新型浸膠與熱壓工藝對紙基摩擦材料性能的影響

作者簡介：陸安安，在讀碩士研究生；研究方向：高性能濕式紙基摩擦材料。

關鍵詞：紙基摩擦材料；二次浸膠；機械性能；摩擦磨損中圖分類號：TS762 文獻標識碼：A DOI：10.11980/j.issn.0254-508X.2025.04.006

Influence of New Dipping and Hot Pressing Process on the Properties of Paper-based Friction Materials

LU Anan1ZHOU Wenling1LIAO Xiangyu2 LIN Mingcen1ZHANG Chunhui1* （1.SchoolofLightdustryandEngineeing，SouthChinaUniversityofTechnologyGuangzhouGuangdongProvince，640; 2.Zhejiang KEMA Friction Materials Co.，Ltd.，Songyang，Zhejiang Province，323400） （*E-mail：chunhui@scut.edu.cn）

Abstract：Tosolvetheprobleofresiamageinotpressngpross，tisstudyexploredanewdippingandotpressingproess，and compareditwithtesingledipingprocessandthedualdippingprocess，andanalysedtheefectsoftenewprocessonthestructure，me chanicalpropertiesndfrictionandearpropertisofpaperbasedfrctiomaterials.esultssoedthatteewprocessouldefe tivelyavoidetructioofthsinineapebasdfromateraldurgteotpresigprocssWneitialgungout was 7 . 5 % and the total gluing amount was 30 % ，the resin and pore size in the paper-based friction material were uniformly distributed.In comparisontoepbasdctiomatealdebyngledippingprocess，forapebasdfritmaterialsP-，dsad 97.6 HRR，the shear strength was increased by 78. 1 % to 4 . 0 6 M P a ，the thermo-mechanical properties were stable，and the variance of the average coefficient of dynamic friction at 2.96，4.50，and 5.60 MPa were decreased by 75. 1 % ， 7 1 . 4 % ，and 72. 7 % ，respectively，and the wear rate was reduced to ，while the friction performance remained stable at and 5 . 6 0 M P a ： Key words：paper-based friction material;dual dipping process；mechanical properties； friction and wear

紙基摩擦材料作為一種在油介質中工作的新型摩擦材料，通常由造紙成形浸漬樹脂，熱壓固化制備而成[2]。相較于發展成熟的造紙工藝，浸膠與熱壓工藝更難于調控，二者如何實現樹脂在紙基摩擦材料中的均勻分布是近年來的研究熱點[3]

浸膠工藝實際包含了浸漬樹脂和揮發溶劑2個過程，主要目的是使樹脂以溶液為介質進入到原紙中，并均勻分布在增強纖維和填料之間。整個浸漬過程是完成后續工藝（干燥、預固化、熱壓）的基礎，也是保證最終的紙基摩擦材料性能（機械性能和摩擦磨損性能）的前提。目前，關于紙基摩擦材料浸膠工藝的研究，主要集中在開放式常壓一次浸膠和真空浸膠上。二次或多次浸膠多應用于簾子線、各式層壓板和其他纖維復合材料的制備4。二次或多次浸膠是在開放式常壓一次浸膠上發展起來的，能夠保證膠液充分浸漬和均勻浸漬，從而達到甚至超過真空浸膠的質量效果4。目前，二次浸膠及其浸漬比例對紙基摩擦材料性能的影響研究在國內還屬于空白。熱壓工藝是在一定的溫度和壓力下，賦予材料一定的厚度和形狀，使材料中的樹脂在合適的空間軟化流動，并均勻地分散在增強纖維和填料中，進一步縮聚反應后樹脂變成具有網絡狀交聯結構的固化物，并將材料中的各組分互鎖為整體，賦予紙基摩擦材料整體強度的同時，改善材料的摩擦磨損性能5。如何完成樹脂固化、材料厚度控制，以及降低熱壓工藝對材料的損傷是研究人員容易忽略的問題。

在紙基摩擦材料制備過程中，經過預固化處理的浸膠紙中的樹脂容易在熱壓過程中產生裂紋，甚至被壓潰；而在樹脂未固化前直接進行熱壓處理，易導致樹脂大量軟化流動到材料表面，分布不均。若通過調整浸膠和熱壓工藝，在最大程度上保留樹脂的完整度，并優化其在材料中的分布，則可大幅提升紙基摩擦材料的機械性能和摩擦磨損性能]。

本研究采用二次浸膠與熱壓相結合的新工藝，先真空浸漬較低質量分數的樹脂膠液，在不做預固化處理下直接進行熱壓以調控材料厚度，然后進行二次浸膠以補充足夠的上膠量。同時，采用浸膠-再浸膠-熱壓的工藝制備二次浸膠樣品作為對照組，探究新工藝對紙基摩擦材料結構、力學性能、動態熱機械性能和摩擦磨損性能的影響，以解決樹脂在熱壓過程中的機械損傷問題。

1實驗

1.1實驗原料、試劑及儀器

碳纖維（大阪燃氣化學有限公司）、芳綸漿粕（日本帝人株式會社）、自制PBO漿粕；圓柱形硅藻土（東莞森大環保環境有限公司）、石墨（廣東省地質礦產公司）、自制摩擦性能調節劑；實驗室自制熱固樹脂。

CM1850-01型冷凍切片器，德國Leica；T25高速分散機，德國IKA公司；NO.2530標準纖維疏解器，日本KRK公司；圓形抄片器，自制；PLC程序控制壓片機，東莞市協朋精密儀器有限公司；DHG-9245AD型高溫烘箱，上海東麓儀器設備有限公司；CFP-1100-A孔徑儀，美國PMI公司；MHRS-150型觸摸屏數顯洛氏硬度計；上海奧龍星迪檢測設備有限公司；5565型拉伸壓縮材料試驗機，美國INSTRON公司；EVO18型掃描電子顯微鏡（SEM），德國ZEISS公司；Q800-2062型動態熱機械分析儀，德國NETZSCH公司；UMT型摩擦磨損試驗機，德國Bruker公司。

1.2紙基摩擦材料制備

1.2.1單次浸膠紙基摩擦材料的制備

按照表1配方稱取原料，采用纖維疏解器和高速分散機將增強纖維、填料和水按一定比例混合，疏解成分散均勻的漿液，采用真空抽濾成型，自然晾干后得到紙基摩擦材料原紙。配制質量分數 7 . 5 % 的樹脂溶液，將原紙浸漬于上述溶液 1 5 m i n ，然后在 下預固化 1 0 m i n 。預固化完成后使用壓片機（壓力 、時間 3 m i n ）在 下固化 3 0 m i n ，得到單次浸膠工藝的紙基摩擦材料，記為BMR-F。

1.2.2 新型浸膠與熱壓工藝紙基摩擦材料的制備

按照1.2.1方法制備紙基摩擦材料原紙，配制質量分數為 0 . 5 % 、 1 . 1 % 、 1 . 7 % 、 2 . 3 % 、 2 . 9 % 和 3 . 5 % 的樹脂溶液，浸漬上述原紙 1 5 m i n ，使上膠量呈現一定梯度。在 恒溫干燥箱揮發溶劑 4 5 m i n 后，得到不同上膠量的6種初次浸膠紙，制備流程如圖1所示。

將初次浸膠得到的6種浸膠紙置于 壓片機中熱壓（壓力 1 2 M P a 、時間 3 m i n ）。熱壓完成后再次浸漬不同質量分數的樹脂溶液，控制所有樣品的總上膠量在 3 0 . 0 % 左右。溶劑干燥后在 恒溫干燥箱中固化 4 5 m i n ，得到初次上膠量不同，總上膠量相同的6種紙基摩擦材料，分別編號為P-1、P-2、P-3、P-4、P-5和P-6，制備流程如圖2所示。

1.2.3二次浸膠工藝紙基摩擦材料的制備

圖3為二次浸膠紙基摩擦材料制備流程圖。如圖3所示，取初次上膠量 7 . 5 % 的初次浸膠紙，壓榨后浸漬質量分數 8 . 5 % 的樹脂溶液 1 5 m i n ，溶劑干燥后得到總上膠量為 3 0 . 0 % 左右的二次浸膠紙。然后在 恒溫干燥箱中預固化 1 0 m i n ，之后在 的熱壓機中熱壓（壓力 1 2 M P a 、時間 3 m i n ）。最后，將二次浸膠紙置于 $2 4 0 ＼ { ^ ＼circ } ＼mathrm { C }$ 恒溫干燥箱中干燥 3 0 m i n 得到二次浸膠紙基摩擦材料，編號為T。

1.3 性能測試

1.3.1紙基摩擦材料及其樹脂質量分布測試

將紙基摩擦材料裁切成 小片，干燥后測定質量記為 M ，測量厚度記為d。使用冷凍切片器從上述樣品中切出厚度為 0 . 1 d 的上、下表層，如圖4所示。干燥后測定上表層、中間層和下表層的質量，分別記為 ！ 和 。

上表層、中間層和下表層中的樹脂質量計算分別見式（1）＼～式（3）。

式中， 分別表示上表層、中間層和下表層中樹脂的質量， m g ： a 表示樣品上膠量， % 。

1.3.2 SEM分析

使用SEM表征樣品的微觀形貌，測試電壓為 ，測試前需將樣品進行噴金處理。

1. 3.3 表面硬度測試

參考GB/T3398.2—2008《塑料硬度測試第2部分：洛氏硬度》，試樣硬度選擇HRR標尺，在洛氏硬度計上測試試樣硬度，壓頭材質為鋼球，直徑1 2 . 7 m m ，初負荷 9 8 . 0 7 N ，主負荷 5 8 8 . 4 N 。每個樣品測試8個點，取其算術平均值作該樣品硬度值。

1.3.4 孔隙結構

將紙基摩擦材料裁切成 2 c m×2 c m 試樣，采用孔徑儀對其平均孔徑和孔徑分布進行測試。

1.3.5 剪切強度測試

采用拉伸壓縮材料試驗機對紙基摩擦材料剪切強度進行測試：使用裁紙機將材料裁切成 1 5 m m× 1 5 m m 以及 （長度 × 寬度）的試樣；將剎車片膠涂抹在已清洗干凈的鋼帶表面上，將待測試樣夾在2片鋼帶之間，在 和 0 . 5 M P a 條件下熱壓固定 ，剪切試樣搭接方式如圖5所示。黏合完成后，將試樣兩端固定在試驗機上，2個夾頭之間的距離固定為 7 5 m m ，向上以 的速度拉伸，直至試樣發生剪切斷裂。剪切強度的結果以試樣斷裂時的最大載荷與斷裂面積比來表示[1]。每個樣品測試3次，結果取平均值。剪切強度計算見式（4）。

式中， T 表示剪切強度， ； F 表示試樣斷裂時最大載荷，N； A 表示試樣斷裂面積， 。

1.3.6 動態熱機械性能測試

使用動態熱機械分析儀對紙基摩擦材料進行動態熱機械性能測試，測試形式選擇拉伸承載，其中試樣尺寸 1 0 m m×2 0 m m （長度 × 寬度），溫度范圍 5 0 ～ ，升溫速率 ，振幅 ，頻率 5 H z 。

1.3.7 孔隙率

參考GB/T13826—2008《濕式（非金屬類）摩擦材料》，將紙基摩擦材料裁切成 試樣，測量試樣厚度，計算試樣體積，記為 V 。在 恒溫干燥箱中干燥 ，用分析天平測其質量記為 （g）；將其浸沒在 的傳動油介質中 后，將油溫降至室溫，繼續保持 1 2 h ，使試樣在傳動油介質中吸附飽和的同時，消除溫度對材料體積和氣孔結構造成的差異；取出試樣，用紙小心擦去試樣表面附著的油后，測其質量記為 （g）。試樣孔隙率 （ （ % ）通過式（5）計算。

1.3.8 摩擦特性測試

使用UMT摩擦磨損試驗機的clutch模塊，在 傳動油環境下對紙基摩擦材料進行摩擦磨損性能測試，以模擬材料在SAE#2條件下的試驗結果。測試樣品由內徑 、外徑 2 8 . 8 5 m m 、厚度

0 . 5 m m 的圓環試樣和厚度 的 鋼制成的對偶摩擦盤加工貼合而成，如圖6所示。

在進行摩擦磨損實驗前，需進行預磨處理。首先在 的比壓、 1 0 0 0 r / m i n 的轉速和 $1 2 0 ＼ { ^ { ＼circ } ＼mathrm { C } }$ 的油溫條件下進行預磨合，直至試樣摩擦面和摩擦盤之間的磨合面積達到整個試樣面積的 8 0 % 。

動、靜摩擦因數測定：每種試樣在 油溫環境中，分別測定在2.96、4.50和 5 . 6 0 M P a 的加載壓力下，轉速為0.04、 0 . 0 8 、0.12、0.16、0.20、0.30、0.50、0.55、0.70、0.95、1.20、 1 . 6 5 m / s 的動、靜摩擦因數。

磨損率測定：每種試樣在 油溫環境中，在 的比壓和 1 0 0 0 r / m i n 的轉速條件下進行200次制動離合實驗。記錄下樣品的磨損深度，根據有效半徑 計算磨損體積，進而得出磨損率。磨損率計算見式（6）。

式中， K 表示磨損率， ； 表示磨損體積， ; 表示法向載荷， N ; R 表示有效半徑， m 。

2 結果與討論

2.1新型浸膠與熱壓工藝對紙基摩擦材料結構的影響

2.1.1對紙基摩擦材料的上膠量、厚度和密度的影響

表2為不同浸膠與熱壓工藝下紙基摩擦材料的上膠量、厚度和密度。由表2可知，經過熱壓后，P-3＼～P-6和BMR-F的厚度均控制在實驗預期范圍內，即 （ 0 . 5 5 ± 0.02和 ；而P-1、P-2此時的厚度分別為0.70和 ，遠大于預期。主要原因是材料中含有大量的纖維組分，使得原紙具有一定的壓縮回彈性。P-3＼～P-6和BMR-F在初次浸膠后的上膠量均 ≥ 7 . 5 % ，在熱壓過程中部分樹脂發生固化反應，大分子交聯后形成網絡狀固化物，產生一定的黏結力，能夠保證材料的尺寸穩定性。而P-1和P-2的初次上膠量過低，卸力后材料發生回彈導致厚度增加。T因為在初次浸膠后只經過冷壓處理，無法準確控制材料厚度。

與初次浸膠并熱壓后相比，P-1＼～P-6在經過二次浸膠并固化后，厚度均增加了 0 . 1 0 m m 左右。這主要是由于在二次浸膠時，部分未固化的樹脂再次溶解在溶劑中，材料內部黏結力下降，發生一定的回彈所致2。T則是在二次浸膠后經過了熱壓處理，厚度為0 . 6 5 m m ；BMR-F經過第一次熱壓后即進行固化處理，厚度為 0 . 6 5 m m 。P-3＼～P-6、T和BMR-F成品厚度基本一致，密度均在 之間，孔隙率均在5 4 . 0 %～5 5 . 0 % 之間（表3）。但P-1因為厚度較大，導致密度在所有紙基摩擦材料中最小，孔隙率最大。

2.1. 2 對樹脂在紙基摩擦材料中的分布與結合的影響

為了更直觀地了解熱壓與固化工藝對紙基摩擦材料中樹脂的影響，對未添加填料的浸膠紙進行不同條件的熱壓與固化處理，并用SEM觀察材料表面，如圖7所示。圖7（a）為浸膠紙固化前的表面，凹凸不平，存在較多大孔徑通孔和隨機分布的小孔。這些孔隙能夠及時帶走熱量而提高材料的耐熱性。雖然未經熱壓與固化處理，但表面已有些許裂紋，猜測這是因為浸膠紙中溶劑揮發完全后，形成的樹脂膜未固化且不連續，浸膠紙機械強度低，在溶劑揮發或樣品轉移過程中產生裂紋。圖7（b）為浸膠紙在高溫不加壓狀態下固化后的表面。由圖7（b）可知，由于沒有熱壓，材料表面同圖7（a）一樣非常粗糙，但因為未受到機械損傷，材料表面并未出現任何裂紋或樹脂碎塊，樹脂完整度較高。圖7（c）是浸膠紙固化后再熱壓的表面。由圖7（c）可以看到，材料表面和孔隙中散落著大量因壓縮載荷破壞產生的樹脂碎塊，同時，部分未與漿粕形成機械纏繞作用或未被樹脂良好包裹的碳纖維也發生脫落現象。這些不可逆的機械損傷必然對紙基摩擦材料的機械性能和摩擦磨損性能造成不良影響

圖7（d）為浸膠紙為未固化直接熱壓的SEM圖。由圖7（d）可知，浸膠紙表面沒有裂紋或樹脂碎片，非常干凈平整，樹脂幾乎包裹住了所有纖維，并覆蓋住了幾乎所有通孔，只存在一些無規則分布的小孔，且孔隙深度較淺。在熱壓過程中，材料受到法向載荷的作用，在垂直方向上被壓縮，各組分之間的間隙減小，結構變得致密。同時，凝膠態的樹脂在 下的流動度為 1 2 1 m m ，根據Loos和Springer提出的“波浪式”密實模式（sequentialcompaction模型）和Dave與Gutowski等提出的“漸進式”密實模式（squeezesponge模型）等關于樹脂流動度和纖維密實模擬，在熱壓過程中壓力的作用下，樹脂的流動性進一步增強，纖維之間的樹脂率先被擠壓到附近的孔隙中，最后更多的樹脂被擠壓至材料表面[13。這種方式雖然未對樹脂造成損傷，但由于大量樹脂聚集在表面，必然會導致內部各組分之間的樹脂減少，最終表現為材料表面致密性太高而內部結構疏松，不利于紙基摩擦材料在實際工況中對傳動油的吸收和排出，并使材料層間結合強度下降。因此，亟需改進熱壓固化工藝，以調控紙基摩擦材料的結構與性能]

圖8為不同浸膠與熱壓工藝下紙基摩擦材料SEM圖。由圖8可知，圖8（a）和圖8（b）所示的BMR-F和T的表面，同圖7（c一樣，在經過預固化處理并熱壓后，表面存在大量的樹脂碎塊，且BMR-F表面的樹脂呈明顯的水平連續狀分布。這進一步表明熱壓工藝確實對部分固化的樹脂造成了明顯的機械損傷，同時未完全固化的樹脂則流動到了材料表面。T在二次浸膠后，能在一定程度上減少閉孔的形成，使樹脂與孔隙的分布較BMR-F更均勻，但依舊無法避免熱壓過程產生的損傷。

相反，對于P-1＼～P-6，其表面幾乎沒有樹脂碎片，表明新工藝在很大程度上保留了樹脂的完整度，這可大幅度提高材料的抗壓性能和層間剪切強度。由圖8（c和圖8（d）可知，因為P-1和P-2的厚度和孔隙率較大、密度較小，其結構較為疏松。而圖8（e）和圖8（f）表明P-3和P-4表面孔隙分布均勻，結構較為致密。圖8（g）和圖8（h）表明P-5和P-6的表面幾乎完全被樹脂覆蓋，這是由于二者的初次上膠量過高，在熱壓過程中過多的樹脂流動到材料表面所致。

為定量描述樹脂分布情況，圖9顯示了不同工藝下紙基摩擦材料上、下表層和中間層的質量及各層中樹脂質量的分布情況。所有紙基摩擦材料的總質量均為 （ 5 0 . 0±2 . 0 ） m g ，假設材料中所有組分在垂直方向上均勻分布，則體積占比為 1 0 . 0 % 的材料上、下表層質量應為 （ 5 . 0±0 . 2 ） m g ，體積占比為 8 0 . 0 % 中間層的質量應為 （ 4 0 . 0±1 . 6 ） m g 。但由圖9（a）可知，除BMR-F和T的上、下表層和中間層的質量接近5.0和 外，P系列紙基摩擦材料隨初次上膠量的增加，上、下表層的質量增加，中間層的質量減小，分別逐漸遠離5.0和 。這是因為BMR-F和T中大部分的樹脂在熱壓之前已經固化完全，熱壓過程中樹脂流動性低，基本維持了材料固化之前的分布情況，且在垂直方向上分布較為均勻。當初次上膠量從 2 . 5 % 增至1 5 . 0 % 時，上、下表層的質量分別從5.2和 5 . 3 m g 增至7.4和 7 . 7 m g ，中間層的質量從 3 9 . 5 m g 減至 3 4 . 9 m g 。

從BMR-F和T的質量分布情況可以看出，紙基摩擦材料中的纖維和填料在上、下表層和中間層的分配相對均勻，材料表面覆蓋的樹脂確實是在熱壓過程中由材料中間層擠壓至上、下表層。由式（1）＼～式（3計算得到的材料中樹脂在上、下表層和中間層的質量分布情況，如圖9（b）所示。BMR-F和T中的樹脂在上、下表層和中間層的質量分別在1.5和 1 2 . 0 m g 左右，分布較均勻。P系列紙基摩擦材料的初次上膠量從 2 . 5 % 增加至 1 5 . 0 % ，上、下表層樹脂質量分別從1.7和 1 . 8 m g 增加約 1 3 0 % 至3.9和 4 . 2 m g ，中間層的樹脂質量從1 1 . 5 m g 減少 4 0 % 至 6 . 9 m g 。中間層樹脂含量的大幅度減少可能會嚴重影響到材料內部的層間結合強度。另外，由圖9（b）中數據可知，材料的上、下表層質量相近，上、下表層中的樹脂質量也相近，但下表層均略高于上表層，原因可能是原紙在抄造過程中形成的兩面差造成的[14]

2.1.3 對紙基摩擦材料孔隙率、平均孔徑和孔徑分布的影響

表3和圖10為不同浸膠與熱壓工藝紙基摩擦材料的孔隙率、平均孔徑和孔徑分布。由表3和圖10可知，細小纖維和填料使得所有材料的孔徑均小于1 2 . 0 μ m ，且大部分集中在 4 . 0 μ m 以內。與單次浸膠的BMR-F相比，T在初次浸膠后經過壓輥壓榨，在排出材料內部殘留空氣的同時，壓縮了部分大孔隙，因此經過二次浸膠的T在 以內的小孔隙和超過1 0 . 0 μ m 的超大孔隙的占比均略有減少，T的平均孔徑為 1 . 8 7 μ m ，較BMR-F減小 0 . 0 2 μ m 。

P-1和P-2的孔徑峰值在 0 . 2～2 . 0 μ m ，較BMR-F和T分布更廣且峰值更低，平均孔徑均達 2 . 1 μ m 以上。這主要是由于P-1和P-2厚度較大，孔隙率更高

表3不同工藝下紙基摩擦材料的孔隙率和平均孔徑

所致。P-3的孔徑分布呈現出隨孔徑增大，占比穩定減小的規律，且最大孔徑不超過 9 . 0 μ m ，平均孔徑為 1 . 8 4 μ m ，孔隙結構相對適中、孔徑分布均勻。隨著初次上膠量繼續增多，P-4＼～P-6的小孔徑孔隙占比逐漸減少，大孔徑孔隙占比逐漸增多。這可能是由于隨著初次上膠量的增加，在熱壓時更多的膠液流動到材料表面，造成第二次浸膠時，沒有足夠的膠液進入到材料內部，致使材料內部殘留大量孔隙所造成的膠液分布不均導致]。尤其是P-6，孔徑范圍在 4 . 0～8 . 0 μ m 的大孔隙占比達到 5 4 . 3 % ，可見其內部結構非常疏松。

2.2新型浸膠與熱壓工藝對紙基摩擦材料硬度和剪切強度的影響

圖11為不同浸膠與熱壓工藝下紙基摩擦材料的硬度和剪切強度。由圖11可知，經過二次浸膠的T硬度稍大于BMR-F，為 。這是由于T經過二次浸膠后，膠液在材料中分布更為均勻，平均孔徑更小，結構更加致密所致。對于P系列紙基摩擦材料，隨著初次上膠量增加，硬度逐漸增加。P-1和P-2由于厚度gt;BMR-F，結構相對疏松，故硬度較小，分別為92.2和94.1HRR。在厚度基本相同的情況下，P-3＼～P-6在熱壓過程中很好地保留了樹脂的完整度，硬度均高于BMR-F和T。隨著初始上膠量的增加，更多樹脂流動到材料表面，形成一層致密的樹脂膜，增加了材料表面的受力點，使得材料能夠承載更大的負荷，表現出更大的硬度值。其中P-3的硬度值為97.6HRR，相對適中。但紙基摩擦材料P-4＼～P-6的硬度值均超過了100HRR，其中P-6的硬度值甚至達到了107.1HRR，此時過大的硬度容易對對偶鋼片產生損壞[7]

由圖11可知，T的層間剪切強度為 2 . 4 3 M P a ，略高于BMR-F的 2 . 2 8 M P a 。對于采用新型浸膠與熱壓工藝的P系列紙基摩擦材料，剪切強度隨初次上膠量的增加先提高后降低。其中，P-1和P-2剪切強度略低于BMR-F和T，分別為1.96和 2 . 1 1 M P a ；P-5和P-6的剪切強度與BMR-F和T相近，分別為2.49和 ；但P-3和P-4的剪切強度相對于BMR-F的提升幅度分別為 7 8 . 1 % 、 5 2 . 2 % ，達到了4.06和3 . 4 7 M P a ，遠高于其他材料，表明合適的浸膠與熱壓工藝能夠顯著提高紙基摩擦材料的層間結合強度。

SEM圖。由圖12可知，發生剪切破壞時沒有發生纖維斷裂，主要是纖維之間的分離、樹脂的斷裂及纖維與樹脂之間的剝離，同時伴有填料的脫落，表明剪切作用因纖維與樹脂間弱的界面結合強度不能有效地在纖維上傳遞[8]。與BMR-F相比，經過二次浸膠的T，其中的樹脂在材料中的分布有所改善，但依舊散落有大量樹脂碎片和拔出的纖維。這些碎片一方面來自熱壓過程中的機械損傷，另一方面則來源于剪切破壞。在圖12（c）和圖12（d）中，紙基摩擦材料剪切面除樹脂碎片和大量被拔出的粗纖維和細小纖維外，還存在分層現象，這是P-1和P-2厚度大、結構疏松導致的。P-5和P-6的剪切面呈現出與P-1和P-2類似的現象，但這是過多的樹脂聚集在材料表面，材料內部缺少黏結力造成的。相比之下，圖12（e）和圖12（f）所示P-3和P-4的斷裂面要干凈均勻很多，內部結構致密，界面附著力更強，可以更有效地傳遞載荷，產生更高的抗剪切強度[8]。

2.3新型浸膠與熱壓工藝對紙基摩擦材料動態熱機械性能的影響

動態熱機械分析（DMA）是在程序控制溫度下，測量物質在振蕩負荷下的動態模量或阻尼隨溫度、頻率變化的一種技術。材料中的纖維與樹脂是高聚物，DMA是研究其黏彈性的重要手段20]。圖13給出了不同浸膠與熱壓工藝下紙基摩擦材料的DMA曲線。由圖13可知，在所有紙基摩擦材料中，P-3＼～P-6的初始儲能模量最高，均在 3 0 0 0～3 2 0 0 M P a 之間，進一步反映出其在最大程度上保留了樹脂與纖維的結合程度以及樹脂本身的完整度。與P-3、P-4相比，P-5和P-6儲能模量的下降趨勢更快，這是由于二者的樹脂分布不均導致層間結合較差。此外，P-1和P-2密度較小，結構疏松，儲能模量較低，在 2 6 0 0 M P a 附近，表明二者的層間結合較差。雖然T中的樹脂分布在經過二次浸膠后得到了一定程度的改善，儲能模量稍高于BMR-F，但由于二者在熱壓過程中均受到不可逆的機械損傷，導致二者的儲能模量均低于P系列紙基摩擦材料。

由圖13（b）和圖13（c）可知，P-3＼～P-6和BMR-F的損耗因子峰較小，均在0.05附近，但從對應的峰值溫度來看，P-3＼～P-6可達 ，比BMR-F高出了 。其中P-3、P-4的樹脂分布均勻且完整，層間結合良好，所以在持續高溫和高頻載荷下的力學消耗較小，能夠保持良好的機械性能。而P-5和P-6具有較低的損耗因子峰的原因可能是二者具有足夠高的表面強度[20]。相反，P-1和P-2結構疏松、T和BMR-F有基體損傷，均更容易耗散能量，表現出更高的損耗因子或較低的峰值溫度。

2.4新型浸膠與熱壓工藝對紙基摩擦材料摩擦磨損性能的影響

圖14和表4是不同浸膠與熱壓工藝下紙基摩擦材料在不同比壓下的速差摩擦實驗結果。由圖14及表4可知，在相同比壓下，轉速較低時，隨轉速增加，油

表4不同比壓下的平均動摩擦因數及其方差

膜因離心力的作用逐漸變薄，動摩擦因數升高。當轉速 gt;0 . 2 m / s 后，隨轉速增加，產生更多的摩擦熱；整個過程為制動動能與熱能的轉化過程，隨制動速度增加，產生的熱量增多，油膜的黏度變小，且由傳動油主導的帶排轉矩減小，動摩擦因數下降[18]。在相同轉速下，隨比壓增加，材料被壓縮，傳動油被擠壓至材料表面，導致油膜厚度變大，動摩擦因數下降2。且比壓增大，高壓下的剪切及擠壓力會導致摩擦副表面在摩擦過程中形成的摩擦膜破裂，摩擦膜持續處于形成、破壞、再形成的過程導致摩擦系數降低[22]

T在2.96、4.50和 5 . 6 0 M P a 下的平均動摩擦因數分別為0.133、0.128和0.122，對應的方差分別為 、 、 ，與BMR-F相比，動摩擦因數曲線更為平穩，表明二次浸膠在改善樹脂分布后，能夠起到調節摩擦穩定性的作用。對于P系列紙基摩擦材料，可以很明顯看到P-1和P-2在3個比壓下的動摩擦因數曲線波動不平，隨比壓從 2 . 9 6 M P a 增大至 5 . 6 0 M P a ，平均動摩擦因數分別下降0.015和0.014，在所有紙基摩擦材料中下降幅度最大，摩擦穩定性最差。這是因為P-1和P-2表面相對粗糙、微凸體數量多，同時層間結合強度低、結構疏松，壓縮回彈性能差，在增大比壓后結構被壓潰[]。

相反，P-5和P-6的表面被大量樹脂覆蓋，光滑平整，相比BMR-F，在 2 . 9 6 M P a 下的平均動摩擦因數分別下降了0.004和0.005。但由于P-5和P-6內部樹脂含量低，層間結合差，比壓達到 4 . 5 0 M P a 時，平均動摩擦因數與BMR-F相近，當比壓進一步增加至 5 . 6 0 M P a 后，在高轉速下，動摩擦因數迅速下降。相對而言，P-3和P-4的動摩擦曲線更加平穩，在 下的平均動摩擦因數分別為0.122和0.121，

P-3的平均動摩擦因數方差則只有 ，在所有紙基摩擦材料中最小。同時，P-3在2.96、4.50、 5 . 6 0 M P a 下的平均動摩擦因數方差均在 以內，相對于BMR-F分別有 7 5 . 0 % 、 7 1 . 4 % 和 7 2 . 7 % 的降低。

圖15為不同工藝下紙基摩擦材料的靜摩擦因數測試結果。由圖15可知，P-3因為具有穩定的內部結構和機械強度而隨比壓的增大，靜摩擦因數下降趨勢最小。此外，P-3在2.96、4.50和 5 . 6 0 M P a 的靜摩擦因數分別為0.161、0.159、0.157，均大于對應比壓下的平均動摩擦因數0.133、0.129、0.122，其余材料也有相同的結果。

圖16和圖17為不同工藝下紙基摩擦材料磨損測試結果。從圖16可以看出，BMR-F和T磨損表面有大量拋光纖維（圓圈1）、拋光樹脂（圓圈2）、斷裂纖維（圓圈3）、拉出纖維（圓圈4）和磨損碎屑（圓圈5），這是由于BMR-F和T中各組分之間的結合在熱壓過程受到的不可逆的損傷所導致。在改善樹脂分布后，T的耐磨性相較BMR-F有所提高，但磨損率依舊較大，達到了 。上述現象在P-1和P-2的磨損表面呈現的更加明顯，甚至有大量空腔的出現，磨損率更是分別達到了 和 ，在所有紙基摩擦材料中最大。原因是P-1和P-2的結構疏松，層間結合差，在反復制動下機械強度迅速下降的同時，壓縮載荷引發的永久變形也較大，因此以厚度損失計算得到的磨損率較高。且P-1和P-2的孔隙率較大，在對偶鋼片的反復磨削下，孔隙附近易產生裂紋，進而加速樹脂、金屬顆粒與纖維的界面分離，導致樹脂、金屬顆粒脫落，在表面形成磨粒，磨削摩擦表面，使磨損程度進一步加劇[23-24]。

相反，P-3的摩擦表面沒有明顯的破損，基體的完整度較高，具有最低的磨損率（ 。相比P-3，P-4的磨損率有所增加，但依舊低于其他材料。P-5和P-6的磨損率與BMR-F和T相近，分別為 和 ，從磨損表面看，隨著P-5和P-6表面樹脂含量的明顯增加，具有良好耐磨性的纖維和填料被包覆在基體內部，無法得到充分發揮，大部分基體表面被拋光磨平，同時P-6表面出現了明顯的犁痕，最終表現出較大的磨損[10]

3結論

本研究采用新型浸膠與熱壓工藝制備了6種初次上膠量不同、總上膠量相同的紙基摩擦材料，與單次浸膠工藝和二次浸膠工藝進行對照，考察了新工藝對紙基摩擦材料結構、硬度、剪切強度、動態熱機械性能和摩擦磨損性能的影響。

3.1經過固化后再熱壓，會對材料中的樹脂造成不可逆的機械損傷。與單次浸膠相比，二次浸膠能在一定程度上改善樹脂在紙基摩擦材料中的分布，改善孔徑分布，提高層間結合強度，進而提高機械性能和摩擦磨損性能。

3.2初次浸膠后進行熱壓來調控材料厚度，之后再進行二次浸膠，可以有效避免熱壓過程對材料中樹脂的破壞，能較好地保留樹脂本身的完整度及其與其他組分的結合。當初次上膠量過低（ ? 5 . 0 % ）時，無法準確控制材料厚度；當初次上膠量過高（ ≥ 1 2 . 5 % ）時，使得材料表面覆蓋過多樹脂，影響整體性能。當初始上膠量為 7 . 5 % 時，樹脂和孔徑分布相對均勻，結構致密。在新型浸膠與熱壓工藝下，當有足夠的初始上膠量來調控材料厚度時，初始上膠量越低，材料的機械性能和摩擦磨損性能越好。紙基摩擦材料P-3硬度值為97.6HRR，剪切強度為 4 . 0 6 M P a ，動態熱機械性能穩定，在2.96、4.50和 5 . 6 0 M P a 下的平均動摩擦因數分別為0.133、0.129、0.122，磨損率為 2

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（責任編輯：宋佳翼）