0 引 言
近年来，表面织构化技术由于能够有效改善材料表面的摩擦学性能已得到国内外学者的广泛关注[1]。表面织构的形状和几何参数是决定摩擦副的摩擦学行为及润滑 性能的关键因素[2]，在特定的工况条件下，通过对表面织构的主动优化设计可以得到优异润滑减摩效果[3]。表面织构的形状主要有微凹坑和微凹槽两种形式。在初期，由于微凹坑织构易于加工、便于进行数值模拟，人们对微凹坑织构的几何形状、面积密度、深度和分布规律等几何参数对摩擦副表面摩擦学性能的影响进行了大量的理论和试验研究[2,3,4,5]。结果表明，通过优化微凹坑织构的几何参数可以使织构化表面获得最优的摩擦学性能。随着加工技术的进步和数值分析方法的改进，人们开展了微凹槽织构的几何参数对摩擦学性能的理论与试验研究[6,7]。结果表明，微凹槽织构可以使摩擦表面产生动压润滑、提高承载能力，减小摩擦因数。微凹槽的宽度、间距、深度及其与运动方向的夹角均对摩擦学性能有重要影响。由于织构化表面的几何形貌参数对其摩擦学性能的影响是复杂的，且微织构对润滑减摩性能的影响机理也因其几何形状的不同而存在差异。因此，在同等的条件下不同类型表面织构的润滑减摩效果是不同的。
为了研究微织构的几何形状对摩擦学性能的影响，Costa等[8]采用线-面接触摩擦副的往复运动方式对圆形微凹坑、直线形微凹槽和V形微凹槽对流体动压润滑性能的影响进行了试验研究。结果表明，V形微凹槽织构所产生的流体动压润滑效果最佳。然而，Costa等在试验中所采用的V形微凹槽几何参数单一，并未进行系统的研究。为此，文中利用激光织构化技术在45钢表面制备了V形微凹槽织构，探讨了不同工况条件下，V形微凹槽的角度、边长、纵向间距和横向间距对45钢表面摩擦学性能的影响，进一步优化了V形微凹槽织构的几何参数，以期为揭示表面织构的润滑减摩机理提供试验依据。 1 材料和方法 1.1 试样制备
试样材料采用45钢，其尺寸为30 mm×20 mm×8 mm，表面经淬火处理后硬度为50HRC，其表面经61 μm(240目)、25 μm(500目)、 18 μm(800目)、11 μm(1200目)和9 μm(1500目)砂纸和金相砂纸w10打磨后粗糙度Ra约为0.1 μm。以V形凹槽表面织构为研究对象，在试样表面制备出具有均匀矩阵排列的V形凹槽。V形凹槽的特征参数如图 1所示，w v表示宽度，l v表示边长，h v表示深度，θ v表示角度，s 1表示横向槽间距，s 2表示纵向槽间距。
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| 图 1 V形凹槽几何参数示意图Fig. 1 Geometric parameters of the V-grooves |
采用声光调Q的脉冲Nd:YAG 激光器加工系统，激光器波长为532 nm，平均输出功率为7 W，重复频率为2 000 Hz，扫描速度为10 mm/s，泵浦电流为16 A。加工完成后对试样在抛光机上做抛光处理以去除凹槽边缘形成的熔渣，非织构化区域表面的粗糙度Ra约为0.1 μm。V形凹槽表面织构的尺寸及分布见表 1中。部分织构化试样表面的光学显微照片如图 2所示。
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| 图 2 织构化试样T3表面的光学显微形貌Fig. 2 OM morphologies of the textured surface |
| No. | Width w v /μm | Length l v /μm | Depth h v /μm | Spacing s 1 /μm | Spacing s 2 /μm | Angle θ v/(°) |
| T1 | 40 | 300 | 10 | 360 | 100 | 60 |
| T2 | 40 | 300 | 10 | 360 | 100 | 90 |
| T3 | 40 | 300 | 10 | 360 | 100 | 120 |
| T4 | 40 | 300 | 10 | 360 | 100 | 150 |
| T5 | 40 | 200 | 10 | 360 | 100 | 90 |
| T6 | 40 | 400 | 10 | 360 | 100 | 90 |
| T7 | 40 | 300 | 10 | 160 | 100 | 90 |
| T8 | 40 | 300 | 10 | 260 | 100 | 90 |
| T9 | 40 | 300 | 10 | 460 | 100 | 90 |
| T10 | 40 | 300 | 10 | 560 | 100 | 90 |
| T11 | 40 | 300 | 10 | 360 | 0 | 90 |
| T12 | 40 | 300 | 10 | 360 | 200 | 90 |
| T13 | 40 | 300 | 10 | 360 | 300 | 90 |
摩擦试验是在UMT-2型多功能摩擦学试验机上进行的，通过改变不同的传感器，试验的载荷加载量可以在0.1~20 000 g之间变化。采用往复运动方式的销-盘摩擦试验，上试样固定不动，下试样做往复运动，行程为20 mm。上试样为Φ 5 mm×20 mm的GCr15钢圆柱销，硬度HRC64，下试样为普通试样和激光表面织构化试样。试验前将销试样固定在UMT-2摩擦试验机的上试样夹具上，将61 μm(240目)、25 μm(500目)、18 μm(800目)、11 μm(1200目)和9 μm(1500目)和金相砂纸w10分别固定在下工作台上，在平均速度为0.06 m/s、载荷为10 N的条件下运转1 min，获得销试样表面粗糙度为0.1 μm左右，从而尽可能保证销-盘试验的面面接触。试验前对上下试样均匀丙酮进行超声波清洗，试验在室温下进行，采用30号机械润滑油，室温下其运动黏度约为98 mPa·s(所有试验均在添加润滑油的条件下完成)。
在试验之前，各个试样都要在载荷为10 N，平均速度为0.06 m/s的工况下跑合5 min，待摩擦因数稳定后再进行试验。试验中采用的载荷为10 N和20 N，平均速度为0.03、0.06、0.12和0.24 m/s，取每组工况参数下摩擦因数的平均值来评价V形凹槽的摩擦学性能。 2 结果及分析 2.1 凹槽角度对摩擦因数的影响
图 3给出了10 N和20 N载荷下，具有不同V形凹槽角度的织构面与未织构面平均摩擦因数随速度的变化曲线。从图中可以看出，在10 N的载荷下，V形凹槽角度较小的织构面具有较小的摩擦因数。当速度在0.03~0.06 m/s的范围内，角度对平均摩擦因数的影响较小；随着速度的增大，角度对平均摩擦因数的影响逐渐增大；当速度大于0.12 m/s时，角度为60°的织构面较其他表面具有较低的摩擦因数，与未织构面相比，平均摩擦因数最大能够减小64%。在20 N载荷下，角度对平均摩擦因数的影响与在10 N载荷下基本一致，但是织构面的减摩效果相对减弱。在试验范围内，特别是在速度较大的情况下，织构面的平均摩擦因数基本上随着V形凹槽角度的增加而增大。
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| 图 3 不同载荷下V形凹槽角度对平均摩擦因数的影响Fig. 3 Effects of the V-groove angle on the average friction coefficient under different loads |
从图中还可以看出，对于未织构表面，平均摩擦因数随着速度的增大而缓慢减小，这说明摩擦表面处于混合润滑状态，流体动压润滑效应随着速度的增大而增强。对于织构面，平均摩擦因数随着速度的增大而减小的速率要大于未织构面.在较低的速度下，织构面的润滑减摩效果并不明显，甚至出现了增加摩擦的显现，特别是在载荷较大的情况下。这主要是因为在较低的速度下，V形凹槽所形成的流体动压润滑效应较弱，摩擦副表面间主要处于边界润滑状态，载荷主要由表面的微凸体相互接触承载。随着速度的增大，织构面的润滑减摩效果越来越明显，在速度较大的情况下，织构面的平均摩擦因数均低于未织构面。这主要是因为在较高的速度下，V形凹槽所产生了较强流体动压润滑效应，形成了润滑油膜，载荷主要由润滑油膜承载。 2.2 凹槽边长对摩擦因数的影响
图 4给出了10 N及20 N载荷下，具有不同V形凹槽边长的织构面与未织构面摩擦因数的随速度的变化曲线。从图中可以看出，对于织构面，在V形凹槽的其他几何参数相同的条件下，边长为400 μm的织构面较其他织构面一般具有较低的平均摩擦因数.相对于未织构面，织构面的平均摩擦因数最大能够减小50%。从图中还可以看出，在试验所研究范围内，织构面的摩擦因数基本上都是随着V形凹槽边长的增大而减小。
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| 图 4 不同载荷下V形凹槽边长对摩擦因数的影响Fig. 4 Effects of the V-groove length on the average friction coefficient under different loads |
图 5给出了10 N及20 N载荷下，具有不同的横向槽间距的织构面与未织构面摩擦因数随速度的变化曲线。可以看出，在10 N载荷下，随着速度的增大，平均摩擦因数逐渐减小，且横向槽间距对平均摩擦因数的影响逐渐增大；当速度大于0.06 m/s时，平均摩擦因数最小的横向槽间距为460 μm，与未织构面相比，平均摩擦因数最大能够减小60%。当载荷为20 N时，横向槽间距对平均摩擦因数的影响相对减小，当速度在0.06~0.24 m/s时，最优的横向槽间距为360 μm，与未织构面相比，平均摩擦因数最大能够减小36%。由以上结果可以看出，存在一最优的横向槽间距使得平均摩擦因数达到最小，且在不同的载荷和速度下，最优的横向槽间距是不同的。
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| 图 5 不同载荷下横向槽间距对摩擦因数的影响Fig. 5 Effects of the transverse spacing on the average friction coefficient under different loads |
图 6给出了10 N及20 N载荷下，具有不同的纵向槽间距的织构面与未织构面摩擦因数随速度的变化曲线。从图中可以看出，平均摩擦因数随着纵向槽间距的增大，呈现先减小而后增大的趋势。这表明，存在一个最优的纵向槽间距，可以使V形凹槽表面织构达到最佳的润滑减摩效果。相对于未织构面，在10 N载荷下，织构面平均摩擦因数最大可以减小45%；在20 N载荷下，织构面平均摩擦因数最大可以减小38%。从图中还可以看出，纵向槽间距为0的织构面的摩擦因数始终大于其他织构面，特别是在较高的载荷下，织构面相对于未织构面普遍具有较高的摩擦因数。这与主要是因为当纵向槽间距为0时，在垂直于运动方向上凹槽是相互贯通的，润滑油由于载荷的挤压作用而被挤压出摩擦副表面，发生侧漏现象，从而很难在摩擦表面形成润滑油膜。
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| 图 6 不同载荷下纵向槽间距对摩擦因数的影响Fig. 6 Effects of the longitudinal spacing on the average friction coefficient under different loads |
在UMT-2摩擦磨损试验机上，采用销-盘式摩擦方式研究了不同载荷和速度条件下V形凹槽表面织构的几何参数对45钢表面摩擦性能 的影响。试验结果表明：
(1) 在45钢表面采用激光微加工方式制备V形凹槽织构，能减小表面的摩擦因数，特别是在载荷较低、速度较大的工况下，V形凹槽的润滑减摩效果显著，织构面的平均摩擦因数最大可比未织构面减小64%。
(2) 对于织构面，在V形凹槽的其他几何参数相同的情况下，平均摩擦因数普遍随着V形凹槽角度的增加而减小，随边长的增大而减小，存在最优的横向槽间距使平均摩擦因数达到最小。
(3) 对于织构面，在V形凹槽的其他几何参数相同的情况下，存在最优的纵向间距使得平均摩擦因数达到最小。当纵向槽间距为0时，织构面普遍具有较大的平均摩擦因数，这主要是由于载荷的挤压作用导致的侧漏现象，从而很难在摩擦表面产生润滑油膜。
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