梁 華，郭蘭中，林化清，許文文

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)，徐州 221000；2.常熟理工學(xué)院，常熟 215500）

飛機(jī)艙門的密封是防止艙內(nèi)漏氣或失壓的重要保障[1]。為此，要求飛機(jī)艙門機(jī)構(gòu)應(yīng)該具有較高的可靠度。由于磨損的存在，會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)配合間隙增大，配合精度降低，導(dǎo)致整個(gè)機(jī)構(gòu)不能達(dá)到所要求的運(yùn)動(dòng)精度甚至發(fā)生失效[2]。

艙門密封失效是飛機(jī)艙門的一種主要的故障模式，一般會(huì)導(dǎo)致Ⅲ級(jí)飛行事故，嚴(yán)重時(shí)也可能導(dǎo)致艙門偶然打開引起災(zāi)難性故障，可能會(huì)導(dǎo)致Ⅱ級(jí)（引起人員嚴(yán)重傷害、系統(tǒng)嚴(yán)重?fù)p壞，大幅度降低安全裕度或功能能力）甚至Ⅰ級(jí)（引起人員死亡，系統(tǒng)（如飛機(jī)）毀壞）飛行事故[3]。

本文以某型運(yùn)輸機(jī)為對(duì)象，在其艙門鎖機(jī)構(gòu)系統(tǒng)中，拉桿與銷軸間的滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)副是重要運(yùn)動(dòng)副之一，能否可靠的工作直接關(guān)系到飛行安全和任務(wù)完成。因此，對(duì)其磨損及可靠性進(jìn)行研究，同樣具有重要的意義。

1 假設(shè)

假設(shè):磨損量與磨損速度、腐蝕速度等因素有關(guān)，常見的磨損量隨時(shí)間t呈線性變化[4]，那么磨損量：

式中，r為磨損速度，mm/h或mm3/h，為隨機(jī)變量，服從正態(tài)分布[5]。

當(dāng)磨損量達(dá)到允許最大值時(shí)，零件磨損達(dá)到極限狀態(tài)。此時(shí)對(duì)應(yīng)的時(shí)間就是零件發(fā)生故障前的使用時(shí)間，即壽命T。

在這前提下，Archard. J F提出了后來被稱之為Archard磨損定理的模型。這個(gè)模型是建立在試驗(yàn)觀察基礎(chǔ)上的，其表達(dá)式如下：

式中，V為磨損體積；S為滑動(dòng)距離；H為摩擦副中較軟材料的布氏硬度?？紤]到磨損是一個(gè)動(dòng)態(tài)的過程，故將式（2）改寫成如下形式：

式中，wv（t）為對(duì)應(yīng)于時(shí)間t的磨損體積；S(t)為對(duì)應(yīng)于時(shí)間t的滑動(dòng)距離[6]。

那么對(duì)于一個(gè)矩形摩擦副，磨損體積wv（t）等于接觸寬度b、接觸長(zhǎng)度L和磨損深度Δh的乘積，即：

將式（4）代入式（3），可得磨損增量為：

式中，b、L、Δh的單位均為mm。

因?yàn)閱蜗蚰p行程是S(t)，一個(gè)循環(huán)即為2S(t)，如果用SN(t)表示N次循環(huán)的磨損總行程，SN(t)=2N·S(t)，那么式（5）可改寫成：

式（5）、（6）即為基于線性假設(shè)的常法向壓力下磨損量的計(jì)算公式。

2 常幅法向壓力下的滑動(dòng)磨損特性試驗(yàn)

本試驗(yàn)是以30CrMnSiA與LD10-CS為摩擦對(duì)，以常幅法向壓力為加載條件所進(jìn)行的疲勞磨損試驗(yàn)。試驗(yàn)載荷為常幅法向正壓力，F(xiàn)n=10kN。下磨塊材料為30CrMnSiA，尺寸為：600mm×30mm×10mm；上磨塊材料為L(zhǎng)D10-CS，尺寸為：80mm×20mm×10mm。試驗(yàn)載荷及試件材料力學(xué)性能如表1所示。摩檫副之間的接觸面寬度為b=20mm，滑動(dòng)距離S=260mm。為了減少試驗(yàn)誤差，共制備4對(duì)試驗(yàn)件，每次安裝2對(duì)，分兩批次進(jìn)行，觀察其磨損規(guī)律。

表1 試驗(yàn)載荷及試件材料力學(xué)性能

試驗(yàn)設(shè)備為自制的往復(fù)式多用途摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，其示意圖如圖1所示。整個(gè)裝置固定在立柱、壓梁和平臺(tái)組成的承力框架中，通過絲杠和壓力傳感器給固定摩擦副的上磨板和車式下磨板施加法向載荷（Fn），聯(lián)體式電磁可調(diào)電機(jī)通過連桿機(jī)構(gòu)使車式下磨板做往復(fù)運(yùn)動(dòng)。

進(jìn)行運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)磨損可靠性試驗(yàn)時(shí)，不同材料的摩擦副要確定適合的速度，運(yùn)動(dòng)速度太慢，試驗(yàn)耗費(fèi)太大；運(yùn)動(dòng)速度太快摩擦副會(huì)形成粘死，所以，速度應(yīng)根據(jù)不同的材料副來確定。試驗(yàn)所用摩擦速度v初步確定為：v=5.85m/min，對(duì)于電動(dòng)機(jī)則為11.25r/min。

施加的載荷通過壓力傳感器（BLR-1；150kN；靈敏度為1.5319mV/V）以及與其相連接的2000標(biāo)準(zhǔn)負(fù)荷測(cè)量?jī)x進(jìn)行控制。隨時(shí)可以通過2000表的復(fù)位按扭、峰值按扭看到試驗(yàn)載荷的大小，以便調(diào)解載荷的大?。y(cè)量?jī)x的準(zhǔn)確度＜0.005%FS，溫度系數(shù)＜5×10-6℃，AD轉(zhuǎn)換速率＞50次/s）。

通過聯(lián)體式電磁可調(diào)電機(jī)來控制需要的轉(zhuǎn)速，可調(diào)電機(jī)轉(zhuǎn)速的調(diào)速范圍為：200～1400r/min，轉(zhuǎn)速比i=80r/min，輸出的轉(zhuǎn)速為：2.5～17.5r/min。

本次試驗(yàn)最初的轉(zhuǎn)速為11.25r/min，后來調(diào)整為9r/min，當(dāng)循環(huán)次數(shù)（視一次往復(fù)為一次循環(huán)）達(dá)到1500次時(shí)，上磨塊（被磨損試驗(yàn)件，材料LD10-CS，以下相同）出現(xiàn)劃溝，然而此時(shí)下磨塊上粘著LD10-CS材料點(diǎn)狀物。

為了避免出現(xiàn)粘著現(xiàn)象，轉(zhuǎn)速降為7r/min，并用電風(fēng)扇一直降溫，在此條件下未出現(xiàn)粘著，試驗(yàn)進(jìn)行到21168次停止。

為了對(duì)上模塊的磨損量進(jìn)行比較準(zhǔn)確的測(cè)量，采用了尺寸測(cè)量法和稱重法兩種方法，并對(duì)結(jié)果進(jìn)行比較。

法向磨損量的測(cè)量采用游標(biāo)卡尺（0～150）。每個(gè)試件設(shè)9個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)布置示意圖如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備示意圖Fig.1 Diagram of experimental equipment

圖2 測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.2 Measuring point layout schematic

在試驗(yàn)前，先測(cè)量試件9個(gè)測(cè)點(diǎn)的尺寸，以9個(gè)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)的平均值作為試件的原始尺寸；在試驗(yàn)中，每隔一定的循環(huán)次數(shù)就對(duì)9個(gè)測(cè)點(diǎn)的剩余尺寸進(jìn)行一次測(cè)量，并以9個(gè)測(cè)量數(shù)據(jù)的平均值作為試件的剩余尺寸。法向磨損量即為試件原始尺寸和剩余尺寸之差。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的磨損量與壽命曲線見圖3。

磨損重量采用天平儀（0～500g）稱取質(zhì)量然后換算成重量的方法獲得。在試驗(yàn)前，先稱取試件的原始質(zhì)量；在試驗(yàn)中，每隔一定的循環(huán)次數(shù)稱取一次試件的剩余質(zhì)量。原始質(zhì)量和剩余質(zhì)量之差即為磨損質(zhì)量，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的磨損質(zhì)量與壽命曲線見圖4。

下磨塊磨損量的測(cè)量采用尺寸測(cè)量法，量具為深度千分卡尺，共設(shè)9個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)分布同上模塊。由于下磨塊尺寸和重量均比較大，故僅對(duì)試驗(yàn)前和試驗(yàn)結(jié)束后的尺寸進(jìn)行測(cè)量，然后以原始尺寸減去剩余尺寸即為磨損量。下磨塊的磨損量見表2。

圖3 上磨塊磨損量與壽命曲線Fig.3 Wearing and tearing value (above) and life curve

圖4 上磨塊磨損質(zhì)量與壽命曲線Fig.4 Wearing and tearing weight (above) and life curve

表2 下磨塊磨損量

3 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

（1） 本次試驗(yàn)最初設(shè)定的轉(zhuǎn)速11.25r/min以及進(jìn)行初步調(diào)整后的轉(zhuǎn)速9r/min都是不理想的。在這兩個(gè)轉(zhuǎn)速下上磨塊出現(xiàn)劃溝，下磨塊有LD10-CS點(diǎn)狀物粘著。當(dāng)轉(zhuǎn)速調(diào)整為7r/min時(shí)，情況趨于正常。從而可知，對(duì)于以LD10-CS與30CrMnSiA為配對(duì)材料的滑動(dòng)摩擦副，該試驗(yàn)機(jī)轉(zhuǎn)速應(yīng)在小于7r/min的范圍內(nèi)進(jìn)行選取。

（2）由圖3和圖4的擬合曲線可以看出，上模塊磨損量隨時(shí)間的增加而線性增加。

（3）圖5為L(zhǎng)D10-CS與30CrMnSiA摩擦副上模塊的磨損壽命線圖。磨損壽命線圖是以一組試件不同循環(huán)次數(shù)下的最大磨損量作為上界點(diǎn)，最小磨損量為下界點(diǎn)繪制的?？梢钥闯觯p量為隨機(jī)變量，具有一定的分散性，且隨著工作時(shí)間的增加，其累積磨損量的分散程度也越來越大，反映為上界點(diǎn)與對(duì)應(yīng)的下界點(diǎn)的距離越來越大，線圖呈喇叭狀。

（4）上磨塊磨損系數(shù)K的計(jì)算。

從圖6所示上模塊磨損量隨壽命（循環(huán)次數(shù)）的變化可知，當(dāng)壽命N為21169次時(shí)，實(shí)測(cè)磨損量的平均值為1.45mm。而一次循環(huán)的磨損量為：

根據(jù)公式（6）可以推得磨損系數(shù)K的表達(dá)式并計(jì)算如下：

此值即為上模塊的磨損系數(shù)。由計(jì)算過程可知，在常幅法向壓力下，若不考慮溫度對(duì)材料硬度的影響，磨損系數(shù)是一個(gè)常數(shù)。一般來說，金屬表面的硬度隨表面溫度的升高而下降，當(dāng)其他條件相同時(shí)，溫度越高，磨損越大，發(fā)生膠合的可能性也增大。圖6表示了溫度對(duì)磨損率的影響?？梢钥闯?，當(dāng)溫度超過某一臨界值（圖6中（a））后，它對(duì)磨損率的影響才是顯著的。

圖5 上磨塊的磨損壽命線圖Fig.5 Wear life of the above module

圖6 溫度對(duì)磨損的影響Fig.6 Influence of temperature on the wear and tear

下面根據(jù)磨損質(zhì)量與壽命曲線計(jì)算磨損系數(shù)K。

從圖6所示磨損質(zhì)量與壽命曲線可知，當(dāng)壽命N為20153次時(shí)，實(shí)際稱得磨損質(zhì)量（m）的值為3.73g，已知鋁板的密度ρ=2.73g/cm3，則總的磨損量Δh為：

而一次循環(huán)的磨損量為:

Δh= 1.37/20153 = 6.8×10-5mm 。

根據(jù)公式（6）可以推得磨損系數(shù)K的表達(dá)式并計(jì)算如下：

從上述計(jì)算結(jié)果可以看出，兩種測(cè)量方法得到的上磨塊（LD10-CS）磨損系數(shù)值K相當(dāng)接近，所以，在以后的試驗(yàn)中只要量具精度高，無論哪種測(cè)量方法都可以采用。

（5）下磨塊磨損系數(shù)K的計(jì)算。

根據(jù)表2經(jīng)簡(jiǎn)單計(jì)算可知，當(dāng)壽命為20153次時(shí)，實(shí)測(cè)磨損量的平均值為0.0595mm，而一次循環(huán)的磨損量為：

根據(jù)公式（6）可以推得磨損系數(shù)K的表達(dá)式并計(jì)算如下：

比較上模塊和下磨塊的磨損系數(shù)K值可知，后者明顯大于前者，說明其具有更好的耐磨性，同時(shí)也說明，在以LD10-CS與30CrMnSiA為配對(duì)材料的摩擦副磨損可靠性計(jì)算中，僅僅考慮上模塊（LD10-CS）即可。

4 結(jié)論

本文以某型運(yùn)輸機(jī)艙門鎖機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)副所實(shí)際使用的材料為摩擦對(duì)，通過常幅載荷下的疲勞磨損試驗(yàn)，對(duì)其磨損行為進(jìn)行了研究。

（1）通過常幅疲勞磨損試驗(yàn)，驗(yàn)證了磨損量隨時(shí)間t線性變化假設(shè)的合理性；

（2）得出了7r/min（v=5.85m/min）的轉(zhuǎn)速是LD10-CS與30CrMnSiA配對(duì)摩擦副磨損試驗(yàn)的適宜轉(zhuǎn)速的初步結(jié)論；

（3）給出了LD10-CS的磨損壽命曲線，為給定壽命下磨損量的均值和標(biāo)準(zhǔn)差以及給定磨損量下磨損壽命的均值和標(biāo)準(zhǔn)差的計(jì)算提供了一種依據(jù)；最后，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，分別計(jì)算了LD10-CS和30CrMnSiA的磨損系數(shù) ，解決了實(shí)際磨損量以及磨損可靠性計(jì)算這一先決問題。

[1]劉偉,劉志群,趙曉博,等.飛機(jī)艙門密封結(jié)構(gòu)的氣密可靠性研究[J].材料工程,2012(4):47-51.

LIU Wei, LIU Zhiqun, ZHAO Xiaobo, et al. Air-tight reliability analysis of aero-port seal structure[J]. Journal of Materials Engineering,2012(4): 47-51.

[2]井惠林,趙海龍,王鐵軍.考慮鉸鏈磨損時(shí)飛機(jī)艙門運(yùn)動(dòng)精度可靠性研究[J].機(jī)械設(shè)計(jì),2011,28(4):55-59.

JING Huilin, ZHAO Hailong, WANG Tiejun. Investigation of air craft hatch door motion accuracy reliability considering hinges abrasion[J].Journal of Machine Design, 2011,28(4): 55-59.

[3]姜翰林.民用飛機(jī)艙門事故統(tǒng)計(jì)分析[J].科技致富向?qū)?2013(12):144.

JIANG Hanlin. Civil aircraft door accident statistical analysis[J].Guide of Sci-tech Magazine, 2013(12):144.

[4]劉惟信.機(jī)械可靠性設(shè)計(jì)[M].北京:清華大學(xué)出版社,2004.

LIU Weixin. Mechanical reliability design[M]. Beijing: Tsinghua University Press,2004.

[5]王文清,鄭慕僑.綜合傳動(dòng)鑄鐵密封環(huán)磨損模糊可靠性分析與計(jì)算[J].北京理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2005,25(2):112-117.

WANG Wenqin, ZHENG Muqiao. Analysis and calculation of fuzzy reliability on the cast iron sealing ring in composite transmissions[J].Transactions of Beijing Institute of Technology, 2005,25(2):112-117.

[6]萬朝燕,趙旭,李文成.基于連續(xù)接觸“有效長(zhǎng)度模型”及Archard磨損的運(yùn)動(dòng)可靠性分析[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù),2013(5):679-682.

WAN Chaoyan, ZHAO Xu, LI Wencheng. Analysis of the motion reliability based on the effective length model of continuous contact and the archard’s wear theory[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2013(5):679-682.