表面摩擦性能（精选8篇）
表面摩擦性能 篇1
摘要：从力学角度对织物表面粗糙度分析, 利用旋转法测试系统对机织物表面摩擦性能进行测试, 研究表明采用球面摩擦头, 利用旋转法测试系统测试织物的表面摩擦性能可行, 它可以从织物的粗糙度等方面来反映织物的表面摩擦性能。
关键词：机织物,粗糙度,表面摩擦性能
0 引言
检测系统基于对织物摩擦性能曲线中织物各向异性特征信息与结构特征信息的分离及从力学角度对织物表面粗糙度分析, 因此更适合于选择表面纹理较为清晰的织物。由于针织物是由纱线成圈相互串套而成的, 花纹多样, 其结构特征对摩擦性能的影响较为复杂, 鉴于此, 利用旋转法测试系统对织物表面摩擦性能测试的研究, 选择的样品均采用较为紧密、硬挺的机织物。
1 实验方案设计
1.1 样本设计
本研究所采用的样品如表1所示。
1.2 实验设计
1.2.1 样品参数实验
为了对织物表面摩擦性能与其结构特征之间的关系进行研究, 需通过织物参数实验获得研究所需要的织物的基本参数, 主要测试的参数包括:织物的经纬密, 经纬纱的支数、织物紧度等实验。具体操作过程参照《纺织材料实验教程》[1]。
1.2.2 旋转法检测织物表面摩擦性能
1.2.2. 1 样品制备
将待测样品剪裁成圆形, 直径比样品台直径大5~10cm。所有样品在标准实验环境 (温度20±2℃;相对湿度65±3%) 下放置24h以上, 再进行实验 (包括对比实验) 。
1.2.2. 2 实验过程
将样品固定在样品台上, 并确定各部件均已按要求校正好, 然后选择一定的摩擦头与样品运动速度, 并设定相应的采样频率, 进行实验并采集数据。实验过程中, 为保证信号的稳定性, 样品需在采样结束后停止旋转。
将采集的原始数据导入MATLAB软件平台, 通过小波处理, 获取处理后的实验数据与曲线, 并求得相应的参数。整个检测步骤与流程如图1所示:
1.2.2. 3 实验条件
摩擦头:球面摩擦头。
正压力:为摩擦头的重量, 设定在25c N左右。
样品运动速度与采样频率。为了比较样品运动速度对检测结果的影响, 设置了三档不同的旋转速度, 并根据采样频率与线速度之间的相应关系设置相应的采样频率, 如表2所示。检测系统的标准样品运动速度设定为5.2 cm/s。
每次测试时采1600个点。在计算表面性能指标时取中间的1200个点 (约为一个旋转周期) , 减去了首尾各200个不稳定的信号采样。采样之前, 采集卡中的原始电压信号值不一定为零, 因此在每次试验之前, 需先空采样 (空采100个数据, 取平均值) 以测得每次的电压始值, 并在最终实验结果中加以去除。
2 实验数据与结果
2.1 织物结构参数实验数据
织物的结构参数见表3。
2.2 圆盘法 (球面摩擦头) 实验结果
表4的实验结果是在测试速度为5.2cm/s的情况下测试出来的。
3 结果分析与讨论
3.1 旋转法测得结果
为了便于分析, 将旋转法 (球面摩擦) 测得的12块样品的经纬向及平均粗糙度 (数据见表4) 用数据点的折线图表示, 如图2、3、4所示。
3.2 样品的运动速度对检测结果的影响
根据前人检测结果得到的经验可知, 样品运动速度对织物摩擦性能具有一定的影响作用。为了研究它们之间的关系, 在三档不同的运动速度 (v1=2.6cm/s, v2=5.2cm/s, v3=7.8cm/s) 下对样品进行测试, 对旋转法测试系统在三种速度下的粗糙度值进行相关性分析, 结果见表5、6、7。
由以上各表可知, 三种速度下, 经向、纬向及平均粗糙度都有较好的相关性。
3.3 样品的结构参数对织物粗糙度的影响
织物的粗糙度与织物本身的结构必定存在着密切的联系, 织物经纬向纱线的细度相差的越多, 则织物表面的粗糙度应该越粗糙。为了研究它们之间的关系, 将经纬向纱线的细度之差的绝对值与旋转法测得的粗糙度的平均值之间进行相关性分析, 结果见表8。
经过相关性分析可以看到, 织物经纬向纱线细度之差的绝对值与织物粗糙度的平均值具有一定的相关性, 且其绝对值越大, 织物表面越粗糙。
4 结语
本试验完善了利用旋转法测试系统对织物表面摩擦性能测试的研究, 证明利用旋转法的测试系统测得的织物表面的摩擦性具有较好的相关性。通过研究, 得到以下几点结论。
4.1 本研究采用的是球面摩擦头, 因为球面摩擦头接近于点摩擦, 可以嵌入织物的纹理中, 可以更敏感的感知织物的纹理结构。
4.2 本研究引入了粗糙度平均值来评价织物的粗糙度, 由于日常生活中, 在评价织物的手感时, 通常是以手作用在织物的表面, 同时以打圈的方式来感知织物的表面性能, 因此单独的以经向或纬向来评价织物的粗糙度也是不全面的, 所以本研究取经纬向粗糙度的平均值作为评价织物粗糙度的指标之一。
4.3 本研究的结果表明, 利用旋转法测试系统测试织物的表面摩擦性能可行, 它可以从织物的粗糙度等方面来测试织物的表面摩擦性能。
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《产业用纺织品》编辑部
参考文献
[1]黄贤武.传感器原理与应用[M].成都:电子科技大学出版社, 2004.
表面摩擦性能 篇2
采用超声喷丸焊后处理工艺分别对7075-T651铝合金母材及搅拌摩擦焊焊接接头进行了处理,并与其原始状态进行了疲劳对比试验.对比疲劳性能试验结果证明该处理技术可用于提高7075-T651铝合金母材及搅拌摩擦焊焊接焊接接头试件的疲劳性能.
作 者：张新华 曾元松 王东坡 Zhang Xinhua Zeng Yuansong Wang Dongpo 作者单位：张新华,曾元松,Zhang Xinhua,Zeng Yuansong(北京航空制造工程研究所)
王东坡,Wang Dongpo(天津大学材料科学与工程学院)
表面摩擦性能 篇3
由于纺织品是各向异性的材料, 现有的检测系统对织物进行检测时大都需要对织物的经纬向分别进行测量, 但纺织品在日常的使用过程中不可能只是发生经、纬两个方向的摩擦, 各个方向上可能都会发生摩擦。据此, 本研究采用了圆盘法测试系统。该系统的特点就在于它的运动方式是旋转的, 不但涵盖了织物的经纬向, 同时也包含了经纬向的正逆两个方向, 这种运动方式更贴近于日常生活中纺织品的摩擦方式。
1 检测原理
测试方法如图1所示, 织物固定在圆盘形的样品台1上, 实验中样品台在驱动系统的传动下作匀速旋转运动。摩擦头2自由套在与力传感器3相连的一根钢棒底端, 钢棒保持竖直放置, 使摩擦头能够自由下落, 以其自身重力作为施加到织物上的正压力, 从而确保实验过程中正压力始终保持不变。
当被测织物随样品台开始作匀速旋转时, 织物与摩擦头发生相对滑移, 它们之间产生的摩擦力通过力学传感器即时转换为模拟电信号, 经放大电路放大信号后送入信号采集系统, 利用A/D转换器将模拟信号转换成数字信号, 通过计算机软件提取出来, 进行运算处理, 即可得到织物的摩擦性能曲线。信号转换的流程示意图如图2所示。
可以看到, 此方法中样品的运动方式由传统的来回往复运动变为圆周运动, 这样仅需一个旋转周期, 即可测得织物在各个方向上的表面摩擦性能, 同时也涵盖了正反两个方向的摩擦。如图3所示。
由于织物的各向异性特征, 理论上, 织物在旋转一周的过程中, 与摩擦头之间产生的摩擦力值各不相同, 其摩擦系数变化应遵循一定的规律。如图4所示, 在样品的一个旋转周期中, 当织物与摩擦头之间的相对滑移方向为经向 (位置1) 时, 此时检测到的摩擦系数值为其经向摩擦系数;经过1/4个圆周后, 织物与摩擦头发生纬向摩擦 (位置2) , 此时的摩擦系数值为其纬向摩擦系数;再经过1/4个旋转周期, 又回到经向 (位置3) , 但此时的方向与上一次的经向摩擦方向完全相反。在剩下的半周中, 织物与摩擦头之间的摩擦轨迹与前半周基本一致, 而方向则完全相反。
2 检测系统的结构
测试系统可分为两大部分:实验平台和信号采集系统, 其总体结构与流程如图5所示。
2.1 实验平台各部分的设计与实现
根据前面的模型设计, 研制了满足本测试方法要求的实验平台, 主要由样品台、驱动系统和力传感系统这几部分组成。
2.1.1 样品台部分
样品台为一钢制圆形平台, 厚度约为10mm, 台面直径为15cm。检测过程中样品用一个可调节尺寸的圆环箍固定在样品台上。
摩擦头自由垂落在样品台上, 距样品台圆心5cm。由于摩擦头是套在钢棒底端的, 因此可根据不同的需要进行更换。采取的球面摩擦头, 它与布面之间的接触接近于点面接触, 可以模拟人的手指尖与织物表面之间的摩擦形式, 如图6所示。球面摩擦头曲率为0.2mm-1, 直径为5mm, 基本满足检测织物表面粗糙纹路对摩擦结果影响的测试需要。
摩擦测试中的另一个重要条件是正压力。摩擦时, 若织物受到的正压强, 即单位面积内的正压力过大, 可能会产生耕犁或刨刮作用, 过小则产生飘滑等影响, 结合本系统的摩擦头面积和KES系统的正压力设计, 将正压力设定在25cN左右。
2.1.2 驱动系统
该系统由驱动电机和机械传动两部分组成。
2.2 信号采集系统
通过力学传感器将摩擦力信号转换成模拟电压信号之后, 需要将这些信号输入计算机内进行分析处理, 以便求取所需要的测量结果。
由于传感器获得的电压信号是按时间连续变化的模拟量, 计算机无法对其进行识别, 因此必须先对模拟信号进行采样, 通过A/D转换将其转换成计算机可识别的离散数字信号。
2.2.1 信号采集系统的环境
系统采用的是台湾研华公司的PCI-1710高速数据采集卡。数据信号的采集和分析处理都将以计算机为运行平台, 因此一个好的计算机配置能有效的提高整个测试系统的性能。基于存储、处理速度以及操作系统方面的要求考虑, 采用了如下的计算机配置:
CPU:PentiumⅢ以上;
内存:256M以上;
操作系统:Microsoft Windows 2000以上。
2.2.2 信号采集
2.2.2.1 采样与A/D转换
将模拟信号表示为一个连续的时间函数X (t) [如图7 (a) 所示], 采样即抽取模拟信号在某一时刻t的瞬时函数值x* (t) [如图7 (b) 所示], 由于x* (t) 仅对时间是离散的, 信号的值仍然是模拟量, 故称其为时域离散的模拟信号。然后通过A/D (模/数) 转换器将其转换为数字信号x (nT) [如图7 (c) 所示]。A/D转换是对离散模拟信号的量化与编码, 即把采样得到的离散幅值经过舍、入的方法变换为有限数字并转换为计算机可识别的二进制数字, 其量化精度取决于最小的量化单元。
2.2.2.2 采集系统的工作参数设置
系统中, PCI-1710数据采集卡模拟量接入方式为单通道差分式, 我们选择模拟量输入通道AI0和模拟量接地AIGND。根据检测系统的特点, 数据采集卡选择非循环采集方式为系统的模拟量输入控制方式。
2.2.2.3 数据传递方式
在A/D转换过程中, 由于检测系统对采样速度有一定要求, 因此采用中断数据传递方式, 此方式的数据转换在后台运行, 减少了CPU的使用, 加快了数据的转换速度。PCI-1710卡上有一个先入先出 (FIFO) 缓冲器, 可存储4K的采样数据。
2.2.2.4 数据类型与存储格式
系统选取电压数据 (Voltage data) 作为采集信号的数据类型。为了便于后期的分析处理, 必须将数据输出到计算机系统中。系统在原有的VC程序基础上进行二次开发, 将数据提取并进行存储, 设定其存储格式为*.dat。
2.2.2.5 采样频率与采样个数
考虑到织物各方面的因素, 采样频率在100~300Hz之间。具体设置根据实验条件。
采样个数是指一个采样循环中采集到的数据量, 一般应不大于缓冲器的容量。对于本检测系统, 由于要获得织物在一个完整旋转周期内的摩擦信号, 因此, 采样个数一般应大于织物在一周内的采样点数。
数据采集系统的整个采集过程的程序流程如图8所示。
2.3 摩擦曲线的获取
在上述测试系统上进行对样品的实测实验, 通过对采集到的数字信号进行运算处理, 可得到织物旋转一周的表面摩擦系数-角位移曲线图。
图9中a、b分别为8号样品纯棉2/1斜纹和12号样品涤棉2/1斜纹与球面摩擦头发生摩擦的动摩擦系数-位移散点曲线图。
从上图中可以看出, 样品的摩擦系数曲线呈现大周期的波动, 前半周 (0~π) 与后半周 (π~2π) 波形较为相似, 且有明显的波峰和波谷。这与图4的机理分析中织物作圆周运动的周期性摩擦规律相一致, 很好地反映出了织物的各向异性特征。
3 结语
从试验分析可以看出, 摩擦曲线在大周期的波动上还产生了十分明显的小周期波动, 反映了织物表面的凹凸纹理结构特征, 与理论摩擦曲线十分吻合, 说明设计的旋转法检测系统的可行性;同时, 为了完善本检测系统, 获得织物的摩擦曲线后, 还需要从中提取参数来量化织物的表面摩擦性能, 以便可以对不同的织物之间及相同织物在不同的检测速度下的检测结果做定量的对比。
摘要：从力学角度对织物表面粗糙度分析, 介绍了旋转法检测系统的检测原理, 分析了检测系统的结构, 结果表明设计的旋转法检测系统可行。
关键词：机织物,检测,表面摩擦性能
参考文献
[1]周建萍, 陈晟.KES织物风格仪测试指标的分析及应用[J].现代纺织技术, 2005, (6) :37-40.
表面摩擦性能 篇4
铝酸盐磷光材料具有发光效率高、余辉时间长、化学稳定性优异和无放射性等特点,是一种性能优良的长余辉发光材料[1]。将铝酸锶磷光粉和高铝青铜粉末复合制备的新型铜基复合材料不但具有高铝青铜合金粉末良好的耐磨耐蚀性能,而且磷光材料可赋予复合材料优异的发光指示性能。通过热喷涂工艺将磷光粉与铜基粉末复合制备复合材料,应用于大型部件的工业模具表面,可方便、快速达到实现检测复合材料磨损状况的目的[2]。为了研究磷光粉在热喷涂复合材料中的应用效果,首先选择温度较好控制的热压烧结工艺进行前期实验。但在利用热压烧结技术制备铜基复合材料的过程中发现材料的发光性能较混合粉末的发光性能有很大程度的降低,其原因在于,SrAl2O4∶Eu2+,Dy3+中的激活剂粒子Eu2+在高温状态下极易被氧化为Eu3+,磷光粉丧失余辉性能;此外高温下电子的跃迁过程过于活跃使其在复合与释放过程中逃逸或丧失大量电子,导致激发态电子跃迁强度降低,从而导致部分磷光粉发光降低甚至丧失[3]。在混粉过程中,磷光粉与合金粉末中存在的导致磷光粉猝灭的Fe、Co、Ni等粒子直接接触,也将造成磷光粉的接触性猝灭。所以有必要采用粉体表面改性技术对磷光粉进行保护,磷光粉表面包覆是目前最常见的粉体表面改性技术。Tuan A D[4]将SiO2包覆到白色磷光粉[Ca5(PO4)3(ClF):Sh,Mn]上为磷光粉的包覆改性奠定了基础。近年来磷光粉表面包覆被广泛用于改善磷光粉耐水性差的问题,吕兴栋[5]、侯志青[6]等学者在磷光粉表面包覆SiO2,有效提高了磷光粉的抗水解性能。黄志良[7]则在硅酸锶镁表面包覆了一层氧化物,提高了磷光粉的耐热性能,拓宽了磷光粉包覆的应用范围。将透明无定形SiO2作为包覆物包覆在磷光粉表面,可在不明显改变磷光粉发光性能的情况下有效改善磷光粉表面缺陷,阻止金属粒子与磷光粉颗粒的直接接触,对磷光粉起到保护作用[8]。同时包覆层物质将磷光粉与外界隔绝开,避免高温下磷光粉被氧化而丧失余辉性能。
本研究采用溶胶-凝胶包覆法,以正硅酸乙酯(TEOS)为硅源对磷光粉进行了表面SiO2包覆,通过对磷光粉的包覆效果进行表征及包覆磷光粉制备的复合材料的发光性能和力学性能进行研究,考察包覆磷光粉在高温下制备复合材料中的应用效果。
1 实验
1.1 材料
高铝青铜合金粉末(Cu-14Al-X)由兰州理工大学合金粉末责任有限公司采用气雾化法制备而成,粉末成分(质量分数)为:Cu 80.3%,Al 14.0%,Fe 3.5%,Mn 1.2%,其他1.0%,选取粒径75μm粉末待用。磷光粉末选用SrAl2O4∶Eu2+,Dy3+商用粉末,粒度选取75μm。包覆材料选用正硅酸乙酯(TEOS)、无水乙醇(EtOH)、蒸馏水、硝酸。
1.2 包覆原理与工艺
按5%、10%、15%、20%的包覆比将正硅酸乙酯、无水乙醇、去离子水按一定比例混合均匀,并滴加一定量的稀硝酸调节混合溶液的pH值为3.5~4.5,然后用磁力搅拌器搅拌0.5h,使混合溶液充分混合,陈化2h。将磷光粉与此透明的溶胶混合,在一定的温度下发生反应,使二氧化硅沉淀在磷光粉颗粒的表面。其水解、缩聚反应式为[9,10]:
正硅酸乙酯水解:
脱水缩聚:
脱醇缩聚:
在溶胶中加入磷光粉直到形成凝胶后停止搅拌。将凝胶放在干燥箱中干燥13h,取出放在马弗炉中300℃烧结5h后研磨得到不同包覆比例的包覆磷光粉。
按照体积比3∶7的比例将包覆前及不同包覆比磷光粉和高铝青铜粉末充分混合,由于包覆前后磷光粉的松装密度发生变化,磷光粉的加入量也发生变化(见表1)。滴加2.5%的石蜡,分别用TD-2型三维涡流混粉机混粉1h,分别取一定量的混合粉末放入烧结模具烧结包覆前后磷光复合试样,烧结温度750℃,烧结压力21.21MPa,保温时间6min。制备10mm×10mm×8mm检测试样及Φ70mm×7mm的摩擦试样。
1.3 性能检测
采用JSM-6700F场发射扫描电镜观察包覆前后磷光粉的表面形貌及复合材料形貌,利用D/MAX2500PC型X射线衍射仪对包覆前后磷光粉进行物相分析,采用F97pro荧光分光仪测试包覆前后磷光粉的发射光谱及余辉曲线。样品在254nm紫外光下激发30s,撤去光源,在暗室中用佳能600D拍摄涂层的宏观光学照片。采用MMW-1A销盘式磨擦试验机、MS105DU电子天平测定复合材料的摩擦系数及磨损量,磨擦试验机工作载荷为35N,工作速度为80r/min,磨损时间为1h,对磨件为304不锈钢,每种工艺下3个试样取平均值。
2 结果与讨论
2.1 磷光粉包覆前后性能分析
2.1.1 包覆形貌
图1(a)、(b)为包覆比为10%磷光粉包覆前后扫描电镜形貌照片,可以看出包覆前磷光粉呈浅灰色,粉体表面比较粗糙,边缘呈不规则状。包覆后磷光粉表面出现深黑灰色二氧化硅包覆层物质,粉体表面光滑、平整。SiO2包覆降低粉体间的表面活性,使颗粒的分散性较好,避免磷光粉团聚[11]。在研磨过程中除有部分包覆磷光粉包覆层脱落外,大多数磷光粉包覆完整。表2为图1中1、2区域能谱分析元素质量分数。由表2可以看出包覆SiO2以后,颗粒表层Si、O元素含量明显增加,Sr、Al元素含量明显减少,包覆层具有一定厚度,能谱信号无法完全穿透包覆层检测到磷光粉成分,证明了SiO2在磷光粉表面形成包覆层。
2.1.2 物相分析
图2为包覆前后及不同包覆比的磷光粉的XRD分析图谱。图2中只出现了SrAl2O4的衍射峰,包覆后磷光粉衍射峰的形状和宽度几乎没有发生变化。但随着包覆比的增加,衍射峰强度出现递减的现象。由于磷光粉表面形成连续致密的SiO2薄膜,对检测的X射线起到了遮挡作用[12],并且随着包覆比的增加包覆厚度增加,这种作用越明显。不同包覆比样品中并没有明显的SiO2衍射峰和其他衍射峰出现,说明SiO2在SrAl2O4表面作用只有物理作用(范德华力),没有新的化学键和结构生成,包覆的SiO2为无定形[13]。
2.1.3 发光性能
图3(a)、(b)为不同包覆比包覆磷光粉与包覆前磷光粉在相同条件下的发射光谱曲线及余辉衰减曲线。由图3(a)发射光谱曲线可以看出包覆前后样品的峰型基本相同,显示为宽带发射,发射主峰的位置均在520nm附近,是典型的Eu2+的4f5d→5f的特征发射,包覆的膜层并没有使发射峰主峰位置发生移动,只是峰值高度随着包覆比的增大略有降低,因为大颗粒发光材料的表面效应并不明显,包覆层对材料表面缺陷的修复不足以抵消包覆层对激发和发射光的遮挡,造成包覆后粉末的亮度略低于包覆前粉末[14]。从图3(b)余辉衰减曲线可以看出包覆前后衰减趋势基本相同,余辉时间并未发生明显变化,说明磷光粉表面包覆对磷光粉的发光影响不大,并未改变磷光粉的晶体结构[15]。
2.2 磷光粉猝灭效应
图4(a)、(b)为不同包覆比及包覆前后磷光粉与高铝青铜混合粉末发光强度和对应复合材料的发光强度。由于混合粉末中金属粉末对磷光粉末的遮挡作用,导致混合粉末的发射峰强度低于混粉前包覆磷光粉粉末。随着包覆比的增加,粉末的松装密度增加,磷光粉末在混合粉末中所占比例减少(见表1),但在图4(a)中显示不同包覆比磷光粉混合粉末的发光强度均高于包覆前混合粉末,而且随着包覆比的增加发光性能越好。这说明磷光粉表面包覆可以很好地将磷光粉包裹起来,避免磷光粉与金属粒子中的Fe、Co、Ni等磷光粉猝灭剂直接接触产生猝灭[16],而且随着包覆比的增加,包覆磷光粉比例增加,包覆对磷光粉的保护作用弥补了磷光粉在混合粉末中比例降低造成的发光降低。包覆工艺有效地改善了磷光粉与金属粒子掺杂出现的接触性猝灭现象。
图4(b)为磷光粉包覆前后复合材料的发光强度,对比图4(a)可知复合材料发光强度比混合粉末有很大程度降低,由于复合材料制备过程中高温下电子的跃迁活跃,激发态电子跃迁强度降低,从而导致部分磷光粉发光减弱甚至丧失。但图4(b)所示复合材料中包覆磷光粉的发光强度明显高于包覆前磷光粉,包覆比为5%~10%时上升幅度较大,且随着包覆比的增加,包覆颗粒数目增加,复合材料的发光强度降低趋势减小,在包覆比为20%时,发射峰强度达到最高。包覆可防止磷光粉高温氧化猝灭,但是在高温下,包覆隔热作用不明显,致使部分磷光粉发光减弱甚至丧失。
2.3 复合材料性能
2.3.1 组织形貌
图5(a)、(b)分别为磷光粉包覆前后复合材料表面形貌,灰白区域为高铝青铜基体,灰色区域为磷光粉,深灰色区域为包覆物SiO2。如图5(b)所示,在复合材料中除包覆在磷光粉表面的SiO2外,还存在部分由于研磨、混粉过程中剥落的SiO2。可以发现复合材料表面组织相对致密,二氧化硅包覆磷光粉均匀分布于高铝青铜基质中,与金属基质接触界面清晰,并未发生界面反应,各组元成分之间既不相容且未反应形成化合物或中间相体系,属于金属-化合物互不相溶系的固相烧结类型。图5(c)为图5(b)方框中包覆磷光粉粒子经抛磨后形貌局部放大图,从照片可以看出1所指位置为包覆磷光粉表面经抛磨后的表面,2所指位置为抛磨后SiO2包覆层,经过抛磨磷光粉表面的包覆物已经被磨掉,与周围未被抛磨掉的SiO2包覆层构成明显的核壳结构,说明包覆磷光粉存在于复合材料中。表3为图5(c)1、2所指位置元素质量分数,由于2位置所在区域为包覆层,Si、O元素含量明显较高,1位置除存在组成SrAl2O4的基本元素外还存在抛磨过程中粘在磷光粉表面的Si、O元素。
2.3.2 显微硬度
复合材料显微硬度分析结果如表4所示,铝酸锶颗粒相对于高铝青铜颗粒属于硬质颗粒,经包覆以后由于包覆物SiO2具有较高的硬度,包覆颗粒硬度进一步提高。将包覆后磷光粒子经热压烧结制备复合材料后,添加的包覆磷光颗粒弥散分布于高铝青铜基质之间会显著提高复合材料硬度,对材料有一定的复合强化效果。
2.3.3 摩擦性能
图6为不同包覆比和包覆前制备的复合材料的摩擦磨损量。图6中显示包覆后复合材料的磨损量均小于包覆前复合材料。硬质包覆磷光粒子相分布于材料表面,包覆磷光粒子的硬度高于包覆前磷光粒子,且随着包覆比的增加,包覆粒子数目增加,包覆厚度增大,铜铝合金固溶组织中的硬质磷光颗粒受到高强度合金基质保护,包覆磷光粒子能够有效防止对磨件与高铝青铜基质组织直接接触,减少材料磨损量。随着包覆比的增加,包覆层厚度及包覆颗粒比例增加,磨损量越小,复合材料的耐磨性提高。
图7为不同包覆比磷光粉复合材料摩擦系数变化曲线(a)和包覆前后磷光粉复合材料摩擦系数曲线(b)。由图7(a)可知,复合材料中磷光粉包覆前后摩擦系数在0.19~0.25之间,摩擦系数较低,这是由于铜基磷光粉复合材料具有较优的减磨性能。包覆后磷光粉复合材料的摩擦系数随着包覆比增加不断增加,且均高于包覆前磷光粉复合材料。当包覆比低于10%时摩擦系数变化缓慢,包覆比在15%~20%时摩擦系数急剧增加。包覆磷光粉在复合材料中为硬质颗粒,对磨过程中表面突出的硬质体使对磨件所受阻力增大,使复合材料的摩擦系数明显增大,当包覆比增加到一定阶段包覆厚度增加,颗粒形状明显增大,阻力现象明显,摩擦系数增加较快。由图7(b)可知,包覆前复合材料摩擦开始阶段摩擦系数较小,随着摩擦进行,摩擦系数缓慢增长。包覆后复合材料的摩擦系数在整个摩擦过程中较稳定,最后阶段略有下降。由于包覆前后磷光粒子牢固地镶嵌于铝青铜固溶体合金中,包覆后磷光粒子硬度较大,在摩擦初期对对磨件的阻碍作用较明显,造成摩擦初期包覆后磷光粒子复合材料摩擦系数大于包覆前磷光粒子复合材料。随着摩擦的进行,包覆前磷光粒子复合材料中磷光粒子不断脱落,与对偶副相互作用过程中发生轻度的磨粒磨损[17]。随着摩擦的进行,脱落不断堆积,阻碍对磨件运动,造成复合材料摩擦系数增大[18]。包覆后磷光粉复合材料虽然在摩擦初期摩擦系数较高,但是在摩擦过程中由于SiO2包覆层剥离表面,以磨屑形式存在于摩擦表面与对磨副之间。SiO2富集在磨损表面并形成边界润滑膜,对磨损表面起到修复作用,并产生滑动摩擦效应,复合材料摩擦系数较稳定[19],当包覆比为10%时包覆后复合材料具有最稳定的摩擦系数。
3 结论
(1)采用溶胶-凝胶法在铝酸锶磷光粉表面包覆一层无定形SiO2膜层材料,包覆比控制在5%~20%。包覆层材料并未改变磷光粉的晶体结构,对磷光粉发光性能影响较小。
(2)包覆后磷光粉复合材料具有较好的发光性能,起到了一定的发光指示功能。磷光粉表面包覆有效避免了磷光粉与金属粒子发生接触猝灭和高温氧化猝灭,磷光粉表面包覆可以应用于金属复合材料中提高磷光粉的耐热性能。
(3)磷光粉经表面包覆能有效提高复合材料硬度,进而提高复合材料的耐磨性。当包覆比为10%时包覆后磷光粉复合材料具有最稳定的摩擦系数,将SiO2包覆磷光粉应用于磷光复合材料中在提高复合材料抗磨损性能和承载能力方面具有良好的前景。
摘要：选用热稳定性好的SiO2为包覆物,采用溶胶-凝胶法,以正硅酸乙酯为硅源,对商用磷光粉SrAl2O4∶Eu2+,Dy3+表面进行包覆,以解决磷光粉在高温下制备复合材料过程中因与金属粒子接触以及高温氧化产生猝灭的问题。实验通过热压烧结制备块体铜基磷光复合材料,考评包覆工艺对高温下制备的复合材料发光及摩擦性能的影响。通过X射线衍射、扫描电镜、荧光分光仪等设备对包覆前后磷光粉的表面形貌和发光性能进行分析和表征,采用摩擦试验机对包覆前后磷光粉与高铝青铜粉末混合制备复合材料烧结试样的摩擦性能进行研究。结果表明磷光粉表面包覆可有效避免其在高温下氧化猝灭和接触猝灭,包覆后磷光粉应用于铜基复合材料中可有效降低复合材料的磨损量,提高材料的耐磨性,当包覆比为10%时复合材料的发光性能、耐磨损性能最佳。
表面摩擦性能 篇5
关键词：单晶硅,自组装膜,摩擦学性能,微型电子机械系统
微型电子机械系统(MEMS)是20世纪末发展起来的一门新型前沿学科,目前已被广泛应用于生物医学、航空航天、军事、工业和农业等诸多领域。在MEMS系统中,微型马达、微型齿轮的尺寸可小至几个微米,其摩擦副的接触距离已从微米降低到纳米量级,最小可达几纳米。结构尺寸微型化以后,构件的比表面积相对增大,表面效应增强,加上构件间的间隙处于微/纳米量级,从而使摩擦、磨损及黏着问题成为影响MEMS系统使用性能和使用寿命的关键环节[1,2]。因此,研究微构件的表面改性和微机构的摩擦性能,对于满足MEMS的应用需要、提高其成品率和可靠性并进而推动MEMS产业的发展等方面都具有重要意义。
一般的MEMS构件都是在硅的表面成型,因为硅材料具有成本低、硬度高、表面粗糙度小,以及可实现集成制造和器件微小型化等特点。然而,未经表面改性处理的硅材料摩擦系数较大,易发生剥层磨损和脆性断裂,且表面裂纹在较低张应力作用下能迅速扩展,目前尚不能很好地满足MEMS系统的使用要求[3]。近年来的研究表明,采用分子自组装技术在单晶硅表面制备摩擦系数低、耐磨性好、厚度在微纳米量级的自组装单分子膜(SAMs),可以有效改善硅材料表面的微机械和摩擦磨损性能[4,5]。SAMs是近30年快速发展起来的一种新型超薄膜,由于其操作简单、与基底结合牢固、有序性和取向性高、热稳定性好、膜厚只有几到几十纳米等特点而受到研究者们的广泛关注[6,8]。更难能可贵的是,通过从分子水平上对SAMs的组成和结构进行灵活设计,可以获得具有不同摩擦性能的表面。目前,自组装分子膜的研究已成为国际摩擦学研究领域中的前沿课题。本文就硅表面自组装膜的构建及其摩擦学性能研究进展进行叙述总结,希望能对该领域的进一步深入研究有所帮助。
1 自组装膜的研究概况及成膜机理
自组装由Bigelow及其合作者于1946年首先提出,基本原理由Bigelow的合作者Zisman于1964年阐明。分子自组装膜技术是基于自组装原理而发展起来的一种新兴技术。它是将基底浸入含有特定活性基团的某种物质的溶液中,通过固-液界面间的静电吸附或化学吸附,活性基团自发地在基底上形成二维规则排列的单层膜的过程。在单晶硅表面制备自组装膜,首先要对硅基底进行预处理。预处理步骤一般为:切割、清洗、刻蚀和氧化。其中,刻蚀过程是将硅片浸入氢氟酸中处理5min,以除去基片表面自然氧化形成的二氧化硅层。氧化处理最常用的方法是将刻蚀后的单晶硅片浸入Piranha溶液(V(浓H2SO4)∶V(H2O2)=7∶3),在90℃水浴中静置30min,使其表面羟基化。将预处理后的硅片充分水洗、吹干后,浸入到含有活性物质的溶液中,活性物质的头基会发生水解,随后与硅基底表面的羟基进行缩聚反应,形成牢固的化学键合,活性分子占据基底表面上每个可以键接的位置,并通过分子间的氢键和范德华力使已经吸附的分子紧密地排列在一起,从而在硅表面生成一层均匀分布、紧密排列且二维有序的自组装单分子膜[9]。形成的SAMs包括3个部分:与基底结合的头基、形成薄膜外层的尾基(也称为末端基团)、连接头基和尾基的中间链。
2 自组装膜的类型及其摩擦学性能
从目前的研究报道来看,很多物质都可以在单晶硅表面通过自组装的方式成膜。其中,有机硅衍生物是研究最早也是最广泛的一类自组装物质,如烷基氯硅烷、烷基烷氧基硅烷和烷基氨基硅烷等硅烷化合物。早期的研究大多集中在由这些有机硅衍生物所形成的单层自组装膜的制备及其摩擦学性能方面。近年来,随着国内外学者对该领域研究的不断深入,有机双层膜、多层膜以及有机/无机复合膜等性能更优异的自组装润滑膜也逐渐被开发出来。本文将依次对这几类自组装膜及其摩擦学性能的研究发展现状进行综述。
2.1 有机单层膜
自组装单分子膜由于具有有序性高、性能稳定、厚度小、与基体结合性能好、摩擦系数低等优点而受到人们的普遍关注。更为重要的是,人们可以从分子水平上来有效设计和构建具有不同分子结构和表面结构的自组装单分子膜,并以此获得预期的界面物理和化学性质。目前,国内外学者已在自组装单分子膜的制备及摩擦学方面做了大量的研究工作。本文将着重介绍以下几种较典型的有机单层膜。
(1)OTS-SAM
Sagiv[9]于1980年首次报道了在羟基化的硅片表面制备十八烷基三氯硅烷(Octadecyltrichlorosilane,OTS,分子式C18H37SiCl3)单层自组装膜的研究。OTS分子中的Si-Cl键极易水解,当将羟基化的单晶硅片浸入到一定浓度的OTS稀溶液中时,OTS分子会自发地吸附到基底表面,并随后发生水解和缩聚反应,Si-Cl键被Si-O-Si网状结构代替,从而在基底上形成紧密排列、二维有序且热力学稳定的单层自组装膜。
影响OTS-SAM摩擦性质的因素包括组装时间、溶剂、载荷、滑移速率和环境湿度等。OTS分子是含有18个碳原子的长链,其对水的接触角随着组装时间的延长而增大,最大可达到100°左右[10,11]。OTS之所以能够有效改善硅基底表面的润滑性,是由于其长链具有较好的疏水性且在摩擦中增加了摆动幅度。Singh等[12]对比研究了六烷基三氯硅烷(HTS,C6H13Cl3Si)、十烷基三氯硅烷(DTS,C10H21Cl3Si)和OTS单层膜的表面形貌和摩擦学性能,并探讨了链长对自组装膜摩擦性能的影响。结果表明,在纳米和微米尺度范围内,自组装膜的摩擦力均随烷基链长的增加而逐渐减小。这主要是由于分子的链长会影响自组装膜内部分子的堆积密度和有序性,并进而对其摩擦性能产生显著影响。此外,不同溶剂中制得的OTS自组装膜,其摩擦性能也有所不同。Cheng等[13]分别以十六烷、甲苯、氯仿以及二氯甲烷等为溶剂制备了OTS-SAM。对比研究发现,溶剂的粘性和极性对OTS自组装膜的制备及其摩擦性能有很大影响。其中,以十六烷为溶剂制备的OTS自组装膜表现出更好的摩擦性能,这主要是因为十六烷与OTS分子之间产生了较强的相互作用。除了上述制备条件的影响外,测试时所选用的载荷、滑移速率及环境湿度等也是影响自组装膜摩擦性能的主要因素[11,14,15]。研究表明,在低载荷下OTS自组装膜的摩擦力随载荷的增加而线性增大。当外加载荷恒定时,一般来说,滑移速率越大则摩擦力越大。OTS自组装膜表面较高的疏水性使其摩擦学性能对湿度的变化不是很敏感,因此有望在不同的湿度环境下发挥其润滑作用。
OTS-SAM可以将硅基底表面的摩擦系数从0.6降至0.1左右。尽管其摩擦寿命还不是很理想,但是OTS-SAM的开发大大推动了自组装技术在硅材料表面的应用,从此研究者们将自组装作为一种专门的成膜技术进行研究,许多其他类型的自组装膜相继被开发出来。
(2)APTES-SAM
APTES是3-氨基丙基三乙氧基硅烷(3-aminopropyltriethoxysilane)的缩写,其分子式为H2N(CH2)3Si(OC2H5)3。曾祥轩[16]采用接触角测量方法对APTES-SAM在单晶硅表面上的形成动力学进行了研究。结果表明,浓度为1×10-3mol/L的APTES-甲苯溶液在(18±0.1)℃下自组装30min后,即可得到一个结构比较稳定的APTES-SAM。但所形成的自组装膜结构并不致密,表面呈现疏松的毛绒状形态。由于APTES分子末端的氨基与水分子之间可以形成氢键,所以出现了接触角滞后的现象,这一现象会加大空气湿度对其摩擦性质的影响。此外,Gu等[17]研究发现,APTES-SAM的摩擦性质受自组装时间、加载力和滑移速率等实验参数的影响较大。总的来说,APTES单层自组装膜的摩擦性能还不太理想,耐磨性相对较差,且摩擦性能受环境湿度的影响较大,因此一般不单独用在MEMS系统中。由于APTES分子末端的氨基基团具有较高的反应活性,可以与羧基、酞氯、酸酐、磺酞化剂、卤素等反应,而且APTES-SAM表面带正电,容易吸附带负电的粒子,因而常被用作高分子嫁接和制备多层自组装膜的基底层。
(3)MPTS-SAM
MPTS是3-巯基丙基三甲氧基硅烷(3-mercaptopropyl trimethoxysilane)的缩写,其分子式为HS(CH2)3Si-(OCH3)3。MPTS与APTES具有相似之处,分子中都含有由3个碳原子组成的短链,成膜性和润滑性良好,但耐磨性相对较差。白涛等[18,19]制备了MPTS-SAM,并对其摩擦性质进行了深入研究。结果表明,MPTS-SAM的摩擦系数随着自组装时间、外加载荷以及滑移速率等实验参数的增加而逐渐减小。MPTS分子的末端带有活性基团———巯基(-SH),可在一定条件下被原位氧化成磺酸基(-SO3H),因此也常被用作制备多层自组装膜的基底层。
除了以上介绍的3种自组装膜外,研究者们还对许多其他类型的自组装单层膜进行了研究和报道,尤其是对它们的摩擦磨损性能及其机理进行了探索[20,21,22,23]。总的来说,有机单层自组装膜能够有效降低硅基底的摩擦系数。它主要是利用分子一端的活性基团与固体表面牢固的结合,另一端的分子链在外界摩擦力作用下沿剪切力方向变形或取向,并依靠分子间的范德华力产生自恢复功能,从而表现出良好的润滑作用[10]。根据文献[24]报道,SAMs的末端基团的性质是影响其摩擦学行为的一个关键性因素。此外,SAMs的摩擦性能还受其组成、结构、分子链长、堆积密度、分子与基底的结合方式、结合力以及外界条件,如摩擦副间的滑移速率、法向载荷、空气湿度等因素的影响[12,25,26]。
2.2 有机双层膜
制备双层膜的关键技术是在自组装单层膜表面连接上活性基团,使其表面能再组装一层薄膜。例如,上面提到的APTES和MPTS分子自组装膜都常被用来作为制备双层膜的基底。
刘莎等[27]采用不同组装次序制备了OTS和MPS(3-巯基丙基三甲氧基硅烷)的双层膜,并对比研究了OTS-MPS和MPS-OTS的摩擦学性质。结果表明,载荷对2种类型复合膜的摩擦力均影响不大,但滑移速率对MPS-OTS复合膜的影响较大。张会臣等[28]则制备了OTS-APTMS(3-氨基丙基-三甲氧基硅烷)双层膜,并对比研究了OTS-APTMS与APTMS-OTS的摩擦性能,发现OTS-APTMS膜的键合强度和流动性较好,摩擦力显著降低。Ma等[29]在单晶硅表面成功制备了OTS-环戊烷(MAC)双层膜,发现双层膜具有与OTS单层膜相近的摩擦系数,但是其表面疏水性、耐磨性和承载能力较OTS单层膜均有所提高。张丙伍等先后制备了STA-GPS(硬脂酸/环氧硅烷)[30]和OTA-GPS(十八胺-环氧硅烷)[31]2种双层膜,且2种类型的膜中的烷基链均呈现较好的有序性。摩擦磨损性能研究表明,双层自组装膜的摩擦系数分别在0.12和0.08左右,与硅基底相比得到有效降低,且在低载荷下均表现出较好的承载抗磨性能。Ren等[32]则制备了STA-APS(硬脂酸/3-氨基丙基三乙氧基硅烷)双层膜。研究结果表明,与APS单层膜相比,双层膜的表面更平整,其抗黏着性和摩擦力均显著降低。而且,STA-APS双层膜的承载能力和耐磨性比OTS单层膜更优异,因此有望应用于MEMS系统中。Yu等[33]将表面组装有APS的单晶硅分别浸入到硬脂酸、丙酸和苯乙酸的溶液中,制得了具有不同末端基团和不同链长的双层自组装膜。研究结果表明,无论是在真空还是大气环境中,由紧密堆积的长链分子形成的双层膜产生的摩擦力都要比疏松堆积的短链分子形成的膜产生的摩擦力小。而且,末端基团为苯基的自组装膜比末端为甲基的膜产生的摩擦力大。在耐磨性方面,末端为长链或苯基的分子自组装膜比末端为短链的要更耐磨。此外,于明华等[34]在单晶硅表面制备了PFOA-APTES(全氟辛酸/氨基硅烷)自组装双层膜,其表面较为平整,且具有良好的拒油拒水性。Mo等[12]制备的PFDA-APS(全氟羧酸/3-氨基丙基三乙氧基硅烷)自组装双层膜在微、纳米尺度范围内均表现出较低的黏着性,因而大大降低了基底的摩擦力。
2.3 有机多层膜
Zhao等[36]利用不同类型有机硅烷分子中官能团之间的相互作用,成功地在单晶硅表面依次引入了3-缩水甘油醚氧基丙基三甲氧基硅烷(3-glycidoxypropyltrimethoxysilane)、APTES和OTS分子膜,从而形成了一种具有三层膜结构的润滑体系。所得三层膜具有很好的抗黏着能力和抗磨损性能,这主要归因于层间交联的聚硅烷层形成了一个三维网络结构,从而大大提高了膜的稳定性。Ou等[37]制备的APTS-PDAc-C18(3-氨基丙基三乙氧基硅烷/多巴胺/硬脂酰氯)三层膜体系中,各相邻层间均有牢固的化学键结合,并且最外层的硬脂酰氯自组装膜具有较高的疏水性、柔韧性和弹性,因此使得三层膜表现出较优异的摩擦磨损性能。此三层膜在载荷为0.3N、频率为1Hz的条件下与不锈钢球进行往复滑动摩擦时,所得初始摩擦系数约为0.2,摩擦寿命可达3600s以上。最近,Cui等[38]对4代聚酰胺-胺(PAMAM)树形分子形成的多层自组装膜进行了报道。该自组装膜的厚度随着组装时间的延长而呈近似线性的增加,这主要归因于PAMAM分子末端的氨基之间所形成的氢键。PAMAM分子内部的孔穴和柔性的碳链使得多层膜表现出优异的减磨抗磨性能。其中,厚度为2.4nm的薄膜在0.5N的载荷下测得的摩擦系数为0.078,且与不锈钢球对磨4500s后仍未被磨穿。
在这些有机双层和多层自组装膜体系中,OTS或者是含有18个碳原子的长链有机化合物由于具有优异的润滑性能而常被用来作为最外层膜。当与对偶材料发生摩擦时,外层的OTS自组装膜可以保持其较低的摩擦系数,而中间膜层又可在硅基体与OTS膜之间发挥“应力缓冲层”的作用,以减轻OTS膜所受到的冲击,并进而提高其承载能力。另外,当表面的OTS膜由于往复摩擦而被磨穿时,脱离硅基体表面的OTS膜便向对偶材料表面转移,形成转移膜,使随后的摩擦发生在OTS与中间膜层之间,这样可大大减少基底的磨损。由此可见,有机双层和多层膜既能够保持自组装单层膜优良的润滑性能,同时又能有效提高其承载能力和耐磨性,因而表现出比有机单层膜更优异的摩擦磨损性能。
2.4 有机/无机复合膜
由于无机纳米粒子在摩擦副表面能够形成光滑的保护层,摩擦时类似微轴承,可以减少摩擦阻力,还能填充、修复摩擦副表面的微坑和损伤部位[39]。另外,无机纳米粒子较有机分子承载能力高,耐磨损性能好。因此,由有机分子与无机纳米粒子复合而成的自组装膜有望获得比纯有机自组装膜更理想的摩擦磨损性能。
张俊彦等[40]制备了APTES-TiO2复合膜,发现其摩擦系数比APTES单层自组装膜的摩擦系数小,而且摩擦寿命大幅度提高。王金清等[41]则制备了APS-Ag2O复合膜,并对其组成和结构进行了分析研究。Li等[42]利用被氧化的MPTS-SAM表面高酸度、带负电的特性,在其表面沉积了一层TiO2纳米粒子,从而制得了具有良好的疏水性、低黏着性和低摩擦力的MPTS-TiO2双层膜。本课题组目前也正在从事相关方面的研究工作:在组装有APTES单层膜的硅片表面吸附一层二氧化硅纳米颗粒,然后再继续组装一层APTES膜,从而制得APTES-SiO2-APTES复合膜体系。宏观摩擦性能研究结果表明,与APTES单层和APTES-SiO2复合膜相比,三层复合膜在保持它们较低的摩擦系数的同时,其耐磨性有较大幅度的提高。
稀土元素由于具有独特的电子结构和物理化学性质而被广泛用作性能优良的润滑材料。由有机自组装膜与稀土纳米粒子形成的复合膜也已成为有机/无机复合润滑膜研究中的一个重要方向。王梁等[43]首先采用自组装的方法在单晶硅表面制备了结构均匀的稀土纳米膜。该膜可将硅基底的摩擦系数降至0.16左右,同时耐磨性和摩擦稳定性都有显著提高。此后,白涛等[44]在硅基底上成功制备了MPTS与稀土纳米粒子的复合自组装膜。研究结果表明,在载荷为50mN、单程滑动距离为6mm、滑动速率为3mm/s的条件下,复合膜的摩擦系数约为0.08,摩擦寿命超过2800循环次数,表现出比单层MPTS自组装膜更优异的摩擦磨损性能。高万茹等[45]则采用AFM研究了MPTS-稀土复合膜的微摩擦学性能,探讨了滑动速率、载荷及环境湿度等因素对其性能的影响。顾勤林等[46]在硅片表面制备了APTES-La复合膜。APTES分子末端的氨基基团经磷酸化处理后,其表面的-PO(OH)2基团带有负电荷,能够通过静电吸附作用在表面吸附一层稀土薄膜。所得APTES-稀土纳米膜的摩擦系数在0.1左右,500mN载荷下的摩擦次数可达4600次以上,显示出良好的减磨抗磨性能。
有机-无机复合自组装膜的出现有望极大地改善纯有机膜的承载能力和耐磨性,但是相关方面的研究才刚刚起步,许多问题还有待于进一步的探索。而且,目前报道的复合膜种类还很少,因此继续深入研究现有体系以及开发新型的、更有效的复合自组装膜体系将成为今后该领域的主要发展方向。
3 展望
表面摩擦性能 篇6
Ti6Al4V钛合金耐腐蚀、耐热性能好,但其摩擦磨损性能较差。若在其表面激光熔覆合金层并与基体形成冶金结合将具有良好的耐磨性能和减摩性能。铜合金表面激光熔覆Ni-Cr/Ti B2-Ca F2自润滑复合层,其耐磨性能明显高于铜合金,最大硬度达到946 HV0. 1 N,比基体提高8倍,而摩擦系数则降低到0. 24,具有良好的减摩性能[1]。 在1Cr18Ni9Ti表面激光熔覆Ni Cr/Cr3C2-15% WS2-15% Ca F2陶瓷基自润滑耐磨复合层,300 ℃ 下仍具有优异的耐磨性能[2]。然而,目前鲜见有关Ti6Al4V钛合金表面激光熔覆自润滑、耐磨减摩合金层的报道。本工作以Ni60和h BN混合粉末为原料,在Ti6Al4V钛合金表面进行激光熔覆,并将其与Ni60粉末激光熔覆层作对比,分析了两者的物相组成及显微组织,并在2 ~ 8 N内,于室温下测试了干滑动时的摩擦学性能,系统研究了其磨损机理,以期为相关运动副的服役提供参考。
1试验
基材选用Ti6Al4V钛合金,其尺寸为50 mm × 40 mm × 8 mm。熔覆粉末为Ni60粉末及其与h BN的复合粉末,2种粉末的成分含量见表1。粉末的堆覆厚度约为1. 5 mm。
%
采用DILAS SD3000L-3k W型半导体激光器熔覆, 最佳工艺参数: 功率1. 5 k W,矩形光斑尺寸4 mm × 3 mm,扫描速度4 mm / s。
采用Pert-Pro MPD X射线衍射仪( XRD) 检测熔覆层的物相组成。采用MH-5型显微硬度计测定熔覆层的深度及显微硬度,载荷2 N,加载时间15 s。用S -4700场发射扫描电镜 ( SEM) 观察熔覆层横截面的显微组织,以其附带的能谱仪( EDS) 检测熔覆层各区域的成分元素。
摩擦磨损在HT -1000型球 -盘式高温摩擦磨损试验机上进行: 干摩擦,对磨件为Si3N4陶瓷球,4 mm,硬度约为1 600 HV; 载荷2 ~ 8 N,温度20 ℃,磨损时间40 min,磨损半径1. 5 mm( 对磨球的运动半径) ,线速度13. 56 m / min。根据式( 1) 计算磨损率W:
式中W ———磨损率,mm3/ ( N·m)
V ———磨损体积,mm3
P ———法向载荷,N
S ———滑动位移,m
2结果与讨论
2.1熔覆层的物相与显微组织
图1是2种激光熔覆层的X射线衍射谱。由图1可见: Ni60熔覆层主要由 γ-Ni,Cr B,Ni3B,Ni2B和Ti C等构成; Ni60 -h BN熔覆层除了以上物质和Ti B2外,还有少量的h BN。
图2为2种激光熔覆层横截面的SEM形貌: 2种熔覆层的表面平整,均未出现孔洞,总体与基体形成了良好的冶金结合( 见图2a,d) ; 熔覆层与基体的结合区可分为熔覆区、结合区、热影响区,结合区的组织为树枝晶和柱状枝晶,热影响区的组织为针状马氏体( 见图2b,e) ; Ni60熔覆层典型区域组织的形貌特征为灰色的不规则形状的连续基体( A) 、杆状( B) 及不规则的块状( C) ( 见图2c) ,A主要含有Ni,Cr,Al,Ti及少量V元素,B和C主要含有Ti,Cr,Ni,B元素; Ni60 -10% h BN熔覆层典型区域组织主要由灰色的不规则形状的连续基体( A1) 、不规则的块状 ( B1) 、杆状 ( C1) 、树状状 ( E1) 及少量的片状( D1) 结构组成( 见图2f) ,A1为 γ -Ni基固溶体,主要含有Ni,Cr,Al,Ti及少量V元素, B1和C1主要含有Ti,Cr,Ni,B元素,E1主要含Ti,C元素,D1主要含有N,B元素,B1与C1的结构为Cr B, Ni2B,Ni3B,Ti B2,E1的结构为Ti C,D1的结构为h BN。
图2 2 种激光熔覆层截面的 SEM 形貌
2.2熔覆层的显微硬度
图3为2种激光熔覆层深度方向的硬度曲线。由图3可知: Ni60及N60 -10% h BN熔覆层的平均硬度分别为1 005. 230,1 035. 015 HV2 N,均比Ti6Al4V钛合金的( 350 HV2 N) 高,这是因为此熔覆层中含有原位生成的Ti B2,Cr B,Ti C等增强相[3]。由此可以推断: Ni60和Ni60 -10% h BN激光熔覆层均具有优异的耐磨性能,但Ni60 -10% h BN熔覆层的比Ni60的稍高,因为其中的h BN使熔覆层中含有大量原位生成的Ti B2,Ti C,Ni3B, Ni2B等硬质相,相对减少了 γ -Ni固溶体的含量。
2.3摩擦学性能与机理
2.3.1摩擦系数与磨损率
图4为2种激光熔覆层室温中不同载荷下干滑动时的摩擦系数变化曲线。由图4可见: Ni60和Ni60 10% h BN熔覆层的摩擦系数随着载荷的加大均先减小后增大,但Ni60 -10% h BN熔覆层的远低于Ni60熔覆层的,因为Ni60-10% h BN熔覆层中含有h BN固体润滑剂,在摩擦过程中将熔覆层与对磨球直接高应力的接触转化成有润滑相及润滑相与对磨球的间接接触,起到了减摩的作用[4,5]。
表2为2种激光熔覆层室温中不同载荷下干滑动时的磨损率。由表2可知: 随着载荷的加大,两者的磨损率均先减小后略有升高,且均较小,这是因为2种熔覆层中均含有硬度较高的Ti B2,Cr B和Ti C等硬质相, 具有良好的耐磨性能。结合摩擦系数、磨损率与载荷的关系可以断定,Ni60 -10% h BN熔覆层在5 N载荷时有着较好的耐磨、减摩效果。
[10- 5mm3/ ( N·m) ]
2.3.2磨损机理
图5为2种激光熔覆层分别在2 ~ 8 N时干滑动磨损后表面的SEM形貌。
图5 2 种激光熔覆层在不同载荷下磨损后表面的 SEM 形貌
由图5a可以看出: 在不同载荷下,Ni60熔覆层的磨损表面较相似,即比较粗糙,产生了微小的犁沟、凹坑和少量的磨屑,这是由于熔覆层含有较硬的Ti C,Cr B和Ti B2等硬质相,对磨球对熔覆层的碾压作用较弱,很难产生较强的犁削作用,只能通过显微切削或剐蹭形式缓慢消耗熔覆层,随着磨损时间的延长,在熔覆层表面留下一些显微的犁沟和凹坑,主要显现为磨粒磨损; 在8 N时,熔覆层磨损表面比2,5 N时的光滑,这是因为在较大载荷下连续滑动摩擦将磨屑反复碾磨后重新粘黏在熔覆层表面使得熔覆层较为光滑。
由图5b可知: Ni60-10% h BN熔覆层表面在2 N时出现了较浅的划痕,这是由于大量硬质相的存在,使得熔覆层脆性较大、且润滑相不能形成均匀的连续润滑膜,磨损过程中容易受到硬度较高对磨球的压入而产生了犁削等,因而磨损率相对较大,主要显现为磨粒磨损; 5 N时熔覆层表面比较光滑,且存在转移膜; 8 N时熔覆层表面有些较浅的犁沟和少量的磨屑。其原因如下: 5 N时,h BN自润滑相在接触表面后形成了转移膜, 从而将对磨球与熔覆层之间的高应力直接接触部分转化为对磨球与润滑膜及润滑膜与熔覆层间的间接接触,对熔覆层表面起到了有效的保护作用,所以熔覆层的摩擦系数和磨损率均低,其磨损机理为磨粒磨损和转移膜产生; 8 N时,磨损表面的白色磨屑明显增多,对磨球对熔覆层表面外法向正压力增大,随着磨损时间的延长,部分转移膜被剪切而剥落形成磨屑,使磨损率增加,这与熔覆层的磨损率变化结果一致,磨损机理主要为转移膜的剥落。
3结论
( 1) Ti6Al4V基体与Ni60,Ni60 -10% h BN激光熔覆层结合良好,熔覆层的组织主要由增韧相 γ -Ni基固溶体、增强相Ti C,Cr B,Ti B2及少量片状的h BN组成。
( 2) 在载荷2 ~ 8 N内,Ni60熔覆层和Ni60 -10% h BN熔覆层的摩擦系数和磨损率均随载荷的增加先减小后升高,尤其是在5 N时,Ni60-10% h BN熔覆层具有优异的自润滑耐磨效果。Ni60熔覆层的磨损机理为磨粒磨损,Ni60 -10% h BN熔覆层的磨损机理主要为磨粒磨损和转移膜产生。
摘要：为了提高Ti6Al4V钛合金的摩擦学性能,以Ni60-h BN混合粉末为原料,对其表面进行激光熔覆,并与Ni60粉末激光熔覆层进行了对比,分析了2种熔覆层的物相组成、显微组织;在2,5,8 N下测试了2种熔覆层的干滑动磨损性能。结果表明:在2~8 N内,Ni60熔覆层和Ni60-10%h BN熔覆层的摩擦系数和磨损率均随载荷的增加先减小后升高,在5 N时,Ni60-10%h BN熔覆层具有优异的自润滑耐磨效果。
灰铸铁摩擦楔的整体表面淬火强化 篇7
“摩擦楔-摩擦板”部件是在干摩擦的严酷条件下工作的。该部件的工作能力和磨耗特性取决于摩擦面的材料(钢-钢、铸铁-钢、钢-聚氨酯垫板)。当前,在18-100型转向架上使用的是20ΓЛ钢摩擦楔,而在计划修理时则使用СЧ25铸铁摩擦楔。在走行里程10万km允许磨耗2 mm的情况下,在全俄铁路运输科学研究院(以下简称俄铁科院)环形线试验时,铸铁楔块垂直面的磨耗强度达到3 mm。由此应得出的结论是,必须增加货车转向架的修理间走行里程,以符合修理间使用寿命50万km的现代要求。
现在,在未来型货车转向架中,不论是俄罗斯国产的(乌拉尔车辆厂有限公司研制和投入批量生产的18-578型),还是国外(美国A.Stucki公司)生产的,都在使用高强度铸铁制造并经过等温淬火的摩擦楔。这一趋势说明,在摩擦部件中使用铸铁材料时,其中也包括减振装置组成中的摩擦楔,具有很高的指标。与钢制楔块相比,铸铁楔块具有很多优点,如:在接触面上没有“抱死”;在“钢-铸铁”摩擦副表面之间可形成机械性能的良好梯度;铸铁中含有石墨成分,可露出作为固体润滑剂[2]。
但是,用盐浴炉等温淬火法对高强度铸铁楔块进行热处理,除可保证所要求的运用寿命外,还会使它们提价4倍～6倍。成本的增加与盐溶液等温淬火需用大量花费保持盐溶液不变的浓度和车间内环保措施,以及淬火浴炉的日常维修有关。
此外,4个等温淬火楔块的成本实际上等于整台转向架修理的费用限额,也就是说等温淬火楔块的使用会导致转向架修理费用的提高。
没有上述缺点的СЧ25灰铸铁楔块整体表面淬火工艺,可保证经过一个加热和冷却循环,就会使垂直和倾斜摩擦面得到强化。同时,楔块倾斜摩擦面的硬度,在保证具有很高的耐磨性的同时,不得造成摇枕相应表面的剧烈磨耗,这一点也是该整体表面淬火工艺所保证的。
没有了煤气和油脂,使得整体表面强化过程要比大多数传统热处理强化工艺,包括等温淬火工艺要清洁得多[3]。
采用整体表面淬火工艺强化的结果是,СЧ25楔块垂直面的硬度为45 HRC,而倾斜面为35 HRC。同时与初始状态的类似楔块相比,其强度性能提高了30%以上。在俄铁科院环形线上对强化楔块的现场试验表明,在对应于全路网条件50万km走行里程之后,垂直表面的磨耗量未超过0.6 mm,而极限允许值为2 mm。
但在运用中拒绝使用铸铁摩擦楔的主要原因之一是,其倾斜面由于受到弯矩作用在楔块中产生复杂的应力状态而形成裂纹。作为结构材料的热处理强化铸铁能很好地承受压缩。为了避免运用时在铸铁楔块倾斜面上形成裂纹,必须消除楔块的翘曲,因为它是弯矩对其产生作用的原因,在保证楔块摩擦面与对应接触面最佳磨合时,这一点是有可能做到的。在防止形成裂纹方面,其他的工作方向可能是通过改变楔块的结构参数,使其应力状态最佳化。
铸铁摩擦楔(图号1698.00.002)可保证自动调节和最佳磨合的结构特点是,在其倾斜面上有高度2 mm的凸出接触面(图1)。
除了上述由于具有接触面而产生的良好效果以外,还须指出,它们在其存在的整个阶段都是该表面上的应力集中点。为了对这一负面影响进行评估,研究出了摩擦楔基本方案(图号1698.00.002)和由单一接触面完成的倾斜面方案(以图号1698.00.002为基础)(图2)的空间有限元模型,这是由ANSYS Workbench11程序包实现的,这样就可以对这些结构方案的应力-应变状态进行详细的分析。计算是根据《交通部1 520 mm轨距铁路(非自行)车辆计算与设计规范》[4]进行的,Mises当量应力计算示于图3并列于表1。
(以图号1698.00.002为基础)
擦楔方案(以图号1698.00.002为基础)的当量应力
根据评估结果确定,摩擦楔基本方案中的最大当量应力作用于接触面的下部区域(见图3(a)),还确定了倾斜面单一接触面方案中的最大当量应力比摩擦楔基本方案中的低50%。
这些结果表明,在已研究的方案中,现有的最大当量应力均未超过允许值。同时,基本方案的应力状态是不太好的,这可能在没有进行倾斜面强化的情况下不那么重要,因为接触面的磨耗只发生在相当短的运用期内。
在采用整体表面淬火工艺强化方法时,设计接触面存在的运用期要增加数倍,因而也就增加了装用摩擦楔基本方案最大当量应力作用的延续时间。
综上所述,需对改变摩擦楔结构和将2个接触面(见图1)合而为一(见图2)的问题进行研究。
关于这个问题,仅在对倾斜面上有单一接触面的摩擦楔新结构方案进行现场试验后,即可最终解决。
可以得出以下结论。
计划修理制度下,装用的СЧ25铸铁摩擦楔在俄铁科院环形线条件下的试验表明,其垂直面的磨耗强度很高,相当于10万走行公里磨耗量达到3 mm。
用等温淬火法强化的高强度铸铁摩擦楔,除可保证所需的运用寿命之外,还会使这些楔块提价4倍～6倍。
СЧ25灰铸铁摩擦楔采用整体表面淬火工艺,可克服高强度铸铁摩擦楔采用等温淬火工艺时提价的缺点,还可保证在一个加热和冷却循环中,使垂直和倾斜摩擦面得到强化。
整体表面淬火工艺可提高楔块在摩擦面磨耗量达到符合现代要求指标之前的使用寿命,同时生态学上洁净的工艺过程是它的基础。
运用中拒绝使用铸铁摩擦楔的主要原因之一是,在倾斜面上由于复杂的应力状态而形成裂纹。楔块上的这种复杂的应力状态是由于弯矩的作用而产生的。因此,对这些问题还需要进行补充研究,并找到解决问题的方法。方法之一就是要对摩擦楔模型的各种不同的结构方案进行评估,并在实验室试验和现场试验的基础上找出其中的最佳方案。
参考文献
[1]#12
[2]#12
[3]#12
表面摩擦性能 篇8
近年来, 随着内燃机增压技术的快速发展, 内燃机摩擦副的磨损问题更加突出, 而缸套-活塞环摩擦副是内燃机最重要的摩擦副之一, 这对摩擦副摩擦学性能的优劣直接影响着内燃机的动力性、经济性和可靠性。由于缸套-活塞环摩擦副的工作条件十分苛刻, 经常处于高温、高压和高冲击负荷工作状态, 所以缸套-活塞环摩擦副的摩擦状态复杂多变。有关资料显示, 内燃机机械损失中活塞及活塞环与缸套间的摩擦损失所占比例最大, 几乎达到机械损失的一半以上, 因此该摩擦副的摩擦磨损直接影响发动机的性能、可靠性和耐久性, 采用具有较好的摩擦磨损性能的缸套-活塞环是一种经济有效的方法。
为了研究缸套-活塞环的摩擦磨损规律, 本文通过对摩擦副表面的润滑油膜的厚度进行研究, 采用的是接触电阻法。通过对缸套-活塞环接触表面的电阻大小的测量, 研究润滑油膜的在不同载荷下的厚度变化规律, 判断缸套-活塞环表面的摩擦状态的变化规律。
1 试验部分
1.1 试验设备
针对试验中不同参数的模拟, 利用自主研制的往复式摩擦磨损试验机进行试验。电源供电, 变频器调整转速, 电动机和曲柄连杆机构使缸套-活塞环摩擦副在平面一定范围内做往复运动, 试验机由传动装置、加载装置、供油装置、加热装置、缸套-活塞环摩擦副以及信号采集装置组成。
1.2 试验材料
本试验采用缸套-活塞环摩擦磨损试验机, 对缸套试样加热到设定温度, 载荷由加载装置通过活塞环传递到缸套与活塞环试样之间的摩擦副界面, 评价摩擦副在不同温度和所受载荷下, 4652-D加氢润滑油与不同种类缸套-活塞环配对副的摩擦学特性。
1.3 试验原理
根据电路原理, 则
根据上式可推导出
可推导出膜厚比λ与摩擦副间电压Uc的函数关系为
继而判断在不同接触电压下摩擦副处于何种润滑状态。
1.4 试验步骤
1.4.1 试验整体电路的连接、检验及校正
(1) 缸套-活塞环的安装
(2) 往复式摩擦磨损试验机的绝缘检验
(3) 整体电路的连接
(4) 电路的静态校正
(5) 采集电路的采集校正
1.4.2 试验方法
首先, 需要对缸套—活塞环试样进行磨合试验, 即磨合期。磨合的时间一般为1个小时。磨合时载荷为20Mpa。磨合期的目的是消除缸套—活塞环摩擦副表面较大的毛刺等加工缺陷, 避免对整个试验的测定产生重大影响。在磨合期, 当摩擦力和接触电压的数据趋于一些规律时开始数据采集。磨合期结束之后, 开始正式的试验。
2 试验结果讨论及分析
图2和图3分别为摩擦力随载荷变化曲线和接触电压随载荷变化曲线。由各个曲线可见, 随着载荷的增大, 缸套-活塞环摩擦表面的摩擦力逐渐增大, 而接触电压逐渐下降, 也就是接触电阻逐渐减小。缸套-活塞环摩擦副的摩擦力来自于两部分, 一部分来自于摩擦副接触表面的微凸体部分, 摩擦初期作用比较明显;另一部分来自于摩擦副接触表面的润滑油膜之间的摩擦力, 摩擦后期作用比较明显。缸套-活塞环摩擦副的接触电阻, 试验开
始且载荷比较小时, 表面只有少量微凸体接触, 此时接触电阻比较大, 并且此时的摩擦力大部分来自于微凸体的作用。而随着试验的进行, 载荷的升高, 缸套-活塞环接触表面的相接触的微凸体越来越多, 磨合的继续使微凸体对摩擦力的作用减小而油膜的作用会增强, 接触电阻也随之减小。但是当稳定的润滑油膜形成之后, 接触电阻不会完全为零, 它会达到某个稳定状态。
根据Tallian的油膜连续程度曲线可知, 此时缸套-活塞环摩擦副一直处于混合润滑状态。由图4可见, 随着载荷的增大, 接触电阻逐渐减小。当载荷达到15Mpa时, 稳定的流体动压润滑油膜基本形成, 使接触电阻不会继续下降太多。
3 结论
3.1放大电路的可行性。本试验的结果表明利用电压信号放大电路研究接触电阻的演变规律具有一定的可行性。通过LM386芯片将微弱电压增大180倍, 在电路中通过微弱的小电流可以减小很多因素对接触电阻测量的干扰, 提高了测量的准确性。
3.2当缸套-活塞环摩擦表面刚开始接触时, 微凸体对摩擦力作用明显, 流体对摩擦力作用微弱。随着磨合进行, 微凸体对摩擦力作用开始减弱, 流体对摩擦力作用增强。在载荷阶梯变化过程中, 微凸体接触的数目是一直增加, 但增加的速度在试验后期变小, 这样使摩擦系数先快速增大, 而在15Mpa之后影响摩擦系数减小。膜厚比随着载荷的增大而减小, 在15Mpa后减小幅度变小, 慢慢趋近于稳定。
参考文献
[1]朱代根.内燃机活塞环-缸套润滑状态研究[J].云南:昆明理工大学, 2006.
[2]张家玺.基于系统理论的缸套-活塞环摩擦副失效分析[J].农业机械学报, 33 (3) .2002.
[3]彭梨花, 樊瑜瑾.内燃机活塞环—缸套摩擦过程研究[J].云南:昆明理工大学, 2004.
[4]雷爱莲.电阻测试润滑油添加剂的抗磨膜形成及其应用[J].润滑油与燃料, 17 (1) , 2007.