徐宇軒, 譚姣, 涂川?。?, 梁世林, 殷景峰, 熊偉, 劉定發(fā)

（1.湖南大學材料科學與工程學院，長沙 410082 ； 2.哈爾濱電碳研究所, 哈爾濱 150000；3.中國航發(fā)長江動力有限公司，岳陽 414000）

1 前言

石墨材料憑借熱膨脹系數(shù)小、導熱性好、抗熱震性以及自潤滑性能優(yōu)異的特點，已廣泛應用于航空發(fā)動機的軸間密封。隨著航空事業(yè)的飛速發(fā)展，新一代航空飛行裝置對航空發(fā)動機有著更高的需求，石墨密封裝置需要滿足在更高溫度和高載荷下的工況要求，客觀上對石墨密封材料的力學、熱學以及摩擦學性能提出了更高的要求[1-4]。由于航空發(fā)動機中多種密封裝置采用的是接觸式密封，金屬環(huán)與石墨環(huán)的選擇影響著整個密封裝置的使用壽命，進而直接決定航空發(fā)動機的工作壽命與性能。因此，在復雜的溫度、載荷共同作用下，對國產(chǎn)自主研發(fā)的新型石墨密封材料的摩擦磨損性能進行模擬工況下的仿真實驗，建立其摩擦磨損性能的數(shù)據(jù)庫，從而為國內(nèi)航空密封裝置的選材與設計提供重要的工程實際意義。

為探明炭石墨材料在不同工況參數(shù)作用下的摩擦磨損機制，胡亞非等[5]研究了不同種類石墨密封材料潤滑膜形成規(guī)律及其摩擦磨損特性，揭示了潤滑膜與摩擦系數(shù)之間的關聯(lián)。朱振國等[6]亦研究了不同種類石墨密封材料的摩擦磨損特性，發(fā)現(xiàn)材料本身的結構和性能決定材料摩擦膜和轉移膜的形成與質(zhì)量，且炭石墨材料的摩擦磨損性能又與其摩擦面間形成的潤滑膜密切相關。H. Hirani等[7]研究了在干燥、水和蒸汽環(huán)境下轉移層的形成機制及其對炭-石墨端面密封摩擦磨損的影響，得出機械密封在蒸汽條件下的磨損率遠高于干燥條件下的磨損率。更多的報導是針對干摩擦、水潤滑以及常溫等環(huán)境下炭石墨材料的摩擦磨損性能研究，分析其磨損機理與失效形式[8-15]。現(xiàn)役航空發(fā)動機主軸承腔石墨圓周密封材料工作溫度高達450-500 °C，高溫下石墨密封材料的摩擦磨損性能是判定密封性能和可靠性的關鍵指標。

本研究基于實際合金材料，主要通過改變溫度和載荷兩個實驗參數(shù)，選用課題組自制的新型炭石墨密封材料1#作為實驗對象，其靜態(tài)物理性能指標已超越目前國內(nèi)多款密封材料，是新一代航空密封裝置的候選材料。通過仿真模擬嚴格工況下的高溫載荷條件，探究1#炭石墨密封材料在高速、高溫負載環(huán)境下摩擦磨損性能，詳細討論了溫度和載荷對摩擦面和對摩副高溫合金GH4×××表面形貌的影響以及對其摩擦磨損機理進行了分析，以期望為炭石墨密封的摩擦學性能分析和材料設計提供依據(jù)。

2 實驗部分

2.1 實驗材料

實驗所用石墨密封材料（1#材料）為課題組自制，通過制備所得到的1#材料，其物理性能指標，如表1所示。

2.2 性能測試

采用HT-1000型高溫摩擦磨損試驗機（摩擦副：高溫合金GH4×××），測試1#材料/高溫合金的摩擦磨損性能。室溫下高溫合金GH4×××參數(shù)，如表2所示。HT-1000高溫摩擦磨損試驗機，如圖1所示。采用捷克TESCAN MIRA3型掃描電子顯微鏡觀察1#材料和摩擦副表面的微觀形貌變化。采用HT-1000高溫摩擦磨損試驗機測試恒定載荷300 g不同溫度下1#材料/高溫合金的摩擦磨損性能，實驗參數(shù)如表3所示。測試恒定溫度450 ℃不同載荷下1#材料/高溫合金的摩擦磨損性能，實驗參數(shù)如表4所示。

表1 1#材料的物理力學性能Table 1 Physical and mechanical properties of 1# material

表2 高溫合金GH4XXX在室溫下的各項參數(shù)Table 2 Various parameters of superalloy GH4××× at room temperature

圖1 HT-1000高溫摩擦磨損試驗機Fig.1 HT-1000 high temperature friction and wear testing machine

表3 不同溫度動態(tài)密封磨損參數(shù)Table 3 Dynamic seal wear parameters at different temperatures

表4 不同載荷動態(tài)密封磨損參數(shù)Table 4 Dynamic seal wear parameters under different loads

3 結果與討論

3.1 摩擦磨損特性

3.1.1 溫度對1#材料摩擦磨損性能的影響

圖2 為在載荷為300 g，磨損時間為0.5 h，頻率為5.68 Hz，轉速為318 r/min，1#材料試樣摩擦系數(shù)隨溫度變化的曲線。

圖2 不同溫度下1#材料試樣摩擦系數(shù)曲線Fig.2 Friction coefficient curve of 1# material sample under different temperature

由圖2可知，在摩擦初始階段（0-5 min 內(nèi)），摩擦系數(shù)驟降的原因為摩擦表面潤滑膜的快速形成，樣品表面不完全光滑導致的微顆粒與摩擦副發(fā)生的磨粒磨損、黏著磨損是初始摩擦系數(shù)的波動的主要原因；在300 ℃，350 ℃，400 ℃的溫度下，隨著摩擦的進行，25 min左右1#材料試樣的摩擦系數(shù)即可趨于穩(wěn)定，說明在較短時間內(nèi)潤滑膜的動態(tài)重構克服了成膜過程中表面結構的破壞，可理解為理想的快速成膜并維持著穩(wěn)定的有膜潤滑。在450 ℃的溫度下，摩擦系數(shù)值直線下降至最低后持續(xù)上升，在此高溫的摩擦過程中，由于初步成膜后裸露殘余的石墨表面炭原子與氧原子在450 ℃高溫下發(fā)生較強氧化反應，前期磨損面與對摩副表面反應膜的形成和炭原子與氧原子之間的反應速度不斷的失去平衡，因此在摩擦副與摩擦面間已經(jīng)形成的部分摩擦膜需繼續(xù)克服高溫裂解，反應產(chǎn)物在摩擦面與摩擦副間需要重新構筑擁有新減摩潤滑作用的反應膜使摩擦系數(shù)穩(wěn)定，而此高溫下的成膜過程所需能耗大，成膜時間相較450 ℃以下更長，30 min的磨損時間不能滿足成膜條件，潤滑膜的構建與摩擦面石墨的熱解氧化過程未形成平衡，因此摩擦系數(shù)未達到穩(wěn)定。

3.1.2 載荷對1#材料摩擦磨損性能的影響

圖3 為在溫度為450 ℃，磨損時間為1.5 h，頻率為5.68 Hz，轉速為318 r/min，1#材料試樣摩擦系數(shù)隨載荷變化的曲線。

圖3 不同載荷下1#材料試樣摩擦系數(shù)曲線Fig.3 Friction coefficient curve of 1# material sample under different loads

由圖3可知，在溫度相同的條件下，不同載荷下1#材料試樣的摩擦系數(shù)先降低后持續(xù)升高，在70-80 min區(qū)間呈現(xiàn)平穩(wěn)狀態(tài)，隨著負載載荷的增加，1#材料試樣的摩擦系數(shù)增加，最大摩擦系數(shù)為400 g載荷下的0.190，與350 g載荷時的摩擦系數(shù)（0.150）相比，載荷為400 g的摩擦系數(shù)增幅為33.3 %，與300 g載荷時的摩擦系數(shù)（0.125）相比，摩擦系數(shù)增幅為60 %。根據(jù)劍橋大學Bowden和Tabor的黏著摩擦理論，1#材料與高溫合金GH4×××的真實接觸點處于塑性接觸狀態(tài)，由于法向載荷增大，機械密封材料配副之間的接觸壓力隨之增大，密封配副之間的空隙越小，密封配副對摩面之間的微凸體接觸面積增大，粘著力增大，導致在摩擦磨損過程中，摩擦副表面發(fā)生更多石墨基體的轉移，在此過程中，伴隨著未成膜的石墨顆粒暴露在高溫含氧空氣的氛圍下，隨載荷增加，摩擦力隨之增大，摩擦面發(fā)生的氧化反應愈加劇烈，增大了潤滑膜的成膜難度，該過程在圖3中呈現(xiàn)出0-40 min內(nèi)摩擦系數(shù)的微小振蕩與持續(xù)上升，60 min后摩擦系數(shù)分別穩(wěn)定在0.125，0.150與0.190，因此該款石墨密封材料具有較強的潤滑膜成膜能力，在摩擦副與摩擦面間由起初的合金-石墨摩擦轉變?yōu)槲皆诤辖鸨砻娴氖c基體石墨間的活性膜，潤滑膜表面石墨的氧化熱解與潤滑膜重建形成平衡，摩擦系數(shù)穩(wěn)定。

3.2 摩擦形貌觀察與摩擦磨損機理分析

圖4 為1#材料試樣在不同溫度下的摩擦表面形貌和相應的對摩副表面形貌。

圖4 不同溫度下摩擦表面及對摩副表面形貌(a,b)300 ℃；(c,d)350 ℃；(e,f)400 ℃；(g,h)450 ℃Fig.4 Surface morphology of friction surface and counterrubber pair at different temperatures(a,b)300 ℃;(c,d)350℃;(e,f)400 ℃;(g,h)450 ℃

由于石墨材料硬度遠低于合金摩擦副硬度，石墨材料發(fā)生磨粒磨損，摩擦副表面形成石墨的轉移，由圖4(a, b,c, d, e, f)可知，溫度在300-400 ℃區(qū)間內(nèi)，1#材料的摩擦面與摩擦副成膜完整，摩擦面出現(xiàn)層狀遞進摩擦膜，且摩擦副的轉移膜大面積均勻，包覆在摩擦副金屬表面，然而在摩擦膜邊緣處出現(xiàn)部分輕微刮擦與不規(guī)則形貌的的犁溝，證明了石墨材料基體發(fā)生了滑移、黏著和斷裂，且溫度越高，此現(xiàn)象更為明顯，400 ℃下磨損表面也會出現(xiàn)更多數(shù)量的不規(guī)則剝離痕跡。這是由于石墨材料表面摩擦磨損過程中表面物理吸附作用形成潤滑膜在高溫下活性增強造成的。

隨著試驗溫度升高至450 ℃時，1#材料的摩擦表面出現(xiàn)連續(xù)的嚴重的剝落，相應的對摩副表面轉移膜亦存在明顯的斷裂和犁溝(圖4(g)和圖4(h))，這是由于隨溫度的進一步升高，摩擦面物理吸附膜的潤滑作用徹底消失，物理潤滑降低，需要更長時間形成新潤滑膜，新膜的成膜過程中，炭原子同氧之間的熱化學反應加速，造成對摩擦面與對摩副的進一步侵蝕，隨著新裸露的炭原子，石墨顆粒與氧原子間反應的進行，石墨表面能降低，反應產(chǎn)物在石墨表面形成潤滑膜，從而摩擦系數(shù)開始趨于穩(wěn)定。

為了進一步探討高溫下不同載荷對1#材料摩擦磨損性能的影響，利用SEM對1#材料試樣在不同載荷下的摩擦表面形貌和相應的對摩副表面形貌進行了觀察(圖5)。

圖5 不同載荷下摩擦表面及對摩副表面形貌(a,b)300g；(c,d)350g；(e,f)400gFig.5 Surface morphology of friction surface and counterrubber pair under different loads(a,b)300g;(c,d)350g;(e,f)400g

由圖5可知，在溫度為450 ℃的高溫下，1#材料與高溫合金GH4×××之間在黏著磨損的作用下仍能形成較為完整的潤滑膜，隨著載荷的增加，1#材料表面的摩擦膜與對摩副高溫合金GH4×××表面形成的轉移膜缺陷數(shù)量逐漸增加，此現(xiàn)象在載荷為400 g時最為明顯。

由以上實驗結果可以看出，石墨材料的摩擦磨損性能與其摩擦面間所形成的潤滑膜密切相關，溫度和載荷的變化會影響潤滑膜的形成，在450 ℃的高溫條件下，隨著載荷的增加，初始階段磨粒磨損與黏著磨損加重，在對摩副微凸體的刮擦作用下所產(chǎn)生的磨屑，附著在對摩副表面形成潤滑膜。磨損中期，摩擦膜尚未成型，表面產(chǎn)生的缺陷增多，摩擦表面的化學反應越劇烈，反應膜的形成和炭原子與氧原子之間的反應速度不斷的失去平衡，反應膜從貧膜潤滑、殘膜潤滑最終形成有膜潤滑，在450℃的高溫條件下，隨著載荷的增加，初始階段磨粒磨損與黏著磨損加重，摩擦表面就會越快的變光滑，摩擦系數(shù)就會更快的下降(如圖3所示)，與此同時，載荷越大，對摩副表面微凸體與1#材料表面的接觸壓力越大，磨損越嚴重，難以在對摩副表面形成良好的轉移膜，因而摩擦系數(shù)越大。

3.3 對偶面潤滑膜形成機制

圖6 為1#材料與高溫合金GH4×××在對偶摩擦時接觸面潤滑膜的動態(tài)形成機制。

圖6 1#材料/高溫合金GH4×××對偶磨損潤滑膜動態(tài)形成機制Fig.6 1#material/superalloy GH4××× dual wear lubricant film dynamic formation mechanism

圖6 (a)表示摩擦未開始時1#材料與高溫合金GH4×××接觸的示意圖，在相對摩擦的過程中，1#材料的表面受到偶件高溫合金GH4×××微凸體的磨粒磨損和黏著磨損作用而產(chǎn)生塑性變形，其內(nèi)的石墨顆粒被擠出來并轉移在對偶件表面，有的與夾在對摩表面之間的磨屑顆粒相混合，這些顆粒通過對摩表面連續(xù)的機械混合作用可以形成富含石墨和細小磨屑的顆?；旌衔铮S著時間的延長，這些顆?；旌衔镌谀Σ帘砻嬲龎毫Φ淖饔孟?，由原來較為疏松的狀態(tài)被高溫熱壓而形成對摩副表面的轉移膜，與此同時，在摩擦表面形成較為完整的摩擦膜，摩擦表面所受的正壓力轉化為剪切力，剪切力對炭石墨材料表面顆粒進行擠壓，推移，從而實現(xiàn)對偶件間動態(tài)潤滑膜的形成（如圖6(b)、(c)、(d)）。

4 結論

1）1#新型石墨密封材料，在450 ℃高溫，400 g載荷作用下，摩擦系數(shù)僅為0.190，相比國內(nèi)部分現(xiàn)有密封材料，具備更優(yōu)異的抗熱震性能、摩擦磨損性能，與對磨高溫合金GH4×××在高溫下具有很好的匹配性。

2）實驗所選用的1#石墨密封材料，在相同載荷下，溫度在400 ℃以下（包含400 ℃），摩擦面與摩擦副通過表面的炭原子轉移，與空氣中氧氣，水蒸汽結合形成物理潤滑膜，可維持較低的摩擦系數(shù)，450 ℃時磨損機制發(fā)生轉變，氧化反應膜的形成時間更長，但仍可維持低摩擦系數(shù)。