2013, Vol. 4引用本文 |
| Ni-Cr/hBN自润滑复合材料的摩擦学性能研究 |  [PDF全文] |
2. 中南大学材料科学与工程学院，长沙 410083
2. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China
随着工程技术的不断发展和进步，高温工程作业设备对金属基复合材料的要求越来越高，要求材料具有某些特殊性能的同时，还具备良好的综合性能[1].Ni-Cr 合金由于具有良好的力学性能、抗高温氧化性能和良好的耐腐蚀性能，被广泛运用于高温基体材料和抗氧化涂层等[2-4].Ni-Cr 合金基体中添加各种润滑剂形成自润滑复合材料，可应用于涡轮压气机叶片的润滑和密封[5].
可以在高温下工作的固体润滑剂主要有MoS2、石墨、CaF2 和hBN 等[6-9].根据复合材料的工作温度和环境不同，选择添加不同固体润滑.此外，根据使用性能要求，固体润滑剂的添加形式可以为单一润滑剂或复合润滑剂.通常情况下MoS2 的工作温度低于350 ℃[6]，CaF2 的工作温度在500 ℃以内[7]，石墨的工作温度也低于600 ℃[8].六方氮化硼（hBN）具有类似于石墨的六方晶系结构和平面六角网层晶体结构[9].hBN 沿c轴方向的原子间距较大，因此键合力小，层间易于滑动，是良好的固体润滑剂.此外，hBN 呈白色，可以避免环境的黑色污染；且具有良好高温润滑性能，其工作宽带温度一般为室温至700 ℃，是航空高温金属基复合材料中首选固体润滑剂[10].
本文以Ni-20Cr 合金为基体，以hBN 为固体润滑剂，采用化学共沉积法对hBN 粉末进行表面改性处理，结合粉末冶金技术制备Ni-Cr/hBN 自润滑复合材料，研究hBN 的含量对材料物理、力学性能以及摩擦磨损性能的影响，并探讨不同工作载荷下Ni-Cr/hBN 复合材料的摩擦磨损行为，为Ni-Cr/hBN 自润滑复合材料在航空发动机中的应用提供理论依据.
1 实验 1.1 hBN 粉末表面改性处理实验采用丹东日进科技有限公司生产的hBN 粉末（平均粒度≤5 μm）为原材料.称取一定量的hBN粉末后，添加37.5 %的碱式碳酸镍粉末、50 %的氨水和100 %的聚丙烯酰胺溶液充分搅拌均匀，在箱式电阻炉中65 ℃干燥后，碾磨、过筛，然后在扩散炉中、1 150 ℃下、氢气还原2 h, 得到镍包覆的hBN 粉末.
1.2 Ni-Cr/hBN 复合材料的制备采用Ni-20Cr 合金粉末与镀镍hBN 粉末配制hBN 含量分别为7 %、9 %和11 %的混合粉末，充分均匀搅拌后，添加1.5 %聚丙烯酰胺溶液作为成型剂，并在315 T 测试液压机下，350 MPa 压制成型.材料的烧结在卧式真空炉中进行，烧结温度为1 150 ℃，保温2 h, 烧结过程保持真空度为（1~3）×10-3 Pa.烧结后的样品在600 MPa 压力下复压，在真空炉中于850 ℃退火，保温60 min.
1.3 性能检测在CCS-44100 电子万能试验机上测定试样的3 点抗弯强度和抗拉强度.在HW187.5 型布洛维硬度计上测量其布氏硬度，选用直径为2.5 mm 的钢球，62.5 N 载荷，保压时间为30 s.在UMT-3 摩擦试验机检测Ni-Cr/hBN 复合材料的摩擦磨损性能，对偶材料是硬度为62HRC 的铬钢球.在Quanta 200 型环境扫描电子显微镜观察试样3 点弯曲的断口形貌和磨损表面形貌.
2 结果与讨论 2.1 hBN 含量对Ni-Cr/hBN 复合材料性能的影响hBN 含量对Ni-Cr/hBN 自润滑复合材料的密度及抗弯强度的影响如图 1 所示.可见，Ni-Cr/hBN 复合材料的密度随hBN 含量增大逐渐降低，而且下降趋势近似直线.材料的抗弯强度也是逐渐下降，但是曲线在hBN 含量为9 %时出现拐点，即抗弯强度下降的速率发生变化.当hBN 含量从7 %增大到9 %时，Ni-Cr/hBN 复合材料的抗弯强度缓慢下降，当hBN 含量从9 %增大到11 %时，材料的抗弯强度迅速下降.
 |
| 图 1 hBN 含量对Ni-Cr/hBN 复合材料密度及抗弯强度的影响 |
hBN 含量为7 %、9 %和11 %的Ni-Cr/hBN 复合材料3 点抗弯断口形貌如图 2 所示.从断口形貌上可以看得到球状的Ni-Cr 合金颗粒及羽毛状的hBN粉末.当hBN 含量为7 %时，在1 150 ℃下烧结后Ni-Cr 颗粒之间发生扩散形成明显的烧结井，如图 2（a）所示.随hBN 含量增大到9 %和11 %，Ni-Cr 颗粒间弥散分布的hBN 增多.由于hBN 具有良好的热稳定性，材料制备过程hBN 弥散分布在Ni-Cr 颗粒之间，不参与烧结反应，对烧结过程中Ni-Cr 颗粒之间的互扩散起到一定的阻隔作用.此外，hBN 润滑剂的密度（2.28 g/cm3）远小于Ni-20Cr 合金的密度（8.47 g/cm3），当hBN 质量分数增大1 %时，其体积分数约增大3 %.因此，当hBN 含量为7 %~11 %时，随着hBN 含量增加，Ni-Cr/hBN 复合材料的密度呈直线下降.
 |
| 图 2 hBN 含量对Ni-Cr/hBN 复合材料断口形貌的影响 |
hBN 含量为9 %的Ni-Cr/hBN 复合材料的断口形貌如图 2（b）所示.与图 2（a）相比，羽毛状的hBN明显增多，但是仍然可以看到局部有良好的烧结井形成，因此材料的抗弯强度下降速率较小.当hBN 含量为11 %时，hBN 在Ni-Cr/hBN 复合材料中的体积分数高达31.4 %，严重阻碍Ni-Cr 颗粒的烧结，断口形貌上没有明显的烧结井形成，如图 2（c）所示，因此材料的抗弯强度急剧下降.
2.2 hBN 含量及载荷对Ni-Cr/hBN 复合材料摩擦系数的影响hBN 含量对Ni-Cr/hBN 复合材料摩擦系数的影响如图 3 所示.在不同的摩擦载荷下，Ni-Cr/hBN 复合材料的摩擦系数均随hBN 含量的增大而逐渐减小，但是不同载荷下摩擦系数减小的幅度不尽相同.当载荷为20 N 时，摩擦系数随hBN 含量增大近似线性缓慢下降；当载荷为60 N 和100 N 时，摩擦系数hBN 含量增大类似抛物线下降，在hBN 含量大于10 %后基本保持不变.
 |
| 图 3 hBN 含量及载荷对Ni-Cr/hBN 复合材料摩擦系数的影响 |
根据Blau 等[10]的观点，当固体润滑膜不能完整覆盖摩擦表面时，摩擦副的滑动运动阻力F 将是固体润滑膜的剪切抗力和互相接触的金属基体的剪切抗力之和，即：
|
(1) |
式（1）中，A 为摩擦副总接触表面积，n 为固体润滑膜覆盖率，σe 和σm 分别为润滑膜和金属基体的剪切强度，则摩擦副之间的摩擦系数可表示为：
|
(2) |
式（2）中，μm 和μ1 分别为金属基体与固体润滑膜与对偶材料的摩擦系数.当n=1 时，μ＝μe，即完全固体润滑状态，摩擦系数为纯hBN 的摩擦系数，约0.25[11]；当n=0 时，μ＝μm，即无固体润滑状态，摩擦系数为纯Ni-Cr 基体的摩擦系数0.46[12].因此Ni-Cr/hBN 复合材料的摩擦系数介于0.25 和0.46 之间，如图 3 所示.显然，摩擦系数的大小取决于自润滑复合材料中固体润滑剂的含量及固体润滑膜的覆盖率.表面形成的固体润滑膜覆盖率越高，减摩效果就越好，总的摩擦系数越低.
摩擦载荷对Ni-Cr/hBN 复合材料磨损率的影响如图 4 所示.不同hBN 含量的Ni-Cr/hBN 复合材料的磨损率均随载荷的增大而增大.然而，在不同载荷下，hBN 含量为9 %的Ni-Cr/hBN 复合材料具有最低的磨损率，由此可知，当hBN 含量为9 %时，Ni-Cr/hBN 复合材料具有最佳的耐磨性.
 |
| 图 4 摩擦载荷对Ni-Cr/hBN 复合材料磨损率的影响 |
图 5是不同hBN 含量的Ni-Cr/hBN 自润滑复合材料在60 N 载荷下的磨损表面形貌.由图 5（a）可见，当hBN 含量为7 %时，摩擦过程形成的润滑膜较薄，而且在摩擦表面覆盖不完整，因此其摩擦系数较大.由于复合材料的强度较高，因此其磨损机理主要是润滑膜的黏着磨损，磨损速率相对较小.当hBN 含量为9 %时，润滑膜在摩擦表面覆盖较完整，因此其摩擦系数小.由于材料的强度较高，复合材料的磨损机理主要是黏着磨损，磨屑以细小鳞片状剥落，如图 5（b）所示，因此hBN 含量为9 %的Ni-Cr/hBN 复合材料磨损率最低.当hBN 含量增大到11 %时，在工作载荷的挤压作用下，hBN 在摩擦表面形成较大厚度的润滑膜，因此材料的摩擦系数最小.然而，由于hBN含量的增大使材料的强度大幅度下降，材料容易产生疲劳磨损，在磨损表面形成较大的剥落坑，如图 5（c）所示，导致材料的磨损率显著增大.综合考虑hBN 含量对Ni-Cr/hBN 自润滑复合材料摩擦系数和磨损速率的影响，可以得知当hBN 含量为9 %时，材料具有最佳的综合摩擦学性能.
 |
| 图 5 不同hBN 含量的磨损表面 |
工作载荷对Ni-Cr/9 %hBN 复合材料磨损表面的影响如图 6 所示.当载荷小于60 N 时，Ni-Cr/9 %hBN 复合材料的磨损机理主要是黏着磨损，润滑膜以层片状剥落，剥落坑的深度随载荷的增大而增大，因此材料的磨损速率随载荷的增大而增大，如图 4所示.当载荷为100 N 时，材料的磨损形式为黏着磨损和疲劳磨损，磨损面形成鳞片状磨损表面和剥落坑，因此材料的磨损速率迅速增大.此外，从图 6（a）可以看到，在20 N 载荷下，由于hBN 受到挤压力较小，在摩擦表面形成的润滑膜厚度较小，在磨损表面仍可见Ni-Cr 颗粒的边界，表明润滑膜的覆盖率较低，因此材料的摩擦系数较大，如图 3 所示.随着载荷的增大，复合材料的塑性变形增大，更多的固体润滑剂hBN 被挤压往表面迁移，形成厚度较大而且覆盖面积大的润滑膜，如图 6（b）所示，因此材料的摩擦系数减小.当载荷增大至100 N 时，由于材料强度有限，在较大作用力下发生局部疲劳磨损，如图 6（c）所示，使润滑膜的覆盖面积减小，导致材料摩擦系数增大.
 |
| 图 6 载荷对Ni-Cr/9 %hBN 复合材料磨损表面的影响 |
2.3 Ni-Cr/hBN 自润滑材料的润滑及磨损机理分析
Ni-Cr/hBN 自润滑复合材料摩擦工作中润滑膜的形成原理示意图如图 7[13-14].在摩擦开始前，复合材料由Ni-Cr 基体和hBN 固体润滑剂组成，hBN 均匀分布于金属基体中.摩擦副开始相对运动时，摩擦副之间基本以Ni-Cr 基体和对偶材料之间的接触为主，如图 7（a）所示.当摩擦比较剧烈时，复合材料表面开始挤压变形，并伴随有大量摩擦热，此时均匀分布于Ni-Cr 基体内部的hBN 受到挤压变形的作用逐渐向外表挤出，材料表面裸露的hBN 含量增多，如图 7（b）所示.由于hBN 通常具有较小的剪切强度，在摩擦作用下往对偶接触的一侧聚集，被剪切摊开在外表面，如图 7（c）所示.起初挤出的hBN 并不充分，形成的润滑膜不足以覆盖整个金属表面；随着时间延长，载荷作用使基体发生塑性变形，向表面挤出的hBN 不断增多，固体润滑膜层不断得到完善与补充，润滑膜最终变得完整.
 |
| 图 7 Ni-Cr/hBN 复合材料固体润滑膜形成原理图 |
可见，Ni-Cr/hBN 复合材料摩擦表面润滑膜的形成与hBN 的含量、载荷大小以及材料的强度有关.hBN 含量增大、载荷增大以及材料强度减小均可以促进润滑膜的形成，降低摩擦系数.然而，材料良好的润滑性能不仅取决于固体润滑剂能否形成完整润滑膜，而且取决于润滑膜寿命的长短，即磨损速率.而润滑膜的磨损速率主要取决于3 个因素：①润滑膜的耐磨性.润滑膜的耐磨性受润滑材料和基材间的匹配、基体表面状况和固体润滑膜组成及厚度等多因素的影响；②复合材料的强度.当材料强度较低时，剪切力有可能深入材料内部，使基体发生撕裂与剥落，此时润滑膜会失去润滑作用； ③固体润滑膜的修复能力.固体润滑膜发生剥落后，基体内部的固体润滑剂会继续向外挤出，若固体润滑剂含量足够，则可以形成新润滑膜填补空缺[15].由此可知，Ni-Cr/hBN 复合材料的摩擦系数和磨损率存在一定的矛盾.随hBN 含量增大，材料的摩擦系数降低，但是磨损速率增大.从实验结果可见，Ni-Cr/hBN 复合材料中hBN 含量为9 %时，其综合摩擦学性能最佳.
3 结论（1）随hBN 含量增大，Ni-Cr/hBN 复合材料的密度和抗弯强度逐渐减小.hBN 含量从7 %增大至11 %，材料的密度直线下降； 而抗弯强度下降至hBN 为9 %时出现拐点，当hBN 含量大于9 %时，抗弯强度迅速下降.
（2）Ni-Cr/hBN 复合材料的摩擦系数随hBN 含量增大而逐渐降低.当hBN 含量不同时，Ni-Cr/hBN复合材料的摩擦系数随载荷增大的变化趋势也不相同.
（3）当工作载荷为20 N 时，Ni-Cr/hBN 复合材料的磨损率随hBN 含量的增大而减小；当载荷为60 N和100 N 时，磨损率随hBN 含量增大呈先减小后增大的趋势.在相同hBN 含量的Ni-Cr/hBN 复合材料中，磨损率随载荷增大而逐渐增大.
（4）Ni-Cr/hBN 复合材料具有最佳综合摩擦学性能时hBN 含量为9 %，工作载荷为60 N.
| [1] | 冯小明, 张崇才. 复合材料[M]. 重庆: 重庆大学出版社 , 2007. |
| [2] |
Huang C, Zhang YZ, Vilar R. Microstructure and anti-oxidation behavior of laser clad Ni-20Cr coating on molybdenum surface[J].
Surface and Coatings Technology, 2011, 205(3): 835–840. |
| [3] |
Ma J, Jiang S M, Gong J, et al. Composite coatings with and without an in situ forming Cr-based interlayer: Preparation and oxidation behavior[J].
Corrosion Science, 2011, 53(9): 2894–2901. DOI: 10.1016/j.corsci.2011.05.026. |
| [4] |
Vialas N, Monceau D. Effect of Pt and Al content on the long-term, high temperature oxidation behavior and interdiffusion of a Pt-modified aluminide coating deposited on Ni-base superalloys[J].
Surface and Coating Technology, 2006, 201(7): 3846–3851. DOI: 10.1016/j.surfcoat.2006.07.246. |
| [5] | 王常川, 王日初, 彭超群, 等. 金属基固体自润滑复合材料的研究进展[J]. 中国有色金属学报, 2012, 22(7): 1945–1955. |
| [6] | 王爱芳, 张定军, 吴有智, 等. MoS2和石墨对Ni-Cr基复合材料摩擦学性能的影响[J]. 材料研究学报, 2010, 24(5): 464–470. |
| [7] | 湛永钟.铜基复合材料及其摩擦磨损行为的研究[D].上海: 上海交通大学, 2003. |
| [8] | 张定军, 王爱芳, 贾均红, 等. 石墨对 Ni-Cr 和 Ni-Cr-W复合材料摩擦性能的影响[J]. 材料科学与工艺, 2012, 20(4): 108–115. |
| [9] |
Tyagia R, Xiong D S, Li J L, et al. Elevated temperature tribological behavior of Ni based composites containing nano-silver and hBN[J].
Wear, 2010, 269(11/12): 884–890. |
| [10] | 冯艳, 王日初, 余琨. Ni-Cr/BN自润滑材料摩擦磨损机理分析[J]. 稀有金属材料与工程, 2007, 36(10): 1820–1823. |
| [11] |
Blau F P, Yust C S. Micro-friction studies of model self-lubricating surfaces[J].
Surface and Technology, 1993, 62(1/2/3): 380–387. |
| [12] |
Xiong D S. Lubrication behavior of Ni-Cr-based alloys containing MoS2 at high temperature[J].
Wear, 2001, 251: 1094–1099. DOI: 10.1016/S0043-1648(01)00803-1. |
| [13] | 王常川.Ni-20Cr/hBN高温自润滑复合材料的制备工艺和高温氧化行为研究[D].长沙: 中南大学, 2012. http://www.ysxbcn.com/down/2013/02_cn/09-p0356-24330.pdf |
| [14] |
Wu Y X, Wang F X, Cheng Y Q. A study of the optimization mechanism of solid lubricant concentration in Ni/MoS2 self-lubricating composite[J].
Wear, 1997, 205(1/2): 64–70. |
| [15] | 韦小凤.BN表面镀镍对Ni-Cr/BN自润滑材料组织和性能的影响[D].长沙: 中南大学, 2009. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10533-2009239503.htm |