脂潤滑條件下閘門底樞摩擦副磨損失效評價

秦紅玲 郭文濤 徐 翔 袁澤坤 趙新澤

1.三峽大學水電機械設備設計與維護湖北省重點實驗室，宜昌，443002 2.三峽大學機械與動力學院，宜昌，443002

0 引言

隨著物流業(yè)的發(fā)展，水上運輸量急劇增大，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)，且長期在間歇性低速重載的狀態(tài)下工作，潤滑不良。水下工作環(huán)境多泥沙，底樞極易產生磨損。一旦底樞過度磨損，即磨損量超過許用值，就會出現(xiàn)閘門體傾斜、閘門關閉不嚴、漏水等現(xiàn)象，導致底樞工作環(huán)境進一步惡化、閘門體擠壓變形、通航效率降低等問題。嚴重時不得不停航，進行船閘底樞及相關組件的維修、更換，致使船閘所在水運航線被切斷。閘門工作在水下，門體笨重，底樞維修更換過程繁瑣且周期長[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價，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價問題一直困擾工程界，不少學者對此展開了研究。許明[2]認為，QT600-3和銅基鑲嵌自潤滑材料FZ5(3)的蘑菇頭帽在相同的工況和潤滑條件下，具有相同的耐磨性能。邢述炳等[3]通過設置浮箱以減小底樞的外部載荷來減小磨損。RAJKUMAR等[4]認為進行摩擦副的合理匹配能有效改善摩擦副的摩擦磨損性能。類似關于材料配副及磨損失效預測的研究還有：李寶民等[5]對脂潤滑條件下4種銅合金的耐磨性能進行研究，認為4種滑動銅合金的磨損量隨著載荷的增大而增大。濮春歡等[6]通過摩擦磨損試驗對3Cr13不銹鋼涂層的磨損失效進行研究，發(fā)現(xiàn)載荷較大時，涂層磨損失效壽命分散程度較低，易于對涂層磨損失效進行預測。XU等[7]研究了液壓元件中滑履對材料的摩擦學性能，認為其摩擦學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，由于摩擦學系統(tǒng)的依賴性，提高速度或載荷的加速試驗將使壽命預測的準確性降低[8]，因此有必要貼合實際工況進行試驗設計，開展深入研究。為使試驗更加符合實際工況，本文以對底樞的實際工況為試驗設計的依據(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組成兩組摩擦副進行摩擦磨損試驗，對比分析不同接觸應力下兩種摩擦副的摩擦磨損性能，采用灰色理論對兩種摩擦副在不同接觸應力下的磨損失效進行評價。

1 試驗部分

1.1 試樣準備

在MMW-1A立式萬能摩擦磨損試驗機上，采用銷/盤配副面接觸摩擦的形式，在不同接觸應力作用下，對脂潤滑的ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr和QAL9-4/40Cr兩種閘門底樞摩擦副的摩擦磨損性能進行試驗研究。配副形式如圖1所示，平頭圓柱試樣銷尺寸為φ5 mm×13 mm；試樣圓盤內徑為16 mm，外徑為54 mm，厚度為9 mm，試樣銷偏離旋轉軸線15.48 mm。試驗機工作時，試樣銷做持續(xù)旋轉運動，試樣盤被加載與試樣銷貼合形成預定接觸應力。

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(固溶強化，硬度為HB200)和QAL9-4(固溶強化，硬度為HB200)在試驗前均采用HX-1000維氏顯微硬度計測量硬度，每種材料取5次測量的平均值。測量時，對40Cr施加載荷300 g，測得其平均硬度為642 HV；對銅基材料施加載荷100 g，測得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性能參數(shù)見表1。

表1 試樣的力學性能參數(shù)

1.2 試驗條件及過程

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力各不相同。不同類型閘門的自重和尺寸各異，導致不同閘門底樞摩擦副所承受的最大接觸應力也均不相同。

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

根據(jù)文獻[9]估算國內部分典型閘門的相關參數(shù)，如表2所示。由此確定銷/盤試驗施載壓力分別為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力，選取32 mm/s作為試驗的相對線速度，即試驗機轉速為20 r/min。本文主要關注接觸應力對摩擦副摩擦磨損性能的影響。

表2 國內部分典型閘門的相關參數(shù)

試驗開始前，銷盤試樣均依次采用400號、800號、1000號、1200號和1500號水砂紙打磨，并用丙酮清洗，表面粗糙度Ra≤0.4 μm，采用3號極壓鋰基潤滑脂作為潤滑介質，其質量指標如表3所示。為動態(tài)跟蹤磨損量，每試驗60 min取出試樣進行一次磨損量測量，每組試樣累積試驗時間為360 min。

表3 3號極壓鋰基潤滑脂的部分質量指標

1.3 試驗分析方法

摩擦因數(shù)由試驗機自動記錄，并分別取每階段內穩(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的合理性，采用組合磨損量來表示摩擦副的磨損，其以摩擦副的兩配合表面因磨損后的位置變化來度量[10]。結合測長法和表面輪廓法測量銷試樣磨損量，如圖3a所示，采用精度為1 μm的游標卡尺測量試驗前后銷試樣端面的高度h1和h2(游標卡尺沿著與磨痕垂直的方向測量)，之后采用三維表面輪廓儀測量一次試驗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測量其磨損量，即采用三維表面輪廓儀測量試驗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前磨痕最大深度hmax3和試驗后磨損最大深度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 組合磨損量計算模型Fig.3 Combined wear calculation model

通過ST400三維表面形貌儀，得到測量銷試樣磨損后的三維形貌圖及相關參數(shù)，對銷試樣的磨損機理進行分析。采用灰色系統(tǒng)GM(1，1)模型理論對摩擦副的組合磨損數(shù)據(jù)進行分析，并對摩擦副達到許用磨損量的磨損失效進行評價。

2 摩擦磨損試驗結果及討論

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力呈良好的正相關性，即隨接觸應力的增大，其單位時間內的磨損量也增大；當接觸應力范圍為10.6～21.1 MPa，磨損量隨著磨損時間的推移近似等量增大；接觸應力達到25.0 MPa時，摩擦副在運行起始階段發(fā)生了快速磨損，隨著磨損時間的推移，其磨損速度逐漸變小并趨于平穩(wěn)。

在試驗開始前，摩擦副接觸表面均經打磨，表面粗糙度Ra≤0.4 μm，摩擦副的實際接觸面積相對較大，導致試驗中的摩擦副較快進入穩(wěn)定磨損期，其磨損量呈現(xiàn)出近似等量增大的趨勢。由圖4可知，摩擦因數(shù)的波動與單位時間內摩擦副的磨損量存在良好的相關性，摩擦因數(shù)的平穩(wěn)性反應了磨損量的時效等量性，且摩擦因數(shù)隨接觸應力的增大表現(xiàn)出逐漸減小的趨勢。當接觸應力為25.0 MPa時，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)均超過了0.18。這是因為接觸應力增大，而潤滑脂的黏度沒有提高，摩擦副呈現(xiàn)潤滑不良狀態(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程圖，掃描面積為1 mm×1 mm，步長為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，分析認為這與摩擦副的初始接觸條件有較大關系。由表1可知，試驗用銷盤的硬度相差較大，當摩擦副兩接觸表面存在一定的接觸應力時，會使硬的鋼盤微凸體壓入到軟的銷試樣接觸面，導致滑動過程中的鋼盤微凸體對銷試樣接觸面產生犁切作用。隨著接觸應力的增大，微凸體壓入的深度及數(shù)量也增多，犁切效應加強，銷試樣的磨損加劇。由圖5e可以看出，當接觸應力為25.0 MPa時，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)。摩擦副在高接觸應力的作用下，摩擦副間預涂的潤滑脂膜被摩擦表面的粗糙峰刺破，且相對接觸面積較大，而3號極壓鋰基潤滑脂的黏度較大，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滑膜。大的相對接觸面積導致黏結點面積增大，而此時黏結點的強度又大于QAL9-4銷試樣的剪切強度173 MPa，在摩擦副相對運動過程中，黏結點的剪切作用導致QAL9-4銷試樣表面留下了凹坑。此時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。黏著磨損導致材料轉移而留下的凹坑為潤滑脂提供了存儲空間，運行60 min后，隨著潤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確反映QAL9-4/40Cr摩擦副的磨損機制、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

對比圖6可知，當接觸應力范圍為10.6～15.9 MPa時，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間的推移呈近似等量增大的趨勢；接觸應力范圍為19.1～25.0 MPa時，磨損量和摩擦因數(shù)均大幅增大，磨損速率隨著接觸應力的增大而略有減小且很快達到預定的磨損量2 mm,摩擦因數(shù)均達到0.2，且在0.20～0.22之間波動。

圖7為ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣磨損后接觸面的三維表面形貌變化過程圖，掃描面積為1 mm×1 mm，步長為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，當接觸應力為10.6 MPa、15.9 MPa，隨著接觸應力的增大，ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣磨損表面的磨痕增多，且磨痕深度、寬度也增大，對應著磨損 量的增大。由圖7c～圖7e可知，當接觸應力范圍為19.1～25.0 MPa時，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號極壓鋰基潤滑脂的性能導致其無法在摩擦副接觸表面間形成完全的潤滑膜，使ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副在高接觸應力作用下的直接接觸。由表1可知，ZCuAl8Mn13Fe3較軟，它在高接觸應力的作用下被轉移到鋼盤表面(從磨損后盤試樣磨痕呈現(xiàn)黃色可以看出)，對鋼盤表面凹凸的微結構形成一定的填充，導致鋼盤表面粗糙度減小，鋼盤微凸體嵌入深度減小，加之銅粉的自潤滑效應，鋼盤微凸體對其表面的犁切作用減弱。隨著接觸應力的增大，ZCuAl8Mn13Fe3銷試樣產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)，此時出現(xiàn)潤滑不良狀態(tài)，導致摩擦因數(shù)和磨損量比小接觸應力時發(fā)生劇烈增變。說明在低速重載工況下，隨著接觸應力的增大，ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的磨損形式由單一的犁切磨損轉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反映了ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副的磨損量變化趨勢。

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

在進行摩擦副設計時，為控制磨損速度，其接觸應力必須控制在許用應力之下。這兩對摩擦副的接觸應力均在超過某個極限值時，磨損狀態(tài)便會發(fā)生變化，磨損速度、摩擦因數(shù)均會急劇增大。

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 磨損失效評價

采用GM(1，1)模型進行磨損量的預測相對成熟[11-13]，通過現(xiàn)有的船閘底樞摩擦副磨損試驗數(shù)據(jù)可預測未來運行過程中組合磨損的發(fā)展趨勢。

表4所示為兩種摩擦副實測的組合磨損量試驗值，考慮到QAL9-4/40Cr摩擦副在25.0 MPa

表4 組合磨損量實驗數(shù)據(jù)

接觸應力下的磨損量變化趨勢，這里選擇120 min、180 min、…、360 min為磨損量的原始測量時間，其中，ZCuAl8Mn13Fe3/40Cr摩擦副在接觸應力超過19.1 MPa時的組合磨損量較大，均在180 min內達到了許用磨損量，故不做預測。

GM (1,1)的數(shù)學建模過程如下：

(1)對測量數(shù)據(jù)建立數(shù)據(jù)時間原始序列，x0(1)表示測得的第一個原始數(shù)據(jù)，例如10.6 MPa條件下QAL9-4/40Cr磨損120 min測得的數(shù)據(jù)為x0(1)，磨損180 min測得的數(shù)據(jù)為x0(2)，以此類推，可得

x0=(x0(1)，x0(2)，…，x0(n))

(4)

(2)對原始序列x0進行一次累加生成1-AGO數(shù)列x1：

x1=(x1(1)，x1(2)，…，x1(n))

(5)

(3)對x1建立關于時間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，GM(1，1)模型有意義；2>a>-0.3時，GM(1，1)可用于中長期的預測[14]。a推算的范圍為[-0.223 8，-0.101 5]，說明該模型可用于此試驗磨損量值的預測。

(4) 求出A后，則可得到白化形式的微分方程解，即預測值：

(8)

(9)

(10)

通過式(8)、式(10)可求得組合磨損量灰色預測模型的預測值Hv和相對殘差Rr，表6所示為該試驗組合磨損量實測值Hm和預測值Hv。由表6中檢驗結果來看，預測平均相對殘差均在5%以內，即預測吻合度到達了95%，屬于1級模型精度，說明此灰色預測模型的精度優(yōu)秀，符合建模要求。

表5 模型精度檢驗標準

實際閘門底樞摩擦副的配合間隙不宜超過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 試驗組合磨損量實測值Hm和預測值Hv

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

4 結論

(1)在低速重載下，當兩種銅基摩擦副的實際接觸應力在許用應力之下時，磨損形式均以犁切為主，磨損量隨接觸應力的增大而增大，摩擦因數(shù)隨接觸應力的增大而減??；當兩種銅基摩擦副的實際接觸應力超過許用應力時，磨損形式均以黏著為主，磨損速度、摩擦因數(shù)均會急劇增大。

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

(3)GM (1，1)灰色系統(tǒng)理論模型對磨損失效的預測結果與實測值吻合度達到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價。