姜繼海,車明陽 ,吳金光,姚廣山

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱 150001；2.賽克思液壓科技股份有限公司，浙江寧波 315021)

0 前言

在航空液壓系統(tǒng)中，低壓泵以齒輪泵和離心泵為主；中、高壓泵則以齒輪泵和柱塞泵為主。外嚙合齒輪泵憑借其結(jié)構(gòu)簡單、抗污染能力強(qiáng)等優(yōu)點在航空領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。在航空領(lǐng)域使用的齒輪泵要求其體積和質(zhì)量盡可能小且輸出流量盡可能大，這就要求齒輪泵具有高的容積效率。另外，為能夠輸出更多的流量，在齒輪泵排量確定后，其轉(zhuǎn)速應(yīng)盡可能高，這就對齒輪泵的高速化提出了要求。無論是齒輪泵的高效率還是高轉(zhuǎn)速，都與齒輪泵軸向摩擦副有著極大的關(guān)系。當(dāng)轉(zhuǎn)速較高時，齒輪泵在相同的工作時間內(nèi)摩擦次數(shù)增加，因此對材料的摩擦性能要求更高。此外，隨著齒輪泵的長時間工作，齒輪側(cè)面與浮動軸套產(chǎn)生的磨損導(dǎo)致軸向間隙變化，泄漏增加，所以有必要對齒輪泵軸向摩擦副配對偶件的材料進(jìn)行深入的研究和探討。

目前，齒輪泵軸向摩擦副的研究得到了廣泛關(guān)注。潘書業(yè)分析了齒輪泵側(cè)板損傷的原因并從裝配、油液清潔等角度提出解決措施。強(qiáng)巍等人研究了不同表面織構(gòu)作用下不同材料間的摩擦因數(shù)和磨損量對軸向摩擦副抗磨損性能的影響。李玉龍和唐茂提出了內(nèi)嚙合齒輪泵摩擦副動潤滑效果的最佳條件并推導(dǎo)出了油楔面最佳傾斜角和最佳油膜力。姜禹提出將靜壓支承原理應(yīng)用在齒輪軸向與側(cè)板摩擦副可有效地改善摩擦特性。王強(qiáng)等人采用微弧氧化技術(shù)處理齒輪軸向與側(cè)板，在水壓齒輪泵中進(jìn)行了試驗研究。張?zhí)煊詈蛷埡撇捎肅FD軟件分析了齒輪泵側(cè)板兩面的受力，確定了側(cè)板磨損的關(guān)鍵因素。任小鴻等對側(cè)板的加工工藝進(jìn)行改進(jìn)并研究出一種高分子涂料以改善其摩擦性能。

在國外的相關(guān)研究中，DHAR和VACCA對外嚙合齒輪泵潤滑間隙采用熱彈性流體動力學(xué)模型，預(yù)測了側(cè)向間隙泄漏并與實際側(cè)向間隙泄漏量進(jìn)行了比較。RAGUNATHAN對齒輪泵在高速、低壓下的設(shè)計和運行參數(shù)對軸向泄漏的影響進(jìn)行了研究。LEE等研究了等離子滲氮和PVD硬質(zhì)涂層雙重處理對EHA中液壓泵零件表面性能的影響并在礦物油環(huán)境下進(jìn)行了高速盤-盤式磨損測試。LIN和SCHLARB系統(tǒng)地研究了用再生碳纖維增強(qiáng)的PEEK復(fù)合材料的摩擦學(xué)性能，并將它與等效組成的純碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的摩擦學(xué)性能進(jìn)行了比較。從產(chǎn)品方面看，1996年，直徑為596 μm、高度為500 μm的微型齒輪泵已經(jīng)通過精密制造技術(shù)被制造出來，使用液壓油作為工作介質(zhì)，流量可達(dá)1 mL/min，轉(zhuǎn)速可達(dá)2 250 r/min。2003年，Micropump公司推出一種微小型內(nèi)嚙合齒輪泵，該泵直徑為13 mm，長度為 68 mm，可精確控制流量并抑制流量脈動，流量可達(dá)300 mL/min。2004年，GIETZELT等將微陶瓷粉末注射成型技術(shù)應(yīng)用于微小型內(nèi)嚙合齒輪泵，優(yōu)化了加工工藝，使表面粗糙度得到提高，可以滿足十分嚴(yán)格的公差要求。

從國內(nèi)外的研究成果看，多對齒輪泵方面的研究以普通液壓泵為載體，研究范圍也僅限于普通工況,對于微小型航空齒輪泵及高速工況下的研究鮮有報道。本文作者以微小型航空外嚙合齒輪泵為研究對象，在出口壓力6 MPa、轉(zhuǎn)速6 000 r/min的額定工況下研究其軸向摩擦副。為使齒輪泵具有良好的密封性，采用浮動軸套(或側(cè)板)來有效地提升工作壓力并減小泄漏。在高轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，齒輪泵運轉(zhuǎn)時相同時間下的摩擦次數(shù)有所增加，因此對摩擦副的摩擦性能是很大的考驗。對于軸向摩擦副，在齒輪泵運轉(zhuǎn)時，齒頂圓線速度大，對齒輪端面及浮動軸套的摩擦性能要求高，需對更優(yōu)性能的對偶摩擦材料進(jìn)行探究。本文作者通過摩擦磨損試驗對比2種備選材料，找出摩擦性能優(yōu)異的一組材料作為軸向摩擦副，以提高航空外嚙合齒輪泵的極限轉(zhuǎn)速和工作壽命。

1 齒輪泵軸向摩擦副材料摩擦磨損試驗

齒輪泵軸向摩擦副的摩擦性能不僅關(guān)系到齒輪泵的泄漏量和容積效率，更關(guān)系到其極限轉(zhuǎn)速。為探究摩擦副材料對摩擦副摩擦磨損性能的影響、篩選出性能優(yōu)異的材料，需要進(jìn)行摩擦磨損試驗研究。齒輪軸向端面與浮動軸套摩擦副屬于平行平板摩擦副，即面-面摩擦副。將齒輪泵中的面-面摩擦副工況轉(zhuǎn)換到摩擦磨損試驗裝置中進(jìn)行試驗，并進(jìn)行相關(guān)參數(shù)的拓展，所得出的結(jié)果用于整泵摩擦副材料的選取與摩擦磨損性能的參考。

1.1 試驗裝置與試件

摩擦磨損試驗裝置由主軸系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、摩擦副系統(tǒng)、介質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)檢測采集系統(tǒng)等組成，如圖1所示。

圖1 摩擦磨損試驗裝置組成示意

主軸系統(tǒng)由電動機(jī)驅(qū)動，可在試驗前手動調(diào)節(jié)主軸轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)向。加載系統(tǒng)的液壓力形成了上下試件的接觸力，即模擬浮動軸套所受的壓緊力與推開力之差(剩余壓緊力)，在試驗中可手動調(diào)節(jié)加載力大小。在上、下試件接觸運動形成的摩擦副中，上試件代表浮動軸套端面材料，通過夾具由主軸帶動旋轉(zhuǎn)，下試件代表齒輪軸端面材料，固定在液壓缸活塞桿上，由液壓缸提供加載力。上、下試件及所受加載力如圖2所示。

圖2 上、下試件及加載力示意

下試件圓環(huán)內(nèi)半徑=22 mm，外半徑=24 mm。介質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)利用液壓泵與冷卻器實現(xiàn)工作介質(zhì)的循環(huán)、冷卻，以控制工作介質(zhì)的溫度。數(shù)據(jù)檢測采集系統(tǒng)通過傳感器實時采集主軸轉(zhuǎn)速、加載力、工作介質(zhì)溫度、摩擦因數(shù)等數(shù)據(jù)。

1.2 摩擦磨損試驗

摩擦磨損試驗的目的是研究在工作介質(zhì)中不同上試件(浮動軸套)與下試件(齒輪端面)所形成摩擦副的極限值與摩擦磨損性能。其中，為接觸面單位面積上所受到的力，為接觸面最大線速度。為使在摩擦磨損試驗中上下試件摩擦狀態(tài)可以表征齒輪泵試驗中的齒輪軸向端面與浮動軸套端面摩擦狀態(tài)，首先將泵浮動軸套所受的壓緊力和推開力之差(剩余壓緊力)與工作轉(zhuǎn)速和試驗裝置上液壓加載力與主軸轉(zhuǎn)速進(jìn)行轉(zhuǎn)換。在額定工況下，齒輪泵額定轉(zhuǎn)速6 000 r/min對應(yīng)摩擦磨損試驗裝置的主軸轉(zhuǎn)速為2 608 r/min，齒輪泵剩余壓緊力168.23 N對應(yīng)摩擦磨損裝置的液壓加載力為340.77 N。

通過調(diào)研各種浮動軸套常用材料及材料的摩擦磨損性能，選擇鋁青銅QAl9-4和PEEK噴涂涂層作為上試件的對比材料，分別與20CrMnTi組成摩擦副進(jìn)行摩擦磨損性能的對比研究，得到其摩擦因數(shù)、溫度和加載力等參數(shù),從而得到2組配對材料的摩擦磨損情況。

1.2.1 鋁青銅QAl9-4與20CrMnTi摩擦副摩擦性能研究

以恒定轉(zhuǎn)速階梯加載力，每分鐘增加200 N，觀察摩擦因數(shù)變化情況。以摩擦因數(shù)陡然上升作為極限值判據(jù)，此時代表達(dá)到了摩擦副極限值，試驗停止。在所組成的摩擦副中，其摩擦磨損特性還與材料、表面粗糙度有關(guān)。為保持單一變量，上試件材料為鋁青銅QAl9-4，表面粗糙度為0.8 μm；下試件材料為進(jìn)行了滲碳淬火的20CrMnTi，表面粗糙度為0.2 μm。為排除干擾、確保結(jié)果的準(zhǔn)確性，在不同轉(zhuǎn)速下分別進(jìn)行4組試驗，極限加載力與轉(zhuǎn)速成反比，因此在較低轉(zhuǎn)速下選擇500 N起始加載力，而在轉(zhuǎn)速較高下選擇300 N起始加載力，試驗條件如表1所示。

表1 鋁青銅QAl9-4與滲碳淬火20CrMnTi摩擦副試驗條件

為方便對比,將4組試驗數(shù)據(jù)繪制成曲線如圖3所示。

圖3 鋁青銅QAl9-4與20CrMnTi摩擦副試驗結(jié)果

由圖3可知：在轉(zhuǎn)速一定且施加連續(xù)加載階梯力時，摩擦因數(shù)先波動變化后逐漸穩(wěn)定，直至加載力增大到某一值，摩擦因數(shù)急劇升高，此時表示已經(jīng)達(dá)到了極限值；當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 000、1 400 r/min時，摩擦因數(shù)在波動變化階段先增大至0.25后減小至0.2，最后分別在0.2與0.15趨于穩(wěn)定；當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 800、2 200 r/min時，摩擦因數(shù)分別在0.2和0.15左右略微波動，在0.15和0.10左右趨于穩(wěn)定?？傮w來看，隨著轉(zhuǎn)速的增加，穩(wěn)定階段摩擦因數(shù)的數(shù)值隨之減小，而摩擦因數(shù)突變時的加載力也隨之減小。另外，隨著試驗的進(jìn)行，工作介質(zhì)溫度線性增加；轉(zhuǎn)速不同，溫度曲線斜率基本不變。

由圖3(a)可知:在1 000 r/min轉(zhuǎn)速下,摩擦因數(shù)并沒有發(fā)生急劇升高，而是在摩擦因數(shù)保持較穩(wěn)定狀態(tài)時溫度先達(dá)到100 ℃導(dǎo)致試驗停止，此時并沒有達(dá)到極限。在線速度處于0.1～10 m/s和溫度在20～300 ℃的情況下，隨著溫度的升高，鋁青銅QAl9-4與滲碳淬火20CrMnTi相對滑動磨損率有所增加，因此在轉(zhuǎn)速1 000 r/min工況下摩擦因數(shù)急劇上升時的極限加載力應(yīng)大于2 300 N。摩擦磨損試驗數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 摩擦磨損試驗數(shù)據(jù)

將摩擦因數(shù)突變試驗停止時的轉(zhuǎn)速和加載力數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得到一個反函數(shù)，如圖4所示，所以摩擦副的極限值接近定值。在這一規(guī)律下，即可外推出在主軸轉(zhuǎn)速為2 608 r/min下的值。將齒輪泵的實際工況轉(zhuǎn)換到摩擦磨損試驗裝置的工況即為圖4中左下角(灰色)區(qū)域?？梢钥闯觯鹤笙陆?灰色)區(qū)域全部位于反函數(shù)下方，無重合部分，可見鋁青銅QAl9-4與滲碳淬火20CrMnTi組成的摩擦副可滿足齒輪泵的工況要求。將4組轉(zhuǎn)速下的摩擦磨損試驗裝置工況換算成齒輪泵工況，如圖5所示。可以看出：不同轉(zhuǎn)速下摩擦副極限基本相同，則鋁青銅QAl9-4與滲碳淬火20CrMnTi摩擦副極限為定值；試驗材料的極限值為22.55 MPa·m/s。

圖4 摩擦磨損試驗臺工況

圖5 摩擦副極限pv值

試驗結(jié)束后，上、下試件磨損情況如圖6所示。由圖6可知：在轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時，上試件表面部分呈黑色，磨痕不明顯，下試件無明顯變化；在轉(zhuǎn)速為1 400 r/min時，上試件表面有少許發(fā)黑的顆粒，有輕微磨痕；在轉(zhuǎn)速為1 800 r/min時，上試件表面存在更多的黑色顆粒，磨痕更明顯，下試件表面部分呈帶金屬光澤黃銅色；在轉(zhuǎn)速為2 200 r/min時，上試件表面存在黑色顆粒，磨痕最明顯，下試件表面大部分呈戴金屬光澤黃銅色，并帶有少許磨痕。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下鋁青銅QAl9-4與滲碳淬火20CrMnTi摩擦副磨損情況

上、下試件的微觀表面粗糙不平，存在許多突起與溝壑，正常工作時有油膜存在，隔離開兩表面起到保護(hù)和潤滑作用。而在高速重載條件下，接觸表面的油膜破裂，金屬直接接觸，兩試件較為突出的部分首先接觸，接觸局部溫度較高，接觸點金屬軟化或熔化而產(chǎn)生黏著點，隨著試件相對滑動受到剪切力而破壞，同時伴隨著新的黏著點生成，并出現(xiàn)材料的轉(zhuǎn)移，發(fā)生黏著磨損。轉(zhuǎn)速較低時，黏著點較少，其剪切強(qiáng)度低于鋁青銅QAl9-4與滲碳淬火20CrMnTi，此時材料轉(zhuǎn)移較少，且多為氧化物顆粒，對應(yīng)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時的磨損情況。隨著轉(zhuǎn)速的升高，相對滑動速度增加，單位時間內(nèi)黏著點生成更多，顆粒更大，剪切強(qiáng)度更高，高于較硬金屬而低于較軟金屬，滲碳淬火20CrMnTi的硬度為60HRC，鋁青銅QAl9-4的硬度為110～190HB，鋁青銅QAl9-4為較軟材料，會轉(zhuǎn)移到硬材料20CrMnTi上，并形成一薄層。另外有部分轉(zhuǎn)移的金屬材料受剪切力脫離表面形成游離狀態(tài)的磨粒，繼而引發(fā)磨料磨損，對應(yīng)于轉(zhuǎn)速為1 400、1 800、2 200 r/min工況下的磨損情況。

1.2.2 PEEK涂層與20CrMnTi摩擦副摩擦性能研究

此組試驗的上試件是以38CrMoAlA為基底材料的PEEK涂層，涂層表面粗糙度為(1.8±0.9) μm，下試件為滲碳淬火的20CrMnTi，表面粗糙度為0.2 μm。參考鋁青銅與鋼摩擦磨損試驗結(jié)果，在2 600 r/min(齒輪泵額定轉(zhuǎn)速)轉(zhuǎn)速下，以700 N為初始加載力，100 N為階梯加載力進(jìn)行試驗，結(jié)果如圖7所示。

圖7 20CrMnTi與PEEK涂層摩擦磨損試驗結(jié)果

由圖7可知:在轉(zhuǎn)速為2 600 r/min時，隨著階梯力的加載，摩擦因數(shù)沒有波動變化階段，數(shù)值穩(wěn)定保持在0.06～0.07;在摩擦因數(shù)突變時對應(yīng)的加載力為1 700 N。PEEK涂層材料比鋁青銅材料的摩擦因數(shù)更為穩(wěn)定且數(shù)值更小，在高轉(zhuǎn)速下所對應(yīng)的加載力更大，表明PEEK涂層的極限值大于鋁青銅，且摩擦因數(shù)更小，摩擦性能更好。此工況下對應(yīng)的極限為36.83 MPa·m/s。在以液壓油為工作介質(zhì)、涂層材料與鋼互為對偶摩擦材料時，隨著轉(zhuǎn)速的降低，極限壓力值隨之升高，因此當(dāng)泵工作在低于額定轉(zhuǎn)速時，PEEK涂層材料的極限能夠更好地滿足要求。

試驗結(jié)束后觀察上下試件磨損情況，如圖8所示?？梢钥闯?下試件接觸區(qū)域的PEEK涂層有所磨損，小部分基底材料裸露在外，而上試件可見部分黏著的PEEK涂層材料。該磨損形式屬于黏著磨損，在高速重載工況下，PEEK涂層與金屬的接觸點發(fā)生軟化或熔化產(chǎn)生黏著點。黏著點、PEEK涂層和20CrMnTi具有不同的剪切強(qiáng)度，黏著點的剪切強(qiáng)度比20CrMnTi低但比PEEK涂層高，因此剪切發(fā)生在PEEK涂層表面。隨著兩試件的相對運動，較軟的PEEK材料受到剪切力的作用而轉(zhuǎn)移到上試件，并不斷產(chǎn)生新的黏著點，逐漸出現(xiàn)黏著磨損，由此導(dǎo)致涂層的基底材料裸露在外，部分涂層材料出現(xiàn)在上試件。此時，摩擦因數(shù)急劇升高，這是由于部分基底材料和上試件直接接觸和黏著點的存在而造成的。當(dāng)基底材料與上試件直接接觸時，試驗裝置會產(chǎn)生較大的振動與噪聲。

圖8 PEEK涂層與20CrMnTi摩擦副磨損情況

1.2.3 2種材料摩擦副摩擦磨損性能分析

對比2種材料試驗結(jié)果，PEEK涂層與20CrMnTi摩擦?xí)r有較低且穩(wěn)定的摩擦因數(shù)，具有更好的減摩特性。觀察摩擦痕跡，鋁青銅轉(zhuǎn)速越高，達(dá)到極限值時磨痕越深越多，而PEEK在更高的轉(zhuǎn)速下，磨損比鋁青銅更低。根據(jù)對摩擦類型的分析可知，鋁青銅磨損類型包括黏著磨損和磨粒摩擦，PEEK磨損類型僅為黏著磨損。在齒輪泵的額定工況下，鋁青銅極限值為22.55 MPa·m/s，PEEK極限值為36.83 MPa·m/s，PEEK涂層具有更高的極限值。比對2組試驗過程中的溫升情況，PEEK涂層溫升速度低于鋁青銅。2種摩擦對偶材料極限值均能滿足齒輪泵軸向摩擦副的工況需求，綜合比較摩擦因數(shù)、摩擦痕跡、磨損機(jī)制等因素，PEEK與20CrMnTi摩擦副的摩擦性能總體優(yōu)于鋁青銅與20CrMnTi摩擦副的摩擦性能。

2 結(jié)論

根據(jù)前述分析和研究可以得到以下結(jié)論：

(1)與滲碳淬火20CrMnTi形成摩擦副時，PEEK涂層的摩擦因數(shù)比鋁青銅平穩(wěn)且低，減摩性能更好，PEEK涂層的磨損形式主要為黏著磨損，鋁青銅材料的磨損形式主要為黏著磨損與磨料磨損；

(2)當(dāng)對偶材料是滲碳淬火20CrMnTi時，PEEK涂層的摩擦性能總體優(yōu)于鋁青銅材料；

(3)PEEK涂層材料更適合于微小型航空外嚙合齒輪泵的軸向摩擦副。