激光加工网状微织构对不锈钢 微丝摩擦磨损性能的影响

黄明吉，张玮珺，陈平，冯少川

（1.北京科技大学 机械工程学院，北京 100083； 2.北京科技大学顺德研究生院，广东 顺德 528300）

金属橡胶是一种新型的均质弹性多孔材料，将螺旋不锈钢微丝编织、卷绕放入到模具中，经加热、加压成型[1]。它既有类似橡胶材料的弹性和阻尼性能，又保持金属的优异特性，在隔振、减振、密封、降噪等方面有着广泛应用[2]。金属橡胶材料的主要失效形式是不锈钢微丝的疲劳断裂和磨损[3]。因此，改善不锈钢微丝在干摩擦下的摩擦磨损性能，是提高金属橡胶材料使用寿命的有效途径。

表面织构化是指在零件表面加工出特定形状和尺寸的微纳米级别的凹槽或凸起的工艺[4]。研究表明，表面织构化对金属表面的摩擦磨损性能有积极影响。Li 等[5-6]讨论了不同织构纹理的形貌和面积占有率对样品表面摩擦因数的影响，提出了在表面纹理面积占有率10%的情况下，半圆环网纹表面的摩擦因数最低。Li 等[7]利用激光表面纹理化技术制造了间距不同的格子状凹槽，提出了纹理覆盖率为0.679 的样品的摩擦因数和磨损率最低。陈平等[8]从磨料的捕集和清除方面入手，解释了干摩擦条件下平行和六边形网纹样品减摩效果最好的原因。张东亚等[9-10]讨论了面密度和深度等表面织构参数对金属表面摩擦学性能的影响，提出了摩擦因数随面密度和深度的增大而增大，其研究主要面向润滑条件下的摩擦磨损，干摩擦下织构密度和深度对摩擦磨损性能的影响值得进一步研究。李亚军等[11-14]研究了激光加工表面织构对45 钢、316L 不锈钢等不同材料摩擦磨损性能的影响，提出在干摩擦和润滑条件下，表面织构化处理均可以提升金属的耐磨性。由此可见，表面织构化在提高不锈钢微丝的摩擦磨损性能方面具有一定潜力。

目前，表面织构化技术已经十分成熟，常见的织构化方法包括激光、压印、铣削/微切、表面磨粒流喷射、数控振动加工、反应性离子蚀刻、MEMS 工艺等。其中，激光加工技术具有精度较高、成本低、效率高、污染小等优势，并可用于一次性成形沟槽等网状织构[15-16]。然而，国内外关于金属微丝表面织构化的研究相对较少，因此本文使用激光加工技术在不锈钢微丝表面制备了网状微织构。相关研究证明，载荷是影响金属橡胶微丝磨损深度的因素之一[17]，本文在此基础上研究了不同深度、不同间距的网状微织构对不锈钢微丝摩擦磨损性能的影响，观察分析了磨损试件的表面形貌，以期寻找提高耐磨性的方法，从而提高金属橡胶材料的使用寿命。

1 试验

1.1 材料

试件选用直径为0.4 mm 的316L 奥氏体不锈钢微丝，材料成分如表1 所示。用LQL-F20A 激光打标机在试件表面加工出两条呈网状交叉的沟槽织构，激光打标机的参数如表2 所示。织构参数以间距和深度为变量，间距分别为200、300、400 μm，深度分别为11 μm 和25 μm，宽度为常量78 μm，试件的织构参数及编号如表3 所示，其中S0 为无织构试件。图1是用Leica-DM6A 显微系统拍摄的织构化试件表面三维形貌图，织构深度和沟槽宽度通过剖面线功能测量得到。图2 是用扫描电镜观察的不同间距织构化试件表面形貌图。激光加工完成后，用丙酮和酒精对试件进行超声清洗，以消除表面杂质和边缘凸起对试验结果的影响。

1.2 摩擦磨损试验

用往复式小行程微动摩擦磨损试验机进行试验，试验环境为室温23 ℃，空气相对湿度为35%，试验时间为60 min，每组试验重复3 次。试验开始前，将组成摩擦副的两个不锈钢微丝试件分别固定在圆柱块和工作台上，使上下两根不锈钢微丝呈60°接触，如图3 所示。试验过程中，摩擦速度为240 mm/min，直线往复行程为0.8 mm，频率为2.5 Hz，同时记录摩擦因数与磨损深度值，数据采样频率为36 Hz。试验结束后，根据采集到的离散数据绘制摩擦因数和磨损深度变化曲线，用酒精和丙酮对磨损试件进行二次超声清洗，去除附着在磨损面上的磨屑。

表1 不锈钢微丝化学成分 Tab.1 Chemical composition of stainless steel microwires wt%

表2 激光打标机参数 Tab.2 Parameters of laser generator

表3 试件织构参数 Tab.3 Texture parameters of specimens μm

图1 网状织构化试件表面三维形貌及剖面线测量结果（织构间距200 μm，深度11 μm） Fig.1 Surface 3D topography and profile measurement result of a reticulate-textured specimen (with a depth of 11 μm and a pitch of 200 μm)

图2 不同织构间距的网状织构化试件表面形貌（深度11 μm） Fig.2 Surface morphology of reticulate-textured specimens with pitches of a) 200 μm, b) 300 μm, c) 400 μm (depth of 11 μm)

图3 摩擦磨损试验机及试件接触示意图 Fig.3 Friction and wear testing machine and specimens contact

2 结果与讨论

2.1 织构深度对摩擦因数和磨损深度的影响

图4 为织构间距为200 μm、宽度为78 μm 的不锈钢微丝试件，在10 N 载荷下摩擦因数和磨损深度随织构深度的变化趋势，其中，织构深度分别11 μm（S1 试件）、25 μm（S4 试件）和无织构（S0 试件）。从图4 可以看出，磨损试验初期，三种试件的表面摩擦因数急剧增长，10 min 后进入稳定阶段，且在整个 摩擦过程中，三种试件的摩擦因数始终保持 S4＜ S1＜S0 的大小关系（图4a）。稳定磨损阶段，S0、S1和S4 的平均摩擦因数分别为0.88、0.71 和0.63（图4b）。试验初期三种试件的磨损深度均快速增长，进入稳定磨损阶段后，两种织构化试件（S1 和S4）的磨损深度逐渐趋于平稳，而无织构试件（S0）的磨损深度则持续快速上升，三种试件的磨损深度同样保持S4＜S1＜S0 的大小关系（图4c）。磨损60 min 后，S0、S1 和S4 的平均磨损深度分别为129、42、36 μm（图4d）。试验结果显示，网状织构化试件与无织构试件相比，摩擦因数和磨损深度均明显降低；织构深度为25 μm 试件（S4）的摩擦因数和磨损深度比织构深度为11 μm 试件（S1）的更低。可见，对不锈钢微丝进行表面织构化处理可以显著提升其耐磨性，在一定范围内随着表面织构深度的增加，不锈钢微丝的摩擦因数和磨损深度减小。

图4 无织构试件与织构深度11 μm 和25 μm 试件的摩擦因数和磨损深度对比（织构间距200 μm） Fig.4 Frictional coefficient and wear depth comparison of untextured specimens and specimens with depths of 11 μm and 25 μm (and pitches of 200 μm): a) frictional coefficient; b) average frictional coefficient; c) wear depth d) average wear depth

图5 为S0、S1 和S4 三种试件磨损60 min 后的表面扫描电镜照片。对比磨痕长度（平行于滑动方向）和宽度（垂直于滑动方向）可以看出，无织构试件（S0）的磨损区域更大（图5a），其磨损面上有大量不规则的凸起和凹坑，沿滑动方向的磨损痕迹十分明显（图5b）。有研究表明，不锈钢微丝在摩擦磨损过程中产生的碎屑颗粒会附着在磨损面上[18]，与滑动摩擦副形成三体摩擦磨损[8]，在磨损面上留下明显的磨损痕迹。织构深度为11 μm 试件（S1）的磨损面上没有沿滑动方向的明显磨痕（图5c），取而代之的是大量密集的、不规则的坑洼、隆起和细纹（图5d），此外还形成了少量平整凸台，这些凸台可能是滑动摩擦副磨损过程中的主要支承点。织构深度为25 μm 试件（S4）的磨损面大小与S1 相差不大（图5e），但磨损面上的不规则隆起更少，细小坑洼和细纹也更少，磨损面相对平整（图5f）。S1 试件与S4 试件在摩擦磨损性能上的不同，可归因于织构沟槽和激光热处理的共同作用。织构沟槽的作用在于收集摩擦磨损过程中产生的磨屑颗粒以减小磨损，同时有效地保护摩擦接触表面以减小摩擦，由于S4 试件的织构沟槽深度更深，沟槽对接触表面起保护作用的时间更长，收集磨屑颗粒的能力也更强[19-20]，即：S4 试件在摩擦磨损过程中可以使更多的磨粒掉入沟槽中，从而更好地保护滑动摩擦副的接触效果，更有效地减小摩擦因数和磨损深度。而激光热处理的作用在于使沟槽表面形成硬质层，高硬度的硬质层具有良好的耐磨性，且对微丝表面未经激光加工的区域具有一定的保护能力[13,21-22]。由于激光在S4 试件表面的扫描次数比S1 试件更多，S4 试件接受了更多的激光能量和更长时间的热处理，试件表面形成了硬度更高的硬质层，具有更好的耐磨性，更有效地减小了磨损深度。

图5 试件S0、S1 和S4 的磨损表面形貌 Fig.5 Surface morphology of specimens S0, S1 and S4 after wear: a) low magnification; b) high magnification of S0; c) low magnification; d) high magnification of S1 e) low magnification; f) high magnification of S4

2.2 织构间距对摩擦因数和磨损深度的影响

图6 为织构宽度为78 μm 的不锈钢微丝，在10 N载荷下摩擦因数和磨损深度随织构间距的变化趋势，其中，织构间距-织构深度分别为200 μm-11 μm（S1试件）、300 μm-11 μm（S2 试件）、400 μm-11 μm（S3试件）、200 μm-25 μm（S4 试件）、300 μm-25 μm（S5试件）和400 μm-25 μm（S6 试件）。由图6 可知，试验过程中试件摩擦因数的变化趋势基本相同，即在试验初始阶段增长较快，试验10 min 进入稳定磨损阶段后逐渐趋于平缓（图6a、6b）。进入稳定磨损阶段后，织构深度为11 μm 的试件S1、S2 和S3 的平均摩擦因数数值相近，分别为0.72、0.70 和0.71；织构深度为25 μm 的试件S4、S5 和S6 的平均摩擦因数数值也相近，数值分别为0.63、0.62 和0.62（图6c），但均低于织构深度为11 μm 的试件。试验过程中，六种试件的磨损深度也有着相似的变化，进入稳定磨损阶段后，磨损深度的增长速度较试验初期明显降低（图6d、6e）。摩擦磨损60 min 后，织构深度为11 μm的试件S1、S2 和S3 的平均磨损深度分别为41.6、42.9、42.2 μm，织构深度为25 μm 的试件S4、S5 和S6 的平均磨损深度分别为36.2、36.4、37.9 μm，均低于织构深度为11 μm 的试件（图6f）。进一步说明，在一定范围内随着表面织构深度的增加，不锈钢微丝的摩擦因数和磨损深度减小。

对比图6c 和图6f 可知，在11 μm 和25 μm 织构深度单一水平下，200～400 μm 范围内织构间距的变化对不锈钢微丝表面的摩擦因数和磨损深度影响不大，但织构深度与织构间距两因素之间存在协同作用，对不锈钢微丝的摩擦磨损性能存在细微影响。如图6f 所示，织构深度由11 μm 增加到25 μm 时，织构间距为200 μm 的试件S1 比S4 的平均磨损深度减小了5.4 μm，织构间距为300 μm 的试件S2 比S5 减小了6.5 μm，而织构间距为400 μm 的试件S3 比S6只减小了4.3 μm，可见织构间距与织构深度对磨损深度存在协同作用。而在平均摩擦因数的变化上，织构深度由11 μm 增加到25 μm 时，间距为200 μm 的试件S1 比S4 减小了0.09，间距为300 μm 的试件S2比S5 减小了0.08，间距为400 μm 的试件S3 比S6减小了0.09，三种间距的试件在平均摩擦因数的减小量上相差不大（图6c），可见织构间距与织构深度对微丝摩擦因数的协同影响比较细微。不同的织构间距与织构深度会在不锈钢微丝表面形成不同的空间结构，空间结构的改变对摩擦磨损行为产生影响，从而得到不同的摩擦因数和磨损深度，以上结果的产生原因需要对织构间距与织构深度的协同影响机理做进一步的研究与分析。

图6 织构间距200、300、400 μm，织构深度11、25 μm 的网状织构化试件摩擦因数和磨损深度对比 Fig.6 Frictional coefficient and wear depth comparison of reticulate-textured specimens with texture pitches of 200 μm, 300 μm, 400 μm and texture depths of 11 μm, 25 μm: a) frictional coefficient of 11 μm specimen; b) frictional coefficient of 25 μm specimen; c) average frictional coefficient; d) wear depth of 11 μm specimen; e) wear depth of 25 μm specimen; f) average wear depth.

图7 是S2 和S3 试件磨损60 min 后的表面扫描电镜照片。可以看出，S2 试件磨损面没有明显的沿滑动方向的磨痕（图7a），但磨损面上的不规则坑洼和隆起非常明显，同时伴有少量细纹（图7b），这与S1（图5c）十分相似。与S1 和S2 不同，在S3 试件的磨损面上可以清楚地观察到沿滑动方向的磨损痕迹（图7c），这些磨痕是由磨料对试件表面的犁削作用导致的，这类磨料磨损对摩擦因数的影响不大，但往往会加剧磨损。然而从试验结果看，S3 试件的磨损深度与S1 和S2 相差不大，这是由于磨料磨损区域占整个磨损面的面积比较小，摩擦接触点的离散性[11]减小了磨料磨损区域对整体磨损面的影响。此外，S3试件的磨损面上同样分布着不规则的坑洼、隆起和细纹，磨损面凹凸不平（图7d）。有研究表明，粘着磨损会导致试件表面发生材料迁移，从而形成凹凸不平、不规则的磨损形貌，这种情况在干摩擦下的钢-钢对磨过程中十分常见[11]。

图7 试件S2、S3 的磨损表面形貌 Fig.7 Wear surface morphology of S2 and S3: a) low magnification of S2; b) high magnification of S2; c) low magnification of S3; d) high magnification of S3

2.3 载荷对网状织构摩擦因数及磨损深度的影响

图8 为织构深度、宽度和间距分别为11、78、200 μm 的不锈钢微丝试件（S1）的摩擦因数和磨损深度随载荷的变化趋势，其中载荷为10、15、20 N。可以看出，整体而言，S1 试件在10、15、20 N 载荷下的摩擦因数变化趋势相差不大；10 N 载荷下的试件的表面摩擦因数在试验开始阶段较小，但上升速度更快；进入稳定磨阶段后，试件在三种载荷下的摩擦因数均趋于平稳（图8a）。磨损60 min 后，三种载荷下试件表面的平均摩擦因数都稳定在0.70～0.72 之间（图8b）。由此可见，一定范围内载荷的变化对不锈钢微丝表面的摩擦因数无显著影响。磨损过程中，试件的磨损深度先快速增加后趋于平稳，增长速度逐渐变慢（图8c）。磨损60 min 后，10、15、20 N 载荷下试件的磨损深度分别为 41.4、55.1、76.3 μm （图8d），可见不锈钢微丝的磨损深度会随着接触载荷的增大而增大。

图9 是扫描电镜下观察的15 N 和20 N 载荷下的试件磨损后表面形貌。由试件表面的磨痕长度（平行于滑动方向）和宽度（垂直于滑动方向）可以计算得出，试件在20 N 载荷下（图9c）的磨痕面积（6.81× 104μm2）比15 N 载荷下（图9a）的（5.66×104μm2）更大，磨损面积大小与磨损深度大小相对应。对比10 N 载荷下的试件磨损面（图5d），15 N 载荷下的试件磨损面上出现了明显的沿滑动方向的磨损凹痕（图9b），20 N 载荷下的试件磨损面上的凹坑和细纹增多（图9d）。这是因为接触载荷的增大更易导致粘着磨损，使磨损表面出现明显的材料迁移，从而加剧磨损。

图8 10、15、20 N 载荷下的织构化试件摩擦因数与磨损深度对比 Fig.8 Frictional coefficient and wear depth comparison of textured specimens under loads of 10 N, 15 N and 20 N: frictional coefficient; b) average frictional coefficient; c) wear depth; d) average wear depth

图9 15 N 和20 N 载荷下试件的磨损表面形貌 Fig.9 Wear surface morphology of specimens under loads of 15 N and 20 N: a) low magnification of 15 N specimen; b) high magnification of 15 N specimen; c) low magnification of 20 N specimen; d) high magnification of 20 N specimen

3 结论

1）网状织构化试件的表面摩擦因数和磨损深度较无织构试件更小，对不锈钢微丝表面进行网状织构化处理可以显著改善其摩擦磨损性能。

2）试件表面的织构深度越深，摩擦因数和磨损深度越小，在一定范围内增加织构深度可以提高不锈钢微丝表面的耐磨性。

3）随着试件表面织构间距的减小，摩擦因数和磨损深度变化不大，一定范围内织构间距的变化对不锈钢微丝的摩擦磨损性能无显著影响。

4）织构间距与织构深度对不锈钢微丝的摩擦磨损性能具有细微的协同影响。

5）不锈钢微丝的磨损深度与外载荷呈正相关，载荷大小对微丝摩擦因数的影响不大。