球形納米顆粒在鎳基合金納米流體微量潤滑磨削界面摩擦學機制的分子動力學研究

摘要：以1-丁基-3-甲基咪唑四氟硼酸鹽（BF4離子液）作為納米流體基液，以氧化鋁和銅納米顆粒分別作為高硬度類和低硬度類球形納米顆粒的代表，用分子動力學模擬方法研究了球形納米顆粒在鎳基合金納米流體微量潤滑磨削界面減摩抗磨的摩擦學機理，并進一步揭示了納米流體在砂輪磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制。研究結果表明，在鎳基合金納米流體微量潤滑磨削加工中，砂輪磨粒/工件磨削界面形成了邊界潤滑膜。由于銅納米顆粒硬度遠低于砂輪磨粒及鎳基合金工件，會在磨粒/工件界面出現壓縮、剪切、鋪展和分離等一系列摩擦學行為，并形成一層固體潤滑膜，這層固體膜通過減小磨粒工件之間的直接接觸面積來減小切向磨削力，相較于微量潤滑工況可使切向磨削力減小4.6%。由于氧化鋁納米顆粒硬度高于鎳基合金工件，故在磨削過程中仍能保持原本的球形納米結構，會在磨粒/工件界面出現滑移、滾動和拋光三種摩擦學行為，拋光劃痕可增大離子液體的浸潤面積，并減小磨粒工件之間的直接接觸面積，“類滾珠”的滾動行為可將磨粒工件之間的滑動摩擦轉變為滾動摩擦，從而使切向磨削力較微量潤滑工況減小6.6%。

關鍵詞：磨削；微量潤滑；納米流體；球形納米顆粒；摩擦學機制

中圖分類號：TP182

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2024.03.007

0引言

在鎳基合金磨削加工領域，微量潤滑仍然難以替代澆注式冷卻潤滑，瓶頸在于微量潤滑的換熱能力不足，噴射到磨削區的高壓高速氣霧射流并未獲得理想的冷卻效果［1］。納米流體微量潤滑利用固體納米顆粒參與磨削界面的對流換熱，初衷是借助納米顆粒的小尺寸效應與大比表面積增加磨削區熱傳導及對流傳熱系數，強化微量潤滑的換熱能力［2］。進一步研究表明，納米流體微量潤滑不僅強化了微量潤滑的換熱能力，還能進一步提高微量潤滑減摩抗磨的摩擦學性能［3-4］。在納米流體微量潤滑領域廣泛應用的納米顆粒，根據化學組成可分為：①金屬及非金屬化合物，如氧化鋁［5-7］、碳化硅［8-9］和二硫化鉬［10-11］等；②金屬單質，如銅［12-13］和銀［14］等；③碳族納米材料，如金剛石［15-16］、碳納米管［17-18］和石墨烯［19-20］等。以上三類納米顆粒具有不同的形狀、結構及機械性能等物理性質，使其分別獲得了不同的納米流體微量潤滑磨削加工性能。在以上三類納米顆粒中，氧化鋁、碳化硅、銅、銀和金剛石均具有球形納米結構，且均在納米流體微量潤滑磨削界面起到了良好的冷卻潤滑作用［5-9，12-16］。但是，目前對于球形納米顆粒在鎳基合金納米流體微量潤滑磨削界面減摩抗磨的摩擦學機理，尚缺乏揭示其內在機制的直接證據。

上述球形納米顆粒可按維氏硬度進一步分為：①高硬度類，包括氧化鋁（20～21GPa［21］）、碳化硅（32GPa［22］）和金剛石（79.7GPa［23］）；②低硬度類，包括銅（0.052GPa［24］）和銀（0.066GPa［25］）。目前對球形納米顆粒在納米流體微量潤滑磨削加工領域的研究，主要集中于利用磨削加工實驗研究納米顆粒的類型及含量等因素，以及對納米流體微量潤滑磨削加工性能的影響規律。THAKUR等［9］以可溶性油為基液，配置了質量分數分別為0.5%、1%和1.5%的碳化硅納米流體，在干磨、微量潤滑和納米流體微量潤滑工況下，研究了潤滑工況對EN-24鋼加工性能的影響，研究結果表明，與微量潤滑相比，質量分數為1.5%的碳化硅納米流體微量潤滑在表面粗糙度、切削力和切削溫度等方面均表現出更好的加工性能。PASHMFOROUSH等［12］制備了水基銅納米流體，并以砂輪堵塞比和表面粗糙度為評價指標，通過實驗研究了在干磨、澆注式冷卻潤滑和水基銅納米流體微量潤滑三種工況下Inconel738鎳基合金的磨削加工性能，研究結果表明，相比澆注式冷卻潤滑，在水基銅納米流體微量潤滑工況下，砂輪堵塞比和表面粗糙度分別減小了35.13%和36.36%。PRABU等［14］配置了0.5%、1%和2%三種體積分數的礦物油基納米流體，在四球試驗機上進行了納米流體的極壓性和抗磨性實驗，結果表明，與礦物油相比，添加銀納米顆粒后，磨損量和摩擦因數分別減小了13%和16%，且所有濃度的銀納米流體在極壓性和抗磨性方面較純礦物油均得到改善。LEE等［15］以石蠟油為納米流體基液，采用氧化鋁和金剛石制備了體積分數分別為2%和4%的納米流體，以SK-41C工具鋼為工件材料，開展了干磨、微量潤滑及納米流體微量潤滑條件下的磨削加工實驗，并分析了納米顆粒的粒徑及體積分數對潤滑性能的影響，研究結果表明，相比只使用石蠟油的微量潤滑狀態，金剛石和氧化鋁納米流體均可顯著減小磨削力，提高工件已加工表面質量，且較高體積分數和較小粒徑尺寸的納米顆粒對減小磨削力更為有效。VIRDI等［26］以棕櫚油和花生油為基液，分別制備了質量分數為0.5%和1%的氧化鋁納米流體，在澆注式冷卻潤滑、微量潤滑和納米流體微量潤滑工況下，以表面粗糙度、磨削比能和磨削力比為指標，評估了鎳基合金Inconel718的磨削加工性能，研究結果表明，質量分數為0.5%的氧化鋁納米流體微量潤滑獲得了最低的磨削比能和磨削力比。上述研究結果表明，將球形納米顆粒引入磨削界面，能進一步提升微量潤滑技術減摩抗磨的摩擦學性能，這必然與砂輪磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制發生了新的變化密切相關。

目前，對于球形納米顆粒在砂輪磨粒/工件磨削界面減摩抗磨的摩擦學機理，學術界主要提出了滾動效應、填充效應、拋光效應和成膜效應四種機制［27］。但是，上述摩擦學機制都是根據磨削加工后砂輪磨粒及工件表面的掃描電鏡圖像，以及能量色散譜分析推測出來的，雖然能解釋部分實驗現象，但還缺乏揭示納米流體在砂輪磨粒/工件磨削界面潤滑成膜機制的直接證據，而獲取直接證據的難點在于無法利用磨削實驗直接觀測砂輪磨粒、工件與納米流體液滴之間的交互作用。分子動力學模擬是開展微觀尺度研究的有效方法［28］，能從原子尺度直觀展示磨削界面砂輪磨粒、工件與納米流體液滴之間交互作用。筆者所在課題組前期已成功采用分子動力學模擬方法研究了鎳基合金微量潤滑磨削界面的冷卻潤滑效應［28］，以及離子液體在鎳基合金微量潤滑砂輪磨粒/工件磨削界面物理吸附膜的成膜機制［29］。本文以1-丁基-3-甲基咪唑四氟硼酸鹽（［BMIM］BF4離子液）作為納米流體基液，以氧化鋁和銅分別作為高硬度類和低硬度類球形納米顆粒的代表，采用分子動力學模擬方法研究球形納米顆粒在鎳基合金納米流體微量潤滑磨削界面減摩抗磨的摩擦學機理，并進一步揭示納米流體在砂輪磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制。

1分子動力學模型

采用LAMMPS工具［30］進行分子動力學模擬，采用OVITO工具［31］對計算結果進行可視化，建立的納米流體微量潤滑狀態下砂輪磨粒/工件磨削界面的分子動力學模型如圖1所示。

1.1幾何模型

1.1.1工件模型

為簡化分子動力學模型，將工件材料建立為鎳、鐵和鉻三組分合金，面心立方晶格結構，晶格常數為0.352nm。其中，鎳、鐵和鉻原子數百分比分別是52%、30%和18%，且在工件內部隨機分布。工件模型的尺寸和建模方法均與筆者前期研究保持一致［29］，如圖2所示，邊界層和恒溫層厚度均為0.5nm。

1.1.2磨粒模型

磨粒材料是單晶立方氮化硼（cubicboronnitride，CBN），晶格常數是0.362nm［32］。光學顯微鏡觀測結果顯示，CBN磨粒呈四棱臺形狀，磨粒側面凹凸不平，磨鈍表面存在許多由微破碎導致的凹槽狀斷口［29］。因此，在建立磨粒幾何模型時，采用3DMAX和Atomsk［33］將磨粒建立為四棱臺形狀，并且將磨粒側面及磨鈍表面建立為不平整表面，如圖3a所示。與工件模型類似，沿-z方向將磨粒內部原子依次設置為邊界層、恒溫層和牛頓層，且邊界層和恒溫層厚度均為0.5nm，如圖3b所示。

1.1.3納米流體模型

（1）納米顆粒。利用MaterialsStudio導入氧化鋁和銅的晶胞結構，并將其擴胞。然后，利用Atomsk切割，得到直徑為1.4nm的氧化鋁和銅納米顆粒模型，如圖4所示。

（2）離子液體液膜。構建離子液體液膜是為了開展微量潤滑狀態下的分子動力學模擬，然后將其作為參照組，對比研究微量潤滑及納米流體微量潤滑狀態下砂輪磨粒/工件磨削界面的接觸狀態，從而揭示球形納米顆粒在磨削界面減摩抗磨的摩擦學機理。建立離子液體液膜的幾何模型時，以［BMIM］BF4分子的最優構型為基礎，利用Packmol軟件包［34］和Moltemplate工具［35］構建了尺寸為8nm×8nm×6nm的離子液體液膜，該液膜由500個陰陽離子對構成，如圖5所示。在液膜的內部設置恒溫層，其形狀是邊長為1nm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，其他原子均屬于牛頓層原子。

（3）納米流體液膜。采用Packmol軟件分別將氧化鋁和銅納米顆粒與［BMIM］BF4分子在8nm×8nm×6nm的模擬盒子中隨機混合，得到氧化鋁和銅納米流體液膜的幾何模型，如圖6所示，恒溫層與牛頓層的設置方法與離子液體液膜一致。

1.2模擬細節

在分子動力學模擬時，將工件長度方向（x向）和高度方向（z向）設置為固定邊界條件，將寬度方向（y向）設置為周期性邊界條件。每組模擬均分為弛豫、下降和磨削三個階段。本文中除磨削深度和磨削距離分別為1.5nm和10nm外，其余模擬細節均與筆者前期研究［29］保持一致，如圖7所示。

模擬三階段模擬細節設置

1.在正則系綜（NVT）下，采用Berendsen熱浴控溫，控制溫度為298K，分別將磨粒、工件和液膜弛豫至平衡態。

2.利用弛豫至平衡態的磨粒、工件和液膜膜型，構建分子動力學模擬體系，采用共軛梯度法對體系進行能量優化。

3.在NVT系綜下，采用Berendsen熱浴控溫，控制溫度為298K，將模擬體系弛豫至平衡態。

1.在微正則系綜（NVE）下，采用Nose-Hoover熱浴將磨粒、工件和液膜的恒溫層溫度控制在298K。

2.同時，磨粒沿-z方向以50m/s的速度下降并切入工件，切入深度是1.5mm。

3.待磨粒下降完成后，繼續采用Nose-Hoover熱浴將模擬體系弛豫至新的平衡態。

1.在NVE系綜下，繼續采用Nose-Hoover熱浴控溫，將磨粒、工件和液膜的恒溫層溫度控制在298K。

2.同時，磨粒沿+x方向以50m/s的速度磨削工件，磨削總行程是10nm。

1.3勢函數

1.3.1磨粒、工件和離子液體

磨粒、工件和離子液體的內部相互作用勢函數均與筆者前期研究保持一致［28-29］，即磨粒內部原子的相互作用采用擴展Tersoff勢函數［36］描述，工件內部原子的相互作用采用EAM勢函數［37］描述，離子液體分子之間的相互作用采用全原子力場［38］描述，具體的勢函數參數詳見文獻［36-38］。

1.3.2納米顆粒

氧化鋁納米顆粒內部原子之間的相互作用采用Vashishta勢函數［39］描述，該勢函數由兩體勢和三體勢組成，其表達式如下：

1.3.3磨粒、工件與納米流體兩兩之間的相互作用

磨粒、工件與納米流體兩兩之間的相互作用包括磨粒與離子液體、磨粒與納米顆粒、磨粒與工件，工件與離子液體、工件與納米顆粒，以及離子液體與納米顆粒之間的相互作用。在以上相互作用中，除了磨粒與工件、氧化鋁納米顆粒與工件之間采用Morse勢函數描述外，其余相互作用均采用Lennard-Jones勢函數［41］描述。采用的Morse勢函數參數見表1。Morse勢函數的表達式如下：

式中，σij為距離參數，其大小反映原子i和j之間的平衡距離；εij為能量參數，其大小反映勢能曲線的深度；rij為兩相互作用原子之間的距離。

Lennard-Jones勢函數參數均通過UFF力場模型計算獲得［43］，截斷半徑均設置為15nm。納米顆粒與離子液體、磨粒、工件之間的Lennard-Jones勢函數參數詳見表2，離子液體與磨粒、工件之間的Lennard-Jones勢函數參數詳見文獻［28］。

2結果分析與討論

首先對每個模擬階段（弛豫、下降和磨削）完成后的分子動力學模型進行徑向分布函數分析，以保證模擬結果的可靠性。然后，采用已有文獻中切向磨削力的實驗結果來驗證分子動力學模擬的準確性，通過對比分析微量潤滑與納米流體微量潤滑工況下砂輪磨粒/工件磨削界面的接觸狀態，以及工件內部的晶格結構演變，來揭示磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制，以及球形納米顆粒減摩抗磨的摩擦學機理。

2.1徑向分布函數分析

每組模擬均分為弛豫、下降和磨削三個階段，每個模擬階段完成后，分子動力學模型的徑向分布函數如圖8所示。

圖8a所示是工件內部鎳、鉻原子之間的偏徑向分布函數g（r），可知每個模擬階段完成后，工件內部均保持了穩定的理想晶體結構。還可得知，相比弛豫階段結束，當磨粒下降階段結束時，鎳、鉻原子之間偏徑向分布函數的峰值下降，并且峰寬也略微增大。這是由于此時磨粒已切入工件1.5nm深，一方面會導致模擬體系溫度升高進而使原子熱運動更加劇烈，另一方面會使一部分工件材料向非晶結構轉變，從而導致偏徑向分布函數的峰值下降且峰寬增加。而當磨削行程結束后，鎳、鉻原子之間偏徑向分布函數的峰值會進一步下降，峰寬會進一步增大。這是因為在磨削過程中，工件材料在磨粒的推擠作用下發生堆垛層錯，一方面導致工件內部溫度升高，另一方面也會產生更多的非晶結構轉變。工件內部其他原子之間的偏徑向分布函數也獲得了類似的變化規律，不再贅述。

圖8b所示是離子液體內部氫原子與BF－4陰離子中硼原子之間的偏徑向分布函數，可知每個模擬階段結束時，氫、硼原子之間偏徑向分布函數的第一峰和第二峰均分別位于0.208nm和0.390nm附近。

這與離子液體勢函數來源文獻［38］中的計算結果非常接近，該文獻中計算的偏徑向分布函數第一峰和第二峰分別位于0.218nm和0.396nm，而本研究計算誤差分別為4.6%和1.5%。

另外需要說明的是，本研究算出的偏徑向分布函數值較大，尤其在圖8b中，偏徑向分布函數峰值最高超過了1000，而文獻［38］中的峰值不超過10。這是因為在對偏徑向分布函數進行歸一化處理時，需要除以全局平均數密度。全局平均數密度是模擬體系的原子總數與模擬盒子的體積之比。由于本研究中模擬盒子的體積遠大于磨粒、工件和液膜的體積之和，如圖9所示，而文獻［38］中模擬盒子內充滿且只有離子液體分子，由此導致本研究算出的全局平均數密度遠小于文獻［38］結果，最終導致本研究的偏徑向分布函數值較大。

雖然本研究算出的偏徑向分布函數值較大，但是圖8a中獲得的工件內部結構變化規律是合理的，圖8b中算出的峰值所在位置是準確的，證明本研究的分子動力學模擬結果是可靠的。

2.2切向磨削力的模擬結果分析

切向磨削力是評價磨削界面潤滑性能的重要指標，其分子動力學模擬結果如圖10a所示，可知當磨粒磨削行程超過1nm后，切向力基本趨于穩定。因此，采用磨粒磨削行程在1～10nm階段的切向力平均值，用于后續對比分析，如圖10b所示，可知相比微量潤滑工況，在添加了銅和氧化鋁納米顆粒的納米流體微量潤滑工況下，切向磨削力均得以進一步減小。

受限于分子動力學模擬的計算能力，模型中砂輪磨粒/工件磨削界面的尺度僅為納米級，而這與實際磨削狀態相差至少3個數量級，導致切向力的模擬與實驗結果也相差數個數量級。雖然兩者在數量級上不一致，但切向力的模擬與實驗結果均得到了一致的定性規律，即相比只采用納米流體基液的微量潤滑工況，在加入銅和氧化鋁納米顆粒的納米流體微量潤滑工況下，切向力均得以進一步減小，切向力減小率的模擬與實驗結果對比如圖11所示。這表明具有球形納米結構的銅和氧化鋁納米顆粒的引入，必然使砂輪磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制發生了新的變化。

對比分析納米流體微量潤滑與微量潤滑工況下砂輪磨粒/工件磨削界面的接觸狀態，從納米顆粒自身的形狀、作用位置和機械性能等方面研究銅和氧化鋁納米顆粒在磨削界面的摩擦學行為，揭示磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制，以及球形納米顆粒減摩抗磨的摩擦學機理。

2.3砂輪磨粒/工件磨削界面潤滑成膜的摩擦學機制

2.3.1銅納米流體

圖12a～圖12c描述了磨粒下降過程中銅納米顆粒的形態變化，可知由于銅納米顆粒的硬度遠低于CBN磨粒及鎳基合金工件的硬度，在磨粒下降過程中銅納米顆粒發生了顯著的壓縮變形。當磨粒壓入工件1.5nm后，磨粒/工件界面的接觸狀態如圖12c～圖12d所示，圖12e是與圖13d相對應的磨粒原子的z軸坐標值（高度值）分布圖。由圖12c～圖12e可知，當磨粒壓入工件表面后，銅納米流體在磨粒/工件界面形成了邊界潤滑膜，受壓縮變形的銅納米顆粒被填充在磨粒磨鈍表面的凹槽狀斷口內，而大部分離子液體被擠出磨粒/工件界面，只有少部分存儲在磨粒磨鈍表面的凹槽狀斷口內。

磨粒壓入工件1.5nm后便開始10nm的磨削行程。在磨削行程內，磨粒/工件磨削界面的動態接觸狀態以及銅納米顆粒的形態變化如圖13所示。由圖13可知，在磨粒下降過程中已產生壓縮變形的銅納米顆粒，在磨削過程中被進一步壓縮，并在磨削過程中發生剪切、鋪展和分離等摩擦學行為，形成一層固體膜，與存儲于凹槽狀斷口內的離子液體共同組成了磨粒/工件界面上的邊界潤滑膜。

圖14對比分析了銅納米流體微量潤滑與微量潤滑工況下磨粒/工件界面的潤滑成膜機制，由圖14可知在銅納米流體微量潤滑工況下，銅納米顆粒可在微量潤滑工況下原本磨粒工件直接接觸的區域形成固體潤滑膜，減小了磨粒工件之間的直接接觸面積，并且得益于銅納米顆粒的低剪切強度，切向磨削力也得以減小。

2.3.2氧化鋁納米流體

由于氧化鋁納米顆粒的硬度遠高于鎳基合金工件的硬度，因此在磨粒壓入工件及隨后的磨削行程中，氧化鋁納米顆粒仍能保持原有的球形納米結構。圖15所示為氧化鋁納米顆粒在磨粒磨削行程中的運動軌跡，可知其運動軌跡并非是沿磨粒磨削方向的水平直線，而是隨著磨削行程距離的增加逐漸向-y方向偏移，并且當磨粒磨削行程距離超過8nm后，氧化鋁納米顆粒被埋入工件，不再沿磨削方向移動。以上現象與磨粒磨鈍表面的幾何形貌及其與納米顆粒的相對位置有關，如圖16所示，在磨粒磨削過程中，氧化鋁納米顆粒在磨粒磨鈍表面斷口側棱的推動下向-y方向偏移，隨后在磨鈍表面凸峰的擠壓下被埋入工件。

分子動力學模擬顯示，在磨削過程中，氧化鋁納米顆粒在磨粒/工件界面出現了滑移、滾動和拋光三種摩擦學行為。圖17描述了氧化鋁納米顆粒的滑移和滾動行為，可知當磨削行程距離小于0.5nm時，氧化鋁納米顆粒并未出現滾動現象，此時它在磨粒的推動下沿磨削方向滑移。在隨后的磨削行程中，氧化鋁納米顆粒出現了明顯的滾動現象。在整個磨削行程中，氧化鋁納米顆粒的滑移和滾動行為多次交替出現，沿磨削方向總的運動距離是5.6nm，滾動的角度約264°。由圖17還可得知，雖然當磨粒磨削行程距離超過8nm后，氧化鋁納米顆粒由于埋入工件不再沿磨粒磨削方向移動，但在8～10nm磨削行程階段，氧化鋁納米顆粒仍然出現了滾動現象。

圖18描述了氧化鋁納米顆粒在磨粒/工件界面的拋光行為，由圖18a、圖18b可知氧化鋁納米顆粒在工件表面刻劃出了明顯的拋光劃痕。對比分析圖18a、圖18c及圖18b、圖18d可知，與微量潤滑工況相比，在氧化鋁納米流體微量潤滑工況下，一方面由于氧化鋁納米顆粒在工件表面刻劃出了拋光劃痕，可以增大離子液體的浸潤面積，減小磨粒工件之間的直接接觸面積，從而減小了切向磨削力；另一方面，由于氧化鋁納米顆粒的滾動行為可在磨粒工件之間起到“類滾珠”的作用，將微量潤滑工況下部分磨粒工件直接滑動接觸的區域，轉變為納米流體微量潤滑工況下磨粒、納米顆粒與工件之間的滾動接觸，從而進一步減小了切向磨削力。

2.4工件內部晶格結構分析

在磨削過程中，工件材料在砂輪磨粒的推擠作用下發生了晶格變形、晶格重構以及非晶相變。圖19對比分析了微量潤滑和納米流體微量潤滑工況下的工件內部晶格結構變化。由圖19可知，工件材料的初始晶格結構是FCC（face-centeredcubic）結構，在磨粒的推擠下，工件材料發生堆垛層錯，使磨削區附近的工件材料由初始的FCC結構向HCP（hexagonalclose-packed）結構及非晶結構轉變。在相變過程中，工件材料的原子應變不斷增加，當其超過熱力學相變的閾值時，使工件原子處于亞穩態。隨著原子應變不斷地增加，工件材料原有的FCC晶格結構發生絕對失穩，引起力學量的突變，為了松弛晶格應變，位錯形核的萌生與傳播會釋放部分應變能，導致體系溫度升高，如圖20所示。

由圖19可知，在納米流體微量潤滑工況下，無論是采用銅還是氧化鋁納米顆粒，工件材料內部的晶格轉變均遠少于微量潤滑工況，尤其在磨粒下方幾乎沒有出現晶格轉變，而在微量潤滑工況下，磨粒前部和下方的工件內部則出現了大量的HCP晶格和非晶結構。這表明銅和氧化鋁納米顆粒均可有效減小磨粒對工件的作用力，使工件原子保持相對的穩態，減少位錯的萌生，降低磨削溫度。圖20也印證了這一點，在微量潤滑工況下，磨粒切刃和磨鈍表面附近均存在明顯的高溫區域，而在納米流體微量潤滑工況下，無論是采用銅還是氧化鋁納米顆粒，高溫區域的面積明顯小于微量潤滑工況，并且高溫區主要集中在磨粒切刃附近。上述分析表明，從工件內部晶格結構演變的角度出發，相比微量潤滑工況，在納米流體微量潤滑工況下，銅和氧化鋁納米顆粒均可有效減小磨粒對工件的作用力和降低磨削溫度。

綜上分析，可知在納米流體微量潤滑條件下，砂輪磨粒/工件磨削界面形成了邊界潤滑膜。由于銅納米顆粒硬度遠低于磨粒及鎳基合金工件硬度，故在磨粒/工件界面發生了壓縮變形、剪切、鋪展和分離等一系列摩擦學行為，形成一層固體潤滑膜。與微量潤滑工況相比，這層固體膜可減小磨粒與工件之間的直接接觸面積，從而減小切向磨削力。由于氧化鋁納米顆粒硬度高于鎳基合金工件硬度，故在磨削過程中仍能保持原本的球形納米結構，并且在磨粒/工件界面發生了滑移、滾動和拋光三種摩擦學行為。拋光劃痕增大了離子液體的浸潤面積，減小了磨粒工件之間的直接接觸面積，同時將磨粒工件之間的滑動摩擦轉變為滾動摩擦，從而較微量潤滑工況減小了切向磨削力。

3結論

（1）在納米流體微量潤滑工況下，砂輪磨粒/工件磨削界面形成了邊界潤滑膜。無論是低硬度的銅納米顆粒還是高硬度的氧化鋁納米顆粒，較微量潤滑工況均可進一步減小切向磨削力。

（2）銅納米顆粒由于質地較軟，磨削時會在磨粒/工件界面發生壓縮、剪切、鋪展和分離等一系列摩擦學行為，形成一層固體潤滑膜，這層固體膜減小了磨粒工件之間的直接接觸面積，且得益于其遠低于鎳基合金工件的剪切強度，切向磨削力較微量潤滑工況減小4.6%。

（3）氧化鋁納米顆粒的硬度遠高于鎳基合金工件，在磨削過程中始終保持球形納米結構，并在磨粒/工件界面發生了滑移、滾動和拋光三種摩擦學行為。拋光劃痕可增大納米流體基液的浸潤面積，從而減小磨粒工件之間的直接接觸面積。同時，氧化鋁納米顆粒“類滾珠”的滾動行為，可將磨粒工件之間的滑動摩擦轉變為滾動摩擦，使切向磨削力較微量潤滑工況減小6.6%。

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