摩擦特性（精选7篇）
摩擦特性 篇1
1 同步环摩擦材料的使用性能
同步环是汽车变速系统的关键部件[1], 其寿命取决于同步环摩擦材料的摩擦磨损特性。为保证变速器在整个工作寿命期间能充分发挥作用, 同步环摩擦材料应具备以下性能特点[2]。
a.动摩擦系数高且保证持续稳定, 不受换挡次数影响。
b.静、动摩擦系数比接近1.0。
c.磨损率低。
d.对对偶件磨损小。
传统的同步环采用铜合金材料制造, 尽管使用性能满足要求, 但铜合金成本较高。近年来, 同步环采用的摩擦材料主要有喷钼材料、纸基材料、粉末冶金材料和碳纤维材料等。其中, 碳纤维材料由于具有良好的耐磨性和散热性正逐步成为同步环粘接用的首选材料[3]。但也有研究表明[4], 经耐久性试验后, 某种碳纤维材料动摩擦系数衰减、摩擦力矩减小, 齿套与接合齿打齿。因此, 正确评价摩擦材料的摩擦磨损特性对改善同步环的耐磨性、保证变速器的工作寿命有重要意义。本文以传统的同步环材料——特种黄铜材料为基准, 选用喷钼层材料、MC1碳纤维材料和MC3碳纤维材料为研究对象进行摩擦磨损试验, 并结合台架试验结果, 对这几种材料的摩擦学特性进行综合评价。
2 试验方法
2.1 试验仪器
利用CSM静、动摩擦系数测量仪对同步环摩擦材料进行摩擦磨损试验, 运动方式为线性往复模式 (图1) 。
2.2 试验样品
摩擦磨损试验的上试样为直径6 mm的GCr15钢球, 材料与常用的同步锥材料一致;下试样取自同步环, 试样尺寸为15 mm×7 mm×2.5 mm。
2.3 试验规范
摩擦学试验的主要参数见表1。动摩擦系数试验结束后, 样品用于计算磨损率。每次试验前在下试样表面滴0.15 mL润滑油 (GL-5 85W/90齿轮油) 。相同配副在同一条件下重复3次试验, 若试验结果分散, 增加试验次数, 取平均值。
1.4 摩擦学性能的评价
摩擦系数试验结果由CSM摩擦系数测量仪自动记录。利用泰勒三维形貌测量仪测量试样的磨损体积, 磨损率为每分钟的磨损体积;利用扫描电镜分析上、下试样表面的磨损形貌;通过能谱仪分析磨损表面的化学成分。通过摩擦系数、磨损率并结合磨损形貌分析结果评价材料的摩擦学性能。
3 结果与讨论
3.1 试验材料的硬度及金相组织
3.1.1 硬度
试验用同步环摩擦材料分别为铜合金材料、喷钼材料、MC1碳纤维材料和MC3碳纤维材料, 铜合金为特种黄铜HA161-4-3-1, 喷钼、MC1碳纤维材料和MC3碳纤维材料的基体均为20CrMnTiH, 试验材料的硬度见表2。
3.1.2 金相组织
铜合金组织为β相加α相加硬质强化相 (图2a) , 20CrMnTiH表层组织为马氏体加残余奥氏体加碳化物 (图2b) , 对偶的GCr15钢球组织为隐针马氏体加弥散粒状碳化物 (图2c) , 硬度为60HRC。
3.2 摩擦系数
同步环静摩擦系数和动摩擦系数的测试结果见图3, 动摩擦系数曲线见图4。测试结果表明, 铜合金材料的动摩擦系数最小, 动摩擦系数曲线较波动;喷钼环的动摩擦系数在试验初始阶段较高, 之后逐渐下降并保持平稳, 其摩擦系数曲线较铜合金环稳定;MC1材料在试验进行一段时间后动摩擦系数逐渐升高, 摩擦系数曲线出现波动;试验过程中MC3材料的动摩擦系数最稳定, 摩擦系数曲线最平滑, 静、动摩擦系数比最接近于1.0。
3.3 磨损率
同步环摩擦材料磨损率的测试结果见图5。结果表明, 铜合金环的磨损率最低;MC3环的磨损率略高于铜合金环, 明显低于喷钼环和MC1环, 其磨损率为喷钼环的30%、MC1环的11%;MC1环的磨损率最高。在几种材料中, 喷钼材料对对偶件的磨损最大, 铜合金和MC1材料对对偶件的磨损较小。
3.4 磨损形貌分析
3.4.1 铜合金环
铜合金环磨损表面有沿滑动方向产生的犁削痕迹 (图6a) , 磨损机制主要为磨粒磨损;对磨钢球磨损表面有大量磨屑, 并产生犁沟 (图6b) , 其磨损机制为磨粒磨损。
3.4.2 喷钼环
图7为喷钼环-GCr15钢球摩擦副磨损表面SEM形貌图。喷钼环磨损后表面研磨痕迹消失, 表层物质在压力作用下沿运动方向流动, 部分材料以块状形式脱落 (图7b) , 磨损机制主要为疲劳磨损;能谱分析表明磨损表面有Mo、Fe和O等元素。对偶钢球的磨损表面可见明显犁沟, 并存在严重塑性变形区 (图7c) , 磨损机制主要为磨粒磨损和疲劳磨损。
3.4.3 MC1碳纤维环
MC1环-GCr15钢球摩擦副的磨损表面SEM形貌见图8。MC1材料磨损前的表面形态主要表现为粗大的碳纤维织物和大量孔隙 (图8a) ;图8b是MC1环磨损后的表面形貌, 在磨损区域内碳纤维织物被碾压;钢球磨损表面有犁削痕迹并发生较为明显的碾压塑性变形 (图8c) , 磨损机制主要为磨粒磨损与塑性变形。
3.4.4 MC3碳纤维环
图9为MC3环-GCr15钢球摩擦副磨损表面SEM形貌图。MC3碳纤维材料表面呈现出凸起-凹陷的形态 (图9a) , 凸体与凹陷的数量大致相当, 在表面还可观察到一定数量的孔洞;磨损后MC3环表面碳纤维材料在压力下沿运动方向流动, 使部分凸体越过凹陷连接在一起, 另外有部分凸体被挤压成尺寸更小的凸体, 但材料表面仍保持凸起-凹陷的分布形态 (图9b) ;对磨钢球表面可见犁削痕迹 (图9c) , 磨损机制主要为微犁削导致的磨粒磨损。
3.5 台架试验
综合比较摩擦系数和磨损率的测试结果评判, MC3环的摩擦学性能最佳, MC1环最差, 因此选择MC1环与MC3环进行台架对比测试, 试验结果见表3。MC1环在9 000次换挡时即出现异响, 拆检后的后备行程小于规定要求, 表明未通过台架试验;MC3环在要求的换挡次数内无异响产生, 试验后检验后备行程符合设定要求。
3.6 讨论
(1) 在几种试验材料中, 铜合金环的磨损率最低, 其耐磨性好的主要原因在于“软基体+硬质相”的组织分布形态[5]。
(2) 喷钼环的钼层和GCr15钢球的硬度均较高。在磨损初始阶段, 喷钼环表层的微凸体与GCr15钢球表面微凸体接触, 动摩擦系数较高;随后在压力和润滑等因素作用下, 接触表面很快形成一层多物质润滑膜, 在一定程度上减少了金属间的直接接触, 使得动摩擦系数下降并保持平稳。
(3) MC1碳纤维织物组织粗大, 表面的大量孔隙降低了纤维基体的强度, 因此磨损率最高, 验证了台架试验中后备行程不足的问题;磨损一定时间后, MC1环的动摩擦系数逐渐升高, 并且摩擦系数曲线出现波动, 此结果验证了台架试验时换挡出现异响的情况。因此, MC1碳纤维材料与GCr15钢配副时摩擦学性能不理想。
(4) MC3碳纤维材料表面呈凸起-凹陷的分布形态, 有利于润滑油的储存和油膜形成。油膜可以阻止两种物质直接接触, 因此MC3环的磨损率较低;且动摩擦系数曲线平滑, 在台架试验中, 动摩擦系数也可以不受换挡次数影响保持稳定。
将喷钼环、MC1环和MC3环的使用性能与铜合金环进行对比, 结果见表4。
注:与铜合金材料相比, “+”代表优于;“○”代表相当;“—”代表不足
4 结束语
(1) 试验中铜合金材料的磨损率最低, 但动摩擦系数曲线不稳定。
(2) 与铜合金相比, 喷钼环的动摩擦系数很稳定, 但磨损率及对对偶件的磨损较大。
(3) MC1碳纤维材料的磨损率最高, 动摩擦系数呈逐渐升高的趋势, 对应了台架试验中后备行程不足、换挡异响的问题。
(4) 综合比较静、动摩擦系数比, 摩擦系数稳定性和磨损率等因素, MC3碳纤维材料具有最佳的摩擦学性能。其磨损率为喷钼材料的30%、MC1材料的11%。
摘要：对铜合金、喷钼及MC1、MC3碳纤维材料同步环的摩擦学性能进行了试验研究, 并根据试验结果对MC1同步环和MC3同步环进行了台架试验。结果表明, 在几种摩擦材料中, MC3碳纤维材料由于动摩擦系数稳定、磨损率低而具有最佳的摩擦学性能, 其磨损率为喷钼材料的30%、MC1材料的11%;铜合金的磨损率最低但摩擦系数不稳定;喷钼材料对对偶件的磨损较大;MC1材料磨损率最高、动摩擦系数不稳定, 对应了台架试验中后备行程不足、换挡异响的问题。
关键词：同步环摩擦材料,摩擦系数,磨损率
参考文献
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摩擦特性 篇2
1 盘式制动器制动原理及分析
如图1所示,盘式制动器依靠摩擦片与制动盘间的摩擦力产生的制动力矩实现制动。由于摩擦片表面有大量的微凸体以及凹陷,致使其表面受力不均。摩擦片上某微元处受到的摩擦力为fi,对应的制动盘上微元处的质量为mi,该力到制动盘的距离为ri,则产生的摩擦阻力矩为
式(1)中,Mi为该处摩擦力fi产生的制动力矩,N·m;i=1,2,3,…,n,而摩擦力fi是关于摩擦片接触表面的位置函数,N。整个摩擦片产生的阻力矩为
式(2)中,S为摩擦副表面接触面积,m2;d S为摩擦力fi所在微元的面积。该微元处的转动惯量Ji为
转动惯量Ji的单位为kg·m2,而质量mi是关于制动盘的位置函数。整个制动盘的转动惯量为
式(4)中,制动盘在摩擦阻力矩M作用下制动,即
式(5)中,α为制动盘的角加速度。
摩擦力fi是随着施加的制动压力Fi产生的,而两者之间存在正比例关系,该比例常数为动摩擦系数μi,即
在制动过程中动摩擦系数μi随着摩擦力fi和制动压力Fi的变化而发生变化,但在整个过程中摩擦系数围绕一定值波动,设该定值为μ,即为静摩擦系数。此时,制动压力Fi产生的摩擦力也可以简化为定值f,即
式(7)中,f=∫∫fid S。
1为制动盘,2为摩擦片,3为碟簧,4为制动钳
在制动过程中,摩擦系数随着制动速度以及制动压力等因素的变化而变化。
2 铜基摩擦片摩擦实验
2.1 实验选材及处理
铜基摩擦片具有良好的耐磨性及摩擦系数稳定性,且其热衰退性能较树脂基摩擦片更佳,故本实验选用某厂的铜基摩擦片作为实验对象。选用45#钢作为对磨材料。实验仪器选用MFT—4000多功能材料表面性能试验仪进行往复摩擦实验。
将摩擦片加工成6 mm×20 mm×20 mm方形试件。首先利用400#普通粘结剂砂纸进行粗加工,然后利用1 500#砂纸对其进行精加工,最后对其进行清理使其表面足够光滑。
本文分别在干式摩擦条件和湿式摩擦条件下对摩擦系数进行测试。其中湿式摩擦条件为摩擦副表面加水,干式磨擦不加水。
2.2 摩擦磨损机理分析
在制动初始阶段,相对运动的摩擦副表面产生压应力和剪切力,当剪切力远远超过材料的屈服极限时,导致摩擦副表面的微凸体出现断裂,产生磨粒磨损。在压应力的作用下,微凸体由于受到反复挤压而又未达到屈服极限时,摩擦副又出现了疲劳磨损。此外,断裂产生的磨屑由于有机成分比较多而相互粘结在摩擦副表面,该磨屑形成的界面膜内聚力大于其与两表面的黏结力,使得磨粒急剧增大,同时摩擦副表面的剪切力又将该界面膜剪开而粘结在在摩擦副表面,形成摩擦转移膜。同时,摩擦力做功产生的部分热以内部势能的形式集聚在转移膜内,随着转移膜内部温度逐渐升高,达到其熔点时,转移膜内部的有机物发生降解以及无机物的增加,致使转移膜内聚力降低而粘附在摩擦副表面,导致转移膜破裂而发生粘着磨损。
2.3 摩擦系数实验及分析
图2所示,在30 N制动压力下,摩擦系数随时间逐渐增高并趋于平稳,平稳后的摩擦系数大约为0.46。在0~3 min内,摩擦系数逐渐增加;3~7 min变化比较平稳;在7 min左右出现一次突变之后趋于平稳。同时,摩擦片表面的微凸体受对磨材料摩擦力作用而周期性地承受载荷,使得摩擦系数呈现出周期性变化,而随着摩擦力频繁往复使得摩擦片表面的微凸体产生疲劳并开始脱落出现磨粒,导致摩擦副表面初始的光滑界面表面逐渐变得粗糙;摩擦副表面受摩擦力的反复作用出现“凹槽”,落入“凹槽”中的部分磨粒受摩擦副材料的挤压作用而粘附在摩擦副材料表面,而摩擦力做功产生的热量使磨粒极易达到熔点,熔化并吸附在摩擦副材料表面起到强化作用,同时摩擦副表面出现了“第三体”,而新出现的“第三体”表面微凸体逐渐达到平衡状态,使得摩擦磨损逐渐趋于稳定。
载荷为30 N时,干式摩擦条件中,随着制动速度的增加摩擦系数变化幅度比较大,摩擦系数随着速度增加慢慢减小,主要原因是压应力一定时,摩擦副表面滑动速度增加,加快了磨粒磨损的进程,脱落的磨粒形成的转移膜表面粗糙度降低。随着速度越来越大,则该粗糙度越来越低,当速度增加到一定时,继续增加的速度对摩擦副表面微凸体的磨合过程影响逐渐减小,使得该过程摩擦系数呈现波动。湿式条件下,摩擦副中间有一层润滑膜,此时该磨损状态为边界混合磨损,摩擦系数随之降低。图3所示,摩擦系数整体趋势也速度为80 mm/min时,摩擦系数最大达到0.46;湿式摩擦条件下的摩擦系数相对比较平稳,基本上在0.30上下浮动,且在制动速度为160 mm/min时,摩擦系数达到最大值为0.32。
干式条件下,制动速度保持不变,制动压力逐渐增加,加大了摩擦副表面的疲劳磨损,此时制动速度不高,则转移膜的形成缓慢,摩擦系数逐渐增大,而制动压力增大的同时,转移膜内能急剧增加,又影响转移膜的形成,摩擦系数开始降低。湿式条件下,润滑膜起到一定的缓冲作用,降低了转移膜的内能,使得摩擦系数逐渐增高。如图4所示,制动压力从20 N到40 N过程中,摩擦系数变化趋势为先逐渐上升然后下降至0.4左右,其中摩擦系数在制动压力为30 N时达到0.46。湿式条件下,摩擦系数变化趋势比较平稳,大约为0.28,且摩擦系数在制动压力为40 N时达到0.30。从制动压力对摩擦系数的路线分析,无论是干式条件还是湿式条件,摩擦系数在30 N以前逐渐上升,30 N之后经过下降在上升。
2.4 磨损实验及分析
摩擦副表面在压应力作用下出现变形,随着两表面间出现滑移,粗糙表面的微凸体受切应力的作用逐渐断裂产生碎屑,此外受挤压应力作用,表面出现很多小裂纹,造成碎屑越来越多,碎屑沿着摩擦路径积聚产生体积更大的磨粒。磨损率是衡量磨损性能的指标,其计算公式为[6]
式(8)中,Δm为质量差。g;ρ为试样的密度,g·cm-3;S为摩擦路程,m。
干式摩擦条件下,制动压力保持不变,制动速度增加过程中,摩擦力做功产生的部分热致使转移膜内能增大,该转移膜内含有铜纤维、碳纤维、钢纤维以及其他耐磨性材料,在表面热的作用下重新烧结成机械性能更佳的“第三体”。制动速度越大产生的“第三体”越多,相应的磨损率也越小。湿式条件下,摩擦产生的热量一部分被液体吸收散发,此外,液体产生的润滑膜起到良好的缓冲作用,避免摩擦副表面的直接接触,而随着速度增大,润滑膜产生的力抵消一部分制动压力,使得磨损率更低。如图5所示,磨损率随着制动速度的增加逐渐降低,其中在120~160 mm/min内,磨损率略有所增加,然后继续下降;湿式条件下,磨损率随着制动速度的增加持续降低,且趋势逐渐趋于平缓。
干式摩擦条件下,制动速度不变时,制动压力逐渐增加过程中,磨损率随着制动压力的增加逐渐增大,摩擦副表面裂纹扩展加快,此外粗糙表面的微凸体断裂而脱落的碎屑体积也随之增大,相应产生的磨粒体积也越大。此外,压应力增加时,相应的摩擦力也在增加,生成的热量使得转移膜内能增加,转移膜内聚力随着压应力的增加逐渐小于配对体表面的黏着力,同时切应力又将转移膜切开,变成体积更大的磨粒,反复制动中加剧了磨损。湿式条件下,液体不仅充当微凸体的润滑膜起到缓冲作用,减轻碎屑的产生,而且摩擦副表面的液体随着制动压力的增加,产生的压力也相应的增大,减轻了摩擦副表面的直接接触,降低了磨损率。如图6所示,磨损率在20~25 N及30~35 N内磨损率变化趋势比较大;在25~30 N及35~40 N内磨损率变化比较平缓;湿式条件下,磨损率随着制动压力的增加变化趋势比较平缓。
3 结论
(1)分析了盘式制动器制动原理,推导出摩擦制动公式,进一步阐述了摩擦力对安全制动的重要性。
(2)分析了摩擦副的摩擦磨损机理,在制动压力为30 N时,摩擦系数随时间逐渐增大并趋于稳定,稳定后的平均值约为0.46。
(3)磨损率随制动压力增加而增加,随制动速度的增加而减小,其中制动压力为30 N,制动速度为80 mm/min时,达到最佳制动效果。
摘要：为了研究盘式制动器铜基摩擦片与制动盘的摩擦制动特性,分析了盘式制动器制动原理。通过对铜基摩擦片的摩擦特性进行实验,探讨了不同制动速度以及制动压力下摩擦系数和磨损率的变化规律。研究结果表明:制动压力为30 N时,摩擦系数随时间逐渐增大并趋于稳定,稳定后的平均值为0.46;磨损率随制动压力增加而增加,随制动速度的增加而减小;此外,制动压力为30 N、制动速度为80 mm/min时,达到实验中的最佳制动效果。
关键词：盘式制动器,铜基摩擦片,摩擦系数,磨损率,制动速度,制动压力
参考文献
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摩擦特性 篇3
随着人们环保意识的提高,摩擦材料也向环境友好型发展,主要表现为填料、增强纤维等在高温分解后无毒、无害,不对环境构成负担。增强纤维是摩擦材料中的重要组份,通过承受载荷、传递载荷而有效提高摩擦材料的强度及摩擦磨损性能等指标。因此,增强纤维的种类、改性方法以及纤维的长径比等参数尤为重要[1]。目前天然植物以其资源丰富、价格低廉、比强度高等优点已引起学者们的广泛关注[2,3,4]。黄麻纤维属于天然植物纤维中的韧皮纤维,人称最好的天然生物纤维之一,其主要化学成分及物理、机械性能见表1、表2。
本文选用黄麻纤维作为摩擦材料增强相,在对其碱洗处理基础上,改变其长径比,探讨长径比对摩擦磨损性能的影响,并进行磨损机理分析,为天然植物纤维增强摩擦材料提供有效的结构参数。
1 材料与方法
1.1 纤维直径测量及试样制备
试验用黄麻纤维来自浙江安吉正兴联麻纺织有限公司生产,基体材料丁腈橡胶改性酚醛树脂为山东圣泉-海沃斯化工有限公司生产。为了加强黄麻纤维与酚醛树脂基体的相容性,对纤维进行碱处理[9]。利用体视显微镜(上海仪圆化学仪器有限公司,YYT-450)对处理后纤维的直径进行测量,直径区间为300~450mm,平均直径约为400mm。利用剪切机将纤维制成长度为2mm、4mm、6mm、8mm及10mm,备用。
设定基础配方中纤维含量为6wt.%,纤维的长径比分别设定为5:1、10:1、15:1、20:1及25:1。量取各种原料于混料机中进行搅拌,在160℃、50MPa压力条件下于热压机(吉林省旺达机械有限公司,JFY50)热压成型,热处理后制备成55mm×55mm×8mm的试样备用。
1.2 摩擦磨损试验
在定速摩擦性能试验机(吉林省旺达机械有限公司生产,JF150D-Ⅱ型)上分别进行摩擦磨损性能试验测试。试验中采用摩擦因数均值(即在盘温分别为100℃、150℃、200℃、250℃及300℃时摩擦因数的平均值)及比磨损速率总和(即在盘温分别为100℃、150℃、200℃、250℃及300℃时比磨损速率的总和)表征摩擦磨损性能。
利用JSM5310型扫描电子显微镜观察摩擦材料磨损表面并进行磨损机理分析。
2 结果与分析
2.1 黄麻纤维长径比摩擦磨损性能影响分析
可见,黄麻纤维长径比对摩擦因数均值的影响不十分明显,只是当长径比为15:1时,摩擦因数均值略高于其它长径比情形。
比磨损速率总和随着纤维长径比的增大呈先减小后增大趋势,在长径比为15:1时磨损率取得最小值,即2.95×10-7cm3·N-1·m-1。在摩擦材料中纤维起着承受载荷、传递载荷的作用。长径比小的黄麻纤维在基体中分散较好,比表面积越大,与基体的接触面积较大,从而能有效提高摩擦材料的强度。但当长径比过大或者超过一定范围时,混料时不易均匀,导致纤维团聚缠结现象出现,而且在与基体、填料等进行热压过程中,纤维更容易发生变形,从而影响纤维对载荷的有效传递;此外,当纤维与基体发生界面分离时,长径比较大的纤维很难嵌入材料或者空隙中去。上述因素均会在一定程度上导致摩擦材料的比磨损速率总和的增大。
2.2 黄麻纤维增强摩擦材料磨损机理分析
在低温阶段(<200℃),摩擦过程中产生的磨屑以及配方中的磨粒会脱落并出现在摩损表面,但这些磨粒很大程度上会嵌入到黄麻纤维或其细胞腔中,因此,由微观犁切引起的犁沟很少见(见图2)。可见,磨粒磨损不是其主要磨损机制,这也是天然植物纤维与金属纤维增强摩擦材料磨损机理的不同之处。
在摩擦过程中,黄麻纤维、配方中各种填料及基体的硬度不同(尤其当温度升高到树脂的软化点后),从而接触不均匀(见图2-a、b、c),在高温、高压条件下接触点便形成局部粘着点,粘着磨损产生。
摩擦过程中,摩擦盘表面的微凸体作用在摩擦材料表面,在一定深度的表层材料处于微凸体的拉力、压力的交变作用,随着摩擦时间的延长及盘温的升高,磨损表面会形成微裂纹并进一步扩展,最终导致疲劳磨损发生(见图2-d),从而引起比磨损速率急剧增大。
3 结论
3.1 摩擦磨损试验结果表明
黄麻纤维长径比对摩擦因数均值的影响不十分明显,只是当长径比为15:1时,摩擦因数均值略高于其它长径比情形。比磨损速率总和随着纤维长径比的增大呈先减小后增大趋势,在长径比为15:1时比磨损率总和取得最小值,即2.95×10-7cm3·N-1·m-1。
3.2 磨损表面微观分析表明
粘着磨损及疲劳磨损是黄麻纤维增强摩擦材料磨损的主要机制。
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大直径深长摩擦桩承载特性研究 篇4
一、承载特性试验研究
1. 试验概述
大直径深长摩擦桩是人们为了解决桥梁承载力不够的问题而提出的一种理想化的承载结构, 在理论研究中还不是很完善, 因此迟迟没有应用到桥梁的修建中, 大直径深长摩擦桩的承载力情况很不稳定, 因为大直径深长摩擦桩的承载力会受到多方面的影响, 这些对大直径深长摩擦桩的承载力有影响的因素主要有长径比、桩土刚度比、施工工艺等因素。而如果大直径深长摩擦桩应用到实际当中, 那么大直径深长摩擦桩的承载的重力将会是非常大的, 而真实的情况人们无法在实验室中呈现, 需要对大直径深长摩擦桩的承载力做实验, 而目前采用的试验方法是现场静载试验, 人们可以通过试验了解分析大直径深长摩擦桩桩侧摩阻力、桩端阻力及极限承载力的发挥性状及相应的竖向位移变形规律, 研究大直径深长摩擦桩的荷载传递规律及其与常规桩工作机理的差异, 为大直径深长摩擦桩的承载特性的有限元仿真验证分析提供依据和计算参数。
2. 试验设计与步骤
在本次试验中, 试验人员需要先在已经选定的桥梁下方找到一个理想的承重桩, 并在承重桩的侧面钻出一个小孔, 在小孔内安装相应的感应设备, 当桥梁上通过车辆时, 该感应设备就能够感应到承重桩所承受的重量, 并且记录下来方便试验人员总结分析。在试验开始时, 试验人员开始慢慢地在试桩上面逐渐增加重量, 当试桩上的数值稳定后再在试桩上增加重量, 直至重量达到试桩的最大载重量后试桩毁坏为止。如此不断地重复试验, 并且逐渐延长记录数据的时间, 最后整理试验数据, 将所得的数据制成折线图, 就可以得出在试桩上施加的重量与沉降量之间的关系。
3. 承载特性试验分析
试验人员在对试验数据进行处理时会把试验数据制成容易进行分析的折线图, 从折线图中, 人们能够清晰地看到试桩载重量的增加与桩沉降量之间的关系。随着荷载的增加, 桩的沉降变形亦增加, 但桩的沉降变形没有明显的反弯点, 即使施加荷载达最大值, 桩的沉降量也没有达到极限, 因此, 很难直接由曲线确定出桩的极限承载力, 由承载量和沉降量之间的关系曲线分布规律表明, 除了部分荷载因温度影响出现沉降量反弹外, 当荷载小于或等于最大载重量时, 各级荷载下分布曲线的斜率近似为恒值, 由此试验人员就能够得出试桩的最大承重量。
二、不同因素对摩擦桩承载力的影响
在多次试验中试验人员能够得出对摩擦桩承载力有影响的因素主要有桩长和桩径两种, 为了准确地得出每一个影响因素对摩擦桩承载力的影响, 我们首先要保证其中一个影响因素的值不变, 使另一个影响因素的值不断地变规划设计化, 才能够分别得出每一个影响因素对桩承载力的影响。
1. 桩长方面的影响
在试验人员研究桩长对摩擦桩承载力影响时, 首先应该保证在每一次试验中摩擦桩的桩径保持不变, 然后确定一个桩径, 在试验中不断地改变摩擦桩的桩长, 得出一系列的实验数据, 再改变一个摩擦桩的桩径, 不断地重复试验, 然后将得出的实验数据绘制成折线图, 方便人们观察。由本次试验可以得出。当摩擦桩的桩径不变时, 随着摩擦桩的桩长逐渐增加, 传递到桩端的荷载减小, 桩身下部侧阻力发挥值相应将降低, 桩底土层变形量相对减小, 相应的桩顶沉降量也相对减小。
根据实验结果可知, 当摩擦桩的桩径不变时, 随着桩长的不断地增加, 摩擦桩的最大承载力也在逐渐地提高, 但是, 这并不意味着当摩擦桩的桩长无限增加时, 摩擦桩的承载力也不断的增大, 摩擦桩的桩长与承载力的关系符合数学中正切函数的关系曲线, 当桩长从零逐渐增大时, 摩擦桩的承载力能够得到较大幅度的增加, 但是当摩擦桩的桩长超过一定数值后, 摩擦桩的承载力将不会有大幅度的提升, 而是缓慢地逐渐趋近最大承载力, 因此, 在修建桥梁选择摩擦桩的长度时, 应该合理设计摩擦桩的桩长, 选择最适合的摩擦桩的长度对增加桥梁的最大承载力有重大的意义。
2. 桩径方面的影响
想要找出桩径对桩承载力的影响, 首先要保证桩长的一定, 然后不断地改变桩径的大小, 改变一个桩径的数值就进行一次桩径试验, 得出一个桩的承载力与沉降量的关系, 如此重复多次, 就能够得出不同桩径对桩的承载力的影响。由实验可以看出桩的直径越大, 桩所能够承载的重量越大, 也就是桩的承载力越大。
桩的摩擦力主要分为桩侧摩擦力和桩端摩擦力两部分, 当摩擦桩受到压力后, 压力会自动分为这两部分, 帮助摩擦桩减少压力, 但是实践证明, 当桩长一定时, 不同的桩径的桩侧摩擦力和桩端摩擦力的分配也不一样, 根据本次试验可以得出在同一桩长之下, 随着桩径的增大, 桩侧摩阻力分担的荷载比逐渐减小, 桩端阻力分担的荷载比逐渐增大, 这说明大直径深长摩擦桩随着桩径的增大, 传递到桩端的荷载逐渐增大, 桩端阻力分担荷载比逐渐增大, 但其分担的荷载比远小于桩侧摩阻力分担荷载比, 以桩侧摩阻力发挥为主。
三、结语
水稻芽种摩擦特性的试验研究 篇5
水稻种子作为一种散体颗粒,其群体组成的体系具有奇异的性质和特别的运动规律[1,2]。目前,国内外有关散体颗粒表面摩擦性质的研究较多,主要集中在粮仓效应、巴西坚果效应、压力凹陷效应、颗粒物质中滑动摩擦力的变化规律以及颗粒物质流动性等方面。研究结果表明:①颗粒物质内部相互作用以碰撞和摩擦为主;②体积变化会对其性质带来较大影响;③颗粒物质中的布朗运动可忽略不计;④整个体系是强耗散体系[3]。有关水稻种子摩擦特性的研究主要集中在干基含水率水稻种子的物料特性研究,以及种子的不同状态与流动性相关的物料特性研究等方面[4,5,6],对水稻芽种、尤其是芽长对摩擦特性的影响研究很少。而水稻芽种的摩擦特性是开展水稻播种机械研究的基础,在排种器、种子箱等部件的研究过程中,掌握水稻芽种的摩擦特性及其影响机理十分必要。本文采用物理试验对广西3个主要水稻品种的摩擦特性进行测定,对试验数据进行采集、分析,建立数学模型,分析含水率、芽长对摩擦特性的影响。
1 测试方法及材料设备
水稻品种:桂香2号、特糯2072和优I679。
按照育秧技术相关要求[7],进行晒种、选种。每个品种选取600g,平均分成两组,在室温20~25℃时进行浸种。其中,一组不催芽(即控制其芽长为0),通过改变浸泡时间,改变稻种含水率;另外一组,在浸泡吸水充足后,进行催芽,催芽过程中控制其含水率变化范围在1.5%以内。每次试验前,用吸水纸将水稻芽种表面水分吸干,直至其表面无明显水痕,保证试验装置的干燥。每次试验重复10次,试验数据取平均值。
在催芽时,由于难以控制所有芽长严格一致,所以对芽长合理分级,分为6个等级:1(芽长0~1.5mm),2(芽长1.5~3mm),3(芽长3~4.5mm),4(芽长4.5~6mm),5(芽长6~7.5mm),6(芽长7.5~9mm)。
含水率采用105℃横重法[8]测量,通过浸泡时间的差异性得到不同的含水率,每间隔一段时间用105℃横重法测量其含水率。芽长用普通钢尺或游标卡尺进行测量。散粒体的休止角又称静止摩擦角(堆积角),是散粒物料通过小孔连续地散落到平面上时,堆积成的锥体母线与水平底部直径的夹角[9]。
倾斜法试验装置如图1所示。试验过程中,分别量取H和L,由公式可得休止角ϕ为
滑动摩擦角测量的试验装置如图2所示。为了剔除钢板不同位置光洁度产生的误差,每次试验选取10粒种子,均匀分布于钢板上,每次当大部分种子滑落时,从垂直刻度尺上读取数据H,由公式可得滑动摩擦角θ为
1.垂直刻度尺 2.稻种 3.玻璃面 4.水平刻度尺
2 试验方案及回归分析
本文采用单因素试验,如表1所示。试验因素:含水率、芽长等级。试验指标:休止角、滑动摩擦角。
考虑含水率单独对指标的影响时,芽长取0等级;考虑芽长单独对指标影响时,含水率取各品种在催芽过程中芽种刚露白时的含水率,并保持在整个催芽过程中其含水率变化范围在1.5%以内,水稻种子品种作为条件因素考虑。
试验方案及试验结果如表2所示。
用SPSS软件对所得数据进行回归分析,单因素回归模型为
其中,i为表示因素;j为表示水稻品种得出3种不同品种下的回归方程如下
桂香2号:
特糯2072:
优I679:
桂香2号:
特糯2072:
优I679:
桂香2号:
特糯2072:
优I679:
桂香2号:
特糯2072:
优I679:
式(1)~式(3)是含水率与休止角的回归方程,式(4)~式(6)是含水率与滑动摩擦角的回归方程,式(7)~式(9)是芽长与休止角的回归方程,式(10)~式(12)是芽长与滑动摩擦角的回归方程。
经方程和回归系数显著性检验,回归方程显著水平(F检验)在0~0.007之间,各方程均高度显著。各方程系数显著水平(t检验)在0~0.020之间,各系数均高度显著。
3 摩擦特性的影响分析
运用MathCAD软件对所得回归方程进行模拟计算,得出各回归方程所对应的回归曲线如图3~图10所示。
图3~图6为含水率与摩擦特性的关系曲线图。
图3~图6中曲线表明:在芽长为0时,休止角、滑动摩擦角随着含水率的增加而增加,其原因是含水率增加后,种子表面潮湿,种子之间的吸附能力增强,更容易成堆,其散落性和流动性明显减弱。
水稻干基状态下(含水率在10%~12%之间),初始休止角、滑动摩擦角有一定差异,但差异较小,而且其增加快慢程度与水稻品种有关系。
图3~图6中曲线可以表明:桂香2号随着含水率的增加,其休止角增加较快;优I679随着含水率的增加,其滑动摩擦角增加较快。
图7~图10为含水率与摩擦特性的关系曲线图。
图7~图10中曲线表明:在相同的含水率时,休止角、摩擦角随着芽长的增加而增加。其原因是,稻种发芽之后,弯曲的水稻芽更容易勾结在一起,致使芽种结团,流动性大大降低。新芽含水量高,更容易粘附于钢板或其他种子表面,致使滑动摩擦阻力增加。
4 结论
1)稻种休止角、滑动摩擦角随着含水率、芽长的增大而增大,含水率从12%左右增加到36%左右时,其休止角增加了约9°~10°,滑动摩擦角增加约12°~16°;芽长从等级1(0~1.5mm)增加到等级6(7.5~9mm)时,其休止角增加了约3°~7°,滑动摩擦角增加了约8°~10°。
2)不同的水稻品种在相同含水率、芽长时,其休 止角、滑动摩擦角有一定的差别,但差别较小,可以忽略。在设计水稻播种机械时,可以任意选取某种水稻品种的摩擦特性为依据,其设计的水稻播种机械可以仍然适用于其它水稻品种,但适用于播种干谷的播种机械不适合于播种含水率较大、发芽的谷种。
3)休止角大于滑动摩擦角。含水率、芽长变化时,对滑动摩擦角的影响明显大于对休止角的影响。
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摩擦特性 篇6
本研究针对一定条件下不同的载荷、摆动频率(摆动幅度一定,以频率表征速率)值对自制PTFE编织复合材料(单层浸胶斜纹织物)摩擦因数的影响进行在机测量实验,分析了摩擦因数随载荷、摆动频率的变化特性,为高频摆动条件下PTFE编织复合材料PV特性的获得提供实验基础。
1 实验
1.1 实验材料及条件
将自制PTFE编织复合材料(以下简称衬垫)粘贴于曲率半径为(50±0.05)mm、弧度为(60±0.5)°的试样台上。对偶材料采用9Cr18Mo,符合GB/T3086高碳铬不锈轴承钢技术条件(冷处理温度-55℃以下,保温时间不少于1h),直径100mm,表面粗糙度0.16μm。实验室室温25℃,相对湿度60%。实验前用丙酮对对偶环进行去油处理。衬垫厚度为(0.38±0.02)mm,试样宽度为(40±0.05)mm,长度为(53±0.05)mm。实验前先静止加载20kN额定载荷30min,待变形量稳定后开始实验。摩擦副示意图如图1所示。
1.2 实验方法
保持环境温度和衬垫初始温度恒定,以摆角3°的摆动幅度分别以载荷(5,10,15,20,30,40,50kN)、频率(5,10,13,14,15,17,20Hz)为变量测量摩擦因数随二者的变化曲线。
经过1h磨合,衬垫摩擦磨损性能进入稳定阶段,以不同的载荷、频率组合进行49组实验,每组实验进行40min,间隔10次取值,最后取摩擦因数平均值。每组实验完成后对摩擦副材料进行降温,待初始温度降到50℃进行下一组实验。
实验测量的有效最低载荷为10kN,原因在于10kN以下的摩擦因数波动性较大,波动值为±0.057,因此10kN以下的取值仅作为参考值。当载荷超过50kN时,由于负载过大,摩擦环的摆动幅度达不到额定值,此时增加液压摆动缸的扭矩,摆动幅度反而变小。原因在于,增加液压的同时摆动缸的泄油量也同时增大,而且泄油量大于增加量。
由于摩擦因数随载荷的变化趋势比较明显,而随频率变化比较复杂,因此当摩擦因数随频率的增高出现降低后升高的拐点时(主要出现在10~20Hz),为保证摩擦因数最低点取值的可靠性,排除偶然因素并尽量准确地找出最低点,在可能的频率区域进行额外取点测量,保证摩擦因数最低点与频率的对应特性。
2 结果与分析
2.1 频率对摩擦因数的影响
不同载荷下摩擦因数随频率的变化曲线如图2所示。可以看出,在载荷低于15kN时,摩擦因数随着摆动频率的提高逐渐升高,没有出现降低趋势。载荷达到20kN时,出现最低摩擦因数的频率为12Hz。载荷30kN时对应最低摩擦因数的频率为15Hz。40kN对应的最低摩擦因数的频率为10Hz。超过25kN时,摩擦因数呈不断降低趋势,没有拐点出现。
载荷为15kN时摩擦因数随频率的变化出现的极小值最为明显。当载荷达到50kN时,摩擦因数随频率出现的最低点消失,此时载荷起主要作用。主要原因如下:
(1)从转移膜因素分析:由于PTFE及其他自润滑材料的转移性很差,形成的转移膜在对偶环上的黏着作用低于本体之间的黏着强度。因此,常温下对偶环摩擦表面很难形成均匀稳定的转移膜。摩擦频率提高使摩擦表面温度逐渐升高,PTFE转移性增强,使转移膜面积逐渐增大,厚度也相应增加,此时摩擦因数降低。当频率继续升高时,在高速摆动下对偶环的摩擦表面很难形成均匀稳定的转移膜,此时摩擦因数呈上升趋势。
(2)从衬垫黏着和变形方面分析:摩擦过程中摩擦副表面材料分子间的运动、吸附和转移、力学性能等都将发生变化。频率升高导致温度迅速提高,而温度升高使得组成摩擦因数的黏着和变形两部分阻力都将发生变化,其表达式[13]如下:
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式中:f1为黏着摩擦因数;f2为变形摩擦因数;f°为初始温度对应的黏着和变形摩擦因数;α,γ为温度系数;Δt为温升。
由式(1),(2)可以看出,温度升高对衬垫摩擦因数的影响成指数变化,这一变化趋势对摩擦因数的影响要大于转移膜的影响。由此也可以说明摩擦因数随频率的变化虽然在一定的载荷范围内(18~30kN)有降低趋势,但总体的趋势还是随着摆动频率的提高而成增大趋势,最后趋于稳定。这也是很多相关研究工作者得出摩擦因数随滑动速率增高而增大的原因,即实验时载荷的间隔太大而将这一降低趋势忽略。同时可以判断频率对摩擦磨损性能的影响主要是通过温度的间接影响产生作用。频率增高直接引起衬垫表面温度的升高,导致衬垫力学结构性能及热物性发生变化,进而影响材料的摩擦磨损性能。这种间接的影响关系也导致了衬垫摩擦特性变化的复杂性及难以预测性。
2.2 载荷对摩擦因数的影响
图3为摩擦因数随载荷的变化曲线。可以看出,摩擦因数在5~50kN载荷范围内随载荷增大呈明显的降低趋势。在5~30kN范围内摩擦因数的变化较大,30~50kN范围内摩擦因数的变化较为缓和,逐渐趋于稳定。纯PTFE的摩擦因数随着滑动速率的增大而上升,随着载荷的增大而降低,载荷达到一定值摩擦因数又突然升高。
图4为摩擦后对偶环表面的SEM图。图4(a)为在15Hz、10kN下对偶环的表面状态,可以看出表面没有明显的转移膜形成,此时摩擦因数较大(0.138)。图4(b)为15Hz、30kN下对偶环的表面状态,此时表面已形成均匀的转移膜,摩擦因数明显降低(0.05)。通过分析得出:载荷对转移膜的影响机制为载荷变化引起摩擦表面温度的变化,由此引起对偶环表面转移膜(厚度、均匀性、稳定性等)的变化。当然,载荷本身对摩擦表面的微观作用对摩擦因数也有一定的影响,目前还没有确切的研究结论。
通过频率、载荷与摩擦因数的变化规律可以得出,载荷较之频率对摩擦因数的影响更为显著。在相同载荷频率值下,衬垫的摩擦因数在低载高频的条件下比在高载低频时要大。图5为频率、载荷与摩擦因数的关系。从图5(a)可以看出,摩擦因数沿载荷方向上的变化趋势与沿着频率方向相比要大。整体趋势为摩擦因数随载荷、频率的增大而增大;其中载荷25kN、频率14Hz区域内出现凹陷面,即摩擦因数随频率增加而降低的区域。图5(b)中可以看出,摩擦因数在以频率、载荷为平面的二维坐标中,摩擦因数等值线的分布沿载荷方向的变化率明显高于频率方向,由此可以得出,摩擦因数的大小主要受载荷值影响,频率对摩擦因数的影响相对较小。
3 结论
(1)衬垫的摩擦因数随载荷增大而逐渐降低;在20~40kN下摩擦因数随频率的增大先降低,后经过一个最低点上升到稳定值。
(2)摩擦过程中形成于对偶环表面的转移膜对摩
擦因数有重要影响,摆动频率及载荷主要通过影响转移膜的状态影响摩擦因数。
载荷作用下聚酰亚胺膜的摩擦特性 篇7
1 实验部分
1.1 原料
PMDA (均苯四甲酸酐) ;PPA (对苯二胺) ;ODPA (单醚酐) ;ODA (4, 4二氨基二苯醚) 。
1.2 PAA (PA酸) 的合成
将合成反应的三颈瓶洗净后仔细吹干, 室温下加入一定量的DMF, 通高纯N2并抽真空, 按0.15mol/L的配比加入PPA (ODA) ;在磁力搅拌器上搅拌均匀后一次加入等摩尔的PMDA (ODPA) , 反应12h之后溶液黏度趋于稳定, 外观呈淡黄色 (白色) 、粘稠、油状。
1.3 PI薄膜的制备
将经过预处理的A3钢 (红外光谱用洗净的载玻片) 在合成的PAA中浸泡30min后, 为保证膜厚一定并且均匀, 以0.7mm/s的速度匀速拉出, 经高温真空干燥箱梯步升温至300℃, 保温1h后随炉冷却。
1.4 PI红外光谱的测定
采用岛津傅立叶红外光谱仪, 将反应制备的PAA均匀涂覆在洗净的载玻片上, 加热固化后水煮脱膜, 吹干备用。摩擦试验采用MM-200型摩擦磨损试验仪, V=200r/min, 大气气氛, 室温。采用JEOL型扫描电子显微镜对磨痕表面形貌的进行分析。
2 结果及分析
2.1 制备产物的表征
试验合成的均苯型和醚酐型PI的分子结构见图1。
制备的两种分子结构膜的红外光谱如图2所示, 经特征吸收峰值和文献值比较 (表1) 可以确定, 制备产物为目标产物PI。
2.2两种PI膜的机械性能
由图1中PI1的分子结构可以看出, PI1由于分子链中含有较多的芳香环而显刚性, 所以链的柔韧性较差, 并且均苯型PI的表面能低, 与金属的粘结力很小, 由于粘结力和柔韧性的相对较差使其抗冲击强度降低 (表2) 。
PI2分子中醚键相对较多, 一方面改善了链的柔韧性, 另一方面增长了两亚胺环之间的间距, 适当增大了链的旋转自由度, 当表面受到载荷作用时, 链段可以旋转而不是断裂, 所以具有较高的抗冲击强度和柔韧性。并且较大的柔性桥基使大分子链活动性增大, 聚合物表面能增加, 与被粘物接触角减小, 增大了接触面和相互作用, 从而提高了浸润性和粘附力 (表2) 。柔性链段的内增韧作用使PI2膜的内应力减小[5]。
2.3 两种膜在不同载荷下的摩擦性能
在不同的试验载荷下, 考察PI膜的摩擦特性 (图3) 。两种PI膜随载荷的增加, 摩擦系数都出现极大值后逐渐降低, 当载荷增加到130MPa时, PI1膜的摩擦系数增至0.3, 此时膜破裂失去润滑性。
机理分析:摩擦按照机械-化学作用机理, 摩擦的粘着和变形分量包括摩擦对偶的接触、变形、界面粘着点的产生及其剪断等, 可用化学作用为主机械作用为辅来概括其实质;摩擦的机械分量包括微凸体对较软偶件表面层的微犁耕和微切削, 及其与偶件表面微凸体的机械啮合等产生的阻碍相对运动的力, 以及微凸体犁耕脆性材料表面层时微裂纹的萌生和扩展, 这些都是以机械作用为主化学作用为辅。总摩擦系数f是“粘着”fa, “变形”fd和考虑到“微裂纹”后的犁耕fp这3个分量的迭加: f=fa+fp+fd[6] 。
在弹塑性接触情况下, PI膜同摩擦偶面之间的真实接触面积与载荷的关系见图4。载荷增加, 导致表面变形程度增加, PI膜同摩擦偶面之间的真实接触面积增加。变形分量fd的增加导致总体摩擦系数的增加。因此随着载荷的增加, 摩擦系数逐渐升高至极大值。载荷继续增加, 膜表面致密度和强度会增加, 致使摩擦力形变项fd的作用减小, 从而在整体上表现为摩擦系数有所降低。但是, 负荷增大到一定程度, 当PI表层形成的剪切层同PI薄膜 (图5中位置 (a) ) , 以及薄膜同基材 (位置 (b) ) 之间的结合力不足以承受较高载荷时, 薄膜即发生严重磨损。
在本试验中, 当载荷为130MPa时, PI1膜同基材之间的结合力不足以承受高载荷而发生了膜层的剥落失效 (图6 (a) ) , 摩擦系数迅速升高。PI2膜虽然磨损也很严重, 但和PI1不同的是, PI2膜是剪切层同PI2膜之间的结合力不足以承受高载荷, 而呈严重的粘着磨损形成的剥落坑 (图6 (b) ) , 此时膜和基材之间依然结合良好, 能维持润滑, 具有低摩擦系数。
[ (a) PI1膜表面形貌, 膜层剥落 (×30) ; (b) PI2膜表面形貌, 剥落坑 (×500) ]
造成这种现象的原因和PI的分子结构有关系, PI2膜在载荷的作用下摩擦时, 由于分子链段较好的柔性, 使其可以旋转而不是断裂, 因此承载能力较高, 并且较好的膜基附着力使其在高载荷下仍具有润滑性能, PI1膜分子链段显刚性, 承载能力较差, 膜基粘结不良, 在高载荷下膜层容易发生脆性剥落, 失去润滑性能。
3 结 论
试验制备的两种分子结构PI膜, 在不同的试验载荷下与A3钢对摩, 随载荷的增大, 两种膜的摩擦系数出现极大值后逐渐降低, 在高载荷下摩擦, PI1膜由于较差的膜基附着力发生了剥层失效, 而PI2膜仍保持较低的摩擦系数。
摘要：合成并在A3钢上制备两种分子结构聚酰亚胺膜, 考察两种膜的机械性能和在不同载荷下的摩擦性能。结果显示两种分子膜的机械性能具有较大的差异。随载荷的增大, 两种膜的摩擦系数出现极大值后逐渐降低, 在高载荷下摩擦, PI1膜由于较差的膜基附着力发生了剥层失效, 而PI2膜仍保持较低的摩擦系数, 这主要归因为PI分子结构的不同。
关键词：聚酰亚胺,载荷,摩擦
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