納米磁性流體與表面織構對鈦合金的協同減摩作用機制

王優強，趙濤，莫君，劉新福，何彥

摩擦磨損與潤滑

納米磁性流體與表面織構對鈦合金的協同減摩作用機制

王優強1,2，趙濤1，莫君，劉新福1，何彥1

（1.青島理工大學 機械與汽車工程學院，山東 青島 266520；2.工業流體節能與污染控制教育部重點實驗室，山東 青島 266520）

提高鈦合金表面的摩擦學性能。采用納秒激光器在鈦合金表面構造溝槽型微織構圖案，并以水基納米磁流體和去離子水為潤滑劑，利用UMT-3摩擦磨損試驗機探究了織構與納米磁流體的協同減摩作用機制。分析了不同潤滑條件下，溝槽型織構的分布間距對鈦合金表面摩擦磨損性能的影響，在織構與納米磁流體的協同作用下，鈦合金表面的摩擦學性能得到改善，織構間距為250 μm時的摩擦學性能最好，摩擦因數最大降低約51.5%，磨損率最大降低77.6%。當織構間距過小，織構化表面承載區減少，導致織構磨損較快，而織構間距過大會弱化織構效果。其次，以最優織構間距為基礎，進一步探究了不同表面織構形貌和深度對鈦合金表面摩擦學性能的影響。最后，研究了最優織構參數下，滑動速度和加載載荷對鈦合金減摩性能的影響。在潤滑條件下，織構的表面形貌和深度影響鈦合金表面的摩擦學性能，織構深度太淺或太深時，其流體動壓效應都會減弱，從而導致摩擦因數和磨損量增大；當產生足夠大的動壓效應時，織構邊緣的凸起結構能夠對織構起到保護作用，延緩織構磨損。

鈦合金；溝槽型織構；納米磁性流體；協同減摩作用；摩擦磨損；流體潤滑

TC4鈦合金因具有高強度、良好的耐腐蝕性和優異的力學性能等優點而廣泛的應用于航空航天、汽車制造、生物醫學等領域[1-4]，但TC4鈦合金存在摩擦學性能差、摩擦因數高且不穩定、表面易發生氧化、機械加工性能差等缺點，限制了其應用[5-6]。因此如何提高TC4鈦合金的摩擦學性能，提高其在使用時的可靠性和穩定性變得尤為重要。

近年來，表面織構化技術被廣泛應用于摩擦副表面，通過在材料表面加工特殊規則形狀的微結構可以有效改善其摩擦學性能[7-9]。微織構在摩擦過程中可以起到捕捉磨屑、存儲潤滑劑以及產生流體動壓效應的作用[10-11]。Arenas等[12]在鈦合金表面制備出菱形溝槽型表面織構，然后在織構內分別填充石墨烯和二硫化鉬固體潤滑劑，研究固體潤滑劑在織構面積率不同時的使用壽命。結果表明：當織構面積率為18%和40%時，石墨烯的使用壽命更長。張贇等[13]利用納秒激光加工器在導軌摩擦副中加工出仿生六邊形微織構。摩擦試驗發現微織構的面密度為20%時，減摩效果最好；與摩擦方向垂直的微織構更具減摩效果；摩擦副只有一面加工微織構時，表面微織構才能具有減摩效果，兩面同時加工微織構會導致摩擦磨損上升。林國志等[14]在WC-8Co表面制備了溝槽型微織構，在干摩擦過程中，通過微型摩擦儀和熱電偶對摩擦因數和摩擦溫度進行測量，研究其磨損機理。結果表明：所有載荷下，織構化試件的摩擦因數和摩擦溫度均小于未織構化試件；織構化試件因其對磨屑有存儲作用可以在摩擦過程起到抗粘結作用；但是織構化試件易引起織構邊緣的斷裂，然后再蔓延到試件表面。Conradi等[15]使用納秒激光器在鈦合金表面制備了溝槽型、交叉溝槽型和凹坑型表面織構，并改變織構的分布角度，通過摩擦磨損試驗表明，垂直或與滑動方向成45°的低密度織構和凹坑型織構表面的摩擦學性能最優。

納米磁性流體作為一種特殊的納米潤滑劑也引起了學者們的廣泛關注[16-18]。分散在潤滑液中的納米材料由于尺寸小而可以很容易的進入摩擦區域并對潤滑產生積極影響[19-20]。Zhang等[21]用層狀MoS2包裹Fe3O4粒子，制備出Fe3O4@MoS2復合粒子。通過摩擦磨損試驗表明，在電磁場的作用下，5.0 mg/ml的Fe3O4@MoS2磁流體可以使更多具有良好潤滑性能的MoS2進入摩擦區，使得摩擦因數下降 16.6%，磨損量降低 33.7%。但過大的磁場會使摩擦區的粒子濃度過高，形成較為明顯的犁溝。Trivedi等[22]以齒輪油為基礎油，利用四球摩擦磨損試驗機，研究了不同濃度納米磁性流體的摩擦學性能。結果表明：質量分數 3%時，摩擦學性能最好，與基礎油相比，摩擦因數降低了45%，磨損量降低了30%。Xu等[23]為了改善球軸承在乏油條件下的運行性能，利用自制的離心機研究了在磁場條件下磁流體的抗擴散能力。結果表明，在合適的磁場條件下，磁流體可以被有效的限制在環表面，從而延緩乏油，減少潤滑劑的損耗。

根據目前的研究，表面織構化技術和磁流體技術均能有效提高摩擦副表面的摩擦學性能，但是大部分研究都集中于探究單一的技術手段所產生的減摩抗磨性能。在二者的協同作用方面，學者更多的關注其在切削加工方面的應用[24-26]，在提高鈦合金摩擦學性能方面的研究鮮有報道。因此，為了進一步提高鈦合金的摩擦磨損性能，本研究將激光表面織構和納米磁性流體相結合，分析了不同的織構參數與納米磁流體的協同作用對鈦合金表面摩擦學性能產生的差異性影響。并通過改變速度和載荷，分析了不同工況條件下鈦合金的摩擦磨損狀態，探討了表面織構與納米磁性流體對鈦合金表面的協同減摩作用機制。

1 試驗

1.1 材料及潤滑劑

試樣為Ti-6Al-4V(TC4)鈦合金，規格為30 mm× 20 mm×2.5 mm，表面粗糙度=0.05 μm，表面硬度為350HV。采用商用水基磁流體（簡稱WF）及去離子水作為潤滑劑，潤滑劑的物理化學性質如表1所示。

表1 潤滑劑的物理化學性質

Tab.1 Physiochemical properties of lubricating oil

1.2 表面織構的制備

采用納秒激光器加工不同間距的溝槽型織構，并通過改變激光掃描速度制備不同輪廓形貌的織構，織構加工參數如表2所示。所有試件在激光化織構之后，均放在無水乙醇中超聲清洗10 min，再用氮氣吹干表面。圖1為激光掃描速度為1 100 mm/s時，不同織構間距的激光共聚焦圖，從圖中可以看出，織構間距為250 μm和350 μm溝槽的深度和直徑接近，分別為44 μm和75 μm。當織構間距為150 μm時，溝槽寬度為70 μm，但由于織構排布較密，相鄰溝槽之間的熔融物會飛濺到附近的溝槽內，因此會導致織構深度變淺，為36 μm。

圖2為不同激光掃描速度下溝槽型表面織構的激光共聚焦圖。隨著激光掃描速度的增大，溝槽周圍的凸起結構越來越少，溝槽深度也越來越淺。其中加工速度為1 400 mm/s時，溝槽寬度為84 μm，溝槽深度為32 μm，溝槽邊緣有少量凸起結構。當加工速度為1 100 mm/s時，由于激光能量在試件表面停留時間變長，溝槽深度增加，溝槽邊緣的熔融物凸起變多，溝槽寬度為73 μm，溝槽深度為44 μm。當加工速度為800 mm/s時，激光掃描時間最長，因此溝槽深度最深，溝槽邊緣的凸起結構也最高，溝槽寬度為60 μm，溝槽深度為48 μm。

表2 納秒激光加工的激光參數

Tab.2 Laser parameters about nanosecond laser processing

1.3 試驗方法和表面分析

采用UMT-3摩擦磨損試驗機進行往復摩擦磨損試驗，上試樣為6 mm氮化硅陶瓷球，下試樣為鈦合金試塊。對于不同間距的溝槽型織構的摩擦試驗，試驗載荷選為3 N，滑動速度為36 mm/s，試驗時間為30 min。對于織構化表面在不同滑動速度下的摩擦試驗，設計變速度試驗，載荷保持為3 N不變，速度從6 mm/s到48 mm/s依次增加，每次滑動速度增加6 mm/s，每個速度段測量時間為5 min，而后保壓10 s，再測量下一速度段。取每個速度段的后3 min作為該速度段的平均摩擦因數。對于織構化表面在不同載荷下的摩擦試驗，將載荷從0.5 N依次增加到4 N，每次增加0.5 N，速度保持為36 mm/s，其他試驗條件與變速度試驗條件相同。試驗前后均將試樣放在無水乙醇中進行超聲清洗10 min，并用氮氣吹干。每組試驗均進行3次重復試驗，取3次試驗穩定階段的平均值計算平均摩擦因數（ACOF）。

圖1 激光掃描速度為1 100 mm/s時不同織構間距的激光共聚焦圖

圖2 不同激光掃描速度下溝槽型表面織構的激光共聚焦圖

采用激光共聚焦顯微鏡觀察磨痕并計算磨痕截面面積，采用公式（1）計算其磨損率，利用激光共聚焦顯微鏡自帶的光學鏡頭對其磨損形貌進行觀察。

=/() (1)

式中：表示磨損率，單位為mm3/(N·m)；為磨損體積，單位mm3；表示加載力，單位N；表示滑動距離，單位m。

2 結果與討論

2.1 織構間距對摩擦學性能的影響

圖3為不同間距的溝槽型表面織構的摩擦因數變化曲線。由圖3a可知，相對于水基納米磁流體潤滑，水潤滑下鈦合金光滑表面（Water-0）的摩擦因數存在較大波動，這是由于在摩擦過程中，摩擦副表面無法形成連續的潤滑膜，使其潤滑狀態處于向邊界潤滑轉變；而水基納米磁流體中的極性磁性顆粒會與鈦合金表面發生吸附作用，減少摩擦副之間的直接接觸，增大了潤滑膜的厚度和剛度，因此摩擦因數低且穩定[27]。在水基納米磁流體潤滑條件下，當織構間距為150 μm和250 μm時，材料表面的摩擦因數進一步降低，而織構間距為350 μm時，其摩擦因數略高于光滑表面，在摩擦過程中，織構化表面的摩擦因數呈現出上升趨勢，這是由于鈦合金表面的磨損導致織構效應逐漸減弱，當織構間距太小時，鈦合金表面的載荷承載區不足，因此織構磨損更為嚴重，在試驗進行到350 s時，間距為150 μm的織構化表面的摩擦因數大幅上升，最終接近光滑表面的摩擦因數。而織構間距太大時，上試樣與織構接觸的占比減少，導致表面織構不僅起不到減摩作用，甚至會加劇摩擦過程中的犁削效應。

圖3 織構間距不同時溝槽型表面織構的摩擦因數變化曲線（掃描速度1 100 mm/s）

由圖3b可知，織構間距為250 μm的試件表面的摩擦因數最低，比水潤滑下的光滑表面降低了約51.5%。而織構間距為350 μm的試件表面的摩擦因數雖然略高于磁流體潤滑下的光滑表面，但相對于水潤滑下的光滑表面，其摩擦因數降低了約14.1%?？傮w而言，表面織構協同水基納米磁流體可以有效提高試件表面的摩擦學性能。

圖4為不同潤滑條件下，不同間距的織構化表面的磨損率和磨損寬度對比圖。由圖可知，以磁流體為潤滑劑的鈦合金及表面的磨損率和磨損寬度都低于以水為潤滑劑的鈦合金表面，并且，在磁流體與織構的協同作用下，鈦合金表面的磨損率和磨損寬度進一步降低，其變化趨勢與圖3中摩擦因數的變化趨勢一致，其中，織構間距為250 μm時減磨效果最好，磨痕寬度為526.464 μm，磨損率183.95×10?6mm3/(N·m)，相較于水潤滑下的光滑表面分別下降了32%和77.6%，相較于磁流體潤滑下的光滑表面分別下降了29%和74.9%。而織構間距為350 μm時減磨效果最弱，磨痕寬度為848.395 μm，磨損率為658.5× 10?6mm3/(N·m)，相較于水潤滑下的光滑表面分別下降了5.9%和20%，相較于磁流體潤滑下的光滑表面分別下降了1.7%和10.7%。

當織構間距為150 μm時，溝槽排列太密集，導致上試件在單位面積上接觸的溝槽過多，滑動時產生的犁溝效應變大，一定時間內，溝槽更容易被破壞，織構減磨作用持續的時間變短。當織構間距為450 μm時，溝槽之間的間距相隔太遠，滑動過程中上試件可能先在溝槽之間的光滑表面上形成磨痕，隨后磨痕擴展到織構內部，導致織構減磨作用失效。所有織構都能減小試件表面的磨損量，這可能是由于溝槽可以對磁性顆粒以及磨屑起到存儲作用，從而降低顆粒對試件的犁削作用，同時溝槽內部可以儲存潤滑油，在摩擦過程中，內部的潤滑油被擠出來，實現“二次潤滑”，從而減小磨損。除此之外一定尺寸的溝槽還可以在摩擦副滑動時形成動壓效應，增加水膜的承載能力，降低對表面的損傷。

圖4 不同潤滑條件下，不同間距的織構化表面的磨損率和磨損寬度對比圖

2.2 不同輪廓形貌和深度的織構化鈦合金表面的摩擦學性能

由上述分析可知，間距為250 μm的織構化表面的摩擦學性能最優，同時，織構化表面的輪廓形貌及深度對其摩擦學性能也有一定的影響，故本節進一步探究了在1.2%濃度的磁流體的潤滑條件下不同表面織構形貌和深度（如圖2所示）對鈦合金表面摩擦學性能的影響。

圖5為激光掃描速度不同時溝槽型表面織構的摩擦因數變化曲線。由圖5a知，隨著激光掃描速度的增大，織構化表面的摩擦因數不斷增大。從圖5b中可以看出，當掃描速度為800 mm/s 時，在摩擦過程的前10 min，摩擦因數從0.1逐漸上升到0.15，隨后摩擦因數穩定在0.13到0.15之間，平均摩擦因數為0.136，相較于磁流體潤滑和水潤滑下的光滑表面的摩擦因數分別下降了61.14%和65.39%?？棙嬮g距不變，只改變織構的加工參數就能使得摩擦因數下降如此之大，表明了激光加工參數的改變，優化了溝槽的輪廓形狀，使得織構產生了一定的流體動壓效應，提高了水膜的承載能力。對于掃描速度為1 100 mm/s時，織構加工深度不夠，流體動壓效應不足，同時織構邊緣的凸起結構比較少，因此摩擦一開始時，上試件就與織構邊緣直接接觸，導致織構磨損，使得織構的流體動壓效應進一步減弱，摩擦因數隨時間逐步上升。當掃描速度為1 400 mm/s 時，織構的摩擦因數總體和光滑表面類似，穩定后，摩擦因數在0.33左右波動。當掃描速度過快時，激光在試件表面停留的時間過短，溫度太低，融化的材料有限，導致織構深度過淺，不僅基本形成不了流體動壓效應，而且織構磨損較快，因此摩擦開始時，摩擦因數就接近于光滑表面。

激光掃描速度不同時，織構化表面的磨痕形貌和磨損率如圖6所示?？傮w而言，隨著激光掃描速度的增大，織構化表面磨損程度越來越嚴重。由圖6a可知，當加工速度為800 mm/s時，摩擦接觸區（黃線之間的范圍）幾乎沒有磨痕，織構形貌保存相對完好，僅織構邊緣的凸起結構被磨損，與掃描速度為1 100 mm/s的織構化平面相比，其磨損率降低93.3%。這說明，織構邊緣的凸起結構可以對織構起到一定的保護作用。在摩擦開始時，雖然上下試件的相對運動使得溝槽產生了一定的動壓效應，提高了水膜的承載能力，但是潤滑狀態沒有達到流體潤滑，上下試件還是會發生接觸，這時一定高度的溝槽結構可以有效避免摩擦副之間的直接接觸，從而保證了織構的完整性，減緩了織構的磨損進程，這也佐證了圖5中初始摩擦因數的波動來自上試件和織構邊緣凸起的接觸。當掃描速度為 1 100 mm/s時，此時試件的表面產生了一定的磨損，結合圖5，可知在摩擦過程的前6 min內，試件的摩擦因數上升幅度較小，此時磨損可能發生在凸起結構處。在6 min之后，摩擦因數隨時間的增大而增大，說明此時凸起結構被磨去，上試件球和織構直接接觸。當織構完整性被破壞后，織構產生的動壓效應也將弱化，摩擦學性能降低。

圖5 激光掃描速度不同時溝槽型表面織構的摩擦因數變化曲線（織構間距250 μm）

圖6 激光掃描速度不同時織構化表面的磨痕形貌和磨損率對比圖

當掃描速度為1 400 mm/s時，由圖6b可知，磨損表面的深度和寬度相比于前兩種情況都大幅增加，此時，鈦合金表面的織構被完全磨損失效。但是，與水潤滑下的光滑表面相比，其磨損率依然降低了22.3%，此時織構雖然沒有起到減摩作用，但織構對磁性顆粒和磨屑的儲存作用以及在摩擦過程中的補油作用，提高了試件表面的耐磨性。

2.3 速度和載荷不同時摩擦因數的變化規律

為了研究動壓效應的形成和試驗條件之間的關系，對具有最優減摩性能的織構化表面進行變載荷和變速度試驗，同時與水潤滑下的光滑表面做對比，研究試驗速度和載荷對流體動壓效應的影響。圖7為在變速度和變載荷情況下不同試件表面的平均摩擦因數變化圖，圖7a的試驗載荷保持為3 N不變，圖7b的滑動速度保持為 36 mm/s不變。

從圖7a中可以發現，當滑動速度為6 mm/s時，平均摩擦因數為0.212 4，此時織構產生了一定的動壓效應，使得摩擦因數下降，并且在低滑動速度下，水難以形成潤滑膜，滑動表面之間會發生一些機械接觸，導致未織構試件的摩擦因數高[28]。隨著滑動速度的增大，上下試件發生接觸，織構的完整性遭到破環，當滑動速度為12 mm/s時，平均摩擦因數上升到了0.232 5。當滑動速度為18 mm/s時，織構的減摩性能大大下降，平均摩擦因數陡升到0.374 5，在該階段，表面織構遭受到嚴重的破壞，磨痕開始深入到織構內部。當滑動速度為18～42 mm/s 時，水膜在織構內部重新建立平衡，內部的織構依舊提供了一定的動壓效應，使得平均摩擦因數相比于光滑表面有一定程度的下降。當滑動速度為48 mm/s 時，表面織構完全失效，平均摩擦因數和光滑表面接近。

從圖7b中可以看出，當載荷為0.5～2 N時，平均摩擦因數從一開始就保持在0.09左右，說明此階段一直為流體潤滑狀態，載荷的變化并沒有使得平均摩擦因數發生改變。當載荷為2.5 N時，平均摩擦因數為0.161 8，表面織構開始被磨損，動壓效應開始減弱。當載荷為3 N時，平均摩擦因數為0.294 1，此時織構產生的動壓效應很弱了。當載荷為3.5～4 N時，平均摩擦因數為0.33左右，接近于磁流體潤滑下的光滑表面，動壓效應完全失效。在載荷為2 N之后，平均摩擦因數開始上升，出現這種現象的原因是由于在載荷變化的節點上，載荷的變換使得上下試件開始接觸，導致織構破壞，提供的動壓效應難以使摩擦重新回到流體潤滑狀態。

總體而言，磁流體復合織構潤滑可以改變試件表面的潤滑狀態，使其由光滑表面的混合潤滑轉變為動壓潤滑，提高了試件的摩擦學性能。但是，試著摩擦的進行，織構的磨損會導致摩擦因數的上升，當織構被完全磨掉時，其摩擦因數接近單一磁流體潤滑下的摩擦因數。

圖7 變速度和變載荷情況下不同試件表面的平均摩擦因數變化圖（溝槽間距250 μm）

3 機理分析與討論

圖8為不同試件的磨損表面形貌圖，其中，圖8a為水潤滑條件下，光滑試件的磨損形貌，圖8b為1.2%磁流體潤滑條件下，溝槽間距為250 μm的織構化試件（激光掃描速度為800 mm/s）的磨損表面。對比兩者的磨損表面可知，水潤滑下的光滑試件的磨痕較寬，磨損表面有大量的犁溝，并且存在大尺寸的剝落坑，但是其表面磨屑較少；而1.2%磁流體潤滑下的織構化磨損表面磨痕較窄且淺，犁溝也相對較少，但其表面存在大量的磨屑，這些磨屑大部分來源于織構邊緣處的凸起熔融物，其在摩擦過程中被擠壓到犁溝內，減輕了試件的磨損。另外，在摩擦過程中，溝槽也能起到流體動壓效應和磨屑存儲效應。

圖9為圖8中區域A和區域B處的C、O元素分布圖和元素含量。由圖可知，兩個區域的O元素的含量存在較大的差距，A區域中的O元素多分布在剝落坑周圍和犁溝較嚴重的區域。而B區域中的O元素除了在犁溝較嚴重的區域含量較多外，在磨屑表面以及整個磨損區域都有分布。在激光織構化的過程中，高溫會使鈦合金表面發生氧化反應，并使的這些氧化產物堆積在溝槽邊緣，當發生摩擦時，堆積在溝槽邊緣的大量氧化物會參與到摩擦過程中，從而起到減摩抗磨作用[29]。另外，從圖9a3和圖9b3中可以發現，B區域的Fe元素含量明顯增加，由此可以得出，納米磁流體在摩擦過程中會吸附在磨損表面，從而形成吸附膜，最終減輕磨損。

圖10為溝槽型表面織構的減摩機理圖，由圖可知，幾乎所有的溝槽都能在摩擦過程對磁性顆粒和磨屑起到儲存作用，同時在織構被磨損時能起到補油作用。但具有熔融物的溝槽在摩擦過程中能夠提供一定的高溫氧化產物參與摩擦，使得摩擦因數大幅度下降，并且，堆積的氧化產物也能夠在一定程度上保護溝槽結構，減緩其破壞的程度?？棙嫷臏p摩作用與織構的分布密度具有高相關性，只有在合理的分布密度下織構才能具有良好的減摩性能。當織構之間的間距太小時，單位面積內與上試件球接觸的織構變多，犁溝效應增強，在高頻往復運動下，織構相對來說更容易被破環。當織構之間的間距太大時，上試件球在織構之間的空白處停留時間過長，此時相當于在光滑表面滑動，時間一長便會形成磨痕，隨后磨痕便會擴散到織構處，破壞織構輪廓形狀，導致動壓效應失效。存在合適的織構間距，使得織構的動壓效應最強，從而減少摩擦副之間的直接接觸。同時當滑動速度足夠大時，相鄰的織構會產生接續性動壓效應，使摩擦副之間的潤滑狀態持續處于流體動壓潤滑，大幅減少上下試樣之間的直接接觸，提高其摩擦學性能?？棙嬛車耐蛊鸾Y構對摩擦學性能也會產生重要影響，

當織構所產生的動壓效應無法覆蓋織構邊緣凸起時，上試樣與突起的直接接觸會導致應力集中，使得摩擦因數和磨損量增大。當織構所產生的動壓效應能夠覆蓋織構邊緣凸起時，織構邊緣的凸起能在相對平緩的狀態下磨損，在此過程中，其對織構產生保護作用，能夠減緩織構的磨損進程。

圖9 磨損表面元素分布圖：a1～a3）圖8區域A處的元素分布；b1～b3）圖8區域B處的元素分布

圖10 溝槽型表面織構的減摩機理

4 結論

在不同納米磁性流體潤滑條件下，利用 UMT-3 摩擦磨損試驗機對鈦合金溝槽型表面織構的摩擦學性能進行研究，根據試驗結果，得到以下結論：

1）與水潤滑下的光滑鈦合金表面相比，織構與納米磁流體協同作用下的鈦合金表面的摩擦學性能均有所提高，其中，織構間距為250 μm時的摩擦學性能最優，摩擦因數和磨損量分別減小51.5%和77.6%。同時表面織構的摩擦學性能和織構的分布間距密切相關。當織構間距分布太小時，鈦合金表面的載荷承載區不足，使得織構的耐磨性下降。當織構間距分布太大時，會導致織構效應失效。存在最優織構參數，使得鈦合金摩擦磨損性能最優。

2）在潤滑條件下，織構的表面形貌和深度影響鈦合金表面的摩擦學性能，織構深度太淺或太深時，其流體動壓效應都會減弱，從而導致摩擦因數和磨損量增大；當產生足夠大的動壓效應時，織構邊緣的凸起結構能夠對織構起到保護作用，并參與摩擦過程，提高鈦合金表面的摩擦學性能。

3）納米磁性流體會顯著改變摩擦副的潤滑狀態。在一定載荷作用下，當滑動速度足夠大時，合理分布的表面織構與納米磁流體協同潤滑，可以直接使得潤滑狀態由邊界潤滑轉變為流體潤滑，從而使摩擦因數大幅度下降，摩擦接觸區基本觀測不到磨痕。在低載條件下，織構與磁流體的協同潤滑減磨作用更為顯著。

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Synergistic Friction-reducing Mechanism of Nano-magnetic Fluid Lubrication on Grooved Surface Texture of Titanium Alloy

1,2,1,,1,1

(1. School of Mechanical and Automotive Engineering, Qingdao University of Technology, Shandong Qingdao 266520, China; 2. Key Lab of Industrial Fluid Energy Conservation and Pollution Control, Ministry of Education, Shandong Qingdao 266520, China)

In order to improve the tribological properties of titanium alloy surfaces, a nano-second laser was used to construct a grooved micro-texture pattern on the surface of titanium alloy, and water-based nano-magnetic fluid and deionized water were used as lubricants. The mechanism of synergistic friction reduction between texture and nano-magnetic fluid was investigated with an UMT-3 friction and wear tester. For the friction experiment of grooved texture with different spacing, the experimental load was 3 N, the sliding speed was 36 mm/s, and the experimental time was 30 min. The load was kept constant at 3 N, and the variable velocity experiment was designed, with the speed increased from 6 mm/s to 48 mm/s in turn. The speed was kept at 36 mm/s, and the variable load experiment was designed. The load was successively increased from 0.5 N to 4 N.

Firstly, the effect of the distribution spacing of the grooved texture on the friction and wear properties of the titanium alloy surface was analyzed under different lubrication conditions. The tribological properties of the titanium alloy surface were improved under the synergistic effect of the texture and nano-magnetic fluid. When the texture spacing was 250 μm, the tribological properties of the titanium alloy surface were the best, and the maximum friction coefficient was reduced by 51.5%. The wear rate was reduced by 77.6%. The grooves could store magnetic particles and abrasive debris, thus reducing the plowing effect of particles on the specimen. At the same time, lubricating oil could be stored inside the grooves. In friction, the internal lubricating oil was extruded to achieve "secondary lubrication", so as to reduce wear. In addition, the grooves of a certain size could also form a dynamic pressure effect when the friction pair slided, which increased the bearing capacity of the water film, and reduced the damage to the surface.

When the texture spacing was too small, the bearing area of the textured surface was reduced, the shear force was enhanced, and the texture wear was faster, while the friction reduction effect of the texture was weakened when the texture spacing was too small. Secondly, based on the optimal texture spacing, the effects of different surface texture morphologies and depths on the tribological properties of titanium alloys were further investigated. The magnetofluid composite texture lubrication could change the lubrication state of the specimen surface from mixed lubrication on the smooth surface to dynamic pressure lubrication, which improved the tribological properties of the specimen. However, if the friction was tried, the wear of the texture would lead to the increase of the friction coefficient. When the texture was completely worn off, the friction coefficient was close to that under single Mfluidic lubrication.

Finally, the effects of sliding velocity and load on the friction reduction performance of the groove texture of titanium alloy were investigated. In conclusion, when the dynamic pressure effect produced by the texture cannot cover the convex edge of the texture, the direct contact between the upper sample and the protrusion will lead to stress concentration, which will increase the friction coefficient and wear amount. When the dynamic pressure effect produced by the texture can cover the bump at the edge of the texture, the bump at the edge of the texture can be worn at a relatively gentle state. In this process, it can protect the texture and slow down the wear process of the texture.

titanium alloy; grooved texture; nano-magnetic fluid; synergistic friction-reduction effect; friction and wear; fluid lubrication

2022-09-04；

2023-02-05

TH117

A

1001-3660(2023)10-0141-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2023.10.010

2022-09-04；

2023-02-05

國家自然科學基金（51575289）；泰山學者工程專項經費資助（tsqn202211177）；山東省自然科學基金（ZR2021ME063）

National Natural Science Foundation of China (51575289); Special Fund for Mount Taishan Scholar Project (tsqn202211177); Shandong Natural Science Foundation (ZR2021ME063)

王優強, 趙濤, 莫君, 等. 納米磁性流體與表面織構對鈦合金的協同減摩作用機制[J]. 表面技術, 2023, 52(10): 141-150.

WANG You-qiang, ZHAO Tao, MO Jun, et al. Synergistic Friction-reducing Mechanism of Nano-magnetic Fluid Lubrication on Grooved Surface Texture of Titanium Alloy[J]. Surface Technology, 2023, 52(10): 141-150.

責任編輯：萬長清