孫瑞雪, 段文軍,2, 牟 松,2, 王好平, 張蒙祺*, 莫繼良

(1. 西南交通大學(xué) 盾構(gòu)/TBM裝備摩擦學(xué)設(shè)計實驗室, 四川 成都 610000;2. 中鐵工程服務(wù)有限公司, 四川 成都 610083)

盾構(gòu)機與TBM(全斷面硬巖隧道掘進機)由于其高效性、經(jīng)濟性和安全性而被廣泛地應(yīng)用到隧道掘進工程中[1-2]. 盾構(gòu)刀具作為切割巖石的主要工具，其磨損及更換不僅會嚴(yán)重制約施工速度，還會極大增加施工成本[2-5]，因此，國內(nèi)外眾多學(xué)者都在研究其磨損特性及機理，以期找到減緩盾構(gòu)刀具磨損的合理措施，從而提高盾構(gòu)機作業(yè)效率.

Fig. 1 Schematic of the rock cutting process by TBM cutters圖1 滾刀破巖過程示意圖

針對盾構(gòu)滾刀磨損機理問題，學(xué)者們采用有限元/離散元分析和試驗等方法開展了大量研究工作. 如李等[6]基于CSM模型研究了貫入度對滾刀磨損的影響；Jin等[7]采用離散元算法研究了巖層參數(shù)及施工參數(shù)對滾刀磨損的影響；王等[8]利用磨蝕試驗臺研究了滾刀形狀及貫入速度對滾刀磨損的影響. 這些研究發(fā)現(xiàn)滾刀的磨損受多方面影響，如施工參數(shù)、滾刀刃形和巖層性質(zhì)等[6-9]. 但在以上的研究中，學(xué)者們采用的皆為線性切割磨損試驗機[8-9]，而盾構(gòu)機施工時，滾刀在后方設(shè)備推力與刀盤轉(zhuǎn)動的共同作用下對巖石進行切削[10]. 在滾刀作用下硬巖通常發(fā)生彈脆性破壞：當(dāng)載荷超過臨界值時，巖石內(nèi)部應(yīng)變能突然釋放并伴隨滾刀下方巖石破碎，此時滾刀法向位移突進形成沖擊.此外，巖石表面為宏觀不平順形貌，雖然滾刀是被動旋轉(zhuǎn)，但滾刀表面與巖石之間仍然存在相對滑動，并再次沖擊到巖石上，因此破巖過程實際是周期性沖擊-滑動的復(fù)合過程，如圖1所示. 而沖擊對界面摩擦學(xué)行為有著重要影響[11-13]，因此采用滾刀材料與對磨試樣垂直接觸的方式難以較好地研究巖石對滾刀的磨損機理，有必要研究沖滑形式下滾刀的磨損特性與機制.

此外，滾刀直接與巖石相接觸，地層性質(zhì)會極大地影響到滾刀的磨損[3,14]，如遇到軟硬程度不同地層時，刀盤與地層之間相對剛度的大小會影響整體刀盤的受力及振動程度，并導(dǎo)致刀盤的彎曲變形，使得刀盤各位置滾刀磨損程度差異化[15]. 宋等[15]將刀盤結(jié)構(gòu)厚度與巖石彈性抗力系數(shù)的比值定義為二者的相對剛度，該參數(shù)具有明確的物理意義，它綜合反映巖石相對于刀盤的軟硬程度. 巖石的類型、強度、裂隙發(fā)育以及地應(yīng)力等因素都對刀盤-巖石相對剛度存在影響，例如地應(yīng)力升高時，滾刀侵入巖石相同深度所需的推力迅速上升[16-17]，即相對剛度增大. 相對剛度的改變對滾刀與巖石之間的沖擊-滑動接觸行為產(chǎn)生影響，體現(xiàn)在沖擊載荷、滑動距離、振動位移和回彈力等參量的變化. 目前關(guān)于滾刀與不同軟硬地層間的相互作用及其磨損機理的研究仍鮮見報道，因此，探究摩擦系統(tǒng)結(jié)構(gòu)剛度對刀圈材料磨損性能及磨損機理的影響以完善相應(yīng)的磨損評價體系具有重要的意義.

為此，在本研究中采用能模擬滾刀與巖石之間“沖滑”磨損過程的沖滑復(fù)合摩擦磨損試驗裝置，用試驗裝置的不同結(jié)構(gòu)剛度來模擬不同軟硬程度的地層，以此對滾刀刀圈材料開展不同結(jié)構(gòu)剛度下的沖滑復(fù)合摩擦磨損試驗，并分析磨損后的微觀形貌、磨損體積及深度. 此外，對不同結(jié)構(gòu)剛度條件下的沖滑試驗進行了有限元仿真分析，得到刀圈材料各磨損區(qū)域的應(yīng)力及其分布. 結(jié)合沖滑試驗及有限元仿真分析結(jié)果討論了不同結(jié)構(gòu)剛度下刀圈材料的沖滑復(fù)合摩擦磨損特性及其機制，可輔助了解滾刀與不同軟硬程度地層間的相互作用，對不同軟硬程度地層下刀盤的結(jié)構(gòu)設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義，并為滾刀刀圈材料的磨損性能評價提供了一種較為貼合其實際服役工況的評價方法.

1 試驗儀器、材料及設(shè)計

1.1 試驗儀器及材料

滾刀刀圈材料的沖滑磨損試驗在自制的沖滑復(fù)合摩擦磨損試驗機上進行，試驗裝置如圖2所示. 其中伺服電機與曲柄軸相連，曲柄軸另一端連接著沖擊軸，沖擊軸經(jīng)彈簧片與夾具1相連，球試樣固定安裝在夾具1中；夾具2安裝在精密螺旋升降臺上，可帶動平面試樣上下運動，夾具2底部安裝有動態(tài)壓電傳感器，可實時監(jiān)測試驗過程中平面試樣受到的動態(tài)載荷.

Fig. 2 Impact-sliding wear test device and sample installation圖2 沖滑復(fù)合摩擦磨損試驗機及試樣圖

試驗機工作時電機驅(qū)動曲柄軸旋轉(zhuǎn)，使得沖擊軸帶動球試樣在垂直方向運動. 球試樣接觸平面試樣時產(chǎn)生的沖擊會使得彈簧片受力彎曲，球試樣會受到反作用力彈起，隨后再次落到平面試樣表面并沿其滑動，完成1個沖擊-滑動過程，從而模擬了滾刀作用在巖石上的沖滑復(fù)合運動[18-19]. 該試驗機結(jié)構(gòu)剛度、沖滑角度和沖滑頻率皆可進行調(diào)整，以滿足不同工況下的試驗需求.

H13鋼是目前最常用的盾構(gòu)滾刀刀圈材料之一，在本文的沖滑試驗研究中采用H13鋼作為平面試樣，其硬度約為650 HV，其具體化學(xué)成分及相應(yīng)含量列于表1中. 盾構(gòu)滾刀刀圈材料H13鋼熱處理工藝如下：鍛后熱處理、淬火和回火. 鍛后熱處理的具體工藝為將刀圈材料加熱至850～870 ℃，保溫2～3 h后，緩冷至最高溫度580～600 ℃，隨爐冷卻至室溫；真空淬火為將刀圈材料進行三段加熱，加熱溫度分別為650～670、850～870和1 030～1 050 ℃，保溫2～3 h，隨后進行爐內(nèi)液氮氣淬，冷卻時間20～40 min，溫度低于60 ℃出爐；回火工藝安排在真空淬火之后，具體為將刀圈材料放入加熱爐中加熱至540～560 ℃，保溫4～5 h，空冷至室溫，重復(fù)回火2次.

表1 H13鋼成分及含量Table 1 Chemical composition and content of H13 steel

采用線切割方式將經(jīng)熱處理的刀圈材料H13鋼切割成10 mm×10 mm×10 mm的平面試樣，并對其摩擦表面進行打磨和拋光處理. 此外，鑒于Si3N4硬度高(硬度約為1 800 HV)且物理性能穩(wěn)定，與巖石各項性能均較為接近，因此選用Si3N4球為摩擦對偶以模擬滾刀破巖過程受到的沖滑磨損，球試樣直徑為10 mm.

1.2 參數(shù)設(shè)計

根據(jù)巖石的軟硬程度，滾刀-巖石之間的平均接觸壓力約160～600 MPa[20-22]，刀盤和滾刀振動位移峰值約在0.1～1.6 mm之間[23-24]，為能較好地模擬真實刀盤和滾刀在不同軟硬地層服役時的振動及受力情況，更好地研究滾刀材料的磨損行為，本文作者通過改變彈簧片的厚度以獲取沖滑試驗裝置不同的結(jié)構(gòu)剛度. 根據(jù)前期大量預(yù)試驗結(jié)果，沖滑復(fù)合磨損試驗參數(shù)設(shè)置如下：彈簧片厚度分別為0.5 mm(抗彎剛度EI=85.83×10-3N·m2)、0.8 mm(抗彎剛度EI=351.58×10-3N·m2)和1.2 mm(抗彎剛度EI=1 186.57×10-3N·m2)，沖滑角度為45°，沖滑頻率為6 Hz，沖滑幅值為2 mm，循環(huán)次數(shù)N分別取3k、6k和9k次.

沖滑復(fù)合磨損試驗結(jié)束后采用光學(xué)顯微鏡(OM，型號：OLYMPUS-BX60M，日本)、三維光學(xué)輪廓儀(3D-OM，型號：BRUKER NPFLEX，美國)和掃描電子顯微鏡(SEM，型號：JSM-6610LV，日本)對平面試樣的微觀形貌和磨損特征等進行分析.

2 結(jié)果與討論

2.1 表面形貌分析

圖3為不同結(jié)構(gòu)剛度條件下，H13鋼在沖滑次數(shù)分別為3k、6k和9k次時的表面形貌. 結(jié)果表明：在沖擊載荷的作用下，平面試樣的沖擊區(qū)域存在明顯的沖擊坑，稱為沖擊區(qū)；長條狀磨痕緊隨其后，稱為滑動區(qū)，這也與實際中滾刀磨痕形狀一致[9,25].

低結(jié)構(gòu)剛度條件下，沖滑次數(shù)為3k次時平面試樣磨痕兩側(cè)有少量磨屑堆積，滑動區(qū)磨痕整體呈前寬后窄的“流星”狀，沖擊區(qū)損傷最為嚴(yán)重，滑動區(qū)損傷輕微，且沖擊區(qū)與滑動區(qū)之間間隔較遠(yuǎn). 隨著結(jié)構(gòu)剛度的增加，平面試樣的磨損愈加嚴(yán)重，沖擊區(qū)與滑動區(qū)之間間隔明顯縮短，滑動區(qū)后側(cè)磨損程度逐漸超過沖擊區(qū)，“流星”尾部開始變寬，滑動區(qū)前后側(cè)寬度趨于一致，大量磨屑堆積在磨痕尾部. 隨沖滑次數(shù)的增加，各結(jié)構(gòu)剛度條件下沖擊區(qū)與滑動區(qū)之間間隔明顯縮短，平面試樣磨痕形狀基本沒有變化. 盡管如此，低結(jié)構(gòu)剛度條件下平面試樣損傷主要體現(xiàn)在沖擊區(qū)，而中結(jié)構(gòu)剛度和高結(jié)構(gòu)剛度條件下平面試樣滑動區(qū)后側(cè)磨損較為嚴(yán)重，且最大磨損深度位置有沿滑動方向移動的趨勢.

圖4所示為H13鋼在不同結(jié)構(gòu)剛度下的SEM微觀形貌. 結(jié)果顯示H13鋼平面試樣磨損表面均存在磨屑堆積現(xiàn)象. 此外，在不同結(jié)構(gòu)剛度下平面試樣沖擊區(qū)僅有犁溝，而在滑動區(qū)則出現(xiàn)剝層現(xiàn)象. 圖5為沖滑次數(shù)為9k時不同結(jié)構(gòu)剛度下球試樣磨損表面光鏡圖，可見球試樣表面附著有磨屑并被氧化成黑色. 隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大，球試樣表面磨屑附著量增加，且沖滑方向上磨斑區(qū)域顯著擴大.

2.2 沖滑磨損體積

圖6為H13鋼試樣在不同結(jié)構(gòu)剛度下磨損表面各區(qū)域最大磨損深度與總磨損體積圖. 可以看出，H13鋼總磨損體積與各區(qū)域磨損最大深度均隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大而增加，但不同結(jié)構(gòu)剛度條件下平面試樣各區(qū)域磨損體積增長速度有著較大差異.

Fig. 3 Wear morphology of H13 steel under different structural stiffness圖3 H13鋼在不同結(jié)構(gòu)剛度下的磨損表面形貌

Fig. 4 SEM micrographs of the worn surfaces of H13圖4 H13鋼磨損表面SEM微觀形貌

Fig. 5 The OM micrographs of the grinding balls under different structural stiffness圖5 不同結(jié)構(gòu)剛度下對磨球磨損表面光鏡圖

Fig. 6 Wear of the H13 under different structural stiffness圖6 H13鋼在不同結(jié)構(gòu)剛度下的磨損

低結(jié)構(gòu)剛度條件下，沖擊區(qū)最大磨損深度均大于滑動區(qū)最大磨損深度，如圖6(a)所示；中結(jié)構(gòu)剛度條件下滑動區(qū)前側(cè)最大磨損深度隨沖滑次數(shù)的增加逐漸超過沖擊區(qū)最大磨損深度，并在沖滑次數(shù)達(dá)到6k次時基本不再變化；高結(jié)構(gòu)剛度條件下滑動區(qū)前側(cè)最大磨損深度在沖滑次數(shù)為6k次時超過沖擊區(qū)最大磨損深度，且在沖滑次數(shù)達(dá)到9k時快速增長. 此外各結(jié)構(gòu)剛度條件下平面試樣在滑動區(qū)的最大磨損深度增長速度明顯大于沖擊區(qū).

由圖6(b)可以看出在低、中結(jié)構(gòu)剛度條件下，H13鋼磨損體積增長速度隨沖滑次數(shù)增加略有增大；高結(jié)構(gòu)剛度條件下磨損體積遠(yuǎn)大于前兩者，但磨損體積增長速度基本不隨沖滑次數(shù)的增加而變化.

2.3 沖滑載荷響應(yīng)

圖7所示為不同結(jié)構(gòu)剛度下，H13鋼在第1、3k、6k和9k次沖滑磨損時的載荷響應(yīng)曲線. 球試樣沖擊到平面試樣上會首先產(chǎn)生沖擊載荷導(dǎo)致彈簧片彎曲變形，并使球試樣與試樣表面分離，從而載荷值變?yōu)?.隨后彈簧片回彈，球試樣再次撞擊到平面試樣并滑動一段距離產(chǎn)生壓載荷，此階段對偶球位于平面試樣滑動區(qū). 在單次沖滑過程中，彈簧片不能彈起時會發(fā)生壓載荷的連續(xù)響應(yīng)現(xiàn)象，這與滾刀與巖石之間不連續(xù)接觸狀態(tài)一致[18-19,26]，因此可以從載荷響應(yīng)判斷兩試樣的接觸情況，輔助分析沖滑磨損機理，從而了解盾構(gòu)滾刀與不同結(jié)構(gòu)地層之間的相互作用.

Fig. 7 The load response curve of the first, 3 000th, 6 000th and 9 000th cycle圖7 第1、3k、6k和9k次載荷響應(yīng)

低結(jié)構(gòu)剛度條件下沖擊載荷和壓載荷幅值均較小，且它們之間時間間隔較長，對偶球與平面試樣存在明顯接觸-分離循環(huán)現(xiàn)象，導(dǎo)致壓載荷未能連續(xù)響應(yīng). 此外，在低結(jié)構(gòu)剛度條件下，回程階段壓載荷幾乎不存在響應(yīng). 隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大，沖擊載荷幅值基本沒有變化，但壓載荷幅值明顯增大，兩者時間間隔明顯縮短，且壓載荷出現(xiàn)了連續(xù)響應(yīng)現(xiàn)象，中結(jié)構(gòu)剛度和高結(jié)構(gòu)剛度條件下連續(xù)響應(yīng)時間分別占單次沖滑時間的39.02%和58.17%，回程時載荷響應(yīng)存在明顯波動.

沖滑次數(shù)為1時，各結(jié)構(gòu)剛度條件下沖擊載荷略大于壓載荷；沖滑次數(shù)達(dá)到3k次時，沖擊載荷和壓載荷幅值均明顯增大且壓載荷幅值逼近沖擊載荷值，此外壓載荷連續(xù)響應(yīng)時間增長；沖滑次數(shù)繼續(xù)增大，沖擊載荷與壓載荷幅值及變化趨勢基本不再變化，即沖滑次數(shù)達(dá)到3k時各結(jié)構(gòu)剛度條件下摩擦界面均已基本處于穩(wěn)定狀態(tài).

3 沖滑復(fù)合摩擦磨損試驗有限元仿真

3.1 有限元仿真模型及邊界條件

為了進一步探究沖滑試驗中不同結(jié)構(gòu)剛度條件下H13鋼試樣的磨損機理，采用有限元仿真軟件Abaqus 6.14.1對平面試樣與球試樣的沖滑過程進行沖滑過程的模擬，研究不同結(jié)構(gòu)剛度時沖滑磨損下材料表層及次表層的應(yīng)力和接觸應(yīng)力分布狀態(tài)差異.

Fig. 8 The finite element model of the impact-sliding wear test device圖8 沖滑磨損復(fù)合磨損試驗機的有限元模型

基于沖滑復(fù)合磨損試驗機尺寸建立其有限元模型，包括：彈簧片、夾具1、球試樣、夾具2、平面試樣及平臺. 由于夾具1結(jié)構(gòu)復(fù)雜，對其采用C3D4進行離散，其余部件則采用C3D8R單元進行離散. 此外，對存在接觸、沖擊和相對滑動的平面試樣上部及球試樣進行網(wǎng)格細(xì)化以確保有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，如圖8所示. 根據(jù)沖滑復(fù)合磨損試驗機的真實情況，分別將彈簧片與夾具1、夾具1與球試樣及夾具2與平臺做綁定約束，平臺底面做固定約束；設(shè)置位移約束使球試樣接觸平面試樣后繼續(xù)沿U2負(fù)方向移動2 mm；對球試樣建立彈簧阻尼，并釋放U1方向自由度使其沖擊到平面試樣后能夠彈起. 沖滑磨損復(fù)合磨損試驗機各部件材料參數(shù)列于表2中.

表2 有限元模型中各部件材料參數(shù)Table 2 Material properties of each component

3.2 有限元仿真分析

球試樣沿著平面試樣滑動時U1方向位移值會增加，彈起時位移值的增長速度會有明顯減緩現(xiàn)象，球試樣在彈簧片的回彈作用下再次沖擊到平面試樣并沿其滑動，此后重復(fù)上述過程. 圖9為有限元仿真結(jié)果中不同結(jié)構(gòu)剛度下球試樣在U1方向的位移曲線及其示意圖，可以看到：隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大，球試樣U1方向總位移沒有明顯變化，但初次接觸點與第二次接觸點的距離L明顯縮短.

Fig. 9 The ball sample lateral displacement curves and schematic diagram圖9 不同結(jié)構(gòu)剛度下球試樣側(cè)向位移曲線及其示意圖

圖10為不同結(jié)構(gòu)剛度下與球試樣接觸的平面試樣單元最大Mises應(yīng)力值曲線及各區(qū)域最大應(yīng)力處云圖. 可以看出，球試樣沖擊到平面試樣時產(chǎn)生沖擊應(yīng)力，應(yīng)力曲線會相應(yīng)迅速增大，而球試樣彈起時應(yīng)力值迅速減小到0，然后球試樣回彈并再次沖擊到平面試樣產(chǎn)生壓應(yīng)力，上述球試樣運動過程不斷重復(fù). 當(dāng)球試樣不再彈起時，球試樣處于平面試樣的滑動區(qū)且二者處于接觸狀態(tài)，應(yīng)力曲線僅輕微波動. 可以看到低結(jié)構(gòu)剛度條件下，壓應(yīng)力相對較?。浑S結(jié)構(gòu)剛度的增大，沖擊應(yīng)力值基本沒有變化，而壓應(yīng)力值增長迅速，且在高結(jié)構(gòu)剛度條件下，沖擊區(qū)前側(cè)壓應(yīng)力有時甚至超過了沖擊應(yīng)力，而沖擊區(qū)后側(cè)應(yīng)力值基本與沖擊應(yīng)力值持平. 此外，球試樣在回程階段仍然與平面試樣處于接觸狀態(tài)，但應(yīng)力值呈衰減趨勢. 在應(yīng)力分布方面，三種結(jié)構(gòu)剛度條件下平面試樣各磨損區(qū)域最大應(yīng)力均位于平面試樣次表面.

Fig. 10 The von Mises stress curve of flat sample and contours of maximum stress in each region圖10 平面試樣Mises應(yīng)力曲線及各區(qū)域應(yīng)力最大值云圖

接觸應(yīng)力是導(dǎo)致材料去除的重要因素，根據(jù)Archard磨損計算公式可知磨損量與界面接觸應(yīng)力呈正相關(guān)關(guān)系，因此分析球試樣與平面試樣沖滑過程界面接觸應(yīng)力演變可輔助探究平面試樣的磨損機理. 圖11為三種結(jié)構(gòu)剛度條件下沖滑過程平面試樣接觸應(yīng)力曲線. 可以看出，只有球試樣與平面試樣相互接觸時才會產(chǎn)生接觸壓力，若兩試樣失去接觸則接觸應(yīng)力歸零.此外，低結(jié)構(gòu)剛度條件下較高的接觸應(yīng)力主要集中在沖擊區(qū)及滑動區(qū)前側(cè). 隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大，沖擊區(qū)接觸應(yīng)力值基本不變，滑動區(qū)接觸應(yīng)力值迅速增大，高結(jié)構(gòu)剛度條件下滑動區(qū)接觸應(yīng)力值略有波動但基本與沖擊區(qū)值保持一致.

4 不同結(jié)構(gòu)剛度下H13鋼磨損機理討論

結(jié)合沖滑磨損試驗及有限元仿真分析結(jié)果對H13鋼沖滑磨損機理進行分析. 結(jié)果可知，H13鋼平面試樣沖擊區(qū)的損傷主要是由沖擊載荷造成的，而較大的應(yīng)力及摩擦副長時間的接觸使得H13鋼平面試樣滑動區(qū)磨損愈加嚴(yán)重.

沖擊區(qū)在低結(jié)構(gòu)剛度條件下便出現(xiàn)損傷(見圖3)，隨著結(jié)構(gòu)剛度的增加，摩擦界面的微凸體受到的應(yīng)力增大，較大的接觸應(yīng)力使得材料被快速去除，平面試樣磨損體積增大，最大磨損深度增加(見圖6)，因此沖擊區(qū)磨損形式主要為犁削(見圖4)，其磨損機理為磨粒磨損.

而在滑動區(qū)，低結(jié)構(gòu)剛度條件下的平面試樣表面承受應(yīng)力相對較小，因此磨損輕微，其磨損體積與各區(qū)域最大磨損深度的增長并不明顯(見圖6). 而平面試樣表面磨損輕微使得摩擦界面狀態(tài)相比沖滑開始時變化并不大，因此摩擦系數(shù)變化較小，載荷幅值并不隨沖滑次數(shù)的增加而明顯變化(見圖7). 隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大，平面試樣磨痕寬度與球試樣磨損面積有所增加，摩擦副接觸面積不斷增大，接觸面變得更加貼合，此外摩擦副在回程時的持續(xù)接觸使得兩個試樣在滑動區(qū)接觸時間變長. 因此，隨著沖滑次數(shù)的增加，平面試樣的磨損愈加嚴(yán)重，且主要損傷區(qū)域由前側(cè)向后側(cè)移動，磨損最嚴(yán)重區(qū)域出現(xiàn)在滑動區(qū)后側(cè)(見圖3)，兩試樣間起一定犁削作用的磨屑硬質(zhì)顆粒不斷增多，滑動區(qū)出現(xiàn)犁削現(xiàn)象. 此時滑動區(qū)前、后側(cè)應(yīng)力值較大，足以使將黏附在平面試樣表面的磨屑剪切下來，導(dǎo)致了滑動區(qū)產(chǎn)生剝層現(xiàn)象(見圖4)，滑動區(qū)磨損機理由磨粒磨損向磨粒磨損與黏著磨損混合形式過渡.

此外，當(dāng)沖滑次數(shù)達(dá)到3k次時，高結(jié)構(gòu)剛度條件下平面試樣磨損形貌基本不再變化，沖滑磨損作用主要體現(xiàn)在磨損體積與深度的增加(見圖6). 這是由于高結(jié)構(gòu)剛度條件下摩擦副間接觸應(yīng)力值較高，沖滑次數(shù)較少時球試樣及平面試樣的磨損就已經(jīng)較為嚴(yán)重，且已到達(dá)1個相對穩(wěn)定的磨損狀態(tài). 盡管高剛度條件下的磨損體積明顯較大，但磨損體積增長速度不再隨沖滑次數(shù)的增加而明顯變化[見圖6(b)].

Fig. 11 The contact stress curve of flat sample圖11 平面試樣接觸應(yīng)力曲線

5 結(jié)論

a. 對于不同結(jié)構(gòu)剛度條件下的沖滑復(fù)合磨損試驗，隨著結(jié)構(gòu)剛度的增大，球試樣彈起的幅度減小，壓載荷幅值增大并逐漸在平面試樣的磨損中占主導(dǎo)作用. 此外，壓載荷在滑動區(qū)作用時間增長，且滑動區(qū)后側(cè)最大接觸應(yīng)力增大，使得平面試樣損傷最嚴(yán)重區(qū)由沖擊區(qū)向滑動區(qū)后側(cè)過渡.

b. 沖滑復(fù)合磨損試驗中，滾刀刀圈材料H13鋼在沖擊區(qū)損傷形式為犁削，損傷機理為磨粒磨損. 滑動區(qū)損傷形式由犁削變?yōu)槔缦髋c剝層的混合形式，其磨損機理由磨粒磨損變?yōu)槟チＤp與黏著磨損混合形式.

c. 研究了不同剛度條件下滾刀刀圈材料的沖滑復(fù)合磨損性能，可輔助了解滾刀與不同軟硬程度地層間的相互作用，為不同軟硬程度地層下刀盤的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供指導(dǎo)，并為滾刀刀圈材料的磨損性能評價提供了一種較為貼合其實際服役工況的評價方法.