Sn-Ni復合潤滑劑填充鎢鋼微凹痕表面的摩擦學性能*

張飛志 劉貫軍 楊 慷

(1.河南科技學院機電學院 河南新鄉(xiāng) 453000；2.安陽工學院機械工程學院 河南安陽 455000)

鎢鋼因具有高強度、高韌性與優(yōu)異的力學性能，已被廣泛應用于機械、航天航空和汽車關鍵零部件制造，鎢鋼的摩擦磨損行為直接影響航空發(fā)動機等動力設備的使用精度和服役壽命[1-5]。因此，改善鎢鋼的摩擦磨損性能對提高其工業(yè)應用設備的可靠性具有重要的科學意義與工程應用價值。

為解決工程材料摩擦磨損問題，研究人員做了大量工作，取得了一系列的研究成果。ELSHEIKH等[6]利用火花等離子體燒結制備了鋼+10%SnS+10%ZnO(質(zhì)量比)復合材料，證明SnS和ZnO的協(xié)同作用以及在光滑摩擦界面上形成的氧化物、輝鉬礦和碳酸鹽能夠有效增強復合材料的摩擦磨損性能。葛泉江等[7]利用球盤式摩擦試驗機研究了鋼以及鋼表面沉積 TiN涂層相對于鍍銀軸承保持架的摩擦學特性。結果表明，在高滑動速度和接觸應力測試條件下，鋼表面易被硬質(zhì)碳化物顆粒劃傷，導致磨損加??；TiN 涂層對鋼具有良好的保護作用，能夠使其摩擦因數(shù)明顯降低，且能有效地阻止鋼中碳化物的脫落，對減少表面磨損是有利的。LU等[8]在Ni3Al金屬基體上設計復合結構并填充固體潤滑劑，摩擦試驗結果表明，所制備的微結構與固體潤滑劑的協(xié)同作用使Ni3Al金屬基體的摩擦學性能得到顯著提高。2020年LIU等[9]對基體界面結構進行設計，采用激光熔覆的方法制備了表面微孔，并向微孔中填充Sn-Ag-Cu潤滑劑。摩擦試驗結果表明，相比基體材料，所制備的固體自潤滑復合材料在25～450 ℃溫度下的摩擦因數(shù)和磨損率分別降低了33.50%和54.81%。這主要是歸因于復合材料表面微孔中的Sn-Ag-Cu能夠動態(tài)沉淀到磨損表面，從而達到優(yōu)異的潤滑效果。HUANG等[10]設計了正六邊形微結構并將其應用于鋼表面，同時將潤滑劑SnAgCu-TiC 填充于表面微結構。摩擦測試結果表明，與純鋼相比，具有微結構并被潤滑劑填充的樣品實現(xiàn)了低的摩擦與磨損。

Sn是一種軟的金屬固體潤滑劑，具有良好的延展性、塑性流動能力和低熔點，摩擦時剪切應力小，潤滑效果好，能使基體獲得優(yōu)異的減摩性能[11-13]。Ni是一種硬質(zhì)合金材料，能夠提高基體力學性能，使基體抗磨性能得到顯著改善[14-16]。如果將Sn與Ni復合成一種Sn-Ni復合潤滑劑，利用Sn的減摩效應與Ni的抗磨能力，有可能實現(xiàn)優(yōu)異的減摩抗磨性能。但目前如何將Sn與Ni復合成一種Sn-Ni復合潤滑劑，以及其在微結構表面的協(xié)同作用研究鮮有報道。本文作者采用激光打標在鎢鋼表面制備微凹痕結構，并通過高溫熔滲在微結構上填充Sn-Ni復合潤滑劑；利用摩擦測試的方法分析不同載荷-頻率下Sn-Ni/W的摩擦學行為，對鎢鋼材料在低載高頻下的工業(yè)應用具有一定的參考價值。

1 試驗部分

1.1 材料制備

鎢鋼主要由W、Fe、C、P、S、Si、Mn、Cu、As、Bi、Pb、Sb、Sn元素組成，對應元素質(zhì)量分數(shù)分別為84.00%、14.75%、0.10%、0.03%、0.06%、0.50%、0.25%、0.10%、0.06%、0.05%、0.05%、0.05%。對鎢鋼基體樣品進行拋光打磨，獲得光滑平整鎢鋼表面，為在鎢鋼表面制備微凹痕織構提供了有利條件。

采用型號CT-MF30激光打標設備在光滑平整鎢鋼表面制備槽寬約1.0 mm、槽深約0.6 mm、槽間距約1.5 mm的微凹痕結構。制備參數(shù)為激光波長1 064 nm、速度400 mm/s、功率90%、頻率30 kHz，開光延時為0、關光延時為300 μs、結束延時為200 μs、拐角延時為100 μs。圖1所示為鎢鋼表面微凹痕結構典型3D/2D形貌?？梢钥闯?，制備的微凹痕結構在鎢鋼表面幾何結構規(guī)則、分布均勻，尺寸誤差小。

圖1 鎢鋼基體表面微凹痕結構的典型3D/2D形貌

利用型號SFM319012G臺式高速振動混料機對高純Sn粉和高純Ni粉混合物(質(zhì)量比為4∶1)振動混料，振動時間30 min。將均勻混合的Sn-Ni復合潤滑劑與帶有微凹痕結構的鎢鋼裝入直徑為30 mm的石墨模具中，借助人工智能箱式電阻爐對固體潤滑劑進行熔滲處理，熔滲溫度900 ℃，熔滲壓力約0.06 MPa。保溫2 h后停止加熱，對爐腔進行降溫處理，樣品隨爐冷卻。取出樣品，打磨拋光，制成Sn-Ni復合潤滑劑填充鎢鋼試樣，文中簡稱為Sn-Ni/W試樣。

1.2 試驗方法

1.2.1 密度測試

利用型號FA2104J電子密度天平對Sn-Ni/W試樣進行3次密度測試，3次測試得到的平均密度約為13.676 5 g/cm3。經(jīng)對比發(fā)現(xiàn)，Sn-Ni/W試樣平均密度相對于W基體的平均密度(約13.782 3 g/cm3)更小，這可能是因為加入的Sn-Ni復合潤滑劑的密度小于鎢鋼密度。

1.2.2 摩擦學性能測試

在室溫條件下，利用圖2所示的球盤式摩擦磨損試驗機對Sn-Ni/W試樣的摩擦磨損性能進行測試。試驗方式為往復式滑動摩擦磨損，對摩副為直徑5.00 mm氮化硅球。在載荷-頻率分別為5 N-6 Hz、6 N-5 Hz、7 N-4 Hz、8 N-3 Hz工況下，將試樣與氮化硅球進行往復直線運動25 min。試驗過程中，摩擦因數(shù)由計算機控制系統(tǒng)實時測量并自動記錄，試樣磨損率計算公式為

(1)

式中：T為摩擦往復滑動周期(s)；f為摩擦頻率(Hz)；v為摩擦往復滑動速度(m/s)；b為一次往復滑動周期的摩擦路程(m)，b=0.01 m；t為摩擦時間(s)，t=1 500 s；L為時間t內(nèi)的摩擦路程(m)；w為磨損率(mm3/(N·m))；ΔV為磨損體積(mm3)；F為載荷(N)。

圖2 球盤式摩擦磨損試驗機

2 結果與討論

2.1 摩擦磨損性能分析

圖3所示為不同載荷-頻率工況下純鎢鋼的平均摩擦因數(shù)與磨損率?？梢?，在5 N-6 Hz、6 N-5 Hz、7 N-4 Hz、8 N-3 Hz工況下，純鎢鋼的平均摩擦因數(shù)在0.532～0.644之間，磨損率在5.3×10-13～8.4×10-13m3/(N·m)之間。

圖3 不同載荷-頻率工況下純鎢鋼的平均摩擦因數(shù)與磨損率

圖4所示為不同載荷-頻率工況下Sn-Ni/W試樣的摩擦因數(shù)與磨損率。從圖4(a)、(c)中可看出，在5 N-6 Hz、6 N-5 Hz、7 N-4 Hz、8 N-3 Hz工況下，Sn-Ni/W試樣的平均摩擦因數(shù)在0.234～0.519之間，磨損率在9.6×10-14～4.1×10-13m3/(N·m)之間。相比與純鎢鋼(見圖3)，Sn-Ni/W試樣的平均摩擦因數(shù)降低了19%以上，磨損率降低了50%以上，表明填充Sn-Ni固體潤滑劑后鎢鋼表面的摩擦學性能更好。此外，相比與5 N-6 Hz、7 N-4 Hz和8 N-3 Hz工況，在6 N-5 Hz工況下Sn-Ni/W試樣具有最好的摩擦磨損性能，其平均摩擦因數(shù)和磨損率值最小，約為0.234和9.6×10-14mm3/(N·m)。從圖4(b)中可以看出，在摩擦初期(0～5 min)，4種工況下Sn-Ni/W試樣的摩擦因數(shù)隨著摩擦時間增加而表現(xiàn)出上升趨勢。在8 N-3 Hz工況下，滑動摩擦因數(shù)在5 min時出現(xiàn)突降然后逐漸上升趨于平穩(wěn)，這可能是由于隨著摩擦試驗的進行導致氧化膜逐漸破壞，使其摩擦因數(shù)在0～5 min時間范圍內(nèi)呈現(xiàn)上升趨勢；但當摩擦測試為5 min時，氧化膜的破壞導致大量小的磨屑存在于摩擦表面形成三體摩擦，實現(xiàn)了滾動效應，從而使摩擦因數(shù)快速降低。隨著Sn-Ni與磨屑的結合，使?jié)櫥ぴ诓糠帜Σ两缑鎱^(qū)域動態(tài)形成，從而使5～9 min時的滑動摩擦表現(xiàn)出摩擦阻力逐漸增加的過程，導致摩擦因數(shù)逐步上升。當摩擦時間增加到10 min以后，固體潤滑劑逐漸析出，潤滑膜在摩擦界面分布面積增大，使摩擦因數(shù)趨于平穩(wěn)。當摩擦進行至15 min時，摩擦因數(shù)整體趨于穩(wěn)定。在6 N-5 Hz工況下Sn-Ni/W試樣摩擦因數(shù)低于5 N-6 Hz、7 N-4 Hz和8 N-3 Hz工況下的瞬時摩擦因數(shù)。

圖4 不同載荷-頻率工況下Sn-Ni/W試樣的摩擦因數(shù)與磨損率

2.2 磨損形貌和組成分析

圖5所示為 Sn-Ni/W試樣在5 N-6 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌。從圖5(a)可以看出，磨痕表面形成的潤滑膜不完整且分布呈零星散落狀。這可能是因為摩擦過程中磨痕表面析出的潤滑劑較少，不足以形成完整的摩擦膜，導致樣品的摩擦學性能較差。從圖5(b)可以看出，在磨損過程中，由于應力作用導致磨痕表面產(chǎn)生了剝落坑，增加了表面摩擦阻力和材料損失，因此使Sn-Ni/W樣品的摩擦因數(shù)與磨損率較大。

圖5 在5 N-6 Hz條件下磨痕表面的FESEM形貌(紅

圖6所示為 Sn-Ni/W試樣在6 N-5 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌與磨痕區(qū)域3D/2D微觀形貌與特征曲線。圖6(a)中左側為未磨區(qū)域，右側區(qū)域為磨痕。可以看出，磨痕表面形成了完整的潤滑膜，在潤滑膜表面存在少量磨屑。因載荷較輕，磨屑未能完全嵌入潤滑膜中，潤滑膜的完整性沒有被破壞，磨屑與潤滑膜相互作用導致摩擦因數(shù)上下波動且總體趨勢降低。圖6(b)所示為Sn-Ni/W試樣磨痕區(qū)域深度模擬俯視云圖。圖6(c)給出了掃描區(qū)域3D高度分布與高度參數(shù)。如圖6(c)所示，均方根高度Sq=10.593 μm，偏斜度Ssk=-2.119 μm，峰度Sku=7.799 μm，最大波峰高度Sp=28.794 μm，最大凹陷高度Sv=81.557 μm，最大高度Sz=110.351 μm，算術平均高度Sa=7.723 μm，面積材料反比Smr=5.048×10-4%，統(tǒng)一區(qū)域材料反比Smc=7.161 μm。沿直線BB(見圖6(b))的二維微觀高度分布輪廓如圖6(d)所示，統(tǒng)計結果如圖6(e)所示，在25.000～27.500 μm對應的微觀高度占比所有微觀高度值約為9%；在0～25.000 μm范圍內(nèi)的微觀高度占比所有微觀高度值約為80%。從圖6(b)—(e)可發(fā)現(xiàn)，Sn-Ni/W7試樣表面磨痕較淺，材料損失較小，與前文得出的其摩擦因數(shù)和磨損率最小的結果一致。

圖6 在6 N-5 Hz條件下磨痕表面FESEM形貌與磨痕區(qū)域3D/2D微觀形貌和特征曲線

圖7所示為6 N-5 Hz工況下磨痕表面典型FESEM形貌與磨損表面EDS圖譜。

圖7 在6 N-5 Hz條件下磨痕表面FESEM形貌與區(qū)域1、2、3、4的EDS 譜圖

圖7(a)中區(qū)域 1、2的EDS 圖譜如圖7(b)、(c)所示，可看出構成潤滑膜的主要元素為Sn和Ni，區(qū)域1、2 的Sn和Ni 2種元素占元素總量的比例超過了73%和96%(質(zhì)量分數(shù))，如表1所示，其中區(qū)域1還含有 Fe等基材材料元素，說明在摩擦試驗過程中的磨屑主要是由于Sn-Ni/W試樣表面材料在應力作用下剝落而形成。結合圖7(d)所示的 EDS 圖譜和表1可知，區(qū)域3為磨屑區(qū)域，其中C、O與W元素占元素總量的比例為52.65%(質(zhì)量分數(shù))，Sn占比為47.35%(質(zhì)量分數(shù))。結合圖7(e)所示的EDS 圖譜和表1可知，區(qū)域4中C和W元素的質(zhì)量分數(shù)為58.86%，Sn質(zhì)量分數(shù)為41.13%。對比區(qū)域1、2，區(qū)域 3、4所含固體潤滑劑較少，含有大量基體元素，證明潤滑膜上少量磨屑來自于基體材料。Sn-Ni 潤滑劑與來自基體材料的磨屑實現(xiàn)了良好的協(xié)同作用，使得Sn-Ni/W試樣摩擦界面具有更好的減摩抗磨性能。

表1 圖7(a)中各區(qū)域的元素質(zhì)量分數(shù) 單位：%

圖8給出了Sn-Ni/W試樣在7 N-4 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌、3D微結構與相應特征參數(shù)。

圖8 在7 N-4 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌、3D形貌和特征參數(shù)

從圖8(a)中可以看出，Sn-Ni/W試樣表面潤滑膜不完整，潤滑膜分布呈零星散落狀，形貌粗糙。這可能是由于Sn-Ni/W試樣表面滑劑析出較少，產(chǎn)生的固體潤滑膜不完整。這些潤滑膜不足以保護摩擦表面，使Sn-Ni/W試樣平均摩擦因數(shù)和磨損率相對于6 N-5 Hz工況較大。圖8(b)所示為掃描區(qū)域深度模擬俯視云圖。圖8(c)所示為掃描區(qū)域3D高度微觀形貌，依據(jù) ISO 25178標準表征3D高度表面分布，高度參數(shù)與函數(shù)參數(shù)如圖8(d)所示。可見，磨痕區(qū)域均方根高度Sq=23.931 μm，偏斜度Ssk=-0.171 μm，峰度Sku=2.695 μm，最大波峰高度Sp=58.084 μm，最大凹陷高度Sv=95.626 μm。最大高度Sz=153.710 μm，算術平均高度Sa=19.426 μm，面積材料反比Smr=0.001%，統(tǒng)一區(qū)域材料反比Smc=33.467 μm。相比于6 N-5 Hz工況下的3D形貌與特征參數(shù)，7 N-4 Hz工況下的均方根高度和算術平均高度均較大，磨痕較深，磨損較大，故在工況下試樣摩擦磨損性能較差。

圖9所示為7 N-4 Hz工況下磨痕表面的FESEM微觀形貌與元素分布。從圖9(a)中可發(fā)現(xiàn)磨痕表面固體潤滑膜不完整，其物相分布如圖9(b)所示。從圖10(c)—(f)可看出，磨痕表面的潤滑膜由O、Sn、Ni與Fe等元素組成，構成的物相主要成分是Sn、Ni、SnO2、NiO與Fe2O3等。與6 N-5 Hz工況相比，7 N-4 Hz工況下，Sn-Ni/W試樣表面潤滑膜不完整，因而摩擦因數(shù)和磨損率均較高。

圖9 在7 N-4 Hz工況下磨痕表面FESEM形貌及元素分布

圖10所示為Sn-Ni/W試樣在8 N-3 Hz工況下磨痕表面FESEM與3D形貌及其對應的特征參數(shù)。圖10(a)中，兩條虛線內(nèi)的區(qū)域為磨痕，可以看出，Sn-Ni/W試樣磨痕表面潤滑膜不完整，呈片狀分布。但相比于7 N-4 Hz工況，在8 N-3 Hz工況下磨痕表面潤滑膜較完整。圖10(b)所示為掃描區(qū)域深度模擬俯視云圖，圖10(c)所示為掃描區(qū)域3D高度微觀形貌，其高度參數(shù)分布的統(tǒng)計結果見圖10(d)。圖10(d)中，28.946～57.893 μm范圍內(nèi)的微觀高度占所有微觀高度值約為75%；在46.313 6～52.102 8 μm范圍對應的微觀高度占所有微觀高度值約為17%。相比于6 N-5 Hz工況，8 N-3 Hz工況下的磨痕較深，磨損率較大。依據(jù) ISO 25178標準表征3D高度表面分布，高度參數(shù)與函數(shù)參數(shù)如圖10(e)所示。圖中均方根高度Sq=21.501 μm，偏斜度Ssk=-2.560 μm，峰度Sku=13.553 μm，最大波峰高度Sp=53.528 μm，最大凹陷高度Sv=178.043 μm，最大高度Sz=231.571 μm，算術平均高度Sa=15.550 μm，面積材料反比Smr=3.984×10-4%，統(tǒng)一區(qū)域材料反比Smc=16.536 μm。相比于6 N-5 Hz工況，8 N-3 Hz工況下均方根高度和算術平均高度均較大，磨痕較深，磨損較大。相比于7 N-4 Hz工況，8 N-3 Hz工況下均方根高度和算術平均高度相對小一些，因而該工況下的摩擦學性能更好一些。

綜上可知，在上述3種工況下，Sn-Ni/W試樣在6 N-5 Hz時的摩擦因數(shù)與磨損率最小，在7 N-4 Hz時的摩擦因數(shù)與磨損率最大。

圖10 在8 N-3 Hz時磨痕表面FESEM形貌、3D形貌和特征參數(shù)

3 結論

(1) 利用CT-MF30激光在鎢鋼表面槽寬、槽深和槽間距分別約為1.0、0.6、1.5 mm的微凹痕結構，采用高溫熔滲方法將Sn-Ni潤滑劑填充至微凹痕結構，制備鎢基自潤滑材料。

(2) Sn-Ni復合潤滑劑填充的鎢鋼微凹痕表面擁有優(yōu)異的摩擦學性能，相比純鎢鋼，摩擦因數(shù)降低19%以上，磨損率降低50%以上。

(3) 與5 N-6 Hz、7 N-4 Hz和8 N-3 Hz相比，在6 N-5 Hz工況下，Sn-Ni/W試樣在摩擦界面形成了較為完整的固體潤滑膜，使其具有更優(yōu)異的摩擦磨損性能。這一結果為鎢鋼在低載荷高頻率范圍下的工業(yè)應用提供了理論指導。

(4) Sn-Ni 潤滑劑與來自基體材料的磨屑實現(xiàn)了良好的協(xié)同作用，使得Sn-Ni/W試樣摩擦界面具有更好的減摩抗磨性能。