柱塞泵配流副滑摩界面摩擦磨損及熱力耦合分析

竇振華，牛藺楷，趙二輝，黃家海

(太原理工大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，山西 太原 030024)

引言

軸向柱塞泵因工作壓力大、效率高和易于變量控制等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于工程機(jī)械等工況復(fù)雜領(lǐng)域。配流副是軸向柱塞泵的關(guān)鍵部位之一，需同時(shí)滿足支撐、油路分配及密封等多項(xiàng)功能。在高壓、高速等工況環(huán)境中，由于液壓油的黏性耗散以及油泥沉積導(dǎo)致的三體摩擦，使得配流副表面摩擦溫升加劇，帶來諸如油液變質(zhì)、密封失效，以及配流盤燒盤等問題[1]。

目前，國(guó)內(nèi)大部分研究集中在預(yù)測(cè)配流盤及缸體間的油膜厚度變化規(guī)律以及分析不同工況對(duì)油膜動(dòng)壓潤(rùn)滑特性、黏性剪切特性的影響[2-6]，或者在接觸面添加潤(rùn)滑涂層[7-8]和添加表面織構(gòu)[9-10]以改善摩擦性能，對(duì)于缸體及配流盤上的溫度變化及應(yīng)力變化鮮有研究。由于配流副相對(duì)滑動(dòng)速度是沿徑向變化的，內(nèi)外徑摩擦產(chǎn)熱并不均勻，加之不同區(qū)域潤(rùn)滑條件和散熱程度不同，工作過程中的壓力波動(dòng)使得配流副只有局部接觸的摩擦面發(fā)生熱膨脹，易出現(xiàn)熱彈性失穩(wěn)的現(xiàn)象[11]，從而導(dǎo)致溫升、摩擦系數(shù)波動(dòng)及磨損機(jī)制產(chǎn)生局部性差異。因此，深入研究不同工況下配流副溫度場(chǎng)及應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)是研究整個(gè)軸向柱塞泵配流副摩擦機(jī)制和失效形式的基礎(chǔ)。

摩擦磨損試驗(yàn)常采用以下方法：標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn)、模擬臺(tái)架試驗(yàn)、實(shí)際使用試驗(yàn)。其中，模擬臺(tái)架試驗(yàn)及實(shí)際使用試驗(yàn)研究成本高且試驗(yàn)周期長(zhǎng)，因此對(duì)于柱塞泵摩擦副的試驗(yàn)方式常采用標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn)。祝毅[12]利用MMU-10摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)測(cè)試了4種不同加工方式加工的樣品，指出摩擦副拋光后具有更好的摩擦性能；姜繼海等[13]利用MWF-10摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)研究了3種不同硬材料與軟材料間的摩擦磨損特性，發(fā)現(xiàn)粗糙度為0.2 μm時(shí)，HMn58-3與20CrMnTi組成的摩擦副磨損量最低，且硬材料粗糙度對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響更大。

PV值為機(jī)械密封設(shè)計(jì)和使用過程中經(jīng)常使用的壽命準(zhǔn)則及熱負(fù)荷的近似準(zhǔn)數(shù)，常被用來評(píng)估機(jī)械密封使用過程中的耐磨性及耐熱性。但相同PV值，不同工況下，密封摩擦過程中發(fā)生的熱磨損不同，所以單純地將PV值作為壽命設(shè)計(jì)準(zhǔn)則是不準(zhǔn)確的。

基于此，本研究將PV值作為變量，建立了配流盤回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的熱力耦合計(jì)算模型，利用摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上的簡(jiǎn)化配流副開展試驗(yàn)，并運(yùn)用ABAQUS有限元軟件對(duì)此過程仿真計(jì)算，通過研究配流盤在滑摩過程中的接觸熱動(dòng)力學(xué)問題，探究PV值對(duì)配流副溫升、摩擦系數(shù)、應(yīng)力應(yīng)變等摩擦特性的影響，以期對(duì)配流副摩擦磨損研究提供理論指導(dǎo)。

1 數(shù)值模型建立及求解

1.1 配流副磨損

如圖1所示，主軸通過花鍵與驅(qū)動(dòng)軸連接，帶動(dòng)缸體及柱塞旋轉(zhuǎn)，在配流盤油路分配作用下，完成柱塞泵吸、排油；柱塞缸體在高壓油和中心彈簧共同作用下將貼合配流盤表面，從而減小配流副泄漏，提高柱塞泵容積效率。

圖1 軸向柱塞泵結(jié)構(gòu)圖

由工作原理可知，配流盤與柱塞缸體之間是滑動(dòng)摩擦，潤(rùn)滑狀態(tài)為邊界潤(rùn)滑或者混合潤(rùn)滑，油膜狀態(tài)由配流孔槽幾何形狀、接觸面周圍環(huán)境散熱情況及缸體壓緊力決定。缸體與配流盤通常由軟材料與硬材料搭配制成，并且磨損更易發(fā)生在軟材料上，溫度在其中起到了至關(guān)重要的作用。

1.2 傳熱模型建立及求解

本研究主要對(duì)軟材料制成的缸體進(jìn)行熱力耦合分析。為簡(jiǎn)化問題，假定以下條件：

(1) 由于配流盤及柱塞缸體均呈軸對(duì)稱分布，且假定所受壓力、溫度作用及約束情況也均為軸對(duì)稱分布，則物體內(nèi)部溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)將對(duì)稱于中心軸線，故問題可簡(jiǎn)化為只與極徑r和軸向距離z有關(guān)，不隨極角θ變化的圓柱坐標(biāo)系下空間軸對(duì)稱問題，由摩擦產(chǎn)生的耗能全部轉(zhuǎn)化為摩擦熱，且均被配流副吸收，并忽略液壓油的對(duì)流散熱及空間輻射散熱的影響；

(2) 配流盤與柱塞缸體材料均認(rèn)為是常物性參數(shù)，除摩擦接觸面認(rèn)為是理想導(dǎo)熱外，其余空氣和其他機(jī)械結(jié)構(gòu)接觸表面均認(rèn)為是絕熱邊界；

(3) 配流盤與柱塞缸體始終平行滑動(dòng)，忽略傾覆力矩及液壓油膜變形對(duì)溫度場(chǎng)的影響。

根據(jù)傅里葉定律和能量守恒定律建立配流盤空間軸對(duì)稱非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱方程為：

(1)

熱邊界條件：

t=0，T(z,r,T)=T0

(2)

(3)

式中，α—— 熱擴(kuò)散率

λ—— 導(dǎo)熱系數(shù)

ρ—— 密度

c—— 比熱容

T—— 溫度

T0—— 初始時(shí)刻溫度

t—— 時(shí)間

q0——t時(shí)刻接觸面熱流密度

依據(jù)假設(shè)(1)，摩擦產(chǎn)生的耗能全部轉(zhuǎn)化為摩擦熱，并作為熱流密度qT全部流入配流副上、下摩擦面，利用試驗(yàn)測(cè)得的摩擦系數(shù)計(jì)算得：

(4)

式中，μ—— 摩擦系數(shù)

n—— 轉(zhuǎn)速

R1,R2—— 內(nèi)、外環(huán)半徑

p—— 壓力

由于對(duì)摩接觸面材料屬性不同，導(dǎo)致摩擦熱在端面分配比例也有差異。上下摩擦面之間通過摩擦所產(chǎn)熱量可按比例Kp分布：

(5)

式中，下標(biāo)p代表配流盤；下標(biāo)c代表缸體。

所以上摩擦面所分配的熱流密度為：

(6)

式中，A為接觸面面積。

1.3 熱應(yīng)力模型

配流盤中任意單元的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為：

σ=D(ε-ε0)

即：

(7)

式中，εz，εr，εθ，γzr分別為軸向正應(yīng)變、徑向正應(yīng)變、環(huán)向正應(yīng)變及剪應(yīng)變，并有：

εz0=εr0=εθ0=βT

(8)

其中，βT為由于物體內(nèi)部存在溫差，引起的熱膨脹量。

彈性矩陣D為：

(9)

(10)

式中，β—— 材料的膨脹系數(shù)

E—— 彈性模量

υ—— 泊松系數(shù)

2 試驗(yàn)及仿真方案

2.1 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用MMU-10H摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)模擬配流副滑摩工況，試驗(yàn)機(jī)實(shí)物如圖2所示。摩擦上試樣采用柱塞泵缸體常用材料CuPb15Sn5，下試樣選用配流盤常用材料42CrMo。下試樣加工遵循柱塞泵配流副加工工藝，將42CrMo胚料粗磨后熱處理。首先選用調(diào)質(zhì)工藝，將胚料加熱至940 ℃，保溫90 min后淬火，然后設(shè)定640 ℃回火溫度進(jìn)行高溫回火，保溫180 min后冷卻至室溫；隨后進(jìn)行滲氮處理，滲氮時(shí)將試樣加熱到520 ℃，保溫8～12 h后溫度增至600 ℃ 再保溫6～10 h；冷卻后對(duì)試樣精磨，去除滲氮表層化合物并使粗糙度達(dá)到0.4 μm。上試樣直接加工，加工后表面粗糙度為0.2 μm，試樣材料參數(shù)見表1，試樣成品如圖3所示。

表1 材料特性參數(shù)

圖2 盤-環(huán)端面摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)原理圖

圖3 上試樣及下試樣示意圖

試驗(yàn)采用控制變量法，所有試驗(yàn)在固定時(shí)間(總時(shí)長(zhǎng)為3600 s)以及固定PV值(壓力×線速度為1.8, 3 MPa·m·s-1)的預(yù)定工況下進(jìn)行，試驗(yàn)分組如表2所示。使用熱電偶全程記錄試樣溫度變化，并采用潤(rùn)滑油泵對(duì)試樣潤(rùn)滑，試驗(yàn)過程中隨時(shí)調(diào)整流量，保證試驗(yàn)全程為浸油潤(rùn)滑，試驗(yàn)中采用常用抗磨液壓油L-HM 46(ρ=870 kg/m3,γ=46 mm2/s)。在試驗(yàn)前后，利用丙酮超聲清洗去除試樣表面氧化物及雜質(zhì)，之后用酒精對(duì)試樣進(jìn)一步的清洗。試驗(yàn)前后，使用精度為0.0001 g的分析天平對(duì)試樣重量進(jìn)行測(cè)試，以確定磨損質(zhì)量。試驗(yàn)后利用VHX-600超景深三維顯微系統(tǒng)對(duì)上試樣表面形貌觀察。

表2 試驗(yàn)工況

2.2 仿真方案

本研究采用ABAQUS/Explicit對(duì)摩擦副熱力耦合數(shù)值模型進(jìn)行模擬，選取上試樣為可變形實(shí)體，下試樣視為剛體，仿真工況同試驗(yàn)工況，選取上試樣接觸面中間任一單元作為檢測(cè)節(jié)點(diǎn)。切向行為選取罰函數(shù)作為計(jì)算摩擦公式的算法，法向行為選取“硬”接觸模式，考慮外部環(huán)境與試樣在摩擦過程中的輻射散熱。在網(wǎng)格劃分中，為保證摩擦接觸面附近溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算分析結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)上試樣接觸面附近的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，最終網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 模型網(wǎng)格劃分

3 磨損機(jī)制分析

3.1 摩擦系數(shù)與溫度變化

不同工況下42CrMo與CuPb15Sn5配對(duì)副的摩擦系數(shù)曲線，如圖5所示，端面溫度曲線如圖6所示?？梢钥闯觯?組數(shù)據(jù)最初摩擦系數(shù)均約為0.08，但隨時(shí)間推移，逐漸開始了偏差。試驗(yàn)1～3是PV為1.8 MPa·m/s的3組對(duì)照試驗(yàn)，其中，試驗(yàn)1的初始階段出現(xiàn)了較大的摩擦系數(shù)波動(dòng)，最高達(dá)到0.15，隨后在950 s降低至0.09左右，并一直保持至試驗(yàn)結(jié)束；試驗(yàn)2及試驗(yàn)3的摩擦系數(shù)均未波動(dòng)，在試驗(yàn)初始階段，2種工況的摩擦系數(shù)幾乎相同，在200～400 s，試驗(yàn)3比試驗(yàn)2的摩擦系數(shù)低0.01左右，直至試驗(yàn)進(jìn)行至800 s后，試驗(yàn)3依舊保持在0.08左右，而試驗(yàn)2出現(xiàn)了略微下降，約為0.07，說明在試驗(yàn)開始時(shí)，2種工況的潤(rùn)滑條件相似，但隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，2組試驗(yàn)的端面溫度出現(xiàn)偏差，試驗(yàn)3溫度達(dá)到49.2 ℃，試驗(yàn)2為44.6 ℃，溫度越高，潤(rùn)滑油黏度越低，并且后者的較高轉(zhuǎn)速更有利于動(dòng)壓潤(rùn)滑油膜的形成，從而使得試驗(yàn)2的摩擦系數(shù)較低。通過對(duì)前3組試驗(yàn)0～200 s的摩擦系數(shù)曲線及溫度曲線局部放大可以發(fā)現(xiàn)，盡管曲線差別較小，但還是可以明顯看出壓力越高，摩擦系數(shù)及溫升越大。

圖5 不同工況下摩擦系數(shù)曲線

圖6 不同工況下端面溫度曲線

試驗(yàn)4及試驗(yàn)5是PV是1.8 MPa·m/s的2組對(duì)照試驗(yàn)。其中，試驗(yàn)4的摩擦系數(shù)在0～200 s時(shí)，與其他試驗(yàn)一致，約為0.08，隨后出現(xiàn)小幅上升，直至試驗(yàn)結(jié)束時(shí)與試驗(yàn)1幾乎重合，約為0.9；試驗(yàn)5的摩擦系數(shù)在第100秒時(shí)出現(xiàn)了波動(dòng)，隨后一直下降，由0.08下降至0.07。PV為1.8 MPa·m/s的2組試驗(yàn)的溫度曲線與PV為3 MPa·m/s的3組試驗(yàn)有較大差別，試驗(yàn)4的初始溫度為22.1 ℃，試驗(yàn)結(jié)束時(shí)溫度為33.7 ℃，溫升為11.6 ℃，試驗(yàn)5從開始的19.4 ℃增加到27.1 ℃，增加了7.7 ℃。通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)低PV值的溫升遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于高PV值，潤(rùn)滑油黏度在相同試驗(yàn)時(shí)間會(huì)更高，因此摩擦系數(shù)會(huì)更低。

圖7為5組試驗(yàn)上試樣重量變化對(duì)比，可以看出試驗(yàn)?zāi)p率與摩擦系數(shù)的變化趨勢(shì)一致。其中，試驗(yàn)1的磨損率最高，為0.20175 g，試驗(yàn)2的磨損率是試驗(yàn)1磨損率的11.77%，試驗(yàn)3的磨損率是試驗(yàn)1磨損率的45.23%，試驗(yàn)4是試驗(yàn)1磨損率的32.44%，試驗(yàn)5是試驗(yàn)1磨損率的9.99%。

圖7 試樣磨損量

3.2 接觸面表面形貌

圖8為5組試驗(yàn)后的實(shí)物圖，圖9為5組試驗(yàn)的表面形貌圖，由于上下試樣硬度差距較大，因此主要分析摩擦表面破壞更嚴(yán)重的上試樣表面。試驗(yàn)1上試樣表面被完全破壞，摩擦邊緣由于高溫而導(dǎo)致材料強(qiáng)度降低，壓出向外卷的毛邊，通過顯微鏡放大后如圖9a所示，試樣表面出現(xiàn)了金屬層大片剝落，并伴隨有裂紋及犁溝產(chǎn)生，部分區(qū)域的壓痕表明試樣表面出現(xiàn)塑性變形；與之對(duì)應(yīng)的下試樣表面微突峰被磨平，并有大片銅顆粒聚集形成片狀銅質(zhì)轉(zhuǎn)移膜，如圖9b所示。試驗(yàn)2磨損程度較輕，表面僅分布少量較淺的磨痕，且沒有出現(xiàn)毛邊，由圖9c、圖9d所示的表面形貌圖可以看出，上試樣表面粗糙峰結(jié)構(gòu)清晰，部分區(qū)域出現(xiàn)了直徑較小的點(diǎn)狀剝落；下試樣表面較為光潔。試驗(yàn)3表面存在磨痕但未被完全壓潰，側(cè)邊出現(xiàn)了輕微的卷邊，如圖9e、圖9f所示，上試樣表面存在大量犁溝，少量粗糙峰被磨平，出現(xiàn)了輕微的塑性變形，除此之外還有輕微被氧化跡象；下試樣表面有明顯的犁削現(xiàn)象，并有少量粗糙峰被磨平，局部有點(diǎn)狀銅質(zhì)轉(zhuǎn)移膜，但相比于試驗(yàn)1，整體磨損程度較輕。

試驗(yàn)4表面有明顯的磨痕，由圖9g、圖9h可以看到，試樣表面存在少量較深犁溝且有塑性變形出現(xiàn)；下試樣表面存在少量的銅質(zhì)轉(zhuǎn)移膜，但痕跡較淺且未連成片。圖8e為試驗(yàn)5上試樣磨損圖，表面較為光滑，側(cè)邊輪廓完整，圖9i為試驗(yàn)5上試樣的表面形貌圖，表面粗糙峰保存完好，未出現(xiàn)明顯的磨損痕跡；下試樣表面有輕微的磨痕，但未發(fā)現(xiàn)銅質(zhì)黏附物，如圖9j所示。PV值由3 MPa·m/s降低至1.8 MPa·m/s后，整體磨損程度得到了改善。

圖8 試樣實(shí)物圖

圖9 試樣表面形貌

3.3 磨損機(jī)制

在摩擦的初始階段，接觸面之間還未形成完整的流體動(dòng)壓油膜，摩擦主要表現(xiàn)為接觸面粗糙峰之間的直接摩擦，此時(shí)的磨損機(jī)制主要為由于剪切力被剝落下來的微凸峰在摩擦接觸面之間形成三體磨粒磨損，工程中將此階段稱之為磨合階段。這一階段，粗糙峰的存在使得實(shí)際接觸區(qū)域的壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于給定壓力，因此壓力載荷將顯著的影響接觸面磨損程度[14]。當(dāng)磨合階段結(jié)束后，接觸表面粗糙峰被磨平，加之硬試樣表面形成光滑的轉(zhuǎn)移膜，此時(shí)接觸面間的潤(rùn)滑效果將由轉(zhuǎn)速主導(dǎo)，雖然高轉(zhuǎn)速有助于流體動(dòng)壓油膜的形成，但過高的轉(zhuǎn)速會(huì)導(dǎo)致油膜破裂，增加摩擦面的接觸面積。

因此由圖6所示，在0～200 s，壓力較低的試驗(yàn)1的溫升較其他2組試驗(yàn)更為平緩；在200～1200 s，試驗(yàn)1的溫度上升速度加快，最高時(shí)達(dá)到60 ℃，內(nèi)部熱應(yīng)力快速上升并且在邊緣處聚集，表面在磨合階段造成的微小缺陷被熱應(yīng)力擴(kuò)大，使得磨損機(jī)制由前期的磨粒磨損轉(zhuǎn)化為黏著磨損，溫度過高導(dǎo)致的潤(rùn)滑油黏度下降也促使了潤(rùn)滑油膜質(zhì)量下降及裂紋的擴(kuò)展。

當(dāng)PV值降低后可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)4及試驗(yàn)5的溫升幅度降低，有助于提升潤(rùn)滑性能，但由于試驗(yàn)4轉(zhuǎn)速達(dá)到了500 r/min，其磨損程度依舊比試驗(yàn)2及試驗(yàn)3更高，試驗(yàn)5僅存在輕微的刮擦磨損，表面沒有明顯磨痕。

3.4 熱力耦合分析

通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，配流副滑膜過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力易導(dǎo)致嚴(yán)重的摩擦磨損破壞，尤其是相同PV值工況下，試樣的磨損有很大區(qū)別。為了更清晰地探究配流副滑膜過程中的熱應(yīng)力和摩擦磨損機(jī)理，因此在試驗(yàn)基礎(chǔ)上開展了仿真分析工作。

上試樣端面模擬溫度曲線與試驗(yàn)溫度曲線對(duì)比如圖10a～圖10c，仿真溫度分布云圖為圖11b、圖11d、圖11f ，時(shí)長(zhǎng)為滑摩過程前200 s。通過該表可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)溫度略低于仿真溫度，主要是因?yàn)榉抡婺Ｐ瓦M(jìn)行了一定程度的簡(jiǎn)化，忽略了實(shí)際試驗(yàn)中油液對(duì)流換熱、設(shè)備夾具導(dǎo)熱等因素，但兩者誤差較小，可以認(rèn)為仿真過程較大的還原了試驗(yàn)過程。

圖10 試驗(yàn)與仿真溫度曲線對(duì)比

圖11a、圖11c、圖11e為3種工況上試樣接觸面壓力分布圖，均出現(xiàn)了局部應(yīng)力集中的現(xiàn)象，且整體分布為內(nèi)徑處壓力明顯低于外徑。這是因?yàn)樵趦山佑|面摩擦過程中，個(gè)別較高粗糙峰的接觸以及材料的不均勻性，總會(huì)在個(gè)別區(qū)域出現(xiàn)“熱斑”[15]，這些區(qū)域的熱應(yīng)力比其他區(qū)域高，使得其熱變形也會(huì)較高，導(dǎo)致端面接觸不均勻，“熱斑”處的變形會(huì)越來越嚴(yán)重，直至產(chǎn)生塑性變形或者損傷。

圖11 200 s后上試樣端面壓力及溫度云圖

為了分析溫度對(duì)于應(yīng)變的影響，除了等PV值的3種試驗(yàn)工況，還增加了靜止施壓工況，由于接觸面沒有相對(duì)滑動(dòng)，溫度會(huì)一直保持環(huán)境溫度直至結(jié)束。如圖12所示，在僅靜止施壓時(shí)，其塑性應(yīng)變快速上升至5×10-5后保持不變；5 MPa，500 r/min的等效塑性應(yīng)變最初為5×10-5，第90秒時(shí)開始上升，第200秒達(dá)到了2×10-4；8 MPa，312 r/min的等效塑性應(yīng)變最初為1.26×10-4，第110秒時(shí)開始上升，第200秒達(dá)到了2.29×10-4；12 MPa，208 r/min的等效塑性應(yīng)變最初為2.28×10-4，第130秒時(shí)開始上升，第200秒達(dá)到了3.43×10-4?？梢园l(fā)現(xiàn)，除靜止施壓工況外，其他3種試驗(yàn)工況均出現(xiàn)塑性應(yīng)變值穩(wěn)定一定時(shí)間后還會(huì)上升，這是由于摩擦熱導(dǎo)致的熱塑性變形。壓力越高，其初始塑性應(yīng)變?cè)酱?，但速度越高，接觸面產(chǎn)生熱塑性變形的時(shí)間點(diǎn)就越早，這是由于轉(zhuǎn)速升高導(dǎo)致摩擦面溫度升高，進(jìn)而導(dǎo)致材料強(qiáng)度降低，因此更易達(dá)到材料產(chǎn)生塑性應(yīng)變的應(yīng)力極限。

圖12 不同工況下等效塑性應(yīng)變曲線

4 結(jié)論

配流副是軸向柱塞泵中的重要摩擦副，針對(duì)配流副滑摩過程中的摩擦磨損問題，建立了配流副軸對(duì)稱非穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)方程，利用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行了配流副熱力耦合分析，并利用端面摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)論如下：

(1) 在滑摩初期，實(shí)際接觸面積較小，且摩擦表面溫度較低，增加壓力會(huì)增大接觸面溫度及摩擦系數(shù)，此時(shí)的磨損機(jī)制主要為磨粒磨損；隨著配流副持續(xù)滑摩，摩擦表面粗糙峰被磨平，實(shí)際接觸面積增大，加之摩擦表面溫度升高，材料強(qiáng)度降低，壓力影響逐漸降低，高轉(zhuǎn)速成為了摩擦面溫度及摩擦系數(shù)增大的主要因素，此時(shí)的磨損機(jī)制主要為黏著磨損；

(2) 在配流副滑摩過程中，轉(zhuǎn)速及壓力對(duì)摩擦溫升及摩擦磨損特性的影響具有顯著非線性特征；摩擦溫升和磨損均隨PV值增大而加劇，但當(dāng)PV值保持一定時(shí)，轉(zhuǎn)速對(duì)溫升和磨損特性的影響明顯大于壓力造成的影響。