0.   引　言

自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承因具有結(jié)構(gòu)緊湊、自潤(rùn)滑、耐沖擊、高承載、耐腐蝕和免維護(hù)等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天等高端裝備領(lǐng)域[1]。自潤(rùn)滑襯墊作為自潤(rùn)滑關(guān)節(jié)軸承的關(guān)鍵部件，其摩擦磨損性能直接影響軸承的運(yùn)行穩(wěn)定性和服役壽命。聚四氟乙烯（PTFE）纖維織物復(fù)合材料作為自潤(rùn)滑襯墊材料之一，以其突出的剪切強(qiáng)度、斷裂韌性、自潤(rùn)滑性和耐腐蝕性，表現(xiàn)出其他材料無可比擬的使用性能[2]，而其中的PTFE/Nomex纖維織物復(fù)合材料應(yīng)用最為廣泛[3]。PTFE/Nomex纖維織物復(fù)合材料的摩擦磨損性能是學(xué)者們研究的熱點(diǎn)，且主要集中在影響因素和磨損機(jī)制方面[4-5]。 

摩擦磨損性能不屬于材料的固有屬性，受到對(duì)磨材料、接觸形式、運(yùn)動(dòng)方式、使用工況、應(yīng)用環(huán)境等多方面因素的影響。載荷決定了摩擦副的宏觀應(yīng)力場(chǎng)，直接影響疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展，因此通常被認(rèn)為是決定部件服役壽命的基本因素[6]。過高的環(huán)境溫度、滑動(dòng)速度、摩擦往復(fù)頻率和載荷會(huì)增加摩擦熱，導(dǎo)致樹脂基體氧化、降解，從而減弱自潤(rùn)滑織物襯墊的承載能力與摩擦磨損性能[7-10]。隨著技術(shù)發(fā)展，軸承使用環(huán)境越來越復(fù)雜，其性能影響因素日趨多元化。為了研究多種因素對(duì)PTFE/Nomex纖維織物復(fù)合材料摩擦磨損性能的綜合影響，作者以PTFE/Nomex纖維混合編織型自潤(rùn)滑襯墊為研究對(duì)象，選取壓力、往復(fù)頻率、溫度三個(gè)因素，設(shè)計(jì)L9（33）三因素三水平正交試驗(yàn)，采用矩陣分析法分析壓力、往復(fù)頻率、溫度對(duì)自潤(rùn)滑襯墊摩擦磨損性能的交互影響。 

1.   試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)所用自潤(rùn)滑襯墊選用PTFE/Nomex纖維混合編織型襯墊，其表層樹脂選用耐磨酚醛合成樹脂體系。如圖1所示，采用螺栓擰緊的方式對(duì)襯墊進(jìn)行加壓固化，PTFE板主要起防粘與控制襯墊表面質(zhì)量的作用。在50 MPa、180 ℃條件下將襯墊與鋼板進(jìn)行4 h的恒溫?zé)釅赫辰印Ｕ辰忧靶枋褂帽驘o水乙醇清洗粘接鋼板表面，粘接后襯墊與鋼板之間的黏結(jié)強(qiáng)度不小于0.35 N·mm−1。加壓固化后襯墊的表面微觀形貌如圖2所示，可知襯墊由纖維束經(jīng)緯向編織而成，編織結(jié)點(diǎn)處向下凹陷導(dǎo)致表面凹凸不平。 

圖  1  襯墊加壓固化示意

Figure  1.  Schematic of pressurizing curing of liner

圖  2  加壓固化后襯墊表面形貌

Figure  2.  Surface morphology of liner after pressurizing curing

采用MicroTest-4003型摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)以線性往復(fù)的方式沿襯墊編織結(jié)構(gòu)斜45°的方向進(jìn)行摩擦磨損試驗(yàn)，選用球-盤接觸形式，貼有襯墊的鋼盤作為摩擦盤，對(duì)磨鋼球選用直徑3.175 mm的G95Cr18不銹鋼球，鋼球表面粗糙度Ra不大于0.025 μm。摩擦磨損試驗(yàn)在大氣環(huán)境中進(jìn)行，環(huán)境溫度為（20±5）℃，環(huán)境相對(duì)濕度為（50±10）%，摩擦行程為10 mm，磨損時(shí)間為6 h，施加載荷為2，10，22 N，對(duì)應(yīng)的壓力分別為50，100，150 MPa，摩擦往復(fù)頻率為0.1，0.3，0.5 Hz，溫度為20，71，163 ℃。以上述壓力、溫度和往復(fù)頻率為因素水平設(shè)計(jì)L9（33）正交試驗(yàn)方案，如表1所示。摩擦因數(shù)由主控計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)采集，以試驗(yàn)結(jié)束前10 min內(nèi)的平均摩擦因數(shù)為響應(yīng)指標(biāo)。采用ZEISS Imager.M2m型正置光學(xué)顯微鏡觀察磨痕形貌，采用Nanofocus型3D共聚焦顯微鏡及其自帶的分析軟件獲取襯墊磨痕中心區(qū)域的三維形貌與截面二維輪廓曲線，其中用于觀察三維形貌的區(qū)域表面尺寸為0.78 mm×1.48 mm。通過對(duì)磨痕截面二維輪廓曲線積分求得磨痕截面積，計(jì)算體積磨損率，公式如下： 

式中：v為襯墊的體積磨損率，mm3·N−1·m−1；S為磨痕截面積，mm3；l為磨痕長(zhǎng)度，10 mm；F為施加的外力，N；L為摩擦行程，m；f為往復(fù)頻率，Hz；t為磨損時(shí)間，s。 

矩陣分析法是通過建立一個(gè)三層遞階層次結(jié)構(gòu)模型，對(duì)正交試驗(yàn)中的單指標(biāo)數(shù)據(jù)進(jìn)行矩陣計(jì)算后得出各因素的權(quán)重大小，從而得出適用條件的方法[11]。以摩擦因數(shù)、體積磨損率為矩陣計(jì)算中的數(shù)據(jù)，建立指標(biāo)層矩陣M、因素層矩陣T和水平層矩陣E，三層矩陣相乘得出一個(gè)權(quán)矩陣ω；權(quán)矩陣代表正交試驗(yàn)中各因素的權(quán)重大小。矩陣M，T，E公式如下： 

2.   試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1   摩擦因數(shù)

由圖3可以看出：在50 MPa低壓力條件（N1，N2，N3試驗(yàn)條件）下，襯墊的摩擦磨損過程僅經(jīng)歷了磨合期，摩擦因數(shù)相對(duì)較大且隨著摩擦?xí)r間的延長(zhǎng)不斷增大；在100 MPa中壓力條件（N4，N5，N6試驗(yàn)條件）下，襯墊的摩擦磨損過程經(jīng)歷了磨合期與穩(wěn)定磨損期，摩擦因數(shù)隨磨損時(shí)間的延長(zhǎng)先略微減小后趨于穩(wěn)定，磨合期相較低載條件明顯縮短；在150 MPa高壓力條件（N7，N8，N9測(cè)試條件）下，襯墊的摩擦磨損過程經(jīng)歷了急速磨合期、短時(shí)穩(wěn)定磨損期與長(zhǎng)時(shí)劇烈磨損期，摩擦因數(shù)隨磨損時(shí)間的延長(zhǎng)先減小后緩慢增大。襯墊的摩擦因數(shù)整體隨著壓力的增加先減小后增大。 

圖  3  不同試驗(yàn)條件下襯墊的摩擦因數(shù)曲線與平均摩擦因數(shù)

Figure  3.  Friction coefficient curves (a) and average friction coefficient (b) of liner under different test conditions

2.2   磨損輪廓和體積磨損率

圖4中箭頭所示位置為截面二維輪廓測(cè)試位置。由圖4和圖5可以看出：在50 MPa低壓力條件下，襯墊的磨損以承載較差的PTFE纖維塑性變形及其表面樹脂磨損為主，磨痕深度隨著往復(fù)頻率與溫度的增加而逐漸加深，但磨痕依然僅存在于PTFE纖維表面，整體深度小于20 μm。在100 MPa中壓力條件下，起增強(qiáng)作用的Nomex纖維開始變形并參與磨損，襯墊磨痕表面由局部凹陷轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)整體凹陷；N4試驗(yàn)條件下的磨痕深度約為31.9 μm；N5試驗(yàn)條件下的磨痕深度則達(dá)到45.2 μm，磨痕邊緣出現(xiàn)明顯的細(xì)碎磨屑堆積；N6試驗(yàn)條件下的磨痕深度約為52.5 μm，除邊緣磨屑堆積外還在磨痕寬度方向的中部位置發(fā)現(xiàn)明顯斷裂的纖維絲。在150 MPa高壓力條件下，襯墊表層樹脂與淺層PTFE纖維被快速擠壓破碎，減摩作用較弱的Nomex纖維開始參與磨損并發(fā)生剪切斷裂；N7，N8和N9試驗(yàn)條件下的磨痕深度分別約為106.5，146.6，149.5 μm，N8和N9條件下磨痕深度相近，但N9試驗(yàn)條件下的磨痕明顯加寬。中低壓力下的體積磨損率整體相差不大，但高壓力明顯加速了襯墊的磨損，體積磨損率較大。在低壓力條件下，襯墊的磨損為磨合磨損，這是主要發(fā)生在大接觸點(diǎn)上的磨損。在中壓力條件下，襯墊磨損表面的大量PTFE纖維通過形成轉(zhuǎn)移膜的形式，有效降低了摩擦和磨損，因此雖然PTFE的耐磨性差，但此時(shí)的體積磨損率與低壓力條件下相差不大[1]。但在較大壓力的作用下PTFE纖維易發(fā)生擠壓變形、斷裂并被推出磨痕表面，無法形成穩(wěn)定的轉(zhuǎn)移膜，因此高壓力條件下襯墊磨損加劇。 

圖  4  不同試驗(yàn)條件下襯墊的表面磨痕三維形貌

Figure  4.  Three-dimensional morphology of wear scar on surface of liner under different test conditions

圖  5  不同試驗(yàn)條件下襯墊的磨痕截面輪廓曲線與體積磨損率

Figure  5.  Profile curves of wear scar (a) and volume wear rate (b) of liner under different test conditions

2.3   磨損形貌

由圖6可以看出：N1，N2，N3試驗(yàn)條件下，襯墊磨損表面平整，纖維未發(fā)生明顯的磨損和裸露，但PTFE纖維表層樹脂出現(xiàn)碾碎現(xiàn)象，且樹脂碾碎程度隨著往復(fù)頻率的增加與溫度的升高略有增大，Nomex纖維基本未磨損；N4試驗(yàn)條件下，表層樹脂磨屑呈片狀，襯墊主要發(fā)生PTFE纖維與樹脂的磨損，Nomex纖維基本未磨損；N5試驗(yàn)條件下，表層樹脂磨屑由片狀轉(zhuǎn)變?yōu)榉勰睿琍TFE纖維被碾碎，增強(qiáng)Nomex纖維開始顯露并參與磨損；N6試驗(yàn)條件下，裸露的部分增強(qiáng)Nomex纖維在失去樹脂的保護(hù)后，被對(duì)磨鋼球拔出和剪切，因此，襯墊表面除PTFE纖維磨損外，還出現(xiàn)單根Nomex纖維的疲勞斷裂；N7，N8，N9試驗(yàn)條件下，樹脂和PTFE纖維嚴(yán)重磨損，磨痕區(qū)域已基本無PTFE纖維。此外，N7試驗(yàn)條件下的Nomex纖維絲斷裂翹曲于磨痕兩邊；N8試驗(yàn)條件下的Nomex纖維束被剪斷并繼續(xù)參與磨損；N9試驗(yàn)條件下的斷裂Nomex纖維束被二次碾壓，雜亂地平鋪于磨痕底部，但磨痕底部平整度明顯高于N8試驗(yàn)條件下，說明襯墊已接近磨穿。在50 MPa低壓力條件下，PTFE纖維表層的樹脂在正應(yīng)力與剪切應(yīng)力的雙重作用下被碾碎，整體磨損為表層樹脂的輕微磨損，磨損形式為磨粒磨損。在100 MPa中壓力條件下，壓力的增加使得襯墊受到更加強(qiáng)烈的壓縮和剪切作用，增強(qiáng)Nomex纖維開始參與磨損，說明該條件已趨于增強(qiáng)Nomex纖維表層樹脂所能承受的極限條件。在150 MPa高壓力條件下，壓縮和剪切作用進(jìn)一步增強(qiáng)，襯墊表層樹脂被快速碾碎，無法對(duì)編織纖維起到應(yīng)有的固定作用，導(dǎo)致PTFE纖維與樹脂被擠出磨損區(qū)域堆積于磨痕兩側(cè)，無法形成穩(wěn)定的轉(zhuǎn)移膜，Nomex纖維在長(zhǎng)時(shí)間的剪切作用下斷裂。襯墊在磨合期的磨損主要發(fā)生在對(duì)磨球與表層樹脂之間，穩(wěn)定磨損主要發(fā)生在對(duì)磨球與PFFE纖維之間，劇烈磨損則主要發(fā)生在對(duì)磨球與Nomex纖維之間；劇烈磨損是襯墊失效特征出現(xiàn)的階段。壓力主要通過加快樹脂的破碎來縮短磨合期，壓力增大也會(huì)加速PTFE纖維的擠壓剝落從而縮短穩(wěn)定磨損期。往復(fù)頻率的增加使磨損表面產(chǎn)生更多的摩擦熱，從而對(duì)纖維和樹脂性能造成影響，并最終對(duì)襯墊的摩擦磨損性能產(chǎn)生影響。溫度的升高則會(huì)降低纖維與樹脂的承載和抗剪切性能，加速轉(zhuǎn)移膜形成，從而影響襯墊的摩擦磨損性能。 

圖  6  不同試驗(yàn)條件下襯墊的表面磨痕形貌

Figure  6.  Wear scar morphology on surface of liners under different test conditions

2.4   矩陣分析

對(duì)不同試驗(yàn)條件下襯墊的摩擦因數(shù)與體積磨損率這2個(gè)指標(biāo)分別進(jìn)行極差分析，結(jié)果如表2所示。由表2可知：壓力對(duì)襯墊摩擦因數(shù)和體積磨損率的影響最大，往復(fù)頻率次之，溫度的影響最小，壓力更能影響自潤(rùn)滑襯墊的摩擦磨損性能。 

將極差分析結(jié)果經(jīng)過處理后代入式（3）～式（5），得到摩擦因數(shù)對(duì)應(yīng)各因素的權(quán)矩陣ω1、體積磨損率對(duì)應(yīng)各因素的權(quán)矩陣ω2以及摩擦因數(shù)和體積磨損率對(duì)應(yīng)各因素的權(quán)矩陣ω，結(jié)果如下：

式中：e為因素的數(shù)量；f為水平的數(shù)量；Kij為因素i在第j個(gè)水平上指標(biāo)和的平均值的倒數(shù)。