液壓泵滑靴雙金屬擴散焊性能穩(wěn)定性驗證研究

張 峰， 劉 姿, 管博文

(國營蕪湖機械廠， 安徽 蕪湖 241007)

引言

雙金屬擴散焊接技術(shù)已廣泛應(yīng)用于液壓泵的生產(chǎn)制造，如液壓泵滑靴頭采用錫青銅和結(jié)構(gòu)鋼的擴散焊工藝，提高了原合金銅材質(zhì)滑靴整體強度，避免易被拉脫問題，既滿足摩擦副的匹配要求，又提高了滑靴的疲勞強度。表面銅層保證使用過程中的減磨特性，基體鋼材增加零件強度、韌性等力學(xué)性能，大大提高液壓泵的潤滑性能和使用壽命[1-3]。

液壓泵工作過程，柱塞通過旋轉(zhuǎn)和軸向運動在轉(zhuǎn)子內(nèi)吸油和排油，而柱塞頭部的滑靴起支撐和減磨作用。液壓油被封存在滑靴封油槽內(nèi)，使滑靴與斜盤之間形成一層油膜，減少摩擦副間摩擦損失，提高機械效率。液壓泵高速運轉(zhuǎn)過程中，若滑靴擴散焊銅層掉塊、剝落，會快速破壞滑靴與斜盤間油膜的穩(wěn)定，使液壓泵摩擦迅速升溫失效[4]。實際某型液壓泵已發(fā)生多起滑靴剝落、掉塊引起的磨損故障，該批次液壓泵已全面停用，造成重大的經(jīng)濟損失，對該批次液壓泵的使用可靠性進行評估具有重要意義。

目前，對于滑靴擴散焊的使用可靠性內(nèi)容研究較少，主要是對擴散焊的生產(chǎn)工藝控制、掃描成像方法、受力與減磨措施等方面的研究[5-7]。本研究通過分析滑靴擴散焊銅層剝落機理，確定擴散焊界面缺陷的影響，并對停用批次液壓泵滑靴進行了內(nèi)部缺陷檢測方式的對比驗證，制定滑靴工業(yè)CT檢測的要求，篩選出內(nèi)部缺陷最大的樣本泵進行耐久試驗。通過檢驗含有最大缺陷液壓泵的使用可靠性，給出該批次其他液壓泵的使用判據(jù)，該方法從工程應(yīng)用上給出了一種從擴散焊性能方面驗證液壓泵使用可靠性的方法，加深了對液壓泵制造過程的理解，為液壓泵工程應(yīng)用研究提供部分參考。

1 液壓泵滑靴擴散焊層剝落機理

1.1 滑靴擴散焊層剝落的微觀形貌分析

圖1為某失效滑靴銅層剝落情況，剝落主要集中在密封帶一側(cè)，剝落區(qū)域有平行的溝槽特征。圖2為剝落區(qū)域微觀形貌，可以看到剝落表面光滑，無明顯的斷裂特征和剪切摩擦特征。圖3為滑靴軸向切割剖面，放大發(fā)現(xiàn)合金銅層邊緣有裂紋向界面延伸，材料從中心向邊緣擠壓，剝落區(qū)域基本在基體與銅層焊接交界處。

圖1 柱塞擴散焊層剝落情況

圖2 滑靴剝落區(qū)域表面

圖3 滑靴軸向剖面

1.2 滑靴擴散焊層剝落的金相分析

滑靴裂紋斷面如圖4所示，成片剝落區(qū)域銅層大部分沿基體界面處斷裂分離，說明剝落接近基體；銅層與基體界面的灰色相為基體向銅層擴散過渡區(qū)；界面有大量線狀裂紋分布，分布區(qū)域與脫落部位基本一致。滑靴斷面微觀檢查顯示，裂紋斷面平整，滑靴裂紋擴展深度均勻，滑靴斷面有明顯摩擦痕跡，有可見疲勞特征。

圖4 滑靴裂紋斷面

1.3 滑靴擴散焊層剝落的機理分析

滑靴銅層在擴散焊界面處大面積剝落，且有規(guī)則的平行溝槽特征；滑靴實際工作過程摩擦剪切應(yīng)力較??；銅層沿基體界面剝落，說明滑靴擴散焊接合面處結(jié)合力較弱；微觀檢查滑靴銅層剝落區(qū)域截面擴散焊層有大量線狀缺陷，表明擴散焊處有較多缺陷或孔隙；結(jié)合滑靴工作受力情況，說明擴散焊銅層結(jié)合強度較低，易發(fā)生疲勞剝落，即擴散焊界面大量線狀裂紋或孔隙缺陷影響擴散焊的結(jié)合力，導(dǎo)致銅層剝落。這與文獻[8]滑靴擴散焊層氣孔、夾渣、縮松等缺陷會惡化結(jié)合面的性能，使液壓泵使用過程中出現(xiàn)故障的結(jié)論一致。

2 液壓泵滑靴擴散焊缺陷的檢測及樣本選擇

2.1 滑靴擴散焊內(nèi)部缺陷檢測方法

擴散焊層厚度較小，界面上含有大量形狀不一的小孔隙，由于缺陷尺寸大于擴散焊厚度，擴散焊界面位置缺陷可看成氣孔、未焊接，故需要驗證其可靠性。為有效檢測出擴散焊層孔隙大小、位置，對金屬內(nèi)部缺陷無損檢測方法進行對比，如X射線、超聲波、工業(yè)CT掃描[9-11]。圖5為超聲波掃描與工業(yè)CT掃描內(nèi)部缺陷效果對比。對比顯示，工業(yè)CT掃描以二維斷層圖像或三維立體圖像形式呈現(xiàn)，清晰、準確、直觀展示被測物體的內(nèi)部結(jié)構(gòu)、組成、材質(zhì)及缺陷狀況。經(jīng)過綜合分析對比，選用工業(yè)CT掃描可滿足檢測需求。

圖5 超聲波與工業(yè)CT掃描滑靴缺陷對比

2.2 關(guān)于滑靴工業(yè)CT檢測要求

工業(yè)CT可以檢測到滑靴內(nèi)部缺陷的位置、大小、分布情況并三維可視化呈現(xiàn)。掃描時需要對性能影響較小的孔隙進行篩選以提高掃描效率，在制定滑靴工業(yè)CT檢測要求時，參考了液壓泵設(shè)計制造過程關(guān)于擴散焊零件表面質(zhì)量判斷標準以及文獻[12-13]相關(guān)內(nèi)容，結(jié)合產(chǎn)品材質(zhì)、形狀、大小和工業(yè)CT設(shè)備檢測精度要求，忽略等效直徑0.15 mm以下的孔隙，掃描時選取尺寸大于0.15 mm以上的缺陷，并將缺陷等效直徑大于1.0 mm定義為超標缺陷。工業(yè)CT實驗方法依據(jù)GB/T 29070—2012，基于23 μm掃描分辨率檢測滑靴內(nèi)部缺陷，關(guān)于孔隙的檢測要求如下：

(1) 掃描統(tǒng)計等效直徑大于0.15 mm所有孔隙；

(2) 若內(nèi)部缺陷最大尺寸小于1.0 mm，標記最大尺寸及尺寸相近孔隙的大小、位置；

(3) 若內(nèi)部缺陷最大尺寸大于1.0 mm，標記所有尺寸大于1.0 mm和相近的孔隙大小、位置，標記長度大于1 mm的裂縫或裂紋的長度和位置。

2.3 柱塞滑靴工業(yè)CT檢測結(jié)果及樣本選擇

對某批次20臺液壓泵180件柱塞滑靴進行工業(yè)CT檢測，利用CT設(shè)備自帶的VG軟件進行CT掃描數(shù)據(jù)分析，統(tǒng)計滑靴擴散焊層及附近較大缺陷總面積如表1所示，大缺陷形狀、位置如圖6所示。

表1 柱塞大孔隙統(tǒng)計結(jié)果

圖6 柱塞內(nèi)部大缺陷

由表1和圖6可知，編號104-9柱塞滑靴擴散焊界面孔隙面積最大，且孔隙多集中在邊緣一側(cè)，有成片大面積孔隙存在(相當于未焊合區(qū)域)，與圖1故障滑靴相似。其他滑靴擴散焊界面處雖有大孔隙，但多數(shù)呈離散狀分布，接合面焊接孔隙情況質(zhì)量比104-9柱塞相對較好，選擇104-9柱塞對應(yīng)的液壓泵為最大缺陷樣本，進行仿真分析，壽命試驗驗證。

3 柱塞擴散焊性能仿真驗證

3.1 有限元模型

如圖6所示，柱塞104-9內(nèi)部缺陷面積最大，且集中在一側(cè)，孔隙靠近邊緣越大，靠近圓心孔越小，在滑靴圓面上放射狀。為最大程度模擬孔隙缺陷對滑靴整體影響，可將104-9柱塞內(nèi)部缺陷集合到一處孔隙，主體位置與柱塞104-9一致，則最終缺陷如扇形。根據(jù)文獻[14]，雙金屬擴散焊滲透厚度在0.1 mm左右。滑靴預(yù)制缺陷建模時，可預(yù)制一個面積為23.3 mm2，主體位置與104-9相近的扇形，以結(jié)合面為基準，向銅層挖出0.1 mm的缺陷，模型如圖7所示。

圖7 預(yù)制滑靴缺陷模型

3.2 材料特性及載荷計算

滑靴銅層為ZQSn10-2-3，基體鋼材為12Cr2Ni4A，根據(jù)航空材料手冊其材料屬性如表2所示。根據(jù)文獻[14]和QJ 3251—2005《銅及銅合金與鋼真空擴散焊技術(shù)要求》，擴散焊結(jié)合面斷裂參數(shù)如表3所示，其中ρ為密度，E為彈性模量，v為泊松比，σb為抗拉強度，ε為應(yīng)變系數(shù)。

表2 滑靴材料屬性表

表3 擴散焊結(jié)合面斷裂參數(shù)

圖8a為滑靴運動過程的受力邊界，根據(jù)液壓泵產(chǎn)品技術(shù)規(guī)范和斜盤式柱塞泵相關(guān)設(shè)計與計算公式，結(jié)合液壓泵尺寸參數(shù)，滑靴的載荷計算如表4所示，其中FDP為軸向柱塞作用力，F(xiàn)DP,X為相切與斜盤方向作用力，F(xiàn)DP,Y垂直于斜盤方向作用力，F(xiàn)ap為軸向柱塞直線運動慣性力，F(xiàn)HD為單個柱塞回程盤彈簧壓緊力，MSX為慣性力矩，MTS為摩擦力矩，pS為泵工作壓力，圖8b為滑靴網(wǎng)格劃分情況。

圖8 滑靴受力與網(wǎng)格劃分

表4 載荷計算結(jié)果

3.3 仿真分析

擴散焊界面處缺陷可靠性驗證可依據(jù)工作工況下對含有缺陷的柱塞滑靴靜應(yīng)力分析來確定。由于滑靴銅層與基體鋼材的化學(xué)成分和力學(xué)性能存在明顯差異，擴散焊結(jié)合界面應(yīng)是整體受力薄弱區(qū)域。仿真采用內(nèi)聚力單元模擬擴散焊冶金結(jié)合層，損傷演化判據(jù)選擇二次張拉準則；預(yù)制滑靴擴散焊界面缺陷采用生死單元技術(shù)，缺陷厚度指派為0.01 mm。如圖9所示，預(yù)制缺陷位于滑靴界面左下角，圍成缺陷的徑向邊界分辨標記為徑向路徑1和2；圍成缺陷的周向邊界分辨標記為周向路徑1和2；圖中白色水平直線表示周向轉(zhuǎn)動角度的起始位置，以上路徑主要用于有限元結(jié)果后處理的數(shù)據(jù)提取。

圖9 包含預(yù)制缺陷的滑靴界面

圖10為滑靴擴散焊界面Mises應(yīng)力分布云圖，缺陷邊界位置出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中，應(yīng)力最大值約為143 MPa。界面缺陷位置周圍應(yīng)力梯度等高線分布較為密集，2條徑向路徑周圍應(yīng)力呈對稱分布，越靠近圓心處應(yīng)力集中程度越嚴重。圖11為滑靴擴散焊界面主應(yīng)力流動方向，界面缺陷位置類似低洼地勢，各向主應(yīng)力從四周向缺陷位置流動，越靠近圓心流動速度越快，與圖10應(yīng)力集中和應(yīng)力梯度等高線分布密度現(xiàn)象對應(yīng)。

圖10 擴散焊界面應(yīng)力場分布云圖

圖11 擴散焊界面主應(yīng)力流動方向

對于滑靴擴散焊界面的徑向路徑1和2以及周向路徑1和2，繪制沿路徑歸一化長度的應(yīng)力數(shù)據(jù)曲線，框線表示界面缺陷位置，如圖12所示，橫坐標R表示從圓心沿徑向路徑向缺陷邊界的程度，徑向路徑1和2的應(yīng)力數(shù)值整體較為接近，曲線在框線前存在輕微波動，應(yīng)力數(shù)值在20～30 MPa；在框線內(nèi)上升達到峰值115.7 MPa，路徑2的應(yīng)力峰值略微大于路徑1。

圖12 缺陷邊界徑向路徑Mises應(yīng)力數(shù)值

如圖13所示，橫坐標φ表示從起始位置沿周向路徑一周的程度，周向路徑1靠近圓心，其應(yīng)力數(shù)值整體大于路徑2；在框線之前，路徑1的應(yīng)力數(shù)值在23 MPa左右，路徑2的應(yīng)力數(shù)值在2 MPa左右；在框線內(nèi)，路徑2比路徑1提前到達峰值，路徑2峰值約為83.1 MPa，路徑1峰值約為135.1 MPa，二者存在明顯的相位差；框線之后，路徑2應(yīng)力數(shù)值逐漸上升至20 MPa 左右。圖13表明，缺陷越靠近圓心，邊界臺階位置的應(yīng)力集中現(xiàn)象越明顯，由于受到切向力和傾覆力矩的作用，缺陷位置的應(yīng)力分布存在一定程度的順時針偏置情況。

圖13 缺陷邊界周向路徑Mises應(yīng)力數(shù)值

3.4 損傷判據(jù)分析結(jié)果

圖14是滑靴界面內(nèi)聚力單元的二次損傷判據(jù)數(shù)值Qua分布云圖，界面損傷程度分布云圖(包括等高線圖)與應(yīng)力分布云圖具有良好一致性，同樣界面缺陷邊界的臺階位置(包括2條徑向邊界和2條周向邊界)損傷程度最為嚴重，損傷判據(jù)最大數(shù)值為0.046，約為5%，表明靜載條件下滑靴界面產(chǎn)生的損傷有限，不會造成材料性能的大幅度退化，從而形成宏觀損傷或者裂紋。

圖14 滑靴界面損傷判據(jù)數(shù)值分布云圖

同理，繪制沿路徑歸一化長度的二次損傷判據(jù)數(shù)值Qua曲線，如圖15所示，徑向路徑1和2損傷數(shù)值整體較為接近，在缺陷位置之前數(shù)值基本為0；到達缺陷位置時，框線內(nèi)2條曲線同時上升達到峰值0.0275，并且路徑2的損傷數(shù)值峰值略微大于路徑1。由圖16可知，框線之前，2條路徑的損傷數(shù)值都維持在0左右；框線內(nèi)，路徑1的曲線峰值(約為0.0463)明顯大于路徑2(約為0.0295)，路徑2在路徑1前，二者存在明顯的相位差。

圖15 擴散焊結(jié)合層Mises應(yīng)力分布

圖16 擴散焊結(jié)合層損傷判據(jù)分布

綜上可以確定，滑靴擴散焊界面的損傷程度與應(yīng)力之間存在緊密聯(lián)系，云圖分布和數(shù)值曲線都具有很好的一致性。因此在靜載條件下，認為滑靴擴散焊界面的應(yīng)力大小是造成擴散焊材料損傷主要原因。結(jié)合仿真結(jié)果可知，損傷退化遠小于抗拉和抗剪強度，能夠滿足使用強度要求。

4 試驗驗證

4.1 驗證方法

仿真分析了樣本滑靴擴散焊界面缺陷處的應(yīng)力分布和損傷判據(jù)，確定樣本滑靴性能穩(wěn)定，滿足液壓泵運轉(zhuǎn)條件強度要求，可以將試驗泵進行裝配試驗驗證。液壓泵恢復(fù)裝配后，試驗驗證方法需要嚴格按照產(chǎn)品鑒定檢驗要求進行，但需要對恢復(fù)裝配的樣本泵進行常規(guī)性能檢驗、工作性能及耐久試驗可靠性的驗證。耐久試驗具體試驗狀態(tài)和試驗要求參照產(chǎn)品制造技術(shù)相關(guān)規(guī)范，根據(jù)產(chǎn)品階段1100 h壽命計算，耐久試驗需要試驗驗證220 h。

4.2 耐久性試驗

樣本泵常規(guī)性能試驗合格后，按照規(guī)定耐久試驗載荷譜開展耐久試驗，按照表5每隔20 h記錄供油量Qs和回油量Qr。液壓泵的供油量反映產(chǎn)品性能；回油量體現(xiàn)摩擦副的微觀磨損，磨損量大導(dǎo)致回油量增大。如圖17所示，在出口壓力穩(wěn)定為27.1 MPa時，液壓泵經(jīng)過1100 h翻修期，供油量趨于穩(wěn)定；回油量在20～40 h耐久試驗(相當于正常100～200 h工作時間)間有一個明顯上升趨勢，表明液壓泵在該階段為正常磨合階段，各摩擦副通過磨合磨損掉表面不平或者微觀凸起，說明液壓泵正常磨合期在200 h左右。在40～100 h耐久試驗中(相當于正常200～500 h工作時間)，回油量緩慢上升，趨于穩(wěn)定狀態(tài)，說明該階段液壓泵渡過磨合期，各摩擦副配合在最佳狀態(tài)。在100～220 h耐久試驗(相當于正常500～1100 h工作時間)，液壓泵回油量逐漸上升，說明液壓泵隨著使用壽命增加，各摩擦副開始消耗性磨損。

表5 液壓泵的性能參數(shù)

圖17 27.1 MPa時供油量和回油量的變化圖

如圖18所示，在出口壓力為30.0 MPa，供油量為0 L/min時，回油量在20～40 h耐久試驗間也有明顯上升趨勢，回油量在40～100 h耐久試驗間緩慢上升，在100～220 h耐久試驗間明顯上升，整體趨勢與圖17相似。

圖18 30.0 MPa零流量時回油量變化圖

耐久試驗結(jié)束后再次進行常規(guī)性能試驗檢驗，各項性能符合要求；將試驗泵進行分解檢查，滑靴及其他主要摩擦副表面質(zhì)量完好；滑靴再次進行工業(yè)CT檢測，驗證試驗前后變化，如圖19所示，最大缺陷滑靴幾乎無變化。結(jié)果表明，試驗泵通過220 h耐久性試驗，試驗前后滑靴內(nèi)部最大缺陷沒有擴展和變化，該泵整體性能穩(wěn)定，使用可靠，進一步說明104-9柱塞滑靴的大缺陷不影響液壓泵的使用；同理，說明該批次液壓泵擴散焊性能穩(wěn)定，不會因為內(nèi)部缺陷使擴散焊層脫落，引起液壓泵磨損。

圖19 樣本滑靴試驗前后檢測結(jié)果

5 結(jié)論

為研究液壓泵滑靴雙金屬擴散焊性能穩(wěn)定性，通過滑靴擴散焊層剝落機理分析，滑靴擴散焊層缺陷的檢測及樣本的選擇研究，進行柱塞滑靴擴散焊性能仿真驗證分析和試驗驗證，得出以下結(jié)論：

(1) 擴散焊界面的孔隙缺陷是造成柱塞滑靴擴散焊使用過程掉塊、剝落的主要原因；

(2) 確定工業(yè)CT可有效檢測出滑靴擴散焊孔隙的大小、位置分布，制定了滑靴擴散焊的檢測要求，通過工業(yè)CT檢測篩選確定了最大缺陷樣本；

(3) 仿真分析了樣本滑靴擴散焊界面缺陷處的應(yīng)力分布和損傷判據(jù)，確定樣本滑靴性能穩(wěn)定，滿足液壓泵運轉(zhuǎn)條件強度要求；

(4) 結(jié)合仿真確定的可靠性，試驗泵經(jīng)220 h耐久試驗運行良好，性能穩(wěn)定，分解后檢測樣本滑靴擴散焊界面缺陷試驗前后穩(wěn)定無變化；

(5) 經(jīng)過綜合分析與判定得到，該批次液壓泵穩(wěn)定可靠，擴散焊孔隙對液壓泵使用性能無影響，可以繼續(xù)使用。