麥云飛 劉志亮 王書文 董冰洋

1.上海理工大學機械工程學院，上海，2000932.上海理工大學出版印刷學院，上海，200093

旋轉滑動摩擦高頻噪聲產生機理的實驗研究

麥云飛1劉志亮1王書文1董冰洋2

1.上海理工大學機械工程學院，上海，2000932.上海理工大學出版印刷學院，上海，200093

為了深入研究金屬旋轉滑動摩擦高頻噪聲的產生機理，以多功能摩擦磨損試驗機為平臺，采用單因素實驗法來研究相對滑動速度、接觸壓力、表面形貌等影響因素對摩擦高頻噪聲的影響規(guī)律。實驗發(fā)現(xiàn)：金屬旋轉滑動高頻摩擦噪聲多發(fā)生在相對滑動速度低、接觸壓力較大以及摩擦因數(shù)-速度負斜率處；摩擦副間相對滑動速度、接觸壓力和表面粗糙度的變化幾乎不會對高頻噪聲的頻率產生影響，但高頻噪聲聲壓級隨表面粗糙度的增大呈現(xiàn)明顯減小趨勢。對摩擦噪聲聲壓信號和法向、切向振動加速度信號進行互相關分析，結果表明，法向振動加速度信號和摩擦噪聲聲壓信號之間具有更高的相關性，從而為進一步理解摩擦高頻噪聲的產生機理和預測模型的建立提供了參考。

高頻摩擦噪聲；摩擦因數(shù)；表面形貌；自激振動

0 引言

目前用于解釋摩擦噪聲產生機理的理論主要有四種：黏著-滑動理論、自鎖-滑動理論、摩擦力-相對滑動速度負斜率理論和模態(tài)耦合理論，其中模態(tài)耦合理論是目前接受度最高的理論[1]。RHEE等[2]提出了一種錘擊理論用于解釋實驗中高頻噪聲頻率與系統(tǒng)結構自然頻率接近的現(xiàn)象。NORTH[3]認為摩擦噪聲是摩擦副間的自激振動產生的。MOTTERSHEAD等[4]從模態(tài)分離的角度對摩擦噪聲產生機理進行了理論研究。KANG等[5]采用簡單的環(huán)形盤和兩個摩擦片的模型對模態(tài)耦合機理進行了驗證。FENG[6]建立了一個隨機摩擦系統(tǒng)的平均值模型對摩擦振動和系統(tǒng)特性進行了研究。YANG等[7]在對制動嘯叫的研究中發(fā)現(xiàn)制動裝置在高壓力和持續(xù)增加的壓力作用下更容易產生模態(tài)耦合。

計算機技術的快速發(fā)展使得有限元分析成為研究摩擦噪聲的一個重要手段。OUYANG等[8-9]通過求解摩擦系統(tǒng)數(shù)值模型，得出其特征值，從而對系統(tǒng)的穩(wěn)定性進行預測。MARIO等[10]、LIU等[11]利用有限元復特征值分析法研究系統(tǒng)幾何結構和材料屬性對高頻噪聲產生的影響。陳光雄等[12-13]對金屬往復滑動摩擦高頻噪聲做了大量的研究，并對摩擦噪聲的有限元模型進行了穩(wěn)定性研究和振動噪聲預測。王冀軍等[14]通過進行接觸共振實驗來確定金屬滑動摩擦會產生的高頻噪聲頻率。呂紅明等[15]、OBERST等[16]從瞬態(tài)動力學特性角度研究摩擦噪聲的產生機理。另外，針對摩擦表面形貌與摩擦噪聲的關系也有很多研究成果[17-18]。

對摩擦噪聲的研究，從宏觀到微觀，由靜態(tài)到動態(tài)，由單學科分析到多學科綜合[19]，但是迄今為止還沒有任何一個研究成果可以從根源上對高頻摩擦噪聲的產生機理做出滿意的解釋。大量的實驗研究表明，摩擦副表面物理及化學性質對摩擦現(xiàn)象影響很大，所以如何從摩擦表面的材料特性、相對滑動速度、接觸壓力、表面粗糙度等因素出發(fā)，研究摩擦高頻噪聲產生的本質，是解釋摩擦噪聲產生機理的關鍵。本文從摩擦噪聲實驗研究開始，結合摩擦學、機械振動學等多學科知識，對摩擦噪聲產生、演變、消失全過程的噪聲和振動信號進行了采集，通過對實驗結果進行時域、頻域以及互相關分析，研究了多種因素對摩擦噪聲的影響規(guī)律以及振動方向和高頻摩擦噪聲的內在聯(lián)系。

1 實驗裝置與實驗參數(shù)

在英國Phoenix Tribology公司生產的Plint TE-92多功能摩擦磨損試驗機上進行摩擦噪聲實驗，試驗機如圖1所示。上試樣與主軸相連做旋轉運動，下試樣與升降平臺上的測試適配器連接，升降平臺帶動下試樣上升直至與上試樣接觸并通過升降平臺下方的氣動加載裝置施加給定載荷。實驗過程中，上試樣與下試樣之間相對運動方式為旋轉滑動，接觸形式為面-面接觸。利用北京東方振動噪聲技術研究所研發(fā)的DASP智能數(shù)據(jù)采集和分析系統(tǒng)來采集和處理噪聲信號,通過三維白光表面形貌儀和掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)可對摩擦表面形貌進行測量和分析。

上試樣材料為40 Cr，下試樣材料為45鋼，除用于表面粗糙度實驗的試樣，其余試樣表面拋光處理，摩擦接觸表面粗糙度為Ra=0.2 μm，使用丙酮對試樣進行超聲清洗后再干燥處理。摩擦噪聲實驗按照標準GB/T 17284.4-1999和GB/T 17284.3-2000進行。實驗之前進行本底噪聲測試，測得主頻為615 Hz，聲壓級約為60 dB(A)。由于本次研究針對的是頻率大于1 kHz的高頻尖叫，可以看出二者相差很大，故忽略主頻對本次摩擦噪聲實驗結果的影響。

(a)實物圖 (b)示意圖1.上試樣載體 2.上試樣 3.下試樣 4.滾動軸承 5.立柱支架 6.底座 7.加壓裝置 8.移動支架 9.測試設配器 10.下試樣載體 11.主軸圖1 實驗裝置圖Fig.1 A diagram of the apparatus

正式實驗前進行試探實驗，確定合適的相對滑動速度和接觸壓力范圍。試探實驗方案：摩擦副接觸壓力T為25～300 N，依次遞增25 N。每種接觸壓力下初始滑動速度v為0.14 m/s，最大滑動速度為2.8 m/s，依次遞增0.14 m/s，每組試探實驗進行60 s。試探實驗結果表明，在接觸壓力小于100 N、滑動速度大于1.4 m/s的情況下沒有出現(xiàn)高頻噪聲。根據(jù)試探實驗結果，在試驗機上對試樣進行4組接觸壓力(125 N、150 N、175 N、200 N)、7組相對滑動速度(0.14 m/s、0.28 m/s、0.42 m/s、0.56 m/s、0.84 m/s、1.12 m/s、1.40 m/s)下的摩擦噪聲實驗，每組正式實驗進行20 s。對于摩擦因數(shù)實驗，最大滑動速度可達到2.52 m/s，在每種接觸壓力和相對滑動速度下獨立重復5次,實驗初始溫度為20 ℃,每次獨立實驗完成后給予設備和試樣足夠的冷卻時間，再進行下一組實驗。

2 實驗結果與分析

2.1相對滑動速度和接觸壓力對摩擦因數(shù)的影響實驗

實驗先加載壓力后施加速度，在實驗過程中觀察摩擦因數(shù)的變化，圖2所示為接觸壓力為100 N、相對滑動速度為0.42 m/s工況下的摩擦因數(shù)與時間的實時關系曲線。實驗開始階段只有輕微噪聲，此時摩擦因數(shù)基本保持不變且摩擦因數(shù)值較??；隨著實驗的進行，逐漸開始出現(xiàn)較大強度的噪聲而后出現(xiàn)高頻尖叫。由實驗可以看出，當出現(xiàn)高頻噪聲時，采集到的摩擦因數(shù)值較之前明顯增大。

圖2 摩擦因數(shù)隨摩擦時間的變化Fig.2 Time history record of frictional coefficient

為了找出摩擦副間相對滑動速度對摩擦因數(shù)的影響，在保證接觸壓力不變的條件下改變摩擦副間的相對滑動速度來進行實驗。接觸壓力分別取125 N、150 N、175 N和200 N，最大滑動速度為2.52 m/s。圖3所示的摩擦因數(shù)值為各個工況下噪聲穩(wěn)定出現(xiàn)階段采集到的摩擦因數(shù)的均值。由圖3可以看出，摩擦副間的相對滑動速度以及表面接觸壓力對摩擦因數(shù)有顯著的影響。在接觸壓力不變的條件下，摩擦因數(shù)隨相對滑動速度的增大會越過一個極大值，之后開始減小，減小到一定值后僅在小范圍內波動。

圖3 不同接觸壓力下摩擦因數(shù)隨相對滑動速度的變化Fig.3 Correlation between frictional coefficient and sliding velocity

2.2相對滑動速度和接觸壓力對高頻噪聲頻率的影響

采用單因素實驗法進行相對滑動速度和接觸壓力對摩擦高頻噪聲的影響實驗。通過對每次實驗過程產生的噪聲信號進行自功率譜分析，得到高頻噪聲頻率和聲壓級的分布圖，如圖4所示。由圖4可以看出，每次獨立實驗產生的不同高頻噪聲頻率相差不會太大。當實驗接觸壓力、滑動速度差別較大時，產生的高頻噪聲頻率相差較大，但是一般不會超過200 Hz。所以，此處將均值7950 Hz作為每次獨立重復實驗得到的高頻噪聲頻率。

圖4 高頻噪聲頻率分布情況Fig.4 Distribution of squeal frequencies

圖5、圖6所示分別為不同接觸壓力下的高頻噪聲頻率-相對滑動速度曲線和不同滑動速度下的高頻噪聲頻率-接觸壓力變化曲線。由圖5和圖6可以看出，摩擦副間的相對滑動速度和接觸壓力的變化幾乎不會對摩擦產生的高頻噪聲的頻率大小產生影響。

圖5 高頻噪聲頻率與相對滑動速度關系Fig.5 Correlation between squeal frequency and sliding velocity

圖6 高頻噪聲頻率與接觸壓力關系Fig.6 Correlation between squeal frequency and contactforce

2.3相對滑動速度和接觸壓力對高頻噪聲聲壓級的影響

通過聲壓傳感器測得每次實驗過程中的噪聲信號強度，并對高頻噪聲穩(wěn)定出現(xiàn)階段的噪聲信號進行聲壓級分析。由圖7可以看出，實驗得到的噪聲聲壓級-相對滑動速度曲線呈現(xiàn)一定的規(guī)律性，低速階段隨著相對滑動速度的增大噪聲聲壓級呈上升趨勢，當相對滑動速度增大到一定值時，噪聲聲壓級會越過一個極大值，而后隨著相對滑動速度的增大而減小。

圖7 不同接觸壓力下高頻噪聲聲壓級隨相對滑動速度的變化Fig.7 Correlation between sound pressurelevel and sliding velocity

圖8 不同相對滑動速度下高頻噪聲聲壓級隨接觸壓力的變化Fig.8 Correlation between sound pressure level and contact force

由圖8可以看出，在低速段(相對滑動速度為0.14 m/s、0.28 m/s、0.42 m/s)，噪聲聲壓隨接觸壓力呈現(xiàn)先增大后減小再增大的趨勢；對于實驗中高速段(相對滑動速度為0.56 m/s、0.84 m/s、1.12 m/s)，高頻噪聲聲壓級隨接觸壓力呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢；當相對滑動速度為1.40 m/s時，在不同接觸壓力下產生的高頻噪聲聲壓級比在其他組的相對滑動速度下的噪聲聲壓級小，進一步說明1.40 m/s為本實驗系統(tǒng)出現(xiàn)高頻噪聲的一個臨界速度。

2.4表面粗糙度對摩擦高頻噪聲的影響實驗

實驗前對試樣表面分別進行精研磨、半精磨、粗磨加工以獲得不同的表面粗糙度。測得三組試樣的表面粗糙度Ra分別為0.2 μm、2.3 μm、11.7 μm。以實驗接觸壓力為175 N，相對滑動速度為0.42 m/s為例，每次實驗時長為5 min，每組各進行3次獨立重復實驗，實驗過程中采集到的噪聲時域信號如圖9所示。

圖9 不同表面粗糙度的摩擦噪聲時域信號Fig.9 Time domain signals of sound pressure with different roughness

對實驗過程采集的噪聲信號進行自譜分析，實驗結果如圖10所示。由圖10可以看出，表面粗糙度Ra=0.2 μm的實驗組，實驗過程有一個高頻噪聲持續(xù)并穩(wěn)定出現(xiàn)，其頻率約為7950 Hz；表面粗糙度Ra=2.3 μm的實驗組，實驗過程也有一個高頻噪聲持續(xù)并穩(wěn)定出現(xiàn)，其頻率也非常接近7950 Hz；而三組試樣中表面粗糙度最大(Ra=11.7 μm)的實驗組實驗過程始終沒有高頻噪聲出現(xiàn)。前兩組實驗中產生的高頻噪聲的頻率幾乎一致，而后一組實驗并沒有出現(xiàn)相對應的高頻，表明摩擦副材料表面粗糙度可以影響摩擦高頻噪聲的產生與否，但是表面粗糙度并不會對產生的高頻噪聲頻率大小造成影響。

圖10 不同表面粗糙度的摩擦噪聲頻域信號Fig.10 Frequency domain signals of sound pressure with different roughness

對于Ra為0.2 μm、2.3 μm的兩組實驗，雖然二者產生的高頻噪聲的頻率幾乎一致，但是高頻噪聲的聲壓卻有較大的差別。Ra=0.2 μm的實驗組摩擦產生的高頻噪聲聲壓明顯高于Ra=2.3 μm的實驗組產生的高頻噪聲聲壓，而Ra=11.7 μm的實驗組并沒有產生高頻尖叫。實驗表明摩擦副材料表面粗糙度對摩擦噪聲聲壓有很大的影響，摩擦產生的噪聲聲壓隨表面粗糙度的增大呈現(xiàn)明顯的減小趨勢。

實驗前后對試件質量進行測量，實驗后使用三維白光表面形貌儀觀察磨痕深度，并結合表面磨痕SEM照片(圖11)來分析表面磨損情況。由圖11可看出，Ra=0.2 μm表面磨損情況最為嚴重，出現(xiàn)了大量的剝離、脫落和撕裂現(xiàn)象，該表面的磨損以黏著磨損為主。Ra=2.3 μm表面的黏著磨損較輕，出現(xiàn)了很少的犁溝磨痕，剝離、脫落和磨屑堆積現(xiàn)象也較輕。Ra=11.7 μm表面磨損沒有出現(xiàn)犁溝和撕裂等現(xiàn)象，磨損形式為磨粒磨損。結合不同粗糙度表面的磨損情況和高頻噪聲情況可以看出，表面粗糙度較小的表面更容易產生高頻噪聲，可能是摩擦界面的磨屑堆積和剝離撕裂等現(xiàn)象引起摩擦力的劇烈波動。當摩擦振動頻率與系統(tǒng)結構的固有頻率接近時就會激發(fā)系統(tǒng)的自激振動，從而產生高頻噪聲。而表面粗糙度較大時，摩擦過程中磨損為磨粒磨損，磨痕平滑，振動較小，并不能達到系統(tǒng)結構的固有頻率，所以該情況下不足以激發(fā)系統(tǒng)的自激振動，同樣也就不會有摩擦噪聲的高頻成分出現(xiàn)。

(a)Ra=0.2 μm (b)Ra=2.3 μm

(c)Ra=11.7 μm圖11 不同粗糙度試樣實驗后的表面形貌SEM照片F(xiàn)ig.11 SEM observation of surface topography with different roughness after test

2.5摩擦噪聲與振動方向的關系

圖12 噪聲聲壓信號與振動加速度信號的對應關系Fig.12 Squeal sound pressure and vibration acceleration signals in time domain

圖12所示為實時測量的摩擦振動加速度信號和摩擦噪聲聲壓信號，可以看出摩擦過程中伴隨產生垂直于摩擦副運動方向的振動和平行于摩擦副運動方向的振動，且摩擦噪聲聲壓信號與法向和切向加速度信號在相位和幅值變化方面有很高的一致性。但究竟是哪一方向的振動對摩擦過程的影響更為明顯，并不能從其時域信號中分析得出。分別對噪聲聲壓信號和法向、切向加速度信號進行互相關分析，發(fā)現(xiàn)噪聲信號和法向振動信號的互相關系數(shù)高達0.785 82，而與切向振動信號的互相關系數(shù)則為0.739 98，說明法向方向的振動對摩擦噪聲的影響更大。

2.6高頻噪聲的產生原因討論

(a)輕微噪聲階段 (b)不穩(wěn)定高頻階段

(c)穩(wěn)定高頻階段圖13 不同階段摩擦表面磨痕形貌SEM照片F(xiàn)ig.13 Surface topography of the specimen at different stage

結合磨痕形貌與噪聲、振動信號來分析摩擦噪聲的產生原因。摩擦噪聲產生過程為：輕微噪聲階段—不穩(wěn)定高頻階段—穩(wěn)定高聲強高頻階段，不同噪聲階段對應的磨損情況和磨痕形貌有很大的不同。實驗開始階段沒有出現(xiàn)高頻噪聲，只有輕微的振動和噪聲，摩擦副接觸表面比較光滑，摩擦力的變化較小，摩擦表面出現(xiàn)不同規(guī)則的犁溝狀磨痕，犁溝寬度較窄，此時摩擦副間的磨損形式為磨粒磨損,如圖13a所示。其中的犁溝狀磨痕是因為摩擦副上下材料硬度不同，較硬材料的微觀凸起或粗糙峰在摩擦力作用下嵌入并推擠軟材料，使其發(fā)生塑性流動而犁出溝槽。高頻噪聲開始出現(xiàn)階段：隨著摩擦的進行，磨屑增大，磨損表面出現(xiàn)金屬光澤且變得粗糙，摩擦表面由于黏著效應形成的黏著節(jié)點發(fā)生剪切斷裂，產生剝離、脫落現(xiàn)象，嚴重破壞了接觸面的表面特性，該階段摩擦表面除了磨粒磨損外，還出現(xiàn)了黏著磨損，如圖13b所示。高頻噪聲穩(wěn)定階段：摩擦副間的磨損形式以黏著磨損為主，出現(xiàn)嚴重的剪切、脫落現(xiàn)象，如圖13c所示。RHEE等[2]提出的錘擊理論認為摩擦副接觸表面是由于犁溝效應和黏著磨損出現(xiàn)的一系列不規(guī)則的犁溝和材料剝離產生的凹陷以及材料黏著在表面形成的凸起，在摩擦運動中的作用類似于錘擊現(xiàn)象，使得摩擦過程產生不規(guī)則的振動，當振動信號的某個或多個頻率特別是高頻成分達到系統(tǒng)結構的固有頻率時，就會引發(fā)系統(tǒng)劇烈的自激振動，從而產生高頻噪聲。該理論解釋了本次實驗中出現(xiàn)的高頻頻率等于或接近一個特定值(7950 Hz)的現(xiàn)象，說明本次實驗中摩擦高頻噪聲符合摩擦系統(tǒng)自激振動理論。

根據(jù)前文對摩擦噪聲產生原因的實驗研究和分析可知，高頻摩擦噪聲多發(fā)生在相對滑動速度低、接觸壓力較大以及摩擦因數(shù)-速度負斜率處，由此可以通過適當改變摩擦副系統(tǒng)工作條件來抑制高頻噪聲的產生；另外，較大的表面粗糙度對高頻噪聲有明顯抑制作用，故可以對摩擦表面進行處理，使其具有較大的表面粗糙度來抑制高頻噪聲的產生。

3 結論

(1)高頻摩擦噪聲更傾向于在摩擦因數(shù)較大的位置發(fā)生，相對滑動速度對摩擦因數(shù)的影響呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律，而摩擦因數(shù)最大值的位置受接觸壓力影響。

(2)接觸壓力和相對滑動速度的變化并不會對產生的高頻噪聲頻率大小造成影響；高頻噪聲聲壓級隨相對滑動速度的變化和摩擦因數(shù)隨相對滑動速度的變化有相似的趨勢，最高聲壓級的位置受接觸壓力影響。

(3)摩擦接觸表面的粗糙度可以影響摩擦高頻噪聲的產生與否，但并不會對產生的高頻噪聲頻率大小造成影響，高頻噪聲聲壓級隨表面粗糙度的增大呈現(xiàn)明顯的減小趨勢。

(4)切向和法向振動加速度信號和摩擦噪聲聲壓信號在相位和幅值變化方面是對應的，互相關分析結果表明法向振動加速度信號和高頻摩擦噪聲聲壓信號的相關性更好；實驗中產生的高頻摩擦噪聲特性符合自激振動理論。

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(編輯胡佳慧)

ExperimentalInvestigationintoFriction-inducedSquealofRotating-slidingFriction

MAI Yunfei1LIU Zhiliang1WANG Shuwen1DONG Bingyang2
1.School of Mechanical Engineering,University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai,200093 2.School of Publishing and Printing,Unitersity of Shanghai for Science and Technology,Shanghai,200093

For further studies of the formation mechanism of friction-induced squeal from a rotating-sliding friction system, a multifunctional friction testing machine was utilized to investigate the effects of sliding speeds, contact pressures and surface topographies on the squeal, by applying the single-factor experimental method. The experiments find that the friction-induced squeal occursed mostly at the conditions of a relatively low sliding speed, a large contact pressure and a negative coefficient- velocity slope. The relative sliding velocity, contact pressure and surface roughness might not affect the frequency of squeal, but the squeal intensity shows a significant downward trend with the increases of surface roughness. The cross-correlation analysis demonstrates a better correlation between the normal vibration acceleration signals and the squeal signals, which provides a reference for the further understanding of the formation mechanism and prediction model of friction-induced squeal.

friction-induced squeal; frictional coefficient; surface topography; self-motivated vibration

2017-04-05

國家自然科學基金資助項目(51275126)；清華大學摩擦學國家重點實驗室開放基金資助重點項目(SKLTKF12B10)

TH117.3

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.18.008

麥云飛，男，1962年生。上海理工大學機械工程學院副教授。主要研究方向為超精密加工和精密測試技術。發(fā)表論文30余篇。E-mail：m2005sh@163.com。劉志亮，男，1993年生。上海理工大學機械工程學院碩士研究生。王書文，男，1963年生。上海理工大學機械工程學院教授。董冰洋，男，1989年生。上海理工大學出版印刷學院實驗師。