球形壓頭的滑動速度對材料微米劃痕響應的影響

劉明， 嚴富文， 高誠輝

(福州大學機械工程及自動化學院， 福建 福州 350108)

0 引言

劃痕測試法具有可靠性高、 操作簡單、 樣品易于制備等優點[1]， 常被用于評估金屬[2]、 聚合物[3-4]、 玻璃[5-6]、 涂層[7]等的各項力學性能， 比如： 斷裂韌性[8]、 摩擦系數[9]、 劃痕硬度[10]、 涂層和基體間的結合強度[11]等. 劃痕測試的常用方法是給壓頭施加一定的法向載荷， 讓其在試樣表面劃刻出一條溝槽， 進而測量試樣的表面輪廓、 壓入深度、 殘余深度、 摩擦系數和聲發射等參數[12]. 通常， 有許多因素會影響材料的劃痕響應， 比如： 法向載荷[13]、 界面溫度[14]、 表面粗糙度[15]、 試樣傾斜[16-17]等. 此外， 滑動速度也是影響材料劃痕響應的一個重要因素. Geng等[18]對PC進行納米劃痕實驗， 發現滑動速度增大時， 壓入深度和殘余深度先線性減小， 然后幾乎保持恒定； 彈性恢復率呈對數形式增加， 并可以通過Arruda-Boyce模型進行解釋. Bandyopadhyay等[19]通過微米劃痕測試研究了鈉鈣硅玻璃的變形行為， 發現壓頭和試樣接觸區域的最大拉應力和最大切應力均隨滑動速度的增加而增大； 劃痕寬度、 壓入深度和磨損率均隨滑動速度的增大而減小. Zhou等[20]在0.05～15 mm·s-1的速度范圍內對紫銅進行劃痕測試， 發現在較小的法向載荷下， 滑動速度對摩擦系數幾乎無影響； 而當法向載荷較大時， 摩擦系數隨滑動速度先減小隨后趨于穩定.

微米劃痕測試可模擬微切削和機械拋光過程， 其中， 滑動速度對最終的表面成型有著重要影響. PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31四種材料在制造業中有著廣泛應用。此外， 上述四種材料分別屬于聚合物、 玻璃、 金屬單質、 金屬合金四種材料體系， 而這四種材料又是各自所屬材料體系中非常典型的材料. 因此選擇這四種材料作為研究對象， 每一種材料體系中均有一個代表性的測試結果， 可以對這四種材料體系的微米劃痕測試中速度產生的影響形成全面的認識. 本研究使用球形壓頭對PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31進行微米劃痕測試， 分析了滑動速度對試樣的壓入深度、 殘余深度、 彈性恢復率、 溝槽寬度和劃痕摩擦系數的影響， 并計算劃痕硬度以評估試樣的抗劃擦性.

1 微米劃痕實驗

在恒定的法向載荷下， 用Anton Paar MST2型微米劃痕儀對PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31進行劃痕測試， 如圖1(a)所示. 伴有堆積和凹陷形成時劃痕溝槽橫截面的示意圖分別如圖1(b)和(c)所示. 在室溫和大氣環境及干摩擦狀態下進行實驗， 測試過程中壓頭僅有法向位移， 樣品進行水平移動. 微米劃痕的測試過程分為三步： 首先， 壓頭在5 mN的法向載荷(該載荷非常小， 在樣品表面產生的變形可忽略不計[9])下進行前掃描， 獲得樣品的初始表面形貌， 擬合出其最小二乘中線， 由此計算出PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31的表面粗糙度Ra分別為： 0.010、 0.007、 0.025和0.038 μm； 其次， 在恒定的法向載荷Fn和滑動速度v下， 壓頭在樣品表面上劃刻出一條溝槽， 獲得樣品的側向力Ft和聲發射， 同時壓頭的垂直位移減去初始表面輪廓即為真實的壓入深度dp， 劃痕摩擦系數μ可通過μ=Ft/Fn計算得到[21]； 最后， 在5 mN的法向載荷下進行后掃描， 此過程中壓頭的垂直位移減去初始表面輪廓即為真實的殘余深度dr. 相鄰兩次劃痕測試間隔150 μm， 確保這兩次測試之間不會相互影響. 對于PC、 紫銅和鎂合金AZ31， 滑動速度范圍為1～60 mm·min-1； 對于熔融石英， 為確保其劃痕變量隨滑動速度出現明顯的變化趨勢， 速度范圍設置為0.1～60 mm·min-1. 當滑動速度v≤ 2 mm·min-1時， 劃痕長度為1 mm， 采樣頻率隨滑動速度而增加， 確保每次測試獲得300個采樣點； 當滑動速度v> 2 mm·min-1時， 每次劃痕測試歷時3 s完成， 劃痕長度隨著滑動速度而增加(例如， 當滑動速度為60 mm·min-1時， 劃痕長度為3 mm)， 采樣頻率為100 Hz， 同樣確保每次測試獲得300個采樣點. 金剛石壓頭的半頂角ω=60°， 球形針尖的半徑R≈100 μm， 壓頭的球錐轉變深度dt=R(1-sinω)≈13.4 μm. 與試樣相比， 剛性壓頭在劃痕測試中的變形可忽略不計.

圖1 微米劃痕測試的示意圖及堆積或凹陷形成時的溝槽橫截面Fig.1 Schematic diagram of microscratch test and cross section of groove with the formation of pile-up or sink-in

2 微米劃痕實驗結果及分析

圖2展示了Fn=0.75 N和v=17 mm·min-1時紫銅的3個劃痕測試結果。這些劃痕變量均處于波動狀態， 是由樣品不均勻的微觀結構和塑性變形[22]、 粘滑行為[23]以及表面粗糙度等引起的. 此外， 紫銅和鎂合金AZ31是多晶體， 其晶界和晶向會導致劃痕變量發生波動； 對于PC， 其黏性阻力也可能導致劃痕變量產生波動[24]. 殘余深度和壓入深度有幾乎相同的變化趨勢， 是因為在同一次劃痕測試中溝槽各個位置的彈性恢復能力幾乎相同. 在劃刻的初始階段和結束階段測得的劃痕變量不穩定， 相同的實驗結果已被報導過[9, 22]， 因此這兩部分數據不參與計算； 在l/4～3l/4范圍內的劃痕變量處于穩定狀態， 取該范圍內測量數據的平均值作為各變量的最終取值， 以減小數據波動帶來的誤差. 此外， 在劃痕測試中， 試樣表面傾斜不可避免， 但傾斜角度非常小(約為0.16°)， 對測試結果產生的影響可忽略不計.

圖2 紫銅的微米劃痕測試結果及光學圖像(Fn=0.75 N, v=17 mm·min-1) Fig.2 Results of microscratch test and optical image of copper(Fn=0.75 N, v=17 mm·min-1)

紫銅的微米劃痕測試結果如圖2所示， 其中插圖為紫銅的劃痕溝槽的光學圖像. 劃痕測試期間， 由于材料的塑性流動， 在其溝槽邊緣形成堆積， 堆積的出現導致溝槽邊緣不是完美的直線， Gao等[9]報導過相同的實驗結果. PC和鎂合金AZ31的劃痕溝槽與紫銅的有相同的特征. 對不同的材料， 在不同法向載荷下， 滑動速度對材料微米劃痕響應的影響可能存在差異[20]， 但文中所用四種材料屬于不同的材料體系， 各材料的測試結果間沒有可比性. 對熔融石英進行劃痕測試時， 取較小的法向載荷Fn=0.02 N， 是因為在更大的法向載荷下熔融石英易產生裂紋， 此時其劃痕響應的變化趨勢的機理變得更加復雜， 而本文著重研究無裂紋時試樣的劃痕響應； 若所取的法向載荷進一步減小， 實驗儀器的精度不夠. 劃痕測試后熔融石英表面上的劃痕溝槽在微米尺度下幾乎無法被觀察到. 在較大法向載荷下， Wei等[25]使用球形壓頭對熔融石英進行微米劃痕實驗， 發現其溝槽邊緣上仍會發生凹陷， 因此， 根據微納米劃痕實驗的測試結果， 可推測本實驗中熔融石英的溝槽邊緣會發生凹陷. 在文中所施加的法向載荷下， 所有樣品在劃痕測試后均未產生裂紋.

2.1 滑動速度對深度和彈性恢復率的影響

壓入深度dp和殘余深度dr與滑動速度v之間的關系分別如圖3和圖4所示, 可用冪函數進行擬合.

圖3 壓入深度與滑動速度之間的關系Fig.3 Variation of penetration depth with sliding velocity

圖4 殘余深度與滑動速度的關系Fig.4 Variation of residual depth with sliding velocity

在四種試樣中， 紫銅的壓入深度最大， 可達7.7 μm， 該深度遠小于壓頭的球錐轉變深度dt≈13.4 μm， 因此， 劃痕測試中僅有壓頭頂端的圓球與樣品接觸. 壓入深度和殘余深度均隨滑動速度的增大而非線性減小， 類似的實驗結論已被報導過[26-27]. 隨著滑動速度的增大， 樣品發生硬化現象從而導致壓入深度減小， 表明樣品抵抗法向壓入的能力不斷增強. 在同一載荷下， 若用dp1(dr1)表示最大壓入(殘余)深度，dp2(dr2)表示最小壓入(殘余)深度， 那么PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31壓入深度的最大減小率(dp1-dp2)/dp1分別為10.4%、 39.7%、 20.2%、 10.6%. 殘余深度始終小于壓入深度， 是因為壓頭劃刻之后劃痕溝槽發生了彈性恢復. 上述四種材料殘余深度的最大減小率(dr1-dr2)/dr1分別為81.7%、 70.6%、 29.9%、 19.3%， 和各材料對應的壓入深度的減小率相比， 滑動速度對殘余深度的影響更大.

壓入深度代表總的變形量， 彈性恢復深度de=dp-dr代表彈性變形量， 因此， 彈性恢復率可定義為de/dp， 代表彈性變形在總的變形中所占的比例. 彈性恢復率與滑動速度之間的關系如圖5所示， 冪函數的擬合結果與實驗數據吻合. 隨著滑動速度的增加， 彈性恢復率先迅速增大， 然后趨于平緩， 類似的實驗結果已被報導過[18, 28]. PC是一種典型的聚合物， 會表現出黏彈性變形[29]. 因此， 在劃刻過程中， 會展現出黏彈性恢復， 也就是其彈性響應有延遲， 劃刻之后需要足夠的時間以進行徹底的彈性恢復， 從而獲得真實的殘余深度[30]. 然而， 本實驗中的殘余深度是劃刻之后立即測量的， 測試過程中并未考慮時間對殘余深度的影響， 所測殘余深度并非真實的殘余深度， 但是PC的彈性恢復率在較大的滑動速度下幾乎接近100%， 見圖5(a)， 意味著在足夠大的滑動速度下， 由PC的黏彈性行為導致的延遲的彈性恢復很小， 其黏彈性對變形產生的影響大幅減弱， 可忽略不計， 彈性變形占主導[31]. 綜上所述， 在PC的劃痕測試中， 當滑動速度較小時， 黏彈性變形占主導； 當滑動速度較大時， 彈性變形占主導， 相同的結論已被報導過[24, 31]. 對于熔融石英，de/dp>50%， 見圖5(b)， 表明試樣的彈性變形占主導， 對于硬脆材料， 這是合理的. 如圖5(c)和(d)所示， 對于紫銅和鎂合金AZ31這兩種軟金屬，de/dp<50%， 表明試樣的塑性變形占主導. 隨著滑動速度的增加， 接觸區域位錯形成并不斷積聚， 位錯密度不斷增大， 這會導致樣品抵抗塑性變形的能力增強， 因此紫銅和鎂合金AZ31的彈性恢復率不斷增大. 彈性恢復率也可用于評估樣品的抗劃擦性[32]， 其值隨滑動速度而增大， 表明樣品的抗劃擦能力增強.

圖5 彈性恢復率與滑動速度的關系Fig.5 Variation of elastic recovery rate with sliding velocity

2.2 滑動速度對劃痕溝槽寬度的影響

忽略溝槽邊緣的堆積與凹陷后壓頭與試樣間的幾何接觸模型如圖6所示. 接觸區域在水平方向上的投影是一個弓形， 見圖6(b)， 水平方向上的接觸投影面積Sh為：

圖6 忽略堆積和凹陷的幾何接觸模型Fig.6 Geometrical contact model in which pile-up and sink-in are ignored

(1)

接觸區域在垂直方向上的投影是一個半圓， 見圖6(c)， 垂直方向上的接觸投影面積Sv為：

(2)

根據公式(1)和(2)計算的Sh和Sv存在一定的誤差， 因為圖6的模型中忽略堆積會導致計算的Sh和Sv偏小， 忽略凹陷會導致計算的Sh和Sv偏大.

在PC、 紫銅和鎂合金AZ31的每一條劃痕溝槽的光學圖像中取5次測量值的平均值作為該條溝槽劃痕寬度ws(見圖2)的最終取值， 以減小堆積帶來的測量誤差. 在圖6所示的幾何接觸模型中， 根據壓入深度可計算幾何接觸寬度wc：

(3)

從劃痕溝槽的光學圖像中測量的劃痕寬度ws、 根據圖6所示的模型計算的幾何接觸寬度wc以及滑動速度v之間的關系如圖7所示， 可用冪函數進行擬合. 圖7(b)中沒有劃痕寬度ws， 是因為本實驗中熔融石英表面的劃痕溝槽幾乎無法被觀察到，ws無法被測量.ws和wc均隨滑動速度的增大而非線性減小， Li等[33]報導過類似的實驗結果.ws和wc主要受到壓入深度的影響， 壓入深度隨滑動速度而減小， 從而導致二者減小. PC、 紫銅和鎂合金AZ31的劃痕寬度均大于幾何接觸寬度， 是因為溝槽邊緣上存在堆積， 劃痕寬度在堆積的最高點處進行測量， 而計算幾何接觸寬度時忽略了堆積， 所以劃痕寬度所在的位置高于幾何接觸寬度所在的位置， 見圖1(b). 隨著滑動速度的增大， 劃痕寬度和幾何接觸寬度之間的差值逐漸減小， 這是由于堆積高度隨滑動速度而減小[34]， 導致劃痕寬度不斷接近幾何接觸寬度. 如圖7(a)所示， 在0.05 N的法向載荷下， PC的劃痕寬度和幾何接觸寬度幾乎重合， 是因為在較小的載荷下， 溝槽邊緣形成的堆積不明顯， 堆積對測量劃痕寬度產生的影響非常小.

圖7 劃痕寬度和幾何接觸寬度與滑動速度的關系Fig.7 Variation of scratch width and geometric contact width with sliding velocity

2.3 滑動速度對劃痕硬度的影響

劃痕硬度被定義為單位面積上所承受的法向載荷， 根據圖6所示的忽略堆積和凹陷后的幾何接觸模型， 由幾何接觸寬度wc可計算劃痕硬度Hc[33]：

(4)

此外， 根據從劃痕溝槽中測量的殘余劃痕寬度ws可計算劃痕硬度Hs[35]：

(5)

劃痕硬度Hc或Hs與滑動速度v之間的關系如圖8所示， 可用冪函數進行擬合. 隨著滑動速度的增加， 劃痕硬度先迅速增大， 然后趨于平緩， 與Zhu等[36]的實驗結論相吻合. 在相同的法向載荷下， 由于PC、 紫銅和鎂合金AZ31的wcHs， 并且試樣的劃痕硬度隨著法向載荷而增大. 使用三棱錐玻式壓頭測量的PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31的納米壓痕硬度分別為： 0.256 GPa[37]、 9.800 GPa[38]、 1.800 GPa[39]和1.200 GPa[40]. 比較可知， 四種試樣的最大劃痕硬度均小于其納米壓痕硬度. AlMotasem等[41]通過分子動力學模擬納晶鐵素體的劃痕和壓痕實驗， 發現由于堆積的形成， 壓痕硬度是劃痕硬度的兩倍以上. 壓頭形狀不同可能造成劃痕硬度和壓痕硬度之間存在差異. 劃痕測試中的側向力在水平方向上產生接觸壓力并在接觸區域產生切應力， 這可視為殘余應力進而影響法向接觸行為. 同時， 在相同的法向載荷下， 與壓痕測試相比， 劃痕測試中的側向力在劃刻過程中會使材料更容易產生屈服， 從而產生更大的壓入深度和更大的垂直接觸投影面積， 因此， 可能導致劃痕硬度小于壓痕硬度[9]. 熔融石英的劃痕硬度遠小于壓痕硬度， 可能是因為其溝槽邊緣發生了凹陷， 而圖6所示的模型中忽略了溝槽邊緣的凹陷， 壓入深度dp大于接觸深度dc， 見圖1(c)， 由dp計算的垂直接觸投影面積比由dc計算的真實垂直接觸投影面積大， 導致其劃痕硬度Hc偏小， 進而使Hc遠小于其壓痕硬度. 此外， PC在0.050 N下速度較大時趨于穩定的劃痕硬度與0.245 N下的努氏硬度(0.137 GPa)吻合； 熔融石英在高速下趨于穩定的劃痕硬度遠小于9.800 N下的努氏硬度(4.900 GPa)； 紫銅在0.750 N下速度較高時趨于穩定的劃痕硬度與0.245 N下的努氏硬度(1.200 GPa)基本吻合； 鎂合金AZ31在0.500 N且較大速度下趨于穩定的劃痕硬度與1.960 N下的努氏硬度(0.702 GPa)吻合.

圖8 劃痕硬度與滑動速度的關系Fig.8 Variation of scratch hardness with sliding velocity

隨著滑動速度的增大， PC的分子鏈段之間易于纏結并且纏結密度隨之增加， 樣品抵抗壓頭法向壓入的能力增強， 從而導致其劃痕硬度增加[24, 42]. 紫銅和鎂合金AZ31塑性變形的機理是位錯運動， 位錯對二者的劃痕硬度有重要影響. 位錯密度隨滑動速度而迅速增大， 導致位錯纏結的形成， 這些位錯優先在壓頭下邊成核， 并阻礙連續運動位錯的形成， 從而導致位錯積聚[27]； 此外在晶界處位錯也會受到阻礙， 也能導致位錯的積聚， 進而出現應變率硬化現象， 導致二者的劃痕硬度增加. 在另一方面， 根據公式(4)和(5)， 在恒定的法向載荷下， 劃痕硬度取決于溝槽的寬度， 寬度隨滑動速度而減小(見圖7)， 導致劃痕硬度增大. 劃痕硬度可用來表征材料的抗劃擦能力， 其值增大表明材料抵抗塑性變形和犁溝損傷的能力增強， 即抗劃擦能力增強.

2.4 滑動速度對劃痕摩擦系數的影響

當劃痕測試中熔融石英和金屬不產生裂紋時， 二者的側向力Ft由黏著組分Fa和犁溝組分Fp組成[9, 25]. 相應地， 劃痕摩擦系數μ由黏著摩擦系數μa和犁溝摩擦系數μp組成. 然而PC是一種典型的聚合物， 其黏彈性行為對摩擦響應有顯著影響， 因此對于PC， 其劃痕摩擦系數除了包含μa和μp外， 還包括黏彈性摩擦系數μv[24, 43]. 假設試樣的側向和法向硬度相等， 基于圖6所示的幾何接觸模型， 可計算犁溝摩擦系數μp[9]：

(6)

如圖9所示， 隨著滑動速度的增加， PC的劃痕摩擦系數μ先增加后減小， 與Zhang等[24]在較大法向載荷下報導的實驗結果相吻合. 犁溝摩擦系數μp隨著滑動速度而減小， 是因為壓入深度減小導致犁溝效應減弱. 由于圖6所示的幾何接觸模型中忽略了凹陷和堆積， 對垂直和水平方向的接觸投影面積有一定影響， 進而影響μp. PC的黏著摩擦系數μa[43]可根據下式計算：

圖9 PC的摩擦系數與滑動速度的關系Fig.9 Variation of friction coefficient of PC with sliding velocity

(7)

式中：τ表示界面剪切應力;p是接觸區域的局部壓力， 也即樣品的劃痕硬度.τ和p之間的關系[43]可用下式表示：

τ=τ0+αp

(8)

式中：τ0和α是對τ和p間的關系進行線性擬合時的擬合參數.黏著摩擦系數μa[43]可表示為：

(9)

隨著滑動速度增大， 劃痕硬度增加， 導致μa減小， 在聚合物的劃痕測試中報導過類似的實驗結果[44]. 除PC外， 大量聚合物的τ0和α值被給出[45]， 因此， 需要進一步的研究以確定PC的τ0和α值， 從而計算其μa.

圖9(c)表明當滑動速度在1～12 mm·min-1的范圍內時， PC的μa+μv隨滑動速度而增大， 由于μa隨滑動速度而減小， 因此μa+μv的增加歸因于μv的增大. 隨著滑動速度的增加， 在應力活化和溫升的作用下， 壓頭和PC的接觸區域的分子鏈段開始運動并且在該區域變得雜亂無章[46-47]. 在這種情況下， 分子鏈段間的纏結和剪切作用加劇， 內部能量耗散增加， 造成PC的黏性阻力隨著滑動速度而增大， 從而導致μv增加[24]. 但在較高的滑動速度下， 由于壓頭和樣品間接觸時間減少， 接觸區域的分子鏈段無法跟上壓頭的運動， 從而導致黏性阻力減弱，μv減小[24]. 因此， 當滑動速度大于12 mm·min-1時， 在μa、μp和μv均減小的情況下， PC的劃痕摩擦系數μ減小.

熔融石英和金屬的黏著摩擦系數μa和黏著切應力pa[9]可由下式計算：

(10)

如圖10所示， 熔融石英的劃痕摩擦系數μ、 黏著摩擦系數μa和黏著切應力pa均隨滑動速度的增加而先增大后減小， 最后趨于穩定. 因為壓入深度減小導致犁溝摩擦系數μp始終減小， 所以可認為黏著摩擦系數的變化決定了劃痕摩擦系數的變化趨勢. 犁溝摩擦系數的值較小， 是因為施加的法向載荷較小， 導致壓入深度較小， 劃痕溝槽幾乎無法被觀察到， 犁溝效應不顯著. 犁溝摩擦系數遠小于黏著摩擦系數， 表明劃痕測試中黏著摩擦占主導. 在較小的滑動速度下， 壓頭后邊的拉應力隨著滑動速度而增大， 從而導致劃痕摩擦系數μ增加[48]. 當滑動速度大于20 mm·min-1時， 壓頭和樣品間的摩擦狀態符合動摩擦定律，μ的變化趨勢滿足Amonton定律[49]， 所以其值幾乎保持不變， 約為0.104.

圖10 熔融石英的摩擦系數和黏著切應力與滑動速度的關系Fig.10 Variation of friction coefficient and adhesion shear stress of fused silica with sliding velocity

如圖11所示， 紫銅的劃痕摩擦系數μ、 黏著摩擦系數μa和黏著切應力pa均隨滑動速度的增加而先增大后減小. 根據公式(8)， 在恒定的法向載荷Fn下， 即使垂直接觸投影面積Sv隨著壓入深度的減小而減小， 在較小的滑動速度下， 接觸區域樣品的應變硬化可能導致pa增大， 進而導致μa增大； 在較高的滑動速度下， 接觸區域的局部熱軟化可能導致pa減小[10]， 在Sv也減小的情況下， 導致μa減小. 由于壓入深度減小導致犁溝摩擦系數μp始終減小， 因此劃痕摩擦系數μ的變化趨勢主要歸因于黏著摩擦系數μa的變化. 在較小的法向載荷0.75 N下，μ隨滑動速度沒有顯著的變化， 其值可視為一個常數， 約為0.199. 此外， 在相同的法向載荷下，μa>μp， 表明在劃痕測試中紫銅的黏著摩擦占主導， 所以可通過劃刻紫銅的方法來清潔壓頭.

圖11 紫銅的摩擦系數和黏著切應力與滑動速度的關系Fig.11 Variation of friction coefficient and adhesion shear stress of copper with sliding velocity

如圖12所示， 對于鎂合金AZ31， 隨著滑動速度的增大， 劃痕摩擦系數μ、 黏著摩擦系數μa和黏著切應力pa先減小后增大. 壓入深度減小導致犁溝摩擦系數μp始終減小， 因此劃痕摩擦系數μ的變化趨勢主要取決于黏著摩擦系數μa的變化.

圖12 鎂合金AZ31的摩擦系數和黏著切應力與滑動速度的關系Fig.12 Variation of friction coefficient and adhesion shear stress of magnesium alloy AZ31 with sliding velocity

根據公式(8)， 在恒定的法向載荷Fn下， 由于壓入深度減小， 垂直接觸投影面積Sv始終減小時，μa的變化趨勢主要取決于pa. 但是還需要進一步的實驗以研究pa隨滑動速度的變化趨勢的機理進而解釋滑動速度對μ的影響. 鎂合金AZ31的劃痕摩擦系數隨滑動速度的變化趨勢與其它材料的并不一樣， 表明不同材料的劃痕摩擦系數對滑動速度的敏感性不同， 滑動速度對各材料的劃痕摩擦系數的影響比較復雜.

3 結語

使用球形壓頭研究其滑動速度對PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31的微米劃痕響應的影響， 主要結論如下：

1) 隨著滑動速度的增加， 壓入深度、 殘余深度和劃痕溝槽的寬度均非線性減小. PC、 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31壓入深度的最大減小率分別為10.4%、 39.7%、 20.2%、 10.6%, 殘余深度的最大減小率分別為81.7%、 70.6%、 29.9%、 19.3%. 與壓入深度的減小率相比， 滑動速度對殘余深度的影響更大. 對于PC、 紫銅和鎂合金AZ31， 由于堆積的形成， 從劃痕溝槽的光學圖像中測量的劃痕寬度大于由幾何接觸模型計算的幾何接觸寬度.

2) 隨著滑動速度的增大， 彈性恢復率和劃痕硬度先迅速增大， 隨后趨于平緩； 材料的抗劃擦能力隨二者的增大而增強. 所測材料的最大劃痕硬度均小于其納米壓痕硬度. 劃痕測試中， PC的主要變形機制為黏彈性和彈性變形； 熔融石英的主要變形機制為彈性變形； 紫銅和鎂合金AZ31的主要變形機制為塑性變形.

3) 隨著滑動速度的增大， PC和紫銅的劃痕摩擦系數均先增大后減小， PC的摩擦響應與其黏彈性行為密切相關. 熔融石英的劃痕摩擦系數先增加后減小， 最后趨于一個常數， 約為0.104. 鎂合金AZ31的劃痕摩擦系數先減小后增大. 不同材料的劃痕摩擦系數隨滑動速度的變化趨勢不同， 表明滑動速度對各材料的劃痕摩擦系數的影響比較復雜. 四種材料的犁溝摩擦系數均非線性減小. 熔融石英、 紫銅和鎂合金AZ31的劃痕摩擦系數的變化趨勢主要取決于黏著摩擦系數的變化.