Sn-Ni復合潤滑劑填充鎢鋼微凹痕表面的摩擦學性能*

張飛志 劉貫軍 楊 慷

(1.河南科技學院機電學院 河南新鄉 453000；2.安陽工學院機械工程學院 河南安陽 455000)

鎢鋼因具有高強度、高韌性與優異的力學性能，已被廣泛應用于機械、航天航空和汽車關鍵零部件制造，鎢鋼的摩擦磨損行為直接影響航空發動機等動力設備的使用精度和服役壽命[1-5]。因此，改善鎢鋼的摩擦磨損性能對提高其工業應用設備的可靠性具有重要的科學意義與工程應用價值。

為解決工程材料摩擦磨損問題，研究人員做了大量工作，取得了一系列的研究成果。ELSHEIKH等[6]利用火花等離子體燒結制備了鋼+10%SnS+10%ZnO(質量比)復合材料，證明SnS和ZnO的協同作用以及在光滑摩擦界面上形成的氧化物、輝鉬礦和碳酸鹽能夠有效增強復合材料的摩擦磨損性能。葛泉江等[7]利用球盤式摩擦試驗機研究了鋼以及鋼表面沉積 TiN涂層相對于鍍銀軸承保持架的摩擦學特性。結果表明，在高滑動速度和接觸應力測試條件下，鋼表面易被硬質碳化物顆粒劃傷，導致磨損加劇；TiN 涂層對鋼具有良好的保護作用，能夠使其摩擦因數明顯降低，且能有效地阻止鋼中碳化物的脫落，對減少表面磨損是有利的。LU等[8]在Ni3Al金屬基體上設計復合結構并填充固體潤滑劑，摩擦試驗結果表明，所制備的微結構與固體潤滑劑的協同作用使Ni3Al金屬基體的摩擦學性能得到顯著提高。2020年LIU等[9]對基體界面結構進行設計，采用激光熔覆的方法制備了表面微孔，并向微孔中填充Sn-Ag-Cu潤滑劑。摩擦試驗結果表明，相比基體材料，所制備的固體自潤滑復合材料在25～450 ℃溫度下的摩擦因數和磨損率分別降低了33.50%和54.81%。這主要是歸因于復合材料表面微孔中的Sn-Ag-Cu能夠動態沉淀到磨損表面，從而達到優異的潤滑效果。HUANG等[10]設計了正六邊形微結構并將其應用于鋼表面，同時將潤滑劑SnAgCu-TiC 填充于表面微結構。摩擦測試結果表明，與純鋼相比，具有微結構并被潤滑劑填充的樣品實現了低的摩擦與磨損。

Sn是一種軟的金屬固體潤滑劑，具有良好的延展性、塑性流動能力和低熔點，摩擦時剪切應力小，潤滑效果好，能使基體獲得優異的減摩性能[11-13]。Ni是一種硬質合金材料，能夠提高基體力學性能，使基體抗磨性能得到顯著改善[14-16]。如果將Sn與Ni復合成一種Sn-Ni復合潤滑劑，利用Sn的減摩效應與Ni的抗磨能力，有可能實現優異的減摩抗磨性能。但目前如何將Sn與Ni復合成一種Sn-Ni復合潤滑劑，以及其在微結構表面的協同作用研究鮮有報道。本文作者采用激光打標在鎢鋼表面制備微凹痕結構，并通過高溫熔滲在微結構上填充Sn-Ni復合潤滑劑；利用摩擦測試的方法分析不同載荷-頻率下Sn-Ni/W的摩擦學行為，對鎢鋼材料在低載高頻下的工業應用具有一定的參考價值。

1 試驗部分

1.1 材料制備

鎢鋼主要由W、Fe、C、P、S、Si、Mn、Cu、As、Bi、Pb、Sb、Sn元素組成，對應元素質量分數分別為84.00%、14.75%、0.10%、0.03%、0.06%、0.50%、0.25%、0.10%、0.06%、0.05%、0.05%、0.05%。對鎢鋼基體樣品進行拋光打磨，獲得光滑平整鎢鋼表面，為在鎢鋼表面制備微凹痕織構提供了有利條件。

采用型號CT-MF30激光打標設備在光滑平整鎢鋼表面制備槽寬約1.0 mm、槽深約0.6 mm、槽間距約1.5 mm的微凹痕結構。制備參數為激光波長1 064 nm、速度400 mm/s、功率90%、頻率30 kHz，開光延時為0、關光延時為300 μs、結束延時為200 μs、拐角延時為100 μs。圖1所示為鎢鋼表面微凹痕結構典型3D/2D形貌。可以看出，制備的微凹痕結構在鎢鋼表面幾何結構規則、分布均勻，尺寸誤差小。

圖1 鎢鋼基體表面微凹痕結構的典型3D/2D形貌

利用型號SFM319012G臺式高速振動混料機對高純Sn粉和高純Ni粉混合物(質量比為4∶1)振動混料，振動時間30 min。將均勻混合的Sn-Ni復合潤滑劑與帶有微凹痕結構的鎢鋼裝入直徑為30 mm的石墨模具中，借助人工智能箱式電阻爐對固體潤滑劑進行熔滲處理，熔滲溫度900 ℃，熔滲壓力約0.06 MPa。保溫2 h后停止加熱，對爐腔進行降溫處理，樣品隨爐冷卻。取出樣品，打磨拋光，制成Sn-Ni復合潤滑劑填充鎢鋼試樣，文中簡稱為Sn-Ni/W試樣。

1.2 試驗方法

1.2.1 密度測試

利用型號FA2104J電子密度天平對Sn-Ni/W試樣進行3次密度測試，3次測試得到的平均密度約為13.676 5 g/cm3。經對比發現，Sn-Ni/W試樣平均密度相對于W基體的平均密度(約13.782 3 g/cm3)更小，這可能是因為加入的Sn-Ni復合潤滑劑的密度小于鎢鋼密度。

1.2.2 摩擦學性能測試

在室溫條件下，利用圖2所示的球盤式摩擦磨損試驗機對Sn-Ni/W試樣的摩擦磨損性能進行測試。試驗方式為往復式滑動摩擦磨損，對摩副為直徑5.00 mm氮化硅球。在載荷-頻率分別為5 N-6 Hz、6 N-5 Hz、7 N-4 Hz、8 N-3 Hz工況下，將試樣與氮化硅球進行往復直線運動25 min。試驗過程中，摩擦因數由計算機控制系統實時測量并自動記錄，試樣磨損率計算公式為

(1)

式中：T為摩擦往復滑動周期(s)；f為摩擦頻率(Hz)；v為摩擦往復滑動速度(m/s)；b為一次往復滑動周期的摩擦路程(m)，b=0.01 m；t為摩擦時間(s)，t=1 500 s；L為時間t內的摩擦路程(m)；w為磨損率(mm3/(N·m))；ΔV為磨損體積(mm3)；F為載荷(N)。

圖2 球盤式摩擦磨損試驗機

2 結果與討論

2.1 摩擦磨損性能分析

圖3所示為不同載荷-頻率工況下純鎢鋼的平均摩擦因數與磨損率。可見，在5 N-6 Hz、6 N-5 Hz、7 N-4 Hz、8 N-3 Hz工況下，純鎢鋼的平均摩擦因數在0.532～0.644之間，磨損率在5.3×10-13～8.4×10-13m3/(N·m)之間。

圖3 不同載荷-頻率工況下純鎢鋼的平均摩擦因數與磨損率

圖4所示為不同載荷-頻率工況下Sn-Ni/W試樣的摩擦因數與磨損率。從圖4(a)、(c)中可看出，在5 N-6 Hz、6 N-5 Hz、7 N-4 Hz、8 N-3 Hz工況下，Sn-Ni/W試樣的平均摩擦因數在0.234～0.519之間，磨損率在9.6×10-14～4.1×10-13m3/(N·m)之間。相比與純鎢鋼(見圖3)，Sn-Ni/W試樣的平均摩擦因數降低了19%以上，磨損率降低了50%以上，表明填充Sn-Ni固體潤滑劑后鎢鋼表面的摩擦學性能更好。此外，相比與5 N-6 Hz、7 N-4 Hz和8 N-3 Hz工況，在6 N-5 Hz工況下Sn-Ni/W試樣具有最好的摩擦磨損性能，其平均摩擦因數和磨損率值最小，約為0.234和9.6×10-14mm3/(N·m)。從圖4(b)中可以看出，在摩擦初期(0～5 min)，4種工況下Sn-Ni/W試樣的摩擦因數隨著摩擦時間增加而表現出上升趨勢。在8 N-3 Hz工況下，滑動摩擦因數在5 min時出現突降然后逐漸上升趨于平穩，這可能是由于隨著摩擦試驗的進行導致氧化膜逐漸破壞，使其摩擦因數在0～5 min時間范圍內呈現上升趨勢；但當摩擦測試為5 min時，氧化膜的破壞導致大量小的磨屑存在于摩擦表面形成三體摩擦，實現了滾動效應，從而使摩擦因數快速降低。隨著Sn-Ni與磨屑的結合，使潤滑膜在部分摩擦界面區域動態形成，從而使5～9 min時的滑動摩擦表現出摩擦阻力逐漸增加的過程，導致摩擦因數逐步上升。當摩擦時間增加到10 min以后，固體潤滑劑逐漸析出，潤滑膜在摩擦界面分布面積增大，使摩擦因數趨于平穩。當摩擦進行至15 min時，摩擦因數整體趨于穩定。在6 N-5 Hz工況下Sn-Ni/W試樣摩擦因數低于5 N-6 Hz、7 N-4 Hz和8 N-3 Hz工況下的瞬時摩擦因數。

圖4 不同載荷-頻率工況下Sn-Ni/W試樣的摩擦因數與磨損率

2.2 磨損形貌和組成分析

圖5所示為 Sn-Ni/W試樣在5 N-6 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌。從圖5(a)可以看出，磨痕表面形成的潤滑膜不完整且分布呈零星散落狀。這可能是因為摩擦過程中磨痕表面析出的潤滑劑較少，不足以形成完整的摩擦膜，導致樣品的摩擦學性能較差。從圖5(b)可以看出，在磨損過程中，由于應力作用導致磨痕表面產生了剝落坑，增加了表面摩擦阻力和材料損失，因此使Sn-Ni/W樣品的摩擦因數與磨損率較大。

圖5 在5 N-6 Hz條件下磨痕表面的FESEM形貌(紅

圖6所示為 Sn-Ni/W試樣在6 N-5 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌與磨痕區域3D/2D微觀形貌與特征曲線。圖6(a)中左側為未磨區域，右側區域為磨痕。可以看出，磨痕表面形成了完整的潤滑膜，在潤滑膜表面存在少量磨屑。因載荷較輕，磨屑未能完全嵌入潤滑膜中，潤滑膜的完整性沒有被破壞，磨屑與潤滑膜相互作用導致摩擦因數上下波動且總體趨勢降低。圖6(b)所示為Sn-Ni/W試樣磨痕區域深度模擬俯視云圖。圖6(c)給出了掃描區域3D高度分布與高度參數。如圖6(c)所示，均方根高度Sq=10.593 μm，偏斜度Ssk=-2.119 μm，峰度Sku=7.799 μm，最大波峰高度Sp=28.794 μm，最大凹陷高度Sv=81.557 μm，最大高度Sz=110.351 μm，算術平均高度Sa=7.723 μm，面積材料反比Smr=5.048×10-4%，統一區域材料反比Smc=7.161 μm。沿直線BB(見圖6(b))的二維微觀高度分布輪廓如圖6(d)所示，統計結果如圖6(e)所示，在25.000～27.500 μm對應的微觀高度占比所有微觀高度值約為9%；在0～25.000 μm范圍內的微觀高度占比所有微觀高度值約為80%。從圖6(b)—(e)可發現，Sn-Ni/W7試樣表面磨痕較淺，材料損失較小，與前文得出的其摩擦因數和磨損率最小的結果一致。

圖6 在6 N-5 Hz條件下磨痕表面FESEM形貌與磨痕區域3D/2D微觀形貌和特征曲線

圖7所示為6 N-5 Hz工況下磨痕表面典型FESEM形貌與磨損表面EDS圖譜。

圖7 在6 N-5 Hz條件下磨痕表面FESEM形貌與區域1、2、3、4的EDS 譜圖

圖7(a)中區域 1、2的EDS 圖譜如圖7(b)、(c)所示，可看出構成潤滑膜的主要元素為Sn和Ni，區域1、2 的Sn和Ni 2種元素占元素總量的比例超過了73%和96%(質量分數)，如表1所示，其中區域1還含有 Fe等基材材料元素，說明在摩擦試驗過程中的磨屑主要是由于Sn-Ni/W試樣表面材料在應力作用下剝落而形成。結合圖7(d)所示的 EDS 圖譜和表1可知，區域3為磨屑區域，其中C、O與W元素占元素總量的比例為52.65%(質量分數)，Sn占比為47.35%(質量分數)。結合圖7(e)所示的EDS 圖譜和表1可知，區域4中C和W元素的質量分數為58.86%，Sn質量分數為41.13%。對比區域1、2，區域 3、4所含固體潤滑劑較少，含有大量基體元素，證明潤滑膜上少量磨屑來自于基體材料。Sn-Ni 潤滑劑與來自基體材料的磨屑實現了良好的協同作用，使得Sn-Ni/W試樣摩擦界面具有更好的減摩抗磨性能。

表1 圖7(a)中各區域的元素質量分數 單位：%

圖8給出了Sn-Ni/W試樣在7 N-4 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌、3D微結構與相應特征參數。

圖8 在7 N-4 Hz工況下磨痕表面的FESEM形貌、3D形貌和特征參數

從圖8(a)中可以看出，Sn-Ni/W試樣表面潤滑膜不完整，潤滑膜分布呈零星散落狀，形貌粗糙。這可能是由于Sn-Ni/W試樣表面滑劑析出較少，產生的固體潤滑膜不完整。這些潤滑膜不足以保護摩擦表面，使Sn-Ni/W試樣平均摩擦因數和磨損率相對于6 N-5 Hz工況較大。圖8(b)所示為掃描區域深度模擬俯視云圖。圖8(c)所示為掃描區域3D高度微觀形貌，依據 ISO 25178標準表征3D高度表面分布，高度參數與函數參數如圖8(d)所示。可見，磨痕區域均方根高度Sq=23.931 μm，偏斜度Ssk=-0.171 μm，峰度Sku=2.695 μm，最大波峰高度Sp=58.084 μm，最大凹陷高度Sv=95.626 μm。最大高度Sz=153.710 μm，算術平均高度Sa=19.426 μm，面積材料反比Smr=0.001%，統一區域材料反比Smc=33.467 μm。相比于6 N-5 Hz工況下的3D形貌與特征參數，7 N-4 Hz工況下的均方根高度和算術平均高度均較大，磨痕較深，磨損較大，故在工況下試樣摩擦磨損性能較差。

圖9所示為7 N-4 Hz工況下磨痕表面的FESEM微觀形貌與元素分布。從圖9(a)中可發現磨痕表面固體潤滑膜不完整，其物相分布如圖9(b)所示。從圖10(c)—(f)可看出，磨痕表面的潤滑膜由O、Sn、Ni與Fe等元素組成，構成的物相主要成分是Sn、Ni、SnO2、NiO與Fe2O3等。與6 N-5 Hz工況相比，7 N-4 Hz工況下，Sn-Ni/W試樣表面潤滑膜不完整，因而摩擦因數和磨損率均較高。

圖9 在7 N-4 Hz工況下磨痕表面FESEM形貌及元素分布

圖10所示為Sn-Ni/W試樣在8 N-3 Hz工況下磨痕表面FESEM與3D形貌及其對應的特征參數。圖10(a)中，兩條虛線內的區域為磨痕，可以看出，Sn-Ni/W試樣磨痕表面潤滑膜不完整，呈片狀分布。但相比于7 N-4 Hz工況，在8 N-3 Hz工況下磨痕表面潤滑膜較完整。圖10(b)所示為掃描區域深度模擬俯視云圖，圖10(c)所示為掃描區域3D高度微觀形貌，其高度參數分布的統計結果見圖10(d)。圖10(d)中，28.946～57.893 μm范圍內的微觀高度占所有微觀高度值約為75%；在46.313 6～52.102 8 μm范圍對應的微觀高度占所有微觀高度值約為17%。相比于6 N-5 Hz工況，8 N-3 Hz工況下的磨痕較深，磨損率較大。依據 ISO 25178標準表征3D高度表面分布，高度參數與函數參數如圖10(e)所示。圖中均方根高度Sq=21.501 μm，偏斜度Ssk=-2.560 μm，峰度Sku=13.553 μm，最大波峰高度Sp=53.528 μm，最大凹陷高度Sv=178.043 μm，最大高度Sz=231.571 μm，算術平均高度Sa=15.550 μm，面積材料反比Smr=3.984×10-4%，統一區域材料反比Smc=16.536 μm。相比于6 N-5 Hz工況，8 N-3 Hz工況下均方根高度和算術平均高度均較大，磨痕較深，磨損較大。相比于7 N-4 Hz工況，8 N-3 Hz工況下均方根高度和算術平均高度相對小一些，因而該工況下的摩擦學性能更好一些。

綜上可知，在上述3種工況下，Sn-Ni/W試樣在6 N-5 Hz時的摩擦因數與磨損率最小，在7 N-4 Hz時的摩擦因數與磨損率最大。

圖10 在8 N-3 Hz時磨痕表面FESEM形貌、3D形貌和特征參數

3 結論

(1) 利用CT-MF30激光在鎢鋼表面槽寬、槽深和槽間距分別約為1.0、0.6、1.5 mm的微凹痕結構，采用高溫熔滲方法將Sn-Ni潤滑劑填充至微凹痕結構，制備鎢基自潤滑材料。

(2) Sn-Ni復合潤滑劑填充的鎢鋼微凹痕表面擁有優異的摩擦學性能，相比純鎢鋼，摩擦因數降低19%以上，磨損率降低50%以上。

(3) 與5 N-6 Hz、7 N-4 Hz和8 N-3 Hz相比，在6 N-5 Hz工況下，Sn-Ni/W試樣在摩擦界面形成了較為完整的固體潤滑膜，使其具有更優異的摩擦磨損性能。這一結果為鎢鋼在低載荷高頻率范圍下的工業應用提供了理論指導。

(4) Sn-Ni 潤滑劑與來自基體材料的磨屑實現了良好的協同作用，使得Sn-Ni/W試樣摩擦界面具有更好的減摩抗磨性能。