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离子注入技术提高液压柱塞泵关键零部件耐磨寿命研究 详细摘要 本论文根据摩擦学摹本理论，结合航空柱塞式液压泵的内厂试验和外场使用情况， 对液压泵失效故障模式进行了统计分析。在学习和总结种新的表面改性技术一离子 注入技术的基础上，钊列液i j 泵失效的主要故障模式一一摩擦副磨损进行了分析研究。 课题着重探讨了离子注入技术提高摩擦副耐磨寿命的机理，并进行了试验验证。由于液 压泵故障的复杂性和离子注入技术在推广方面的缺乏，本课题采用的某些方法不够完 善，需要进一步改进。 关键词：液压泵离子注入耐磨寿命 r e s e a r c hi n c r e a s i n gw e a r a b l el i f eo fk e y s u b a s s e m b l yo f h y d r a u l i cp u m pw i t ht h ei o ni n j e c t7 1 1 e c h n o l o g y s u m m a i 了 t h i sa r t i c l ep r o c e s s e ds t a t i s t i c sa n a i y s i sf o ri n v a i i d a t i o nf a i j u r em o d eo ft h e h y d r a u i i cp u m pa c c o l d i n gt ot h eb a s i ct h e o r yo ft 1 1 et r i b 0 1 0 9 ya n da p p l i a n c e t h i n go fa v ia t i o np i s t o nh y d r a u l i cp u m pi n s i d ea n do u t s i d et h ef a c t o r y - o nt h e b a s eo fs t u d y i n g 舡l ds u n u n a r i z i n gn e wt e c h n 0 1 0 9 yo ft h ei m p r o v e ds u r f a c e c h a r a c t e r i s t i c i o ni n j e c tt e c h n o l o g y ，d i da n a l y s i sa n dr e s e a r c hi n m a j nf a “u r em o d eo f h y d 他u l i cp u m p w e a r a b i l i 够o f 矗i c t i o np a i lt h eq u e s t j o n f o rs t u d ye m p h a s i z e dt oe x p l o r em em e c h a n i s mw h i c hi m p r o v e dw e a r a b l el i f e o ft h e 厅i c t i o np a i rw i t hi o ni n j e c tt e c h n o l o g y ，a n dp u tu pt e s tv a j i d a t i o n 0 w i n g t ot h ef a i l u r ec o m p l i c a c yo fh y d r a u l i cp u m pa n dl a c ko fe x t e n d i n gi o ni n j e c t t e c h n o l o g y ，s o m et e c h n 0 1 0 9 i e su s e di nt h eq u e s t i o nf o rs t u d yw a sn o tg o o d e n o u g ha n dn e e d 如r t h e ri m p r o v i n g k e y w o r d ： h y d r a u l i cp u m p i o ni n j e c tw j a r a b l el i f e 刖舌 航空液压泵为飞机液压系统提供液压能源，是飞机操纵系统的“j 心脏”，其自身构 成一个小型精密机械摩擦学系统。液压泵压力大、转速高、体积小、摩擦副多、调节复 杂、制造精度高，飞机液压系统的故障率往往高于其他机载系统。与国外相比，国产液 压泵在寿命、可靠性和漏油指标上有着明显差距。实践证明，国产液压柱塞泵的磨损寿 命远低于疲劳寿命，原因在于关键摩擦副的急剧磨损加快了性能衰退，制约了泵的寿命。 如国外某型飞机主液压泵寿命为2 0 0 0 小时，波音7 0 7 飞机主液压泵寿命达5 5 0 0 小时， 而国产泵一般仅为4 0 0 50 0 小时，航空泵主轴密封处漏油要求为不大于1 滴3 分钟， 而漏油超标的实质是动密封副的磨损寿命低。 工业发达国家2o 年前就提出“8 0 年代设计的机械产品，如果不考虑摩擦学设计就 没有竞争力”。最近美国军方资料指出“适应高压系统的柱塞式液压泵和马达要求提高 性能增加寿命，关键技术是摩擦学”。正是基于对泵内摩擦学深入、摩擦副油膜设计合 理、材料与表面强化工艺先进、制造精度高，才得以制造出磨损小、噪音低、寿命长的 液压产品。国外专家认为，只要保证液压油污染度在允许范围内，泵内零件的相对磨损 可以忽略，这说明国外已解决了磨损寿命低于疲劳寿命的问题。 可靠性工程指出，机械产品的可靠度取决于固有可靠度和使用可靠度的乘积。统计 资料表明，影响可靠度的因素中设计占4 0 ，材料占3 0 ，制造占1o ，使用占2o ， 为提高国产液压泵的耐磨寿命，必须从设计、工艺、材料入手，实施对摩擦副的多种保 护措施，以提高泵内摩擦副的可靠性。 在近代科学技术发展中，离子束、电子束及光子束( 简称“三束”) 技术，在大规 模及超大规模集成电路、光电子集成、固态工艺、材料科学和工程技术的各个领域中， 发挥着独特作用。其中，离子束技术在近年来的发展，更是引人注日。 所谓离子注入，就是把需要注入的元素电离成离子，并使其在几万到几十万的电压 下加速成具有较大流量的束流，然后射入到置于真空靶室中的零件表面的一种离子柬技 术。注入的离子引起摩擦副材料近表层的成分和结构改变，导致材料表层物理、化学及 力学性能的变化，从而提高材料的耐磨、抗蚀、抗疲劳等性能。其内容主要包括三个方 面： 1 、改善物理性能例如材料表面的电磁学及光学性能，提高超导的转变温度； 2 、改善化学性能例如提高材料表面的抗腐蚀、抗氧化性能； 3 、改善机械性能例如改变材料表面的摩擦系数，提高表面硬度和抗磨损能力， 改善材料的疲劳性能等。 本课题主要围绕其第三方面的内容，针对液压泵摩擦副耐磨寿命低的现状，从深入 分析液压泵磨损失效机理入手，采用离子注入技术提高摩擦副表面硬度和抗磨损能力， 从而达到提高液压泵寿命( 增长可靠性) 的目的。 60 年代以来，国外已应用离子注入技术于半导体器件的掺杂和大规模集成电路的生 成，大大促进了微电子技术的发展。7 0 年代已取得大量的工业应用，离子注入用于材料 的表面改性明显改善了材料的耐磨性能，几千台离子注入机投入运转，已使2 0 0 多种关 键刀量模具、精密零件提高耐磨能力和抗蚀寿命。在航空领域，美国航空燃油泵、俄罗 斯军用飞机液压泵的柱塞球头已使用了离子注入技术。 我国的离子注入材料改性始于19 7 8 年。起步虽晚，但当时得到国家“8 63 ”计划的 大力支持，应用基础研究进展较快，科研成果显著，至今已有10 0 多台自制或进口的离 子注入机投入使用。但将科研成果转化为生产力进行批量生产的项目很少，就航空工业 而言，虽然燃油泵、柱塞球头和航发轴承的离子注入研究成果已通过技术鉴定，但尚未 见到用于生产的报道。这是一个亟待解决的问题。 几年来，工厂为提高液压泵寿命与可靠性，对离子注入技术进行了深入研究，试用 离子注入技术于泵内主要摩擦副上，取得了明显的延寿效果。这充分说明了离子注入技 术能显著提高航空液压柱塞泵、工程机械液压泵的寿命与可靠性。 目前，国外离子注入设备已有几千台投入工业实际应用，使2 0 0 余种刀模具、轴承、 精密零件提高抗磨能力和抗蚀寿命。注入成本已由10 美元平方厘米降至o 1 美元平 方厘米。由于离子注入表面改性技术发展潜力巨大，应用前景广阔，被国外学者称为“有 发展前途，有重大经济价值，会给工业带来新希望，会成为工业广泛应用的新型表面强 化和保护技术”。 ， 同时，从贵州省工业产品现状来看：刀模具寿命短，大大影响生产效率；机械产品 早期故障多、噪音大、寿命短，磨损、疲劳、磨蚀尤其是磨损失效比例大，严重降低产 品竞争力；一些关键产品的关键零部件不耐磨等等，都需要一种新型表面强化和保护技 术，而离子注入金属材料表面改性技术则能满足这一要求，并可提高省内军工企业的技 术含量。 1 液压泵磨损失效模式分析 根据国内外资料与数据统计，液压柱塞泵的关键摩擦副的迅速磨损加快了泵性能的 退化，制约了泵寿命与可靠性的提高。 以z b x x 4 液压柱塞泵( 泵结构为斜盘式轴向柱塞泵，见图1 1 ) 为例，其首翻期 为3 0 0 飞行小时3 年，作为某型教练机的主液压泵，连续飞行不到2 个月就需更换液压 泵。 图1 1液压泵结构原理图 另外，该泵在使用中回油量上升较快，个别产品回油量超过指标要求，导致总效率 下降，泵出口压力出现抖动现象，严重时影响飞机液压操纵系统的灵敏性和稳定性，同 时制约了液压泵使用寿命的进一步增长。泵的回油量保持在一定范围内是为了润滑泵内 运转零件、降低摩擦副的磨损，带走泵腔内多余热量以保持零件的正常工作状态，但回 油量过大( 泵内部泄漏大、容积效率下降) 必然导致泵的出口流量偏小、泵的输出功率 下降、液压系统总工作效率降低。根据资料绘制的该泵故障主次图，如图1 2 。 相 对 频 蛊 磨分磨 损油损 盘 转 子 图 其 他 1 2 故障主次图 该泵使用寿命低、总效率下降较快的直接原因是泵内关键摩擦副( 分油盘转子) 在使用中磨损速率较大，其主要影响因素有三个：一是摩擦副工作面耐磨性能较差，尤 其是分油盘端面表层的抗磨性能低；二是摩擦副工作时贴合状况不好，加剧了摩擦副表 面的非正常磨损；三是使用过程中波压油污染度高，油液中硬质颗粒较多。对前两种情 况而言，必须提高关键摩擦副的工作状况，这是改进液压泵工作可靠性、提高使用寿命 的关键所在。 1 1 磨损机理分析 磨损是指摩擦副表面作相对运动时，由于机械与( 或) 化学作用所发生的材料脱落 现象。 该型液压泵主要摩擦副有三对一滑履和斜盘、柱塞与转子孔、分油盘和转子。以 上的摩擦均为滑动摩擦，摩擦形式较复杂。滑履与斜盘的摩擦为静压卸载式，滑履在斜 盘表面油膜上除进行自转外，还有公转。柱塞与转子的摩擦为无静压卸载式。由于泵的 进出油要经过分油盘，进入高速旋转的转子孔内，分油盘与转子存在一种趋于分离的推 开力，因此，这对摩擦副为部分静压卸载式。这三对摩擦副的工况均比较恶劣，尤其是 分油盘转子摩擦副工况最为严酷。 液压泵可视为一个小型摩擦学系统，主要存在磨粒磨损、粘着磨损和腐蚀磨损三种 形式，每种泵又综合表现为一、二种磨损为主的几种不同机理磨损形式。 疲劳失灵 1 1 1 磨粒磨损 1 1 1 1 磨粒磨损现象 由于一个表面硬的凸起部分和另一表面接触，或者在两个摩擦面之间存在高硬度的 颗粒，或是这个颗粒嵌入两个摩擦面中的一个面里，发生相对运动后使某个摩擦面的材 料发生位移而造成磨损，为磨粒磨损。相对来说，它是最简单的一种磨损型式。由于油 液中杂质和金属颗粒处于液压泵的摩擦副之间或者摩擦副硬表面的粗糙峰在载荷作用 下滑动，引起摩擦表面的犁刨和刮削作用，即微观的切削过程，导致表面材料脱落，在 摩擦表面沿滑动方向形成擦伤或细微刻痕，如3 7 5 小时后的转子工作表面沿圆周方向呈 现细微拉丝状痕迹和分油盘表面的犁沟扫描电镜照片( 见图1 3 、1 4 、1 5 ) 。 分油盘犁沟束1 5转子磨损形貌1 5 图卜3 配流副的磨粒磨损形貌 a ? 高硬度异物附重区域形貌3 6 0b ，视场同( a ) ，s i x 射线面分布3 6 0 图卜4 分油盘嵌入的高硬度异物 8 确七害孵貌( c r f e ) h 挑场同，c r x 齄翘扮- 布 。视嘲可釉，f h 雕翔鳓- 布 图1 5转移到分油盘上的转子碳化物磨损微粒 1 1 1 2 磨粒磨损的模型 蘑粒磨损的简单模型可设想为硬的锥形颡粒在软材料上滑动，犁出一道沟槽，一部 分金属挤到两边，一部分金属变成颗粒( 参考图1 6 ) 。 p w 士 图卜6 理想的磨粒接触 图中，p 磨粒压痕深度： w 一作用在磨粒上的负载； d 一磨粒平均直径； 臼一磨粒的半角。 在单位距离内排出的金属总体积v 可用下式求出： 矿：堡堂：攀( 1 1 ) 印。h j 式中，f 一法向载荷； 岛一分油盘材料的屈服强度； ，一硬度； 日一锥形颗粒的半角； 匕一磨粒磨损常数，取决于磨粒的形状及其分散度。 由( 1 1 ) 式可知磨损量与滑动距离、单位面积负载呈线性关系，i 和表面硬度呈反 比关系，与磨粒大小无关。许多研究工作者认为，材料的硬度是磨粒磨损的最重要参数， 以仰代表材料的磨损体积，则阶与磨粒的硬度砌及材料的硬度砌之间有如图l 一7 所 示的关系。 磨 损 体 积 磨粒硬度爿d 砌1 3 肋i 区表示低磨损状态，o 8 舶( 砌 1 3 m ，i i 区表示过 渡状态，砌n 8 肌，】l i 区表示严重磨损状态 图卜7磨粒磨损 1 1 1 3 试验验证情况及分析 ( 1 ) 试验表明，磨损量和滑动距离的关系最初是非线性的，这个非线性行为是由 表面发生塑性变形，产生形变强化到平衡硬度这个过程出现的。所以( 1 1 ) 式中的日 应当认为是表面硬度，即平衡硬度。 1 1 式说明磨损体积( 磨损量) 与磨粒大小无关，但试验发现，磨损体积随磨 粒直径增大到一临界尺寸前，磨损率增长很快。 根据极限尺寸理论，可以导出在污染条件下，能够通过液压泵但不至产生摩擦副磨 损的最大颗粒尺寸，它是确定液压泵最佳过滤精度的重要依据。如将致使金属表面产生 塑性变形的颗粒过滤到最小程度，液压泵的使用寿命就可延长。基于如下假设： 1 ) 摩擦副配合面是变化的，最小间隙为h 0 ； 2 ) 颗粒是刚性球体，在舢条件下，颗粒对配合面不产生磨损的最大直径为2p m a x ： 3 ) 配合面表面材料的屈服强度分别是口s i 、js 2 ，波桑比分别是“、_ ? ，弹 性模量分别是脚、e 2 ： 4 ) 配合面l 和2 的最大变形量分别为啪j 、。 任一配合面表面不发生塑性变形时的条件式为： 风。盎 她明掣r ，掣j 2 ，3 门疗( 1 一卢，) 2 q 一面丁 i = 1 2( 1 2 ) 据此可见，对一定结构参数的液压泵来说，为减少污染磨损须加以控制和改善的因 素是污染颗粒大小、数量和液压泵摩擦副材料特性。 一般而言，当污染颗粒尺寸与摩擦副的正常工作间隙相当时，对摩擦副危害最大。 斜盘式轴向柱塞泵的最大磨损量发生在lo 一2 5 u m 或5 3 0 u m 固体颗粒的磨粒磨损中， 而这些小颗粒约占油液污染颞粒的6 1 ，其中大部分是铁磁性颗粒。一般来说，铁磁性 颗粒硬度较高。试验证实，油液中还存在如s i c 、a 】2 0 3 这样一些极高硬度的非铁磁性 颗粒。大量的尺寸较小硬度较高的污染颗粒随油液进入配流副摩擦面，其瞬时位置的油 膜厚度小于颗粒尺寸时时，受到切向力和正压力的作用，在摩擦副间作滑动和滚动。以 滑动方式运动的颗粒，视其硬度高低，以犁沟、推挤、碾压等方式随机、反复作用于分 油盘磨损面，使材料多次变形，当变形超过材料强度极限时，材料以微细薄片从分油盘 上脱落下来，产生“变形磨损”；或是那些能切削材料的污染颗粒，其前导面与分油盘 磨损面法线之间夹角比临界迎角大时，对分油盘产生切削磨损。嵌入分油盘的高硬度颗 粒，对转子磨损面将产生微切削作用，同时分油盘上的微凸体与转子上的微凸体( 碳化 物) 可能发生显微撞击作用，形成周期性撞击应力，可能使转子上的碳化物从基体中发 生疲劳脱落，形成凹坑；显微撞击也可能使污染颗粒自身破裂或断续滑动，使分油盘上 的犁沟延长或呈不连续状态。 泵启动时，油膜尚未建立，分油盘出口密封带油膜厚度因压紧力大而小于进口( 正 常工作时压紧力与分离力平衡) ，其流量囡压差大而大于进口，这样在单位时间内由油 液带入分油出口密封带的污染颗粒较进口多，同时有较大百分比的颗粒尺寸超过油膜厚 度。这两个因素均加剧了分油盘出口的磨损，即偏磨现象。 ( 2 ) 根据z b x x 4 液压泵在部队服役情况和内厂试验情况来看：寿命末期泵的高温 小流量q 1 退化速度最快，产品内摩擦副以转子( 材料为c r l2 m o v ) 磨损最严重，分油盘 【锡青铜表面镀银) 外沿密封带磨损量大( 约2 6 10 6 u m ) 。一般情况下配流副的贴合与 老化在泵的整个寿命期起重要作用，柱塞副中聚四氟乙烯塑料密封圈的磨损与老化在寿 命的中后期起明显作用。密封圈在不同试验工况下的磨损量见表1 1 。配流副与柱塞副 的磨损对高温小流量q l 的影响见表1 2 。 表卜1不同工况下p t f e 密封圈的磨损量( 克) 工况双加速l9 h双加速并打动态额定状态不打动态 9 个密封圈的磨损率 o0 73 800 4520 0 9 2 9 表卜2液压泵配流副与柱塞副磨损对高温小流量q 1 的影响 更新p t f e 柱塞密封圈后0 1 的增长配流副磨损与偏 试验项目 更换前0 1更换后0 10 l 增长率磨对性能的影响 延寿试验12 75 h 2 1 42 5 2l7 8 工作压力降低 回油量增大，工 不打动态5o h 2 34 38 6 9 作效率下降 周磨粒磨损的机制可以较好的解释该型液压泵配流摩擦副的各种磨损现象，因此该 配流副以磨粒磨损为主。 1 1 2 粘着磨损 1 1 2 1 粘着磨损现象 两相互接触的金属表面在力的作用下，由于摩擦面不平度的影响，实际接触面积很 少( 百分之一到万分之一名义接触面积) ，微凸体上接触压力峰点很高，致使塑性变形， 引起表面局部温升。又因摩擦副主体较大，一旦脱离接触，瞬时高温迅速下降，接触峰 点处于这种状态使金属表面润滑膜被破坏。在表面力作用下，峰点材料溶化或软化形成 粘结点，发生焊合。当摩擦副滑动时，如粘结点焊合强度低于摩擦体的剪切强度，就不 出现磨损；反之，则摩擦副的相对运动将引起金属撕裂，粘结点将转移至硬金属表面， 如滑履在试验中经严重磨损，表面银层全部磨掉，铜基体在斜盘表面磨损出现“涂抹” 现象，斜盘表面发黄( 称为“粘铜”) ，严重时还会出现“咬合”现象。 1 1 2 2 粘着磨损的形式 当两个摩擦表面接触时，在某些磨损试验条件下，会出现磨损率的急剧转变，而把 磨损分为两种形式。一种是没有明显的粘着现象，叫氧化型磨损，由于磨损率低，又叫 轻微磨损；另一种有明显的粘着现象，由于摩擦界面出现金属和金属的接触，所以叫金 属型磨损，又因其磨损率高，也叫严重磨损。 通常，液压泵关键摩擦副磨损开始时为金属型磨损( 尤其是启动承受过载的情况下) ， 磨损率高。在平衡磨损或稳态溏损时为氧化型磨损，磨损率低。经过长时间磨损后，磨 损率急剧上升而导致磨损失效( 滑动摩擦条件下的磨损三阶段，见2 6 节) 。显然，磨 损第一阶段愈短愈好，第二阶段愈长愈好，摩擦副的寿命也愈长。 当负载和速度在足够大的范围内变化时，磨损形式可能由氧化型转变为金属型，再 由金属型变为氧化型，见图卜8 。 磨 损 童 c 小3 c 卅1 图l 一8碳钢的磨损行为转变图 1 1 2 3 影响粘着磨损的因素 ( 1 ) 摩擦表面的洁净程度。摩擦表面愈干净愈可能发生粘着，促使粘着磨损的发生 和发展。因此，尽可能在摩擦表面建立一种很薄但能吸附金属表面的边界膜一物理化学 吸附膜。 通常在油中加入一些油性添加剂，如高级脂肪酸、酯和醇。但吸附膜在2 0 0 以上、 高速、重载下易散乱和脱附。如果再加入极压添加剂，则使金属表面形成一层化学反应 固体膜，这层膜在相对运动中不断被磨掉，又不断生成，从而防止了摩擦副的“咬合”， 但固体膜过快的更新将导致腐蚀磨损。 ( 2 ) 摩擦表面的成分和组织。摩擦副选用的材料形成固溶体或金属间化合物的倾向 直接和粘着磨损有关。一对摩擦副的材料应当是形成固溶体倾向最小的两种材料。对以 面接触的摩擦副材料，应考虑软一硬、静一动匹配，硬度匹配和粗糙度匹配等原则，如 铜和钢具有良好的相容性，不易发生“咬合”，因此被大多数柱塞泵摩擦副采用；对以 点、线接魁的摩擦副材料，考虑到载荷集中作用，应采用硬一硬匹配方案。 ( 3 ) 在液压泵的工作中，为防止摩擦副因严重磨损失效，必须重视由轻微磨损向严 重磨损转变的条件。通过调整压紧系数控制摩擦副表面压强p 和滑动速度v ，也是减少 磨损和防止咬合发生的有效措施。 1 1 3 鹰蚀磨损 1 1 3 1 现象 液压系统所用油液是由基础油加各种化学添加剂组成，摩擦副在这样的介质中工 作，必然要发生化学或物理反应。表面形成的化学反应膜不断被磨掉，又不断生成。如 化学反应膜是脆性的，则与基体金属结合的抗剪切强度较差，当反应速度小于磨损速度 时，磨损率较大。而当反应膜韧性好、与基体金属结合的抗剪切强度高、反应膜生成速 度大于磨损速度时，反应膜将起减磨作用，且磨损率降低。腐蚀磨损是氧化和机械磨损 两种作用相继进行产生的。当摩擦副滑动速度很高时，因为摩擦热的影响，氧化磨损将 转化为粘着磨损。 由于液压泵结构复杂，泵内油竣流动的路线和速度发生急剧变化，加之油液充填不 足和带入较多空气，形成油液气穴，泵腔内产生极高压力，使金属表面剥落形成凹坑， 即常见的气蚀现象，大多液压泵分油盘在经历耐久试验考核后存在这种现象。材料发生 疲劳破坏，而油液的化学和电化作用加速了气蚀的破坏过程，也属于腐蚀磨损。 1 1 3 ，2 措施 ( 1 ) 对高温高压系统，可在液压油中加入化学活性好的含硫、磷、氯元素的极压 添加剂( e p 添加剂) ，它与金属表面起化学反应生成固体化合反应膜，如硫化铁、磷化 铁。它比吸附膜的p v 值高、抗咬合能力强，但摩擦系数略高( 约在o 1 0 3 之间) 。 ( 2 ) 为减缓油的氧化速度，可在油液中加入一些抗氧化剂；另外，还可选用耐腐 蚀性好的材料作为摩擦基体，如含n i 和含c r 的材料。 ( 3 ) 试验中应选用抗磨性好的油液。对分油盘表面出现的微小气蚀凹坑和转子内 表面出现的划痕，按照国外标准认为是因为采用了抗磨性差的液压油所致。 ( 4 ) 摩擦副材料的选用应考虑与所使用的液压油匹配，能形成连接牢固的吸附膜。 此外摩擦副材料与润滑油的润湿性要好，这样润滑油容易覆盖摩擦表面。 1 2 研究探索液压泵磨损规律 泵内摩擦副按运动方式以滑动和滚动为主，按磨损机理以磨粒、粘着和腐蚀磨损为 主。在实际工况下大都表现为几种机理的复合，要确定以哪种为主则要认真对摩擦副表 面进行机理分析。除粘着磨损发展较迅速外，其他磨损机理都需要一定时间的扩展达到 临界破坏值。由于磨损过程的复杂性，要精确的摸索摩擦副的磨损规律变得困难。 为了努力寻找泵内关键摩擦副的磨损规律，我们对内厂例行试验和外场产品服役情 况进行了统计，就柱塞副和配流副的磨损采集到一些数据，分别列于表卜3 和表卜4 中。 表卜3 j 薹 转子柱塞孔径向磨损( “m )柱塞径向磨损( “n 1 】 柱塞副 孔 出 头 注 号 材料牌号 孔内材料牌号孔口尾部问隙 口 部部 oo 】5 x 13 8 cr m o a l a7 55 74 8o s n 7 0 2l51 1【4 o 0 2 该表根 o 0 l6 据统计 x 2c r l2 m o v3 32 5o a l 9 410 66 4 o 0 2 4 数据取 x 3o s n lo 一2 35 15 84 6 g c f l5 o 7o 60 1o 0 2 4平均值 x 4 z o s n 8 2 33 o0 51 7 表卜4 序 转子磨损量( um )分油盘磨损量( _ um ) 注 泵型号外围密内圈密月牙 号 材料牌号 出口磨损深度( 与进口相比) 封带封带槽区 z b x x 1c r l2 m o vl0 69 28 83 2 2 e r l 2 m o v 2 62 4 2 014 从表卜3 可看出，柱塞副中转子孔口部位磨损量大，整个形面有的磨成“腰鼓”形 有的磨成锥度；就软一硬配对的磨损，一般软件磨损较快，但也有的硬件磨损快，无一 定规律可循。对内厂2 4 台经过2 7 5 小时例行试验约2 16 对柱塞副的磨损量进行统计， 运用概率论和数理统计方法，找出寿命期内柱塞副的磨损统计规律。其直方图与磨损分 布函数曲线见图1 9 、l l0 、1 1 1 、l 一1 2 。由图中曲线看出，泵工作275 小时约8 】 的柱塞磨损量在o 。0 1m n l ，有1 8 以上的转子孔磨损量在0 ，o lm n l 。若毖确定柱塞副磨损 失效极限值，则可预估寿命。 实践证明，泵配流副中硬件磨损速率快于软件2 3 倍。在同一摩擦面其磨损程度也 不同，磨损量见表卜4 。但在试验室中对摩擦副的磨损试验却得出相反的结论。某些资 料也指出， 组 频 数 组 频 数 o0 0 4 o 0 0 80 0 12 0 0 3 2 磨损量 图1 9 柱塞磨损直方图 l 乙序 o 0 0 40 0 1 00 1 6 磨损量 图i 一1o 柱塞孔磨损直方图 f ( x ) l 0 f r x l 图卜1 l 柱塞磨损分布函数曲线 仉o i ) 5 眦0 1o - 0 15o0 2 磨损量 图卜12 柱塞孔磨损分布函数曲线 一般硬表面磨损量小于软表面。究其原因，主要是摩擦副在磨损试验室中和例行试验及 外场使用中的工况条件不同，而磨损机制不同所至。分油盘转子这对配流副在实际工 况下工作时主要以磨粒磨损为主，由于油液污染、分油盘推研不彻底造成表面嵌入数量 较多的极硬颗粒，形成对硬件的微切削，致使转子表面磨损量大于分油盘。任何磨损结 论都是在有限制条件下给出的。 1 3 在探索磨损机理过程中应把握的问题 摩擦副的磨损过程复杂，难于十分准确的掌握其发展规律。但许多相关论点在实践 中提供了重要的参考作用，现简单总结如下： ( 1 ) 系统性原则。摩擦副材料的磨损特性不是材料固有的性能而是与使用条件( 实 际工况) 密切相关的摩擦学系统的性能。解决磨损问题必须考虑整个系统的性能及各组 元相互问的影响。 ( 2 ) 正梯度原则。也叫抗剪强度梯度法则，可作为滑动磨损研究和表面处理的基 础。其基本要点是要使摩擦面沿垂直于滑动平面上的强度呈正梯度即豢 ) o ( 其中盯x ”。： 为滑动平面内的破坏应力，z 为垂直于滑动平面的坐标) ，这样才能保证磨损处于外部表 面的、正常的摩擦磨损范围内。否则，磨损损坏将发生在材料的较深处，从而加速泵的 失效。根据正梯度原则，在滑动表面涂复一层抗剪强度低的软复层，如固体润滑剂、液 体油膜、硬表面的硫化或磷化等，已得到广泛应用。 ( 3 ) 磨损的突变性。一一般认为摩擦副的耐磨性与磨损量由p 、v 值决定，但当高于 临界载荷时特别是不存在润滑剂时磨损率可能10 0 lo o o 倍的增加。磨损与摩擦力不成 正比，对某些配对材料摩擦系数要彳艺3 4 倍，但磨损量妁变化可达10 0 0 8 0 倍。 ( 4 ) 磨损对偶性。是考虑摩擦副配对材料的原则。如一般大部件的摩擦面更硬、 更光滑并加以润滑。提高小部件的表面硬度仅在不超过大部件表面硬度的程度上有意 义。丽大部件表面硬度的提高仅在表面粗糙厦改善的条件下才有成效。 l5 ) 磨损的温度特性。摩擦时因摩擦而产生的温度是一个非常重要的问题。随着 摩擦副温度的升高，引起材料亚组织及显微组织、物理化学性能的变化，使磨损急剧恶 化，粘着、咬合现象迅速发生，很快导致整个泵的失效。高载荷液压泵的摩擦副突出暴 露了这一问题。5 0 1 厂的磨损试验也证明固定配对材料的摩擦副基本上是在一固定温度 下咬合( 俗称“烧盘”) 。 ( 6 蘑损的综合幢。 1 ) 考虑材料的耐磨性时不应忘记与材料的韧性综合考虑，防止摩擦副断裂； 2 ) 评价耐磨性不能单纯依赖提高硬度，应持有硬度与组织的综合观点； 3 ) 改进摩擦副耐蘑性要从设计，材料、工艺多方面入手，相互协调进行。 ( 7 ) 表面复层设计要点。摩擦副若阻磨粒磨损为主，则表面要用非常硬的复层( 如 离子注入提高材料的表面硬度) ；若以粘着磨损为主，则表面应采用低抗剪强度的表面 层( 正梯度原则) ；多释磨损过程则需用多层复层，印第一层为抗剪强度低的表层( 防 止配对零件粘着) 。第二层应具有承受最大接触应力的、足够韧性的中问硬层，其机械 强度应逐渐增大，呈正梯度。在硬的中间层下材料强度应运渐降低直至基体材料的最低 值。应稽出的是中阀硬层采用一般酶表面处理技术往往得到的是负梯度的硬化层，而不 是由正梯度再转为负梯度的硬化层。 2 泵内关键摩擦副材料的离子注入改性研究 2 1 离子注入技术概述 离子注入是把需要注入的元素电离成离子，并使其在几万到几十万伏的电压下加速 成具有较大能量的束流，然后射入到置于真空靶室中的零件表面的一种离子束技术。注 入的离子引起摩擦副材料近表层的成分和结构改变，导致材料表层物理、化学及力学性 能的变化，从而提高材料的耐磨、抗蚀、抗疲劳等性能。与其他表面处理技术相比具有 以下优点： ( 1 ) 可将任何元素借助于电场力注入到基体材料的近表面，得到常规方法不能得 到的表面层结构： ( 2 ) 注入层与基体材料之间无明显界面，不会象镀层或涂层那样发生脱落； ( 3 ) 在真空及较低温度下进行，过程洁净，被注入零件不变形，其表面不会产生 氧化脱碳，能保持原有的尺寸精度和表面粗糙度，可安排在成品零件的最后工序进行处 理，特别适用于具有高技术、高精度高附加值的零件，便于零件磨损后返修。 ( 4 ) 离子注入金属是以表面合金代替整体合金，因此在某些场合可以用一般金属 代替贵重金属作为基体材料，节约大量稀缺金属或贵重金属。 离子注入技术虽然有许多优点，但也存在一定局限性，如由于离子束直线前进，使 复杂工件的内外表面难于均匀注入，并且，注入层的初始深度很浅( 通常为0 2 0 5 m ) ，但离子注入常表现出一种奇特的性能，即能使金属表层所产生的持续耐磨能力比 初始注入深度高2 3 个数量级( 离子注入层的内迁效应) 。 在航空领域，据介绍美国航空燃油泵，俄罗斯苏一2 7 液压泵的柱塞球头已使用离子 注入技术。在我国，离子注入改性技术始于1 97 8 年。5 0 1 厂从1 98 4 年开始与北航合作， 率先在国内对液压泵内配流副软质材料进行离子注入技术研究，开发应用离子注入技术 于航空柱塞泵中。目前，国内外常用的离子注入技术有两种： ( 1 ) 常规离子注入又称直接注入、束流注入( c o n v e n t i o n a li o ni m p l a n t a t i o no r b e a m1 0 ni m p l a n t a t i o n ，常缩写为c i 或b i i ) ； ( 2 ) 全方位离子注入或称等离子体浸泡离子注入( p l as m as o u rs ei o ni m p la n t a t i o n 缩写为p s i i ) 。 随着工业发展需要，离子注入新技术不断得到发展，如离子反) 中注入( 离子注入与 镀膜相结合) ，离子束混合注入，离子注入复合处理等( 见图2 1 ) 。其中离子注入与化 学热处理相结合的复合处理特别引起人们的关注。 氍萨 ( a ) 常规离子注入 ( b )全方位离子注入 基溅镀层瓣萎篓 ( d )离子束混合 图2 1离子注入工作原理示意图 2 2 摩擦副配对研究 配流副是液压泵的关键摩擦副，其材料的配对方案直接影响离子注入的应用效果， 应予以重视。 目前，配流副材料的配对方案主要是硬软配对( 如z b x x 液压泵的转子分油盘的 配对材料是工具钢青铜合金) 和软硬配对( 如y z b x x 液压泵的转子分油盖配对材料 为硅锰黄铜氮化钢) 。材料配对选择是摩擦副及其工况条件组成的摩擦学系统函数，与 摩擦副的结构参数、工作条件、材料性质( 物理及机械性能、表层与亚表层显微组织) 、 材料表面相互作用状态有关，是一个十分复杂的问题。为检测配对材料的相互适应能力 ( 即配对的相容性) ，以保证摩擦副获得必要的使用寿命，进行了氮化钢、工具钢和渗 碳钢与锡青铜配对的对比试验研究( 见图2 2 ) ( 试验过程略) 。战验结果证实，氮化钢 在试验的各种条件下均能良好工作，且磨损量小；而渗碳钢、工具钢的配对副在比压、 转速及润滑量曲线上都分别表现出摩擦力矩上升、摩擦面温度急剧升高的现象，从而引 起润滑油冒烟、油膜破裂，进入粘着状态。 通过试验分析与验证，z b x x 液压泵的现有材料配对方案能够承受较大的p v 负荷， 有一定的抗粘着能力( 仅次于氮化钢) ，但对缺油性较为敏感、抗磨粒磨损性能稍差， 因而需进一步对其材料表面进行强化处理( 离子注入) ，以提高抗粘着和抗磨粒磨损的 综合性能。 图2 2氮化钢、工具钢、渗碳钢的抗粘着磨损对比试验 试验条件：m g 一2 0 0 高温高速磨损试验机，y h l o 航空液压油，试件中心油冷，环一 环配对，下试件( 钢件) 转动( 中6 8 中5 2 8 ) ，上试件( 铜件，z q s n l0 2 3 ) 固定 ( 中6 6 o5 4 8 ) 。 1 38 c r m o a l a ，2 25 c r 3 m o a ， 3 一c r l 2 m o v ，4 18 c r 2 n i 4 w a ： 1 、2 、3 、4 、为出口油温变化。 配对方案为硬软配对。 j 曼 高 n 4 辎 鐾 n 3 丽 誊 n 2 o 1 z q s n l o 一2 _ 3z q s n l 0 2 3z q s n l o 一2 3 ( a )三种配对副的体积磨损量 g 2 二 三 x 裂 r 侧 档 7 宇 6 ) 4 2 1 温 一、厂4 、 度 4 | 夕。 ，一，一7 1 50 40 ?，一夕： 30 一| 钐。? 20 一膨夕7 滑动速度9 5 m s 润滑油量3 5 m 1 m i n 1o 1214 16 1820 比压o 1 m p a ( b ) 四种配对副的比压曲线 一温7 c 一 一： 度 ；二：。 一6 c 5 0 一 一 4 0 3 0 2 0 一 1 0 50 0l0 0 0l 5o o20 0 02 50 030 0 0 转速r m i n ( c ) 四种配对副的转速曲线 2 2 考：娥r似嚣 g z o h m r 删 p 删7 0 赠 3 、 6 0 5o i 3 一 40 ， 3 0 20一 滑动速度95 m s 比压2 m p a 10 i fijf l60“0703 5 2 06m 1 m i n ( d )四种配对副的润滑量曲线 2 3 泵配流副材料的离子注入研究 2 3 1 泵配流副的配对材料及离子反冲注入 1 、配流副的配对材料。 试件采用锡青铜( z q s n lo 一2 3 ) 铸件分油盘，圆环状，尺寸为o6 6 西5 4 8 m m ， 表面粗糙度10 ，不平度0 0 0 5 m m ，其表面分别用真空蒸镀a g 膜或( b + b 2 0 3 ) 混合膜， 然后用( + + j ) 混合离子束进行离子反冲注入；配对摩擦副材料为铬钼钢 ( 3 8 cr m o a l a ) 转子，经氮化处理( 氮化层深度o 3 0 5 m m ) ，不注入。 2 、分油盘的离子反冲注入试验。 ( 1 ) 注入参数的选择。 对z q s n lo 一2 3 锡青铜分油盘用( _ v + + a r j ) 混合离子束进行离子反冲注入。主要 注入参数通过注入面的温升及表面硬度试验选定。最终选择主要注入参数为：7 0 7 2 k v lo 1 1 m a ，注入3 0 m i n ，休息1o m i n ，合计注入12 0 m i n ，注入剂量9 95 10 ”n + c m 。 ( 2 ) 注入端面的几何参数变化。 注入前后分油盘端面的粗糙度、平面度、中心孔及吸、排油窗尺寸基本保持不变。 2 3 2 分油盘离子反冲注入摩擦磨损模拟试验 2 3 1 、模拟试验条件及摩擦系数。 摩擦磨损试验在国产m g 一2 0 0 型高温高速摩擦磨损试验机上进行。分油盘为旋转的 下试件，转子为固定不动的上试件，两者构成一对摩擦副。磨损试验规范：平均线速度 8 6 埘瓜，总滑动时间为9 小时，p v 值为8 4 8 帕c 衍，润滑油为y h 一1o ，流量为 20 0 m 向j n 。试件在试验前后经清洗烘干处理，在恒温下使用光电分析天平对试件的磨 损量进行测量。静摩擦系数，和滑动摩擦系数心的确定是通过试验测量的启动力矩m 。 及稳定力矩m 。，按下式计算得出： 以。= 鲁 ， 式中，g 一试件的法向负载； r 一分油盘的平均半径。 2 、模拟试验结果。 摩擦磨损试验结果见表2 1 。图2 2 及图2 3 为摩擦系数、磨损率的变化。试验结 果表明，在模拟液压泵实际工况的条件下，采用离子反冲注入的分油盘表面摩擦系数和 磨损率明显趋于下降。 表2 1g 一2 0 0 摩擦磨损试验机试验结果 组试摩擦力矩( 一)摩擦系数 磨损率 号件 表面状态 越慨“，m g ，c d 一酗 上氮化 3 3 4 1 0 1 11 4 9 00 63 70 0 4 7 80 0 2 0 4 下 未注入 1 4 4 1 0 1 上氮化 3 4 4x 1 0 4 2 o 70 60 66 6o 0 2 2 6o 0 2 13 下a g + ( n + + n + z ) 反冲注入 13 4x1 旷 上 氮化 5 0 1 l 旷 31 40 1 0 5 8 80 0 4 4 90 0 l8 9 下 a g + ( n + + n + z ) 反冲注入 l3 4x1 旷 上氮化 53 4x1 0 。 41 0 580 53 90 0 3 3 90 0 l73 下( b + b ：0 ，) + ( 矿+ n ) 反冲注入 ， l7 7 l 0 。 上 氮化 66 9x1 0 。 5 1 2 450 5 150 0 3 3 900 1 6 5 下( b + b ：0 ，) + ( n _ 州：) 反冲注入 40 2 l0 注：摩擦副上承受载荷为10 4 0 n ，名义接触面积为1 0 6 0 c 时，线速度均为8 6 4 m s ，p v 值由计算得8 4 8 螂c 衍，流量为2 0 0 珊埘j n ，滑动距离2 82 7 4 胁。 = b = 辎 瞄 醚 避 宴 _ n 之 。g b o t l 广 里毕； 龆 2 1 2 图2 3 摩擦系数变化图表 l2345 图2 4磨损率变化图表 通过h x d 一1 0 0 0 数字式显徽硬度计，测量离子注入前后分油盘表面的显微硬度，测 量结果：蒸镀银膜+ ( n + + n ：+ ) 反冲注入比未注入的试件硬度提高3 ；蒸镀( b + b ：o ，) 膜+ ( n + + n ，+ ) 反冲注入硬度提高5 。 另外，对青铜合金采用n + + b + 双元素注入( 显微硬度平均提高13 ) ，对其配偶件 3 8 c r m o a l a 渗氮后进行n + 注入，通过磨损试验证实，该对摩擦副在同等试验条件下表面 温升下降3 5 左右。 2 3 3 分油盘离子反冲注入改性机理分析 1 、离子注入会引起材料表层组织与亚组织的微观变化，从而导致材料表面性能的 变化，例如提高硬度、降低摩擦系数和磨损量。通过本试验表明，离子注入复合处理后， 配流副的摩擦学性能得到明显改善，与仅作普通渗氮处理的试件相比，摩擦系数下降7 几乎一倍，而抗粘着磨损性能提高了一倍。在本试验条件下，摩擦副磨损形式主要是粘 着磨损( 基本无油液污染) 。根据摩擦表面能量理论，摩擦副的摩擦系数可由下式表示： ：鲁( 1 + 鼍掣) ( 2 - 2 ) j h、hr 。 式中，对磨材料的粘着表面能； r 粘着点的平均半径； e 接触点的接触角； h 摩擦副中较软材料的硬度； i 。一材料的剪切强度。 由上式看出，采用离子注入适当提高软金属的硬度h ，使摩擦副的h 值下降， 就可降低摩擦系数，改善滑动条件。所以在材料选配时，要利用睨。h 比值来进行控制， 以便得到小的摩擦系数和低磨损率。 对于粘着磨损，其磨损量可由下式表示： ：! 丝( 2 3 ) 3 p 式中，卜总磨损量； p 一负载； l 一滑动距离； p f 屈服压力。 由此式也可以看出，提高材料的硬度可提高材料的屈服压力p f ，减小磨损量。 2 、由试验结果看出，经真空蒸镀( b + b ：o ；) 膜后用( i v + + | v ；! 离子束进行反冲 注入的试件，具有较好的减磨、抗磨效果，其机理可由金属晶体结构的变化进行分析。 专家学者研究指出，面心立方与面心立方金属对磨时，摩擦系数最大，体心立方与密堆 六方金属对磨时，摩擦系数最小；另外，体心立方与面心立方点阵的金属摩擦副在粘着 摩擦中，磨损很强烈，六方点阵金属的摩擦副比面心立方和体心立方点阵的磨损轻得多。 本试验摩擦副的下试件采用的锡青铜( 锡含量在9 1 1 ) 材料，系冷水铜模浇铸，铸 态组织为o 【+ ( c c + 6 ) + p 。o 【具有面心立方晶格，而6 相固溶体也具有立方晶体结 构。与锡青铜对磨的铬钼钢配偶件，氮化后去掉白亮层的工作表面，其组织通常为v + ( d + v ) ，具有面心或体心立方晶体结构。因此，根据其研究结论，为了降低该摩 擦副的摩擦系数，必须改变其中一种材料表层的晶体结构。我们把锡青铜试件的摩擦面 镀( b + b ：o ，) 膜，然后用( + + ；) 离子进行反冲注入，并用俄歇能谱分析法分析了