范志勇, 項(xiàng)載毓, 莫繼良, 錢(qián)泓樺, 陳 偉, 周仲榮*

(1. 西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 四川 成都 610031;2. 軌道交通運(yùn)維技術(shù)與裝備四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 成都 610031)

制動(dòng)閘片作為高速列車(chē)機(jī)械制動(dòng)的重要組成部件，對(duì)車(chē)輛制動(dòng)性能起著十分關(guān)鍵的作用[1]. 隨著列車(chē)運(yùn)行速度的提升，制動(dòng)閘片不僅應(yīng)具有良好的抗摩擦磨損性能以保證列車(chē)行車(chē)安全，同時(shí)制動(dòng)過(guò)程也應(yīng)避免制動(dòng)振動(dòng)噪聲對(duì)乘坐舒適性的影響以及對(duì)周?chē)h(huán)境的污染[2].

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)高速列車(chē)制動(dòng)閘片，從材料配方[3-6]、制備工藝[7-8]、結(jié)構(gòu)特征[9-10]、磨損及振動(dòng)噪聲行為[11-17]等方面開(kāi)展了大量的研究，也取得了一系列有意義的成果. 但目前對(duì)于銅基粉末冶金制動(dòng)閘片材料研究主要是通過(guò)直接改變材料的配方或加工工藝來(lái)達(dá)到調(diào)節(jié)材料性能的目的[18-19]. 盡管也有學(xué)者嘗試在制動(dòng)盤(pán)表面加工溝槽并添加粉末顆粒等方式進(jìn)行界面調(diào)控[20]，但該方法無(wú)法保證粉末顆粒在盤(pán)表面溝槽中的穩(wěn)定投放，難以實(shí)現(xiàn)界面摩擦膜的穩(wěn)定形成.

閘片摩擦粒子材料需要結(jié)合摩擦系數(shù)、耐磨性、強(qiáng)度和振動(dòng)噪聲等因素及性能指標(biāo)進(jìn)行綜合考慮，因此，針對(duì)為適應(yīng)不同運(yùn)營(yíng)條件而進(jìn)行閘片摩擦粒子配方的調(diào)整和優(yōu)化存在周期長(zhǎng)且成本高的問(wèn)題，對(duì)現(xiàn)有摩擦粒子進(jìn)行材料填充等局部?jī)?yōu)化調(diào)整則可在不改變摩擦粒子整體材料配方的前提下實(shí)現(xiàn)制動(dòng)性能的有效調(diào)控，成為目前亟需開(kāi)展的研究方向之一. 制動(dòng)閘片產(chǎn)品調(diào)研中發(fā)現(xiàn)，某國(guó)外知名制動(dòng)企業(yè)推出了一款低噪聲制動(dòng)閘片新產(chǎn)品，其主要方法是在摩擦粒子中心孔中填充與基體不同的材料，但截止目前，對(duì)摩擦粒子中心孔填充合適摩擦材料以?xún)?yōu)化制動(dòng)性能的相關(guān)研究的報(bào)道仍比較少.

為此，本研究工作中采用不同于傳統(tǒng)材料組分配方或制造工藝的調(diào)整方法，在不改變閘片摩擦粒子整體材料的前提下，嘗試在摩擦粒子中心孔處分別填充粉末冶金、紫銅、石墨和鑄鐵四種不同材料，并基于自行研制的高速列車(chē)制動(dòng)縮比試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行制動(dòng)試驗(yàn)，進(jìn)一步采用有限元分析方法進(jìn)行制動(dòng)系統(tǒng)復(fù)特征值和接觸應(yīng)力分析. 最終，綜合試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果，闡明摩擦粒子中心孔填充不同成分材料對(duì)制動(dòng)性能的影響，并探討制動(dòng)界面磨損、熱分布及振動(dòng)噪聲之間的關(guān)聯(lián)性.

1 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)中所用的制動(dòng)盤(pán)和摩擦粒子試樣材料分別源自實(shí)際高速列車(chē)制動(dòng)系統(tǒng)中的鍛鋼制動(dòng)盤(pán)和銅基粉末冶金制動(dòng)閘片. 其中，制動(dòng)盤(pán)試樣的材料元素組成及質(zhì)量分?jǐn)?shù)為Fe (主要成分)、Si (0.25%)、Mn (0.75%)、C (0.31%)、Ni (1.8%)、Cr (1.1%)和 Mo (0.5%). 摩擦粒子試樣的元素組成及質(zhì)量分?jǐn)?shù)主要為Fe (13%~15%)、Cu (45%~50%)、石 墨 (18%~20%)、FeCr (6%~8%)、MoS2(4%~6%)、SiC (2%~4%)和其他(3%~5%). 制動(dòng)盤(pán)和原始摩擦粒子的材料屬性列于表1中，試樣的基本尺寸以及制動(dòng)盤(pán)之間的接觸關(guān)系如圖1所示，摩擦半徑為120 mm. 其中，制動(dòng)盤(pán)的半徑為180 mm，厚度為16 mm. 摩擦粒子試樣是高速列車(chē)閘片摩擦粒子的真實(shí)原型，厚度為14 mm，中心具有半徑為8 mm的圓孔.

表1 制動(dòng)盤(pán)和原始摩擦粒子試樣的材料屬性Table 1 Mechanical properties of the frictional materials

在本研究中，分別用銅基粉末冶金、紫銅、石墨和灰鑄鐵對(duì)原始摩擦粒子中心孔進(jìn)行壓裝填充，其中銅基粉末冶金對(duì)應(yīng)摩擦粒子本體材料，紫銅和鑄鐵主要材料成分對(duì)應(yīng)摩擦粒子基體組元的材料，石墨則對(duì)應(yīng)摩擦粒子潤(rùn)滑組元的材料. 通過(guò)對(duì)中心孔填充材料的摩擦粒子進(jìn)行摩擦振動(dòng)噪聲測(cè)試試驗(yàn)，探究摩擦粒子本體材料、基體組元和潤(rùn)滑組元對(duì)制動(dòng)性能的影響.

所有試驗(yàn)在自行研制的高速列車(chē)制動(dòng)縮比試驗(yàn)臺(tái)(圖1)上進(jìn)行，此外，根據(jù)我國(guó)高速列車(chē)摩擦制動(dòng)實(shí)際介入工況及《TJ/CL 307-2014：動(dòng)車(chē)組閘片暫行技術(shù)條件》，在摩擦振動(dòng)噪聲測(cè)試前進(jìn)行多組不同制動(dòng)盤(pán)轉(zhuǎn)速和制動(dòng)壓力下的預(yù)試驗(yàn)，確定制動(dòng)壓力為600 N和制動(dòng)盤(pán)轉(zhuǎn)速為200 r/min時(shí)能夠獲得較為穩(wěn)定的摩擦振動(dòng)噪聲信號(hào). 因此，本文中所有試驗(yàn)工作均在這一工況下開(kāi)展，且采用拖曳制動(dòng)模式，每次測(cè)試時(shí)長(zhǎng)為120 s.

試驗(yàn)前對(duì)摩擦粒子樣品進(jìn)行充分跑合，以確保制動(dòng)界面的良好接觸. 為確保試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，每種摩擦粒子重復(fù)測(cè)試5次以上. 在試驗(yàn)臺(tái)中配置了三維力傳感器，用以測(cè)量試驗(yàn)過(guò)程中摩擦粒子的法向力和摩擦力；在摩擦粒子夾具側(cè)方安裝三向加速度傳感器以測(cè)量系統(tǒng)的振動(dòng)加速度信號(hào)；在距離制動(dòng)盤(pán)面大約100 mm處固定1個(gè)記錄聲壓信號(hào)的傳聲器；采用熱成像儀記錄制動(dòng)盤(pán)和摩擦粒子的表面溫度.

2 結(jié)果與討論

2.1 摩擦粒子中心孔填充粉末冶金對(duì)制動(dòng)性能的影響

首先對(duì)原始具有中心孔結(jié)構(gòu)的摩擦粒子與中心孔填充粉末冶金本體材料的摩擦粒子進(jìn)行試驗(yàn)及有限元分析，通過(guò)對(duì)比這兩種摩擦粒子的界面摩擦學(xué)行為，探究閘片摩擦粒子中心孔結(jié)構(gòu)的存在及填充材料調(diào)控對(duì)制動(dòng)性能的影響.

2.1.1 兩種摩擦粒子制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)和噪聲特性分析

圖2示出了試驗(yàn)全程的噪聲時(shí)域信號(hào)和兩個(gè)方向的振動(dòng)加速度信號(hào)均方根(RMS)值的演變情況. 從圖2(a)可以看出，兩種摩擦粒子都產(chǎn)生了連續(xù)的噪聲信號(hào)，其中原始摩擦粒子噪聲聲壓振蕩幅值相對(duì)穩(wěn)定，而填充粉末冶金的摩擦粒子聲壓振蕩幅值隨著制動(dòng)過(guò)程的進(jìn)行出現(xiàn)了明顯的上升，波動(dòng)幅值也隨之變大. 從圖2(b)可以看出，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，原始和填充粉末冶金摩擦粒子在兩個(gè)方向上的振動(dòng)加速度均方根值均有增加的趨勢(shì)，即兩種摩擦粒子的界面振動(dòng)增強(qiáng). 原始摩擦粒子的法向振動(dòng)加速度均方根值明顯高于切向振動(dòng)加速度均方根值，然而填充粉末冶金摩擦粒子在兩個(gè)方向上的振動(dòng)加速度較為接近，總體來(lái)說(shuō)兩種摩擦粒子的振動(dòng)強(qiáng)度相差不大.

Fig. 1 Schematic diagrams of the brake dynamometer, contact position and the sample preparation圖1 試驗(yàn)裝置、接觸位置及試樣制備示意圖

Fig. 2 The evolution of (a) time domain signals of sound pressure and (b) RMS values of normal & tangential vibration acceleration signals in the whole test process of two kinds of friction blocks圖2 兩種摩擦粒子試驗(yàn)全程(a)聲壓時(shí)域信號(hào)和(b)兩個(gè)方向振動(dòng)加速度信號(hào)均方根值演變情況

圖3所示為穩(wěn)定階段兩種摩擦粒子的聲壓時(shí)域信號(hào). 結(jié)果表明原始和填充粉末冶金摩擦粒子在穩(wěn)定階段1 s時(shí)間內(nèi)均出現(xiàn)了多個(gè)周期性噪聲. 其中，原始摩擦粒子噪聲平均等效聲壓級(jí)(Equivalent sound pressure level, ESPL)達(dá)到91.6 dB，而填充粉末冶金的摩擦粒子噪聲聲壓能量要高于原始摩擦粒子，其平均等效聲壓級(jí)達(dá)到了95.1 dB.

對(duì)穩(wěn)定階段摩擦噪聲及振動(dòng)加速度信號(hào)進(jìn)行快速傅里葉變換(Fast Fourier transform, FFT)分析，結(jié)果如圖4所示. 原始摩擦粒子出現(xiàn)了兩個(gè)高頻尖叫噪聲頻率，其中最大的主頻為7 055 Hz，而填充粉末冶金的摩擦粒子只出現(xiàn)了1個(gè)能量較高的主頻(4 858 Hz)，這表明制動(dòng)系統(tǒng)的噪聲頻率響應(yīng)特性在摩擦粒子中心孔填充材料后會(huì)發(fā)生改變. 兩種摩擦粒子法向和切向振動(dòng)加速度頻譜曲線上均出現(xiàn)了多個(gè)能量峰值，均出現(xiàn)兩個(gè)近似倍頻關(guān)系的主頻7 996 和16 003 Hz，而在聲壓頻譜中對(duì)應(yīng)頻率處并沒(méi)有表現(xiàn)出明顯的峰值. 考慮到在試驗(yàn)臺(tái)空轉(zhuǎn)工況下采集到的振動(dòng)信號(hào)也出現(xiàn)了這兩個(gè)主頻，進(jìn)一步說(shuō)明了這兩個(gè)振動(dòng)加速度主頻是由試驗(yàn)臺(tái)本身的固有振動(dòng)造成的.

Fig. 3 Sound pressure signals at the steady stage for (a)original friction block and (b) friction block filled with powder metallurgy material圖3 (a)原始和(b)填充粉末冶金摩擦粒子穩(wěn)定階段聲壓的時(shí)域信號(hào)

2.1.2 兩種摩擦粒子制動(dòng)界面的摩擦磨損分析

圖5所示為兩種摩擦粒子在試驗(yàn)過(guò)程中摩擦系數(shù)的演變趨勢(shì)，可以看出，原始和填充粉末冶金摩擦粒子在制動(dòng)過(guò)程中平均摩擦系數(shù)總體波動(dòng)范圍不大，均呈現(xiàn)平穩(wěn)演變趨勢(shì)，原始摩擦粒子與制動(dòng)盤(pán)摩擦過(guò)程中表現(xiàn)出更大的摩擦系數(shù)，但二者相差并不明顯.

采用掃描電子顯微鏡(SEM)對(duì)原始和填充粉末冶金的摩擦粒子磨損表面形貌進(jìn)行測(cè)試分析，結(jié)果如圖6所示. 可以看出，原始摩擦粒子內(nèi)環(huán)和外環(huán)磨損相對(duì)嚴(yán)重，表面堆積有大量磨屑. 中間環(huán)帶表面磨屑堆積較少，大量金屬基體暴露在表面，呈現(xiàn)較為光滑平順的接觸平臺(tái). 這是由于原始摩擦粒子的中心孔結(jié)構(gòu)可以收集摩擦界面的磨屑，尤其收集了中間環(huán)帶內(nèi)的磨屑，這減少了該區(qū)域的磨粒磨損現(xiàn)象并使得該區(qū)域表面相對(duì)平坦. 中間環(huán)表面的接觸平臺(tái)成為了該區(qū)域主要的承力平臺(tái)，金屬基體與制動(dòng)盤(pán)表面直接接觸，這成為導(dǎo)致摩擦系數(shù)較大的主要原因.

Fig. 4 FFTs of (a~b) the brake noise, (c~d) normal and (e~f) tangential vibration acceleration signals in the steady stage圖4 穩(wěn)定階段兩種摩擦粒子振動(dòng)噪聲頻譜特性：(a~b)摩擦噪聲，(c~d)法向振動(dòng)加速度和(e~f)切向振動(dòng)加速度

Fig. 5 Evolution of friction coefficients for the two friction blocks圖5 兩種摩擦粒子試驗(yàn)過(guò)程中摩擦系數(shù)的演變趨勢(shì)

從圖6(b)中可以發(fā)現(xiàn)，填充粉末冶金摩擦粒子磨損表面除切入端頂角處沿著摩擦方向有明顯的犁溝以外，其余區(qū)域總體差異不明顯. 摩擦粒子表面中間環(huán)和外環(huán)的接觸平臺(tái)被嚴(yán)重破壞，存在明顯的材料剝落現(xiàn)象. 此外，表面磨屑堆積相對(duì)較多，大量的磨屑散落在接觸平臺(tái)表面及附近區(qū)域. 在摩擦制動(dòng)過(guò)程中，磨屑也充當(dāng)了磨粒的角色，在界面的研磨作用下磨損表面將被進(jìn)一步破壞，導(dǎo)致系統(tǒng)不穩(wěn)定振動(dòng)幅值增大，也激發(fā)了系統(tǒng)的噪聲.

2.1.3 兩種摩擦粒子制動(dòng)界面的摩擦熱分布

圖7所示為制動(dòng)試驗(yàn)結(jié)束時(shí)制動(dòng)盤(pán)和摩擦粒子表面溫度分布情況. 可以看出，兩種摩擦粒子均導(dǎo)致制動(dòng)盤(pán)產(chǎn)生明顯的環(huán)形帶狀相對(duì)高溫區(qū)，其中與原始摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)均存在內(nèi)、外兩圈熱環(huán)，而與填充粉末冶金摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)的熱環(huán)主要集中在摩擦區(qū)域的中間靠近內(nèi)環(huán)附近位置.

原始摩擦粒子的表面高溫區(qū)域主要集中于內(nèi)環(huán)和外環(huán)區(qū)域，外環(huán)溫度聚集更為明顯，這也說(shuō)明原始摩擦粒子內(nèi)、外環(huán)磨損較為嚴(yán)重，產(chǎn)生了較多的磨屑，中間環(huán)切入端和切出端溫度相對(duì)要低一些. 填充粉末冶金的摩擦粒子表面溫度分布總體相對(duì)較為均勻，只是在摩擦粒子切入端頂角周邊沿著摩擦方向出現(xiàn)了熱聚集現(xiàn)象，結(jié)合前面摩擦粒子磨損表面分析(圖6)，該區(qū)域也出現(xiàn)了明顯的犁溝，說(shuō)明該區(qū)域磨損較為嚴(yán)重，是表面熱聚集現(xiàn)象的主要原因之一.

提取制動(dòng)盤(pán)摩擦區(qū)域IO線段上不同位置隨摩擦試驗(yàn)在30、60、90和120 s的溫度變化情況，可以看到隨著制動(dòng)摩擦試驗(yàn)時(shí)間的持續(xù)增加，制動(dòng)盤(pán)表面溫度也在升高，與兩種摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)在制動(dòng)過(guò)程中溫度曲線存在明顯的峰值，其中與原始摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)溫度曲線在摩擦環(huán)內(nèi)外兩側(cè)對(duì)應(yīng)位置出現(xiàn)了兩個(gè)峰值，而與填充粉末冶金摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)溫度曲線只在摩擦環(huán)內(nèi)側(cè)對(duì)應(yīng)位置出現(xiàn)了1個(gè)峰值，這與摩擦粒子的表面熱分布一致.

Fig. 6 SEM micrographs of worn surface of (a) original friction block and (b) friction block filled with powder metallurgy material圖6 (a)原始和(b)填充粉末冶金的摩擦粒子磨損表面形貌的SEM照片

Fig. 7 Surface temperature distributions of the brake disc and friction blocks : (a) original friction block; (b) friction block filled with powder metallurgy material圖7 (a)原始和(b)填充粉末冶金的摩擦粒子制動(dòng)盤(pán)和摩擦粒子表面溫度分布情況

2.1.4 兩種摩擦粒子制動(dòng)系統(tǒng)的有限元分析

采用Abaqus 6.14建立簡(jiǎn)化的試驗(yàn)裝置有限元模型，其主要由制動(dòng)盤(pán)、摩擦粒子、夾具、三向力傳感器和推桿組成，各個(gè)組成部分的結(jié)構(gòu)尺寸及材料組分均與實(shí)際試驗(yàn)臺(tái)保持一致，并采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行單元?jiǎng)澐?，結(jié)果如圖8(a)所示. 結(jié)合有限元模型中各組成部分的實(shí)際約束情況，將制動(dòng)盤(pán)與摩擦粒子定義為面-面接觸，其中，主面為制動(dòng)盤(pán)摩擦面，從面為摩擦粒子摩擦面，其邊界條件如圖8(b)所示. 將制動(dòng)盤(pán)轉(zhuǎn)速設(shè)置為200 r/min，復(fù)特征值分析的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.2~0.6，在推桿末端施加的壓力為0.306 MPa，這與制動(dòng)試驗(yàn)過(guò)程的施加載荷600 N相一致. 摩擦粒子與夾具、夾具與三向力傳感器及其三向力傳感器與推桿之間均設(shè)置Tie約束.

Fig. 8 Finite element model and analysis results: (a) finite element model; (b) boundary conditions; (c) mode coupling frequency and (d)damping ratios for the brake systems; (e~f) unstable modes for the brake systems; (g~h) contact stress distribution of two brake pads圖8 試驗(yàn)裝置有限元模型與結(jié)果：(a)有限元模型；(b)邊界條件；(c)頻率和(d)阻尼比；(e~f)不穩(wěn)定模態(tài)振型； (g~h)接觸應(yīng)力分布

對(duì)原始和填充粉末冶金摩擦粒子組成的制動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行復(fù)特征值分析，其結(jié)果如圖8(c)和圖8(d)所示.可以看出兩個(gè)系統(tǒng)均在摩擦系數(shù)達(dá)到0.34后，第4和第5階模態(tài)開(kāi)始產(chǎn)生耦合，制動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)入不穩(wěn)定振動(dòng)狀態(tài)，且隨著摩擦系數(shù)的增大制動(dòng)系統(tǒng)不穩(wěn)定振動(dòng)增強(qiáng)，而頻率呈逐漸降低趨勢(shì). 此外，兩個(gè)制動(dòng)系統(tǒng)的頻率及阻尼比在模態(tài)耦合前、后均無(wú)顯著差異.

圖8(e)和圖8(f)展示了原始和填充粉末冶金摩擦粒子組成的兩種制動(dòng)系統(tǒng)的不穩(wěn)定模態(tài)振型. 可以看出，兩種制動(dòng)系統(tǒng)的不穩(wěn)定振動(dòng)模態(tài)振型基本一致，只在變形大小上存在微小的差異. 鑒于在兩種制動(dòng)系統(tǒng)復(fù)特征值分析時(shí)并未考慮界面磨損的因素，由此推測(cè)得出：填充粉末冶金材料不會(huì)直接影響制動(dòng)系統(tǒng)的不穩(wěn)定振動(dòng)及其強(qiáng)度，制動(dòng)摩擦過(guò)程中填充材料產(chǎn)生的磨屑及相應(yīng)的界面磨損作用是影響制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)的關(guān)鍵因素.

圖8(g)和圖8(h)展示了兩種制動(dòng)系統(tǒng)界面接觸應(yīng)力分布情況. 可以看出，盡管填充粉末冶金材料后增大了界面的接觸面積，在一定程度上降低了界面接觸應(yīng)力，然而并未顯著影響摩擦粒子表面的接觸應(yīng)力分布情況，兩種制動(dòng)系統(tǒng)摩擦粒子表面接觸應(yīng)力具有很好的一致性，僅填充材料表面的接觸應(yīng)力存在一定差異. 兩種摩擦粒子的界面接觸應(yīng)力集中多分布于摩擦方向的切入端位置，這會(huì)導(dǎo)致摩擦粒子表面該區(qū)域磨損程度較為嚴(yán)重，這與前文磨損特征分析(圖6)結(jié)果相符.

2.1.5 摩擦粒子中心孔填充粉末冶金對(duì)制動(dòng)性能影響的結(jié)果分析

以上試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果表明，未填充材料的原始摩擦粒子的中心孔收集了大量的磨屑，其內(nèi)環(huán)和外環(huán)表面堆積大量磨屑，并在界面中反復(fù)碾壓摩擦形成熱環(huán)；填充粉末冶金摩擦粒子僅在切入端頂角沿摩擦方向周邊出現(xiàn)了熱聚集現(xiàn)象，但表面磨損相對(duì)更為嚴(yán)重，其制動(dòng)系統(tǒng)不穩(wěn)定振動(dòng)幅度和激發(fā)的噪聲強(qiáng)度要高于原始摩擦粒子. 有限元分析結(jié)果表明，中心孔填充材料對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)的模態(tài)耦合特性不存在顯著影響，填充材料產(chǎn)生的磨屑及相應(yīng)的界面磨損行為是影響制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)噪聲和熱分布的關(guān)鍵因素.

摩擦粒子中心孔填充粉末冶金本體材料對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)摩擦系數(shù)和模態(tài)耦合特性沒(méi)有顯著影響，但對(duì)界面磨損特性和熱分布產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響系統(tǒng)的振動(dòng)噪聲特性. 因此，有必要進(jìn)一步開(kāi)展摩擦粒子中心孔填充不同材料的制動(dòng)性能測(cè)試試驗(yàn)，以尋找滿足不同制動(dòng)性能需求的填充材料，并系統(tǒng)闡明填充不同材料對(duì)制動(dòng)界面摩擦學(xué)行為的影響機(jī)制.

2.2 填充不同成分材料對(duì)摩擦粒子制動(dòng)性能的影響

選取紫銅、石墨和鑄鐵材料對(duì)摩擦粒子進(jìn)行填充并開(kāi)展制動(dòng)試驗(yàn)，分析討論各種填充材料摩擦粒子的制動(dòng)噪聲特性和摩擦磨損特性，探究摩擦粒子中心孔填充不同成分材料對(duì)制動(dòng)性能的影響.

2.2.1 填充不同成分材料制動(dòng)系統(tǒng)的振動(dòng)和噪聲特性分析

圖9示出了填充不同材料摩擦粒子的噪聲平均等效聲壓級(jí). 可以看出，與原始摩擦粒子相對(duì)比，填充粉末冶金摩擦粒子產(chǎn)生的噪聲平均等效聲壓級(jí)最大，而填充紫銅、石墨和鑄鐵材料后制動(dòng)系統(tǒng)產(chǎn)生的噪聲等效聲壓級(jí)均有所降低，尤其填充石墨和鑄鐵摩擦粒子產(chǎn)生的噪聲等效聲壓級(jí)明顯較小.

Fig. 9 Average ESPL of brake noise for the five friction blocks圖9 五種摩擦粒子制動(dòng)噪聲的平均等效聲壓級(jí)

圖10所示為在原始摩擦粒子中心孔填充紫銅、石墨和鑄鐵材料后三種摩擦粒子試驗(yàn)穩(wěn)定階段的A計(jì)權(quán)等效聲壓級(jí). 可以看出，三種摩擦粒子噪聲的平均等效聲壓級(jí)均小于原始摩擦粒子，更遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于填充粉末冶金摩擦粒子. 表明摩擦粒子中心孔填充不同成分材料對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)摩擦噪聲存在較明顯影響，中心孔中填充紫銅、石墨和鑄鐵材料均能一定程度上抑制制動(dòng)系統(tǒng)摩擦噪聲.

圖11示出了三種摩擦粒子試驗(yàn)過(guò)程法向和切向振動(dòng)加速度信號(hào)的均方根值以及穩(wěn)定階段兩個(gè)方向振動(dòng)加速度功率譜密度(PSD)分析結(jié)果. 可以看出，填充石墨和鑄鐵摩擦粒子在法向上的振動(dòng)明顯強(qiáng)于其切向振動(dòng)，而填充紫銅的摩擦粒子法向和切向振動(dòng)強(qiáng)度在初始階段較為相近，隨著界面摩擦的進(jìn)行，其法向振動(dòng)強(qiáng)度總體高于切向. 這些現(xiàn)象表明這三種摩擦粒子所在系統(tǒng)的不穩(wěn)定振動(dòng)由法向振動(dòng)主導(dǎo)，即制動(dòng)界面存在明顯的法向沖擊作用. 功率譜密度分析結(jié)果顯示三種摩擦粒子的振動(dòng)頻率相近，表明摩擦粒子中心孔填充紫銅、石墨和鑄鐵對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)的不穩(wěn)定振動(dòng)頻率沒(méi)有顯著影響.

Fig. 10 ESPL of brake noise in a short time for the friction blocks filled with (a) copper, (b) graphite and (c) cast iron圖10 填充(a)紫銅、(b)石墨和(c)鑄鐵摩擦粒子試驗(yàn)穩(wěn)定階段噪聲的等效聲壓級(jí)

2.2.2 填充不同成分材料制動(dòng)界面的摩擦磨損分析

圖12示出了填充三種不同成分材料摩擦粒子試驗(yàn)過(guò)程中平均摩擦系數(shù)的演變情況. 可以看出，摩擦粒子中心孔填充三種材料后，摩擦系數(shù)均較為穩(wěn)定.填充石墨后，制動(dòng)界面生成的磨屑顆粒中有較多的石墨存在，由于石墨具有較好的流動(dòng)性和潤(rùn)滑性，降低了金屬材料之間的粘附性，從而摩擦粒子的摩擦系數(shù)會(huì)降低. 摩擦粒子填充鑄鐵后，由于鑄鐵材料屬性和制動(dòng)盤(pán)鍛鋼材料接近，界面會(huì)存在一定的犁削和粘附作用，故填充鑄鐵摩擦粒子的平均摩擦系數(shù)最高.

圖13和圖14分別展示了填充三種不同成分材料摩擦粒子磨損表面典型區(qū)域形貌的SEM照片及關(guān)鍵位置的EDS分析結(jié)果. 從圖13(a)可以看出，中心孔填充紫銅摩擦粒子靠切出端區(qū)域出現(xiàn)材料堆積現(xiàn)象，中心孔區(qū)域表面有明顯的剝層，點(diǎn)A處表面材料主要成分中Fe元素占比較大[圖14(a)和(b)]，這是因?yàn)樘畛涞淖香~材料相對(duì)較軟，摩擦過(guò)程中磨屑會(huì)嵌入或覆蓋在其表面，導(dǎo)致Fe和Cu元素的氧化物較多. 磨損表面中間環(huán)區(qū)域和外環(huán)區(qū)域磨屑較多，且存在明顯的剝落坑，說(shuō)明填充紫銅摩擦粒子表面磨損較為嚴(yán)重，這也使得該制動(dòng)系統(tǒng)產(chǎn)生了較強(qiáng)的摩擦振動(dòng)和噪聲.

Fig. 11 RMS values and PSD of normal & tangential vibration acceleration signals with stable noise for the three friction blocks圖11 三種摩擦粒子法向和切向振動(dòng)加速度均方根值和穩(wěn)定階段兩個(gè)方向振動(dòng)加速度的功率譜密度

Fig. 12 Friction coefficients of the three friction blocks filled with copper, graphite and cast iron圖12 填充紫銅、石墨和鑄鐵摩擦粒子的摩擦系數(shù)

從圖13(b)可以看出，中心孔填充石墨后摩擦粒子中心孔上方靠近切入端附近表面初始接觸平臺(tái)較多，表面散落的磨屑相對(duì)較少，僅局部有材料剝落現(xiàn)象.然而，中心孔填充的石墨材料表面磨損嚴(yán)重，有非常明顯的犁溝現(xiàn)象，這是由于石墨材料較軟且容易被磨屑中的硬質(zhì)顆粒犁削. 結(jié)合表面點(diǎn)C和點(diǎn)D處EDS分析結(jié)果[圖14(c)和(d)]可以看出，摩擦過(guò)程中產(chǎn)生的大量磨屑堆積在石墨材料的犁溝中. 此外，在中心孔靠切入端側(cè)的邊緣附近產(chǎn)生了較為嚴(yán)重的材料剝落現(xiàn)象，說(shuō)明填充石墨材料后并沒(méi)有改善中心孔附近存在的應(yīng)力集中問(wèn)題，這也是填充石墨摩擦粒子的法向加速度均方根值相對(duì)較大的主要原因.

從圖13(c)可以看出，中心孔填充鑄鐵材料表面有明顯的犁溝現(xiàn)象，這可能是鑄鐵材料表面被磨屑中的一些硬質(zhì)顆粒犁削造成的. 鑄鐵材料表面出現(xiàn)明顯剝層現(xiàn)象，主要是鑄鐵材料與相對(duì)摩擦的鍛鋼制動(dòng)盤(pán)材料有一定粘附作用導(dǎo)致的. 結(jié)合表面點(diǎn)E和點(diǎn)F處EDS分析結(jié)果[圖14(e)和(f)]可知，摩擦過(guò)程中產(chǎn)生的磨屑中氧化物的成分明顯增多，說(shuō)明制動(dòng)過(guò)程中摩擦界面發(fā)生了強(qiáng)烈的氧化磨損. 盡管填充鑄鐵材料摩擦粒子中間環(huán)靠切入端區(qū)域和外環(huán)區(qū)域表面有較多堆積的磨屑，但并沒(méi)有十分明顯的剝落坑，這是由于灰鑄鐵中含有一定量的片狀石墨，在石墨的潤(rùn)滑作用下改善制動(dòng)界面摩擦學(xué)行為[7].

Fig. 13 SEM micrographs of worn surface of the three friction blocks the three friction blocks filled with (a) copper,(b) graphite and (c) cast iron圖13 填充(a)紫銅，(b)石墨和(c)鑄鐵摩擦粒子磨損表面形貌的SEM照片

Fig. 14 EDS analysis (mass fraction) of corresponding point in the worn surface morphologies in Fig. 13圖14 圖13中磨損表面形貌圖中對(duì)應(yīng)各處的EDS分析(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

2.2.3 填充不同成分材料制動(dòng)界面的摩擦熱分布

圖15所示為制動(dòng)試驗(yàn)結(jié)束時(shí)制動(dòng)盤(pán)和填充三種不同材料摩擦粒子表面溫度分布結(jié)果. 可以看出，填充紫銅摩擦粒子與制動(dòng)盤(pán)相對(duì)摩擦的環(huán)形帶狀區(qū)域的表面溫度分布相對(duì)均勻，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的連續(xù)熱環(huán).填充石墨和鑄鐵摩擦粒子均導(dǎo)致制動(dòng)盤(pán)產(chǎn)生明顯的環(huán)形帶狀相對(duì)高溫區(qū)，其中，與填充石墨摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)存在明顯的中間熱環(huán)，而與填充鑄鐵摩擦粒子相對(duì)摩擦的制動(dòng)盤(pán)的熱環(huán)主要出現(xiàn)在摩擦區(qū)域的環(huán)內(nèi)側(cè)附近.

填充紫銅摩擦粒子的表面溫度分布總體較為均勻，然而該粒子在摩擦過(guò)程中產(chǎn)生較多磨屑，使得表面溫度相對(duì)較高. 對(duì)于填充石墨摩擦粒子，試驗(yàn)過(guò)程摩擦系數(shù)最小(圖12)，界面剪切等相互作用較弱，故填充石墨的摩擦粒子表面溫度總體相對(duì)較低. 此外，由于填充石墨的表面出現(xiàn)較明顯的犁溝，其表面磨損相對(duì)較為嚴(yán)重，同時(shí)石墨的密度較小，導(dǎo)致其單位體積的比熱容較小，這可能是導(dǎo)致該粒子中心孔區(qū)域溫度相對(duì)較高的原因之一. 填充鑄鐵材料摩擦粒子在摩擦粒子切入端頂角沿著摩擦方向周邊出現(xiàn)了熱聚集現(xiàn)象，這是由于該區(qū)域存在犁溝等磨損行為.

2.2.4 摩擦粒子中心孔填充不同材料對(duì)制動(dòng)性能影響的結(jié)果分析

摩擦粒子中心孔填充紫銅、石墨和鑄鐵材料后制動(dòng)系統(tǒng)的噪聲等效聲壓級(jí)相對(duì)原始和填充粉末冶金材料摩擦粒子均降低，其中摩擦粒子填充鑄鐵后噪聲聲壓級(jí)最小. 填充紫銅摩擦粒子表面出現(xiàn)材料堆積現(xiàn)象，由于紫銅質(zhì)地比摩擦粒子本體材料粉末冶金要軟，因此從切入端產(chǎn)生的磨屑中的硬質(zhì)顆粒容易將填充區(qū)域劃傷，形成犁溝和剝落現(xiàn)象，摩擦粒子表面溫度較高. 填充石墨摩擦粒子表面局部出現(xiàn)較嚴(yán)重的材料剝落現(xiàn)象，且出現(xiàn)較明顯的犁溝，表面磨損相對(duì)較為嚴(yán)重，同時(shí)石墨的密度較小，導(dǎo)致其單位體積的比熱容較小，因此石墨填充區(qū)更容易出現(xiàn)摩擦熱的集中現(xiàn)象. 由于石墨的潤(rùn)滑作用，摩擦界面的平均摩擦系數(shù)減小，這有助于減小界面振動(dòng)噪聲. 而填充鑄鐵摩擦粒子振動(dòng)強(qiáng)度相對(duì)較小且穩(wěn)定，摩擦粒子的界面磨損相對(duì)均勻，沒(méi)有出現(xiàn)連片的大尺寸接觸平臺(tái)，其表面摩擦學(xué)性能相較于其他粒子得到了改善.

3 結(jié)論

在不改變閘片摩擦粒子整體材料的前提下對(duì)摩擦粒子中心孔進(jìn)行了不同材料的填充，并開(kāi)展了制動(dòng)性能試驗(yàn)及有限元分析，探討了不同填充材料對(duì)摩擦粒子制動(dòng)性能的影響，結(jié)論如下：

Fig. 15 Surface temperature distributions of the brake disc and the three friction blocks after testing圖15 制動(dòng)試驗(yàn)后制動(dòng)盤(pán)和三種摩擦粒子表面溫度分布情況

a. 試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果表明，中心孔填充材料對(duì)制動(dòng)系統(tǒng)的模態(tài)耦合特性未存在顯著影響，填充材料產(chǎn)生的磨屑及相應(yīng)的界面磨損行為是影響制動(dòng)系統(tǒng)振動(dòng)噪聲和熱分布的關(guān)鍵因素.

b. 制動(dòng)閘片摩擦粒子中心孔填充不同材料對(duì)界面磨屑行為及磨損產(chǎn)生了明顯影響，并最終導(dǎo)致制動(dòng)系統(tǒng)噪聲特性、制動(dòng)界面磨損特性和表面熱分布的差異.

c. 制動(dòng)閘片摩擦粒子填充合理的材料有助于降低制動(dòng)系統(tǒng)噪聲，并改善制動(dòng)界面磨損行為及表面熱分布. 研究結(jié)果可為高速列車(chē)低噪聲摩擦粒子設(shè)計(jì)提供理論支撐，但值得注意的是，仍需要進(jìn)一步開(kāi)展1:1臺(tái)架試驗(yàn)和裝車(chē)試驗(yàn)用以綜合評(píng)價(jià)這些填充材料對(duì)閘片的制動(dòng)性能的影響并獲取最優(yōu)的填料方案.