圖 1 襯墊加壓固化示意
Figure 1. Schematic of pressurizing curing of liner
分享：基于正交試驗研究自潤滑襯墊摩擦磨損性能
0. 引 言
自潤滑關節軸承因具有結構緊湊、自潤滑、耐沖擊、高承載、耐腐蝕和免維護等優點，廣泛應用于航空航天等高端裝備領域[1]。自潤滑襯墊作為自潤滑關節軸承的關鍵部件，其摩擦磨損性能直接影響軸承的運行穩定性和服役壽命。聚四氟乙烯（PTFE）纖維織物復合材料作為自潤滑襯墊材料之一，以其突出的剪切強度、斷裂韌性、自潤滑性和耐腐蝕性，表現出其他材料無可比擬的使用性能[2]，而其中的PTFE/Nomex纖維織物復合材料應用最為廣泛[3]。PTFE/Nomex纖維織物復合材料的摩擦磨損性能是學者們研究的熱點，且主要集中在影響因素和磨損機制方面[4-5]。
摩擦磨損性能不屬于材料的固有屬性，受到對磨材料、接觸形式、運動方式、使用工況、應用環境等多方面因素的影響。載荷決定了摩擦副的宏觀應力場，直接影響疲勞裂紋的萌生和擴展，因此通常被認為是決定部件服役壽命的基本因素[6]。過高的環境溫度、滑動速度、摩擦往復頻率和載荷會增加摩擦熱，導致樹脂基體氧化、降解，從而減弱自潤滑織物襯墊的承載能力與摩擦磨損性能[7-10]。隨著技術發展，軸承使用環境越來越復雜，其性能影響因素日趨多元化。為了研究多種因素對PTFE/Nomex纖維織物復合材料摩擦磨損性能的綜合影響，作者以PTFE/Nomex纖維混合編織型自潤滑襯墊為研究對象，選取壓力、往復頻率、溫度三個因素，設計L9（33）三因素三水平正交試驗，采用矩陣分析法分析壓力、往復頻率、溫度對自潤滑襯墊摩擦磨損性能的交互影響。
1. 試樣制備與試驗方法
試驗所用自潤滑襯墊選用PTFE/Nomex纖維混合編織型襯墊，其表層樹脂選用耐磨酚醛合成樹脂體系。如圖1所示，采用螺栓擰緊的方式對襯墊進行加壓固化，PTFE板主要起防粘與控制襯墊表面質量的作用。在50 MPa、180 ℃條件下將襯墊與鋼板進行4 h的恒溫熱壓粘接。粘接前需使用丙酮或無水乙醇清洗粘接鋼板表面，粘接后襯墊與鋼板之間的黏結強度不小于0.35 N·mm−1。加壓固化后襯墊的表面微觀形貌如圖2所示，可知襯墊由纖維束經緯向編織而成，編織結點處向下凹陷導致表面凹凸不平。
圖 2 加壓固化后襯墊表面形貌
Figure 2. Surface morphology of liner after pressurizing curing
采用MicroTest-4003型摩擦磨損試驗機以線性往復的方式沿襯墊編織結構斜45°的方向進行摩擦磨損試驗，選用球-盤接觸形式，貼有襯墊的鋼盤作為摩擦盤，對磨鋼球選用直徑3.175 mm的G95Cr18不銹鋼球，鋼球表面粗糙度Ra不大于0.025 μm。摩擦磨損試驗在大氣環境中進行，環境溫度為（20±5）℃，環境相對濕度為（50±10）%，摩擦行程為10 mm，磨損時間為6 h，施加載荷為2，10，22 N，對應的壓力分別為50，100，150 MPa，摩擦往復頻率為0.1，0.3，0.5 Hz，溫度為20，71，163 ℃。以上述壓力、溫度和往復頻率為因素水平設計L9（33）正交試驗方案，如表1所示。摩擦因數由主控計算機實時采集，以試驗結束前10 min內的平均摩擦因數為響應指標。采用ZEISS Imager.M2m型正置光學顯微鏡觀察磨痕形貌，采用Nanofocus型3D共聚焦顯微鏡及其自帶的分析軟件獲取襯墊磨痕中心區域的三維形貌與截面二維輪廓曲線，其中用于觀察三維形貌的區域表面尺寸為0.78 mm×1.48 mm。通過對磨痕截面二維輪廓曲線積分求得磨痕截面積，計算體積磨損率，公式如下：
表 1 正交試驗方案
Table 1. Orthogonal experiment scheme
| 編號 | 壓力/MPa | 往復頻率/Hz | 溫度/℃ |
| N1 | 50 | 0.1 | 20 |
| N2 | 0.3 | 71 | |
| N3 | 0.5 | 163 | |
| N4 | 100 | 0.1 | 163 |
| N5 | 0.3 | 20 | |
| N6 | 0.5 | 71 | |
| N7 | 150 | 0.1 | 71 |
| N8 | 0.3 | 163 | |
| N9 | 0.5 | 20 |
式中：v為襯墊的體積磨損率，mm3·N−1·m−1；S為磨痕截面積，mm3；l為磨痕長度，10 mm；F為施加的外力，N；L為摩擦行程，m；f為往復頻率，Hz；t為磨損時間，s。
矩陣分析法是通過建立一個三層遞階層次結構模型，對正交試驗中的單指標數據進行矩陣計算后得出各因素的權重大小，從而得出適用條件的方法[11]。以摩擦因數、體積磨損率為矩陣計算中的數據，建立指標層矩陣M、因素層矩陣T和水平層矩陣E，三層矩陣相乘得出一個權矩陣ω；權矩陣代表正交試驗中各因素的權重大小。矩陣M，T，E公式如下：
2. 試驗結果與討論
2.1 摩擦因數
由圖3可以看出：在50 MPa低壓力條件（N1，N2，N3試驗條件）下，襯墊的摩擦磨損過程僅經歷了磨合期，摩擦因數相對較大且隨著摩擦時間的延長不斷增大；在100 MPa中壓力條件（N4，N5，N6試驗條件）下，襯墊的摩擦磨損過程經歷了磨合期與穩定磨損期，摩擦因數隨磨損時間的延長先略微減小后趨于穩定，磨合期相較低載條件明顯縮短；在150 MPa高壓力條件（N7，N8，N9測試條件）下，襯墊的摩擦磨損過程經歷了急速磨合期、短時穩定磨損期與長時劇烈磨損期，摩擦因數隨磨損時間的延長先減小后緩慢增大。襯墊的摩擦因數整體隨著壓力的增加先減小后增大。
圖 3 不同試驗條件下襯墊的摩擦因數曲線與平均摩擦因數
Figure 3. Friction coefficient curves (a) and average friction coefficient (b) of liner under different test conditions
2.2 磨損輪廓和體積磨損率
圖4中箭頭所示位置為截面二維輪廓測試位置。由圖4和圖5可以看出：在50 MPa低壓力條件下，襯墊的磨損以承載較差的PTFE纖維塑性變形及其表面樹脂磨損為主，磨痕深度隨著往復頻率與溫度的增加而逐漸加深，但磨痕依然僅存在于PTFE纖維表面，整體深度小于20 μm。在100 MPa中壓力條件下，起增強作用的Nomex纖維開始變形并參與磨損，襯墊磨痕表面由局部凹陷轉變為連續整體凹陷；N4試驗條件下的磨痕深度約為31.9 μm；N5試驗條件下的磨痕深度則達到45.2 μm，磨痕邊緣出現明顯的細碎磨屑堆積；N6試驗條件下的磨痕深度約為52.5 μm，除邊緣磨屑堆積外還在磨痕寬度方向的中部位置發現明顯斷裂的纖維絲。在150 MPa高壓力條件下，襯墊表層樹脂與淺層PTFE纖維被快速擠壓破碎，減摩作用較弱的Nomex纖維開始參與磨損并發生剪切斷裂；N7，N8和N9試驗條件下的磨痕深度分別約為106.5，146.6，149.5 μm，N8和N9條件下磨痕深度相近，但N9試驗條件下的磨痕明顯加寬。中低壓力下的體積磨損率整體相差不大，但高壓力明顯加速了襯墊的磨損，體積磨損率較大。在低壓力條件下，襯墊的磨損為磨合磨損，這是主要發生在大接觸點上的磨損。在中壓力條件下，襯墊磨損表面的大量PTFE纖維通過形成轉移膜的形式，有效降低了摩擦和磨損，因此雖然PTFE的耐磨性差，但此時的體積磨損率與低壓力條件下相差不大[1]。但在較大壓力的作用下PTFE纖維易發生擠壓變形、斷裂并被推出磨痕表面，無法形成穩定的轉移膜，因此高壓力條件下襯墊磨損加劇。
圖 4 不同試驗條件下襯墊的表面磨痕三維形貌
Figure 4. Three-dimensional morphology of wear scar on surface of liner under different test conditions
圖 5 不同試驗條件下襯墊的磨痕截面輪廓曲線與體積磨損率
Figure 5. Profile curves of wear scar (a) and volume wear rate (b) of liner under different test conditions
2.3 磨損形貌
由圖6可以看出：N1，N2，N3試驗條件下，襯墊磨損表面平整，纖維未發生明顯的磨損和裸露，但PTFE纖維表層樹脂出現碾碎現象，且樹脂碾碎程度隨著往復頻率的增加與溫度的升高略有增大，Nomex纖維基本未磨損；N4試驗條件下，表層樹脂磨屑呈片狀，襯墊主要發生PTFE纖維與樹脂的磨損，Nomex纖維基本未磨損；N5試驗條件下，表層樹脂磨屑由片狀轉變為粉末狀，PTFE纖維被碾碎，增強Nomex纖維開始顯露并參與磨損；N6試驗條件下，裸露的部分增強Nomex纖維在失去樹脂的保護后，被對磨鋼球拔出和剪切，因此，襯墊表面除PTFE纖維磨損外，還出現單根Nomex纖維的疲勞斷裂；N7，N8，N9試驗條件下，樹脂和PTFE纖維嚴重磨損，磨痕區域已基本無PTFE纖維。此外，N7試驗條件下的Nomex纖維絲斷裂翹曲于磨痕兩邊；N8試驗條件下的Nomex纖維束被剪斷并繼續參與磨損；N9試驗條件下的斷裂Nomex纖維束被二次碾壓，雜亂地平鋪于磨痕底部，但磨痕底部平整度明顯高于N8試驗條件下，說明襯墊已接近磨穿。在50 MPa低壓力條件下，PTFE纖維表層的樹脂在正應力與剪切應力的雙重作用下被碾碎，整體磨損為表層樹脂的輕微磨損，磨損形式為磨粒磨損。在100 MPa中壓力條件下，壓力的增加使得襯墊受到更加強烈的壓縮和剪切作用，增強Nomex纖維開始參與磨損，說明該條件已趨于增強Nomex纖維表層樹脂所能承受的極限條件。在150 MPa高壓力條件下，壓縮和剪切作用進一步增強，襯墊表層樹脂被快速碾碎，無法對編織纖維起到應有的固定作用，導致PTFE纖維與樹脂被擠出磨損區域堆積于磨痕兩側，無法形成穩定的轉移膜，Nomex纖維在長時間的剪切作用下斷裂。襯墊在磨合期的磨損主要發生在對磨球與表層樹脂之間，穩定磨損主要發生在對磨球與PFFE纖維之間，劇烈磨損則主要發生在對磨球與Nomex纖維之間；劇烈磨損是襯墊失效特征出現的階段。壓力主要通過加快樹脂的破碎來縮短磨合期，壓力增大也會加速PTFE纖維的擠壓剝落從而縮短穩定磨損期。往復頻率的增加使磨損表面產生更多的摩擦熱，從而對纖維和樹脂性能造成影響，并最終對襯墊的摩擦磨損性能產生影響。溫度的升高則會降低纖維與樹脂的承載和抗剪切性能，加速轉移膜形成，從而影響襯墊的摩擦磨損性能。
圖 6 不同試驗條件下襯墊的表面磨痕形貌
Figure 6. Wear scar morphology on surface of liners under different test conditions
2.4 矩陣分析
對不同試驗條件下襯墊的摩擦因數與體積磨損率這2個指標分別進行極差分析，結果如表2所示。由表2可知：壓力對襯墊摩擦因數和體積磨損率的影響最大，往復頻率次之，溫度的影響最小，壓力更能影響自潤滑襯墊的摩擦磨損性能。
表 2 極差分析結果
Table 2. Range analysis results
| 指標 | 參數 | 因素 | ||
| 壓力 | 往復頻率 | 溫度 | ||
| 摩擦因數 | K11 | 0.240 | 0.118 | 0.147 |
| K12 | 0.075 | 0.144 | 0.129 | |
| K13 | 0.121 | 0.174 | 0.160 | |
| R1 | 0.166 | 0.056 | 0.031 | |
| 體積磨損率 | K21 | 1.623 | 4.232 | 2.156 |
| K22 | 1.952 | 2.293 | 3.462 | |
| K23 | 4.860 | 1.910 | 2.817 | |
| R2 | 3.237 | 2.323 | 1.306 | |
將極差分析結果經過處理后代入式（3）～式（5），得到摩擦因數對應各因素的權矩陣ω1、體積磨損率對應各因素的權矩陣ω2以及摩擦因數和體積磨損率對應各因素的權矩陣ω，結果如下：
|
|
(3) |
式中：e為因素的數量；f為水平的數量；Kij為因素i在第j個水平上指標和的平均值的倒數。
式（6）～（8）中A，B，C分別代表壓力、往復頻率和溫度，下標1，2，3代表水平?？芍?，按照對襯墊摩擦因數和體積磨損率影響程度由大到小排序為壓力、往復頻率、溫度。摩擦因數隨著壓力的增加或溫度升高均先減小再增大，隨著擺動頻率的增加而增大，體積磨損率隨著壓力的增加而增大，隨著往復頻率的增加而減小，隨著溫度的升高先增大后減小，高溫下體積磨損率的減小與以增強Nomex纖維為主的黏結面開始參與磨損有關。當壓力為100 MPa、往復頻率為0.1 Hz、溫度為71 ℃時，襯墊的摩擦因數最??；當壓力為50 MPa、往復頻率為0.5 Hz、溫度為20 ℃時，體積磨損率最??；當壓力為100 MPa、往復頻率為0.5 Hz、溫度為20 ℃時，摩擦因數與體積磨損率的綜合值最小。增加壓力會導致襯墊承受更強烈的壓縮和剪切應力，但過小的壓力又無法保證有足夠的起減摩作用的PTFE參與磨損[12]；往復頻率的增加會在滑動界面處產生并累積大量的摩擦熱，導致界面溫度急劇升高，而過高溫度會加速樹脂的老化和脆性斷裂，削弱纖維織物復合材料的力學性能[13]；適當的溫度則可加速轉移膜的形成，降低摩擦因數[14]。
3. 結 論
（1）50 MPa低壓力條件磨損6 h時襯墊處于磨合期，摩擦因數持續增大，100 MPa中壓力條件下襯墊經歷磨合期和穩定磨損期，摩擦因數先略微減小后穩定，150 MPa高壓力條件下襯墊經歷急速磨合、短時穩定磨損和長期劇烈磨損，摩擦因數先減小后緩慢增大。平均摩擦因數整體隨著壓力的增加先減小后增大。中低壓力下的體積磨損率整體相差不大，但高壓力下的體積磨損率明顯增大。
（2）低壓力條件下襯墊以表層樹脂磨損為主，中壓力條件下襯墊除存在表層樹脂磨損外，還存在PTFE纖維與Nomex纖維的磨損，高壓力條件下襯墊表層樹脂被快速碾碎，無法對編織纖維起到固定作用，PTFE纖維與Nomex纖維斷裂。
（3）影響襯墊摩擦因數和體積磨損率的主次因素依次為壓力、往復頻率、溫度。摩擦因數隨著壓力的增加或溫度升高均先減小再增大，隨著擺動頻率的增加而增大，體積磨損率隨著壓力的增加而增大，隨著往復頻率的增加而減小，隨著溫度的升高先增大后減小。當壓力為100 MPa、往復頻率為0.5 Hz、溫度為20 ℃時，摩擦因數與體積磨損率的綜合值最小。
文章來源——材料與測試網
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