離子液體在微量潤滑磨削界面的摩擦學機理研究

王德祥 趙齊亮 張 宇 高 騰 江京亮 劉國梁 李長河

1.青島理工大學機械與汽車工程學院，青島，2665252.青島理工大學工業流體節能與污染控制教育部重點實驗室，青島，266525

0 引言

離子液體是指在室溫或近于室溫下呈液態的離子化合物，其室溫液態特性與完全離子存在形式使其展現出良好的傳熱性能，是一類極具發展前途的傳熱介質[1]。與通常采用的植物油基微量潤滑磨削液相比，離子液體具有更高的熱導率，在25 ℃條件下，1-丁基-3-甲基咪唑四氟硼酸鹽([BMIM]BF4)和1-己基-3-甲基咪唑四氟硼酸鹽([HMIM]BF4)的熱導率分別是0.186 W/(m·K)[1]和0.170 W/(m·K)[2]，而植物油的熱導率一般小于0.170 W/(m·K)[3]。同時，離子液體具有更好的熱穩定性，[BMIM]BF4和[HMIM]BF4的熱分解溫度分別為403 ℃[1]和358 ℃[2]，而植物油的熱分解溫度一般為300℃左右[4]。并且，離子液體具有極低的蒸汽壓，可避免磨削區發生成膜沸騰。進一步研究表明，離子液體還具有突出的潤滑性能，在多種摩擦副表面易于形成具有優良抗磨減摩性能的邊界潤滑膜[5]。鑒于在摩擦學領域的成功應用，離子液體在機械加工領域也逐步得到關注。已有研究表明，無論是作為切削液[6]還是切削液添加劑[7-8]，離子液體均展現出比傳統油基切削液更好的潤滑性能。得益于其優良傳熱及潤滑性能，離子液體具備應用于微量潤滑磨削加工的巨大潛力。

微量潤滑(minimum quantity lubrication，MQL)技術利用高壓高速氣體將極微量的磨削液(一般為30～100 mL/h[9])散裂成為霧滴，形成具有極高速度和動能的氣霧射流，然后噴向磨削區進行冷卻潤滑。目前有關微量潤滑磨削加工的已有研究，主要包括從宏觀角度利用磨削加工實驗分析磨削液屬性[10-11]、供液參數[12-13]和噴嘴的布置[13-14]等因素對微量潤滑技術冷卻潤滑性能的影響規律研究，以及利用納米流體[15-16]、低溫氣體[17-18]和輔助射流[19]等手段進行微量潤滑技術的性能增效研究。但是，由于實驗過程中難以直接觀測微量潤滑磨削界面磨粒-工件-霧滴之間的交互作用，因此，目前對于霧滴在磨粒/工件界面形成潤滑油膜的內在機理，大多是基于磨削加工后砂輪表面及工件表面的掃描電鏡(scanning electron microscope, SEM)或原子力顯微鏡(atomic force microscope, AFM)圖片以及能量色散譜(energy dispersive spectrum, EDS)分析結果推測出來的，雖然能解釋部分實驗現象，但是還缺乏揭示微量潤滑磨削界面潤滑油膜形成機理的直接證據，對于霧滴在微量潤滑磨削界面的摩擦學機理，尚缺乏系統的微觀尺度研究。

分子動力學模擬是開展模擬體系微觀尺度研究的有效方法，能從原子尺度揭示微量潤滑磨削界面磨粒-工件-霧滴之間的交互作用[20]。本文以兩種離子液體為研究對象，分別是1-丁基-3-甲基咪唑四氟硼酸鹽([BMIM]BF4)和1-己基-3-甲基咪唑四氟硼酸鹽([HMIM]BF4)，采用電鍍CBN砂輪，開展鎳基高溫合金GH4169的微量潤滑磨削加工實驗，評價離子液體作為磨削液的微量潤滑磨削加工性能，并采用分子動力學模擬和工件已加工表面X射線光電子能譜(X-ray photoelectron spectroscopy, XPS)分析，揭示離子液體在微量潤滑磨削界面的摩擦學機理。

1 微量潤滑磨削加工實驗方案

在K-P36型精密數控平面磨床上搭建微量潤滑磨削加工實驗平臺，如圖1所示。微量潤滑供液裝置采用上海金兆節能有限公司生產的微量潤滑供油系統，其基本原理如圖2所示。油杯通過接頭6安裝在活塞泵上，油杯中的液體進入腔體后，脈沖氣流經氣管17輸入活塞泵，與彈簧4協同控制活塞3往復運動，驅動液體進入油管11中。高壓空氣經氣管14輸入活塞泵后進入氣管12中。氣管12和油管11分別與霧化噴嘴的外殼和內芯相連接，在霧化噴嘴內高壓空氣將液體混合霧化，形成高速運動的氣霧射流。

采用電鍍CBN砂輪，開展鎳基合金GH4169的磨削加工實驗。工件尺寸為40 mm×30 mm×30 mm，通過線切割鎳基合金黑皮鍛件獲得。砂輪沿工件長度方向磨削，磨削寬度等于砂輪寬度。采用順磨方式開展磨削實驗，在每組磨削實驗開始前，都通過磨削灰鑄鐵進行砂輪修整，具體的磨削工藝參數如表2所示。在磨削過程中，采用三向壓電晶體測力儀測量磨削力，采用K型鉻鎳-鋁鎳熱電偶測量磨削區溫度，如圖3所示。磨削完成后，采用VK-X1000系列形狀測量激光顯微系統測量被磨工件已加工表面形貌和表面粗糙度。

表2 磨削工藝條件

圖3 磨削力和磨削溫度測量方案Fig.3 Schematic representation of the measurements ofgrinding force and grinding temperature

開展磨削加工實驗時，先測量磨削力，再測量磨削溫度，最后測量已加工表面形貌。在每組磨削工藝參數下，測量磨削力5～10次，測量順序是干磨→MQL-[HMIM]BF4→MQL-[BMIM]BF4。測量磨削溫度時，將熱電偶被磨穿(圖4)前一次的測量值作為磨削溫度測量結果，測溫順序與測力順序相同。測量表面粗糙度時，在被測工件已加工表面選取4～6個位置測量，將測量值取平均值后作為最終測量結果。

圖4 熱電偶被磨穿的激光顯微圖像Fig.4 Laser microscopic image of thermocouplebeing grinded

2 離子液體的微量潤滑磨削加工性能

采用磨削比能、磨削力比、表面粗糙度和磨削溫度4個指標參數，定量評價離子液體作為磨削液的微量潤滑磨削加工性能。

2.1 磨削比能

磨削比能es是指去除單位體積工件材料所消耗的能量比，比能越小，表明潤滑效果越好，其表達式為es=Ftvs/(aevwb)，其中，Ft為切向力，vs為砂輪線速度，ae為磨削深度，vw為工件進給速度，b為磨削寬度。由圖5可知，采用離子液體進行微量潤滑磨削加工時，比能值相比干磨時顯著減小。在干磨時，三種磨削深度下比能均值約為62.4 J/mm3，而在微量潤滑狀態下，當磨削深度為10 μm和20 μm時,[BMIM]BF4的比能均值約為47.7 J/mm3，[HMIM]BF4的比能均值約為43.9 J/mm3。當磨削深度為30 μm時，兩種離子液體的比能值較為接近，兩者比能均值約為51.1 J/mm3，較磨削深度為10 μm和20 μm時均有增大。這是因為隨著磨削深度的增大，氣霧射流進入磨削界面的難度加大，導致磨削界面霧滴的浸潤面積減小，潤滑效果減弱，從而造成磨削比能增大。

圖5 磨削比能測試結果Fig.5 Measurements of grinding specific energy

2.2 磨削力比

磨削力比RF是切向力Ft與法向力Fn之比，力比越小，表明潤滑效果越好，其測試結果如圖6所示，可知干磨狀態下的磨削力比最大，三種磨削深度下力比均值約為0.44。在微量潤滑狀態下，當磨削深度為10 μm和20 μm時，[BMIM]BF4的力比均值約為0.19，[HMIM]BF4的力比均值約為0.23。當磨削深度增大至30 μm時，由于磨削區霧滴浸潤面積減小，導致潤滑效果減弱，使得[BMIM]BF4的力比增大至0.22，[HMIM]BF4的力比增大至0.28。

圖6 磨削力比測試結果Fig.6 Measurements of grinding force ratio

2.3 表面粗糙度

圖7所示為垂直于磨削方向的已加工表面粗糙度測試結果，可知采用離子液體進行微量潤滑磨削加工時，表面粗糙度比干磨時稍低。干磨時，工件已加工表面輪廓算術平均偏差Ra=1.12 μm，微量潤滑狀態下，[BMIM]BF4的Ra值為1.07 μm，[HMIM]BF4的Ra值為1.04 μm。這是因為微量潤滑狀態下，離子液體在磨粒/工件界面形成了潤滑油膜，一方面增大了磨粒切刃下方工件材料的彈塑性變形，另一方面緩解了磨粒與工件材料之間的黏附，從而降低了工件已加工表面粗糙度。

圖7 表面粗糙度測試結果(ae=30 μm)Fig.7 Measurements of surface roughness(ae=30 μm)

2.4 磨削溫度

圖8所示為工件已加工表面形貌，可知在干磨時已加工表面出現了輕微的燒傷現象，而在微量潤滑狀態下未見明顯的燒傷現象，這表明與干磨時相比，采用上述兩種離子液體進行微量潤滑磨削加工能顯著降低磨削溫度，避免發生磨削燒傷。

(a)干磨

(b)MQL-[HMIM]BF4

(c)MQL-[BMIM]BF4圖8 已加工表面形貌Fig.8 Topography of machined suface

圖9 磨削溫度測試結果(ae=30 μm)Fig.9 Measurements of grinding temperature (ae=30 μm)

磨削溫度測試結果也證實，在微量潤滑狀態下磨削區最高溫度較干磨狀態下降低了100 ℃以上，如圖9所示。當磨削深度為30 μm時，干磨時磨削區的最高溫升為303.8 ℃，在微量潤滑狀態下，[BMIM]BF4的最高溫升為191.0 ℃，[HMIM]BF4的最高溫升為185.6 ℃。

綜上分析，可知以上兩種離子液體均表現出良好的微量潤滑磨削加工性能，均較干磨時可降低磨削比能、磨削力比以及工件已加工表面粗糙度，并較干磨時大幅降低磨削溫度，避免發生磨削燒傷，從而提高工件已加工表面質量，因此，離子液體適合作為磨削液應用于微量潤滑磨削加工中。

3 微量潤滑磨削界面分子動力學模擬

離子液體表現出良好微量潤滑磨削加工性能的關鍵是它在磨粒/工件界面形成了潤滑油膜。但是，由于在微量潤滑磨削加工時，難以在線觀測磨粒-工件-霧滴之間的交互作用，對于磨粒/工件界面潤滑油膜的形成機制，尚缺乏揭示其內在機理的直接證據。本節采用分子動力學模擬，以[BMIM]BF4為微量潤滑磨削液，從原子尺度揭示磨粒/工件界面潤滑油膜的形成機制。

3.1 分子動力學模型

采用分子動力學模擬軟件LAMMPS進行模擬計算，采用后處理軟件OVITO對模擬結果進行可視化，所建立的分子動力學模型如圖10所示。

(a)建模原理圖

3.1.1幾何模型

工件材料、離子液體和磨粒材料的選取均與筆者前期研究[20]一致。工件材料是鎳、鐵和鉻三組分鎳基合金，晶格常數是0.352 nm，三種元素的原子數百分比分別為52%、30%和18%，各元素原子在工件材料內部隨機分布。將工件建立為30 nm×11 nm×5 nm的長方體，并設置邊界層、恒溫層和牛頓層。邊界層和恒溫層的厚度均為0.5 nm，設置邊界層是為了防止磨粒運動過程中工件發生整體移動，設置恒溫層是為了及時傳導出熱量，防止模擬體系溫度過高造成崩潰，牛頓層是實際參與磨削的部分。

磨粒材料是晶格常數為0.362 nm的單晶立方氮化硼，其形狀為去除錐頂的四棱錐，棱錐底面邊長為17 nm，棱錐高度為8.5 nm，沿錐頂去除3.5 nm，磨粒剩余高度為5 nm。利用光學顯微鏡觀察砂輪表面形貌后發現，磨粒側面凹凸不平，磨鈍表面存在許多由微破碎所導致的凹槽狀斷口(圖11)，因此，建立磨粒幾何模型時，將磨粒側面建立為不平整表面，將磨粒磨鈍表面為建立為帶有凹槽狀斷口的表面，如圖10b所示。磨粒也設置邊界層、恒溫層和牛頓層，邊界層和恒溫層的厚度均為0.5 nm。

圖11 砂輪表面形貌Fig.11 Surface topography of grinding wheel

建立液膜的幾何模型時，首先利用Gaussian 09軟件[21]進行量子化學計算，得到[BMIM]BF4分子的最優構型(圖12)；然后利用Packmol軟件和Moltemplate軟件構建尺寸為10 nm×10 nm×2 nm的離子液體液膜，液膜由380個陰陽離子對構成；在液膜內部設置恒溫層，其形狀是邊長為1 nm的正方體，且其對稱中心與液膜的對稱中心重合，除恒溫層外，液膜內部其他原子都是牛頓層原子。

圖12 [BMIM]BF4分子的最優構型[20]Fig.12 Optimal configuration of [BMIM]BF4 molecule[20]

3.1.2模擬細節

除進行微量潤滑狀態下的模擬外，本文還進行了一組干磨狀態下的分子動力學模擬，并將其作為參照組進行對比分析。分子動力學模擬時，將工件長度方向(x向)和高度方向(z向)設為固定邊界條件，將寬度方向(y向)設為周期性邊界條件，且每組模擬均分為弛豫、下降和磨削三個階段。

弛豫階段：首先，在正則系綜(NVT)下采用Berendsen熱浴控溫，控制溫度為298 K，分別將工件、磨粒和液膜(干磨時無液膜)弛豫至平衡態，弛豫時間為0.2 ns；然后，利用已弛豫至平衡態的工件、磨粒和液膜構建模擬體系，并采用共軛梯度法對模擬體系進行能量優化；最后，在NVT系綜下采用Berendsen熱浴控溫，控制溫度也為298 K，將模擬體系弛豫至平衡態，弛豫時間也為0.2 ns。

下降階段：在微正則系綜(NVE)下，磨粒沿-z方向以50 m/s的速度向下切入工件，切入深度分別為0.5 nm、1.0 nm和1.5 nm，同時，采用Nose-Hoover熱浴將磨粒、工件和液膜的恒溫層溫度控制在298 K；待下降階段完成后，繼續采用Nose-Hoover熱浴將模擬體系弛豫至新的平衡態。

磨削階段：在NVE下，繼續采用Nose-Hoover熱浴控溫，使磨粒沿x方向以50 m/s的速度磨削工件，磨粒總行程為15 nm，時長為0.3 ns。

以上各階段模擬時間步長均為1 fs。

3.1.3勢函數

本文所用勢函數與筆者前期研究[20]完全一致，簡述如下。采用擴展Tersoff勢函數[22]、嵌入原子勢(EAM)勢函數[23]和全原子力場[24]分別描述磨粒、工件和離子液體[BMIM]BF4內部原子之間的相互作用。采用Morse勢函數描述磨粒與工件原子之間的相互作用，采用Lennard-Jones勢函數描述液膜與磨粒、工件之間的相互作用，具體的勢函數參數詳見文獻[20,22-24]。

3.1.4磨削力和應力分布的計算方法

用于后續分析的參數主要有磨削力和應力分布，本節介紹上述兩參數的計算方法。磨削力的計算利用了LAMMPS的內部命令compute reduce，通過計算磨粒所受x、y和z向的力獲得，且每1000個時間步輸出一次。

應力分布的計算過程為：①采用LAMMPS進行分子動力學模擬，計算模擬體系中所有原子的應力張量σ′(分量為σ′x,σ′y,σ′z,τ′xy,τ′xz,τ′yz)；②逐個掃描模擬體系內所有原子，以被掃描原子為球心，以1 nm為半徑作球面，累加球面內所有原子的各應力分量后，再除以球體的體積，即可計算出各原子處宏觀應力張量σ(分量為σx,σy,σz,τxy,τxz,τyz)；③計算各原子處von Mises等效應力σv。上述涉及的計算公式如下：

式中，V為球體的體積；N為球面內原子數。

3.2 模擬結果分析

(a)磨粒切入深度為1.5 nm時模擬結果

圖13a所示是磨粒切入深度為1.5 nm時的切向力模擬結果，可知當磨粒行程在5 nm之后切向力基本趨于穩定，因此取磨粒行程在5～15 nm階段的切向力平均值用于后續分析。在干磨(無液膜)和微量潤滑(有液膜)狀態下，當磨粒切入深度分別為0.5 nm、1.0 nm和1.5 nm時，切向力模擬計算結果如圖13b所示，可知微量潤滑狀態下的切向力較干磨狀態下減小了10%以上。

(b)各切入深度下切向力平均值圖13 切向磨削力的分子動力學模擬結果Fig.13 Molecular dynamics simulations oftangential grinding force

受限于分子動力學模擬的計算能力，模型中磨粒/工件界面的尺度僅為納米級，而實際磨削加工時，磨粒/工件界面的尺度是微米級，因此，兩者的尺度不同。雖然這會導致切向力的模擬與實驗結果在數量級上不一致，但是兩者得到的定性規律是一致的，即微量潤滑狀態下，切向力較干磨時有所減小，這必然與磨粒/工件界面形成了潤滑油膜有關。

以磨粒切入深度是1.5 nm為例，當磨粒行程為11 nm時，磨粒/工件界面的接觸狀態如圖14所示，可知與干磨狀態下相比，在微量潤滑狀態下，磨粒/工件界面不僅存在磨粒工件直接接觸的區域，還存在磨粒工件不直接接觸的區域，在此區域內，存儲于磨鈍表面凹槽狀斷口內的離子液體將磨粒與工件分隔開，形成了潤滑油膜。根據摩擦學基礎理論[25]，磨粒與工件之間的摩擦力Ff可表達為

Ff=τsAs+τlAl

式中，τs為工件材料的剪切強度；As為磨粒與工件之間的直接接觸面積；τl為離子液體的黏滯阻力；Al為潤滑油膜的作用面積。

(a)干磨

(b)微量潤滑圖14 磨粒/工件界面的接觸狀態Fig.14 Contact state of abrasive grain/workpiece interface

在干磨狀態下，凹槽狀斷口內擠滿了工件材料，如圖14a所示，而在微量潤滑狀態下，吸附在凹槽狀斷口內的離子液體分子形成了潤滑油膜，如圖14b所示，油膜減小了磨粒與工件之間的直接接觸面積As，從而減小了摩擦力Ff。

由圖14b還可得知，在微量潤滑狀態下，在磨粒切刃及除凹槽狀斷口外的磨鈍表面上并未形成吸附膜，這是由于這些位置存在極大的擠壓應力(圖15)，離子液體分子被擠出磨粒工件接觸表面，因此在磨粒/工件界面上形成的是邊界潤滑膜。

圖15 磨粒/工件界面的應力分布Fig.15 Stress distribution of abrasivegrain/workpiece interface

通過本節分析可知，磨粒磨鈍表面上由于微破碎所形成的凹槽狀斷口是離子液體進入磨粒/工件界面的主要輸運通道，離子液體分子吸附在凹槽狀斷口內形成邊界潤滑膜，通過減小磨粒工件之間的直接接觸面積來減小摩擦力。

4 工件已加工表面XPS分析

分子動力學模擬顯示，在微量潤滑狀態下，磨粒/工件界面形成了物理吸附膜，本節通過對工件已加工表面進行XPS分析來研究磨粒/工件界面化學反應膜的形成機制。

開展XPS測試時，首先線切割制作尺寸為5 mm×5 mm×3 mm的測試樣品，然后利用酒精和超聲振蕩儀清洗工件，最后采用PHI5000 Versaprobe Ⅲ型XPS分析儀測試工件已加工表面，分析工件材料的主要金屬元素鎳(Ni)、鐵(Fe)和鉻(Cr)，以及離子液體主要元素硼(B)、氟(F)和氮(N)。每個樣品均測試3個不同位置的點，每個點的測試區域均是直徑為200 μm的圓。

XPS分析結果表明，采用[BMIM]BF4作為微量潤滑磨削液時，在工件已加工表面均檢測出了上述6種元素，而F元素只存在于離子液體中，這表明在磨削過程中離子液體與工件材料發生了某種化學反應，形成了化學反應膜。圖16是[BMIM]BF4作為微量潤滑磨削液時工件已加工表面的XPS圖譜，可知Fe元素的結合能峰值出現在710.4 eV和711.4 eV處，分別歸屬于Fe2O3和FeF2中的Fe元素；Ni元素的峰值出現在855.0 eV處，對應于NiO中的Ni元素；Cr元素的結合能峰值在出現在576.2 eV和579.8 eV處，分別歸屬于Cr2O3和CrF3中的Cr元素；F元素在684.9 eV和685.6 eV存在兩個峰值，分別對應于FeF2和CrF3中的F元素；B元素和N元素的結合能峰值分別出現在190.5 eV和398.4 eV處，各自對應于BN中的B元素和N元素。上述分析結果表明，在微量潤滑磨削加工過程中，[BMIM]BF4與工件材料發生了化學反應，生成了FeF2和CrF3，并且最終在磨粒/工件界面形成了氟化物與氧化物共存的化學反應膜。

(a)Fe2p (b)Ni2p

(c)Cr2p (d)F1s

(e)B1s (f)N1s圖16 工件已加工表面XPS譜峰圖(MQL-[BMIM]BF4)Fig.16 XPS spectrum on the finished surface ofthe workpiece(MQL-[BMIM]BF4)

(a)Fe2p (b)Ni2p

(c)Cr2p (d)F1s

(e)B1s (f)N1s圖17 工件已加工表面XPS譜峰圖(MQL-[HMIM]BF4)Fig.17 XPS spectrum on the finished surface ofthe workpiece(MQL-[HMIM]BF4)

采用[HMIM]BF4作為微量潤滑磨削液時，上述6種元素也均被檢測到，相應的XPS圖譜如圖17所示。其中，Fe元素以Fe2O3和FeF2的形式存在，Ni元素以NiO的形式存在，Cr元素以Cr2O3和CrF3的形式存在，B和N元素以BN的形式存在。這表明在微量潤滑磨削加工過程中，[HMIM]BF4與工件材料也發生了化學反應，生成了FeF2和CrF3，同樣在磨粒/工件界面形成了氟化物與氧化物共存的化學反應膜。

上述分析結果表明，在微量潤滑磨削加工時，由于處在磨削界面高溫高壓的環境下，離子液體會發生分解，使得陰離子中的F元素與工件材料中的Fe和Cr元素結合生成氟化物。摩擦學領域的相關研究表明，FeF2具有剪切強度低、減摩抗磨性能好等優點[26]，可以在微量潤滑磨削界面起到良好的潤滑作用。

5 結論

(1)實驗研究結果表明，離子液體適合作為磨削液應用于微量潤滑磨削加工中，既能較干磨時降低磨削比能和磨削力比，提高工件已加工表面質量，又能較干磨時大幅降低磨削溫度，降幅達100 ℃以上，避免發生磨削燒傷。

(2)分子動力學模擬結果表明，離子液體分子通過吸附在磨粒磨鈍表面的凹槽狀斷口內來進入磨粒工件接觸界面從而形成邊界潤滑膜，通過減小磨粒工件之間的直接接觸面積來減小摩擦力。

(3)XPS分析結果表明，在微量潤滑磨削加工過程中，[BMIM]BF4和[HMIM]BF4兩種離子液體均與工件材料發生了化學反應，均在磨粒/工件界面形成了氟化物與氧化物共存的化學反應膜。