-
0 前言
-
固体粉末润滑剂具有耐高温、高真空、摩擦因数低、无污染和无挥发性等优良特点，可用于航空航天和高温成型等不适合油润滑的机械工程领域[1-3]。中大型薄腹板、筋类等钛合金高温模锻零件成形过程中，寻找合适润滑剂已成为制约大型锻件成形与否的关键因素[4-6]。数值模拟方面，离散元法适用于分析具有离散、时变、非连续和各向异性等特点的颗粒流润滑系统宏微观摩擦学特性[6-7]。孟凡净等[8]以典型的平形滑动摩擦副为研究对象，构建颗粒流润滑离散元数值模型，分析颗粒间摩擦对界面宏观微观特性的影响，并引入速度波动系数直接反映颗粒宏观流动速度的快慢程度。谢挺等[9]基于离散元法建立 45 钢与 Cu / PTFE 复合材料滑动摩擦模型，分析 Cu 颗粒粒径对 Cu / PTFE 复合材料磨损量和摩擦因数等摩擦磨损性能参数的影响。试验研究方面，杨斌等[10]利用石墨润滑 45 钢和铜片摩擦的 HDM-20 面接触摩擦试验机，观测出粉末颗粒润滑边界层演变过程，包括完整、局部破坏、严重破坏和完全破坏四个阶段，所处阶段与铜、碳等元素含量相关，稳定阶段是润滑性能最佳的石墨化阶段。目前摩擦学试验大多是分析试验后的试件，难以了解摩擦界面的实时情况和真实机理，有必要原位观测摩擦界面并分析机理[11-13]。DESCARTES 等[14]原位分析不同温度下 MoS1.6 粉末颗粒的摩擦磨损行为，123 K 时摩擦因数比常温略高，而寿命是常温的 0.1 倍。PUDJOPRAWOTO 等[15]将 MoS2 粉末润滑剂压制在销盘式原位观察试验机的试件表面，提出体积分数覆盖率法，比高度法和面积法预测粗糙界面的磨损更合理。
-
光学原位观察法可实时动态观察粉末润滑层状况，直接得出整个磨损过程的试件形貌变化并分析粉末润滑机理[16-17]。本文首先建立离散元数值模型，分析不同粉末层厚度和粗糙度的初压力链和配位数；再利用面接触原位观察试验机分析粉末层形态、摩擦特性参数和真实接触面积比，为接触界面能形成平整、稳定且润滑性能良好的粉末润滑膜提供理论指导和机理分析。
-
1 基于离散元法的数值模拟
-
1.1 建立粉末润滑界面的数值模型
-
如图1 所示，所建模型的运动副为典型的平行块滑动摩擦副，上 / 下试件材料分别为 304 钢和玻璃，润滑介质为石墨。颗粒间和颗粒与试件的接触类型包含线性接触模型、赫兹模型和线性接触粘结模型等，考虑颗粒间具有连续介质法向和切向粘结键作用力，而破坏损伤后只有非连续介质的特性。颗粒间为线性接触粘结模型，而颗粒与墙体、颗粒与试件间为线性接触模型。粉末润滑试验中，上试件施加的初始轴向载荷为 4 N，表面粗糙度 Ra 为 0.601、0.409 和 0.175 μm，滑移速度为 12.5 mm / s，粉末层厚度为 15 和 30 μm。
-
图1 粉末润滑系统的数值模型
-
Fig.1 Numerical model of particle flow lubrication system
-
反复初始化测试润滑系统的离散元数值模型，确定上 / 下试件和颗粒润滑介质的细观属性参数如表1[8-9]。不同粉末层厚度摩擦界面的上 / 下试件间颗粒直径范围为 0.4～1.6 μm，颗粒数量分别为 1 200～6 000 均匀分布在墙体边界范围内。颗粒运动到左右边界后发生聚集现象，应添加接触墙体停止运动的边界条件。
-
1.2 初压平衡界面的接触力链分析
-
图2 为不同表面粗糙度和粉末层厚度的粉末润滑界面接触力链网格图，界面已去除悬浮颗粒并加上围压达到初压平衡。平衡后载荷整体分布较均匀表明润滑状态良好，同时说明颗粒润滑具有油润滑不具备的接触承载特性。粉末层厚度 15 μm 的润滑系统总接触数分别为 2 573、2 703 和 3 597 个，粉末层厚度增加到 30 μm 则总接触数增加到 5 624、 5 769 和 7 069 个。粉末层厚度越大则颗粒间接触数越多，且为 2 倍以上，这是因为颗粒间接触包含线性接触和粘结接触。表面粗糙度大（Ra 0.601 μm） 时，颗粒填充在试件表面的微凸体凹坑中，出现黏附现象和填隙效应[18-19]；此时粗糙界面与颗粒间接触承载不可忽略，颗粒与试件接触界面容易出现局部应力集中现象，因此颗粒接触数越少。表面粗糙度过小（Ra 0.175 μm）时，颗粒压缩现象明显，颗粒间接触承载占主导地位，颗粒数越多则大颗粒直接接触承载越多，但可能发生颗粒局部承载，反而不易形成润滑效果良好的颗粒润滑系统。
-
图2 初压平衡界面的力链网格图
-
Fig.2 Grid diagram of force chain at the initial pressure equilibrium interface
-
1.3 表面粗糙度和粉末层厚度对摩擦界面配位数的影响
-
配位数 CN 是表征润滑系统内部颗粒介质微观力学和接触紧密程度的重要参数，配位数越大表明颗粒介质接触越紧密，反之则越松散[6，14]。如图3 所示，不同表面粗糙度的粉末层在初压力作用下连接紧密，此时配位数都较大且无差别。粉末层厚度越大，颗粒数越多、颗粒间接触数越多则配位数越大，粉末层厚度为 30 μm 时初始值接近 5。如图3a 所示，随之试件间相互滑移，粉末层厚度较小 （h=15 μm）时，表面粗糙度越小则配位数降低越缓慢，这是由于颗粒承载占主导地位，初压下颗粒已被压实，颗粒滚动或滑动重新调整位置并保持较大的配位数。如图3b 所示，粉末厚度较大（h=30 μm） 时，表面粗糙度 Ra 0.409 μm 的配位数最大且接触持续时间长，表明选取适当表面粗糙度（Ra 0.409 μm）界面的微凸体和颗粒都能承载，接触微观力学性能更好。
-
图3 不同工况的配位数变化曲线
-
Fig.3 Coordination number curves under different conditions
-
2 试验装置及参数
-
面接触原位观察试验机的试件安装如图4 所示，上试件的灰色部分为 Raise3D 打印，下部是 1.5 mm×4 mm 的 304 销。采用 HT-SURF10000 型轮廓仪测量出砂轮打磨的上试件表面粗糙度 Ra 约为 0.601、0.409 和 0.175 μm。上试件紧固于机架，旋转螺旋测微仪施加给定的初始正压力。利用 Lab-View 开发的 Main-Eight Channels面板实时记录上试件测力传感器测量的正压力和摩擦因数等摩擦特性参数。下试件为帆船牌 7101（25.4 mm× 76.2 mm×1 mm）载玻片，试验前用酒精清洁并用无尘纸擦拭表面，再利用螺钉将下试件固定在导轨下方凹槽，采用 SEM Terminal 软件控制 M-Drive 微步进电机驱动下试件以不同的速度左右往复直线运动。
-
图4 面接触粉末润滑界面原位观察试验机
-
Fig.4 In-situ observation machine for surface contact powder lubricating interface
-
试验所用粉末为德国康泰公司生产的附着力高、耐高温速干型石墨喷剂，均匀喷涂到试件接触界面，喷涂多次即可获得所需粉末层厚度。上试件施加的力、表面粗糙度和相对滑移速度与模拟参数一致。下试件往返 30 个行程，每个周期位移为 25 mm，试验参数见表2。通过上端装有 Toup Cam 相机的 VCM 3000 倒置金相显微镜观察选定区域的粉末层实时状况，再利用 Toup View 软件录制和采集试件接触界面粉末层分布图像，最终分析界面粉末层的微观形态和宏观的摩擦学特性参数。
-
3 粉末润滑界面的微观形貌分析
-
试件表面粗糙度和粉末层厚度是影响粉末润滑界面摩擦学特性和粉末层形成的主要因素[18，20]。图5、6 显示了不同表面粗糙度和粉末层厚度的上试件粉末层 30 个行程的周期性形态。0 T、10 T、20 T 和 30 T 分别表示初始、第 10 个、第 20 个和第 30 个行程的粉末润滑界面微观状况，T 表示试件相对滑移运动的周期。
-
3.1 薄粉层的周期性形态
-
图5 为不同表面粗糙度下粉末层厚度为 15 μm 的粉末层周期性微观形态。表面粗糙度 Ra 0.601 μm 时，如图5a 初始时刻，边界层凹凸不平，小块区域金属基体裸露。这是因为对应图2a 粉末颗粒数少，约为 1 200 而试件的粗糙度大，粉末不足以填平微凸体的峰值，粉末只能附着在接触界面与微凸体接触承载。10 T 时刻，粉末层随着试件的相对滑移被压平，重新覆盖金属基体，出现小块补丁状重叠区，粉末颗粒间形成局部力链。20 T 和 30 T 时刻，重叠区域的粉末层力链迅速破坏，如图3a 粉末颗粒间接触数迅速降低则配位数下降，出现擦伤现象，金属基体与下试件对摩导致滑移方向出现严重划痕。
-
图5 薄粉层的周期性微观形态
-
Fig.5 Periodic morphology of thin powder layer
-
图6 厚粉层的周期性微观形态
-
Fig.6 Periodic morphology of thick powder layer
-
表面粗糙度 Ra 0.409 μm 时，如图5b 初压后初始时刻粉末层已完全覆盖金属基体，此时主要为粉末层接触承载。10 T 和 20 T 时刻，如图2b 局部粉末层被压实，形成具有力链的致密粉末润滑层，纵向出现细条状的基体裸露区域和少量蠕滑。30 T 时刻，随着试件滑移，粉末颗粒间接触数迅速降低，爬行区的微凸体直接对摩，出现长条状的粉末剥落区，磨损严重。
-
表面粗糙度 Ra 0.175 μm 时，如图5c 初始时刻粉末层完全覆盖试件表面且局部区域粉末层重叠严重，如图2c 粉末层整体被压实，形成具有力链的致密粉末润滑层。10 T 和 20 T 时刻，重叠区的松散粉末剥落且剥落区无粉末，而上部的粉末层呈细线状滑移且部分粉末层黏附在微凸体凹坑，形成小区域的点状粉末润滑层，如图3a 配位数呈缓慢的下降趋势。30 T 时刻，中间剥落区域得到一定修复且点状边界层汇聚在一起，此时局部区域的颗粒间接触数仍较高则颗粒间能形成有承压效果的力链，具有一定润滑效果；但粉末层剥落区域扩展到整个界面，界面摩擦磨损状态恶化。
-
3.2 厚粉层的周期性形态
-
图6 显示了不同表面粗糙度下粉末层厚度为 30 μm 的粉末层周期性微观形态。粉末层厚度增大到 30 μm，对应 2d 粉末颗粒数多，约为 6 000。如图6a 初始时刻，表面粗糙度大（Ra 0.601 μm）时，在初始轴向力作用下，微凸体承载不可忽略，松散粉末平整、均匀附着在整个试件表面。10 T 时刻，如图2d 承载力链并不均匀，但右侧粉末层受到挤压可形成致密光滑的粉末润滑膜。20 T 和 30 T 时刻，上侧粉末层进一步压实、黏附在试件表面，形成大片光滑致密的润滑膜；下侧不光滑的粉末层在微凸体峰元剪切作用下，出现不规则剥落，如图3b 配位数迅速下降而粉末层初始填充充分，剥落区域中仍有粉末，未出现金属基体，粉末层能起到一定润滑效果。
-
如图6b 表面粗糙度 Ra 0.409 μm 时，10 T 时刻在正压力作用下左侧形成承载良好、光滑致密的局部粉末层，但有少量划痕，如图2e 颗粒间力链承载均匀。20 T 和 30 T 时刻，表面松散粉末逐步被压实到微凸体凹坑，虽有少量的划痕和点状剥落，如图3b 颗粒间接触数和配位数能长时间保持一定值，界面整体形成完整、致密的粉末润滑膜。此时粉末润滑层在剪切过程中起主要作用，整体润滑效果良好。说明较大的粉末层厚度和适当的表面粗糙度，有利于形成良好的粉末润滑膜。
-
如图6c 表面粗糙度 Ra 减小到 0.175 μm 时，轴向力作用下如图2f 粉末层压缩效果明显，微凸体承载忽略，10 T 时刻沿运动方向出现条状润滑膜。20 T 和 30 T 时刻，中部区域仍有松散粉末层，但条状润滑膜迅速扩展，整个界面基本形成润滑层。局部区域有松散粉末，表明表面粗糙度过小而粉末层厚度过大，粉末无法大量储存。如图3b 此时粉末颗粒间的接触数迅速降到定值，且大颗粒导致承载不均匀，接触界面出现划痕，不易形成厚度均匀且致密的粉末润滑层，润滑效果反而不理想。
-
3.3 下试件的粉末层形态
-
为进一步分析粉末层厚度和表面粗糙度对粉末层微观变化的影响，有必要观察试验后的下试样表面粉末层形态。图7a 对应图5b 严重磨损界面的下试件粉末层形态，出现严重磨痕且粉末层剥落，这是因为此时试件间的微凸体直接接触，沿滑移方向接触区域产生较大摩擦力，形成多条严重磨痕，润滑效果很差。图7b 对应图6a 部分剥落界面的下试件粉末层形态，沿滑移方向有小块粉末润滑膜剥落，剥落润滑膜的最大宽度为 50 μm 以上且无明显磨痕，此时接触区域变大，局部区域能形成一定润滑膜。图7c 对应图6b 完整粉末层界面的下试件粉末层形态，出现多条细小润滑膜且最大宽度为 50 μm 以下，此时试件间形成粉末润滑膜，润滑效果良好。
-
图7 下试件的粉末层形态
-
Fig.7 Powder layer morphology of lower specimens
-
3.4 摩擦界面的三维形貌
-
利用共聚焦激光扫描显微镜（VK-X250）观测上试件的三维形貌及特征参数，分析不同粉末层状态的润滑机理。图8 为上试件表面的三维形貌图，表3为上试件表面的表面算数平方高度Sa和最大高度 Sz。图8a 对应图5b 严重磨损界面的三维形貌图，此时粉末润滑层严重磨损，试样表面的算数平方高度 Sa 为 6.91 μm，最大高度 Sz 为 37.00 μm，峰顶和峰谷高度相差很大，粉末层平整性差。图8b 对应图6a 部分剥落界面的三维形貌图，粉末润滑膜形成后发生剥落，算数平方高度 Sa 降低到 4.28 μm，试件表面最大高度 Sz 减小到 23.81 μm，表面平整度仍较差。图8c 对应图6b 完整粉末层界面的三维形貌图，试件表面的算数平方高度 Sa 降低到 0.98 μm，最大高度 Sz 减小为 12.84 μm，摩擦接触界面只有少量微小凸起和凹坑，整体平整度好，表明此时形成平整性很好的粉末润滑膜。
-
图8 摩擦界面的三维形貌图
-
Fig.8 3D topography of the friction interface
-
3.5 粉末层表面的元素分析
-
为更进一步地分析粉末润滑界面的润滑机理，利用扫描电子显微镜（SEM）对上试件试验后的严重磨损、部分剥落和完整三种状态的微观形貌观测。如图9 所示，图中灰色区域为碳元素，黑色区域为铁元素。表4 为能谱仪（EDS）分析对应上试件的三种状态粉末层元素质量分数。对应图5b 界面严重磨损部分的状况如图9a 所示，碳元素占 59.12%，而铁元素占 30.48%，说明磨损后表面出现大面积的金属基体裸露，粉末层严重破坏。对应图6a 粉末层部分剥落的状况如图9b 所示，碳元素增加到 73.74%，铁元素减小到 20.27%，碳元素均匀分布在摩擦界面，表明粉末层覆盖区域增加，粉末层部分剥落，粉末润滑层可形成但易破坏，只能起到一定的润滑效果。对应图6b 界面，随着粉末层厚度增加和表面粗糙度适当，如图9c 所示，此时界面主要为碳元素，质量分数为 91.81%，说明完整致密的润滑膜形成，显著改善摩擦副的润滑效果和摩擦特性。
-
图9 粉末润滑界面的扫描电子显微镜图
-
Fig.9 SEM surface images of the powder lubricated interface
-
4 摩擦特性分析
-
4.1 摩擦特性分析
-
图10 所示为不同表面粗糙度下粉末层厚度为 15 μm 的承载和摩擦因数特性曲线图。如图10a 粉末层厚度较小时，颗粒数少且接触少，微凸体承载不可忽略不计，表面粗糙度大（Ra 0.601 μm）承载呈增加趋势。此时发生擦伤和点状剥落等现象，微凸体直接承载，粉末润滑效果差。表面粗糙度小 （Ra 0.175 μm）时，粉末层覆盖微凸体，颗粒间接触数增加，此时主要是粉末层承载，10 个行程后粉末层破坏，承载能力降低。
-
如图10b 所示，表面粗糙度大（Ra 0.601 μm） 时，摩擦因数先增加后趋于定值。这是因为前 20 个行程发生局部破坏，粉末颗粒间接触数迅速下降，此时微凸体峰元直接接触剪切，摩擦因数迅速上升； 20 个行程后发生擦伤等现象，局部微凸体持续剪切，而轴向载荷较小则产生的横向剪切力较小，不足以使金属基体的峰顶磨损，因此摩擦因数保持不变。表面粗糙度小（Ra 0.175 μm）时，摩擦因数先增加后趋于定值。这是因为前 10 个行程，重叠堆积的粉末层大块剥落，金属基体承载，摩擦因数骤增； 20 个行程后，如图3b 粉末颗粒接触数较多且持续时间长能形成局部粉末润滑层，摩擦因数趋于定值，但摩擦因数较大。表明粉末层厚度较小时，粗糙度越小摩擦特性越好，但界面摩擦磨损状况恶劣，润滑效果差。
-
图10 薄粉层的摩擦特性曲线图
-
Fig.10 Friction curve of the thin powder layer
-
图11 所示为不同表面粗糙度下粉末层厚度为 30 μm 的承载和摩擦因数特性曲线图。如图11a 表面粗糙度过大（Ra 0.601 μm）和过小（Ra 0.175 μm） 时，承载波动都较大。这是因为表面粗糙度过大，微凸体剪切力增大，粉末润滑层容易破坏；而表面粗糙度过小，如图2f 粉末层初始压缩严重，粉末层较薄则接触数迅速降低，试件往复运动多次才能剪切界面多余的松散粉末，载荷波动也较大。表面粗糙度适中（Ra 0.409 μm）时载荷波动较小，说明粉末润滑层承载均匀、稳定性好且润滑性能良好。
-
如图11b 表面粗糙度过大（Ra 0.601 μm），摩擦因数先增加后下降趋于较大值，说明初始微凸体剪切明显，粉末润滑层形成后主要为粉末层剪切，部分区域粉末润滑层已起到一定的润滑效果。表面粗糙度减小（Ra 0.409 μm），摩擦因数先增加后降低并趋于较小值，这是因为粉末润滑层形成前，正压力作用松散粉末被压实，粉末接颗粒发生滚动和滑动，粉末层剪切力上升；粉末润滑层形成过程，如图3b 粉末接触数较大则配位数较大且持续试件长，摩擦因数降低到较低值，最终润滑效果良好。
-
图11 厚粉层的摩擦特性曲线图
-
Fig.11 Friction curve of the thick powder layer
-
4.2 真实接触面积比分析
-
真实接触面积比是表征试件磨损状况的重要参数，可采用 MATLAB 对摩擦界面粉末层图像进行灰度、二值化处理，阈值迭代计算出真实接触面积比[15，17]。
-
图12 所示为不同表面粗糙度和粉末层厚度的摩擦界面真实接触面积比变化曲线。试件表面粗糙度 Ra 0.409 μm，粉末层厚度 15 μm 时，如图5b 此时颗粒数少则金属基体裸露，微凸体直接接触承载，真实接触区域为微凸体接触承载区，10 个行程时真实接触面积比为 5.62%，30 个行程后真实接触面积比增加到 19.13%。粉末层厚度增大到 30 μm 时，颗粒数和颗粒接触数多则配位数大且持续时间长，能形成减摩抗磨性能良好的粉末润滑层。图6a 表面粗糙度 Ra 0.601 μm 时，此时粉末层承载占主体，20 个行程时真实接触面积比达到 48.10%，表明轴向正压力作用下，随着试件间相对滑移形成局部粉末润滑膜。20 个行程之后真实接触面积下降到 38.86%，这是因为试件表面粗糙大，微凸体峰值较大，峰元剪切力大，粉末润滑膜易破坏，润滑效果差。而表面粗糙度 Ra 0.409 μm 时，真实接触面积随行程数增加呈上升趋势，20 个行程时，真实接触面积比达到 64.76%，如图6b 粉末润滑膜初步形成。30 个行程时，真实接触面积比增大到 86.96%，表明接触界面已形成平整、稳定且润滑性良好的粉末润滑膜。
-
图12 真实接触面积比的变化曲线
-
Fig.12 Variation curve of true contact area ratio
-
5 结论
-
（1）基于离散元法，建立数值模型分析不同粉末层厚度和粗糙度的初压力链、配位数；再利用面接触原位观察试验机观测 30 个行程粉末层的形态、摩擦特性参数和真实接触面积比，探究不同工况下的粉末润滑层形成机理。
-
（2）薄粉层的摩擦接触界面颗粒数和接触少，配位数迅速下降、力链持续时间短，易发生擦伤、分层剥落等现象，微凸体直接接触，摩擦磨损状态恶劣。厚粉层时颗粒数和接触多，配位数降低缓慢、力链持续时间长，尤其是选择适当的表面粗糙度，载荷波动较小、真实接触面积比大且粉末层含碳量高，能形成致密、完整的粉末润滑膜。
-
（3）在试验工况下，粉末层厚度为 30 μm、表面粗糙度 Ra 0.409 μm 时，摩擦接触界面的力链分布均匀，配位数大且持续时间长，此时粉末润滑层平整、稳定且致密。
-
（4）研究结果可为航空航天和高温成型等恶劣环境的摩擦界面能形成平整、稳定且润滑性能良好的粉末润滑膜提供理论指导和机理分析。未来将进一步完善不同工况条件下摩擦界面的原位观测和离散元模型，分析其润滑机理。
-
参考文献
-
[1] 马利杰,逄明华,冯启高,等.颗粒流切削润滑研究现状及展望[J].表面技术,2021,50(1):208-220.MA Linjie,PANG Minghua,FENG Qigao,et al.Review and prospect of particulate flow cutting lubrication[J].Surface Technology,2021,50(1):208-220.(in Chinese)
-
[2] 孙繁新,史彦斌,蒲吉斌,等.苛刻空间环境下固体润滑涂层在谐波齿轮减速器表面的服役性能评价[J].中国表面工程,2023,36(5):76-87.SUN Fanxin,SHI Yanbin,PU Jibin,et al.Service performance evaluation of solid-lubrication coating on harmonic gear reducer surface in harsh space environment[J].China Surface Engineering,2023,36(5):76-87.(in Chinese)
-
[3] WORNYOH E Y A.JASTI V K,HIGGS C F.A review of dry particulate lubrication:powder and granular materials[J].Journal of Tribology,2007,129(2):438-449.
-
[4] 刘清,温彤,欧文学.钛合金热成形的玻璃纤维布润滑材料热防护特性[J].锻压技术,2016,41(9):106-110.LIU Qing,WEN Tong,OU Wenxue.Thermal protection characteristics of glass fiber lubricant in hot forming of titanium alloys[J].Forging & Stamping Technology,2016,41(9):106-110.(in Chinese)
-
[5] 冯朝辉,胡兴华,郭鸿镇,等.Ti-1023 钛合金等温超塑性锻造的防护润滑技术研究[J].锻压技术,2011,36(1):111-114.FENG Chaohui,HU Xinghua,GUO Hongzhen,et al.Study on protective lubricant technology for isothermal super plastic forging of Ti-1023 titanium alloy[J].Forging Technology,2011,36(1):111-114.(in Chinese)
-
[6] 朱正兴,候早,刘秀波,等.激光制备自润滑复合涂层及摩擦学性能研究进展[J].中国表面工程,2021,34(5):117-130.ZHU Zhengxing,HOU Zao,LIU Xiubo,et al.Research progress of self-lubricating composite coatings prepared by laser and their tribological properties[J].China Surface Engineering,2021,34(05):117-130.(in Chinese)
-
[7] SIEGMANN E,ENZINGER S,TOSON P,et al.Massively speeding up DEM simulations of continuous processes using a DEM extrapolation[J].Powder Technology,2021,390:442-455.
-
[8] 孟凡净,刘华博,花少震.颗粒间摩擦对颗粒流润滑影响的力学机制[J].工程力学,2021,38(4):2221-2229.MENG Fanjin.LIU Huabo,HUA Shaozhen.Mechanical mechanism of influence of inter-granular friction on granular lubrication[J].Engineering Mechanics,2021,38(4):221-229.(in Chinese)
-
[9] 解挺,江凯,丁亚.填料粒径对 Cu/PTFE 复合材料摩擦学性能影响的数值模拟[J].摩擦学学报,2016,36(1):35-41.XIE Ting,JIANG Kai,DING Ya.Numerical simulation of influence of filler size on tribological properties of Cu/PTFE composites[J].Tribology,2016,36(1):35-41.(in Chinese)
-
[10] YANG B,WANG W,LIU K,et al.Observation and analysis of micro-behavior characteristics and element contents during boundary layer evolution under powder particulate lubrication[J].Tribology Letters,2016,64(2):1-9.
-
[11] MENG F J,PANG M H,HUA S Z,et al.Experimental study on nonlinear friction behavior of granular flow lubrication[J].Results in Physics,2022,38:1-17.
-
[12] SCHARF T W,SINGER I L.Monitoring transfer films and friction instabilities with in situ Raman tribometry[J].Tribology Letters,2003,14(1):3-8.
-
[13] 孙士斌,强强,王东胜,等.TMCP 型FH36级船用钢板在不同温度下的摩擦磨损性能研究[J].摩擦学学报,2023,43(4):1-15.SUN Shibin,QIANG Qiang,WANG Dongsheng,et al.Friction and wear properties of TMCP FH36 marine steel plate at different temperatures[J].Tribology,2023,43(4):1-15.(in Chinese)
-
[14] DESCARTES S,GODEAU C,BERTHIER Y.Friction and lifetime of a contact lubricated by a solid third body formed from an MoS1.6 coating at low temperature[J].Wear,2015,330:478-489.
-
[15] PUDJOPRAWOTO R,DOUGHERTY P,HIGGS C F.A volumetric fractional coverage model to predict frictional behavior for in situ transfer film lubrication[J].Wear,2013,304,173-182.
-
[16] MURARSH B,VARENBERG M.Tribometer for in situ scanning electron microscopy of microstructured contacts[J].Tribology Letters,2011,41(2):319-323.
-
[17] 孔俊超,王伟,王伟,等.粉末润滑界面的原位观察及润滑机制[J].中国机械工程,2018,29(8):971-978.KONG Junchao,WANG Wei,WANG Wei,et al.In situ observation and lubrication mechanism of powder lubrication interfaces[J].China Mechanical Engineering,2018,29(8):971-978.(in Chinese)
-
[18] KONG J C.Numerical simulation and experimental study on adhesion effect of powder lubricating layer[J].Industrial Lubrication and Tribology,2023,75(5):578-587.
-
[19] WANG W B,WANG W,LIU K.Analysis of mechanical properties of large particles in contact process and their impact on powder lubrication[J].Tribology-Materials,Surfaces & Interfaces,2015,9(2):99-104.
-
[20] KALIN M,ZUGEL J B,LAMU M,et al.Elastic and plastic deformation of surface asperities and their load-carrying mechanisms during the formation of a real contact area[J].Tribology International,2023,178:1-17.
-
摘要
固体粉末润滑剂可用于航空航天和高温成型等恶劣环境，润滑剂的润滑特性已成为制约大型锻件成形的关键因素。建立离散元数值模型分析不同粉末层厚度和粗糙度的初压力链和配位数，再利用面接触原位观察试验机分析 30 个行程中粉末层形态、摩擦特性参数和真实接触面积比。结果表明：粉末层厚度为 15 μm 时，易发生擦伤、点状剥落和分层剥落等，部分区域金属基体初始裸露，摩擦因数先增加后趋于定值，主要为微凸体直接接触承载，接触界面颗粒数少、配位数迅速下降、力链持续时间短，摩擦磨损状态恶劣。粉末层厚度为 30 μm 时，粉末完全覆盖接触区域，摩擦因数先增加后降低，真实接触面积比大，界面颗粒数多、配位数降低缓慢、力链持续时间长，载荷波动较小且真实接触面积比大，摩擦磨损状态良好。选取较大粉末层厚度（30 μm）和适当的表面粗糙度（Ra 0.409 μm）时，粉末平整性好且碳元素含量高，接触界面的力链分布均匀，配位数大且持续时间长，能形成平整、稳定的粉末润滑膜。基于离散元数值模拟和光学原位观测研究不同粗糙度和粉末层厚度的摩擦接触界面摩擦特性，可为机械工程领域的接触界面形成平整、稳定且润滑性能良好的粉末润滑膜提供理论指导和机理分析。
Abstract
Solid powder lubricants are used in aerospace, high-temperature molding, and other harsh environments where oil lubrication is unsuitable for mechanical engineering. It is essential to find a lubricant that protects against high temperatures, which is a key constraint in the formation of large forgings. A discrete-element numerical model was established to analyze the initial pressure chain and coordination number of different thicknesses and surface roughness of a powder layer based on the linear-bond model. The upper specimen was a 1.5 mm × 4 mm 304 pin, whereas the glass of Sailboat 7101 (25.4 mm × 76.2 mm × 1 mm) was selected for the lower specimen. The graphite spray used for the test was produced by Kangtai, Germany, and was characterized by high adhesion and temperature resistance. The specified thickness of the powder layer was obtained by repeated spraying. An M-Drive micro-stepper motor was used to drive the specimen in a linear reciprocating motion at different speeds, and a metallurgical microscope was equipped with a 10× objective lens to observe the selected powder layers in real time. The morphology, friction characteristics, and real contact-area ratio of the powder layer during 30 strokes were analyzed using an in-situ surface contact observation machine. A confocal laser scanning microscope(VK-X250) was used to observe the three-dimensional contour surface morphology of the upper specimens. The real contact-area ratio is an important parameter for characterizing the abrasion status of specimens and is calculated using the grayscale and binary modes of MATLAB. A 3D surface profilometer, scanning electron microscope, and energy-dispersive X-ray spectroscope were used to characterize the morphology and elements of the worn surfaces. The results showed that the metal matrix in the local area of the specimen was initially exposed when the thickness of the powder layer was 15 μm. The interface of the lower specimen showed severe abrasion marks, whereas the 3D morphology parameters (Sa and Sz) of the upper specimen were larger, and the carbon content was lower. Because the number of particles and the contact between particles are small, the coordination number decreases rapidly, and the force chain duration is short. Hence, abrasions, spot flaking, and stratified shedding occurred at the interface. The friction coefficient increased and then tended to a larger value, whereas the real contact area was the direct contact of asperities which reached 19.13% after 30 strokes. This indicates that the worn interface was severe, and lubrication was ineffective. When the powder-layer thickness was 30 μm, the contact area was completely covered during the initial period, and the powder-lubrication layer peeled off in subsequent periods. The interface of the lower specimen exhibited large flakes of powder, whereas the 3D morphology parameters of the upper specimen decreased, and the carbon content increased. A large number of particles and contacts leads to a slow decrease in the coordination number; therefore, the force chain lasts for a long time. The friction coefficient increased and then decreased to a small value, whereas the load was lower, and the real contact-area ratio was large. Therefore, a dense and complete powder-lubrication layer can be formed, which can provide a certain lubrication effect at this time. When the powder-layer thickness was large (30 μm) and the surface roughness was appropriate (Ra = 0.409 μm), a powder layer with good uniformity (Sa and Sz were small) and a high carbon content was formed. Along with the uniform distribution of the force chain, large number of coordination, and long duration, the powder layer was lubricated well under these test conditions. This study provides theoretical guidance and mechanistic analysis for the formation of a smooth and stable powder-lubrication layer in the machining field using numerical simulations and experimental research.
