李东林， 刘明伟， 张 良， 郭富航， 刘银水

(1.河南科技大学 机电工程学院， 河南 洛阳 471003；

2.华中科技大学 机械科学与工程学院， 湖北 武汉 430074)

以海水或淡水为工作介质的水液压系统具有绿色环保、安全高效等突出优点，广泛应用于浮力调节、海水淡化和消防等领域[1]。水液压柱塞泵是水液压系统的核心基础件，为系统提供压力和流量。

然而，由于水的低黏度、弱润滑和强腐蚀的挑战，水液压柱塞泵的摩擦副常处于混合润滑甚至干摩擦的状态[2]，这对摩擦副材料提出了严苛的要求。为此，国内外学者对水润滑摩擦副配对材料进行了大量研究。

国外，20世纪70年代美国海军工程试验室进行了大量的海水润滑摩擦副材料配对试验，发现水润滑环境下摩擦副很难实现流体润滑，金属与金属配对时，摩擦系数较高；
塑料与金属配对时，摩擦系数和磨损量都低于其他配对方案[3]。2001年葡萄牙阿韦罗大学的DAVIM等[4]在销 - 盘接触形式的试验机上对碳纤维增强聚醚醚酮(PEEK)与316 L不锈钢在水润滑条件下摩擦特性进行了研究，接触比压3～5 MPa，相对滑动速度0.02～0.1 m/s，发现PEEK的摩擦磨损性能主要受表面粗糙度、相对滑动速度和接触比压的影响。

国内，焦素娟等[5]采用环 - 块接触形式的摩擦试验机，在0.84 m/s的滑动速度下，研究了改性聚醚醚酮与不锈钢在水润滑下对磨的摩擦磨损特性，并对其磨损机理进行了分析。唐群国等[6]采用端面 - 端面接触形式摩擦试样，在0.46 MPa和0.77 MPa的接触比压、0.68～3.40 m/s的滑动速度下，对热处理强化的2Cr13不锈钢与碳纤维增强PEEK在水润滑下的摩擦特性进行了研究，发现在相同工况下经过离子渗氮提高表面硬度的试样的摩擦系数低于未热处理的试样。张振华等[7]采用端面摩擦试验机，在1.33 MPa和3.32 MPa接触比压、1 m/s和1.5 m/s滑动速度下，对比研究了碳纤维增强PEEK和碳纤维、聚四氟乙烯、石墨复合填充PEEK与AISI630不锈钢的摩擦磨损特性，结果表明：碳纤维、聚四氟乙烯、石墨复合填充PEEK具有更好的摩擦学性能。张增猛等[8]发现在水润滑下316 L与PTFE和石墨及碳纤维填充PEEK的摩擦系数、磨损量最小。

李东林等[9]采用端面摩擦试验机，在0.61 MPa和1.83 MPa接触比压、0.68 m/s和1.36 m/s的滑动速度下， 研究了水介质温度对CFRPEEK摩擦磨损的影响规律，发现CFRPEEK的磨损率随着介质温度的升高而增加。王志强等[10]采用端面 - 端面接触形式，在0.106 MPa接触比压和0.157 m/s滑动速度下，研究了具有仿生非光滑织构表面316 L不锈钢与CFRPEEK在海水润滑条件下的摩擦学性能，发现非光滑表面配对材料的摩擦系数比光滑表面的摩擦系数小。WU等[11]设计了具有模拟海深压力的摩擦试验机，研究了431不锈钢与CFRPEEK在0～8000 m海深下的摩擦磨损特性。

对于水液压柱塞泵，基于材料pv值的滑靴、配流盘和柱塞等关键摩擦副仍是十分有效的手段。然而，现有的水润滑摩擦副材料实验大多用于材料对比、研究摩擦学规律，试验的接触比压、滑动速度与泵中摩擦副的真实状态有较大差异。因此，本研究以摩擦学性能优异的1Cr17Ni2/CFRPEEK作为摩擦副配对材料，在接近泵内摩擦副真实状态的摩擦试样接触形式、接触比压(p)和滑动速度(v)等条件下，研究摩擦副材料的极限比功(pv值)，进而指导水液压柱塞泵的设计和使用。

1.1 泵的结构原理

水液压柱塞泵的结构如图1所示，泵总体结构为轴向双支承斜盘后置柱塞式盘配流结构。工作原理如下：在主轴的驱动下，缸孔内的柱塞随之旋转，在弹簧和液压力的作用下，滑靴始终贴紧斜盘滑动，柱塞在缸孔内做往复运动，使得柱塞腔的体积发生变化，柱塞腔的水通过配流盘与泵的入口和出口相通，当柱塞腔的体积增大时，低压水介质被吸入柱塞腔；
反之，当柱塞腔的体积减小时，柱塞腔中的水介质在挤压的作用下压力升高，被排出柱塞腔。该泵柱塞与缸套构成的柱塞副、滑靴与斜盘构成的滑靴副、浮动盘与配流盘构成的配流副均采用水润滑。该泵额定压力6 MPa，最大压力10 MPa，额定转速1000 r/min，最大转速1800 r/min。

1.主轴 2.配流盘 3.浮动盘 4.缸套 5.柱塞组件 6.大轴承7.斜盘 8.回程盘 9.回程弹簧 10.缸体 11.小轴承图1 水液压柱塞泵结构Fig.1 Structure of a water hydraulic piston pump

1.2 摩擦副的pv值计算

1) 柱塞副

根据柱塞的运动学分析，其运动速度为：

vp=ωRtanγsinωt

(1)

式中,R—— 柱塞分布圆半径

γ—— 斜盘倾角

ω—— 缸体的旋转速度

t—— 时间

由泵的结构可知，在斜盘对滑靴的支撑力作用下，柱塞与缸套产生接触比压pp，其值可表示为[12]：

(2)

式中，F1—— 柱塞的接触力

d—— 柱塞直径

Φ—— 柱塞的结构参数，其值为Φ=1+2/

f—— 柱塞与缸孔之间的摩擦系数

l—— 柱塞长度

l0—— 柱塞留缸长度，l0=lmin+Rtanγ(1-cosωt)

lmin—— 柱塞与缸孔最小留缸长度

柱塞的惯性力Fg=-mRω2tanγcosωt，其中m为柱塞滑靴组件的质量；
柱塞的离心力Fpc=mRω2；
液压力Fhp=pπd2/4。则柱塞副的比功pvp可表示为：

(3)

2) 滑靴副

根据滑靴的运动学分析，其运动速度为：

(4)

滑靴采用剩余压紧力设计方法，其接触比压ps可以表示为：

(5)

Fs—— 中心弹簧力

λs—— 压紧系数

r1,r2—— 分别为滑靴密封带内、外半径

滑靴副的比功pvs可表示为：

(6)

3) 配流盘

配流副的相对滑动速度为：

(7)

式中，R1和R4分别为配流盘内密封带的内半径和外密封带的外半径。根据配流副的受力关系，其接触比压pv为[12]：

(8)

式中，Fhv—— 高压区柱塞对配流盘的压紧力

zh—— 高压区柱塞的个数

Fb—— 配流盘高压区所形成的支撑力

φ—— 配流盘高压区的包角

R2,R3—— 配流盘内密封带的外半径和外密封带的内半径

配流副比功pvv可表示为：

pvv=pv·vv

(9)

1.3 pv值计算结果分析

已知柱塞直径d=36 mm，分布圆半径R=60 mm，柱塞数量z=7，柱塞滑靴组件质量m=0.706 kg，柱塞与缸孔之间的摩擦系数f=0.05，柱塞与缸孔最小留缸长度lmin=67.3 mm，柱塞长度l=104 mm，斜盘倾角γ=15°，压紧系数λs=1.05，中心弹簧力Fs=960 N，滑靴内密封带半径r1=14.5 mm，外半径r2=21.4 mm，配流盘内密封带内半径R1=46 mm，外半径R2=50.5 mm；
配流盘外密封带内半径R3=64.5 mm，外半径R4=69 mm，配流盘高压区的包角φ=168.4°。将以上数据代入式(1)～式(9)，可分别计算三大摩擦副的p和pv值。

由额定工况下图2a可知，柱塞的pp和pvp值的变化规律，当转角为0°时，达到最大接触比压ppmax，但此时pvp值为0；
当转角约为65.5°时，柱塞最大比功pvpmax为7.26 MPa·m/s。从图2b可以看出，ppmax和pvpmax值随着压力和转速的升高而增加，且转速的影响更大，当压力6 MPa，转速n从1500 r/min增加到3000 r/min 时，ppmax由8.38 MPa增至18.60 MPa，pvpmax值由13.96 MPa·m/s增至61.22 MPa·m/s。

图2 柱塞副的载荷和速度特征Fig.2 Load and velocity characteristics of piston pairs

由图3可知，额定工况下滑靴的ps值较小(最大值psmax为0.94 MPa)，但其pvs值较大(最大值达5.93 MPa·m/s)；
此外，随着转速的增加滑靴的ps和pvs值显著增大，6 MPa时，转速从1500 r/min增加到3000 r/min时，滑靴最大比功pvsmax值由11.36 MPa·m/s增加到49.27 MPa·m/s。

图3 滑靴副的载荷和速度特征Fig.3 Load and velocity characteristics of slipper pairs

由图4可以看出，配流副的pv和pvv值的呈周期变化。6 MPa，1000 r/min时最大比压pvmax和最大比功pvvmax值分别为2.00 MPa和12.04 MPa·m/s。此外，配流副的pvmax与转速无关，只随着压力的增加而增加；
pvvmax值与转速为一次方关系，6 MPa，1500 r/min时，最大pvvmax值可达18.06 MPa·m/s。

图4 配流副的载荷和速度特征Fig.4 Load and velocity characteristics of valve-plate pair

由以上计算可知，在6 MPa，1000 r/min的额定工况下，柱塞副、滑靴副和配流副的最大p，v和pv值如表1所示，其中柱塞接触比压最大、速度较小且是往复运动，工况最为恶劣。

表1 三大摩擦副最大p，v和pv值Tab.1 Maximum p,v and pv values of three friction pairs

2.1 实验原理与过程

水液压柱塞泵中关键摩擦副均为面接触形式，且摩擦副均有流动的水介质润滑。环 - 块接触形式理论上为线接触，端面 - 端面接触形式水介质难以进入摩擦面，两者均不能模拟泵中摩擦副的状态。而销 - 盘形式为面接触形式，且有流动的水介质润滑，与泵内摩擦副润滑状态接近。因此，本研究以销 - 盘接触形式进行CFRPEEK与1Cr17Ni2的摩擦磨损试验，分析不同接触比压和速度对其摩擦学性能的影响， 并获得摩擦特性恶化的临界点，获得CFRPEEK的极限p值(接触比压)和pv值(比功)，为水液压柱塞泵设计和使用提供依据。参考柱塞副的接触比压和速度，本摩擦磨损实验的线速度分别取1，2， 3 m/s，p值以5 MPa为起始值，依次增加5 MPa，直到无法进行摩擦试验为止。材料的磨损率按下式计算：

(10)

式中， Δm,ρ—— 试样磨损量和密度

FN，L—— 试样之间的接触力和相对滑动距离

每组试验均采用未使用过的摩擦试样，重复3次。所得到的摩擦系数和磨损率为3次试验的平均值。

2.2 实验结果与分析

图5为线速度1 m/s时，不同p值下CFRPEEK的摩擦系数f随时间的变化曲线。从中可以看出，接触比压5～30 MPa，CFRPEEK的摩擦系数都有一段明显磨合阶段，且比压越大，磨合期越短；
接触比压5～15 MPa，CFRPEEK的摩擦系数经过磨合期的下降后保持稳定，无明显变大的趋势。然而，当接触比压为25 MPa时，CFRPEEK的摩擦系数经过磨合阶段后，随着试验时间的延长而显著增大。特别地，当接触比压为30 MPa时，磨合阶段仅为3 min左右，摩擦系数由0.08迅速下降到约0.06，累计运行27 min后，摩擦系数出现波动，跳至0.07以上，该组试验仅持续68 min，试样的磨损量很大，有大块CFRPEEK碎片剥离，之后停机。

图5 CFRPEEK摩擦系数随时间的变化Fig.5 Variation of friction coefficient of CFRPEEK with time

图6为线速度1 m/s时，不同p值下CFRPEEK的平均摩擦系数和磨损率，CFRPEEK的平均摩擦系数随着接触比压的增加而升高，当接触比压从5 MPa增加到20 MPa时，平均摩擦系数由0.035逐渐升至0.053；
当接触比压大于20 MPa时，CFRPEEK的平均摩擦系数跳升至0.07以上，增幅明显。接触比压5～20 MPa，CFRPEEK的摩擦率小于等于1.11×10-7mm3/(N·m)，属于正常磨损工况；
接触比压25 MPa时，磨损率达到了4.3×10-7mm3/(N·m)，磨损较快；
当接触比压为30 MPa时，CFRPEEK磨损率为856.9×10-7mm3/(N·m)，是20 MPa时磨损率的800多倍，进入非正常磨损工况。

图6 CFRPEEK平均摩擦系数和磨损率Fig.6 Average friction coefficient and wear rate of CFRPEEK under different contact pressure

图7为接触比压30 MPa、线速度1 m/s时，CFRPEEK磨损后的外观和表面形貌，从材料磨损后的外观可以看出，试样的摩擦面被严重破坏，大块的CFRPEEK碎片从试样上剥离，使得摩擦面凹凸不平，试验载荷超出材料极限，断裂破坏特征明显。从放大200倍的表面形貌可以看出，碳纤维从基体中分离出来，材料发生明显的挤压、分层和塑性变形。造成材料失效的原因一方面是接触比压大，使材料发生塑性变形，在交变载荷的作用下，试样表面出现断裂破坏；
另一方面，载荷大，接触区域的水膜变薄，润滑作用变差，使得配对副的摩擦系数变大，在大的载荷和速度下，发热量急剧增加，摩擦副的界面温度随之升高，高的界面温度降低了CFRPEEK的强度和硬度，加速了材料的失效。

图7 CFRPEEK磨损后的外观和表面形貌Fig.7 Appearance and surface morphology of worn CFRPEEK

同样的方法，可以获得线速度分别为2 m/s和3 m/s下CFRPEEK平均摩擦系数和磨损率，结果如图8和图9所示。特别地，当接触比压分别大于20 MPa和15 MPa时，摩擦系数和磨损率都很大，摩擦试验不能持续进行。

图8 不同接触比压CFRPEEK平均摩擦系数和磨损率(线速度2 m/s)Fig.8 Average friction coefficient and wear rate of CFRPEEK under different contact pressure (linear velocity 2m/s)

图9 不同接触比压CFRPEEK平均摩擦系数和磨损率(线速度3 m/s)Fig.9 Average friction coefficient and wear rate of CFRPEEK under different contact pressure (linear velocity 3 m/s)

综合以上不同转速和接触比压下的摩擦磨损数据，获得摩擦学特性显著恶化的工况区间，进而绘制CFRPEEK的极限接触比压随转速的变化曲线，如图10所示。从图中可知，线速度1 m/s时，接触比压从20 MPa升至25 MPa时，平均摩擦系数由0.053跳到0.072，磨损率由1.11×10-7mm3/(N·m)增至4.3×10-7mm3/(N·m)，在此载荷区间，材料的摩擦磨损特性明显恶化。因此，线速度1 m/s时，CFRPEEK的极限p值应该在20～25 MPa之间。按此分析方法，可得线速度2 m/s和3 m/s时CFRPEEK的极限p值的区间分别是15～20 MPa和10～15 MPa。

图10 CFRPEEK的极限p值Fig.10 Limit p value of CFRPEEK

将图11得到的极限p值与对应线速度相乘，可得CFRPEEK的极限pv值，如图11所示，图中的封闭区域为CFRPEEK极限pv值的取值区域，推荐取下限，极限pv值约为20～30 MPa·m/s，转速较高时，考虑到动压效应，可取较大值；
转速低时，不仅要限制pv值，还要避免p值过大，防止CFRPEEK塑性变形。

图11 CFRPEEK的极限pv值Fig.11 Limit pv value of CFRPEEK

3.1 试验原理

在真实泵内对摩擦副pv值进行试验验证，如图12所示，实验系统原理详见文献[13]。在6 MPa，1000 r/min的额定工况下对泵样机进行耐久性考核，通过测量泵的效率和摩擦副的尺寸变化来验证泵摩擦副比功的合理性。根据表1和图11的结论，极限pv值(取20 MPa·m/s)与各摩擦副最大pv值的比值，即材料使用裕度分别为：2.75，3.37和1.66。

图12 泵样机耐久性试验Fig.12 Durability test of pump prototype

3.2 试验结果

经过200 h耐久性试验，对泵的效率进行测试，结果如图13所示。出口压力pout为6 MPa，转速1000 r/min和1500 r/min时，泵的容积效率ηv分别为94.8%和96.9%；
当泵出口压力为10 MPa时，不同转速下的容积效率分别为92.6%和93.0%，容积效率保持在较高的水平；
机械效率ηm方面，当转速不超过1000 r/min， 5～10 MPa，机械效率均达到93.3%以上；
总效率η方面，压力6 MPa，转速1000 r/min和1500 r/min时的总效率分别为90.2%和86.9%。因此，泵内摩擦副设计合理，泵的效率较高。

图13 泵的效率特性曲线Fig.13 Pump efficiency characteristic curve

拆机检查各零部件无异常损坏，零件表面无明显锈斑，主要摩擦副表面光滑，无明显偏磨，外观如图14所示。斜盘和浮动盘磨损痕迹轻微，磨痕深度小于0.003 mm。柱塞缸套直径平均增加量小于0.002 mm，内孔无明显沟槽。

图14 泵主要运动零部件摩擦面的外观Fig.14 Appearance of friction surface of main moving parts of pump

本研究采用销 - 盘接触形式，对水液压柱塞泵1Cr17Ni2/CFRPEEK摩擦副材料的极限pv值进行了实验研究，分析了不同接触比压和滑动速度下的摩擦磨损特性，并在泵样机内进行了验证，得到了如下结论：

(1) 以CFRPEEK摩擦系数和磨损率显著恶化的载荷区间为依据，得到了CFRPEEK的极限pv值为20～30 MPa·m/s，转速较高时，可取大值；
转速低时，不仅要限制pv值，还要避免p值过大导致CFRPEEK塑性变形;

(2) 研制的泵样机在柱塞副、滑靴副和配流副最大pv值分别为7.26，5.93，12.04 MPa·m/s的工况下累计进行200 h耐久性考核，泵的总效率为90.2%，各摩擦副表面光滑、磨损量极小，表明基于极限pv值的泵摩擦副材料设计和选用合理。

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