周明琢 張耕培 盧文龍 張 坡 劉曉軍 彭和平

1.華中科技大學(xué)數(shù)字制造裝備與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢，4300742.長(zhǎng)江大學(xué)電子信息學(xué)院，荊州，4340233.江漢大學(xué)機(jī)電與建筑工程學(xué)院，武漢，430056

槳-轂軸承材料扭動(dòng)微動(dòng)磨損行為研究

周明琢1張耕培2盧文龍1張 坡1劉曉軍1彭和平3

1.華中科技大學(xué)數(shù)字制造裝備與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢，4300742.長(zhǎng)江大學(xué)電子信息學(xué)院，荊州，4340233.江漢大學(xué)機(jī)電與建筑工程學(xué)院，武漢，430056

采用面接觸扭動(dòng)微動(dòng)形式，以動(dòng)力定位系統(tǒng)可調(diào)距螺旋槳槳-轂軸承摩擦副材料(CuNiAl-42CrMo4)為對(duì)象，以不同的角位移幅值模擬海水波動(dòng)影響下的微動(dòng)磨損行為，并結(jié)合掃描電子顯微鏡和超景深三維顯微鏡對(duì)磨痕形貌進(jìn)行分析，探究槳-轂軸承摩擦副材料扭動(dòng)微動(dòng)磨損規(guī)律。結(jié)果表明，隨著角位移幅值的增加，扭動(dòng)微動(dòng)依次運(yùn)行于部分滑移區(qū)、混合區(qū)、滑移區(qū)，摩擦因數(shù)減小，同時(shí)磨損量增加，微動(dòng)損傷中剝層機(jī)制所占的比例逐漸增加，且由于疲勞裂紋擴(kuò)展的不利影響，實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中要盡量避開混合區(qū)。

面接觸；扭動(dòng)微動(dòng)；角位移幅值；摩擦因數(shù)；磨損機(jī)制

0 引言

扭動(dòng)微動(dòng)為緊密接觸的配合件間幅度極小的相對(duì)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，會(huì)導(dǎo)致配合面磨損以及疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展等，縮短構(gòu)件使用壽命[1]，多發(fā)于振動(dòng)環(huán)境，例如輸送管道中的球閥、人工關(guān)節(jié)和連接緊固件等[2-4]。微動(dòng)的接觸形式分為點(diǎn)接觸、線接觸、面接觸，不同的接觸形式對(duì)應(yīng)不同的接觸壓力、接觸剛度和磨屑，進(jìn)而表現(xiàn)出不同的微動(dòng)運(yùn)行行為，針對(duì)不同的研究對(duì)象應(yīng)選擇適當(dāng)?shù)膶?shí)驗(yàn)方式。目前的微動(dòng)磨損研究中，點(diǎn)接觸形式的研究較為成熟，文獻(xiàn)[5-7]采用簡(jiǎn)化的球/平面模型，對(duì)微動(dòng)過(guò)程中載荷、角位移幅值的影響進(jìn)行了大量相關(guān)的實(shí)驗(yàn)，涉及LZ50、1045鋼、Ti6Al7Nb等多種材料，并結(jié)合潤(rùn)滑、涂層以及微動(dòng)運(yùn)行工況進(jìn)行了研究。涉及具體的工況則微動(dòng)接觸的形式各有不同，文獻(xiàn)[8]以點(diǎn)接觸的形式研究了風(fēng)力發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)盤軸承的微動(dòng)磨損情況，并結(jié)合實(shí)際工況將微動(dòng)運(yùn)行形式轉(zhuǎn)化為潤(rùn)滑脂參與的切向、徑向復(fù)合微動(dòng)磨損；文獻(xiàn)[9]采用線接觸的方式研究了沖擊載荷和不同溫度作用下的690合金管的微動(dòng)磨損特性；文獻(xiàn)[10]選擇球殼接觸模型人工頸椎間盤的扭動(dòng)微動(dòng)磨損行為進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[11]采用面接觸的形式研究了植入髖關(guān)節(jié)的微動(dòng)腐蝕行為；文獻(xiàn)[12]同樣采用平面/平面的接觸形式進(jìn)行了聚四氟乙烯扭動(dòng)微動(dòng)磨損行為研究。

軸承是機(jī)械裝備中的核心連接元件。文獻(xiàn)[13-19]的研究表明，海洋石油井潛油泵可傾瓦止推軸承、船用動(dòng)力定位系統(tǒng)可調(diào)距螺旋槳的槳-轂軸承，其磨擦磨損特性，將嚴(yán)重影響相關(guān)裝備在運(yùn)行過(guò)程中的平穩(wěn)性和使用壽命。由此，本文結(jié)合槳-轂軸承摩擦副的實(shí)際工況，采用面接觸扭動(dòng)微動(dòng)實(shí)驗(yàn)方式，以角位移幅值變化模擬海水的波動(dòng)影響，研究可調(diào)距螺旋槳槳-轂結(jié)合面CuNiAl-42CrMo4摩擦副在極端的干摩擦條件下的扭動(dòng)微動(dòng)磨損行為，探索其微動(dòng)運(yùn)行機(jī)制和損傷機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)部分

圖1中，槳-轂結(jié)合面1在離心力的作用下緊密接觸，且由于受到海水波動(dòng)、機(jī)構(gòu)中間隙以及液壓油的彈性黏性的影響，導(dǎo)致扭動(dòng)微動(dòng)磨損，其微動(dòng)磨損的距離甚至達(dá)到了滑動(dòng)磨損的5倍，且隨著磨損量的增大使結(jié)合面2處的間隙增大，導(dǎo)致O形密封圈密封失效，嚴(yán)重影響了可調(diào)距螺旋槳的壽命。本文據(jù)此設(shè)計(jì)了扭動(dòng)微動(dòng)磨損實(shí)驗(yàn)裝置。

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)在自制的面接觸扭動(dòng)微動(dòng)磨損實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)裝置示意圖見圖2，主要由扭矩傳感器、上試樣夾具、環(huán)形上試樣、盤狀下試樣、下試樣夾具、驅(qū)動(dòng)電機(jī)構(gòu)成。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)增減砝碼控制載荷，通過(guò)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)控制回轉(zhuǎn)電機(jī)以一定的頻率和角位移幅值θ運(yùn)轉(zhuǎn)，同時(shí)通過(guò)連接在上試樣夾具上的扭矩傳感器記錄微動(dòng)過(guò)程中的摩擦扭矩T，實(shí)時(shí)顯示每一個(gè)循環(huán)里摩擦扭矩隨角位移幅值的變化情況。另一方面，在面接觸的情況下，為了增大接觸面壓強(qiáng)，加快磨損實(shí)驗(yàn)的進(jìn)度，應(yīng)減小接觸面的面積，同時(shí)保證接觸的穩(wěn)定性，避免跳變，故將上試樣設(shè)計(jì)為兩個(gè)對(duì)稱的八分之一圓環(huán)[20]，如圖2左下所示。

圖2 面接觸扭動(dòng)微動(dòng)磨損實(shí)驗(yàn)機(jī)示意圖Fig.2 Schematic of torsional fretting wear test rig tester for flat-on-flat configuration

1.2 材料和方法

實(shí)驗(yàn)材料的選擇基于可調(diào)距螺旋槳槳-轂結(jié)合面的實(shí)際情況，上試樣選用曲柄銷盤對(duì)應(yīng)的材料42CrMo4，其化學(xué)成分如表1所示，屈服強(qiáng)度550 MPa，抗拉強(qiáng)度800 MPa，彈性模量2.12×105MPa；下試樣選用槳轂所用的材料CuNiAl，其化學(xué)成分如表2所示，屈服強(qiáng)度250 MPa，抗拉強(qiáng)度650 MPa，彈性模量121 GPa。所有試樣均經(jīng)過(guò)機(jī)械研磨和拋光，表面粗糙度Ra約為1 μm，且實(shí)驗(yàn)前用酒精進(jìn)行超聲清洗并干燥。

表1 42CrMo4成分表

表2 CuNiAl成分表

扭動(dòng)微動(dòng)實(shí)驗(yàn)法向載荷Fn依據(jù)可調(diào)距螺旋槳槳-轂結(jié)合面在一定轉(zhuǎn)速下承受的離心力計(jì)算所得，近似取為106N；實(shí)際工況中槳轂結(jié)合面在海水波動(dòng)的影響下，微動(dòng)幅值在0～500 μm之間[19]，相應(yīng)地，實(shí)驗(yàn)中的角位移幅值θ依次設(shè)定為0.1°、0.5°、1.5°、3°；循環(huán)次數(shù)N=20 000。實(shí)驗(yàn)環(huán)境為大氣，溫度23 ℃左右，相對(duì)濕度RH為40%～45%。實(shí)驗(yàn)后，用光學(xué)顯微鏡(OM)和Quanta650 FEG場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡(SEM)(工作電壓10 kV)對(duì)磨痕形貌進(jìn)行觀察，并用超景深三維顯微鏡對(duì)磨損體積進(jìn)行測(cè)量。

2 結(jié)果與討論

2.1 微動(dòng)運(yùn)行區(qū)域特性

大量扭動(dòng)微動(dòng)磨損實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，接觸表面間的摩擦扭矩和角位移幅值(T-θ)曲線是反映微動(dòng)運(yùn)行區(qū)域特性的重要信息[2]，而角位移幅值則是影響扭動(dòng)微動(dòng)磨損的重要參量。圖3所示為不同角位移幅值下隨循環(huán)周次變化的摩擦扭矩-角位移幅值曲線。

(a)θ =0.1°

(b)θ =0.5°

(c)θ =1.5°

(d)θ =3.0°圖3 不同角位移幅值下隨循環(huán)次數(shù)變化的T-θ曲線Fig. 3 T-θ curves under different number of cycles and angular displacements θ

當(dāng)角位移幅值θ=0.1°時(shí)，如圖3a所示，三種載荷下的T-θ曲線都呈現(xiàn)近似直線形，接觸界面之間的相對(duì)位移主要通過(guò)材料的彈性變形和極少量的塑性變形協(xié)調(diào)，摩擦扭矩較小且前后變化不大，微動(dòng)運(yùn)行于部分滑移區(qū)。當(dāng)角位移幅值θ=0.5°時(shí)，如圖3b所示，在循環(huán)的早期階段，T-θ曲線為平行四邊形，且于約1000次循環(huán)后有向橢圓形轉(zhuǎn)變的趨勢(shì)，即微動(dòng)運(yùn)行狀態(tài)由完全滑移狀態(tài)向部分滑移狀態(tài)轉(zhuǎn)變，微動(dòng)運(yùn)行于混合區(qū)。這是由于前期主要受表面層的影響，且塑性變形較小，但隨著循環(huán)次數(shù)的增加，由于加工硬化的影響，材料塑性變形的難度增加，使微動(dòng)由完全滑移狀態(tài)向部分滑移狀態(tài)轉(zhuǎn)變。當(dāng)角位移幅值θ進(jìn)一步增大到1.5°直至3°， 如圖3c和圖3d所示，T-θ曲線在20 000次循環(huán)中始終呈平行四邊形，即接觸界面一直運(yùn)行于完全滑移狀態(tài)，但其相對(duì)滑移階段仍有一定的傾斜，這可能是由于面接觸情況下在微動(dòng)磨損后期表面不平，滑移過(guò)程中有一定的切向力引起的。

以上結(jié)果表明面接觸情況下，T-θ曲線表現(xiàn)為直線形、橢圓形和平行四邊形三種基本類型，其不同的轉(zhuǎn)變類型對(duì)應(yīng)三種微動(dòng)運(yùn)行區(qū)域：相對(duì)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)始終是部分滑移的部分滑移區(qū)(PSR)，相對(duì)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)在部分滑移狀態(tài)和完全滑移狀態(tài)之間轉(zhuǎn)變的混合區(qū)(MSR)，以及相對(duì)運(yùn)動(dòng)始終處于完全滑移狀態(tài)的滑移區(qū)(SR)。整體上來(lái)看，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，T-θ曲線的傾斜程度逐漸由平緩向陡峭轉(zhuǎn)變，相應(yīng)的摩擦副剛度逐漸增大，這是由微動(dòng)運(yùn)行過(guò)程中加工硬化導(dǎo)致的，且除了初始階段受表面層膜的影響之外，隨著角位移幅值的增大，其剛度也是逐漸增大的，微動(dòng)運(yùn)行由部分滑移區(qū)向混合區(qū)、滑移區(qū)轉(zhuǎn)變。

2.2 摩擦因數(shù)時(shí)變曲線

CuNiAl-42CrMo4摩擦副在不同角位移幅值的情況下摩擦因數(shù)隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線如圖4所示。在角位移幅值θ=0.1°時(shí)，T-θ曲線表現(xiàn)為直線形，微動(dòng)運(yùn)行于部分滑移區(qū)，摩擦因數(shù)均維持在一個(gè)較低的水平上，在0.12附近上下波動(dòng)，而隨著角位移幅值的增大，摩擦因數(shù)均呈現(xiàn)出明顯的三階段特征，即“磨合-上升-穩(wěn)定”三個(gè)階段。當(dāng)角位移幅值θ=0.5°時(shí)，T-θ曲線表現(xiàn)為平行四邊形向橢圓形轉(zhuǎn)變，微動(dòng)運(yùn)行于混合區(qū)，其摩擦因數(shù)時(shí)變曲線在初期保持在較低水平，約0.14左右，100次循環(huán)左右開始增大，過(guò)程中伴隨小幅度波動(dòng)，并于10 000次循環(huán)左右在某一數(shù)值附近波動(dòng)，約0.51左右。這是由于在微動(dòng)磨損初期摩擦副表面保護(hù)膜的作用使摩擦因數(shù)維持在較低水平，而隨著保護(hù)膜的磨損破壞，摩擦副材料相互直接接觸，發(fā)生黏著和塑性變形，摩擦因數(shù)迅速增大，而隨著磨損過(guò)程的進(jìn)行，產(chǎn)生的磨屑起到一定的保護(hù)作用，同時(shí)可能起到類似于滾珠軸承或固體潤(rùn)滑劑的作用[2]，故摩擦因數(shù)的增大逐漸趨于平緩，并在磨屑的產(chǎn)生和排出趨于平衡時(shí)達(dá)到一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)；當(dāng)角位移幅值θ為1.5°和3°時(shí)，T-θ曲線表現(xiàn)為平行四邊形，微動(dòng)均運(yùn)行于滑移區(qū)，其中，角位移幅值θ=1.5°時(shí)，摩擦因數(shù)在循環(huán)初期約為0.22，隨后馬上進(jìn)入上升狀態(tài)，100次循環(huán)之后上升趨勢(shì)有所減緩，并逐漸趨于0.51左右波動(dòng)，角位移幅值為3°時(shí)，摩擦因數(shù)在初期約0.23，100次循環(huán)之后上升趨勢(shì)有所減緩甚至有少許下降，穩(wěn)定后趨于0.46左右，較大的角位移幅值下摩擦因數(shù)趨向于更快達(dá)到穩(wěn)定，這可能是由于較大的角位移幅值下磨損加劇，摩擦因數(shù)迅速增大，進(jìn)而更快達(dá)到平衡。

圖4 不同角位移幅值下的摩擦因數(shù)時(shí)變曲線Fig.4 Variation of friction coefficient under different angular displacements θ

圖5 不同角位移幅值下的摩擦因數(shù)Fig.5 Friction coefficient comparison under different angular displacements θ

圖5所示為不同角位移幅值下，微動(dòng)磨損初期以及達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定階段的摩擦因數(shù)值，其中，角位移幅值為0.1°、0.5°、1.5°、3°，對(duì)應(yīng)的微動(dòng)磨損初期摩擦因數(shù)分別為0.12、0.14、0.22、0.23，隨著角位移幅值的增大，摩擦因數(shù)稍有增大，整體變化不大，且受表面膜的影響較大；在摩擦因數(shù)相對(duì)穩(wěn)定階段，當(dāng)角位移幅值為0.1°時(shí)，表面損傷比較輕微，摩擦因數(shù)仍為0.12；當(dāng)角位移幅值為0.5°時(shí)，處于混合區(qū)，相對(duì)于部分滑移區(qū)來(lái)說(shuō)表面損傷明顯加重，相應(yīng)的摩擦因數(shù)增大為0.58；當(dāng)角位移幅值為1.5°時(shí)，微動(dòng)運(yùn)行于滑移區(qū)，表面損傷相對(duì)于混合區(qū)來(lái)說(shuō)更為嚴(yán)重，但摩擦因數(shù)反而有一定程度的減小，為0.51左右；角位移幅值為3°時(shí)，微動(dòng)同樣運(yùn)行于滑移區(qū)，摩擦因數(shù)同樣有少許減小，為0.46左右，這可能是由于較小的角位移幅值下磨損較為輕微，產(chǎn)生的磨屑較少，在面接觸的情況下難以完全覆蓋整個(gè)接觸表面，不能很好地起到第三體層的保護(hù)作用以及可能的潤(rùn)滑作用。綜上所述，角位移幅值為0.5°時(shí)，摩擦因數(shù)取得最大值0.58；角位移幅值為0.1°時(shí)，摩擦因數(shù)取得最小值0.12，且隨著角位移幅值的增大，摩擦因數(shù)呈現(xiàn)出了減小的趨勢(shì)。

2.3 磨痕分析

圖6所示為法向載荷106N、角位移幅值為3°時(shí)磨痕的低倍形貌。其中，上試樣無(wú)明顯損傷，表面黏附了一層綠色的薄膜，為CuNiAl在摩擦熱和機(jī)械碾磨作用下形成的黏附轉(zhuǎn)移膜；相對(duì)應(yīng)的硬度較低的CuNiAl表面則出現(xiàn)對(duì)稱的兩窄環(huán)形磨痕，表面有明顯的磨損痕跡并覆蓋著綠色的氧化磨屑，周邊堆積著黑色和綠色的磨屑，這是摩擦過(guò)程中銅與空氣中的氧發(fā)生化學(xué)反應(yīng)的結(jié)果。對(duì)原始表面和磨痕分別進(jìn)行EDX成分分析，結(jié)果如圖7所示?？梢钥闯?，磨痕區(qū)的O元素的含量明顯高于原始表面，微動(dòng)磨損過(guò)程中發(fā)生了明顯的氧化磨損。

圖6 磨痕的光學(xué)顯微形貌(θ=3°)Fig.6 Optical micrograph of the worn scar(θ=3°)

圖7 原始表面和磨痕區(qū)的EDX譜圖對(duì)比(θ=3°)Fig.7 EDX spectra of original surface and worn scar (θ=3°)

圖8～圖10所示分別為不同角位移幅值下的CuNiAl表面磨痕的微觀SEM形貌，且由于角位移幅值為1.5°的損傷機(jī)制與同處滑移區(qū)的角位移幅值為3°時(shí)相類似，故在此僅以分別處于部分滑移區(qū)、混合區(qū)和滑移區(qū)的角位移幅值為0.1°、0.5°、3°為代表分析面接觸情況下不同微動(dòng)運(yùn)行狀態(tài)的損傷機(jī)理。當(dāng)角位移幅值為0.1°時(shí)，T-θ曲線表現(xiàn)為直線形，微動(dòng)運(yùn)行處于部分滑移狀態(tài)，在整個(gè)磨痕區(qū)域內(nèi)損傷較輕微，在中心區(qū)域觀察到圖8a所示的損傷較明顯的區(qū)域，可見沿微動(dòng)方向上有較淺的犁溝和部分黏著的痕跡；進(jìn)一步增加放大倍數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)磨痕表面遍布由往復(fù)扭動(dòng)微動(dòng)產(chǎn)生的細(xì)小疲勞裂紋(圖8b)。由此可推斷，在角位移幅值較小時(shí)，沒有明顯的塑性變形痕跡，損傷較小，主要的微動(dòng)損傷機(jī)理為磨粒磨損和黏著，并有細(xì)小的微動(dòng)疲勞裂紋出現(xiàn)。

(a) (b)圖8 部分滑移區(qū)磨痕的SEM形貌(θ=0.1°)Fig.8 SEM micrographs of the worn surface in PSR (θ=0.1°)

(a) (b)

(c) (d)圖9 混合區(qū)磨痕的SEM形貌(θ=0.5°)Fig.9 SEM micrographs of the worn surface in MSR (θ=0.5°)

(a)

(b)圖10 滑移區(qū)磨痕的SEM形貌(θ=3°)Fig.10 SEM micrographs of the worn surface in SR (θ=3°)

圖9所示為角位移幅值θ=0.5°時(shí)處于混合區(qū)的CuNiAl表面磨痕的微觀SEM形貌。磨痕在整個(gè)磨損區(qū)無(wú)明顯差別，周邊有明顯淡綠色氧化磨屑，發(fā)生了明顯的氧化磨損；磨痕微觀形貌可見大量的片狀剝層和明顯的犁削痕跡，較部分滑移區(qū)來(lái)說(shuō)，犁溝明顯加深，且有明顯塑性變形痕跡，表面附著有明顯的磨粒和片狀剝層，如圖9a所示。進(jìn)一步增大放大倍數(shù)，可見磨痕表面的片狀剝層周圍仍存在著部分疲勞裂紋(圖9b)，以及明顯的磨粒磨損痕跡(圖9c)。從磨損機(jī)制來(lái)看，材料表面有明顯的疲勞裂紋，在裂紋周圍萌生出各個(gè)方向上的微裂紋，這些裂紋的萌生和擴(kuò)展導(dǎo)致了材料的剝落，被剝離的材料經(jīng)過(guò)反復(fù)的加載和卸載的疲勞作用，以及碾壓作用而細(xì)化，如圖9d所示。另一方面，剝落的磨粒在切向和法向應(yīng)力的作用下對(duì)表面產(chǎn)生了犁削作用，故材料的主要失效機(jī)制為磨粒磨損、氧化磨損和剝層，且由于裂紋并沒有被磨掉，可推斷混合區(qū)的局部磨損速率并沒有超過(guò)裂紋的擴(kuò)展速率，即在局部磨損與疲勞的競(jìng)爭(zhēng)過(guò)程中，局部疲勞占據(jù)了優(yōu)勢(shì)[21]，疲勞裂紋有繼續(xù)擴(kuò)展的趨勢(shì)，這對(duì)于微動(dòng)運(yùn)行的穩(wěn)定性是極為不利的。

圖10所示為角位移幅值θ=3°時(shí)處于滑移區(qū)的CuNiAl磨痕表面的微觀SEM形貌。磨痕在整個(gè)磨損區(qū)無(wú)明顯差別，周邊同樣有明顯淡綠色氧化磨屑且磨屑的量較混合區(qū)明顯增多。磨痕表面出現(xiàn)大面積的片狀剝落坑和明顯的犁削痕跡，覆蓋大量磨屑，如圖10a所示；磨痕表面附著的磨粒在反復(fù)碾壓的過(guò)程中，尺寸明顯小于混合區(qū)(圖10b)，犁削作用減弱，大量細(xì)小的磨屑可能起到類似固體潤(rùn)滑劑的作用，這與較大的角位移幅值下摩擦因數(shù)較小的現(xiàn)象相一致。故磨損主要受剝層機(jī)制控制，伴有磨粒磨損和氧化磨損形式，但與混合區(qū)不同的是，在對(duì)材料表面觀察的過(guò)程中，沒有發(fā)現(xiàn)殘留的疲勞裂紋，這可能是由于隨扭動(dòng)微動(dòng)角位移幅值的增大，表面的切向載荷增大，疲勞裂紋形成后即由磨損作用去除，整個(gè)扭動(dòng)微動(dòng)的過(guò)程中磨損較為嚴(yán)重。

對(duì)角位移幅值θ=3°、經(jīng)過(guò)20 000次循環(huán)后的CuNiAl的試樣使用超景深三維顯微鏡進(jìn)行測(cè)試，得到如圖11所示的三維形貌及其橫截面輪廓圖。由圖11可以看出，在整個(gè)磨損區(qū)域內(nèi)中心部位的磨痕深度相對(duì)較深，這可能是由于在面接觸微動(dòng)磨損的過(guò)程中，中心部位磨屑難以排出，磨屑的累積造成載荷分布發(fā)生變化，中心部位承載較大的壓力，容易發(fā)生破壞，且磨屑的存在也導(dǎo)致了磨粒磨損的加劇，磨損從中心位置開始向邊緣擴(kuò)展。對(duì)各個(gè)角位移幅值下的磨痕進(jìn)行測(cè)量可得不同角位移幅值下磨損體積，如圖12所示，其中θ=0.1°時(shí)表面無(wú)明顯損傷，故不列入比較。

圖11 磨痕的三維形貌及其橫截面輪廓(θ=3°)Fig.11 3D image and cross-profile of the worn scar (θ=3°)

圖12 不同角位移幅值下的磨損量Fig.12 Wear volume comparison under different angular displacements θ

由圖12可以明顯看出，隨著角位移幅值的增大，磨損加劇。這是由于角位移幅值的增大導(dǎo)致材料表面剪切變形幅度增大，沿特定方向的交變應(yīng)力值增加，促進(jìn)了材料表面裂紋的萌生和擴(kuò)展，表面形成磨屑增多，同時(shí)這些磨屑的產(chǎn)生一定程度上起到了潤(rùn)滑的作用，與上文摩擦因數(shù)相應(yīng)的減小相一致。另一方面，角位移幅值的增大，也使微動(dòng)磨屑更容易排除，磨屑的犁削作用加速了材料的去除，導(dǎo)致磨損的加劇。

3 結(jié)論

(1)隨著角位移幅值的增大， CuNiAl-42CrMo4摩擦副的微動(dòng)運(yùn)行由部分滑移區(qū)向完全滑移區(qū)轉(zhuǎn)變。

(2)微動(dòng)運(yùn)行于部分滑移區(qū)時(shí)，摩擦因數(shù)時(shí)變曲線始終維持在較低水平；微動(dòng)運(yùn)行于混合區(qū)和滑移區(qū)時(shí)，隨著角位移幅值的增大摩擦因數(shù)呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)。

(3) 在部分滑移區(qū)，試樣表面損傷輕微，扭動(dòng)微動(dòng)損傷機(jī)制主要表現(xiàn)為磨粒磨損和黏著，伴有大量細(xì)小的疲勞裂紋；在混合區(qū)，接觸表面損傷加劇，磨損的主要形式是磨粒磨損、氧化磨損和剝層共同作用，表面仍殘留明顯的疲勞裂紋，在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中應(yīng)盡量避開該區(qū)域；在滑移區(qū)，磨損嚴(yán)重，磨損機(jī)制以剝層為主，同時(shí)有磨粒磨損、氧化磨損，表面沒有發(fā)現(xiàn)殘留的裂紋。

[1] YU Jia, CAI Zhenbing, ZHU Minhao, et al. Study on Torsional Fretting Behavior of UHMWPE [J]. Applied Surface Science, 2008, 255(2): 616-618.

[2] 蔡振兵. 扭動(dòng)微動(dòng)磨損機(jī)理研究[D].成都：西南交通大學(xué),2009.

CAI Zhenbing. Research on Torsional Fretting Wear [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University,2009.

[3] ZHANG H, BROWN L, BLUNT L, et al. The Contribution of the Micropores in Bone Cement Surface to Generation of Femoral Stem Wear in Total Hip Replacement[J]. Tribology International, 2011, 44(11):1476-1482.

[4] 俞樹榮, 王潔璐, 李淑欣,等. Ti-6Al-4V 燕尾榫結(jié)構(gòu)微動(dòng)疲勞裂紋萌生及擴(kuò)展行為研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程, 2015, 26(24):3386-3390.

YU Shurong, WANG Jielu, LI Shuxin, et al. Study on the Initiation and Propagation of Fretting Fatigue Crack on the Ti-6Al-4V Alloy Dovetail Joint[J]. China Mechanical Engineering, 2015, 26(24): 3386-3390.

[5] CAI Zhenbing, ZHU Minhao, ZHOU Yan. An Experimental Study Torsional Fretting Behaviors of LZ50 Steel [J]. Tribology International, 2010, 43(1): 361-369.

[6] 李紅巖, 劉捍衛(wèi), 周仲榮. 1045鋼在部分滑移區(qū)和滑移區(qū)內(nèi)的高溫微動(dòng)磨損性能研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程, 2003, 14(11):985-987.

LI Hongyan, LIU Hanwei, ZHOU Zhongrong. High Temperature Fretting Wear Behaviour of 1045 Steel in the Partial Slip Regime and Slip Regime [J]. China Mechanical Engineering, 2003, 14(11):985-987.

[7] CAI Zhenbing, ZHANG Guang’an, ZHU Yongkui, et al. Torsional Fretting Wear of a Biomedical Ti6Al7Nb Alloy for Nitrogen Ion Implantation in Bovine Serum[J]. Tribology International, 2013, 59: 312-320.

[8] 王思明,許明恒. 風(fēng)力發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)盤軸承微動(dòng)磨損的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程,2010,21(20):2430-2433.

WANG Siming, XU Mingheng. Research on Fretting Wear of Wind Turbine Slewing Bearings[J]. China Mechanical Engineering, 2010,21(20):2430-2433.

[9] 陽(yáng)榮, 蔡振兵, 林映武,等. 690合金管在室溫干態(tài)下的沖擊微動(dòng)磨損特性研究[J]. 摩擦學(xué)學(xué)報(bào), 2015, 35(5):525-530.

YANG Rong, CAI Zhenbing, LIN Yingwu, et al. Investigation on Impact Fretting Wear Behavior of Alloy 690 Tube at Dry and Room Temperature [J]. Tribology, 2015, 35(5):525-530.

[10] WANG Song, WANG Fei, LIAO Zhenhua. Study on Torsional Fretting Wear Behavior of a Ball-on-socket Contact Configuration Simulating an Artificial Cervical Disk[J]. Materials Science and Engineering C, 2015, 55: 22-33.

[11] ROYHMAN D, PATEL M, RUNA M J, et al. Fretting-corrosion Behavior in Hip Implant Modular Junctions: the Influence of Friction Energy and pH Variation [J]. Journal of the Mechanical Behavior of Biomedical Materials, 2016,62(5): 570-587.

[12] WANG Shibo, NIU Chengchao. Torsional Tribological Behavior and Torsional Friction Model of Polytetrafluoroethylene against 1045 Steel[J]. PloS One, 2016, 11(1): e0147598.

[13] LAN P, MEYER J L, VAEZIAN B, et al. Advanced Polymeric Coatings for Tilting Pad Bearings with Application in the Oil and Gas Industry[J]. Wear,2016,354:10-20.

[14] ZHANG Po, LU Wenlong, LIU Xiaojun, et al. Torsional Fretting Wear Behavior of CuNiAl against 42CrMo4 under Flat on Flat Contact[J]. Wear,2017,380:6-14.

[15] LAN P X, POLYCHRONOPOULOU K, ZHANG Y, et al. Three-body Abrasive Wear by (silica) Sand of Advanced Polymeric Coatings for Tilting Pad Bearings[J]. Wear,2017,382/383:40-50.

[16] LU W L, ZHANG P, LIU X J, et al. Influence of Surface Topography on Torsional Fretting Wear under Flat-on-flat Contact[J]. Tribology International,2017,109:367-372.

[17] LAN P, MEYER J L, ECONOMY J, et al. Unlubricated Tribological Performance of Aromatic Thermosetting Polyester (ATSP) Coatings under Different Temperature Conditions[J]. Tribology Letters,2016,61(1):1-14.

[18] LU Wenlong, ZHAI Wenzheng, ZHANG Po, et al. Effect of Different Levels of Free Water in Oil on the Fretting Wear of Nickel-aluminum Bronze Based Composites[J]. Wear, 2017,390/391:376-384.

[19] GODJEVAC M. Wear and Friction in a Controllable Pitch Propeller[D]. Delft: Delft University of Technology, 2010.

[20] LEONARDB D. An Experimental and Numerical Investigation of the Effect of Coatings and the Third Body on Fretting Wear [D]. West Lafayette: Purdue University, 2012.

[21] 周仲榮. 關(guān)于微動(dòng)磨損與微動(dòng)疲勞的研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程,2000,11(10):75-79.

ZHOU Zhongrong. On Fretting Wear and Fretting Fatigue[J]. China Mechanical Engineering, 2000,11(10):75-79.

ResearchonTorsionalFrettingWearBehaviorsofMaterialinHubBearings

ZHOU Mingzhuo1ZHANG Gengpei2LU Wenlong1ZHANG Po1LIU Xiaojun1PENG Heping3

1.State Key Lab of Digital Manufacturing Equipment and Technology,Huazhong University of Science and Technology,Wuhan，430074 2.School of Electronics and Information,Yangtze University,Jingzhou，Hubei，434023 3.School of Mechatronics and Architecture Engineering,Jianghan University,Wuhan,430056

The torsional fretting wear behavior researches of CuNiAl against 42CrMo4 in a controllable pitch propeller of dynamic positioning system were carried out on flat-on-flat contact under various angular displacement amplitudes simulating sea waves. The fretting wear appearances were discussed combined with the micro-examinations of the wear scar with scanning electron microscope and ultra-depth three-dimensional microscope， and the rule of torsional fretting wear behavior researches of CuNiAl against 42CrMo4 was investigated. The results indicate that with the increase of the angular displacement amplitudes the fretting running regimes change from partial slip regime to gross slip regime, corresponding to the decrease of the friction coefficients. And the damages of the torsional fretting become more and more severe while delamination tend to be the major wear mechanism at the same time. The mixed fretting regime should be avoided on account of the crack propagation which goes against the life time of the hub bearings.

flat-on-flat contact; torsional fretting; angular displacement amplitude; friction coefficient; wear mechanism

TH117

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.23.003

2016-11-22

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2014CB046705)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51475190，51575235)

(編輯王旻玥)

周明琢，女，1993年生。華中科技大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)槲?dòng)磨損。張耕培(通信作者)，男，1984年生。長(zhǎng)江大學(xué)電子信息學(xué)院講師。E-mail：judgebill@126.com。盧文龍，男，1981年生。華中科技大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院副教授、博士。張坡，男，1988年生。華中科技大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院博士研究生。劉曉軍，男，1968年生。華中科技大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。彭和平，男，1966年生。江漢大學(xué)機(jī)電與建筑工程學(xué)院教授。