徐惠娟，易茂中，熊 翔，黃伯云，梁月明，郭 瑞

(中南大學(xué) 粉末冶金國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 長沙 410083)

制動(dòng)過程中熱應(yīng)力對C/C復(fù)合材料磨損表面形貌的影響

徐惠娟，易茂中，熊 翔，黃伯云，梁月明，郭 瑞

(中南大學(xué) 粉末冶金國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 長沙 410083)

以炭纖維針刺整體氈為預(yù)制體，經(jīng)化學(xué)氣相滲透和樹脂浸漬增密方式得到C/C復(fù)合材料。采用有限元分析軟件，模擬飛機(jī)在正常著陸條件下，剎車盤在制動(dòng)過程中的熱應(yīng)力分布，并研究熱應(yīng)力對C/C復(fù)合材料磨損表面形貌的影響。結(jié)果表明：熱應(yīng)力是由于摩擦熱的不均勻分布引起的。在摩擦表面外徑處溫度較高，產(chǎn)生的熱應(yīng)力較大，最大值約為3.15 MPa；而在靠近內(nèi)徑處溫度較低，熱應(yīng)力較小，約為1.78 MPa。內(nèi)、外徑處熱應(yīng)力的差異導(dǎo)致磨損表面具有兩種不同的組織形貌；靠近外徑處的磨損表面比較粗糙，摩擦膜不完整，顏色暗淡，為“暗帶”的組織形貌，摩擦性能較差；而靠近內(nèi)徑處的磨損表面光滑，摩擦膜連續(xù)穩(wěn)定，顏色明亮，為“亮帶”的組織形貌，摩擦性能較好。

C/C復(fù)合材料；有限元；熱應(yīng)力；磨損表面

C/C復(fù)合材料由于具有耐高溫、熱膨脹系數(shù)小、導(dǎo)熱性能優(yōu)良、強(qiáng)度高、摩擦性能良好以及磨損較低等優(yōu)點(diǎn)，已廣泛應(yīng)用于航空航天及軍事領(lǐng)域[1?2]。作為飛機(jī)剎車材料，C/C復(fù)合材料與鋼相比具有密度低和熱物理、力學(xué)性能良好等優(yōu)點(diǎn)，它的密度僅為1.7～1.9 g/cm3，為鋼的1/4～1/5，可以使飛機(jī)質(zhì)量減少幾百公斤；它不僅制動(dòng)性能優(yōu)良，而且使用壽命是金屬剎車盤的數(shù)倍，是當(dāng)今最理想的飛機(jī)剎車材料[3?4]。

C/C復(fù)合材料的摩擦磨損性能不僅與基體炭的種類、纖維取向、纖維的體積分?jǐn)?shù)及能載水平有關(guān)，還與摩擦表面的溫度及熱應(yīng)力等因素有關(guān)[5?9]。不同結(jié)構(gòu)的基體炭表現(xiàn)出不同的摩擦磨損特性，粗糙層熱解炭具有較好的摩擦性能，高能下摩擦因數(shù)衰減??；在摩擦表面不同取向的纖維會(huì)形成不同的摩擦層，產(chǎn)生不同的磨損率，當(dāng)纖維體積分?jǐn)?shù)超過30%時(shí)，磨損量顯著增加；粗糙層熱解炭結(jié)構(gòu)的C/C復(fù)合材料在制動(dòng)過程中產(chǎn)生的磨屑尺寸隨著能載水平的增加急劇減小，在不同的能載水平下，其摩擦磨損特性不同?？傊?，影響C/C復(fù)合材料摩擦磨損性能的因素很多，有材質(zhì)本身的因素，也有試驗(yàn)條件的影響。

制動(dòng)盤在制動(dòng)過程中將動(dòng)能轉(zhuǎn)化成熱能，摩擦表面的溫度從室溫迅速上升到幾百甚至上千度[10]。這個(gè)迅速升溫的過程通常會(huì)對摩擦性能產(chǎn)生兩方面的影響：一方面是使吸附在摩擦表面的水氣、氧等解吸附，摩擦因數(shù)升高；另一方面是摩擦表面溫度的升高會(huì)增加磨屑層的變形能力，更高的溫度還會(huì)引起碳結(jié)構(gòu)的削弱，導(dǎo)致更多的磨屑產(chǎn)生，使摩擦因數(shù)降低[11]。在高速制動(dòng)條件下即當(dāng)制動(dòng)能量較高時(shí)，磨損表面會(huì)出現(xiàn)亮帶及暗帶光學(xué)組織。這是摩擦熱分布不均勻及表面熱應(yīng)力不等引起的[9]，由于在實(shí)驗(yàn)中很難測定制動(dòng)盤的熱應(yīng)力，其對C/C復(fù)合材料摩擦磨損性能的影響不能通過實(shí)驗(yàn)來驗(yàn)證。本文作者通過采用有限元軟件模擬計(jì)算實(shí)驗(yàn)室試環(huán)在制動(dòng)過程中的瞬態(tài)溫度場和熱應(yīng)力場的變化，分析溫度對熱應(yīng)力場的影響以及熱應(yīng)力對C/C復(fù)合材料磨損表面形貌的影響，并研究其形成不同磨損表面形貌的機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 樣件制備

以炭纖維針刺整體氈為預(yù)制體，經(jīng)化學(xué)氣相滲透和樹脂浸漬增密，其基體炭為粗糙層結(jié)構(gòu)的熱解炭和樹脂炭，最終經(jīng)過2 000 ℃熱處理，樣件的密度為1.87 g/cm3。

1.2 熱物性能測定

將制得的C/C復(fù)合材料加工成d 14 mm×30 mm的樣件，采用銅卡計(jì)混合法在ZBY?800型中溫比熱儀上進(jìn)行室溫到800 ℃比熱容的測試。將制得的C/C復(fù)合材料分別沿平行和垂直炭纖維疊層方向加工成d 10 mm×4 mm的樣件，采用激光閃光法，在JR?3型熱物性測定儀上測定樣件室溫到800 ℃的軸向和徑向熱擴(kuò)散率α，根據(jù)比熱容和熱擴(kuò)散率計(jì)算導(dǎo)熱系數(shù)。

熱膨脹系數(shù)的測量使用日本理學(xué)公司生產(chǎn)的TAS 100型熱分析儀。測量樣件的尺寸為3 mm×4 mm×20 mm，測量過程中以氬氣作為保護(hù)氣體，測量溫度從室溫到800 ℃，升溫速率為3 ℃/min。

1.3 摩擦磨損性能測試

本實(shí)驗(yàn)采用縮比樣件模擬飛機(jī)在正常著陸條件下的能載水平，在MM?1000摩擦試驗(yàn)機(jī)上采用摩擦熱沖擊方法進(jìn)行環(huán)?環(huán)制動(dòng)實(shí)驗(yàn)。樣件的長纖維排布方向平行于摩擦表面，實(shí)驗(yàn)開始之前，將樣件在磨床上磨平，確保動(dòng)、靜環(huán)摩擦面的平行度達(dá)到要求。樣件的幾何形狀為外徑75 mm，內(nèi)徑45 mm，厚17.5 mm的圓環(huán)。實(shí)驗(yàn)參數(shù)為：壓力0.6 MPa，線速度25 m/s，慣量0.3 kg·m2。多次重復(fù)進(jìn)行制動(dòng)實(shí)驗(yàn)直至摩擦因數(shù)穩(wěn)定為止，在實(shí)驗(yàn)過程中記錄制動(dòng)力矩和摩擦因數(shù)曲線。

1.4 摩擦表面形貌觀察

制動(dòng)實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，用數(shù)碼相機(jī)拍攝磨損表面形貌的宏觀照片，在JSM?5600LV型掃描電子顯微鏡下觀察樣件磨損表面的微觀形貌，并采用KH?7700三維視頻顯微鏡觀察樣件磨損表面的三維形貌。

2 溫度場、熱應(yīng)力場的模擬仿真

2.1 有限元模型

考慮到制動(dòng)試環(huán)的結(jié)構(gòu)對稱性，取半個(gè)試環(huán)進(jìn)行分析，并進(jìn)行簡化處理。采用耦合單元SOLID5建立模型，劃分網(wǎng)格，進(jìn)行熱?應(yīng)力耦合分析，得到有限元模型如圖1所示。模型的內(nèi)徑為45 mm、外徑為75 mm，厚度為17.5 mm。

2.2 熱傳導(dǎo)方程

根據(jù)傳熱學(xué)理論，對于無內(nèi)熱源的各向異性材料，熱傳導(dǎo)方程如下[12]：

式中：T為溫度；t為熱傳導(dǎo)時(shí)間；ρ為材料密度；c為材料比熱容；kx、ky、kz分別為材料在x、y、z方向的熱導(dǎo)率。

圖1 樣件的三維有限元模型Fig.1 Three-dimensional finite element model of sample

2.3 位移約束

位移約束又稱DOF約束，是對模型在空間的自由度的約束。本實(shí)驗(yàn)中由于樣件原本是一個(gè)完整的圓環(huán)，為了計(jì)算方便，模擬時(shí)只取半個(gè)圓環(huán)。為了保證試環(huán)所對稱半圓環(huán)計(jì)算的準(zhǔn)確性，需約束其縱截面處的自由度，取uy=0，即限制物體在垂直于兩個(gè)縱截面方向上的位移，如圖2所示。

圖2 樣件施加的位移約束Fig.2 Displacement constraint on sample

2.4 熱應(yīng)力的計(jì)算

物體A和B相對摩擦滑動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的摩擦熱以及摩擦體內(nèi)部的熱傳導(dǎo)使物體各部分溫度發(fā)生變化，物體由于熱變形將產(chǎn)生線應(yīng)變?chǔ)?T?T0)，其中：α為物體材料的熱膨脹系數(shù)；T為彈性體內(nèi)任一點(diǎn)現(xiàn)時(shí)的溫度；T0為初始溫度。由于物體受到約束且各部分的溫度變化不均勻，物體的熱變形不能自由進(jìn)行，在物體中產(chǎn)生應(yīng)力。物體由于溫度變化引起的應(yīng)力稱為“熱應(yīng)力”[13]。當(dāng)彈性物體的溫度場已經(jīng)求得時(shí)，就可以進(jìn)一步求出彈性體各部分的熱應(yīng)力。熱應(yīng)力的計(jì)算公式為

式中：σ為熱應(yīng)力，MPa；α為熱膨脹系數(shù)；E為彈性模量，GPa；T0為初始溫度，℃；T為某時(shí)刻溫度，℃。

3 結(jié)果與討論

3.1 樣件的熱物性能

圖3 比熱容隨溫度的變化曲線Fig.3 Curve of specific heat capacity vs temperature

圖4 導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化曲線Fig.4 Curves of thermal conductivity coefficient vs temperature

圖5 熱膨脹系數(shù)隨溫度變化曲線Fig.5 Curves of thermal expansion coefficient vs temperature

圖3～5所示分別為樣件的熱物性能測試結(jié)果。由圖3可知，C/C復(fù)合材料的比熱容隨著溫度升高而增大。圖4所示為樣件在徑向和軸向的導(dǎo)熱系數(shù)，由圖4可知，樣件徑向的導(dǎo)熱系數(shù)大于軸向的導(dǎo)熱系數(shù)，這是因?yàn)槠叫蟹较蛱坷w維取向占優(yōu)勢，而炭纖維是導(dǎo)熱的主要因素[14]；且無論在徑向還是軸向，隨著溫度的升高，樣件的導(dǎo)熱系數(shù)先增大，在200 ℃達(dá)到最大值，隨后逐漸減小。LUO等[15]對C/C復(fù)合材料在900℃以下導(dǎo)熱系數(shù)與溫度的關(guān)系進(jìn)行研究后發(fā)現(xiàn)：對于組織結(jié)構(gòu)好、結(jié)晶度高的樣件，隨著溫度的升高，熱導(dǎo)率逐漸降低；而對于結(jié)晶度低的樣件，熱導(dǎo)率則變化平緩；結(jié)晶度介于兩者之間的樣件，導(dǎo)熱系數(shù)先有一個(gè)升高的階段，到達(dá)一定值后逐漸降低。本實(shí)驗(yàn)的樣件是以粗糙層熱解炭為主，添加少量低織構(gòu)樹脂炭，其結(jié)晶度介于高織構(gòu)和低織構(gòu)之間，所以導(dǎo)熱系數(shù)先升高，到達(dá)一定值后逐漸降低。圖5所示為材料的熱膨脹系數(shù)隨溫度的變化曲線。由圖5可知，C/C復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)很小，隨著溫度升高，材料的熱膨脹系數(shù)逐漸增大，且軸向熱膨脹系數(shù)大于徑向熱膨脹系數(shù), 這主要是由于材料的熱膨脹性能與其晶體大小的關(guān)系不大，而受晶體方向的影響較大[16]。

3.2 溫度場和熱應(yīng)力場的計(jì)算

圖6所示為樣件在制動(dòng)過程中的最高熱應(yīng)力分布云圖和對應(yīng)的溫度場分布云圖。從圖6(a)可以看出：樣件在徑向和軸向均存在熱應(yīng)力梯度，徑向的熱應(yīng)力梯度小于軸向的熱應(yīng)力梯度，摩擦表面的熱應(yīng)力最大，且摩擦表面從內(nèi)徑到外徑方向，熱應(yīng)力增加顯著，摩擦表面內(nèi)徑處的熱應(yīng)力最小，為1.78 MPa；摩擦表面外徑處的熱應(yīng)力最大，為3.15 MPa，發(fā)生時(shí)間為制動(dòng)開始后的第2.1 s。當(dāng)熱應(yīng)力達(dá)到最大值時(shí)，相應(yīng)的溫度場分布云圖如圖6(b)所示。由圖6(b)可見，樣件在徑向和軸向均存在明顯的溫度梯度，軸向的溫度梯度比徑向的溫度梯度大，摩擦表面外徑處的溫度最高，其對應(yīng)處的熱應(yīng)力也最大。

圖6 樣件在制動(dòng)過程中的最高熱應(yīng)力分布云圖和對應(yīng)的溫度場分布云圖Fig.6 Highest thermal stress field (a) and corresponding temperature field (b) distribution of sample during braking

圖7所示為樣件在軸向和徑向熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線。圖7(a)所示為樣件中徑處軸向熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線。由圖7(a)可知，在制動(dòng)初始階段，摩擦表面的熱應(yīng)力迅速上升，在2 s左右達(dá)到最大值，隨后快速下降，下降速度高于其他3個(gè)位置的熱應(yīng)力下降速度；距摩擦表面不同厚度處的熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化相近，熱應(yīng)力均隨著制動(dòng)過程的進(jìn)行緩慢上升，在4～5 s時(shí)達(dá)到最大值，之后緩慢下降，其最大值遠(yuǎn)小于摩擦表面熱應(yīng)力的最大值，摩擦表面的熱應(yīng)力與樣件內(nèi)部的熱應(yīng)力相差很大，而樣件內(nèi)部不同厚度處的熱應(yīng)力差別較小。圖7(b)所示為樣件摩擦表面內(nèi)、中及外徑處的熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線。由圖7(b)可知：3個(gè)位置處的熱應(yīng)力均在制動(dòng)初始階段快速上升，在2 s左右達(dá)到最大值，隨后快速下降；內(nèi)、中及外徑處的熱應(yīng)力變化趨勢相近，外徑處的熱應(yīng)力最大、內(nèi)徑處的最小，內(nèi)、中及外徑處的熱應(yīng)力梯度比軸向熱應(yīng)力梯度小，這主要與摩擦表面的內(nèi)、中及外徑處的溫度梯度、熱膨脹量及約束較小有關(guān)。

3.3 磨損表面形貌特征

圖7 樣件在不同方向熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化Fig.7 Variation of thermal stress in different directions with time: (a) Axial direction; (b) Radial direction

在模擬飛機(jī)正常著陸條件的制動(dòng)過程中，樣件磨損表面形成了兩種不同的形貌，如圖8所示。由圖8可看出，在靠近內(nèi)徑處磨損表面比較光滑，由于鏡面反射顏色明亮，為灰白色，稱為“亮帶”；而靠近外徑處磨損表面則比較粗糙，發(fā)生漫反射而顏色暗淡，稱為“暗帶”。在亮帶區(qū)形成了比較完整的摩擦膜；暗帶區(qū)凹凸不平，沒有形成摩擦膜或者摩擦膜被破壞，這主要是由于樣件在制動(dòng)過程中溫度分布不均勻及接觸面熱膨脹不等引起的。

圖9所示為樣件磨損表面亮帶和暗帶處的SEM像。由圖9可以看出：磨損表面的亮帶處形成了一層比較完整、連續(xù)、致密及較薄的摩擦膜，整個(gè)表面比較光滑；而磨損表面的暗帶處凹凸不平，沒有完整的摩擦膜形成，磨屑在表面堆積變形后形成了粗糙、較厚及松散的磨屑層。圖10所示為磨損表面的亮帶和暗帶部位的3D形貌圖。由圖10可見，磨損表面的亮帶部位平整光滑，暗帶部位高低起伏不平。亮帶部位的磨損表面的高度差約為2.0 μm；暗帶部位的磨損表面的高度差較大，約為3.9 μm，是亮帶部位磨損表面高度差的近1倍。

圖8 樣件磨損表面的宏觀形貌Fig.8 Macroscopical morphology of worn surface of sample

圖9 樣件磨損表面亮帶和暗帶處的SEM像Fig.9 SEM images of bright (a) and dark (b) bands on worn surface of sample

樣件在制動(dòng)過程中外徑處的線速度大于內(nèi)徑處的線速度，外徑處產(chǎn)生的熱流密度大于內(nèi)徑處產(chǎn)生的熱流密度。同時(shí)，由于制動(dòng)時(shí)間短，外徑處溫度迅速升高，且溫度升高速度遠(yuǎn)大于熱量傳遞速度，從而在徑向和軸向產(chǎn)生了較大的溫度梯度，使溫度高的區(qū)域向溫度低的區(qū)域膨脹。但由于受到約束而不能自由進(jìn)行，因此，在溫度高的區(qū)域產(chǎn)生壓應(yīng)力，樣件外徑處的接觸應(yīng)力較大，容易破壞由磨屑被壓制而形成的連續(xù)的摩擦膜，從而無法形成光滑連續(xù)的摩擦膜，在外徑處形成形貌為顆粒狀且比較粗糙的暗帶，此時(shí)的摩擦磨損機(jī)制類似于磨粒磨損，磨損較大；在內(nèi)徑處的溫度較低，熱應(yīng)力較小，不容易破壞由磨屑形成的連續(xù)的摩擦膜，磨損較小，較容易形成完整的摩擦膜而呈光滑的亮帶形貌。

圖10 磨損表面亮帶和暗帶部位的3D形貌Fig.10 3D morphologies of surface of bright (a) and dark (b) bands on worn surface of sample

4 結(jié)論

1) C/C復(fù)合材料樣件在徑向和軸向均存在熱應(yīng)力梯度，徑向熱應(yīng)力梯度小于軸向熱應(yīng)力梯度，摩擦表面的熱應(yīng)力最大，且摩擦表面從內(nèi)徑到外徑方向，熱應(yīng)力顯著增大，摩擦表面內(nèi)徑處的熱應(yīng)力最小，為1.78 MPa，摩擦表面外徑處的熱應(yīng)力最大，為3.15 MPa。

2) 正常著陸條件試驗(yàn)后，C/C復(fù)合材料樣件在其磨損表面形成了兩種不同的組織形貌：在靠近外徑處，磨損表面形成了粗糙的暗帶；而在靠近內(nèi)徑處，磨損表面形成了光滑的亮帶。

3) 研究表明：在制動(dòng)過程中的熱應(yīng)力分布對磨損表面的形貌有直接影響，磨損表面外徑處高的熱應(yīng)力導(dǎo)致較厚、松散磨屑層暗帶形貌的形成；而磨損表面內(nèi)徑處形成的致密、較薄的摩擦膜亮帶形貌與內(nèi)徑處較小的熱應(yīng)力有關(guān)。

REFERENCES

[1] KATARZYNA P B, ANDERSON K B, SZYMANSKI T, KRKOSKA M, FILIP P. Thermal analysis of bulk carbon-carbon composite and friction products derived from it during simulated aircraft braking[J]. Carbon, 2007, 45(3): 524?530.

[2] 易茂中, 葛毅成, 黃伯云. 不同基體炭結(jié)構(gòu)的C/C復(fù)合材料摩擦表面特性和摩擦磨損機(jī)理[J]. 中國有色金學(xué)報(bào), 2006, 16(6): 929?936. YI Mao-zhong, GE Yi-cheng, HUANG Bai-yun. Characteristics of wear surface morphology and wear mechanism of C/C composite with different matrix carbons[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2006, 16(6): 929?936.

[3] 熊 翔, 黃伯云, 徐惠娟, 吉冬英, 彭劍昕. 針刺氈C/C 復(fù)合材料磨擦制動(dòng)壓力和速度特性[J]. 復(fù)合材料報(bào), 2003, 20(3): 42?46. XIONG Xiang, HUANG Bai-yun, XU Hui-juan, JI Dong-ying, PENG Jian-xin. Friction and wear behaviors of C/C composite from needled felt at different braking pressures and speeds[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2003, 20(3): 42?46.

[4] XIONG Xiang, LI Jiang-hong, HUANG Bai-yun. Impact of brake pressure on the friction and wear of carbon/carbon composites[J]. Carbon, 2007, 45(9): 2692?2716.

[5] XIONG Xiang, HUANG Bai-yun, LI Jiang-hong, XU Hui-juan. Friction behaviors of carbon/carbon composites with different pyrolytic carbon texture[J]. Carbon, 2006, 44(3): 463?467.

[6] HUTTON T J, JOHNSON D, MCENANEY B. Effects of fiber orientation on the tribology of a model carbon-carbon composite[J]. Wear, 2001, 249(8): 647?655.

[7] 徐惠娟, 熊 翔, 黃伯云, 彭劍昕, 李江鴻. 不同能載水平下C/C復(fù)合材料的摩擦特性[J]. 中南工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版, 2003, 34(3): 221?224. XU Hui-juan，XIONG Xiang，HUANG Bai-yun, PENG Jian-xin, LI Jiang-hong. Friction properties of C/C composites in different energy condition[J]. Journal of Central South University Technology: Natural Science, 2003, 34(3): 221?224.

[8] 左勁旅, 張紅波, 李江鴻, 熊 翔. 纖維體積分?jǐn)?shù)對C/C復(fù)合材料摩擦磨損性能的影響[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版, 2005, 36(4): 555?559. ZUO Jin-lü，ZHANG Hong-bo, LI Jiang-hong, XIONG Xiang. Effect of fiber volume fraction on friction and wear properties ofC/C composites[J]. Journal of Central South University: Natural Science, 2005, 36(4): 555?559.

[9] YEN B K, ISHIHARA T. The surface morphology and structure of carbon-carbon composites in high-energy sliding contact[J]. Wear, 1994, 174(1/2): 111?117.

[10] KIM D J, LEE Y M, PARK J S, SEOK C S. Thermal stress analysis for a disk brake of railway vehicles with consideration of the pressure distribution on a frictional surface[J]. Material Science and Engineering A, 2008, 483/484(15): 456?459.

[11] MATSUI A, YASUTAKE A. Improvement of tribological properties of C/C composites at high temperature[J]. Tribology Transactions, 1998, 41(1): 124?128.

[12] 王勛成, 邵 敏. 有限單元法基本原理和數(shù)值方法[M]. 北京:清華大學(xué)出版社, 1996: 438. WANG Xun-cheng, SHAO Min. Basic theory and numerical methods of finite element method[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 1996: 438.

[13] GAO C H, LIN X Z. Transient temperature field analysis of a brake in a non-axisymmetric three-dimensional model[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002, 129(3): 513?517.

[14] 李江鴻, 熊 翔, 鞏前明, 黃伯云. 不同基體炭C/C復(fù)合材料的摩擦磨損性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2005, 15(3): 446?451. LI Jiang-hong, XIONG Xiang, GONG Qian-ming, HUANG Bai-yun. Friction and wear properties of carbon/carbon composites with different matrix carbon[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2005, 15(3): 446?451.

[15] LUO Rui-ying, LIU Tao, LI Jing-song, ZHANG Hong-bo, CHEN Zhi-jun, TIAN Guang-lai. Thermophysical properties of carbon/carbon composites and physical mechanism of thermal expansion and thermal conductivity[J]. Carbon, 2004, 42(14): 2887?2895.

[16] ZHAO Jian-guo, LI Ke-zhi, LI He-jun, WANG Chuang. The influence of thermal gradient on pyrocarbon deposition in carbon/carbon composites during the CVI process[J]. Carbon, 2006, 44(4): 786?791.

(編輯 陳衛(wèi)萍)

Effect of thermal stress on worn surface morphology of C/C composites during braking

XU Hui-juan, YI Mao-zhong, XIONG Xiang, HUANG Bai-yun, LIANG Yue-ming, GUO Rui
(State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China)

The thermal stress field of C/C composites with needled carbon fiber perform densified by chemical vapor infiltration and impregnating resin was simulated by finite element method in simulating normal landing. And the effect of thermal stress on the worn surface morphology was investigated. The results show that the thermal stress is caused by the existence of the non-uniform frictional heat on the contact surface. The temperature and thermal stress near the outer diameter of the friction surface are higher than those near the inner diameter. The maximum thermal stress near the outer diameter is 3.15 MPa and the thermal stress near the inner diameter is 1.78 MPa. Two different worn surface appearances can be observed on the sample because of the thermal stress distribution. The higher thermal stress near the outer diameter induces the rough and dull surface morphology named ‘dark band’, which has worse friction property. While the thermal stress near the inner diameter is lower, the surface is smooth and allows the maintenance of uniform and bright friction film named ‘bright band’, which has better friction property.

C/C composites; finite element; thermal stress; worn surface

TB 332

A

1004-0609(2011)01-0131-07

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2006CB600906); 國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2009AA034301)

2010-08-02；

2010-09-29

徐惠娟，副研究員；電話：0731-88836929；E–mail: xuhj1@126.com