秦紅玲 郭文濤 徐 翔 袁澤坤 趙新澤

1.三峽大學(xué)水電機(jī)械設(shè)備設(shè)計(jì)與維護(hù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，宜昌，443002 2.三峽大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力學(xué)院，宜昌，443002

0 引言

隨著物流業(yè)的發(fā)展，水上運(yùn)輸量急劇增大，閘門作為船閘重要的通航組件，日啟閉次數(shù)不斷增加。底樞是閘門的主要承載系統(tǒng)，且長(zhǎng)期在間歇性低速重載的狀態(tài)下工作，潤(rùn)滑不良。水下工作環(huán)境多泥沙，底樞極易產(chǎn)生磨損。一旦底樞過(guò)度磨損，即磨損量超過(guò)許用值，就會(huì)出現(xiàn)閘門體傾斜、閘門關(guān)閉不嚴(yán)、漏水等現(xiàn)象，導(dǎo)致底樞工作環(huán)境進(jìn)一步惡化、閘門體擠壓變形、通航效率降低等問題。嚴(yán)重時(shí)不得不停航，進(jìn)行船閘底樞及相關(guān)組件的維修、更換，致使船閘所在水運(yùn)航線被切斷。閘門工作在水下，門體笨重，底樞維修更換過(guò)程繁瑣且周期長(zhǎng)[1]。為此，本文擬開展低速重載下底樞類摩擦副的摩擦磨損性能研究及磨損失效評(píng)價(jià)，為合理規(guī)劃閘門底樞大修期提供理論依據(jù)。

底樞的磨損性能及失效評(píng)價(jià)問題一直困擾工程界，不少學(xué)者對(duì)此展開了研究。許明[2]認(rèn)為，QT600-3和銅基鑲嵌自潤(rùn)滑材料FZ5(3)的蘑菇頭帽在相同的工況和潤(rùn)滑條件下，具有相同的耐磨性能。邢述炳等[3]通過(guò)設(shè)置浮箱以減小底樞的外部載荷來(lái)減小磨損。RAJKUMAR等[4]認(rèn)為進(jìn)行摩擦副的合理匹配能有效改善摩擦副的摩擦磨損性能。類似關(guān)于材料配副及磨損失效預(yù)測(cè)的研究還有：李寶民等[5]對(duì)脂潤(rùn)滑條件下4種銅合金的耐磨性能進(jìn)行研究，認(rèn)為4種滑動(dòng)銅合金的磨損量隨著載荷的增大而增大。濮春歡等[6]通過(guò)摩擦磨損試驗(yàn)對(duì)3Cr13不銹鋼涂層的磨損失效進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)載荷較大時(shí)，涂層磨損失效壽命分散程度較低，易于對(duì)涂層磨損失效進(jìn)行預(yù)測(cè)。XU等[7]研究了液壓元件中滑履對(duì)材料的摩擦學(xué)性能，認(rèn)為其摩擦學(xué)性能受壓力和速度的相互作用影響。

閘門底樞是一種典型的低速重載摩擦副，由于摩擦學(xué)系統(tǒng)的依賴性，提高速度或載荷的加速試驗(yàn)將使壽命預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性降低[8]，因此有必要貼合實(shí)際工況進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)，開展深入研究。為使試驗(yàn)更加符合實(shí)際工況，本文以對(duì)底樞的實(shí)際工況為試驗(yàn)設(shè)計(jì)的依據(jù)，選用目前底樞蘑菇頭帽常用的兩種銅基軸瓦材料ZCuAl8Mn13Fe3和QAL9-4與蘑菇頭材料40Cr組成兩組摩擦副進(jìn)行摩擦磨損試驗(yàn)，對(duì)比分析不同接觸應(yīng)力下兩種摩擦副的摩擦磨損性能，采用灰色理論對(duì)兩種摩擦副在不同接觸應(yīng)力下的磨損失效進(jìn)行評(píng)價(jià)。

1 試驗(yàn)部分

1.1 試樣準(zhǔn)備

在MMW-1A立式萬(wàn)能摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上，采用銷/盤配副面接觸摩擦的形式，在不同接觸應(yīng)力作用下，對(duì)脂潤(rùn)滑的ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr和QAL9-4/40Cr兩種閘門底樞摩擦副的摩擦磨損性能進(jìn)行試驗(yàn)研究。配副形式如圖1所示，平頭圓柱試樣銷尺寸為φ5 mm×13 mm；試樣圓盤內(nèi)徑為16 mm，外徑為54 mm，厚度為9 mm，試樣銷偏離旋轉(zhuǎn)軸線15.48 mm。試驗(yàn)機(jī)工作時(shí)，試樣銷做持續(xù)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，試樣盤被加載與試樣銷貼合形成預(yù)定接觸應(yīng)力。

1.試樣銷 2.試樣圓盤圖1 銷盤摩擦副的配副形式Fig.1 Pin and plate friction pair matching form

試樣盤材料40Cr(表面淬火，硬度為HRC45)、試樣銷材料ZCuAl8Mn13Fe3(固溶強(qiáng)化，硬度為HB200)和QAL9-4(固溶強(qiáng)化，硬度為HB200)在試驗(yàn)前均采用HX-1000維氏顯微硬度計(jì)測(cè)量硬度，每種材料取5次測(cè)量的平均值。測(cè)量時(shí)，對(duì)40Cr施加載荷300 g，測(cè)得其平均硬度為642 HV；對(duì)銅基材料施加載荷100 g，測(cè)得QAL9-4的平均硬度為198 HV，ZCuAl8Mn13Fe3的平均硬度為173 HV。銷盤試樣的部分力學(xué)性能參數(shù)見表1。

表1 試樣的力學(xué)性能參數(shù)

1.2 試驗(yàn)條件及過(guò)程

閘門懸臂布置，由圖2可知底樞蘑菇軸頭受力面上不同位置處的接觸應(yīng)力各不相同。不同類型閘門的自重和尺寸各異，導(dǎo)致不同閘門底樞摩擦副所承受的最大接觸應(yīng)力也均不相同。

圖2 底樞蘑菇軸頭受力簡(jiǎn)圖Fig.2 Bottom pivot mushroom head force diagram

根據(jù)文獻(xiàn)[9]估算國(guó)內(nèi)部分典型閘門的相關(guān)參數(shù)，如表2所示。由此確定銷/盤試驗(yàn)施載壓力分別為190 N、286 N、345 N、380 N和450 N。閘門開啟的相對(duì)線速度范圍為7～32 mm/s，非常低，那么影響底樞摩擦副摩擦磨損性能的主要因素是接觸應(yīng)力，選取32 mm/s作為試驗(yàn)的相對(duì)線速度，即試驗(yàn)機(jī)轉(zhuǎn)速為20 r/min。本文主要關(guān)注接觸應(yīng)力對(duì)摩擦副摩擦磨損性能的影響。

表2 國(guó)內(nèi)部分典型閘門的相關(guān)參數(shù)

試驗(yàn)開始前，銷盤試樣均依次采用400號(hào)、800號(hào)、1000號(hào)、1200號(hào)和1500號(hào)水砂紙打磨，并用丙酮清洗，表面粗糙度Ra≤0.4 μm，采用3號(hào)極壓鋰基潤(rùn)滑脂作為潤(rùn)滑介質(zhì)，其質(zhì)量指標(biāo)如表3所示。為動(dòng)態(tài)跟蹤磨損量，每試驗(yàn)60 min取出試樣進(jìn)行一次磨損量測(cè)量，每組試樣累積試驗(yàn)時(shí)間為360 min。

表3 3號(hào)極壓鋰基潤(rùn)滑脂的部分質(zhì)量指標(biāo)

1.3 試驗(yàn)分析方法

摩擦因數(shù)由試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)記錄，并分別取每階段內(nèi)穩(wěn)定摩擦因數(shù)的平均值。為了更加精確地研究摩擦副配對(duì)的合理性，采用組合磨損量來(lái)表示摩擦副的磨損，其以摩擦副的兩配合表面因磨損后的位置變化來(lái)度量[10]。結(jié)合測(cè)長(zhǎng)法和表面輪廓法測(cè)量銷試樣磨損量，如圖3a所示，采用精度為1 μm的游標(biāo)卡尺測(cè)量試驗(yàn)前后銷試樣端面的高度h1和h2(游標(biāo)卡尺沿著與磨痕垂直的方向測(cè)量)，之后采用三維表面輪廓儀測(cè)量一次試驗(yàn)前后表面輪廓的變化量，其取磨痕的最大深度hmax1和hmax2，即得到銷試樣的磨損量：

hX= (h1-hmax1) - (h2-hmax2)

(1)

盤試樣采用表面輪廓法來(lái)測(cè)量其磨損量，即采用三維表面輪廓儀測(cè)量試驗(yàn)前后與銷試樣端面接觸處表面輪廓的變化量，如圖3b所示。分別取盤試樣一次試驗(yàn)前磨痕最大深度hmax3和試驗(yàn)后磨損最大深度hmax4，得盤試樣的磨損量：

hP=hmax4-hmax3

(2)

則銷盤的組合磨損量：

H=(h1-h2)+(hmax2-hmax1)+(hmax4-hmax3)

(3)

圖3 組合磨損量計(jì)算模型Fig.3 Combined wear calculation model

通過(guò)ST400三維表面形貌儀，得到測(cè)量銷試樣磨損后的三維形貌圖及相關(guān)參數(shù)，對(duì)銷試樣的磨損機(jī)理進(jìn)行分析。采用灰色系統(tǒng)GM(1，1)模型理論對(duì)摩擦副的組合磨損數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，并對(duì)摩擦副達(dá)到許用磨損量的磨損失效進(jìn)行評(píng)價(jià)。

2 摩擦磨損試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 QAL9-4/40Cr摩擦副的摩擦磨損性能

由圖4a可知，QAL9-4/40Cr摩擦副的磨損量與接觸應(yīng)力呈良好的正相關(guān)性，即隨接觸應(yīng)力的增大，其單位時(shí)間內(nèi)的磨損量也增大；當(dāng)接觸應(yīng)力范圍為10.6～21.1 MPa，磨損量隨著磨損時(shí)間的推移近似等量增大；接觸應(yīng)力達(dá)到25.0 MPa時(shí)，摩擦副在運(yùn)行起始階段發(fā)生了快速磨損，隨著磨損時(shí)間的推移，其磨損速度逐漸變小并趨于平穩(wěn)。

在試驗(yàn)開始前，摩擦副接觸表面均經(jīng)打磨，表面粗糙度Ra≤0.4 μm，摩擦副的實(shí)際接觸面積相對(duì)較大，導(dǎo)致試驗(yàn)中的摩擦副較快進(jìn)入穩(wěn)定磨損期，其磨損量呈現(xiàn)出近似等量增大的趨勢(shì)。由圖4可知，摩擦因數(shù)的波動(dòng)與單位時(shí)間內(nèi)摩擦副的磨損量存在良好的相關(guān)性，摩擦因數(shù)的平穩(wěn)性反應(yīng)了磨損量的時(shí)效等量性，且摩擦因數(shù)隨接觸應(yīng)力的增大表現(xiàn)出逐漸減小的趨勢(shì)。當(dāng)接觸應(yīng)力為25.0 MPa時(shí)，摩擦副起始階段的摩擦因數(shù)與磨損量均較大，且摩擦因數(shù)均超過(guò)了0.18。這是因?yàn)榻佑|應(yīng)力增大，而潤(rùn)滑脂的黏度沒有提高，摩擦副呈現(xiàn)潤(rùn)滑不良狀態(tài)。

圖5為QAL9-4銷試樣磨損后接觸面的三維表面形貌變化過(guò)程圖，掃描面積為1 mm×1 mm，步長(zhǎng)為5 μm。圖5中的曲線圖為某一提取截面的輪廓變化圖。由圖5a～圖5d可以看出，隨著接觸應(yīng)力的增大，QAL9-4銷試樣磨損表面的磨痕增多，磨痕深度、寬度增大，QAL9-4和40Cr的磨損程度發(fā)生了較大變化，分析認(rèn)為這與摩擦副的初始接觸條件有較大關(guān)系。由表1可知，試驗(yàn)用銷盤的硬度相差較大，當(dāng)摩擦副兩接觸表面存在一定的接觸應(yīng)力時(shí)，會(huì)使硬的鋼盤微凸體壓入到軟的銷試樣接觸面，導(dǎo)致滑動(dòng)過(guò)程中的鋼盤微凸體對(duì)銷試樣接觸面產(chǎn)生犁切作用。隨著接觸應(yīng)力的增大，微凸體壓入的深度及數(shù)量也增多，犁切效應(yīng)加強(qiáng)，銷試樣的磨損加劇。由圖5e可以看出，當(dāng)接觸應(yīng)力為25.0 MPa時(shí)，其磨損表面除了少量的磨痕外，更多呈現(xiàn)出剝落坑狀態(tài)。摩擦副在高接觸應(yīng)力的作用下，摩擦副間預(yù)涂的潤(rùn)滑脂膜被摩擦表面的粗糙峰刺破，且相對(duì)接觸面積較大，而3號(hào)極壓鋰基潤(rùn)滑脂的黏度較大，且黏度受溫度的變化較小，在重載、低速下難以形成完全的潤(rùn)滑膜。大的相對(duì)接觸面積導(dǎo)致黏結(jié)點(diǎn)面積增大，而此時(shí)黏結(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度又大于QAL9-4銷試樣的剪切強(qiáng)度173 MPa，在摩擦副相對(duì)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，黏結(jié)點(diǎn)的剪切作用導(dǎo)致QAL9-4銷試樣表面留下了凹坑。此時(shí)QAL9-4/40Cr摩擦副的磨損形式發(fā)生了明顯變化，由單一的犁切轉(zhuǎn)化為犁切和黏著的混合，摩擦因數(shù)和磨損量也急劇增大。黏著磨損導(dǎo)致材料轉(zhuǎn)移而留下的凹坑為潤(rùn)滑脂提供了存儲(chǔ)空間，運(yùn)行60 min后，隨著潤(rùn)滑脂在凹坑中的填充，磨損量和摩擦因數(shù)開始大幅下降。銷試樣磨損后接觸面的微觀三維表面形貌特征可以準(zhǔn)確反映QAL9-4/40Cr摩擦副的磨損機(jī)制、接觸狀態(tài)的變化。

圖4 QAL9-4/40Cr摩擦副的摩擦磨損性能曲線圖Fig.4 Friction and wear performance curve of QAL9-4/40Cr friction pair

圖5 QAL9-4銷試樣磨損后接觸面的三維表面形貌Fig.5 3D surface topography of contact surface after QAL9-4 pin sample wear

2.2 ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的摩擦磨損性能

對(duì)比圖6可知，當(dāng)接觸應(yīng)力范圍為10.6～15.9 MPa時(shí)，ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的磨損量和摩擦因數(shù)都較小，且磨損量隨著磨損時(shí)間的推移呈近似等量增大的趨勢(shì)；接觸應(yīng)力范圍為19.1～25.0 MPa時(shí)，磨損量和摩擦因數(shù)均大幅增大，磨損速率隨著接觸應(yīng)力的增大而略有減小且很快達(dá)到預(yù)定的磨損量2 mm,摩擦因數(shù)均達(dá)到0.2，且在0.20～0.22之間波動(dòng)。

圖7為ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣磨損后接觸面的三維表面形貌變化過(guò)程圖，掃描面積為1 mm×1 mm，步長(zhǎng)為5 μm。圖7中，曲線圖為某一提取截面的輪廓變化圖。由圖7a、圖7b可以看出，當(dāng)接觸應(yīng)力為10.6 MPa、15.9 MPa，隨著接觸應(yīng)力的增大，ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣磨損表面的磨痕增多，且磨痕深度、寬度也增大，對(duì)應(yīng)著磨損 量的增大。由圖7c～圖7e可知，當(dāng)接觸應(yīng)力范圍為19.1～25.0 MPa時(shí)，磨損表面除了磨痕外，還出現(xiàn)了顆粒狀的凸起；隨著接觸應(yīng)力的增大，磨損表面的磨痕變窄、變淺，顆粒狀的凸起高度變小。低速重載下，3號(hào)極壓鋰基潤(rùn)滑脂的性能導(dǎo)致其無(wú)法在摩擦副接觸表面間形成完全的潤(rùn)滑膜，使ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副在高接觸應(yīng)力作用下的直接接觸。由表1可知，ZCuAl8Mn13Fe3較軟，它在高接觸應(yīng)力的作用下被轉(zhuǎn)移到鋼盤表面(從磨損后盤試樣磨痕呈現(xiàn)黃色可以看出)，對(duì)鋼盤表面凹凸的微結(jié)構(gòu)形成一定的填充，導(dǎo)致鋼盤表面粗糙度減小，鋼盤微凸體嵌入深度減小，加之銅粉的自潤(rùn)滑效應(yīng)，鋼盤微凸體對(duì)其表面的犁切作用減弱。隨著接觸應(yīng)力的增大，ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣產(chǎn)生的磨屑被壓入到銷試樣表面的深度越大。這是黏著磨損的典型表現(xiàn)，此時(shí)出現(xiàn)潤(rùn)滑不良狀態(tài)，導(dǎo)致摩擦因數(shù)和磨損量比小接觸應(yīng)力時(shí)發(fā)生劇烈增變。說(shuō)明在低速重載工況下，隨著接觸應(yīng)力的增大，ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的磨損形式由單一的犁切磨損轉(zhuǎn)化為犁切和黏著的混合磨損。ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣磨損后接觸面的微觀三維表面形貌特征真實(shí)反映了ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的磨損量變化趨勢(shì)。

圖6 ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的摩擦磨損性能曲線圖Fig.6 Friction and wear performance curve of ZCuAl8Mn18Fe3/40Cr friction pair

在進(jìn)行摩擦副設(shè)計(jì)時(shí)，為控制磨損速度，其接觸應(yīng)力必須控制在許用應(yīng)力之下。這兩對(duì)摩擦副的接觸應(yīng)力均在超過(guò)某個(gè)極限值時(shí)，磨損狀態(tài)便會(huì)發(fā)生變化，磨損速度、摩擦因數(shù)均會(huì)急劇增大。

圖7 ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣磨損后接觸面的三維表面形貌圖Fig.7 3D surface topography of the contact surface after ZCuAl8Mn13Fe3 pin sample wear

3 磨損失效評(píng)價(jià)

采用GM(1，1)模型進(jìn)行磨損量的預(yù)測(cè)相對(duì)成熟[11-13]，通過(guò)現(xiàn)有的船閘底樞摩擦副磨損試驗(yàn)數(shù)據(jù)可預(yù)測(cè)未來(lái)運(yùn)行過(guò)程中組合磨損的發(fā)展趨勢(shì)。

表4所示為兩種摩擦副實(shí)測(cè)的組合磨損量試驗(yàn)值，考慮到QAL9-4/40Cr摩擦副在25.0 MPa

表4 組合磨損量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

接觸應(yīng)力下的磨損量變化趨勢(shì)，這里選擇120 min、180 min、…、360 min為磨損量的原始測(cè)量時(shí)間，其中，ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副在接觸應(yīng)力超過(guò)19.1 MPa時(shí)的組合磨損量較大，均在180 min內(nèi)達(dá)到了許用磨損量，故不做預(yù)測(cè)。

GM (1,1)的數(shù)學(xué)建模過(guò)程如下：

(1)對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)建立數(shù)據(jù)時(shí)間原始序列，x0(1)表示測(cè)得的第一個(gè)原始數(shù)據(jù)，例如10.6 MPa條件下QAL9-4/40Cr磨損120 min測(cè)得的數(shù)據(jù)為x0(1)，磨損180 min測(cè)得的數(shù)據(jù)為x0(2)，以此類推，可得

x0=(x0(1)，x0(2)，…，x0(n))

(4)

(2)對(duì)原始序列x0進(jìn)行一次累加生成1-AGO數(shù)列x1：

x1=(x1(1)，x1(2)，…，x1(n))

(5)

(3)對(duì)x1建立關(guān)于時(shí)間t的白化形式的1階一元微分方程：

dx1/dt+ax1=u

(6)

其中，a、u為待解參數(shù)，若A=[au]T，利用最小二乘法可求得

A=[au]T=(BTB)-1BTYN

(7)

YN=[x0(2)x0(3) …x0(n)]T

由灰色系統(tǒng)GM(1，1)的適用范圍：|a|<2時(shí)，GM(1，1)模型有意義；2>a>-0.3時(shí)，GM(1，1)可用于中長(zhǎng)期的預(yù)測(cè)[14]。a推算的范圍為[-0.223 8，-0.101 5]，說(shuō)明該模型可用于此試驗(yàn)?zāi)p量值的預(yù)測(cè)。

(4) 求出A后，則可得到白化形式的微分方程解，即預(yù)測(cè)值：

(8)

(9)

(10)

通過(guò)式(8)、式(10)可求得組合磨損量灰色預(yù)測(cè)模型的預(yù)測(cè)值Hv和相對(duì)殘差Rr，表6所示為該試驗(yàn)組合磨損量實(shí)測(cè)值Hm和預(yù)測(cè)值Hv。由表6中檢驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，預(yù)測(cè)平均相對(duì)殘差均在5%以內(nèi)，即預(yù)測(cè)吻合度到達(dá)了95%，屬于1級(jí)模型精度，說(shuō)明此灰色預(yù)測(cè)模型的精度優(yōu)秀，符合建模要求。

表5 模型精度檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)

實(shí)際閘門底樞摩擦副的配合間隙不宜超過(guò)2 mm，將其作為摩擦副磨損失效的許用磨損量，求解方程

(11)

表6 試驗(yàn)組合磨損量實(shí)測(cè)值Hm和預(yù)測(cè)值Hv

注：1表示QAL9-4/40Cr摩擦副，2表示ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副

4 結(jié)論

(1)在低速重載下，當(dāng)兩種銅基摩擦副的實(shí)際接觸應(yīng)力在許用應(yīng)力之下時(shí)，磨損形式均以犁切為主，磨損量隨接觸應(yīng)力的增大而增大，摩擦因數(shù)隨接觸應(yīng)力的增大而減??；當(dāng)兩種銅基摩擦副的實(shí)際接觸應(yīng)力超過(guò)許用應(yīng)力時(shí)，磨損形式均以黏著為主，磨損速度、摩擦因數(shù)均會(huì)急劇增大。

(2)在低速重載下，兩種銅基摩擦副受同一接觸應(yīng)力作用時(shí)，摩擦副QAL9-4/40Cr具有更好的耐磨性。

(3)GM (1，1)灰色系統(tǒng)理論模型對(duì)磨損失效的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)值吻合度達(dá)到95%，該模型可用于低速重載下閘門底樞摩擦副在穩(wěn)定磨損條件下的磨損失效評(píng)價(jià)。