MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的力學性能與摩擦特性

孫靜，段澤文，安帥帥，李仕華

(1.燕山大學 河北省并聯(lián)機器人與機電系統(tǒng)重點實驗室,河北 秦皇島 066004； 2.中國科學院蘭州化學物理研究所 固體潤滑國家重點實驗室，蘭州 730030)

0 引言

MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜具有與基底間的結(jié)合力強，結(jié)構(gòu)致密，硬度高以及良好的摩擦特性等優(yōu)點，是航天軸承等活動部件良好的潤滑材料[1-3]。隨著我國航天事業(yè)的蓬勃發(fā)展，對高品質(zhì)空間機構(gòu)的可靠性、精度、服役壽命提出了更高的要求，這就要求對固體潤滑膜的力學性能和摩擦特性進行更深入的研究。

納米壓痕法是目前應(yīng)用較為廣泛的測量固體潤滑膜材料相關(guān)力學性能的一種方法。文獻[4]基于納米壓痕法，利用Berkovich金剛石壓頭對MoS2，MoS2-Ti，MoS2/C和MoS2/N固體潤滑膜的彈性模量等力學性能進行了研究；文獻[5]通過納米壓痕儀，采用Berkovich金剛石壓頭的準靜態(tài)法對磁控濺射 MoS2，Ti/MoS2，Pb/MoS2和Pb-Ti/MoS2固體潤滑膜的硬度和彈性模量進行了測量；文獻[6]通過納米壓痕儀，利用Berkovich金剛石壓頭的準靜態(tài)法，取10個壓痕的平均值，對磁控濺射 MoS2，Au- MoS2和Ti- MoS2固體潤滑膜的力學性能進行了測量。

摩擦特性是固體潤滑膜的一個重要特性。文獻[7]對超高強度不銹鋼CF170材料上MoS2固體復(fù)合潤滑膜的真空摩擦特性和耐濕熱性能進行了研究，為MoS2潤滑膜在空間機構(gòu)產(chǎn)品中的應(yīng)用提供了理論基礎(chǔ)和試驗數(shù)據(jù)；文獻[8]用球盤摩擦磨損試驗機對MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)和比磨損率進行了試驗研究；文獻[9]利用滑動摩擦試驗研究了MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦特性。

目前，大多采用準靜態(tài)法研究MoS2復(fù)合固體潤滑膜的力學性能，只能得到最大壓痕深度處對應(yīng)的硬度和彈性模量，不能得到硬度和彈性模量隨壓入深度變化的規(guī)律。并且通常利用Berkovich壓頭進行測試，測試時固體潤滑膜會產(chǎn)生較大的塑性變形，而空間固體潤滑球軸承摩擦副的接觸形式和應(yīng)力狀態(tài)與Berkovich壓頭并不相同，因此通過Berkovich壓頭的準靜態(tài)法對固體潤滑膜力學性能進行測試的結(jié)果并不適用于球軸承實際的應(yīng)用場合。

配有連續(xù)剛度測量模塊的納米壓痕儀，壓入過程中可以連續(xù)測得剛度值，從而獲得每個位移點的硬度和彈性模量，可以用一次壓入過程測得硬度和彈性模量隨壓入深度的變化[10]。因此，采用連續(xù)剛度法，利于球形壓頭研究MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的力學性能更符合固體潤滑軸承的應(yīng)用。對MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜摩擦特性的研究大多未考慮低速、低載條件，而空間機構(gòu)活動的部件大多為低速、輕載[11-14]，所以，該條件下的研究也是有必要的。

綜上，本文采用連續(xù)剛度法測試模式，利用直徑為 300 μm球形壓頭對MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的力學性能進行測試，研究力學性能隨壓痕深度的變化規(guī)律，通過與赫茲接觸理論結(jié)果進行對比驗證試驗結(jié)果的合理性；并利用CSM摩擦試驗機對MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦特性進行試驗，分析其低速、輕載下的摩擦特性。

1 試驗方法及條件

1.1 試樣制備

試樣基底材料為φ25 mm×6 mm的9Cr18軸承鋼，經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后硬度約為52 HRC，并對試樣進行砂紙打磨以及拋光處理。

試樣制備過程如下：

1)用無水乙醇超聲清洗基底表面20 min并吹干，之后放入距靶材60 mm的沉積平臺上。

2)真空室抽真空度至1.3×10-3Pa，用Ar等離子體轟擊基底10 min， 除去試樣表面的氧化物和雜質(zhì)。試樣工作臺轉(zhuǎn)速為9 r/min，工作臺加熱至150 ℃, 濺射期間Ar流量為40 mL/min，將氣壓調(diào)至0.65 Pa，濺射功率為250 W。

3)在氬氣氣氛中，先在基底上沉積一層200 nm的Ti膜，然后同時濺射MoS2和Ti，濺射完成后MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的厚度約為3 μm。

利用輪廓儀測量3組MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜表面粗糙度Ra值，其平均值為0.038 μm。

1.2 壓痕試驗

1.2.1 壓痕試驗原理

根據(jù)赫茲接觸理論，半徑為R的彈性球體與彈性平面接觸時

(1)

(2)

式中：P為壓痕載荷；Er為當量彈性模量；he為壓頭和試樣的彈性變形深度；Es，Ei分別為試樣和壓頭材料的彈性模量；νs，νi分別為試樣和壓頭材料的泊松比。

當量彈性模量利用Oliver-Pharr法[15]從納米壓痕卸載曲線提取計算獲得

(3)

式中：K為試樣接觸剛度，由壓痕儀自身動力學系統(tǒng)確定；A為壓痕投影接觸面積，面積函數(shù)需要通過熔融硅標樣進行標定。

納米硬度H定義為

(4)

球形壓頭壓痕幾何形狀示意圖如圖1所示。

圖1 球形壓頭壓痕幾何形狀Fig.1 Geometric shape of spherical indenter indentation

1.2.2 壓痕試驗條件

壓痕試驗采用Nano Indenter G200納米壓痕儀，取5個測量點進行測量，壓痕最大深度小于膜厚的10%，以避免基底對固體潤滑膜的力學性能測量造成影響。納米壓痕儀采用位移控制模式，應(yīng)變速率為0.05 s-1，位移分辨率為0.01 nm，載荷分辨率為5×10-8N。藍寶石球形壓頭直徑為300 μm，彈性模量為400 GPa，泊松比為0.3。

1.3 摩擦試驗條件

摩擦試驗在CSM摩擦試驗機上進行，摩擦對偶副為直徑6 mm的G5級GCr15鋼球。摩擦試驗溫度為25 ℃，濕度為15%，加載載荷分別為1，2，4，8 N，單次滑動行程為10 mm，滑動速度為10，20，40，80 mm/s，直線往復(fù)滑動運行1 500個周期。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 壓痕試驗

2.1.1 壓痕試驗結(jié)果與分析

壓痕試驗的載荷-位移曲線、彈性模量-位移曲線、硬度-位移曲線和剛度-位移曲線如圖2所示。

由圖2a可知，在設(shè)定的300 nm壓痕深度下，壓痕在卸載后基本完全恢復(fù)，材料幾乎未發(fā)生塑性變形，說明此時的應(yīng)力值并未達到MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的屈服強度。根據(jù)赫茲理論計算，此時MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜所受到的應(yīng)力大約為3.6 GPa，表明其屈服強度很高。

圖2 壓痕試驗結(jié)果Fig.2 Indentation test results

由圖2b和圖2c可知：壓痕深度在10～15 nm之間會有一個突變點；壓痕深度趨于50 nm時彈性模量和硬度會有一個平穩(wěn)階段，考慮MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的表面粗糙度Ra值約為0.038 μm，分析產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是由表面微凸體的彈塑性變形引起的，但具體導致該突變的機理還需要進一步的深入研究；當壓痕深度超過50 nm時，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜彈性模量和硬度隨壓痕深度的增大而增大。

由圖2d可知,MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜剛度隨壓痕深度的增大而增大。

綜上可知，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜具有良好的力學性能，壓痕深度近似小于表面粗糙度Ra值時會有明顯差異，而且不同測點的力學性能也會有明顯差異，原因為表面微凸體的彈塑性變形會對MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜力學性能產(chǎn)生影響。后續(xù)將深入研究MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜表面粗糙度對其力學性能的影響機理。

2.1.2 壓痕試驗結(jié)果與赫茲理論對比

為驗證壓痕試驗結(jié)果的合理性，基于壓痕試驗的載荷-位移曲線，根據(jù)(1)式計算MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的彈性模量，與試驗結(jié)果的對比如圖3所示。

由圖3可知，根據(jù)赫茲接觸理論計算的MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜彈性模量隨深度的變化趨勢與球形壓頭納米壓痕試驗測量的結(jié)果一致，即彈性模量均隨著壓痕深度的增大而增大，但赫茲接觸理論結(jié)果小于壓痕試驗結(jié)果，不同測點的差異也不相同。分析原因主要是由于MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜表面形貌不一致性引起的，初始壓入時潤滑膜表面并不符合理想表面的壓入接觸狀態(tài)，而且在壓入過程中會出現(xiàn)一定的塑性變形，導致壓痕試驗的載荷-位移曲線數(shù)據(jù)中位移偏大，因此,赫茲接觸理論計算的MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的彈性模量結(jié)果會偏小。

圖3 赫茲理論與納米壓痕試驗彈性模量對比Fig.3 Comparison of elastic modulus obtained by Hertz theory and nanoindentation test

2.2 摩擦試驗

根據(jù)摩擦試驗結(jié)果，對比了不同滑動速度和載荷下MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜摩擦因數(shù)的變化規(guī)律，并通過光學顯微鏡觀察了磨痕。

2.2.1 摩擦因數(shù)

不同滑動速度和載荷下,MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)曲線如圖4所示,由圖可知:在初始摩擦階段，摩擦因數(shù)會存在先增大后減小的現(xiàn)象；載荷為1 N時，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)普遍較大，且隨著摩擦周期的增加呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢，穩(wěn)定性也比較差；載荷為2 N時，隨著摩擦速度的增加，平穩(wěn)階段的摩擦因數(shù)逐漸減小最后趨于平穩(wěn)；載荷為4 N和8 N時，平穩(wěn)階段的摩擦因數(shù)普遍較小，隨著速度的增加變化不明顯。滑動速度和載荷共同影響MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜摩擦因數(shù)的大小和摩擦平穩(wěn)性，在載荷較小時，滑動速度越大，摩擦因數(shù)波動越大，在載荷增大時，摩擦因數(shù)的波動會有所降低。

圖4 不同滑動速度和載荷下MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)曲線Fig.4 Friction coefficient curves of MoS2/Ti composite solid lubrication film under different sliding speed and load

為更加清晰地顯示速度和載荷對潤滑膜摩擦因數(shù)的影響規(guī)律，取1 500個周期的平均摩擦因數(shù)，其隨速度和載荷的變化規(guī)律分別如圖5和圖6所示。

圖6 MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜摩擦因數(shù)隨載荷的變化規(guī)律Fig.6 Variation of friction coefficient with load of MoS2/Ti composite solid lubrication film

由圖5可知：在載荷為1，4， 8 N時，摩擦比較平穩(wěn)，是因為載荷為1 N時整個摩擦過程摩擦深度并未超過表面粗糙度Ra值，僅在潤滑膜的微凸體上摩擦，此時會受到機械咬合作用，因此摩擦因數(shù)較大，并且隨著速度變大并未發(fā)生明顯變化；而當載荷大于4 N后，摩擦深度可短時間達到表面粗糙度Ra值，發(fā)生機械咬合作用的時間很短，摩擦深度大于表面粗糙度Ra值后機械咬合作用變得很小，所以摩擦因數(shù)較小；載荷為2 N時，表面微凸體有一定的變形，機械咬合作用有一定減小，隨著速度的增大，表面粗糙度對摩擦的影響會變小，因此，隨著摩擦速度的增加，摩擦因數(shù)逐漸從載荷為1 N的摩擦因數(shù)值趨向于載荷為4，8 N的摩擦因數(shù)值。

圖5 MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜摩擦因數(shù)隨滑動速度的變化規(guī)律Fig.5 Variation of friction coefficient with sliding speed of MoS2/Ti composite solid lubrication film

由圖6可知，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜摩擦因數(shù)隨著載荷的增大而減小，這說明在載荷比較高的情況下，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的潤滑性能更優(yōu)異。

2.2.2 摩擦試驗后的表面形貌

通過OLS3100激光共焦顯微鏡觀察摩擦試驗后的表面形貌，如圖7所示。

由圖7可知，不同載荷條件下的磨痕形貌有較大的差異：當載荷為1 N和2 N時，摩擦表面還沒有形成明顯的磨痕，未發(fā)現(xiàn)磨屑脫落現(xiàn)象；當載荷為4 N時，摩擦表面形成明顯磨痕，表面剝落現(xiàn)象嚴重；當載荷為8 N時，摩擦表面的磨痕很寬，磨痕兩側(cè)有大量磨屑，磨痕內(nèi)存在很深的犁溝。對比摩擦試驗可以看出，在較低載荷下，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)較高，磨損量較??；在較高載荷下，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)較低，磨損量較大。

圖7 MoS2/Ti固體潤滑膜磨痕表面形貌Fig.7 Surface morphology of wear scar for MoS2/Ti solid lubrication film

MoS2/Ti固體潤滑膜磨痕3D形貌如圖8所示，由圖可知：載荷1，2 N的磨痕比較淺，還可看到表面粗糙微凸體的存在，說明此時摩擦接觸主要為粗糙微凸體的接觸；載荷4，8 N的磨痕較深和較寬，此時表面粗糙微凸體已被磨平。MoS2/Ti固體潤滑膜摩擦因數(shù)在一定程度上受表面粗糙度影響較大，主要是受到表面微凸體機械咬合作用的影響，當達到一定載荷，形成有效的接觸面后，才具有理想的低摩擦因數(shù)。

圖8 MoS2/Ti固體潤滑膜磨痕3D形貌Fig.8 3D morphology of wear scar for MoS2/Ti solid lubrication film

3 接觸應(yīng)力計算

在MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑軸承應(yīng)用時，接觸應(yīng)力也是一項重要的研究內(nèi)容。由壓痕試驗可知，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的彈性模量是隨載荷變化的，以一個定值計算不同載荷下的接觸應(yīng)力會存在較大偏差。為更準確地計算鋼球加載時的接觸應(yīng)力，基于壓痕試驗提出了一種鋼球加載時接觸應(yīng)力計算方法。

根據(jù)赫茲應(yīng)力計算公式

(5)

令壓頭加載產(chǎn)生的應(yīng)力等于鋼球加載產(chǎn)生的應(yīng)力，則有

(6)

式中：P1，R1，Er1分別為壓頭加載時的載荷、壓頭半徑、當量彈性模量；P2，R2，Er2為鋼球加載時的載荷、鋼球半徑、當量彈性模量。

根據(jù)壓痕試驗數(shù)據(jù)，即可求出鋼球加載與壓頭加載下產(chǎn)生相同接觸應(yīng)力時鋼球加載力的大小，再繪制鋼球加載時的應(yīng)力-載荷曲線，如圖9所示。

圖9 MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的應(yīng)力-載荷曲線Fig.9 Stress-load curves of MoS2/Ti composite solid lubrication film

通過MATLAB軟件對鋼球加載時的應(yīng)力-載荷曲線進行擬合，擬合函數(shù)為

σ=aPb，

(7)

共擬合5條曲線，然后取平均值得到a=0.263 5,b=0.504 5，即

σ=0.263 5P0.504 5。

(8)

分別將P=1，2，4，8 N代入(8)式，得到接觸應(yīng)力分別為264，374，530，752 MPa。根據(jù)球形壓頭試驗，考慮彈性模量隨載荷變化計算鋼球加載時的接觸應(yīng)力，會比根據(jù)Berkovich壓頭試驗得到的定值彈性模量計算的鋼球加載時的接觸應(yīng)力更加準確。

4 結(jié)論

1)在納米壓痕儀壓頭壓下過程中,壓痕深度超過50 nm，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的彈性模量、硬度和剛度隨著壓痕深度和載荷的增大而增大，這表明MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜力學性能隨著壓痕深度的增加而提高，以一個定值對固體潤滑軸承進行力學分析計算會產(chǎn)生誤差。

2)在低速、輕載下，MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的摩擦因數(shù)受滑動速度和載荷共同影響。當載荷為1,4,8 N時，滑動速度對摩擦因數(shù)影響較小，當載荷為2 N，滑動速度對摩擦因數(shù)影響較大。根據(jù)固體潤滑軸承的工況可以對預(yù)載荷進行優(yōu)化。

3)MoS2/Ti復(fù)合固體潤滑膜的力學性能和摩擦特性都會受到表面粗糙度的影響，為了使其摩擦更加平穩(wěn)，需要對固體潤滑軸承進行跑合，越過表面非平穩(wěn)階段。