微織構光固化填充h-BN的巴氏合金表面摩擦學性能

倪侃，周元凱，2，左雪，2

(1.江蘇科技大學機械工程學院，江蘇鎮江 212100；2.江蘇科技大學江蘇省船海 機械先進制造及工藝重點實驗室，江蘇鎮江 212100)

巴氏合金因具有較低的熱膨脹系數和摩擦因數[1]，良好的耐磨性、耐腐蝕性，常被用作滑動軸承的主要材料[2]。為使滑動軸承能夠適應極端或復雜的工況條件，通過合適的方法來進一步提高巴氏合金表面的摩擦學性能，對機器整體性能的提高有著重要的意義。

常見的減摩方法一般是在潤滑油中添加具有減摩抗磨性能的WS2、MoS2、LaF、石墨烯[3-6]等固體潤滑材料。在摩擦過程中這些固體潤滑材料可以增加潤滑油的黏度，促進潤滑油膜的形成，在一定程度上能夠提高潤滑性能。但是單純的固體潤滑薄膜存在著磨損壽命低等缺點。表面織構是利用一些特殊的加工方法在摩擦表面加工出具有一定尺寸、密度和分布方式的圖案造型，是一種提高表面承載力、改善表面摩擦學性能和延長磨損壽命的有效方法[7-10]。

研究表明，將固體潤滑劑通過一定的技術方法填充封裝于加工好的表面微織構內，制備出復合潤滑結構，在摩擦過程中讓固體潤滑劑逐漸釋放出來，可大大提高表面的摩擦學性能。LI等[11]采用激光在合金表面加工出四葉草形狀的微織構，然后利用氣相沉積法將WS2封裝于微織構內，制備出四葉草/WS2復合潤滑結構，與單獨的四葉草織構表面相比，復合潤滑結構的摩擦學性能進一步提高。宋俊杰等[12]在Al2O3陶瓷表面加工出凹坑型微織構，并在其中填入復合潤滑劑形成三維復合潤滑層，實現了陶瓷表面在較大溫度變化范圍內的連續潤滑。

上述研究表明復合潤滑結構的減摩抗磨性能優于純織構面[13]，因此可以考慮在滑動軸承巴氏合金表面制備出復合潤滑結構來提高其摩擦學性能。然而巴氏合金熔點較低且表面硬度不高，機械涂覆、熱壓填充這些常用的填充方法容易造成巴氏合金的表面變形和損傷，不適用于巴氏合金表面固體潤滑劑的填充。光固化是在紫外光源照射下，光引發劑產生具有引發聚合能力的活性中間體，連接預聚體和活性稀釋劑，使預聚體和活性稀釋劑發生聚合和交聯反應，進而實現物質由液態快速轉變為固態的過程[14]。由于光固化過程不會產生機械變形和化學腐蝕[15]，在常溫下即可完成固化過程，且固化速度快、結合強度高、清潔無污染，因此可以采用光固化方法完成巴氏合金織構面固體潤滑劑的填充。

在制備復合潤滑結構時，微織構參數通常會較大地影響摩擦表面的摩擦學性能。CHEN等[16]研究了不同密度的織構表面對摩擦學性能的影響，發現織構密度越低的表面摩擦因數越小，但隨著織構密度的增加，耐磨性隨之增加。蔣雯等人[17]對不同尺寸的微織構面進行研究，發現較大尺寸的微織構表面表現出較好的摩擦學性能，摩擦因數較小，磨損壽命也較長。付景國等[18]的研究表明，表面具有合適規則微織構時可以提高摩擦學性能，但微織構尺寸和密度需在一定范圍內，保證合適的織構間距，否則將適得其反。

從以上研究可知，合理的織構參數能夠使復合潤滑結構的減摩潤滑性能達到最佳，對織構參數的研究具有十分重要的意義。因此，本文作者利用激光在巴氏合金表面加工出凹坑型微織構，利用光固化的填充方法將h-BN(六方氮化硼)固體潤滑劑填充于微織構凹坑內，制備出復合潤滑結構，并考察了織構密度及尺寸對復合潤滑結構摩擦學性能的影響，分析了其減摩潤滑機制。

1 試驗設計

1.1 織構化表面的制備

試驗選用巴氏合金作為基材，加工成20 mm×20 mm×10 mm的試樣，依次利用800、1 000、1 500、2 000目金相砂紙對其表面研磨拋光，然后在乙醇溶液中利用超聲波清洗儀清洗10 min。測量試樣的顯微硬度約為14.6HV。采用Nd：YAG型納秒激光器對試樣進行織構化處理，然后用1 500目砂紙對織構化試樣表面進行研磨拋光，以除去激光加工中形成的金屬熔渣。激光器加工的脈沖頻率為20 kHz，脈寬為10～15 ns，激光功率為50 W，掃描速度為500 mm/s，掃描次數為150次，光斑大小為0.05 mm?？棙嫽嚇颖砻嫘蚊踩鐖D1所示，可見在巴氏合金表面加工出了規則的凹坑型微織構。通過激光加工，文中制備了直徑分別為200、300和500 μm，凹坑深度為90～100 μm，織構密度分別為10%、20%和30%的凹坑型微織構系列試樣。

圖1 不同凹坑直徑的織構化表面形貌Fig.1 The morphologies of the textured surfaces with different diameters of dimples：(a)φ=200 μm；(b)φ= 300 μm；(c)φ=500 μm

1.2 復合潤滑結構的制備

選用2-丙烯酸、2甲基-，1-[1-(羥甲基)-1，2-乙二基]脂(50%)作為光固化預聚體，三甘醇二-2-甲基丙烯酸酯(45%)作為光固化活性稀釋劑，(1-甲基亞乙基)雙(4，1-苯氧基-3，1-亞丙基)雙甲基丙烯酸酯(3%)作為光引發劑，并加入少量有利于提高復合材料的性能和增加黏結強度的硅烷處理的玻璃粉末(2%)，制得紫外光固化樹脂黏結劑，將制得的黏結劑與乙酸乙酯按質量比3∶1混合稀釋，再將稀釋后的光固化樹脂黏結劑和h-BN固體潤滑劑按質量比1∶2混合制得液態潤滑劑，將其均勻涂抹于微織構凹坑內，用LED光固化器對涂有液態潤滑劑的微織構表面進行180°的照射固化，功率為5 W，紫外線波長為400 nm，照射距離為0.5～2 cm，照射時間為80～120 s。固化完成后研磨拋光除去織構表面多余的潤滑劑，制備出復合潤滑結構如圖2所示，可以看出，光固化填充后，微織構凹坑內充滿了h-BN固體潤滑劑且填充均勻。

圖2 不同凹坑直徑的復合潤滑結構表面形貌Fig.2 The morphologies of the composite lubrication structure surfaces with different diameters of dimples：(a)φ=200 μm； (b)φ=300 μm；(c)φ=500 μm

1.3 摩擦試驗

試驗在FTM M30可控潤滑摩擦試驗機上進行，如圖3所示。摩擦對偶件的上試樣采用φ6 mm×16 mm的躺式45鋼圓柱銷釘，其表面粗糙度Ra約為0.1 μm，顯微硬度為260HV，接觸面為圓柱側面。下試樣為制備的復合潤滑結構、純織構面和未織構面試樣。不同織構試樣的參數如表1所示。試驗選擇往復式運動模塊，設置往復頻率為5 Hz，往復路徑為7.5 mm，采樣頻率為50 Hz，加載壓力分別為60、80、100、120、140 N。試驗中，采用CD20W-50型潤滑油對摩擦副進行持續富油潤滑，油溫控制在40～50 ℃。

圖3 摩擦試驗機示意Fig.3 Schematic of friction testing machine

表1 巴氏合金試樣參數Tab.1 Parameters of Babbitt alloy samples

2 結果與討論

2.1 織構表面硬度分析

選取微織構凹坑附近的9個點測量其硬度，如圖4(a)所示，測量結果如圖4(b)所示。距離微織構凹坑邊緣最近的測點1硬度為18.8HV，相較于未織構面硬度提升了29%，該硬度的提升將會對巴氏合金面的耐磨性能起到重要作用。然而距離微織構凹坑最遠的測點9的表面硬度為15HV，硬度未發生明顯的變化，在摩擦過程中，該區域的摩擦磨損會較為嚴重。這是因為瞬態激光能量束的作用，使得巴氏合金表面發生了相變和硬化作用，且距離激光束的位置越近，能量越高，硬化現象越為明顯。

圖4 測點選取及微織構凹坑附近的表面硬度Fig.4 Selection of measurement points(a) and surface hardness around micro-textured dimples(b)

2.2 不同表面的摩擦性能比較

不同類型表面的試樣的摩擦因數曲線如圖5所示。未織構試樣的摩擦因數在運行一定時間后急劇增加，純織構試樣的摩擦因數有明顯的不穩定趨勢，而復合潤滑結構試樣在整個運行過程中保持著較低且穩定的摩擦因數。對于復合潤滑結構試樣，織構密度越大，摩擦因數越低且越穩定。

圖5 不同表面試樣的摩擦因數Fig.5 Friction coefficient of the samples with different surfaces

2.3 織構密度對摩擦學性能的影響

分別對不同參數的復合潤滑結構做了對比試驗，為了保證試驗結果的準確性，每種工況下的試驗重復3次，對試驗測得的摩擦因數計算其平均值，結果如圖6所示?？梢钥闯?，隨著載荷的增加，摩擦因數總體呈現出先增大后減小的趨勢，這是因為載荷的增加使得油膜更容易發生破裂，潤滑性能下降；當載荷增加到140 N時，摩擦表面接觸點的真實數量大大增加，大多數接觸點的壓力相較于原壓力有所降低，塑性形變減小，摩擦力減小，摩擦因數下降。對于凹坑直徑為200 μm的復合潤滑結構，織構密度為20%時潤滑效果最好；對于凹坑直徑為300和500 μm的復合潤滑結構，摩擦因數隨著織構密度的增加逐漸降低。

圖6 凹坑直徑為200、300、500 μm時不同織構密度試樣的摩擦因數隨載荷的變化Fig.6 Variation of friction coefficient with load for the textured samples with different dimple densities at the dimple diameter of 200 μm(a)，300 μm(b)，500 μm(c)

凹坑直徑分別為200、300、500 μm時不同織構密度試樣的磨損量隨載荷的變化如圖7所示。

由圖7可以看出，隨著載荷的增加，磨損量逐漸增加，這是因為載荷增加，微織構凹坑不能有效地存儲磨粒，導致磨損加劇。對于微織構凹坑直徑為200 μm的復合潤滑結構，隨著織構密度的增加，磨損量先減小后增大，織構密度為20%時，減磨效果最佳；微織構凹坑直徑為300和500 μm的復合潤滑結構，織構密度為30%時，磨損量最小。

圖7 凹坑直徑分別為200、300、500 μm時不同織構密度試樣的磨損量隨載荷的變化Fig.7 Variation of wear mass loss with load for the textured samples with different dimple densities at the dimple diameter of 200 μm(a)，300 μm(b)，500 μm(c)

上述研究結果表明，較高織構密度的復合潤滑結構可以儲存較多固體潤滑劑，在摩擦過程中，能夠不斷地向表面提供h-BN固體潤滑劑，形成連續穩定的固體潤滑薄膜；同時隨密度增大，凹坑間距減小，固體潤滑劑更易于在凹坑間表面補充形成潤滑膜。但是對于凹坑直徑200 μm的復合潤滑結構，織構密度達到30%時，其凹坑間距僅為120 μm，接觸面積減小，壓力增大，h-BN固體潤滑劑難以有效地釋放，不利于維持連續穩定的固體潤滑薄膜。因此合理的織構密度能保證復合潤滑結構具有最合適的凹坑間距，更好地起到減摩抗磨的作用。

2.4 織構尺寸對摩擦學性能的影響

織構密度為10%、20%、30%時，不同凹坑直徑試樣的摩擦因數隨載荷的變化關系如圖8所示。當織構密度為10%和20%時，微織構凹坑直徑為200 μm的復合潤滑結構摩擦因數最小，當織構密度為30%時，凹坑直徑較大的復合潤滑結構摩擦因數較小。

圖8 織構密度為10%、20%、30%時不同凹坑直徑試樣的摩擦因數隨載荷的變化Fig.8 Variation of friction coefficient with load for the textured samples with different dimple diameters at the dimple density of 10%(a)，20%(b)，30%(c)

織構密度為10%、20%、30%時，不同凹坑直徑試樣的磨損量隨載荷的變化如圖9所示?？棙嬅芏葹?0%時，磨損量隨著凹坑直徑的增加而增加，織構密度為20%時，隨著凹坑直徑的增加，磨損量先增加后減小，這2種織構密度下均是凹坑直徑為200 μm時磨損量最??；當織構密度達到30%時，凹坑直徑為500 μm時磨損量達到最小。

圖9 織構密度為10%、20%、30%時不同凹坑直徑試樣的磨損量隨載荷的變化Fig.9 Variation of wear mass loss with load for the textured samples with different dimple diameters at the dimple density of 10%(a)，20%(b)，30%(c)

上述研究結果表明，織構密度小于20%時，對于較大凹坑直徑的復合潤滑結構，其表面的凹坑間距較大，形成的固體潤滑薄膜受到的張力較大，油膜厚度較薄，在摩擦過程中可能會發生破裂，降低潤滑性能。然而較小的凹坑直徑如200 μm復合潤滑結構則具有較合適的凹坑間距從而有利于連續的固體潤滑薄膜的形成。當織構密度達到30%時，凹坑直徑200 μm的凹坑間距過小，摩擦副接觸面積較小，壓力增大，h-BN固體潤滑劑不易在摩擦過程中被拖拽至巴氏合金表面，不能及時補充維持固體潤滑薄膜，形成的潤滑膜不夠穩定，此時凹坑直徑較大的復合潤滑結構具有更好的減摩潤滑效果。

2.5 磨損表面分析

復合潤滑結構與未織構試樣的磨損表面3D形貌如圖10所示?？梢钥闯觯簭秃蠞櫥Y構磨痕處的磨損輕微，微織構凹坑形貌保留完整，無明顯剝落現象。從微織構凹坑內的高度差可以看出，在摩擦過程中微織構凹坑內的h-BN固體潤滑劑含量減少，且相比較而言，織構密度較大的復合潤滑結構磨損更輕微。這是因為在摩擦過程中，由于摩擦副之間的拖拽作用和摩擦熱量的產生，微織構凹坑內填充的h-BN固體潤滑劑緩慢釋放至復合潤滑結構表面和潤滑油液中，從而不斷地在表面補充形成連續穩定的固體潤滑薄膜，使巴氏合金表面和45鋼表面呈現分離狀態，減輕磨損，延長復合潤滑結構的磨損壽命。同時可以看出，在未織構試樣表面的磨斑處已有較深的犁溝和磨屑存在，這是因為在摩擦過程中形成的潤滑膜容易消耗破裂導致巴氏合金表面直接與45鋼表面接觸，產生磨粒磨損和黏著磨損。

圖10 復合潤滑結構與未織構試樣磨損表面形貌Fig.10 Surface morphologies of wear tracks for the composite lubrication structure and untextured samples：(a) composite lubrication structure，φ=200 μm； (b)composite lubrication structure，φ=300 μm； (c)composite lubrication structure，φ=500 μm； (d)untextured sample

2.6 減摩機制分析

不同摩擦階段潤滑膜的組成及形成過程如圖11所示。在試驗開始階段，45鋼銷表面和巴氏合金復合潤滑結構處于磨合階段，摩擦劇烈，磨損較為嚴重，該階段的潤滑膜由基礎潤滑油促進形成，較為薄弱容易消耗破裂。在后續摩擦過程中，h-BN固體潤滑劑從微織構凹坑內緩慢釋放至潤滑油液中，提高了潤滑油膜的承載力，且其在摩擦表面形成的固體潤滑薄膜抗剪切能力強，作為摩擦副的中間介質，在油膜較薄處可有效避免摩擦副表面直接接觸產生劇烈磨損。

圖11 不同摩擦階段潤滑膜的組成及形成過程Fig.11 Composition and forming process of lubrication film at different friction stages

對微織構凹坑周圍的區域進行表面形貌觀察和EDS能譜分析，結果如圖12所示。在微織構凹坑周圍的區域中有2.7%質量分數的N元素出現，分析認為填充的h-BN固體潤滑劑在摩擦過程中被拖拽至復合潤滑結構表面，在擠壓力的作用下發生變形，逐漸均勻鋪展，形成連續穩定的固體潤滑薄膜，避免巴氏合金表面與45鋼直接接觸產生劇烈磨損，使摩擦過程更加平穩。在h-BN固體潤滑劑緩釋過后，微織構凹坑可以充當微型軸承，作為潤滑源和儲存磨粒，減少磨粒磨損，起到良好的減摩潤滑效果。同時，在利用激光對表面進行微織構處理時，光能轉化的熱能直接作用在表面使得凹坑附近的區域硬度增加，提升了巴氏合金表面的耐磨性能。

圖12 微織構凹坑周圍表面形貌及能譜分析結果Fig.12 Surface morphologies and EDS results of the area around micro-textured dimples

當織構的密度較小時，較小凹坑直徑的復合潤滑結構具有合適的坑間距，有利于形成連續的固體潤滑薄膜；隨著織構密度的增加，固體潤滑劑的儲存量增大，摩擦副接觸區域內織構數量增加使h-BN固體潤滑劑釋放后凹坑存儲磨粒和潤滑油的作用也更加突出，保證摩擦副與接觸面處于分離狀態，一定程度上減小了摩擦；當織構密度達到30%時，較小凹坑直徑織構面的凹坑間距過小，h-BN固體潤滑劑難以有效地釋放，不利于形成連續穩定的固體潤滑薄膜，降低了減摩潤滑效果，而較大凹坑直徑的復合潤滑結構不但儲存了較多的h-BN固體潤滑劑，且有著合適的凹坑間距，故保持著良好的減摩潤滑效果。

3 結論

利用光固化將h-BN固體潤滑劑粉末填充于微織構內，制備出復合潤滑結構。測量了其表面不同位置的硬度，并在油潤滑條件下開展了巴氏合金/45鋼摩擦試驗，研究了織構密度及凹坑直徑對復合潤滑結構摩擦學性能的影響，結論如下：

(1)通過激光加工微織構與光固化填充固體潤滑劑，在巴氏合金表面制備出了復合潤滑結構，激光加工后的復合潤滑結構表面發生了明顯的局部硬度增加現象。

(2)與未織構試樣相比，復合潤滑結構試樣的減摩潤滑性能遠高于未織構和純織構試樣。當凹坑直徑較小且織構密度為10%～20%時，復合潤滑結構摩擦因數較??；當凹坑直徑較大時，隨著織構密度的增加，摩擦因數逐漸減小。當織構密度小于20%時，較小凹坑直徑的復合潤滑結構摩擦因數較??；當織構密度達到30%時，隨著凹坑直徑的增加，摩擦因數減小。

(3)表面復合潤滑結構能夠改善巴氏合金在油潤滑下的摩擦學性能，這主要是由于h-BN固體潤滑劑在摩擦過程中緩慢釋放至復合潤滑結構表面，不斷地在表面補充形成連續穩定的固體潤滑薄膜，避免了油膜較薄處巴氏合金與45鋼直接接觸；同時釋放后的微織構凹坑也可以作為潤滑源和儲存磨粒，減小磨粒磨損，這2種作用改善了巴氏合金表面的摩擦學性能。