和对偶铸铁中的铁原子易发生粘着, 粘着点会被反复剪切粘着。在高温下树脂的热分解使其粘结作用大大减小, 造成颗粒脱落, 表面膜破裂, 降低摩擦的稳定性, 同时加剧磨损量[13]。

温度的升高也会导致复合材料表面涂层的失效, 在低温下涂层能很好的发挥作用, 而高温下涂层软化甚至破裂, 加剧接触表面的磨损和破坏。表面温度随着滑动速度的增加而升高, 温度引起表面摩擦性能的变化, 所以研究接触表面的温度对材料摩擦性能的影响有很大的意义。

1.4 对偶材料

在制动过程中, 由于摩擦材料和摩擦对偶之间发生的变化相当复杂, 既有物理变化, 又有化学变化, 从而导致摩擦副中的两元件材料性能也发生一定的变化, 尤其是两元件接触面是变化最剧烈的地方。所以对偶材料的不同, 对树脂基复合材料的摩擦学性能有很大的影响。另外对磨面的粗糙度、硬度等也对聚合物的制动性能影响很大。研究表明灰铸铁对偶件中的金相组织不同, 对摩擦材料的性能也有一定的影响, 摩擦盘中存有10%的铁素体, 会降低摩擦系数, 且产生粘结现象。对于一些粘结现象严重的摩擦材料, 就会产生较大的磨损。

研究表明, 树脂基金属纤维增强材料的对偶材料是铝基复合材料时, 摩擦系数对滑动速度的敏感性没有灰铸铁材料时强烈。摩擦系数的变化主要由施加的制动压力引起, 由此可以看出金属纤维摩擦材料与铝基复合材料之间的相互作用与它与灰铸铁的相互作用是不同的。同时含有铝纤维的树脂基材料在与铝基复合材料对磨时, 表现出高的摩擦系数, 这是由于同种金属相容性的磨损机制[12]。

当对偶面粗糙度过大时, 接触表面的粗糙峰在相互啮合、碰撞以及弹塑性变形过程中, 会增加表面的犁沟效应, 增加树脂基材料的磨损, 同样的粗糙度大引起的摩擦热就大, 摩擦热过大, 容易引起树脂基复合材料表面的热熔, 从而使摩擦系数增加。但当粗糙度过小时, 复合材料与对偶面之间的分子力作用反而增大摩擦系数[14]。

1.5 材料的表面改性

树脂基复合材料的主要磨损机理有磨粒磨损、粘着磨损以及疲劳磨损。磨粒磨损是由复合材料中的硬质颗粒及增强颗粒和粗糙对磨面引起, 所以提高接触表面强度和硬度的处理, 可以提高材料的摩擦磨损性能。粘着磨损主要分子间的作用力与接触表面的材料有关, 所以任何可以提高材料的润滑性能和交联反应的技术, 如表面热处理、化学处理和表面涂层等均可改善其粘着磨损性能。疲劳磨损主要接触表面在承受表接触应力的作用时, 使表面材料疲劳断裂形成点蚀或剥落。采用渗碳和渗氮等表面强化技术可以提高表面的硬度, 减小疲劳磨损。

纳米Zr O2与碳纤维以及石墨涂层的环氧树脂基材料, 可以发挥协同作用, 显著降低树脂涂层的摩擦系数和磨损率。碳纤维起力学支撑、网状束缚基体材料, 可以阻止摩擦过程中基体表面磨屑和纳米粒子的流失, 同时涂层中的纳米Zr O2可以提高石墨转移膜的承载能力以及和对偶面的粘结强度[15,16]。

C.Weiss, H.Muenstedt研究发现[17]等离子处理, 电晕放电和表面蚀刻等表面处理方法可以提高PEEK (聚醚醚铜) 的表面能和润湿性, 同时也提高基体的粘结性。氧等离子处理会使聚合物表面产生氧基团, 氩等离子处理值在表面产生自由基, 这是由于聚合物分子与有铜原子之间形成不同的化学键 (即二次键, 共价键) 导致表面化学组合屋的改变。氧、氩等离子处理可以减小复合材料表面的粗糙度, 但铬硫酸腐蚀会导致表面粗糙度的增加。

2 树脂基材料的摩擦磨损机理

摩擦是发生在两个物体之间的相对运动, 摩擦产生的热和热点、振动和噪声等会导致材料的弹性或塑性变形, 在摩擦材料表面产生刮痕、摩屑和摩擦层, 以及发生各种物理化学反应。材料在摩擦过程中摩擦力主要取决于法向载荷、滑动速度、滑动距离、接触面温度和表面粗糙度。在摩擦过程中摩擦热也会引起接触面温度的变化。温度的变化改变了摩擦过程中表面相互作用的形式, 进而也会使摩擦系数发生变化[18,19]。

摩擦材料与对偶件产生的摩擦力会导致材料接触表面的变形、粘着点撕裂、表面硬质点和磨屑在接触表面产生犁沟作用。而这些作用的严重程度和材料的表面形貌、制动过程、所用的材料和制动环境因素有很大的关系[20]。当摩擦材料在较高的速度下制动时, 摩擦材料的接触表面产生的摩擦热会更大, 相对应的摩擦磨损作用也会更强烈。

在树脂复合材料的制动过程中, 可以观察到树脂基聚合物复合材料的磨损和其他材料一样, 涉及几种材料的去除机理, 如粘着磨损, 磨粒磨损和疲劳。如果配合表面比较光滑, 在接触面上会发生粘着磨损。许多聚合物的磨损是从聚合物向硬质材料的转移开始的, 转移层被剥落后就变成磨粒。在磨合初期, 这种转移和剥落慢慢达到稳定状态, 这时的磨损较低[21]。当树脂基聚合物与对偶表面发生滑动摩擦时, 那么主要的磨损机理就是磨粒磨损, 疲劳磨损机理主要出现在硬质的聚合物与平滑表面的摩擦中。在这机理中, 树脂基的微凸体主要产生弹性变形, 当变形过量时容易引起裂纹, 裂纹的扩展和交错就会产生磨粒。

研究表明各种改性树脂基复合材料有更好的摩擦学性能, 这些特性影响在恶劣工作条件下例如摩擦表面温度超过400℃时的材料性能。即摩擦材料有更好的热稳定性能, 而且可以在更短的时间内磨合。同时改性树脂粘结剂的粘结强度也对材料的磨损有一定的影响。例如腰果壳油和双马来酰亚胺改性的酚醛树脂, 可以显著提高树脂的热稳定性和改善树脂的高温摩擦学性能, 抑制复合材料的热衰退性能[22]。使用硼钼无机化合物对酚醛树脂进行改性, 硼钼元素会以结合键的形式存在于树脂中, 与材料的其他成分进行协调作用, 稳定复合材料的摩擦系数, 并降低耐磨性[23]。

纤维在摩擦材料中起到骨架的作用, 对材料进行增强。在摩擦过程中, 纤维可能被剥离、拉拔和剪切, 因此增强纤维在制动中可以提供一定的摩擦力矩[24]。所以纤维对材料摩擦磨损性能的影响因素主要是纤维本身的性质以及纤维与粘结基体的界面强度。因此当纤维含量增加时, 摩擦力矩也会增大, 同时摩擦系数也增大。但是当纤维的含量超过一定的限额时, 粘结剂树脂就不能充分、均匀、完全包覆纤维, 纤维和树脂基体的粘结力就会下降。这样纤维就很容易被剥离和拉拔。而靠纤维提供的摩擦力矩就会下降, 从而使摩擦系数减小, 磨损增加。所以摩擦材料中纤维的含量要控制在一定的范围内。同时纤维的不同位向材料的摩擦性能也有很大的差别, 纤维垂直于摩擦表面时摩擦材料的摩擦系数最大, 平行于摩擦表面但与运动方向垂直时次之, 纤维既与摩擦表面平行又与运动方向平行时, 摩擦系数最小[12,25]。

研究表明剑麻和钢纤维混杂增强的改性酚醛树脂复合材料, 钢纤维增加了复合材料的导热性能, 剑麻纤维具有较好的耐磨性。但随着剑麻纤维的增加会使复合材料的热稳定性降低, 在摩擦表面出现疲劳磨损[25,26]。铜纤维增强摩擦具有铁富集的作用, 即在摩擦过程中在材料的表面上会形成富铁贫铜的表面层, 摩擦材料中的铜元素能从摩擦材料的磨损表面转移到对偶件的表面, 使得对偶件的表面具有一定量的铜, 这对稳定摩擦副的摩擦系数和提高材料的耐磨性有很大的影响[27]。碳纤维有一定的自润滑作用, 碳纤维增强的摩擦材料具有很好的摩擦学性能, 例如摩擦系数随温度的变化平稳, 高温时摩擦系数仍能保持较高, 同时磨损小。

3 结语

摩擦学性能 第11篇

1 沟槽型表面织构的模拟

考虑到沟槽型织构与运动方向所成角度不同可能对织构的减摩效果不同,作者通过有限元软件模拟了不同角度的平行沟槽型织构。图1为沟槽型织构数值模拟单元,其中与润滑液流动方向平行的平面设定为对称边界,与润滑液流动方向垂直的平面设定为周期边界,上下面设定为壁面。图1中各参数分别为:油膜厚度h0,沟槽深度h,织构单元的边长L0,沟槽宽度W。模拟计算时,选取润滑油动力黏度0.1Pa·s,摩擦副上下表面相对运动速率1m/s,根据Half-Sommerfeld边界条件,通过比较正压区的平均压力大小来比较织构的承载能力,衡量流体动压润滑状态下沟槽型织构改善接触表面摩擦学性能的程度。

1.1 不同角度下平行织构的承载力

图2给出4种角度(运动方向与沟槽的夹角)的平行沟槽几何模型和压力分布图。从图2可以看出,不同角度的沟槽型织构对摩擦副表面压力的影响不同。当角度为0°和90°时,正负压区的压力对称分布,当角度为30°和60°时,其压力分布沿沟槽方向呈现逐渐增大趋势,这是因为织构表面的相对速率既有垂直于沟槽方向分量,也有平行于沟槽方向分量。

图2不同角度平行织构压力分布图(a)0°;(b)30°;(c)60°;(d)90°Fig.2 The pressure distribution of parallel texture with different angles(a)0°;(b)30°;(c)60°;(d)90°

图3给出了不同角度时,正压区的平均压强(即压力值)大小,可以看出当角度为0°,即沟槽方向与运动方向平行时,沟槽型织构几乎不能产生有效正压力。随着偏移角度增大,正压力逐渐增大。当角度为90°,即织构方向与运动方向垂直时,有效正压力最大,达到了16500Pa左右,可提供最大油膜承载力。当沟槽方向与运动方向所成角度为0°~90°时,织构提供的承载力介于最小与最大值之间。

1.2 不同角度下交叉织构的承载力

针对图2及图3所示的模拟结果,根据文献[17],将0°和90°平行沟槽型织构进行组合、30°和60°平行沟槽型织构进行组合,建立了如表2所示的交叉织构几何模型,并在条件不变的情况下对其进行了数值模拟分析,分别得到了0°(垂直)和30°交叉沟槽的压力分布图(图4)。从图4中可以看出,当交叉沟槽角度为0°时,正负压区呈对称分布,但是在沟槽处,压力变化梯度很小;当角度为30°时,由于其速率有平行于和垂直于沟槽方向分量,其压力分布形式相当于表1中30°和60°平行沟槽型织构压力分布图的组合。

图4不同角度交叉织构压力分布图(a)0°;(b)30°Fig.4 The pressure distribution of cross texture with different angles(a)0°;(b)30°

图5给出了0°和30°交叉沟槽型织构正压区的平均压强(即压力值)大小,可以发现0°时的压强值比30°时的压强值稍大。总体来说角度对交叉沟槽型织构的影响没有其对平行沟槽型织构的影响大,其中90°平行沟槽型织构产生了最大的承载力,而0°平行沟槽型织构则产生了最小的承载力,0°和30°交叉沟槽型织构产生的承载力大小相差不多。

2 实验

2.1 试样加工

上试样选取尺寸为8.0mm×13mm的不锈钢圆柱销,对其表面进行抛光处理,表面粗糙度Ra约为0.450μm。下试样选取尺寸为70mm×4mm的不锈钢圆盘,使用全自动维氏显微硬度计测得其硬度279~306HV。利用YLP-20型激光加工系统对下试样进行不同织构的加工,激光器功率0.3W,填充线间距0.005mm,沟槽间距约400μm,加工次数为2次,共加工了4种不同角度及排布形式的沟槽织构,分别为0°平行沟槽、90°平行沟槽、0°交叉沟槽、30°交叉沟槽(图6)。

在激光加工织构的过程中,可能使织构边缘产生铁屑及毛刺,增加下试样表面的粗糙度,从而影响织构对接触表面间润滑性能影响的判断,故实验前用机械抛光机对下试样进行抛光,以去除下试样表面的铁屑和毛刺。另外,为了保证上下试样为面接触,实验前选取数目分别为3000目和7000目的砂纸代替下试样,对上试样进行打磨和抛光,防止由于上试样安装过程中出现小范围倾斜造成上试样与下试样只有较小面积发生接触。打磨和抛光的过程载荷1N,速率500r/min,分别运行30min。

2.2 摩擦学性能实验

实验前所有试样均依次在丙酮和酒精中各超声清洗10min,用吹风机吹干。旋转摩擦实验在UMT-2摩擦磨损实验机上进行,下试样选取加工沟槽织构的不锈钢圆盘,并选取未加工织构的试样进行对比实验,在室温下(20℃,相对湿度41%)考察摩擦副在充分润滑条件下的摩擦学性能。润滑油选用长城牌汽油机油SE15W-40,旋转流变仪测得其黏度为20℃下0.293Pa·s,25℃下0.230Pa·s,实验前在各试样表面滴两滴润滑油,其体积约为2.5×10-5mL,实验过程中不再滴加润滑油。传感器规格500g,载荷1N,转速为100,200,300,400,500r/min,旋转半径约25mm,对应线速率分别约为0.25,0.5,0.75,1,1.25m·s-1,各速率下均运行3min。为保证实验数据的准确性,每个实验进行3次,取平均值。

图6沟槽型织构示意图及其放大图(a)0°平行沟槽;(b)90°平行沟槽;(c)0°交叉沟槽;(d)30°交叉沟槽Fig.6 Schematic and enlarge images of grooved textures(a)0°parallel groove;(b)90°parallel groove;(c)0°cross groove;(d)30°cross groove

3 结果与分析

图7为沟槽型表面织构试样的三维形貌图和二维形貌图,可以看出,沟槽的深度约5μm,且边缘较为平整,表面粗糙度Ra约为0.1μm。

图7沟槽型表面织构试样形貌图(a)3D形貌图;(b)2D深度形貌图Fig.7 The profiles of grooved surface texture samples(a)3Dprofile;(b)2Dprofile of depth

无织构试样和沟槽型织构试样在不同速率下的平均摩擦因数如图8所示。可以看出,整个速率范围内织构试样的摩擦因数始终小于无织构试样的摩擦因数,当速率低于300r/min时,0°平行沟槽型织构的摩擦因数相对较小,但当速率大于300r/min后,90°沟槽型平行织构的摩擦因数开始低于其他几种织构表面,这可能是因为0°平行沟槽型织构不易产生流体动压润滑效应[18],其主要减磨机理是补给润滑,虽然运动方向与沟槽方向一致可使润滑油流动比较顺畅[14],但随速率增加,沟槽内部分润滑油被甩出接触区域,补给润滑减弱,故其摩擦因数相对增大。而90°平行沟槽型织构可产生流体动压润滑效应,且随速率增加流体动压润滑效应增强,织构可提供更大的额外承载力,故速率大于300r/min后其摩擦因数相对较小。整个速率范围内,0°和30°交叉沟槽型织构的摩擦因数相差不多,低速时略高于0°和90°平行沟槽型织构的摩擦因数,速率大于400r/min后开始低于0°平行沟槽型织构,这可能是由于速率越大其润滑油的流动性和在摩擦副接触表面储存润滑油的能力越好,但是否其他角度的交叉沟槽具有相似的实验结果以及具体的机理分析还有待进一步研究。

图9为各试样在整个实验过程中的平均摩擦因数。从图9中可以明显看出,整个实验过程中,90°平行沟槽型织构试样的平均摩擦因数最小,与之前数值模拟的结果相吻合;无织构试样的平均摩擦因数最大,说明沟槽型织构改善了试样摩擦学性能,减小了试样的摩擦因数。结合图8的实验结果,加工沟槽型表面织构时,应根据不同工况条件下织构不同角度与排布形式的特点和优势进行选择[15]:速率较小时,0°平行沟槽型织构有较好的减摩能力,当速率大于300r/min并继续增加时,90°平行沟槽型织构可以提供更好的摩擦学性能。

图10为试样表面磨痕图,其中图10(a),(c)为无织构表面,图10(b),(d)为90°平行沟槽型织构表面。从图10(a),(c)中可以看出,无织构表面存在较多磨屑和明显的磨痕,这可能是由于磨粒磨损产生微观切削所致;而图10(b),(d)中加工了沟槽型织构的试样表面没有明显的磨痕,部分磨屑处于沟槽内或沟槽边缘,这说明沟槽型织构有容纳磨屑的能力,有效抑制了磨屑对表面的伤害,避免了如无织构表面一样的磨痕出现,这对于提高机械零件表面质量和使用寿命是有益的。另外,对沟槽型织构试样表面进行了小范围的化学成分分析,结果显示沟槽内检测到钙、镁等润滑油的化学成分,证明沟槽型织构具有存储润滑油的能力,验证了沟槽型织构储油存屑,减少磨损,改善摩擦副摩擦学性能的积极作用[20]。

图10试样表面磨痕图(a),(c)无织构试样;(b),(d)90°沟槽型试样Fig.10 The SEM graphics of grinding marks of samples(a),(c)none-textured sample;(b),(d)90°grooved sample

4 结论

(1)在沟槽型织构的数值模拟中,90°平行沟槽型织构显示出最好的摩擦学性能,0°平行沟槽型织构则产生了最小的承载力,0°和30°交叉沟槽型织构产生的承载力大小相差不多。

(2)在载荷1N,滑动速率0.25~1.25m·s-1的实验研究中,无织构试样摩擦因数始终最大;速率小于300r/min时0°平行沟槽型织构的摩擦因数较小;速率大于300r/min时90°平行沟槽型织构摩擦因数较小;0°和30°交叉沟槽型织构的摩擦因数始终较大。整个滑动速率下90°平行沟槽型织构的平均摩擦因数相对最小。

(3)数值模拟和实验结果基本吻合,沟槽型织构表面可有效改善摩擦副表面的摩擦磨损性能,且织构角度和排布形式不同对试样表面摩擦学性能的影响不同,应根据不同工况条件选择不同织构。多角度交叉沟槽型织构的摩擦学性能还有待进一步研究。

摘要：为研究沟槽型织构角度及排布形式对接触表面摩擦学性能的影响,通过有限元分析软件对不同角度及排布形式的沟槽型织构进行数值模拟,利用YLP-20型激光加工系统在不锈钢圆盘表面加工沟槽型织构,并利用UMT-2摩擦磨损仪在旋转条件下进行摩擦实验。结果表明:沟槽型织构的数值模拟结果与实验结果基本吻合,加工有织构的摩擦副其摩擦学性能得到改善,且不同角度及排布形式的沟槽型织构对摩擦副的摩擦学性能影响不同,即当摩擦速率小于300r/min时0°平行织构的摩擦因数较小;摩擦速率大于300r/min时90°平行织构有更好的减摩能力,故应用中要根据不同工况条件选择不同排布形式的沟槽型织构。