馬文林，未亮亮

微織構(gòu)對(duì)銅基自潤(rùn)滑復(fù)合材料摩擦磨損性能的影響

馬文林，未亮亮

（蘭州交通大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，蘭州 730070）

針對(duì)活塞環(huán)在高溫高壓、循環(huán)往復(fù)的慣性力等工況下與氣缸極易磨損的問(wèn)題，以栓盤模型為試驗(yàn)對(duì)象，研究圓形微織構(gòu)對(duì)銅基自潤(rùn)滑復(fù)合材料的摩擦磨損性能，以期提高兩者的耐磨損性能。明確微織構(gòu)在不同工況下與復(fù)合材料摩擦磨損行為之間的聯(lián)系，建立表面微織構(gòu)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。采用CT-MF20型光纖雕刻激光打標(biāo)機(jī)在45#鋼表面加工制備出直徑為0.2 mm的圓形微織構(gòu)，并通過(guò)栓-盤形式在HT-1000型摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上對(duì)圓形織構(gòu)化45#鋼進(jìn)行摩擦性能試驗(yàn)，考察圓形微織構(gòu)在不同載荷（2、10、20 N）及不同滑動(dòng)距離（1.88 m和18.84 m）下的摩擦磨損情況，而且借助掃描電子顯微鏡（SEM）分析摩擦表面的顯微結(jié)構(gòu)和形貌，通過(guò)能譜儀（EDS）結(jié)果分析摩擦表面元素積累情況。此外，為了與之形成對(duì)比每組均設(shè)有無(wú)織構(gòu)的45#鋼試驗(yàn)。在摩擦試驗(yàn)中，載荷為20 N、滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)圓形織構(gòu)的摩擦磨損性能最優(yōu)，平均摩擦因數(shù)降幅隨著滑動(dòng)距離的增加從11%增加到23.5%，同時(shí)栓和盤表面形貌磨損也明顯比其他條件的試件要小。在EDS結(jié)果中發(fā)現(xiàn)圓形織構(gòu)表面的氧元素更多，集中分布在織構(gòu)里。當(dāng)載荷為20 N、滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)，圓形織構(gòu)的減摩效果最好，摩擦因數(shù)穩(wěn)定，栓盤磨損表面變得光滑，這歸因于圓形織構(gòu)盤表面棘輪效應(yīng)明顯，并形成連續(xù)穩(wěn)定的轉(zhuǎn)移潤(rùn)滑膜，從而減小磨損。

圓形；微織構(gòu)；自潤(rùn)滑復(fù)合材料；摩擦磨損；摩擦因數(shù)；轉(zhuǎn)移潤(rùn)滑

活塞環(huán)是在高強(qiáng)度的氣體壓力、循環(huán)往復(fù)的慣性力以及橫向振動(dòng)沖擊的環(huán)境下工作，條件極其惡劣，其運(yùn)動(dòng)狀態(tài)也十分復(fù)雜，導(dǎo)致活塞環(huán)與氣缸之間的潤(rùn)滑條件極差，過(guò)度磨損導(dǎo)致其使用壽命大大縮短。因此，對(duì)于改善活塞環(huán)與氣缸之間的摩擦特性有極其重要的意義[1]。復(fù)合材料的自潤(rùn)滑性因其在摩擦表面形成兼具承載和消耗界面剪切作用的固體潤(rùn)滑膜，具有改善潤(rùn)滑效果、降低磨損等優(yōu)點(diǎn)，在摩擦學(xué)中依然是被廣泛關(guān)注的熱點(diǎn)[2-5]。

Rohatgi等[6]提出石墨等固體潤(rùn)滑顆粒主要是由于金屬基體受壓變形后被擠壓至表面，隨后在摩擦界面上被剪切并涂抹、黏附在偶件表面形成轉(zhuǎn)移膜。后期形成較為連續(xù)的轉(zhuǎn)移膜后，就得到穩(wěn)定的摩擦因數(shù)和磨損率。李佳佳等[7]研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)球磨時(shí)間為30 h時(shí)，WS2/Cu復(fù)合材料的力學(xué)性能良好，平均摩擦因數(shù)維持在較低水平，且磨損率最低。Huang等[8]發(fā)現(xiàn)石墨顆粒尺寸縮小至納米級(jí)后具有更好的摩擦學(xué)表現(xiàn)，他們認(rèn)為粗糙表面使其更容易填充至微凸體之間從而形成連續(xù)轉(zhuǎn)移膜。摩擦表面間的實(shí)際接觸其實(shí)是發(fā)生在無(wú)數(shù)個(gè)微凸體之間，Heinrichs等[9]和Westlund等[10]發(fā)現(xiàn)即使是將模具鋼的表面進(jìn)行仔細(xì)拋光處理，也能觀察到各種碳化物相的微觀凸起，這造成了最初的材料轉(zhuǎn)移。然而微凸體接觸勢(shì)必對(duì)自潤(rùn)滑材料表面產(chǎn)生微棘輪作用，引起亞表層塑性應(yīng)變累積和剝層磨損等破壞。但從轉(zhuǎn)移潤(rùn)滑的角度看，表層材料的塑性變形正是固體潤(rùn)滑顆粒得以從體相轉(zhuǎn)移到接觸面并實(shí)現(xiàn)最終自潤(rùn)滑性的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。因此，在摩擦表面引入微織構(gòu)，就相當(dāng)于在表面人為地引入了微凸體，產(chǎn)生棘輪效應(yīng)使材料進(jìn)行轉(zhuǎn)移并形成穩(wěn)定連續(xù)的潤(rùn)滑膜，對(duì)降低干摩擦下的摩擦磨損具有重要意義。

李穗平等[11]使用激光打標(biāo)機(jī)在GCr15表面加工了不同形狀的微織構(gòu)，研究在不同載荷和不同往復(fù)運(yùn)動(dòng)頻率的情況下對(duì)GCr15表面摩擦磨損特性的影響。姜新東等[12]在42CrMo合金鋼表面進(jìn)行激光織構(gòu)化處理。結(jié)果顯示，激光織構(gòu)化表面與沒(méi)有織構(gòu)化的表面相比，其耐磨損性能更好，并且織構(gòu)占有率越多，其磨損量越小。謝永等[13]探究了三角微織構(gòu)在不同直徑及不同轉(zhuǎn)速下的摩擦磨損性能。結(jié)果顯示，三角織構(gòu)的平均摩擦因數(shù)降幅明顯，最大可達(dá)14.89%，并且當(dāng)直徑為35 mm、轉(zhuǎn)速為300 r/min時(shí)，其減摩抗磨性能更加顯著。Zhang等[14]探究在恒定載荷和相對(duì)滑動(dòng)速度下溝槽織構(gòu)的寬度和面積比對(duì)減摩耐磨性能的影響。研究表明，當(dāng)織構(gòu)密度為45%，微織構(gòu)寬度為 40、100 μm時(shí)，摩擦磨損性能最好。麻凱等[15]在活塞環(huán)表面加工出不同形狀的織構(gòu)，發(fā)現(xiàn)在中高載荷情況下與無(wú)織構(gòu)的活塞環(huán)相比，有織構(gòu)的摩擦因數(shù)較小，其中圓形織構(gòu)的摩擦因數(shù)最小。萬(wàn)軼等[16]研究表明，在干摩擦條件下，表面織構(gòu)可以有效地存儲(chǔ)磨屑，使得在接觸表面形成連續(xù)的潤(rùn)滑膜，進(jìn)而減小磨損。

基于此，本文將使用激光加工技術(shù)引入圓形織構(gòu)，針對(duì)銅基復(fù)合材料，研究圓形微織構(gòu)對(duì)摩擦磨損行為的影響。通過(guò)栓-盤形式在摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行摩擦性能檢測(cè)，從摩擦因數(shù)、磨損量、栓盤表面磨損情況和磨損表面氧元素的變化等方面進(jìn)行分析，考察圓形微織構(gòu)在不同載荷及不同滑動(dòng)距離下對(duì)自潤(rùn)滑復(fù)合材料的摩擦磨損情況。

1 摩擦磨損試驗(yàn)

1.1 材料

試驗(yàn)所采用的是栓（上試樣）-盤（下試樣）摩擦副進(jìn)行旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)，其中栓使用的材料是銅基自潤(rùn)滑復(fù)合材料，化學(xué)成分如表1所示。盤采用的材料是45#鋼。栓的平均布氏硬度為44.5HB（壓頭直徑2.5 mm，載荷625 N，停留時(shí)間5 s），表面粗糙度是0.15。盤的表面硬度為48HRC，表面粗糙度是0.12。使用線切割機(jī)將45#鋼切割成直徑為25 mm、厚度為6 mm的圓盤。

表1 銅基復(fù)合材料的化學(xué)成分

1.2 表面微織構(gòu)的制備

首先對(duì)切割好的45#鋼圓塊表面用砂紙進(jìn)行打磨拋光處理，然后采用CT-MF20型光纖雕刻激光打標(biāo)機(jī)在45#鋼表面加工制備出直徑為0.2 mm的圓形微織構(gòu)。相關(guān)試驗(yàn)參數(shù)為：激光波長(zhǎng)1 064 nm，額定頻率(50±1) Hz，工作電壓(220±11) V，輸入功率800 W，輸出功率20 W。設(shè)置的激光加工次數(shù)是60次，并進(jìn)行選擇加工，一次時(shí)間是21 s。激光加工填充方式類型為Z字形，平均分布填充線，線間距為0.005 mm。圖1a是圓形微織構(gòu)的整體分布示意圖，織構(gòu)所占區(qū)域是圓形中心7.8 mm×7.8 mm的正方形，織構(gòu)分布方式為方形陣列，橫向與縱向均有20行，織構(gòu)的面積占有率是20.1%。

織構(gòu)加工完成后，由于激光會(huì)對(duì)織構(gòu)表面燒融而表面會(huì)出現(xiàn)毛刺使得不光滑，因此對(duì)織構(gòu)表面要進(jìn)行打磨、精拋光處理，借助顯微鏡觀察使其表面沒(méi)有磨痕和毛刺為止。然后使用無(wú)水乙醇在型號(hào)為KQ-5Q超聲波清洗器中進(jìn)行超聲波清洗3～4 min。最后進(jìn)行干燥處理。

圖1 圓形織構(gòu)分布

1.3 過(guò)程

采用HT-1000型摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)對(duì)圓形織構(gòu)化45#鋼與自潤(rùn)滑復(fù)合材料摩擦副進(jìn)行摩擦性能檢測(cè)，進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)將栓固定不動(dòng)并施以載荷，通過(guò)盤的轉(zhuǎn)動(dòng)來(lái)實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)摩擦，原理如圖2所示。具體試驗(yàn)參數(shù)：室溫條件下，載荷分別為200、1 000、2 000 g（2、10、20 N），旋轉(zhuǎn)半徑為3 mm，頻率為1 Hz，轉(zhuǎn)速為56 r/min，滑動(dòng)距離為1.88、18.84 m，對(duì)應(yīng)的摩擦?xí)r間分別為1.78、17.8 min。另外，為了確保試驗(yàn)的正確性，每組試驗(yàn)都進(jìn)行2次。通過(guò)改變載荷（2、10、20 N）及滑動(dòng)距離（1.88 m和18.84 m）來(lái)研究圓形織構(gòu)45#鋼試樣的摩擦磨損特性。試驗(yàn)過(guò)程中，摩擦力由HT-1000型高溫摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)力傳感器采集，通過(guò)計(jì)算機(jī)自動(dòng)轉(zhuǎn)化為摩擦因數(shù)。在栓磨損表面其直徑方向至少測(cè)量4個(gè)磨損疤痕的直徑，然后通過(guò)平均值來(lái)計(jì)算栓的磨損量。

磨損段的高度：

式中：為栓的半球形尖端的半徑；為磨損疤痕的半徑。

磨損段的體積：

2 結(jié)果與分析

2.1 摩擦因數(shù)分析

本次試驗(yàn)主要通過(guò)改變載荷（2、10、20 N）及滑動(dòng)距離（1.88、18.84 m）來(lái)研究圓形織構(gòu)對(duì)自潤(rùn)滑復(fù)合材料試樣的摩擦磨損特性，并與無(wú)織構(gòu)45#鋼試樣的摩擦磨損試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，共設(shè)計(jì)了6組試驗(yàn)。圖3是在短滑動(dòng)距離（1.88 m）、不同載荷下有無(wú)織構(gòu)摩擦因數(shù)的對(duì)比結(jié)果。圖4是在長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）、不同載荷下有無(wú)織構(gòu)摩擦因數(shù)的對(duì)比結(jié)果。

圖3 短滑動(dòng)距離（1.88 m）、不同載荷下有無(wú)織構(gòu)摩擦因數(shù)的對(duì)比

圖4 長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）、不同載荷下有無(wú)織構(gòu)摩擦因數(shù)的對(duì)比

由圖3可知，在滑動(dòng)距離為1.88 m、載荷為2 N時(shí)，明顯發(fā)現(xiàn)無(wú)織構(gòu)曲線波動(dòng)較大，但是圓形織構(gòu)的平均摩擦因數(shù)要大于無(wú)織構(gòu)表面的平均摩擦因數(shù)，這可能是在試驗(yàn)載荷較低、試驗(yàn)速度較慢的條件下，由于織構(gòu)的存在使得接觸面積不穩(wěn)定造成的，其平均摩擦因數(shù)相對(duì)于無(wú)織構(gòu)增加了4.3%。當(dāng)載荷為10、20 N時(shí)，圓形織構(gòu)的摩擦因數(shù)曲線均在無(wú)織構(gòu)摩擦因數(shù)曲線之下，隨著表面施加的載荷越大，無(wú)論有無(wú)織構(gòu)摩擦因數(shù)均越低，并且圓形織構(gòu)的摩擦因數(shù)均比無(wú)織構(gòu)的摩擦因數(shù)低。其載荷為10 N的平均摩擦因數(shù)相對(duì)于無(wú)織構(gòu)減小了28%，而載荷為20 N的平均摩擦因數(shù)相對(duì)于無(wú)織構(gòu)減小了11%。

由圖4可知，在滑動(dòng)距離為18.84 m、載荷為2 N時(shí)，兩者的摩擦因數(shù)曲線波動(dòng)較大，但明顯發(fā)現(xiàn)圓形織構(gòu)的摩擦因數(shù)要低于無(wú)織構(gòu)的摩擦因數(shù)，且其平均摩擦因數(shù)相對(duì)于無(wú)織構(gòu)減小了40%；當(dāng)載荷為10 N時(shí)，其平均摩擦因數(shù)相對(duì)于無(wú)織構(gòu)減小了26.3%，并且試驗(yàn)快結(jié)束時(shí)發(fā)現(xiàn)摩擦因數(shù)曲線出現(xiàn)逐漸穩(wěn)定的趨勢(shì)；當(dāng)載荷為20 N時(shí)，除了與10 N滑動(dòng)距離為1.88 m有相同的規(guī)律外，滑動(dòng)12 min后摩擦因數(shù)曲線逐漸趨于穩(wěn)定，其平均摩擦因數(shù)降幅為23.5%。

綜合圖3和圖4可知，當(dāng)載荷為2 N（即低載荷）時(shí)，不管滑動(dòng)距離是1.88 m還是18.84 m，以及有無(wú)織構(gòu)，總是能觀察到摩擦因數(shù)有較大的波動(dòng)。此觀點(diǎn)與Wenlin等[17]的理論分析一致。載荷為2 N、滑動(dòng)距離為1.88 m時(shí)，圓形織構(gòu)的摩擦因數(shù)要高于無(wú)織構(gòu)的摩擦因數(shù)，而當(dāng)載荷逐漸增大（10、20 N）時(shí)，其織構(gòu)化的摩擦因數(shù)小于無(wú)織構(gòu)化的摩擦因數(shù)。這說(shuō)明在低載荷條件下，栓盤之間的接觸對(duì)于織構(gòu)是不穩(wěn)定的，且2 N的摩擦因數(shù)最大，說(shuō)明其減摩抗磨的特性較差；當(dāng)滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)，不管有無(wú)織構(gòu)，載荷越大摩擦因數(shù)都將越小，并且隨著時(shí)間的推移，摩擦因數(shù)逐漸趨于穩(wěn)定狀態(tài)，特別是20 N時(shí)表現(xiàn)出了良好的減摩抗磨特性。說(shuō)明相對(duì)于無(wú)織構(gòu)，圓形織構(gòu)的摩擦因數(shù)更低，其減摩抗磨性能更好，而且在高載荷條件下其摩擦因數(shù)更穩(wěn)定。

以上結(jié)果表明，在干摩擦條件下，圓形織構(gòu)對(duì)45#鋼-銅基自潤(rùn)滑復(fù)合材料摩擦副表面具有良好的減摩效果，且減摩效果與載荷和滑動(dòng)距離有關(guān)。平均摩擦因數(shù)降幅更能反映有無(wú)織構(gòu)對(duì)摩擦因數(shù)水平差異性的影響，當(dāng)載荷為10 N時(shí)，隨著滑動(dòng)距離的增加，其降幅呈遞減趨勢(shì)；當(dāng)載荷為20 N時(shí)，其降幅從11%增加到23.5%。因此，當(dāng)載荷為20 N、滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)，其減摩效果最顯著。

2.2 表面磨損分析

圖5顯示了同一滑動(dòng)距離下磨損量隨載荷的變化。很明顯會(huì)發(fā)現(xiàn)，相較于無(wú)織構(gòu)表面，圓形織構(gòu)表面降低磨損的效果顯著。

如圖5a所示，載荷為2 N時(shí)圓形織構(gòu)磨損量大于無(wú)織構(gòu)，原因可能是由于織構(gòu)的存在使得表面凹凸不平導(dǎo)致磨損增大，這與前面摩擦因數(shù)分析相一致。隨著載荷增大，磨損量也不斷增大，但是圓形織構(gòu)的磨損量小于無(wú)織構(gòu)的磨損量。載荷為10 N時(shí)，相對(duì)于無(wú)織構(gòu)，圓形織構(gòu)的磨損量減少了26.8%，而載荷為20 N時(shí)，其磨損量減小了31.7%。如圖5b所示，依然是圓形織構(gòu)的磨損量低于無(wú)織構(gòu)的磨損量。載荷為10 N時(shí)，其磨損量相對(duì)于無(wú)織構(gòu)減小了13.7%，而載荷為20 N時(shí)，其磨損量減小了35.9%。因此，當(dāng)載荷為20 N、滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)，其降幅依然最大（與摩擦因數(shù)所得結(jié)論一致），磨損效果最佳。綜合圖5a和圖5b可知，相對(duì)于無(wú)織構(gòu)，圓形織構(gòu)對(duì)45#鋼表面具有良好的減摩效果，磨損量與載荷和滑動(dòng)距離都有關(guān)，均有逐漸增加的趨勢(shì)。

2.2.1 栓表面磨損分析

短滑動(dòng)距離（1.88 m）下栓磨損表面的掃描電鏡（SEM）圖像如圖6所示。長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）下栓磨損表面的掃描電鏡（SEM）圖像如圖7所示。據(jù)觀察（綜合圖6和圖7），橫向比較，無(wú)論盤表面是有織構(gòu)還是無(wú)織構(gòu)，隨著載荷的增加，栓的磨損區(qū)域面積均逐漸增大；縱向?qū)Ρ龋瑹o(wú)論載荷多少，圓形織構(gòu)表面的對(duì)偶面（栓）磨損區(qū)域面積比無(wú)織構(gòu)表面對(duì)偶面磨損面積小。這一現(xiàn)象很好地符合栓的磨損體積的變化（見(jiàn)圖5）。另外，從圖中可以看出，不同條件下的栓表面沿滑動(dòng)方向均不同程度地分布著犁溝和磨屑，發(fā)生了犁削效應(yīng)和塑性棘輪效應(yīng)。隨著載荷的增加，在兩種滑動(dòng)距離的摩擦表面以及磨損表面的下游側(cè)，黏附的磨屑越多，塑性流動(dòng)現(xiàn)象也越明顯。根據(jù)卡泊爾的棘輪理論[18]，栓表面上的每個(gè)點(diǎn)都會(huì)不同程度地受到不止一次的粗糙接觸和相關(guān)的高接觸壓力，使得栓表面薄層受到嚴(yán)重的接觸應(yīng)力，導(dǎo)致磨屑溢出。但是，與無(wú)織構(gòu)對(duì)偶面相比，可以明顯發(fā)現(xiàn)圓形織構(gòu)對(duì)偶面的犁溝和磨屑均有所減少，形成了穩(wěn)定連續(xù)的轉(zhuǎn)移潤(rùn)滑膜，所以磨損表面逐漸變得光滑。因此，可以推斷出相比于無(wú)織構(gòu)對(duì)偶面，圓形織構(gòu)對(duì)偶面的棘輪效應(yīng)明顯，在其表面更容易形成連續(xù)穩(wěn)定的潤(rùn)滑膜。綜上所述，栓表面的磨損與載荷和滑動(dòng)距離以及有無(wú)織構(gòu)有關(guān)，在摩擦過(guò)程中，從栓上脫離的材料可以轉(zhuǎn)移到盤表面，導(dǎo)致摩擦和磨損行為發(fā)生變化。因此，需要對(duì)盤表面上的摩擦行為進(jìn)行分析。

圖5 同一滑動(dòng)距離、不同載荷條件下有無(wú)織構(gòu)磨損體積的變化

圖6 短滑動(dòng)距離（1.88 m）下復(fù)合材料栓在無(wú)織構(gòu)（a、b、c）和圓形織構(gòu)（d、e、f）上滑動(dòng)時(shí)的磨損表面形貌

圖7 長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）下復(fù)合材料栓在無(wú)織構(gòu)（a、b、c）和圓形織構(gòu)（d、e、f）上滑動(dòng)時(shí)磨損表面形貌

2.2.2 盤表面磨損分析

短滑動(dòng)距離（1.88 m）、不同載荷條件下45#鋼表面磨損的SEM圖像如圖8所示。長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）、不同載荷條件下45#鋼表面磨損的SEM圖像如圖9所示。綜合圖8和圖9發(fā)現(xiàn)，無(wú)論有無(wú)織構(gòu)，盤表面均有磨屑和犁溝磨痕，說(shuō)明其表面發(fā)生了磨粒磨損和黏著磨損，而且磨痕的寬度也是隨著載荷的增大而逐漸變寬，磨痕兩邊堆積的磨屑也逐漸增多，說(shuō)明兩種表面的磨損隨著載荷的增大逐漸變嚴(yán)重，這與前面所述栓的磨損表面以及磨損體積是一致的。這是因?yàn)樗ūP材料硬度的差異，在摩擦過(guò)程中高硬度的45#鋼表面的微凸體對(duì)硬度和強(qiáng)度都較低的銅基復(fù)合材料表面具有強(qiáng)烈的犁削作用，應(yīng)變累積會(huì)使栓復(fù)合材料接觸面下薄區(qū)內(nèi)的材料產(chǎn)生嚴(yán)重的塑形變形，并被擠壓出磨損面進(jìn)而形成薄片狀磨屑，進(jìn)而產(chǎn)生棘輪效應(yīng)（棘輪效應(yīng)工作機(jī)制如圖10所示），因此造成磨損[19]。

圖8 短滑動(dòng)距離（1.88 m）下45#鋼在無(wú)織構(gòu)（a、b、c）和圓形織構(gòu)（d、e、f）上滑動(dòng)時(shí)的磨損表面形貌

圖9 長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）下45#鋼在無(wú)織構(gòu)（a、b、c）和圓形織構(gòu)（d、e、f）上滑動(dòng)時(shí)的磨損表面形貌

圖10 棘輪效應(yīng)原理圖

另一方面，由于栓的法向載荷作用在盤表面后產(chǎn)生一定的塑性變形，將其材料沿磨痕的兩側(cè)擠出，因此在磨痕兩側(cè)均有材料堆積[20]，并且滑動(dòng)距離越長(zhǎng)，兩側(cè)堆積的材料越多，說(shuō)明滑動(dòng)距離的增加會(huì)加大磨損，而且隨著載荷的增加，在滑動(dòng)方向上形成的轉(zhuǎn)移層有所增多，這與Hutchings 等[21]的結(jié)論一致。這是由于栓表面發(fā)生了塑性棘輪效應(yīng)，導(dǎo)致栓表面材料的擠壓和變形，隨著載荷的增大，栓表面的磨損愈加嚴(yán)重。實(shí)際上，轉(zhuǎn)移層使得栓和盤表面沒(méi)有直接接觸，由于栓材料本身屬性富含C元素，因此轉(zhuǎn)移層很容易被剪切，導(dǎo)致摩擦因數(shù)降低。隨著載荷增大，轉(zhuǎn)移層也逐漸變得連續(xù)，形成了連續(xù)穩(wěn)定的轉(zhuǎn)移潤(rùn)滑膜，這就是前面所述摩擦因數(shù)逐漸趨于穩(wěn)定的原因。但是，無(wú)論滑動(dòng)距離是1.88 m還是18.84 m，相對(duì)于無(wú)織構(gòu)，在相同的試驗(yàn)條件下，圓形織構(gòu)表面磨損輕微。這是由于圓形織構(gòu)的凹坑能夠儲(chǔ)存摩擦過(guò)程產(chǎn)生的磨屑，避免了磨粒磨損，同時(shí)因?yàn)榘伎拥拇嬖?，相?duì)于無(wú)織構(gòu)實(shí)際接觸面積變小，所以在一定程度上減小了磨損表面進(jìn)入切削作用的磨損數(shù)量，并且激光加工會(huì)使材料表面硬度增加[22]，提高了材料的抗磨性能，因此在圓形織構(gòu)表面產(chǎn)生的磨損輕微。

表2為在短滑動(dòng)距離（1.88 m）、不同載荷條件下45#鋼基體磨痕表面的EDS結(jié)果。通過(guò)EDS結(jié)果可知，盤表面主要有C、O、Si、Cr、Fe、Cu 6種元素。其中Si、Cr、Fe元素主要來(lái)自于45#鋼基體材料，元素C和Cu主要是栓復(fù)合材料表面轉(zhuǎn)移而來(lái)的，O元素的存在說(shuō)明在摩擦過(guò)程中發(fā)生了氧化反應(yīng)進(jìn)而產(chǎn)生氧化磨損。據(jù)觀察，當(dāng)載荷為2 N時(shí)，無(wú)織構(gòu)表面的氧含量高于圓形織構(gòu)表面，說(shuō)明無(wú)織構(gòu)發(fā)生的氧化磨損嚴(yán)重，這與剡珍等[23]的研究結(jié)果一致，而且與前面所述磨損體積的變化完全吻合。但是，當(dāng)載荷增大到10 N和20 N時(shí)，清楚地發(fā)現(xiàn)無(wú)織構(gòu)表面的氧含量低于圓形織構(gòu)表面。這是因?yàn)?，相?duì)于載荷2 N，隨著法向載荷的增加，磨痕表面溫度升高，在磨痕表面發(fā)生摩擦氧化反應(yīng)并形成了一層摩擦氧化物薄膜，使磨痕表面的氧含量變多[24]。氧化物薄膜的形成在一定程度上避免了栓和盤的直接接觸，從而減小磨損，提高耐磨性。

表3是在長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）、不同載荷條件下45#鋼基體磨痕表面的EDS結(jié)果。據(jù)觀察，無(wú)論載荷多少，清楚地發(fā)現(xiàn)無(wú)織構(gòu)表面的氧含量低于圓形織構(gòu)表面，而且結(jié)合圖11發(fā)現(xiàn)，氧元素在圓形織構(gòu)里大量堆積（圖11a圓圈區(qū)域是圓形織構(gòu)）。這表明相對(duì)于滑動(dòng)距離1.88 m，滑動(dòng)距離增加和法向載荷增加使得磨痕表面溫度急劇升高，發(fā)生氧化反應(yīng)形成氧化物薄膜，尤其是在織構(gòu)表面氧化反應(yīng)面積更廣，氧化物薄膜更多，從而避免栓盤直接接觸，減小磨損[25]。因此，圓形織構(gòu)比無(wú)織構(gòu)表面磨損輕微，減摩效果更好。

表2 短滑動(dòng)距離（1.88 m）、不同載荷條件下盤磨痕表面的EDS結(jié)果

表3 長(zhǎng)滑動(dòng)距離（18.84 m）、不同載荷條件下盤磨痕表面的EDS結(jié)果

圖11 滑動(dòng)距離為18.84 m、載荷20 N條件下有無(wú)織構(gòu)表面氧元素的分布情況

3 結(jié)論

1）在干摩擦條件下，圓形織構(gòu)對(duì)銅基自潤(rùn)滑復(fù)合材料表面具有良好的減摩效果，減摩的效果與載荷和滑動(dòng)距離有關(guān)。隨著載荷或者滑動(dòng)距離的增大，摩擦因數(shù)都呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。相比于無(wú)織構(gòu)，圓形織構(gòu)在載荷為20 N、滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)，摩擦因數(shù)最小，其磨損量也減小了35.9%，表現(xiàn)出優(yōu)良的摩擦磨損性能。

2）摩擦試驗(yàn)后栓表面沿滑動(dòng)方向發(fā)生犁削效應(yīng)和塑性棘輪效應(yīng)，表面材料轉(zhuǎn)移至盤表面，在載荷和滑動(dòng)距離作用下形成轉(zhuǎn)移層。在重載和長(zhǎng)滑動(dòng)距離下織構(gòu)表面更容易形成連續(xù)穩(wěn)定的轉(zhuǎn)移潤(rùn)滑膜，從而使得織構(gòu)表面磨損輕微。

3）相比于無(wú)織構(gòu)表面，圓形織構(gòu)表面的氧元素更多，集中分布在織構(gòu)里，能夠較好地形成連續(xù)的氧化物薄膜，減小磨損，且載荷為20 N、滑動(dòng)距離為18.84 m時(shí)，減摩效果更好。

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Effect of Micro-texture on the Friction and Wear Performance of Copper-based Self-lubricating Composites

,

(School of Mechanical Engineering, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China)

When the piston ring is in a high temperature and high pressure, inertia force of cycle repeats and other working conditions, between the piston ring and the cylinder will be extremely easy to wear the problem. As a result, in this paper, the frictional wear performance of circular micro-texture on copper-based self-lubricating composites is investigated by using a pin-disc model as the test object, with a view to improving the wear resistance of both. And to clarify the connection between the micro-texture structure under different working conditions and the frictional wear behavior of the composite material, while establishing design guidelines for the surface micro-texture structure.

The test method applied in this paper is introduced as follows. Circular micro-texture structure with diameter of 0.2 mm is processed and prepared on the surface of 45# steel using CT-MF20 fiber engraving laser marking machine, then the friction performance of 45# steel with circular micro-texture is tested on HT-1000 friction and wear testing machine in the form of pin-disc contact. This test is conducted to examine the frictional wear of circular micro-texture under different loads (2, 10 and 20 N) and different sliding distances (1.88 m and 18.84 m) working conditions, including the results of the analysis of the variation of the friction coefficient and wear volume. The microstructure and morphology of the friction surface is analyzed by scanning electron microscopy (SEM), which includes the analysis of such elements as the degree of wear of abrasive marks on the surface of pins and discs, the phenomenon of plastic flow delamination, wear chips and material transfer. As well as, the accumulation of elements on the friction surface is examined by energy spectrometer (EDS) results, mainly to examine the accumulation phenomenon of oxygen elements. In addition, in order to contrast with the previous group, each group is provided with a 45 steel test of non-microtexture.

In the friction test, it is found that the frictional wear performance of the circular micro-texture was optimal for a load of 20 N and a sliding distance of 18.84 m, in which the decrease of the average friction coefficient increases from 11% to 23.5% with the increase of sliding distance. At the same time, the decrease in the amount of pin wear is also the largest compared to the non-texture structure, by observing the degree of wear on the surface of the pin and disc (including the size of the abrasion marks and abrasion spots) is also slight for the circular micro-texture under this condition. Moreover, more oxygen elements are found on the surface of circular texture in the EDS results, which is concentrated in the texture.

When the load is 20 N and the sliding distance is 18.84 m, the circular micro-texture has the best friction reduction and anti-wear effect, the friction coefficient becomes smaller, stable and the run-in time is shorter. The wear surface of this disc is smoother compared with other working conditions, mainly due to the ratcheting effect on the surface of the circular texture disc, which forms a continuous and stable transfer lubrication film under high load and long sliding distance. Therefore, the wear is minimal.

circular; micro-texture; self-lubricating composites; friction and wear; friction coefficient; transfer lubrication

TH117.1

A

1001-3660(2023)01-0093-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2023.01.010

2021–10–31；

2022–04–25

2021-10-31；

2022-04-25

國(guó)家自然科學(xué)基金（51765029）

The National Natural Science Foundation of China (51765029)

馬文林（1980—），男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)榻饘倩鶑?fù)合材料摩擦學(xué)。

MA Wen-lin (1980-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: tribology of metal matrix composites.

馬文林, 未亮亮. 微織構(gòu)對(duì)銅基自潤(rùn)滑復(fù)合材料摩擦磨損性能的影響[J]. 表面技術(shù), 2023, 52(1): 93-102.

MA Wen-lin, WEI Liang-liang. Effect of Micro-texture on the Friction and Wear Performance of Copper-based Self-lubricating Composites[J]. Surface Technology, 2023, 52(1): 93-102.

責(zé)任編輯：萬(wàn)長(zhǎng)清