水液壓柱塞泵摩擦副材料極限pv值

李東林， 劉明偉， 張 良， 郭富航， 劉銀水

(1.河南科技大學 機電工程學院， 河南 洛陽 471003； 2.華中科技大學 機械科學與工程學院， 湖北 武漢 430074)

引言

以海水或淡水為工作介質的水液壓系統具有綠色環保、安全高效等突出優點，廣泛應用于浮力調節、海水淡化和消防等領域[1]。水液壓柱塞泵是水液壓系統的核心基礎件，為系統提供壓力和流量。

然而，由于水的低黏度、弱潤滑和強腐蝕的挑戰，水液壓柱塞泵的摩擦副常處于混合潤滑甚至干摩擦的狀態[2]，這對摩擦副材料提出了嚴苛的要求。為此，國內外學者對水潤滑摩擦副配對材料進行了大量研究。

國外，20世紀70年代美國海軍工程試驗室進行了大量的海水潤滑摩擦副材料配對試驗，發現水潤滑環境下摩擦副很難實現流體潤滑，金屬與金屬配對時，摩擦系數較高；塑料與金屬配對時，摩擦系數和磨損量都低于其他配對方案[3]。2001年葡萄牙阿韋羅大學的DAVIM等[4]在銷 - 盤接觸形式的試驗機上對碳纖維增強聚醚醚酮(PEEK)與316 L不銹鋼在水潤滑條件下摩擦特性進行了研究，接觸比壓3～5 MPa，相對滑動速度0.02～0.1 m/s，發現PEEK的摩擦磨損性能主要受表面粗糙度、相對滑動速度和接觸比壓的影響。

國內，焦素娟等[5]采用環 - 塊接觸形式的摩擦試驗機，在0.84 m/s的滑動速度下，研究了改性聚醚醚酮與不銹鋼在水潤滑下對磨的摩擦磨損特性，并對其磨損機理進行了分析。唐群國等[6]采用端面 - 端面接觸形式摩擦試樣，在0.46 MPa和0.77 MPa的接觸比壓、0.68～3.40 m/s的滑動速度下，對熱處理強化的2Cr13不銹鋼與碳纖維增強PEEK在水潤滑下的摩擦特性進行了研究，發現在相同工況下經過離子滲氮提高表面硬度的試樣的摩擦系數低于未熱處理的試樣。張振華等[7]采用端面摩擦試驗機，在1.33 MPa和3.32 MPa接觸比壓、1 m/s和1.5 m/s滑動速度下，對比研究了碳纖維增強PEEK和碳纖維、聚四氟乙烯、石墨復合填充PEEK與AISI630不銹鋼的摩擦磨損特性，結果表明：碳纖維、聚四氟乙烯、石墨復合填充PEEK具有更好的摩擦學性能。張增猛等[8]發現在水潤滑下316 L與PTFE和石墨及碳纖維填充PEEK的摩擦系數、磨損量最小。

李東林等[9]采用端面摩擦試驗機，在0.61 MPa和1.83 MPa接觸比壓、0.68 m/s和1.36 m/s的滑動速度下， 研究了水介質溫度對CFRPEEK摩擦磨損的影響規律，發現CFRPEEK的磨損率隨著介質溫度的升高而增加。王志強等[10]采用端面 - 端面接觸形式，在0.106 MPa接觸比壓和0.157 m/s滑動速度下，研究了具有仿生非光滑織構表面316 L不銹鋼與CFRPEEK在海水潤滑條件下的摩擦學性能，發現非光滑表面配對材料的摩擦系數比光滑表面的摩擦系數小。WU等[11]設計了具有模擬海深壓力的摩擦試驗機，研究了431不銹鋼與CFRPEEK在0～8000 m海深下的摩擦磨損特性。

對于水液壓柱塞泵，基于材料pv值的滑靴、配流盤和柱塞等關鍵摩擦副仍是十分有效的手段。然而，現有的水潤滑摩擦副材料實驗大多用于材料對比、研究摩擦學規律，試驗的接觸比壓、滑動速度與泵中摩擦副的真實狀態有較大差異。因此，本研究以摩擦學性能優異的1Cr17Ni2/CFRPEEK作為摩擦副配對材料，在接近泵內摩擦副真實狀態的摩擦試樣接觸形式、接觸比壓(p)和滑動速度(v)等條件下，研究摩擦副材料的極限比功(pv值)，進而指導水液壓柱塞泵的設計和使用。

1 摩擦副pv值分析

1.1 泵的結構原理

水液壓柱塞泵的結構如圖1所示，泵總體結構為軸向雙支承斜盤后置柱塞式盤配流結構。工作原理如下：在主軸的驅動下，缸孔內的柱塞隨之旋轉，在彈簧和液壓力的作用下，滑靴始終貼緊斜盤滑動，柱塞在缸孔內做往復運動，使得柱塞腔的體積發生變化，柱塞腔的水通過配流盤與泵的入口和出口相通，當柱塞腔的體積增大時，低壓水介質被吸入柱塞腔；反之，當柱塞腔的體積減小時，柱塞腔中的水介質在擠壓的作用下壓力升高，被排出柱塞腔。該泵柱塞與缸套構成的柱塞副、滑靴與斜盤構成的滑靴副、浮動盤與配流盤構成的配流副均采用水潤滑。該泵額定壓力6 MPa，最大壓力10 MPa，額定轉速1000 r/min，最大轉速1800 r/min。

1.主軸 2.配流盤 3.浮動盤 4.缸套 5.柱塞組件 6.大軸承7.斜盤 8.回程盤 9.回程彈簧 10.缸體 11.小軸承圖1 水液壓柱塞泵結構Fig.1 Structure of a water hydraulic piston pump

1.2 摩擦副的pv值計算

1) 柱塞副

根據柱塞的運動學分析，其運動速度為：

vp=ωRtanγsinωt

(1)

式中,R—— 柱塞分布圓半徑

γ—— 斜盤傾角

ω—— 缸體的旋轉速度

t—— 時間

由泵的結構可知，在斜盤對滑靴的支撐力作用下，柱塞與缸套產生接觸比壓pp，其值可表示為[12]：

(2)

式中，F1—— 柱塞的接觸力

d—— 柱塞直徑

Φ—— 柱塞的結構參數，其值為Φ=1+2/

f—— 柱塞與缸孔之間的摩擦系數

l—— 柱塞長度

l0—— 柱塞留缸長度，l0=lmin+Rtanγ(1-cosωt)

lmin—— 柱塞與缸孔最小留缸長度

柱塞的慣性力Fg=-mRω2tanγcosωt，其中m為柱塞滑靴組件的質量；柱塞的離心力Fpc=mRω2；液壓力Fhp=pπd2/4。則柱塞副的比功pvp可表示為：

(3)

2) 滑靴副

根據滑靴的運動學分析，其運動速度為：

(4)

滑靴采用剩余壓緊力設計方法，其接觸比壓ps可以表示為：

(5)

Fs—— 中心彈簧力

λs—— 壓緊系數

r1,r2—— 分別為滑靴密封帶內、外半徑

滑靴副的比功pvs可表示為：

(6)

3) 配流盤

配流副的相對滑動速度為：

(7)

式中，R1和R4分別為配流盤內密封帶的內半徑和外密封帶的外半徑。根據配流副的受力關系，其接觸比壓pv為[12]：

(8)

式中，Fhv—— 高壓區柱塞對配流盤的壓緊力

zh—— 高壓區柱塞的個數

Fb—— 配流盤高壓區所形成的支撐力

φ—— 配流盤高壓區的包角

R2,R3—— 配流盤內密封帶的外半徑和外密封帶的內半徑

配流副比功pvv可表示為：

pvv=pv·vv

(9)

1.3 pv值計算結果分析

已知柱塞直徑d=36 mm，分布圓半徑R=60 mm，柱塞數量z=7，柱塞滑靴組件質量m=0.706 kg，柱塞與缸孔之間的摩擦系數f=0.05，柱塞與缸孔最小留缸長度lmin=67.3 mm，柱塞長度l=104 mm，斜盤傾角γ=15°，壓緊系數λs=1.05，中心彈簧力Fs=960 N，滑靴內密封帶半徑r1=14.5 mm，外半徑r2=21.4 mm，配流盤內密封帶內半徑R1=46 mm，外半徑R2=50.5 mm；配流盤外密封帶內半徑R3=64.5 mm，外半徑R4=69 mm，配流盤高壓區的包角φ=168.4°。將以上數據代入式(1)～式(9)，可分別計算三大摩擦副的p和pv值。

由額定工況下圖2a可知，柱塞的pp和pvp值的變化規律，當轉角為0°時，達到最大接觸比壓ppmax，但此時pvp值為0；當轉角約為65.5°時，柱塞最大比功pvpmax為7.26 MPa·m/s。從圖2b可以看出，ppmax和pvpmax值隨著壓力和轉速的升高而增加，且轉速的影響更大，當壓力6 MPa，轉速n從1500 r/min增加到3000 r/min 時，ppmax由8.38 MPa增至18.60 MPa，pvpmax值由13.96 MPa·m/s增至61.22 MPa·m/s。

圖2 柱塞副的載荷和速度特征Fig.2 Load and velocity characteristics of piston pairs

由圖3可知，額定工況下滑靴的ps值較小(最大值psmax為0.94 MPa)，但其pvs值較大(最大值達5.93 MPa·m/s)；此外，隨著轉速的增加滑靴的ps和pvs值顯著增大，6 MPa時，轉速從1500 r/min增加到3000 r/min時，滑靴最大比功pvsmax值由11.36 MPa·m/s增加到49.27 MPa·m/s。

圖3 滑靴副的載荷和速度特征Fig.3 Load and velocity characteristics of slipper pairs

由圖4可以看出，配流副的pv和pvv值的呈周期變化。6 MPa，1000 r/min時最大比壓pvmax和最大比功pvvmax值分別為2.00 MPa和12.04 MPa·m/s。此外，配流副的pvmax與轉速無關，只隨著壓力的增加而增加；pvvmax值與轉速為一次方關系，6 MPa，1500 r/min時，最大pvvmax值可達18.06 MPa·m/s。

圖4 配流副的載荷和速度特征Fig.4 Load and velocity characteristics of valve-plate pair

由以上計算可知，在6 MPa，1000 r/min的額定工況下，柱塞副、滑靴副和配流副的最大p，v和pv值如表1所示，其中柱塞接觸比壓最大、速度較小且是往復運動，工況最為惡劣。

表1 三大摩擦副最大p，v和pv值Tab.1 Maximum p,v and pv values of three friction pairs

2 配對副材料極限pv值實驗

2.1 實驗原理與過程

水液壓柱塞泵中關鍵摩擦副均為面接觸形式，且摩擦副均有流動的水介質潤滑。環 - 塊接觸形式理論上為線接觸，端面 - 端面接觸形式水介質難以進入摩擦面，兩者均不能模擬泵中摩擦副的狀態。而銷 - 盤形式為面接觸形式，且有流動的水介質潤滑，與泵內摩擦副潤滑狀態接近。因此，本研究以銷 - 盤接觸形式進行CFRPEEK與1Cr17Ni2的摩擦磨損試驗，分析不同接觸比壓和速度對其摩擦學性能的影響， 并獲得摩擦特性惡化的臨界點，獲得CFRPEEK的極限p值(接觸比壓)和pv值(比功)，為水液壓柱塞泵設計和使用提供依據。參考柱塞副的接觸比壓和速度，本摩擦磨損實驗的線速度分別取1，2， 3 m/s，p值以5 MPa為起始值，依次增加5 MPa，直到無法進行摩擦試驗為止。材料的磨損率按下式計算：

(10)

式中， Δm,ρ—— 試樣磨損量和密度

FN，L—— 試樣之間的接觸力和相對滑動距離

每組試驗均采用未使用過的摩擦試樣，重復3次。所得到的摩擦系數和磨損率為3次試驗的平均值。

2.2 實驗結果與分析

圖5為線速度1 m/s時，不同p值下CFRPEEK的摩擦系數f隨時間的變化曲線。從中可以看出，接觸比壓5～30 MPa，CFRPEEK的摩擦系數都有一段明顯磨合階段，且比壓越大，磨合期越短；接觸比壓5～15 MPa，CFRPEEK的摩擦系數經過磨合期的下降后保持穩定，無明顯變大的趨勢。然而，當接觸比壓為25 MPa時，CFRPEEK的摩擦系數經過磨合階段后，隨著試驗時間的延長而顯著增大。特別地，當接觸比壓為30 MPa時，磨合階段僅為3 min左右，摩擦系數由0.08迅速下降到約0.06，累計運行27 min后，摩擦系數出現波動，跳至0.07以上，該組試驗僅持續68 min，試樣的磨損量很大，有大塊CFRPEEK碎片剝離，之后停機。

圖5 CFRPEEK摩擦系數隨時間的變化Fig.5 Variation of friction coefficient of CFRPEEK with time

圖6為線速度1 m/s時，不同p值下CFRPEEK的平均摩擦系數和磨損率，CFRPEEK的平均摩擦系數隨著接觸比壓的增加而升高，當接觸比壓從5 MPa增加到20 MPa時，平均摩擦系數由0.035逐漸升至0.053；當接觸比壓大于20 MPa時，CFRPEEK的平均摩擦系數跳升至0.07以上，增幅明顯。接觸比壓5～20 MPa，CFRPEEK的摩擦率小于等于1.11×10-7mm3/(N·m)，屬于正常磨損工況；接觸比壓25 MPa時，磨損率達到了4.3×10-7mm3/(N·m)，磨損較快；當接觸比壓為30 MPa時，CFRPEEK磨損率為856.9×10-7mm3/(N·m)，是20 MPa時磨損率的800多倍，進入非正常磨損工況。

圖6 CFRPEEK平均摩擦系數和磨損率Fig.6 Average friction coefficient and wear rate of CFRPEEK under different contact pressure

圖7為接觸比壓30 MPa、線速度1 m/s時，CFRPEEK磨損后的外觀和表面形貌，從材料磨損后的外觀可以看出，試樣的摩擦面被嚴重破壞，大塊的CFRPEEK碎片從試樣上剝離，使得摩擦面凹凸不平，試驗載荷超出材料極限，斷裂破壞特征明顯。從放大200倍的表面形貌可以看出，碳纖維從基體中分離出來，材料發生明顯的擠壓、分層和塑性變形。造成材料失效的原因一方面是接觸比壓大，使材料發生塑性變形，在交變載荷的作用下，試樣表面出現斷裂破壞；另一方面，載荷大，接觸區域的水膜變薄，潤滑作用變差，使得配對副的摩擦系數變大，在大的載荷和速度下，發熱量急劇增加，摩擦副的界面溫度隨之升高，高的界面溫度降低了CFRPEEK的強度和硬度，加速了材料的失效。

圖7 CFRPEEK磨損后的外觀和表面形貌Fig.7 Appearance and surface morphology of worn CFRPEEK

同樣的方法，可以獲得線速度分別為2 m/s和3 m/s下CFRPEEK平均摩擦系數和磨損率，結果如圖8和圖9所示。特別地，當接觸比壓分別大于20 MPa和15 MPa時，摩擦系數和磨損率都很大，摩擦試驗不能持續進行。

圖8 不同接觸比壓CFRPEEK平均摩擦系數和磨損率(線速度2 m/s)Fig.8 Average friction coefficient and wear rate of CFRPEEK under different contact pressure (linear velocity 2m/s)

圖9 不同接觸比壓CFRPEEK平均摩擦系數和磨損率(線速度3 m/s)Fig.9 Average friction coefficient and wear rate of CFRPEEK under different contact pressure (linear velocity 3 m/s)

綜合以上不同轉速和接觸比壓下的摩擦磨損數據，獲得摩擦學特性顯著惡化的工況區間，進而繪制CFRPEEK的極限接觸比壓隨轉速的變化曲線，如圖10所示。從圖中可知，線速度1 m/s時，接觸比壓從20 MPa升至25 MPa時，平均摩擦系數由0.053跳到0.072，磨損率由1.11×10-7mm3/(N·m)增至4.3×10-7mm3/(N·m)，在此載荷區間，材料的摩擦磨損特性明顯惡化。因此，線速度1 m/s時，CFRPEEK的極限p值應該在20～25 MPa之間。按此分析方法，可得線速度2 m/s和3 m/s時CFRPEEK的極限p值的區間分別是15～20 MPa和10～15 MPa。

圖10 CFRPEEK的極限p值Fig.10 Limit p value of CFRPEEK

將圖11得到的極限p值與對應線速度相乘，可得CFRPEEK的極限pv值，如圖11所示，圖中的封閉區域為CFRPEEK極限pv值的取值區域，推薦取下限，極限pv值約為20～30 MPa·m/s，轉速較高時，考慮到動壓效應，可取較大值；轉速低時，不僅要限制pv值，還要避免p值過大，防止CFRPEEK塑性變形。

圖11 CFRPEEK的極限pv值Fig.11 Limit pv value of CFRPEEK

3 泵內摩擦副的試驗驗證

3.1 試驗原理

在真實泵內對摩擦副pv值進行試驗驗證，如圖12所示，實驗系統原理詳見文獻[13]。在6 MPa，1000 r/min的額定工況下對泵樣機進行耐久性考核，通過測量泵的效率和摩擦副的尺寸變化來驗證泵摩擦副比功的合理性。根據表1和圖11的結論，極限pv值(取20 MPa·m/s)與各摩擦副最大pv值的比值，即材料使用裕度分別為：2.75，3.37和1.66。

圖12 泵樣機耐久性試驗Fig.12 Durability test of pump prototype

3.2 試驗結果

經過200 h耐久性試驗，對泵的效率進行測試，結果如圖13所示。出口壓力pout為6 MPa，轉速1000 r/min和1500 r/min時，泵的容積效率ηv分別為94.8%和96.9%；當泵出口壓力為10 MPa時，不同轉速下的容積效率分別為92.6%和93.0%，容積效率保持在較高的水平；機械效率ηm方面，當轉速不超過1000 r/min， 5～10 MPa，機械效率均達到93.3%以上；總效率η方面，壓力6 MPa，轉速1000 r/min和1500 r/min時的總效率分別為90.2%和86.9%。因此，泵內摩擦副設計合理，泵的效率較高。

圖13 泵的效率特性曲線Fig.13 Pump efficiency characteristic curve

拆機檢查各零部件無異常損壞，零件表面無明顯銹斑，主要摩擦副表面光滑，無明顯偏磨，外觀如圖14所示。斜盤和浮動盤磨損痕跡輕微，磨痕深度小于0.003 mm。柱塞缸套直徑平均增加量小于0.002 mm，內孔無明顯溝槽。

圖14 泵主要運動零部件摩擦面的外觀Fig.14 Appearance of friction surface of main moving parts of pump

4 結論

本研究采用銷 - 盤接觸形式，對水液壓柱塞泵1Cr17Ni2/CFRPEEK摩擦副材料的極限pv值進行了實驗研究，分析了不同接觸比壓和滑動速度下的摩擦磨損特性，并在泵樣機內進行了驗證，得到了如下結論：

(1) 以CFRPEEK摩擦系數和磨損率顯著惡化的載荷區間為依據，得到了CFRPEEK的極限pv值為20～30 MPa·m/s，轉速較高時，可取大值；轉速低時，不僅要限制pv值，還要避免p值過大導致CFRPEEK塑性變形;

(2) 研制的泵樣機在柱塞副、滑靴副和配流副最大pv值分別為7.26，5.93，12.04 MPa·m/s的工況下累計進行200 h耐久性考核，泵的總效率為90.2%，各摩擦副表面光滑、磨損量極小，表明基于極限pv值的泵摩擦副材料設計和選用合理。