冷熱循環(huán)處理對Fe基塊體非晶合金摩擦磨損性能的影響

靳 娟 ,紀(jì)秀林,2* ,段 峻 ,劉增輝 ,王 輝 ,張映桃

(1.河海大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,江蘇 常州 213022;2.汕頭大學(xué) 工學(xué)院機(jī)械工程系,廣東 汕頭 515063)

塊體非晶合金由于其內(nèi)部獨(dú)特的長程無序、短程有序的原子排布[1]以及沒有晶粒、晶界和位錯(cuò)等缺陷[2]，鑄態(tài)條件下表現(xiàn)出高強(qiáng)度、高硬度以及優(yōu)良的耐磨耐腐蝕等性能[3-5].鐵基塊體非晶合金由于低廉的原材料成本、突出的高硬度及優(yōu)異的磁學(xué)性能，展現(xiàn)出廣闊的發(fā)展前景.然而，塊體非晶合金由于非晶形成能力受限，同時(shí)自身又存在較大的脆性，往往限制了其作為結(jié)構(gòu)材料的應(yīng)用[6-8].因此，研究人員試圖通過熱處理工藝提高Fe基塊體非晶合金的性能.例如，相比于鑄態(tài)Fe基大塊非晶合金，保持非晶結(jié)構(gòu)的退火態(tài)合金的磨損率減小約40%[9].在高真空條件下對Fe基塊體非晶合金進(jìn)行退火處理，高振等[10]發(fā)現(xiàn)經(jīng)退火處理后的塊體非晶合金發(fā)生結(jié)構(gòu)弛豫和晶化，非晶合金的強(qiáng)度降低，硬度增大.所以，熱處理雖可提高非晶合金硬度和耐磨性，但脆性問題也進(jìn)一步加劇，這阻礙了非晶合金摩擦學(xué)性能的提升.為了獲得與非晶合金硬度相稱的耐磨性，研究人員一直試圖尋找適于非晶態(tài)材料的處理工藝.近年來發(fā)展起來的深冷循環(huán)處理[11-12]可以讓非晶合金的原子排布更加無序化，產(chǎn)生所謂的“回春”現(xiàn)象.Ketov等[13]對Zr62Cu24Fe5Al9非晶合金進(jìn)行了不同次數(shù)的深冷循環(huán)處理，其室溫壓縮塑性從鑄態(tài)的4.9%增至循環(huán)60次的7.6%.Li等[14]對Zr63.78Cu14.72Ni10Al10Nb1.5非晶合金進(jìn)行20、70、120和170次循環(huán)處理之后發(fā)現(xiàn)，斷裂韌性隨循環(huán)次數(shù)的增加先增加后減小，循環(huán)70次時(shí)斷裂韌性達(dá)到峰值.然而，上述工作往往只針對鋯基等貴金屬合金體系，對于Fe基塊體非晶合金的研究報(bào)道較少，而且冷熱循環(huán)處理對摩擦學(xué)性能的影響還不清楚.為此，本文中采用冷熱循環(huán)工藝對Fe41Co7Cr15Mo14C15B6Y2塊體非晶合金進(jìn)行處理，并通過與鑄態(tài)非晶合金比較，研究冷熱循環(huán)處理對Fe基塊體非晶合金組織結(jié)構(gòu)、耐磨性及磨損機(jī)理的影響，以期進(jìn)一步促進(jìn)非晶態(tài)材料及涂層在摩擦學(xué)領(lǐng)域的應(yīng)用.

1 試驗(yàn)部分

1.1 試驗(yàn)材料及制備

采用的非晶合金為Fe41Co7Cr15Mo14C15B6Y2，選用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.99%的純金屬鈷、鉻、鉬和釔，質(zhì)量分?jǐn)?shù)99.9%的中間合金硼鐵、鐵碳以及質(zhì)量分?jǐn)?shù)99.95%的高純鐵粒原料，按成分原子比配制成爐料，在高純氬氣保護(hù)下，放入真空電弧熔煉爐中熔煉出母合金，為了保證成分均勻，反復(fù)熔煉4～5遍，將熔煉好的母合金破碎并清洗后，放入石英管內(nèi)感應(yīng)加熱熔煉，最后以噴鑄成型的方法制得截面為4 mm×4 mm×40 mm的非晶合金方棒.

1.2 試驗(yàn)方法

將上述鐵基塊體非晶合金切成15 mm×4 mm×4 mm尺寸的試樣，采用如圖1所示的冷熱循環(huán)工藝，先將室溫的樣品完全浸入液氮(-196 ℃)中冷凍3 min，取出后放入真空干燥箱中在120 ℃下保溫10 min，然后取出自然冷卻至室溫(25 ℃)，如此往復(fù)循環(huán)，循環(huán)次數(shù)分別為30和60次.最后將鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后的試樣經(jīng)研磨和拋光后，制備成摩擦磨損試驗(yàn)樣品.采用CFT-I型摩擦磨損測試系統(tǒng)在室溫下進(jìn)行往復(fù)式摩擦試驗(yàn)，滑動距離為5 mm，往復(fù)速度為100 times/min，滑動總時(shí)間為141 min，載荷分別為5、10、20、30、40和50 N，摩擦對偶材料選用Φ6 mm的氧化鋯陶瓷球，摩擦系數(shù)由摩擦磨損測試系統(tǒng)直接采集.使用探針式輪廓儀對磨痕橫斷面進(jìn)行掃描，計(jì)算磨痕橫截面的面積后，進(jìn)而計(jì)算獲得磨損體積，磨損率ω計(jì)算公式如式(1)所示.

其中：V表示磨損體積；F表示施加的法向載荷；L表示摩擦滑動總長度.

Fig.1 Schematic diagram of cryogenic-thermal cycling process圖1 冷熱循環(huán)工藝示意圖

利用X射線衍射儀(XRD_D8 Advance EC0)在2θ衍射角為20°～100°范圍內(nèi)對鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后樣品的晶體結(jié)構(gòu)進(jìn)行表征；采用同步熱分析儀(NETZSCH STA449F 3A-0092-M)對Fe基塊體非晶合金的熱穩(wěn)定性進(jìn)行分析；用納米壓痕儀測試納米硬度及彈性模量，每個(gè)樣品選取5個(gè)點(diǎn)進(jìn)行測試，最后取其平均值；采用附帶能譜儀(EDS)的掃描電子顯微鏡(SEM)對磨痕形貌和磨屑進(jìn)行觀測和表征.

2 結(jié)果和討論

2.1 非晶合金的結(jié)構(gòu)與熱穩(wěn)定性

圖2為鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金的XRD譜圖.鑄態(tài)Fe基塊體非晶合金的XRD譜圖在30°～55°之間存在1個(gè)寬的漫散射峰，不存在明顯的晶態(tài)衍射峰，表現(xiàn)出一般非晶態(tài)材料所具有的非晶特征.經(jīng)30和60次冷熱循環(huán)處理后，樣品的XRD圖譜沒有顯著的差異，表明冷熱循環(huán)處理后的Fe基塊體非晶合金仍保持非晶態(tài)結(jié)構(gòu).

Fig.2 XRD patterns of Fe-based bulk amorphous alloy圖2 Fe基塊體非晶合金XRD譜圖

圖3所示為升溫速率為20 K/min條件下鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金的差式掃描量熱(DSC)曲線.鑄態(tài)Fe基塊體非晶合金的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度(Tg)和結(jié)晶溫度(Tx)分別為580和603 ℃.由DSC曲線可以看出，冷熱循環(huán)處理前后非晶合金的Tg和Tx相差不大，表明冷熱循環(huán)處理對Fe基塊體非晶合金的熱穩(wěn)定性影響較小.前人在研究深冷循環(huán)處理對非晶合金熱穩(wěn)定性的影響方面也有類似結(jié)果，Song等[15]研究了深冷循環(huán)處理對Zr基非晶合金熱穩(wěn)定性的影響，發(fā)現(xiàn)經(jīng)過不同次數(shù)的深冷循環(huán)處理，非晶合金的Tg和Tx變化幅度很小.Gong等[16]研究發(fā)現(xiàn)深冷循環(huán)對Ti20Zr20Hf20Be20Cu20的熱穩(wěn)定性影響不明顯，深冷循環(huán)前后的Tg和Tx幾乎相同.因此，從宏觀角度看，該鐵基非晶合金的結(jié)構(gòu)和熱穩(wěn)定性在冷熱循環(huán)處理前后沒有顯著差異.

Fig.3 DSC curves of Fe-based bulk amorphous alloy圖3 Fe基塊體非晶合金DSC曲線

2.2 非晶合金的力學(xué)性能

圖4為鑄態(tài)、經(jīng)過30和60次冷熱循環(huán)處理的Fe基塊體非晶合金在載荷為30 mN、加載速率為1.5 mN/s時(shí)的典型納米壓痕載荷-深度曲線，測得的相應(yīng)納米壓痕數(shù)據(jù)列于表1中.鑄態(tài)、30和60次冷熱循環(huán)后的非晶合金硬度(H)平均值分別為16.06、14.06和13.93 GPa，彈性模量(E) 平均值分別為241、216和249 GPa，對應(yīng)的最大壓痕深度的平均值分別為310、332和325 nm，可見，30次冷熱循環(huán)處理降低了Fe基塊體非晶合金的硬度和彈性模量.由表1還可以看出，冷熱循環(huán)處理后，非晶合金的硬度分布更加均勻，這有利于減少脆性斷裂，從而提高非晶合金的耐磨性.冷熱循環(huán)處理后，非晶合金試樣中的流動“缺陷”[17]增加，而內(nèi)部結(jié)構(gòu)的異質(zhì)性[18]導(dǎo)致非晶合金中自由體積增多，在結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生“回春”現(xiàn)象[19]，從而使試樣的“軟區(qū)”[20]增加和硬度降低.剪切帶的成核總是發(fā)生在原子結(jié)構(gòu)較松散的剪切轉(zhuǎn)變區(qū)[21-22]，自由體積的增加表明非晶合金中剪切轉(zhuǎn)變區(qū)增多，從而導(dǎo)致形成的剪切帶變多、韌性增加.因非晶合金較大的脆性，提高韌性是增強(qiáng)非晶合金耐磨性的主要途徑之一.

表1 鑄態(tài)和不同冷熱循環(huán)處理后鐵基非晶合金樣品的納米壓痕試驗(yàn)結(jié)果(H表示硬度，E表示彈性模量)Table 1 Summary of nanoindentation results for as-cast and cryogenic-thermal cycle treated Fe-based amorphous samples (H is hardness and E is elastic modulus)

Fig.4 Load-depth curves of as-cast and cryogenic-thermal cycle treated Fe-based amorphous samples圖4 鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后鐵基非晶合金典型的載荷-深度曲線

此外，由圖5所示的硬度-彈性模量散點(diǎn)圖可清晰看出，經(jīng)冷熱循環(huán)處理后的Fe基塊體非晶合金的平均硬度降低.圖5中紅色圓點(diǎn)標(biāo)記為經(jīng)過30次冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金的硬度與彈性模量，與鑄態(tài)樣品相比，其平均彈性模量由241 GPa降為216 GPa.在壓頭載荷的作用下，非晶合金的“軟區(qū)”向剪切帶轉(zhuǎn)變[16,23]，而冷熱循環(huán)促進(jìn)剪切帶的多重萌生和擴(kuò)展，即在應(yīng)力作用下能量集中點(diǎn)的耗散提高了非晶合金的韌性.圖5中藍(lán)色三角形標(biāo)記為經(jīng)過60次冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金的硬度與彈性模量，其平均硬度與30次循環(huán)處理的樣品相當(dāng)，但其平均彈性模量卻增大，接近鑄態(tài)樣品的彈性模量.這可能是由冷熱循環(huán)處理過程中非晶合金內(nèi)局部結(jié)構(gòu)及自由體積(數(shù)量或分布)的變化所導(dǎo)致的[24].文獻(xiàn)[25]也報(bào)道了類似的試驗(yàn)結(jié)果，但具體原因仍有待深入研究.總之，與鑄態(tài)鐵基非晶合金相比，30次冷熱循環(huán)處理降低了其硬度和彈性模量，而60次冷熱循環(huán)處理只降低了其硬度，對彈性模量影響不顯著.

Fig.5 Hardness and elastic modulus scatter plot of Fe-based bulk amorphous alloy of as-cast and after cryogenic-thermal cycle treatment圖5 鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金硬度和彈性模量

2.3 非晶合金的摩擦磨損性能

圖6為鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金在載荷5、10、20、30、40和50 N時(shí)摩擦系數(shù)隨滑動時(shí)間的變化曲線.從圖6中可以看出，所有摩擦系數(shù)曲線一般都可分為磨合階段和穩(wěn)定階段[26].磨合過程中，摩擦面上的氧化層尚未形成，同時(shí)凸點(diǎn)被碾軋，摩擦力急劇增加，隨后，摩擦系數(shù)隨著氧化層的逐漸形成而緩慢減小至穩(wěn)定磨損狀態(tài).經(jīng)過冷熱循環(huán)處理的Fe基塊體非晶合金的摩擦系數(shù)曲線更加平滑，特別是經(jīng)過30次冷熱循環(huán)處理的樣品.鑄態(tài)樣品的摩擦系數(shù)曲線波動較大，這通常是由摩擦表面的周期性局部斷裂或者摩擦表面碎屑的周期性累積和消除導(dǎo)致的.此外，摩擦熱的作用可能使非晶合金表面軟化，摩擦副之間發(fā)生粘附[27]，也會使摩擦系數(shù)發(fā)生突變.與鑄態(tài)鐵基非晶合金相比，冷熱循環(huán)處理后，非晶合金的硬度分布更加均勻，很大程度上改善了局部硬度高或低的情況，有利于減少脆性斷裂，從而降低摩擦系數(shù)的起伏.摩擦系數(shù)趨穩(wěn)與硬度降低且均勻化以及彈性模量降低有關(guān)，所以30次冷熱循環(huán)后的非晶合金具有更加穩(wěn)定的摩擦系數(shù)，如圖6所示.

Fig.6 Friction coefficient curves of as-cast and the cryogenic-thermal cycle treated Fe-based bulk amorphous alloys under different load圖6 不同載荷下鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金的摩擦系數(shù)曲線

圖7為Fe基塊體非晶合金在不同載荷下的平均摩擦系數(shù)與磨損率.從圖7中可以看出，冷熱循環(huán)次數(shù)相同時(shí)，隨著載荷的增加，F(xiàn)e基塊體非晶合金平均摩擦系數(shù)和平均磨損率都呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢.鑄態(tài)非晶合金在載荷40 N時(shí)的平均摩擦系數(shù)達(dá)到最小值0.73，30 N時(shí)的平均磨損率達(dá)到最小值1.20×10-6mm3/(m·N).30和60次冷熱循環(huán)處理后的非晶合金，在30 N時(shí)平均摩擦系數(shù)和平均磨損率均達(dá)到最小值，平均摩擦系數(shù)分別為0.72和0.75，平均磨損率分別為1.04×10-6和1.21×10-6mm3/(m·N).在5～50 N載荷范圍內(nèi)，摩擦系數(shù)和磨損率存在極小值[28].當(dāng)載荷為10～30 N時(shí)，隨著冷熱循環(huán)次數(shù)增加，非晶合金的平均摩擦系數(shù)和磨損率先減小后增大.冷熱循環(huán)處理有利于降低非晶合金的磨損量和平均摩擦系數(shù)，提高非晶合金的耐磨性.當(dāng)冷熱循環(huán)次數(shù)為30次、載荷為30 N時(shí)，鐵基非晶合金的摩擦系數(shù)由0.77降低至0.72，表現(xiàn)出最小的摩擦系數(shù)，同時(shí)磨損率降低了13.3%.因此，適當(dāng)?shù)睦錈嵫h(huán)是一種提高鐵基非晶合金摩擦學(xué)性能的有效途徑.但是，當(dāng)載荷為40～50 N時(shí)，合金的平均磨損率隨著冷熱循環(huán)次數(shù)的增加而增大，其機(jī)理尚不明確，是否是由于此時(shí)的赫茲應(yīng)力作用范圍超過了冷熱循環(huán)所導(dǎo)致的非晶局域無序結(jié)構(gòu)范圍[29]，目前尚無定論，也可能是由于此時(shí)高載荷引起的表面局部脆性斷裂在磨損機(jī)制中占主導(dǎo)作用，冷熱循環(huán)處理誘導(dǎo)的剪切帶增加效應(yīng)不足以抵抗高載荷造成的表面疲勞斷裂，磨損表面裂紋急劇增殖并擴(kuò)展，從而造成非晶合金的嚴(yán)重磨損.

2.4 非晶合金的磨損機(jī)理

摩擦試驗(yàn)中載荷為5、10、20和50 N時(shí)鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金磨痕表面形貌的SEM照片如圖8所示，表2中列出圖8中磨痕表面相應(yīng)位置的元素組成.對于鑄態(tài)Fe基塊體非晶合金，載荷為5 N時(shí)[見圖8(a)]，磨痕表面有輕微的劃痕和細(xì)小的磨屑附著，但未觀察到顯微裂紋，此時(shí)主要為磨粒磨損與氧化磨損共同作用.當(dāng)載荷增至10 N時(shí)[見圖8(b)]，磨痕表面出現(xiàn)平行于滑動摩擦方向的犁溝和較多的磨屑堆積，并出現(xiàn)垂直于滑動方向的裂紋以及少量的小凹坑.磨損表面在交變應(yīng)力[30]作用下產(chǎn)生疲勞損傷，當(dāng)磨損到一定程度時(shí)，開始產(chǎn)生斑點(diǎn)和裂紋.對圖8(b)中區(qū)域A進(jìn)行元素分析，發(fā)現(xiàn)該處氧元素含量較高，氧化物摩擦層的產(chǎn)生會起到一定潤滑的作用，從而降低摩擦系數(shù).當(dāng)載荷增至20 N時(shí)[見圖8(c)]，往復(fù)滑動引起的裂紋向磨痕兩側(cè)橫向擴(kuò)展，當(dāng)裂紋擴(kuò)展至尺寸相當(dāng)于Fe基非晶合金的臨界斷裂尺寸時(shí)，在交變載荷下發(fā)生脆性斷裂，形成面積較大且具有光亮邊緣和脆性斷裂特征的凹坑.當(dāng)載荷增至50 N時(shí)[見圖8(d)]，磨痕中凹坑的數(shù)量增加，且寬度和深度也顯著增大，因此，在大載荷條件下，接觸表面的脆性斷裂是鐵基非晶合金磨損的主要失效形式.

Fig.7 Average friction coefficient and wear rate of Fe-based bulk amorphous alloy of the as-cast and after cryogenic-thermal cycle treatment under different load圖7 不同載荷下鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后Fe基塊體非晶合金平均摩擦系數(shù)與磨損率

冷熱循環(huán)處理30次后的Fe基塊體非晶合金在載荷為5 N時(shí)[見圖8(a)]，磨損表面出現(xiàn)細(xì)長的淺犁溝，而且犁溝周圍還存在著少量白色顆粒物，但沒有明顯的磨屑堆積.當(dāng)載荷增加至10 N時(shí)[見圖8(b)]，磨痕上出現(xiàn)較多的淺凹坑，表明此時(shí)的主要磨損機(jī)理為交變載荷導(dǎo)致的疲勞磨損，此外，磨痕表面可以觀察到少量的細(xì)小裂紋.對磨痕凹坑處[圖8(b)區(qū)域B]進(jìn)行EDS分析，發(fā)現(xiàn)B處也含有大量的氧元素，所以這種斑點(diǎn)剝落是交變載荷與氧元素在次表層擴(kuò)散共同作用的結(jié)果.當(dāng)載荷增至20 N時(shí)[見圖8(c)]，垂直于往復(fù)滑動方向的磨痕表面出現(xiàn)許多特征明顯的裂紋和凹坑，但相較于鑄態(tài)非晶合金，冷熱循環(huán)處理后樣品的裂紋和凹坑數(shù)量相對較少，而且裂紋的寬度也較小.當(dāng)載荷增至50 N時(shí)[見圖8(d)]，磨痕表面出現(xiàn)由疲勞斷裂形成的大面積凹坑，且凹坑內(nèi)有許多顆粒狀磨屑，周圍存在著向外延伸的裂紋.所以，有別于傳統(tǒng)晶態(tài)金屬材料，大載荷下非晶合金的磨損機(jī)制以疲勞斷裂為主.

對于冷熱循環(huán)處理60次后的Fe基塊體非晶合金，當(dāng)載荷為5 N時(shí)[見圖8(a)]，磨痕表面呈現(xiàn)多條清晰的犁溝，同時(shí)還存在呈波浪狀紋路的磨屑層.當(dāng)載荷增至10 N時(shí)[圖8(b)]，雖然磨痕面整體較為光滑平整，但犁溝較寬，沒有明顯的磨屑堆積現(xiàn)象.與30次冷熱循環(huán)不同，此時(shí)非晶合金的主要磨損機(jī)理為磨粒磨損.對圖8(b)中區(qū)域進(jìn)行EDS元素分析，結(jié)果列于表2中，發(fā)現(xiàn)C處氧含量也較高，但是氧含量低于30次冷熱循環(huán)處理的Fe基塊體非晶合金磨痕表面，對應(yīng)地，此載荷下30次冷熱循環(huán)處理后的Fe基塊體非晶合金摩擦系數(shù)及磨損率數(shù)值最小.EDS檢測結(jié)果中氧元素含量較高，是由于在滑動摩擦過程中合金體系中對氧元素具有較大親和力的Fe、Cr和 Mo等元素的存在和摩擦閃溫導(dǎo)致的高溫致使裸露的金屬表面在機(jī)械作用和摩擦熱帶來的高溫中被氧化[31].摩擦表面形成的氧化物保護(hù)層有利于降低摩擦系數(shù)和磨損量.當(dāng)載荷增至20 N時(shí)[見圖8(c)]，磨損表面在往復(fù)滑動中被反復(fù)推擠，產(chǎn)生大量磨屑，表面裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，磨損加劇.當(dāng)載荷增至50 N時(shí)[見圖8(d)]，表面局部斷裂形成大量密集的凹坑，磨損進(jìn)一步加劇.

表2 鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后鐵基非晶合金在10 N載荷下磨痕表面的EDS元素分析[其中區(qū)域A、B和C的位置標(biāo)示于圖8(b)中]Table 2 EDS analysis of worn surface for the as-cast and cryogenic-thermal cycle treated Fe-based amorphous samples[regions A,B and C are marked in Fig.8(b)]

Fig.8 SEM micrographs of the wear scar surface for Fe-based amorphous samples of as-cast and cryogenic-thermal cycle treatment under loads of (a) 5 N;(b) 10 N;(c) 20 N;(d) 50 N圖8 鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后鐵基非晶合金磨痕表面形貌的SEM照片，載荷分別為(a) 5 N；(b) 10 N；(c) 20 N；(d) 50 N

鑄態(tài)Fe基塊體非晶合金由于自身的脆性較大，在循環(huán)應(yīng)力的作用下，疲勞裂紋不斷萌生和擴(kuò)展，摩擦表面發(fā)生較嚴(yán)重的局部斷裂.經(jīng)過30次冷熱循環(huán)處理的Fe基塊體非晶合金硬度降低導(dǎo)致脆性斷裂幾率減小，產(chǎn)生更多的剪切帶從而耗散部分裂紋擴(kuò)展能量，進(jìn)而有效延緩Fe基塊體非晶合金內(nèi)部應(yīng)力累積，抑制非晶合金表面裂紋的快速擴(kuò)展，進(jìn)而降低非晶合金表面的脆性斷裂，提高其耐磨性.因此，隨著載荷的增加，F(xiàn)e基塊體非晶合金的主要磨損形式按磨粒磨損、磨粒磨損+氧化磨損、磨粒磨損+疲勞磨損以及表面局部脆性斷裂的順序逐漸演變.冷熱循環(huán)處理一方面通過降低硬度和彈性模量，潛在地提高非晶合金的韌性，另一方面也增加非晶合金表面層的含氧量，促進(jìn)了表面氧化膜的形成，進(jìn)而提高合金耐磨性.

結(jié)合磨痕和磨屑形貌，可以進(jìn)一步深入分析前述的磨損機(jī)理.圖9為載荷5、10、20和50 N時(shí)Fe基塊體非晶合金磨屑形貌的SEM照片，由圖9可見，磨屑既有顆粒狀也有片狀.當(dāng)輕微磨粒磨損和/或氧化磨損機(jī)制占主導(dǎo)作用時(shí)，磨屑呈細(xì)小的粉末狀，這與非晶合金表面的磨損形貌一致.另一方面，F(xiàn)e基塊體非晶合金由于自身的脆性，在交變載荷作用下，靠近摩擦面的次表面在剪切應(yīng)力作用下發(fā)生剪切微變形.隨著周期性往復(fù)的摩擦磨損過程進(jìn)行，積累的剪切應(yīng)力促進(jìn)裂紋的產(chǎn)生，當(dāng)這些裂紋擴(kuò)展到摩擦表面時(shí)，很容易發(fā)生整片的脆性斷裂，即常見的疲勞磨損形式，如圖8(b)和圖9(b)所示的30次冷熱循環(huán)處理后樣品的磨痕和磨屑形貌.與傳統(tǒng)晶態(tài)金屬材料不同，鐵基非晶合金在大載荷下呈現(xiàn)類似陶瓷材料的脆性斷裂特征，而且，與常見疲勞磨損不同，其片狀脆性斷裂的主方向?yàn)檩d荷的法線方向，因而形成的凹坑更深更寬.所以，韌性提升對鐵基非晶合金的摩擦磨損性能改善尤為重要.

Fig.9 SEM micrographs of the wear debris for Fe-based amorphous samples with as-cast and cryogenic-thermal cycle treatment under different loads:(a) 5 N;(b) 10 N;(c) 20 N;(d) 50 N圖9 鑄態(tài)和冷熱循環(huán)處理后鐵基非晶合金磨屑形貌的SEM照片：(a) 5 N；(b) 10 N；(c) 20 N；(d) 50 N

3 總結(jié)

本文中采用往復(fù)式摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，研究了冷熱循環(huán)處理對鐵基非晶合金在干摩擦條件下的摩擦學(xué)性能的影響，獲得以下主要結(jié)論：

a.冷熱循環(huán)處理對非晶態(tài)結(jié)構(gòu)和熱穩(wěn)定性影響不明顯，但30次冷熱循環(huán)處理顯著降低平均硬度和平均彈性模量；更多次(60次)冷熱循環(huán)處理未能繼續(xù)降低平均硬度，但彈性模量恢復(fù)至與鑄態(tài)相當(dāng)?shù)乃?

b.冷熱循環(huán)處理有利于降低非晶合金的磨損量和平均摩擦系數(shù).當(dāng)循環(huán)次數(shù)為30次和載荷為30 N時(shí)，鐵基非晶合金的摩擦系數(shù)由0.77降低至0.72，表現(xiàn)出最小的摩擦系數(shù)，同時(shí)磨損率降低13.3%，表現(xiàn)出最小的磨損率[1.04×10-6mm3/(m·N)].

c.鐵基非晶合金在大載荷往復(fù)滑動摩擦條件下呈現(xiàn)出類似陶瓷材料的表面局部脆性斷裂特征.隨著載荷的增加，其主要磨損形式按磨粒磨損、磨粒磨損+氧化磨損、磨粒磨損+疲勞磨損以及脆性疲勞斷裂的順序逐漸演變.冷熱循環(huán)處理有利于形成氧化物保護(hù)層，并降低非晶合金摩擦過程中的脆性疲勞斷裂.