邢大淼， 沈持正， 尹延國， 焦祥楠

（1.合肥工業(yè)大學(xué) 摩擦學(xué)研究所，安徽 合肥 230009；2.嘉善雙飛潤滑材料有限公司，浙江 嘉善 314115）

0 引 言

摩擦生熱存在于有相互接觸壓力且相對(duì)運(yùn)動(dòng)的地方，由于摩擦副處于封閉空間中，熱量只能通過摩擦副材料的熱傳遞散失，在摩擦因數(shù)較大時(shí)，熱量會(huì)急劇增加，從而使材料溫升過快，大部分金屬材料隨著溫度的升高力學(xué)性能變差、化學(xué)性能不穩(wěn)定。力學(xué)性能變差會(huì)使摩擦過程中更易發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致磨損的增加。目前在面接觸摩擦磨損試驗(yàn)中有關(guān)溫度場(chǎng)及其溫度對(duì)磨損的影響研究還存在一些不足之處，主要原因是局限于摩擦副的熱流分配系數(shù)不易確定，摩擦副接觸表面溫度不易測(cè)量，或者僅能利用熱電偶測(cè)量到摩擦副次表層某些點(diǎn)的溫度值，對(duì)于摩擦副接觸表面溫度和整個(gè)摩擦副的溫度分布還很難確定。傳統(tǒng)的解決辦法是利用經(jīng)驗(yàn)公式確定熱流分配系數(shù)，利用有限元法進(jìn)行模擬，在模擬過程中通常忽略非線性因素的影響、簡(jiǎn)化模型［1－2］等，而且僅對(duì)溫度場(chǎng)進(jìn)行獨(dú)立分析，或者通過熱機(jī)耦合來描述因外部加載而產(chǎn)生的應(yīng)力與因溫度變化而產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力共同作用下所表現(xiàn)出的力學(xué)性能［3］，有關(guān)溫度場(chǎng)與磨損關(guān)系的研究還相對(duì)較少。

本文根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件及設(shè)備特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了反推熱流法來確定摩擦副的熱流分配系數(shù)，通過紅外探頭測(cè)溫－有限元模擬－熱電偶測(cè)溫驗(yàn)證相結(jié)合的方法［3］，模擬面接觸摩擦磨損試驗(yàn)中摩擦副的三維瞬態(tài)溫度場(chǎng)，利用表面輪廓儀來測(cè)量摩擦副不同部位的磨痕深度以表征實(shí)際的磨損程度，從而建立其摩擦副的表面溫度與其磨損之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系，探討溫度對(duì)磨損的影響。

1 端面磨擦磨損實(shí)驗(yàn)

面接觸摩擦磨損試驗(yàn)在多功能環(huán)境可控摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，摩擦副上試樣材料為45號(hào)鋼，淬火處理，硬度為HRC56，摩擦副接觸環(huán)面外徑為35 mm，內(nèi)徑為25 mm；下試樣為雙層金屬材料，摩擦接觸層為銅基無鉛軸承材料，直徑為35 mm，厚度為1 mm；下層為45號(hào)鋼板材料，直徑為35 mm，厚度為1 mm，上下層通過燒結(jié)壓制成型。摩擦副接觸方式為端面緊密接觸。紅外測(cè)溫探頭固定在卡具底盤的導(dǎo)軌上，通過下試樣預(yù)設(shè)的圓孔測(cè)量上試樣摩擦表面溫度。試驗(yàn)條件如下：脂潤滑，初始溫度條件為室溫（25℃），摩擦線速度為0.4 m／s，法向載荷為2 000 N，試驗(yàn)時(shí)間為30 min。試驗(yàn)機(jī)的智能檢測(cè)系統(tǒng)自動(dòng)記錄試驗(yàn)過程中的平均摩擦系數(shù)和試樣底部非接觸面溫度，用表面輪廓儀測(cè)量磨痕表面形貌，并表征磨痕深度以反映材料的磨損程度。

2 模型的建立及仿真

2.1 端面摩擦磨損實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕?/h3>

整體模型爆炸圖如圖1a所示。由于固定螺栓、底盤上用于安裝紅外探頭的滑軌以及測(cè)溫設(shè)備對(duì)溫度分布影響很小，所以在建立有限元模型時(shí)將其忽略，其余部分全部按原有模型未作任何刪減。由于下試樣溫度載荷及其裝夾裝置具有對(duì)稱性，取1／4建立有限元模型，如圖1b所示，上試樣有限元模型如圖1c所示。計(jì)算單元采用8節(jié)點(diǎn)六面體一次單元。下試樣與夾具接觸部分涂抹硅膠以增加導(dǎo)熱性，建模時(shí)可做完全接觸處理。

模型的假設(shè)為：①忽略因磨損造成的材料減少；② 假設(shè)下試樣與夾具完全接觸；③ 實(shí)驗(yàn)過程中材料的導(dǎo)熱系數(shù)、密度及比熱容不隨溫度變化；④ 忽略輻射場(chǎng)的計(jì)算，通過調(diào)整對(duì)流換熱系數(shù)來近似代替輻射場(chǎng)的影響。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

2.2 邊界條件的施加

本文邊界條件的施加分為上試樣邊界條件施加和下試樣邊界條件施加，分別在不同的模型中進(jìn)行獨(dú)立模擬。上試樣邊界條件為：

（1）通過非接觸式紅外探頭測(cè)溫，測(cè)得上試樣摩擦面脂潤滑膜溫度值，因潤滑膜很薄，可近似為摩擦表面溫度，并將其作為第1類邊界條件輸入上試樣有限元模型。

（2）由于上試樣處在旋轉(zhuǎn)過程中，有限元模型上除摩擦接觸面之外的所有非接觸面施加強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)，整個(gè)強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)是時(shí)間的函數(shù)。

（3）由于模擬實(shí)驗(yàn)中整體溫度較低，熱輻射對(duì)溫度場(chǎng)的影響很小，所以忽略熱輻射效應(yīng)。

（4）上試樣處于環(huán)境溫度條件下，在模型的各個(gè)節(jié)點(diǎn)上施加25℃的初始溫度。

下試樣邊界條件為：

（1）通過反推熱流法確定熱流分配系數(shù)，進(jìn)而獲得下試樣摩擦表面熱流密度，并將其作為第2類邊界條件輸入下試樣有限元模型。

（2）由于下試樣處于固定狀態(tài)，在其非摩擦接觸面施加自然對(duì)流換熱系數(shù)，整個(gè)自然對(duì)流換熱系數(shù)是時(shí)間的函數(shù)。

（3）熱輻射問題同上試樣一樣做忽略處理。

（4）下試樣處于環(huán)境溫度條件下，在模型的各個(gè)節(jié)點(diǎn)上施加25℃的初始溫度。

2.3 反推熱流法確定熱流分配系數(shù)

摩擦副接觸傳熱涉及多學(xué)科交叉，存在高度的非線性，如熱輻射問題、接觸熱阻問題、材料的物理化學(xué)性能隨溫度變化問題、表面潤滑介質(zhì)導(dǎo)熱問題及次表層產(chǎn)熱問題［4－10］等，實(shí)際試驗(yàn)中很難準(zhǔn)確地確定每種因素在摩擦副傳熱中所起作用的大小，這給熱流分配及建模帶來很大麻煩，大部分學(xué)者在處理此類問題時(shí)做簡(jiǎn)化處理，把高度非線性的因素線性化，把一些條件理想化，在確定熱流分配系數(shù)時(shí)利用理論公式來確定。基于以上眾多非線性的原因，理論公式必然存在一定的誤差。因此，本文研究的重要內(nèi)容是既可以避開非線性因素對(duì)熱流分配系數(shù)的影響，又可以很精確地計(jì)算出熱流分配系數(shù)。

基于本試驗(yàn)的特點(diǎn)，因摩擦而產(chǎn)生的總熱量一部分通過上試樣傳導(dǎo)至傳動(dòng)裝置，一部分通過下試樣傳導(dǎo)至卡具裝置。確定總熱流密度和傳導(dǎo)至上試樣或下試樣的熱流密度即可求出熱流分配系數(shù)。假設(shè)所有摩擦損失功率全部轉(zhuǎn)化為熱能，通過多功能環(huán)境可控摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)可測(cè)得摩擦系數(shù)、壓力、摩擦副的相對(duì)速度及總熱流密度。由于材料、摩擦副的散熱條件不同，傳導(dǎo)至上、下試樣的熱流密度有很大差異，并且無法用實(shí)驗(yàn)直接測(cè)得，因此本文設(shè)計(jì)了反推熱流法來間接獲得。

采用紅外探頭測(cè)溫法測(cè)量上試樣摩擦表面溫度，將測(cè)量值及其他邊界條件輸入上試樣有限元模型進(jìn)行溫度場(chǎng)的獨(dú)立模擬。通過模擬反推出上試樣摩擦表面熱流密度，將其與總熱流密度的差值作為第2類邊界條件輸入下試樣模型，然后對(duì)下試樣進(jìn)行獨(dú)立模擬。利用熱電偶測(cè)得下試樣指定點(diǎn)溫度值隨時(shí)間的變化，然后對(duì)比其測(cè)量值與該點(diǎn)的模擬溫度值，如果兩者誤差在允許范圍內(nèi)，認(rèn)為在該模型下模擬的溫度場(chǎng)準(zhǔn)確，否則，重新調(diào)整上試樣邊界條件，循環(huán)以上步驟，直至結(jié)果準(zhǔn)確。反推熱流法及熱電偶測(cè)溫驗(yàn)證流程如圖2所示。

圖2 反推法及測(cè)溫驗(yàn)證流程圖

3 仿真結(jié)果分析

通過反復(fù)的試驗(yàn)及多次的循環(huán)分析發(fā)現(xiàn)，摩擦接觸面積和環(huán)境散熱對(duì)熱流分配系數(shù)影響很大，主要表現(xiàn)為當(dāng)摩擦接觸面積變化時(shí)，同種材料，在載荷、壓力、線速度完全相同的條件下，上試樣熱流分配系數(shù)變化很大；當(dāng)環(huán)境濕度改變時(shí)，對(duì)流換熱系數(shù)也改變，同樣會(huì)造成熱流分配系數(shù)的變化。理論熱流分配系數(shù)公式僅從摩擦副材料的密度和比熱容考慮，因此不能準(zhǔn)確地反映實(shí)際熱流分配情況。

在接觸面積、對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)定的試驗(yàn)條件下，利用本文設(shè)計(jì)的流程得到下試樣指定點(diǎn)模擬曲線與熱電偶測(cè)溫曲線，如圖3所示。在試驗(yàn)開始階段溫升較快，10 min后溫升逐漸減小，30 min時(shí)溫升趨近于0，整個(gè)試驗(yàn)裝置基本達(dá)到溫度平衡。該點(diǎn)的熱電偶測(cè)溫曲線與模擬曲線基本一致，熱電偶測(cè)得的最大溫度為121℃，模擬最大溫度值為124℃，誤差為2.47%。

圖3 模擬與熱電偶測(cè)溫曲線

實(shí)際試驗(yàn)中測(cè)得的總熱流密度及上試樣摩擦面的模擬熱流密度如圖4所示，圖4表明，前10 min為磨合期，該階段熱流變化較大，10 min為穩(wěn)定磨損期，該階段熱流穩(wěn)定，模擬熱流密度曲線的波動(dòng)與總熱流密度曲線的波動(dòng)基本一致，整個(gè)磨損過程與軸承材料的特性相吻合。

圖4 總熱流及上試樣模擬熱流曲線

上試樣摩擦面熱流密度與總熱流密度的比值即定義為上試樣的熱流密度分配系數(shù)，其隨時(shí)間變化的曲線如圖5所示，圖5表明，熱流分配系數(shù)隨時(shí)間的變化在0.6上下波動(dòng)，因?yàn)閷?shí)際試驗(yàn)中試驗(yàn)工況不斷變化，接觸面積時(shí)刻有微小的變化，此外，其他一些不確定的非線性因素也會(huì)影響熱流分配系數(shù)的變化，綜合表現(xiàn)為波動(dòng)曲線。

圖5 上試樣熱流分配系數(shù)曲線

輸入下試樣摩擦面熱流密度，加載求解得到下試樣三維瞬態(tài)溫度場(chǎng)。其接觸環(huán)面的三維溫度場(chǎng)云圖如圖6所示，下試樣摩擦副接觸部位截面溫度梯度如圖7所示。

圖6 下試樣三維溫度分布云圖

圖7 下試樣截面溫度梯度分布

在實(shí)際試驗(yàn)過程中，摩擦副外環(huán)的相對(duì)速度大，在相同壓力條件下，產(chǎn)生的熱量更多，但從圖6可知，溫度最高的位置并不在相對(duì)速度最大處，在摩擦副接觸環(huán)面中心靠?jī)?nèi)緣部位，整體環(huán)面存在較明顯的徑向溫度差異，摩擦接觸面最高溫度為133℃，向兩邊逐漸減小。

從圖7可知，溫度梯度最高處存在于接觸環(huán)面外緣，其最大值為6.316，內(nèi)緣溫度梯度最大值為5.573，而中心溫度最高處，溫度梯度反而相對(duì)較小。這主要跟材料的散熱有關(guān)，與空氣直接接觸的外緣散熱較快，摩擦環(huán)面內(nèi)緣處于封閉的空間內(nèi)，且由于夾具結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，熱量不易通過空氣對(duì)流和夾具材料熱傳導(dǎo)散熱，另外對(duì)流換熱面積小，因此散熱性能弱于外緣，兩者共同作用導(dǎo)致內(nèi)緣熱量集中大于外緣，使環(huán)面最高溫度由中心向內(nèi)偏移。

利用表面輪廓儀測(cè)得摩擦環(huán)面由內(nèi)緣到外緣的表面輪廓如圖8所示，該摩擦環(huán)面由內(nèi)到外模擬溫度曲線如圖9所示。對(duì)比圖8和圖9可知，磨痕最深的地方所對(duì)應(yīng)的摩擦溫度最高，表明溫度對(duì)磨損有明顯影響。溫度升高潤滑變差，摩擦副接觸部位摩擦工況變差，導(dǎo)致局部摩擦系數(shù)變大，磨損嚴(yán)重，因此在減摩復(fù)合材料配方設(shè)計(jì)時(shí)，除考慮其減摩抗黏著作用外，應(yīng)更多地考慮其各組成成分的導(dǎo)熱性能，良好的導(dǎo)熱性可以有效降低摩擦表面的熱量集中，從而避免因摩擦表面溫升過高而導(dǎo)致嚴(yán)重的磨損。在軸承設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該更多地考慮結(jié)構(gòu)的散熱性能，良好的結(jié)構(gòu)散熱性能及時(shí)地將摩擦產(chǎn)生的熱量散失到環(huán)境中，降低熱量在摩擦面聚集速度，從而保證摩擦接觸面溫度在合理的范圍內(nèi)。

圖8 摩擦環(huán)面表面輪廓

圖9 摩擦表面溫度分布曲線

4 結(jié) 論

在材料成分較多且結(jié)構(gòu)復(fù)雜或者無法通過經(jīng)驗(yàn)公式獲得熱流分配的情況下，反推熱流法所確定的熱流分配系數(shù)能更好地反映實(shí)際情況。

在面接觸摩擦磨損實(shí)驗(yàn)中，摩擦副相對(duì)速度較大的地方因散熱充分，溫升相對(duì)較低，磨損反而?。幌鄬?duì)速度較小的地方散熱不充分，溫升相對(duì)較高，對(duì)應(yīng)的磨損較大，說明溫升對(duì)磨損的影響很大。

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