李明陽， 馬彪,2， 李和言,2， 趙二輝， 杜秋， 李慧珠

(1.北京理工大學(xué) 機械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.北京電動車輛協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100081)

銅基摩擦副為濕式離合器的關(guān)鍵組件，廣泛應(yīng)用于重型車輛，其性能優(yōu)劣直接制約著傳動系統(tǒng)的安全性和可靠性[1]. 工作中，離合器摩擦元件傳遞較大轉(zhuǎn)矩的同時承受較高熱負荷，極易發(fā)生屈曲變形，致使摩擦元件間發(fā)生局部接觸. 當摩擦副所受載荷較大，接觸表面一部分微凸峰因壓力較大導(dǎo)致邊界膜破裂，發(fā)生兩表面直接接觸，潤滑狀態(tài)由混合潤滑向邊界潤滑轉(zhuǎn)變. 邊界潤滑是由液體摩擦過渡到干摩擦過程之前的狀態(tài)，是不光滑表面發(fā)生部分表面接觸的潤滑狀況. 由于工程實際中多種不同類型潤滑機理同時存在，且受到金屬表面特性、潤滑油中的微量成分、介質(zhì)條件的影響，目前尚無統(tǒng)一的邊界潤滑理論，邊界潤滑的應(yīng)用也還處于經(jīng)驗階段. 楊本杰等[2]通過實驗對不同形貌接觸界面摩擦行為進行了研究，研究表明摩滑速度和接觸壓力是影響接觸界面摩擦行為的重要因素. 趙二輝等[3-4]通過大量銅基摩擦副銷-盤實驗深入研究了溫度、摩滑速度和接觸壓力對摩擦因數(shù)的影響，通過數(shù)據(jù)擬合得到了混合潤滑狀態(tài)下摩擦因數(shù)的表達式. 現(xiàn)有的研究表明，機械轉(zhuǎn)矩和熱應(yīng)力引起的屈曲變形是導(dǎo)致摩擦元件間發(fā)生局部接觸的主要原因. Xiong等[5]應(yīng)用Timoshenko彎梁理論對摩擦元件的熱屈曲問題進行了研究，并通過臺架實驗對模型進行了驗證，研究表明，當周向熱應(yīng)力引起的周向彎矩超過摩擦元件的屈曲臨界彎矩時，摩擦元件會發(fā)生屈曲變形. 李明陽等[6]建立了多片離合器摩擦元件臨界屈曲彎矩計算模型，對機械轉(zhuǎn)矩作用下摩擦元件周向屈曲變形問題進行了研究，并通過周向溫度測量實驗對屈曲模型進行了驗證，研究表明，在較大機械轉(zhuǎn)矩作用下，多片離合器摩擦元件間極易出現(xiàn)屈曲導(dǎo)致的局部高壓接觸. 李和言等[7]建立了摩擦熱流密度與真實接觸面積的動態(tài)分析模型，研究表明高熱流密度輸入條件下配對摩擦副真實接觸面積僅為名義接觸面積的10%～40%，即局部接觸壓力為名義平均壓力的2.5～10倍. Zhao等[8]建立了局部接觸下溫度場計算模型，由溫度仿真結(jié)果可知，在文獻[7]中的接觸比條件下，局部接觸區(qū)壓力集中，較短的摩滑時間即出現(xiàn)較高溫度.

當前濕式銅基摩擦副摩擦因數(shù)研究中多采用宏觀全接觸模型，較少考慮摩擦元件屈曲變形導(dǎo)致的局部接觸. 針對這一問題，本文建立了銅基摩擦副局部接觸摩擦因數(shù)計算模型，對濕式離合器摩擦元件局部接觸狀態(tài)下，摩擦因數(shù)隨摩滑過程發(fā)生變化的問題進行了研究.

1 局部接觸摩擦因數(shù)計算模型

多片離合器中，對偶鋼片發(fā)生周向屈曲變形后，摩擦元件間實際接觸面積減小，接觸區(qū)比壓增大，在較大壓力作用下，接觸區(qū)表面微凸峰間接觸更加充分，其中一部分微凸峰間的邊界膜破裂，發(fā)生金屬與金屬接觸，潤滑狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檫吔鐫櫥瑸橹鞯幕旌蠞櫥瑺顟B(tài). 摩滑過程中，局部接觸通常引起較大的局部溫升導(dǎo)致潤滑油膜失效，此時摩擦狀態(tài)由混合潤滑轉(zhuǎn)變?yōu)楦赡Σ? 滑摩結(jié)束后，在摩擦元件表面留下局部接觸導(dǎo)致的摩擦磨損痕跡.

對于混合潤滑狀態(tài)的摩擦因數(shù)f，Bowden和Tabor提出其與邊界膜的摩擦因數(shù)fl和干摩擦因數(shù)fc的關(guān)系為

f=α(T,Us)fc+[1-α(T,Us)]fl，

(1)

式中α為相對油膜虧量，是溫度T和滑動速度Us的函數(shù)，可通過式(2)進行計算.

(2)

式中:tx為摩擦表面以滑動速度us通過接觸長度x的時間，tx=x/us；tr為吸附分子占接觸面的平均時間；ε為吸附熱；R為氣體常數(shù)；Ts為表面接觸溫度；M為潤滑油摩爾質(zhì)量；V為摩爾體積;Tcr為潤滑油臨界溫度，即摩擦元件表面出現(xiàn)擦傷時的絕對溫度. 由式(1)～(2)可知，相對油膜虧量α與溫度正相關(guān)，與滑動速度負相關(guān),摩擦因數(shù)與相對油膜虧量正相關(guān).

傳統(tǒng)以邊界潤滑為主的混合潤滑摩擦因數(shù)計算時，常認為式(1)中干摩擦因數(shù)fc與邊界膜的摩擦因數(shù)fl為定值. 文獻[3]中大量的摩擦因數(shù)測量實驗表明，fc為溫度相關(guān)函數(shù)，fl為溫度和壓力相關(guān)函數(shù)，因此，式(1)可修正為

f(T,us,p)=α(T,us)fc(T)+[1-α(T,us)]fl(T,p)，

(3)

式中：fc(T)為干摩擦因數(shù)隨溫度變化函數(shù)；fl(T,p)為邊界膜的摩擦因數(shù)隨溫度和壓力變化函數(shù).

文中考慮了熱衰退對摩擦因數(shù)的影響，通過實驗數(shù)據(jù)擬合的方式得到了干摩擦因數(shù)fc(T)的表達式(4)，擬合曲線如圖1所示. 銷-盤摩擦因數(shù)測量實驗中，摩擦盤為銅基粉末冶金材料(95-5)，柱銷材料為65Mn，摩擦因數(shù)擬合公式(4)適用于該摩擦副材料的干摩擦因數(shù)計算.

圖1 干摩擦因數(shù)擬合曲線Fig.1 Friction coefficient fitting curve

fc(T)=5.11×10-10T3-3.017×10-6T2+

0.0015T+0.132，

(4)

式中T為局部接觸區(qū)溫度.

式(5)為考慮潤滑油黏溫、黏壓特性應(yīng)用Reynoleds公式得到的邊界膜的摩擦因數(shù)表達式[4]. 本文仿真計算中選用的潤滑油型號為RP-4652D，為實際車用傳動潤滑油，黏度等級為SAE 15W-40，質(zhì)量等級為API CF-4. 壓力p為3.5 MPa時，fl(T,p)隨溫度變化曲線如圖2所示.

圖2 邊界膜摩擦因數(shù)曲線Fig.2 Boundary film friction coefficient

fl(T,p)=0.04exp[0.85×10-8p-0.03(T-T0)],

(5)

式中：T為局部接觸區(qū)溫度;T0為初始溫度;p為局部接觸區(qū)的平均面壓.

由式(3)～(5)可知，摩擦因數(shù)是溫度、壓力和摩滑速度的函數(shù)，在銅基摩擦副摩滑過程中實時發(fā)生變化.

為了對銅基摩擦副局部接觸摩擦因數(shù)計算模型的準確性進行驗證，本文進行了銷-盤摩擦因數(shù)測量實驗. 實驗設(shè)備采用UMT-3高溫摩擦磨損實驗機.該實驗機包含濕式和干式兩個模塊，通過模塊的更換可實現(xiàn)不同潤滑狀態(tài)下摩擦因數(shù)的測量. 圖3所示的銷-盤實驗中，柱銷材料為65Mn，摩擦盤摩擦層材料為銅基粉末冶金，具體實驗工況如表1所示.

圖3 銷-盤摩擦因數(shù)測量實驗Fig.3 Pin on disc tests

表1 實驗工況參數(shù)Tab. 1 Experimental parameters

圖4為不同實驗工況下銷-盤摩擦因數(shù)測量數(shù)據(jù).

圖4 摩擦因數(shù)測量結(jié)果Fig.4 Experimental results of friction coefficient

應(yīng)用式(3)～(5)及表1和表2所示的參數(shù)進行摩擦因數(shù)仿真計算，將銷-盤實驗測得的摩擦因數(shù)與仿真計算結(jié)果列入表3進行對比分析.

表2 模型參數(shù)Tab.2 Important parameters

表3 摩擦因數(shù)對比分析Tab.3 Results ofexperiment and simulation

由表3可知，在濕式實驗條件下，摩擦因數(shù)實驗值與仿真值的絕對誤差集中在千分位，而工程應(yīng)用中摩擦因數(shù)的選取往往精確到百分位，表明該局部接觸摩擦因數(shù)計算模型精度滿足工程應(yīng)用. 在干式高溫實驗條件下，仿真值與實驗值相對誤差小于9%. 兩種潤滑條件下摩擦因數(shù)仿真值與實驗值吻合性較好，驗證了模型的準確性.

3 模型分析及參數(shù)影響研究

為了得到摩滑過程中濕式銅基摩擦副局部接觸狀態(tài)下摩擦因數(shù)的變化規(guī)律，本文在實驗驗證的基礎(chǔ)上進行了模型分析及參數(shù)影響研究.

應(yīng)用表2所示模型參數(shù)及上文建立的局部接觸摩擦因數(shù)計算模型對摩擦因數(shù)進行仿真計算，結(jié)果如圖5～7所示.

在較高摩滑速度下，摩擦因數(shù)隨溫度變化趨勢可分為4個階段.

① 階段A，摩擦因數(shù)隨溫度升高呈下降趨勢，為混合潤滑中的油膜主導(dǎo)階段. 在該階段，潤滑油黏度隨溫升下降引起的摩擦因數(shù)減小程度大于相對油膜虧量α隨溫度增大引起摩擦因數(shù)的上升量；

② 階段B，摩擦因數(shù)隨溫度升高而增大，為混合潤滑中的微凸峰主導(dǎo)階段. 為邊界潤滑與干摩擦的過渡階段，在該階段，相對油膜虧量α隨溫度增加引起摩擦因數(shù)增大程度大于潤滑油粘度隨溫升下降引起摩擦因數(shù)的下降量；

③ 階段C，摩擦因數(shù)隨溫度持續(xù)增加至最大值，為干摩擦中的摩擦因數(shù)升高階段. 在該階段潤滑油膜由于高溫發(fā)生分解失效，摩擦狀態(tài)由混合潤滑進入到干摩擦狀態(tài)；

圖5 溫度對摩擦因數(shù)影響Fig.5 Influence of temperature on friction coefficient

④ 階段D，摩擦因數(shù)隨溫度升高而下降，為干摩擦中的熱衰退階段. 該階段摩擦層出現(xiàn)軟化，摩擦表面出現(xiàn)黏著，磨損量陡增，摩擦因數(shù)下降.

在低摩滑速度下，由于油膜相對虧量α增大，摩擦因數(shù)升高，因此混合潤滑中的油膜主導(dǎo)階段A不再出現(xiàn)，直接進入到邊界潤滑中的微凸峰主導(dǎo)階段B，如圖5(b)所示.

局部接觸區(qū)平均面壓為2.1 MPa時，4種溫度工況下，不同摩滑速度對應(yīng)的摩擦因數(shù)如圖6所示. 溫度較高時，潤滑油失效，摩擦系統(tǒng)處于干摩擦狀態(tài)，摩滑速度對摩擦因數(shù)影響較??；溫度較低時，油膜未發(fā)生分解失效，潤滑狀態(tài)仍為混合潤滑，摩擦因數(shù)受相對油膜虧量α影響，摩擦因數(shù)隨摩滑速度增加而下降，溫度越低相對油膜虧量越小，摩擦因數(shù)隨摩滑速度增大而衰減的特性越顯著. 30 ℃工況下，摩滑速度由0升高到2 000 mm/s時，摩擦因數(shù)減小3倍.

圖6 摩滑速度對摩擦因數(shù)影響Fig.6 Influence of sliding speed on friction coefficient

相對摩滑速度為3 927 mm/s時，4種溫度工況下，不同壓力對應(yīng)的摩擦因數(shù)如圖7所示. 局部接觸區(qū)平均面壓由1 MPa升高到10 MPa時，4種溫度工況對應(yīng)的摩擦因數(shù)幾乎不變，如圖7(a)所示. 當壓力超過100 MPa時，接觸面壓力開始對混合潤滑中的油膜主導(dǎo)階段產(chǎn)生影響，此時摩擦因數(shù)隨壓力升高而增大，如圖7(b)所示. 30 ℃工況下，壓力由100 MPa升高到200 MPa時，摩擦因數(shù)增加1.4倍.

圖7 壓力對摩擦因數(shù)影響Fig.7 Influence of pressure on friction coefficient

4 結(jié) 論

摩擦元件屈曲變形導(dǎo)致摩擦元件間局部接觸，接觸區(qū)摩擦狀態(tài)隨之發(fā)生變化. 接觸區(qū)摩擦狀態(tài)可分為油膜主導(dǎo)階段，微凸峰主導(dǎo)階段，摩擦因數(shù)上升階段和熱衰退階段4個階段，其中，油膜主導(dǎo)階段會隨摩滑速度的減小而消失.

在混合潤滑狀態(tài)下，摩擦因數(shù)隨摩滑速度增加而下降，且溫度越小摩擦因數(shù)衰減越顯著. 30 ℃時，摩滑速度由0升高到2 000 mm/s，摩擦因數(shù)減小3倍，而在干摩擦狀態(tài)下，摩滑速度對摩擦因數(shù)影響較小.

局部接觸區(qū)平均面壓較小時，壓力對摩擦因數(shù)影響較小. 當壓力超過100 MPa時，接觸面壓力開始對混合潤滑中的油膜主導(dǎo)階段產(chǎn)生影響，此時摩擦因數(shù)隨壓力升高而增大.