液壓泵滑靴雙金屬擴散焊性能穩定性驗證研究

張 峰， 劉 姿, 管博文

(國營蕪湖機械廠， 安徽 蕪湖 241007)

引言

雙金屬擴散焊接技術已廣泛應用于液壓泵的生產制造，如液壓泵滑靴頭采用錫青銅和結構鋼的擴散焊工藝，提高了原合金銅材質滑靴整體強度，避免易被拉脫問題，既滿足摩擦副的匹配要求，又提高了滑靴的疲勞強度。表面銅層保證使用過程中的減磨特性，基體鋼材增加零件強度、韌性等力學性能，大大提高液壓泵的潤滑性能和使用壽命[1-3]。

液壓泵工作過程，柱塞通過旋轉和軸向運動在轉子內吸油和排油，而柱塞頭部的滑靴起支撐和減磨作用。液壓油被封存在滑靴封油槽內，使滑靴與斜盤之間形成一層油膜，減少摩擦副間摩擦損失，提高機械效率。液壓泵高速運轉過程中，若滑靴擴散焊銅層掉塊、剝落，會快速破壞滑靴與斜盤間油膜的穩定，使液壓泵摩擦迅速升溫失效[4]。實際某型液壓泵已發生多起滑靴剝落、掉塊引起的磨損故障，該批次液壓泵已全面停用，造成重大的經濟損失，對該批次液壓泵的使用可靠性進行評估具有重要意義。

目前，對于滑靴擴散焊的使用可靠性內容研究較少，主要是對擴散焊的生產工藝控制、掃描成像方法、受力與減磨措施等方面的研究[5-7]。本研究通過分析滑靴擴散焊銅層剝落機理，確定擴散焊界面缺陷的影響，并對停用批次液壓泵滑靴進行了內部缺陷檢測方式的對比驗證，制定滑靴工業CT檢測的要求，篩選出內部缺陷最大的樣本泵進行耐久試驗。通過檢驗含有最大缺陷液壓泵的使用可靠性，給出該批次其他液壓泵的使用判據，該方法從工程應用上給出了一種從擴散焊性能方面驗證液壓泵使用可靠性的方法，加深了對液壓泵制造過程的理解，為液壓泵工程應用研究提供部分參考。

1 液壓泵滑靴擴散焊層剝落機理

1.1 滑靴擴散焊層剝落的微觀形貌分析

圖1為某失效滑靴銅層剝落情況，剝落主要集中在密封帶一側，剝落區域有平行的溝槽特征。圖2為剝落區域微觀形貌，可以看到剝落表面光滑，無明顯的斷裂特征和剪切摩擦特征。圖3為滑靴軸向切割剖面，放大發現合金銅層邊緣有裂紋向界面延伸，材料從中心向邊緣擠壓，剝落區域基本在基體與銅層焊接交界處。

圖1 柱塞擴散焊層剝落情況

圖2 滑靴剝落區域表面

圖3 滑靴軸向剖面

1.2 滑靴擴散焊層剝落的金相分析

滑靴裂紋斷面如圖4所示，成片剝落區域銅層大部分沿基體界面處斷裂分離，說明剝落接近基體；銅層與基體界面的灰色相為基體向銅層擴散過渡區；界面有大量線狀裂紋分布，分布區域與脫落部位基本一致?；嗝嫖⒂^檢查顯示，裂紋斷面平整，滑靴裂紋擴展深度均勻，滑靴斷面有明顯摩擦痕跡，有可見疲勞特征。

圖4 滑靴裂紋斷面

1.3 滑靴擴散焊層剝落的機理分析

滑靴銅層在擴散焊界面處大面積剝落，且有規則的平行溝槽特征；滑靴實際工作過程摩擦剪切應力較?。汇~層沿基體界面剝落，說明滑靴擴散焊接合面處結合力較弱；微觀檢查滑靴銅層剝落區域截面擴散焊層有大量線狀缺陷，表明擴散焊處有較多缺陷或孔隙；結合滑靴工作受力情況，說明擴散焊銅層結合強度較低，易發生疲勞剝落，即擴散焊界面大量線狀裂紋或孔隙缺陷影響擴散焊的結合力，導致銅層剝落。這與文獻[8]滑靴擴散焊層氣孔、夾渣、縮松等缺陷會惡化結合面的性能，使液壓泵使用過程中出現故障的結論一致。

2 液壓泵滑靴擴散焊缺陷的檢測及樣本選擇

2.1 滑靴擴散焊內部缺陷檢測方法

擴散焊層厚度較小，界面上含有大量形狀不一的小孔隙，由于缺陷尺寸大于擴散焊厚度，擴散焊界面位置缺陷可看成氣孔、未焊接，故需要驗證其可靠性。為有效檢測出擴散焊層孔隙大小、位置，對金屬內部缺陷無損檢測方法進行對比，如X射線、超聲波、工業CT掃描[9-11]。圖5為超聲波掃描與工業CT掃描內部缺陷效果對比。對比顯示，工業CT掃描以二維斷層圖像或三維立體圖像形式呈現，清晰、準確、直觀展示被測物體的內部結構、組成、材質及缺陷狀況。經過綜合分析對比，選用工業CT掃描可滿足檢測需求。

圖5 超聲波與工業CT掃描滑靴缺陷對比

2.2 關于滑靴工業CT檢測要求

工業CT可以檢測到滑靴內部缺陷的位置、大小、分布情況并三維可視化呈現。掃描時需要對性能影響較小的孔隙進行篩選以提高掃描效率，在制定滑靴工業CT檢測要求時，參考了液壓泵設計制造過程關于擴散焊零件表面質量判斷標準以及文獻[12-13]相關內容，結合產品材質、形狀、大小和工業CT設備檢測精度要求，忽略等效直徑0.15 mm以下的孔隙，掃描時選取尺寸大于0.15 mm以上的缺陷，并將缺陷等效直徑大于1.0 mm定義為超標缺陷。工業CT實驗方法依據GB/T 29070—2012，基于23 μm掃描分辨率檢測滑靴內部缺陷，關于孔隙的檢測要求如下：

(1) 掃描統計等效直徑大于0.15 mm所有孔隙；

(2) 若內部缺陷最大尺寸小于1.0 mm，標記最大尺寸及尺寸相近孔隙的大小、位置；

(3) 若內部缺陷最大尺寸大于1.0 mm，標記所有尺寸大于1.0 mm和相近的孔隙大小、位置，標記長度大于1 mm的裂縫或裂紋的長度和位置。

2.3 柱塞滑靴工業CT檢測結果及樣本選擇

對某批次20臺液壓泵180件柱塞滑靴進行工業CT檢測，利用CT設備自帶的VG軟件進行CT掃描數據分析，統計滑靴擴散焊層及附近較大缺陷總面積如表1所示，大缺陷形狀、位置如圖6所示。

表1 柱塞大孔隙統計結果

圖6 柱塞內部大缺陷

由表1和圖6可知，編號104-9柱塞滑靴擴散焊界面孔隙面積最大，且孔隙多集中在邊緣一側，有成片大面積孔隙存在(相當于未焊合區域)，與圖1故障滑靴相似。其他滑靴擴散焊界面處雖有大孔隙，但多數呈離散狀分布，接合面焊接孔隙情況質量比104-9柱塞相對較好，選擇104-9柱塞對應的液壓泵為最大缺陷樣本，進行仿真分析，壽命試驗驗證。

3 柱塞擴散焊性能仿真驗證

3.1 有限元模型

如圖6所示，柱塞104-9內部缺陷面積最大，且集中在一側，孔隙靠近邊緣越大，靠近圓心孔越小，在滑靴圓面上放射狀。為最大程度模擬孔隙缺陷對滑靴整體影響，可將104-9柱塞內部缺陷集合到一處孔隙，主體位置與柱塞104-9一致，則最終缺陷如扇形。根據文獻[14]，雙金屬擴散焊滲透厚度在0.1 mm左右。滑靴預制缺陷建模時，可預制一個面積為23.3 mm2，主體位置與104-9相近的扇形，以結合面為基準，向銅層挖出0.1 mm的缺陷，模型如圖7所示。

圖7 預制滑靴缺陷模型

3.2 材料特性及載荷計算

滑靴銅層為ZQSn10-2-3，基體鋼材為12Cr2Ni4A，根據航空材料手冊其材料屬性如表2所示。根據文獻[14]和QJ 3251—2005《銅及銅合金與鋼真空擴散焊技術要求》，擴散焊結合面斷裂參數如表3所示，其中ρ為密度，E為彈性模量，v為泊松比，σb為抗拉強度，ε為應變系數。

表2 滑靴材料屬性表

表3 擴散焊結合面斷裂參數

圖8a為滑靴運動過程的受力邊界，根據液壓泵產品技術規范和斜盤式柱塞泵相關設計與計算公式，結合液壓泵尺寸參數，滑靴的載荷計算如表4所示，其中FDP為軸向柱塞作用力，FDP,X為相切與斜盤方向作用力，FDP,Y垂直于斜盤方向作用力，Fap為軸向柱塞直線運動慣性力，FHD為單個柱塞回程盤彈簧壓緊力，MSX為慣性力矩，MTS為摩擦力矩，pS為泵工作壓力，圖8b為滑靴網格劃分情況。

圖8 滑靴受力與網格劃分

表4 載荷計算結果

3.3 仿真分析

擴散焊界面處缺陷可靠性驗證可依據工作工況下對含有缺陷的柱塞滑靴靜應力分析來確定。由于滑靴銅層與基體鋼材的化學成分和力學性能存在明顯差異，擴散焊結合界面應是整體受力薄弱區域。仿真采用內聚力單元模擬擴散焊冶金結合層，損傷演化判據選擇二次張拉準則；預制滑靴擴散焊界面缺陷采用生死單元技術，缺陷厚度指派為0.01 mm。如圖9所示，預制缺陷位于滑靴界面左下角，圍成缺陷的徑向邊界分辨標記為徑向路徑1和2；圍成缺陷的周向邊界分辨標記為周向路徑1和2；圖中白色水平直線表示周向轉動角度的起始位置，以上路徑主要用于有限元結果后處理的數據提取。

圖9 包含預制缺陷的滑靴界面

圖10為滑靴擴散焊界面Mises應力分布云圖，缺陷邊界位置出現明顯應力集中，應力最大值約為143 MPa。界面缺陷位置周圍應力梯度等高線分布較為密集，2條徑向路徑周圍應力呈對稱分布，越靠近圓心處應力集中程度越嚴重。圖11為滑靴擴散焊界面主應力流動方向，界面缺陷位置類似低洼地勢，各向主應力從四周向缺陷位置流動，越靠近圓心流動速度越快，與圖10應力集中和應力梯度等高線分布密度現象對應。

圖10 擴散焊界面應力場分布云圖

圖11 擴散焊界面主應力流動方向

對于滑靴擴散焊界面的徑向路徑1和2以及周向路徑1和2，繪制沿路徑歸一化長度的應力數據曲線，框線表示界面缺陷位置，如圖12所示，橫坐標R表示從圓心沿徑向路徑向缺陷邊界的程度，徑向路徑1和2的應力數值整體較為接近，曲線在框線前存在輕微波動，應力數值在20～30 MPa；在框線內上升達到峰值115.7 MPa，路徑2的應力峰值略微大于路徑1。

圖12 缺陷邊界徑向路徑Mises應力數值

如圖13所示，橫坐標φ表示從起始位置沿周向路徑一周的程度，周向路徑1靠近圓心，其應力數值整體大于路徑2；在框線之前，路徑1的應力數值在23 MPa左右，路徑2的應力數值在2 MPa左右；在框線內，路徑2比路徑1提前到達峰值，路徑2峰值約為83.1 MPa，路徑1峰值約為135.1 MPa，二者存在明顯的相位差；框線之后，路徑2應力數值逐漸上升至20 MPa 左右。圖13表明，缺陷越靠近圓心，邊界臺階位置的應力集中現象越明顯，由于受到切向力和傾覆力矩的作用，缺陷位置的應力分布存在一定程度的順時針偏置情況。

圖13 缺陷邊界周向路徑Mises應力數值

3.4 損傷判據分析結果

圖14是滑靴界面內聚力單元的二次損傷判據數值Qua分布云圖，界面損傷程度分布云圖(包括等高線圖)與應力分布云圖具有良好一致性，同樣界面缺陷邊界的臺階位置(包括2條徑向邊界和2條周向邊界)損傷程度最為嚴重，損傷判據最大數值為0.046，約為5%，表明靜載條件下滑靴界面產生的損傷有限，不會造成材料性能的大幅度退化，從而形成宏觀損傷或者裂紋。

圖14 滑靴界面損傷判據數值分布云圖

同理，繪制沿路徑歸一化長度的二次損傷判據數值Qua曲線，如圖15所示，徑向路徑1和2損傷數值整體較為接近，在缺陷位置之前數值基本為0；到達缺陷位置時，框線內2條曲線同時上升達到峰值0.0275，并且路徑2的損傷數值峰值略微大于路徑1。由圖16可知，框線之前，2條路徑的損傷數值都維持在0左右；框線內，路徑1的曲線峰值(約為0.0463)明顯大于路徑2(約為0.0295)，路徑2在路徑1前，二者存在明顯的相位差。

圖15 擴散焊結合層Mises應力分布

圖16 擴散焊結合層損傷判據分布

綜上可以確定，滑靴擴散焊界面的損傷程度與應力之間存在緊密聯系，云圖分布和數值曲線都具有很好的一致性。因此在靜載條件下，認為滑靴擴散焊界面的應力大小是造成擴散焊材料損傷主要原因。結合仿真結果可知，損傷退化遠小于抗拉和抗剪強度，能夠滿足使用強度要求。

4 試驗驗證

4.1 驗證方法

仿真分析了樣本滑靴擴散焊界面缺陷處的應力分布和損傷判據，確定樣本滑靴性能穩定，滿足液壓泵運轉條件強度要求，可以將試驗泵進行裝配試驗驗證。液壓泵恢復裝配后，試驗驗證方法需要嚴格按照產品鑒定檢驗要求進行，但需要對恢復裝配的樣本泵進行常規性能檢驗、工作性能及耐久試驗可靠性的驗證。耐久試驗具體試驗狀態和試驗要求參照產品制造技術相關規范，根據產品階段1100 h壽命計算，耐久試驗需要試驗驗證220 h。

4.2 耐久性試驗

樣本泵常規性能試驗合格后，按照規定耐久試驗載荷譜開展耐久試驗，按照表5每隔20 h記錄供油量Qs和回油量Qr。液壓泵的供油量反映產品性能；回油量體現摩擦副的微觀磨損，磨損量大導致回油量增大。如圖17所示，在出口壓力穩定為27.1 MPa時，液壓泵經過1100 h翻修期，供油量趨于穩定；回油量在20～40 h耐久試驗(相當于正常100～200 h工作時間)間有一個明顯上升趨勢，表明液壓泵在該階段為正常磨合階段，各摩擦副通過磨合磨損掉表面不平或者微觀凸起，說明液壓泵正常磨合期在200 h左右。在40～100 h耐久試驗中(相當于正常200～500 h工作時間)，回油量緩慢上升，趨于穩定狀態，說明該階段液壓泵渡過磨合期，各摩擦副配合在最佳狀態。在100～220 h耐久試驗(相當于正常500～1100 h工作時間)，液壓泵回油量逐漸上升，說明液壓泵隨著使用壽命增加，各摩擦副開始消耗性磨損。

表5 液壓泵的性能參數

圖17 27.1 MPa時供油量和回油量的變化圖

如圖18所示，在出口壓力為30.0 MPa，供油量為0 L/min時，回油量在20～40 h耐久試驗間也有明顯上升趨勢，回油量在40～100 h耐久試驗間緩慢上升，在100～220 h耐久試驗間明顯上升，整體趨勢與圖17相似。

圖18 30.0 MPa零流量時回油量變化圖

耐久試驗結束后再次進行常規性能試驗檢驗，各項性能符合要求；將試驗泵進行分解檢查，滑靴及其他主要摩擦副表面質量完好；滑靴再次進行工業CT檢測，驗證試驗前后變化，如圖19所示，最大缺陷滑靴幾乎無變化。結果表明，試驗泵通過220 h耐久性試驗，試驗前后滑靴內部最大缺陷沒有擴展和變化，該泵整體性能穩定，使用可靠，進一步說明104-9柱塞滑靴的大缺陷不影響液壓泵的使用；同理，說明該批次液壓泵擴散焊性能穩定，不會因為內部缺陷使擴散焊層脫落，引起液壓泵磨損。

圖19 樣本滑靴試驗前后檢測結果

5 結論

為研究液壓泵滑靴雙金屬擴散焊性能穩定性，通過滑靴擴散焊層剝落機理分析，滑靴擴散焊層缺陷的檢測及樣本的選擇研究，進行柱塞滑靴擴散焊性能仿真驗證分析和試驗驗證，得出以下結論：

(1) 擴散焊界面的孔隙缺陷是造成柱塞滑靴擴散焊使用過程掉塊、剝落的主要原因；

(2) 確定工業CT可有效檢測出滑靴擴散焊孔隙的大小、位置分布，制定了滑靴擴散焊的檢測要求，通過工業CT檢測篩選確定了最大缺陷樣本；

(3) 仿真分析了樣本滑靴擴散焊界面缺陷處的應力分布和損傷判據，確定樣本滑靴性能穩定，滿足液壓泵運轉條件強度要求；

(4) 結合仿真確定的可靠性，試驗泵經220 h耐久試驗運行良好，性能穩定，分解后檢測樣本滑靴擴散焊界面缺陷試驗前后穩定無變化；

(5) 經過綜合分析與判定得到，該批次液壓泵穩定可靠，擴散焊孔隙對液壓泵使用性能無影響，可以繼續使用。