3D打印ABS材料表面長方形織構(gòu)的摩擦學性能

吳華杰，陳文剛，周曉菲，尹紅澤，王雨豪

(西南林業(yè)大學機械與交通學院，昆明 650224)

3D打印是一種通過逐點、逐線、逐面添加物料來構(gòu)成具有復雜結(jié)構(gòu)的三維零件的加工工藝，是一種新型的增材成型技術(shù)。3D打印初期只能用于快速成型制造，但隨著材料與技術(shù)的發(fā)展，其已經(jīng)步入了一個新的發(fā)展階段。隨著零件直接制造技術(shù)的不斷進步，3D打印制造技術(shù)突破了產(chǎn)品結(jié)構(gòu)形式的限制，從而實現(xiàn)產(chǎn)品結(jié)構(gòu)輕量化、高性能化和功能集成化，并且為機械結(jié)構(gòu)的拓撲優(yōu)化設(shè)計提供了技術(shù)實現(xiàn)途徑[1-4]。3D打印技術(shù)包括熔融沉積成型(FDM)、選擇性激光燒結(jié)(SLS)、分層實體制造(LOM)等。FDM技術(shù)中應(yīng)用最廣泛的材料是丙烯腈-丁二烯-苯乙烯塑料(ABS)和聚乳酸(PLA)，其中ABS材料具有耐磨、剪切拉伸強度高、耐腐蝕等特點，可用于摩擦、醫(yī)療等領(lǐng)域。然而通過對ABS材料表面摩擦方面的研究發(fā)現(xiàn)，由于增材成型過程中的物理變化導致其摩擦力發(fā)生改變，表面的減摩抗磨性能表現(xiàn)不盡如人意。Rosenzweig等[5]將3D打印的ABS材料作為支架應(yīng)用于醫(yī)療領(lǐng)域的軟骨組織修復工程，以協(xié)助軟組織退化的患者，ABS支架能夠為組織工程提供機械穩(wěn)定性，然而在軟骨和體外診斷組織再生的應(yīng)用中，還應(yīng)當考慮改善力學性能。喬雯鈺等[6]以ABS為基體，以復合改性填料制備改性ABS絲材，對其力學性能展開研究，結(jié)果表明在ABS中添加不同材料，對ABS試樣的拉伸強度有一定影響，同時發(fā)生的物理變化也對材料流動性能有較大影響。馬賽賽等[7]對ABS材料的摩擦學性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)與傳統(tǒng)模壓成型方式相比，F(xiàn)DM工藝制備的ABS試樣具有較低的摩擦系數(shù)，然而磨損量較高。ABS材料在摩擦領(lǐng)域的應(yīng)用日益廣泛，對于減少其摩擦系數(shù)、提高其耐磨性能的研究已成為熱點，同時也是其工業(yè)應(yīng)用的重要因素。

材料表面織構(gòu)化已被大量研究證明可以有效地降低摩擦副的磨損，能夠提高摩擦副的耐磨性，從而延長其使用壽命[8-10]。將材料表面加工成具有微孔或溝槽的材料，能夠捕捉容納磨屑，有效地抑制三體磨損。在相對低速重載條件下，表面織構(gòu)可以將潤滑油貯存到凹坑中，從而實現(xiàn)“二次潤滑”[11]，并且在流體流動時，摩擦副表面的凹坑或溝槽會形成微小的收斂、發(fā)散楔，流體會因為摩擦副的相對運動產(chǎn)生流體動壓效應(yīng)，從而提高了流體膜的承載力[12-13]。此外表面織構(gòu)也有利于改善材料自粘滑現(xiàn)象[14]。潘紹斌等[15]采用銷-盤試驗方法，建立了具有表面織構(gòu)的人工髖關(guān)節(jié)材料摩擦表面的數(shù)值模型，結(jié)果表明，表面織構(gòu)會對銷盤摩擦表面間的油膜壓力分布產(chǎn)生影響。尹紅澤等[16]采用FDM技術(shù)，在ABS材料上制備楔形三角織構(gòu)，結(jié)果表明，織構(gòu)在減小摩擦、耐磨損方面有明顯的方向性，為單軸移動零件的減摩、抗磨工作提供了實用的理論依據(jù)。李昊等[17]研究光敏樹脂表面楔形冠狀織構(gòu)的摩擦學性能，發(fā)現(xiàn)帶有織構(gòu)的試樣具有更低的摩擦系數(shù)，當織構(gòu)面積占有率為35%時，試樣在大部分工況下具有最佳的減摩抗磨效果。然而目前表面織構(gòu)技術(shù)減摩抗磨的研究主要集中在金屬材料中，在其它材料方面也大多集中在理論上，而應(yīng)用于ABS方面的研究還比較稀缺，對ABS表面織構(gòu)的制備技術(shù)、基礎(chǔ)理論及成形微觀機理研究還沒有廣泛開展。筆者根據(jù)Reynolds方程的湍流平均運動方程，建立了具有潤滑條件下的織構(gòu)潤滑計算模型，利用3D打印FDM技術(shù)，在ABS表面加工出長方形織構(gòu)圓周陣列，在摩擦磨損試驗機上進行回轉(zhuǎn)式摩擦試驗，從理論和試驗兩方面探究了不同轉(zhuǎn)速和載荷對ABS表面摩擦系數(shù)的影響，從而為3D打印ABS在摩擦場合等方面的應(yīng)用提供理論依據(jù)，為表面織構(gòu)在ABS等相似材料上的減摩抗磨特性研究提供參考。

1 理論模型及仿真模擬

1.1 模型的建立

回轉(zhuǎn)式摩擦試驗是以富潤滑油狀態(tài)下銷-盤平面對摩的轉(zhuǎn)動為基礎(chǔ)，以回轉(zhuǎn)式運動的平面摩擦副為研究對象。由于長方形凹坑織構(gòu)具有良好的各向同性性能，相比其它織構(gòu)在橫向和縱向上有著更大的接觸面積，更適合進行單元長寬比及深徑比方面的控制，因此選取長方形單凹坑織構(gòu)模型的控制單元為研究對象。

假設(shè)上試樣銷的表面光滑，而下試樣ABS表面呈長方形凹坑分布，銷的下表面以一定的速度v與ABS試樣上表面平行移動。將潤滑油流體域的水平面作為xoy坐標平面，將坐標z方向設(shè)置為潤滑油油膜厚度方向。每個織構(gòu)控制單元均為邊長L的正方形，微凹坑呈長為a、寬為b的長方形，兩摩擦副的間隙為h0，微凹坑深度為hp?？紤]潤滑油油膜厚度的影響，長方形表面織構(gòu)在油潤滑條件下的物理模型如圖1所示。

圖1 兩摩擦副下長方形表面單織構(gòu)示意圖

提出表面織構(gòu)潤滑油膜輸出模型的假設(shè)：在考慮流體密度和黏度情況下發(fā)生的空化現(xiàn)象，為方便計算，對于Navier-Stocks(N-S)方程[18]進行簡化，最終可以得到以下N-S方程形式為：

由此，可以得到對應(yīng)的Reynolds方程，如式(2)所示。

式(1)和式(2)中，p為油膜平均壓力；r為油膜半徑；θ為油膜間隙；μ為動態(tài)黏度，取決于局部壓強；u為通道內(nèi)的平均流體速度；z為控制區(qū)域的節(jié)點坐標；ρ為油膜密度；h為名義油膜厚度；ω為流體運動時的平均角速度；t為流體運動所用時間。式(2)假定潤滑劑為不可壓縮流體，且潤滑劑黏度為常數(shù)，流體方程在切向方向(空間曲面上)成立，忽略法向壓差，忽略流體慣性力和慣性作用影響。

1.2 模型的求解及邊界條件

在求解三維流體流動時的Reynolds方程時，對于復雜行為流體中的流動，如潤滑油和ABS聚合物等的混合物溶液，需要用到Oldroyd-B流體的基準模型，其結(jié)果也被驗證并納入COMSOL模型庫中。長方形表面織構(gòu)的高hp與通道高度ho的縱橫比為1，需要將流體運動方程進行離散化求解，代入各值形成迭代方程再進行求解，由于該流體是聚合物在黏度為μs的牛頓流體溶劑中形成的潤滑油溶液，其總應(yīng)力應(yīng)表示為：

式(3)和式(4)中：I為自由度(本模型剛性自由度為3)；S(u)是應(yīng)變率；u為u=(u,v)是流速向量；F是通道內(nèi)的其它應(yīng)力之和；μs為聚合物黏度；Tem為通道內(nèi)流體的對流時間，Te為Tem之和。

在求解時，邊界條件是控制方程有效解的前提，求解上述方程時，必須設(shè)置適當?shù)膲毫吔鐥l件，以保證其與實際工況相符。采用魏森伯格數(shù)Wi=0.05和雷諾數(shù)Re=1e-3進行求解。由于流動的對稱性，只需對通道和長方形凹坑的上半部分進行建模，在通道中心線處采用零法向流動和零切向總應(yīng)力的對稱條件，在通道壁和長方形凹坑壁表面，模型采用無滑移邊界條件。由于實驗過程在室溫條件下進行，對整個模型求解初值的參考壓力水平設(shè)置為Pref=101 325 Pa(一個標準大氣壓下)，參考溫度Tref=293.15 K，入口處的邊界條件為完全展開的拋物線速度分布和相應(yīng)的額外應(yīng)力分量，取實驗設(shè)定轉(zhuǎn)速值300，200，100 r/min，轉(zhuǎn)換成流體流速為0.275，0.183，0.092 m/s，在計算時，取控制區(qū)域邊界的壓力為Po。

在凹坑處液體流動過程中由于有“氣穴”現(xiàn)象的存在，表面之間形成了附加的流體動壓力，因而引入Reynolds空化邊界條件，能夠在摩擦副相對運動時產(chǎn)生壓力變化，當油膜發(fā)生流體動壓潤滑時，出口處的油膜壓力設(shè)置為Po，壓力梯度置零，長方形的表面織構(gòu)參數(shù)和布置見表1。

表1 表面織構(gòu)的計算參數(shù)

1.3 仿真模擬及分析

通過Solidworks軟件為單個織構(gòu)建立密封空腔，模型將根據(jù)上述參數(shù)進行構(gòu)建，將建立好的模型導入COMSOL中建立流體流域，并設(shè)置流體流向，長方形織構(gòu)的二維、三維流體模型示意圖如圖2所示。運用有限差分法，在Reynolds方程的基礎(chǔ)上，運用COMSOL軟件對控制區(qū)域內(nèi)的流體軌跡進行了模擬，建立ABS材料表面織構(gòu)在全膜潤滑下的理論模型，分析不同流速對長方形表面織構(gòu)的油膜壓力影響，通過對試驗數(shù)據(jù)的分析，得出了達到最佳摩擦性能的最優(yōu)試驗參數(shù)，為銷-盤實驗的設(shè)計提供依據(jù)。

圖2 長方形織構(gòu)在二維、三維流體模型上的油膜速度變化圖

不同流速下無織構(gòu)和織構(gòu)表面流體內(nèi)部的壓力變化如圖3所示。在織構(gòu)湍流模型中，存在著一部分流場，其中一部分流場的流體壓力很低，而被判定為液體質(zhì)量分數(shù)最低的一部分，也就是空穴的形成區(qū)域(即上述的空化現(xiàn)象)，這主要是因為凹坑的“泵吸”效應(yīng)，當流體經(jīng)過時，非凹坑區(qū)的潤滑油將向凹坑區(qū)流動，從而對凹坑流體的動壓潤滑產(chǎn)生影響。圖3a和圖3b是在流速0.092 m/s(轉(zhuǎn)速100 r/min)、載荷10 N條件下無織構(gòu)和長方形織構(gòu)表面油膜內(nèi)部壓力變化圖。對比兩圖可以看出，長方形織構(gòu)的存在使得潤滑油油膜內(nèi)部壓力梯度發(fā)生變化，無織構(gòu)的油膜壓力最高為17.41 Pa，長方形織構(gòu)中的壓力上升到21.51 Pa。圖3b的長方形凹坑表面織構(gòu)中，沿著速度方向，油膜壓力從入口處分散到凹坑，在長方形凹坑頂部兩個尖端形成收斂楔，長方形凹坑內(nèi)部流體分散形成發(fā)散楔，表面形成附加的流體動壓力，對提升表面油膜承載力、降低摩擦副間摩擦系數(shù)起著積極作用，也證明長方形織構(gòu)對油膜承載力有正向影響。

圖3 長方形織構(gòu)與無織構(gòu)光滑表面流體內(nèi)部壓力變化對比

當潤滑油由不同速度從入口流向出口時，由于“空穴”現(xiàn)象的影響，流體速度改變流體內(nèi)部空氣的局部壓強變化，導致流體的動壓力數(shù)值發(fā)生變化，因此速度對長方形織構(gòu)流體動壓潤滑效應(yīng)也有著較大的影響。選取長方形凹坑長a=1.8 mm，凹坑寬b=1.5 mm，凹坑深度hp=1 mm，研究潤滑油流動速度對長方形織構(gòu)流體動壓潤滑效應(yīng)的影響機制。圖3b、圖3c、圖3d是在載荷10 N的條件下，以0.092，0.183，0.275 m/s不同的流體速度進行仿真模擬得到的壓力變化情況。可以看出，當流體流速增大時，凹坑對表面的承載力產(chǎn)生了一定的影響，并在潤滑油的粘滯作用下壓力呈現(xiàn)出逐步增加的趨勢。然而從圖3d與圖3b、圖3c數(shù)值模擬壓力值對比看出，在流速為0.275 m/s(轉(zhuǎn)速300 r/min)的微凹坑內(nèi)部的等高線最為密集且數(shù)值最大，流體動壓力最大達到60.02 Pa，由此能夠判斷得出其承載的流動壓強最大。

由以上分析得出，模型表面織構(gòu)的流體速度在一定程度上對流體動壓潤滑效果有影響，通過對長方形表面微織構(gòu)和無織構(gòu)光滑表面進行模擬分析，對比能夠看出在10 N載荷的條件下，不同流速下長方形微織構(gòu)的表面承載力均得到了提升，提升幅度從低到高依次是0.092，0.183，0.275 m/s，其中最大流體動壓力依次為21.51，42.55，60.02 Pa，由模型數(shù)值求解驗證得出，長方形織構(gòu)流體流速達到0.275 m/s(轉(zhuǎn)速300 r/min)時的表面承載力比流體流速在0.092 m/s(轉(zhuǎn)速100 r/min)時無織構(gòu)光滑表面承載力提升了約2.54倍。

2 實驗部分

2.1 主要原料

ABS粒料：C-13-02，黑色，直徑1.75 mm，密度1.04 g/cm3，熔點240℃，熔體流動速率12 g/10 min，拉伸強度43 MPa，彎曲強度66 MPa，彎曲彈性模量1 177 MPa，吸水率0.3%，北京太爾時代科技有限公司。

2.2 主要儀器與設(shè)備

線材擠出機：泰坦E3D V6型，深圳市啟龐科技有限公司；

3D打印機：UM架構(gòu)雙Z軸型，噴嘴直徑0.4 mm，精度為0.02 mm，打印范圍300 mm×300 mm×300 mm，自研；

金相試樣磨拋機：PG-1S型，三思永恒科技(浙江)有限公司；

超聲波清洗機：SB25-12DTDS型，寧波新藝超聲設(shè)備有限公司；

MRTR-1型多功能摩擦磨損試驗機：MR-070型，濟南藍波試驗設(shè)備有限公司；

電子分析天平：FA324C型，上海衡際科學儀器有限公司；

體式顯微鏡：XTL-100型，濟南恒旭試驗機技術(shù)有限公司。

2.3 試樣制備

在三維建模Solidworks軟件上建立長40 mm、寬40 mm、高5 mm的試樣模型，將模型導入切片軟件Simplify3D進行切片處理并在3D打印機上打印出實體。具體打印流程為：由絲材擠出機制備線寬直徑為1.75 mm的ABS絲材，然后將絲材送至加熱噴頭，經(jīng)過加熱、熔化，從擠出頭擠出粘結(jié)到工作平面，然后快速冷卻并凝固；每一層截面完成后，工作臺下降一層高度，再繼續(xù)進行下一層的造型，如此重復。打印過程中會產(chǎn)生平行線型凹槽，如圖4a所示，打印機設(shè)置層厚0.1 mm，填充率80%，打印速度40 mm/s，噴頭溫度240℃，打印時熱床溫度加熱至110℃左右。將打印出的ABS試樣表面依次使用320，800，1 200，1 500目的砂紙在金相試樣磨拋機上進行粗拋處理，將0.5 mm金相拋光膏加入到拋光布中，進行表面拋光處理，得到的表面如圖4b所示。

圖4 ABS試樣拋光前后表面對比

2.4 測試與表征

在MRTR-1型多功能摩擦磨損試驗機上進行富油摩擦試驗。采用銷-盤摩擦副，摩擦方式為回轉(zhuǎn)式轉(zhuǎn)動，上試樣采用304圓柱銷，下試樣采用ABS材料，上試樣為直徑d=6 mm、高度h=12 mm的銷，下試樣表面為3D打印機制備的長方形織構(gòu)化ABS試樣，銷-盤接觸如圖5所示。試驗參數(shù)為：載荷5，10，20 N，轉(zhuǎn)速100，200，300 r/min，時間120 min。試驗數(shù)據(jù)由摩擦磨損試驗機測出，每隔10 s濾波采集一次。為避免試驗誤差，每次試驗結(jié)束后更換上試樣，試驗在室溫[(22±1)℃]、相對濕度為40%±5%的大氣條件下進行。試驗前后，用超聲波清洗機對ABS試樣進行超聲波清洗，清洗前將試樣放入燒杯中，將無水乙醇與水按1∶1的比例倒入燒杯中，清洗時間為15 min，最后將試樣烘干。利用體式顯微鏡觀察試樣磨損的表面形貌，并測量試樣磨損表面形貌參數(shù)。

圖5 盤-銷接觸示意圖

3 結(jié)果與討論

3.1 不同轉(zhuǎn)速下長方形織構(gòu)對ABS材料摩擦性能的影響

在確定織構(gòu)深徑比為0.56的條件下，同時以光滑的無織構(gòu)ABS的摩擦磨損試驗為參考，設(shè)計了6組實驗。主要探究了在5，10，20 N載荷下改變不同轉(zhuǎn)速(100，200，300 r/min)時長方形織構(gòu)化ABS試樣的摩擦性能。圖6給出的是5，10，20 N載荷條件下不同轉(zhuǎn)速對長方形織構(gòu)化ABS表面摩擦系數(shù)的影響結(jié)果。由圖6a看出，在5 N載荷的條件下，織構(gòu)化試樣的摩擦系數(shù)與轉(zhuǎn)速變化基本呈正相關(guān)關(guān)系，隨著試驗時間延長，轉(zhuǎn)速100 r/min下的摩擦系數(shù)比200 r/min和300 r/min的都低，并且在試驗40 min左右從磨合磨損階段快速進入穩(wěn)定磨合階段，摩擦曲線波動較小。由圖6b看出，在載荷為10 N、轉(zhuǎn)速為300 r/min的條件下，長方形織構(gòu)化試樣的摩擦系數(shù)相對最小，其次為200 r/min，摩擦系數(shù)最大為100 r/min，轉(zhuǎn)速變化與摩擦系數(shù)呈反比關(guān)系，試驗?zāi)Σ料禂?shù)結(jié)果與數(shù)值模擬仿真結(jié)果完全對應(yīng)。由圖6c看出，在20 N載荷的條件下，摩擦系數(shù)最小的為200 r/min，而100 r/min與300 r/min的摩擦系數(shù)較為接近，平均摩擦系數(shù)為0.936，0.938，差距并不明顯，此時長方形織構(gòu)化試樣在轉(zhuǎn)速200 r/min的減摩效果最好。

圖6 不同載荷下轉(zhuǎn)速為100，200，300 r/min時的織構(gòu)化ABS試樣摩擦系數(shù)對比

由圖6可知，在載荷分別為5，10，20 N時，長方形微織構(gòu)表面不同轉(zhuǎn)速對織構(gòu)化ABS試樣的摩擦狀態(tài)有較大影響。在5 N載荷下，100 r/min的試樣具有較小的摩擦系數(shù)，轉(zhuǎn)速越高，ABS試樣摩擦副表面的摩擦系數(shù)越大，在低載條件下，兩對摩件接近量小，使得織構(gòu)化試樣表面沒有建立有效的潤滑油膜，織構(gòu)無法在高速情況下建立有效的潤滑油膜，高轉(zhuǎn)速可能使試樣的減摩抗磨特性變差。在10 N載荷下，通過圖3仿真結(jié)果證明，當載荷增大、轉(zhuǎn)速升高時，兩對摩件接近量增加，織構(gòu)表面會產(chǎn)生一層連續(xù)的油膜，使得兩摩擦副表面的直接接觸減少，并且由于織構(gòu)的存在，也減小了相對接觸面積，有利于產(chǎn)生流體動壓作用，提升油膜的承載能力，減小了摩擦力，尤其在載荷10 N、轉(zhuǎn)速300 r/min時，油膜潤滑性能顯著。當載荷達到20 N，轉(zhuǎn)速為100，300 r/min時，材料表面壓痕明顯、剝落嚴重，其原因是低轉(zhuǎn)速無法獲得油膜額外的承載力，不能有效地控制住摩擦狀態(tài)，而高轉(zhuǎn)速會造成受力疊加，由于表面織構(gòu)提供的額外表面承載力有上限，這會嚴重破壞ABS材料表面；而轉(zhuǎn)速為200 r/min時，表面的磨屑和破壞程度較低，油膜承載力的提升狀態(tài)最優(yōu)。以上表明，在高載荷下，需要調(diào)整到合適的轉(zhuǎn)速才能體現(xiàn)良好的摩擦特性。因此，轉(zhuǎn)速的變化對織構(gòu)化試樣表面連續(xù)潤滑油膜的產(chǎn)生和表面承載力的提高有很大影響。

圖7主要探究在載荷10 N條件下不同轉(zhuǎn)速(100，200，300 r/min)時長方形織構(gòu)化試樣與光滑無織構(gòu)試樣表面摩擦特性的對比情況。由圖7可以看出，在轉(zhuǎn)速為100 r/min時，與無織構(gòu)試樣相比，織構(gòu)化試樣的平均摩擦系數(shù)降低了10.9%。在轉(zhuǎn)速為200 r/min時，與無織構(gòu)試樣相比，長方形織構(gòu)化試樣的平均摩擦系數(shù)下降了45.7%。在轉(zhuǎn)速為300 r/min的條件下，織構(gòu)化試樣的平均摩擦系數(shù)比無織構(gòu)試樣的更低，降幅達到58.1%。

圖7 載荷為10 N時不同轉(zhuǎn)速下織構(gòu)化與無織構(gòu)ABS試樣摩擦系數(shù)對比

由圖7可知，在載荷10 N、三種不同轉(zhuǎn)速條件下，長方形織構(gòu)化試樣的摩擦系數(shù)均比無織構(gòu)試樣的低，織構(gòu)的存在能夠有效提升試樣表面承載力，說明在ABS試樣上制備長方形織構(gòu)具有良好的減摩效果。

3.2 不同載荷下長方形織構(gòu)對ABS材料摩擦性能的影響

主要探究了在100，200，300 r/min轉(zhuǎn)速下改變不同載荷(5，10，20 N)時長方形織構(gòu)化ABS材料的摩擦性能，對ABS材料表面織構(gòu)壓力是否能引發(fā)額外承載力的問題進行研究。圖8為在轉(zhuǎn)速相同條件下，改變不同載荷對織構(gòu)化ABS試樣摩擦特性的影響。由圖8a看出，在轉(zhuǎn)速為100 r/min條件下，織構(gòu)化試樣的摩擦系數(shù)與載荷的增長呈正比趨勢。由圖8b看出，在轉(zhuǎn)速為200 r/min條件下，摩擦系數(shù)最小的載荷為5 N，10 N和20 N的摩擦系數(shù)較為接近，平均摩擦系數(shù)為0.0545，0.055，差距并不明顯，但在20 min以后，載荷為10 N的試樣出現(xiàn)摩擦系數(shù)上升趨勢，而載荷20 N的試樣在摩擦進行到50 min時摩擦系數(shù)下降。由圖8c看出，在轉(zhuǎn)速為300 r/min條件下，其中10 N的摩擦系數(shù)最小，平均摩擦系數(shù)為0.022，其次為5 N，最大為20 N，平均摩擦系數(shù)為0.938。

由圖8可知，在100，200，300 r/min三種不同轉(zhuǎn)速下，長方形織構(gòu)表面不同載荷對織構(gòu)化ABS試樣的摩擦狀態(tài)有一定影響。在100 r/min的低轉(zhuǎn)速下，載荷為5 N的試樣具有較小的摩擦系數(shù)，而增加載荷會增大試樣的摩擦系數(shù)，說明在低轉(zhuǎn)速時，織構(gòu)表面不能形成連續(xù)的流體動壓潤滑油膜，因此較高的載荷會加大試樣表面的接觸面積，使其摩擦系數(shù)增大。而在200 r/min轉(zhuǎn)速下，載荷為5 N的試樣仍然具有較小的摩擦系數(shù)，載荷為10 N和20 N的試樣摩擦系數(shù)比載荷為5 N的試樣大，但是它們之間平均摩擦系數(shù)相差不大，說明當長方形織構(gòu)化試樣獲得較大轉(zhuǎn)動慣量時，能夠在表面形成一層潤滑油膜，但是此轉(zhuǎn)速下織構(gòu)對表面承載力的提升有限度，載荷為10 N和20 N的試樣摩擦系數(shù)高，并且在試驗時間將近80 min時，兩者的摩擦系數(shù)出現(xiàn)交叉。出現(xiàn)這種現(xiàn)象可能的原因是載荷為20 N的試樣由于長時間重載摩擦，其摩擦面溫度升高引起熔化臨界狀態(tài)，使得兩對摩件接近量增大，塑性形變減小，剪切時摩擦力減小，所以摩擦系數(shù)相對減??；載荷為10 N的試樣摩擦系數(shù)升高的原因可能是由于局部出現(xiàn)剝落層，從而導致試樣表面阻力升高，進而使得摩擦系數(shù)增大。在300 r/min更高轉(zhuǎn)速下，轉(zhuǎn)動慣量持續(xù)增大，在合適的載荷下，織構(gòu)表面形成連續(xù)的流體動壓潤滑油膜，獲得足夠的表面承載力，體現(xiàn)出良好的減摩效果，主要原因是長方形織構(gòu)對表面的承載力提升較大[19]，能夠抵消載荷產(chǎn)生的一部分壓力，使得試樣在轉(zhuǎn)速300 r/min、載荷為10 N條件下的摩擦特性顯著，而高載高速對ABS材料表層的破壞力極大，因此載荷為20 N的試樣摩擦系數(shù)相對高很多，載荷為5 N的試樣摩擦系數(shù)也較高，其原因可能是，由于局部的油膜承載力較大，致使兩對摩試樣發(fā)生偏移，此時使得摩擦表面局部受壓增大，摩擦系數(shù)升高。相對于轉(zhuǎn)速，載荷的增大有助于形成流體動壓潤滑油膜，但是也會對ABS材料表面產(chǎn)生較大的破壞。當載荷較低時，對摩試樣的接近量較小，不能形成連續(xù)的潤滑油膜，而在20 N的高載荷時，由于織構(gòu)提供的額外表面承載力不足，對試樣表面破壞較為嚴重，使得產(chǎn)生更多的磨屑和更大的摩擦力。因此，在高轉(zhuǎn)速下，采用適中的載荷可以為長方形織構(gòu)提供連續(xù)的表面油膜壓力，進而提升其承載力。

圖8 不同轉(zhuǎn)速下載荷為5，10，20 N時的織構(gòu)化ABS試樣摩擦系數(shù)對比

圖9 主要探究在200 r/min條件下改變不同載荷(5，10，20 N)時長方形織構(gòu)化試樣與光滑無織構(gòu)試樣表面摩擦特性的對比情況，得出不同載荷條件下，ABS試樣在無織構(gòu)和織構(gòu)情況下的摩擦力變化。圖9a顯示了在轉(zhuǎn)速200 r/min和載荷5 N的情況下，織構(gòu)化試樣的平均摩擦系數(shù)比無織構(gòu)的平均摩擦系數(shù)高30.6%，從摩擦系數(shù)曲線上看，光滑無織構(gòu)試樣的摩擦系數(shù)在試驗時間內(nèi)處于磨合磨損階段，摩擦系數(shù)上下起伏波動較大。圖9b顯示，在轉(zhuǎn)速為200 r/min、載荷為10 N的條件下，織構(gòu)化試樣摩擦系數(shù)比無織構(gòu)試樣摩擦系數(shù)低。圖9c顯示，在轉(zhuǎn)速200 r/min及載荷20 N下的織構(gòu)化試樣摩擦系數(shù)比無織構(gòu)摩擦系數(shù)小，平均摩擦系數(shù)下降31.3%。

圖9 轉(zhuǎn)速為200 r/min時不同載荷下織構(gòu)化與無織構(gòu)ABS試樣摩擦系數(shù)對比

由圖9可知在轉(zhuǎn)速200 r/min、三種不同載荷條件下，在5 N低載荷時長方形織構(gòu)化試樣摩擦系數(shù)比無織構(gòu)的較高。這是因為，在低載荷時，織構(gòu)化試樣上的壓痕集中在一個點上，從而導致了載荷分布不均勻，摩擦力增大，并且界面為邊界潤滑，縱向油膜的壓力降低，兩對摩件接近量變大，產(chǎn)生較大剪切力，因此摩擦系數(shù)很大，而無織構(gòu)試樣的載荷分布較為均勻，雖然沒有長方形織構(gòu)提供額外的油膜承載力，但是由于負載較輕，產(chǎn)生的剪切力對ABS試樣表面的破壞還并不大。在10 N和20 N載荷時，長方形表面織構(gòu)化試樣的摩擦系數(shù)均比無織構(gòu)試樣的低，織構(gòu)能夠有效提升試樣表面承載力，說明高載荷下長方形織構(gòu)具有良好的減摩性能，長方形凹坑能夠儲存潤滑油和磨屑，增加了油膜的壓力，使織構(gòu)表面產(chǎn)生了動壓潤滑，并在界面之間形成了一層潤滑油，提高了摩擦副的承載力，同時織構(gòu)的存在也使接觸面積減小，減小了直接接觸所帶來的粘附力，降低了摩擦力。

3.3 磨損形貌分析

圖10是使用體式顯微鏡對長方形織構(gòu)化試樣與無織構(gòu)試樣的磨痕形貌進行觀察所得到的微觀照片。圖10a是在轉(zhuǎn)速200 r/min、載荷10 N條件下的光滑無織構(gòu)ABS試樣表面磨痕微觀照片，可以看出，無織構(gòu)試樣表面摩擦區(qū)域處中央有清晰的磨痕，磨痕區(qū)域表皮有剝落現(xiàn)象，分析表明主要是發(fā)生明顯的磨粒磨損，磨料在受力的作用下被壓進摩擦面，形成壓痕，使其塑性表面形成層狀或鱗片狀的剝落物。圖10b顯示在轉(zhuǎn)速100 r/min、載荷10 N條件下的長方形織構(gòu)化試樣摩擦磨損狀態(tài)，可以看出，織構(gòu)中間發(fā)生較為明顯的黏著磨損機理，在織構(gòu)處內(nèi)部能夠清晰看到試樣的磨屑，分析原因可能是由于轉(zhuǎn)速低導致未能在表面形成一層潤滑油膜，并且試樣連接處的強度并不十分牢固，黏著節(jié)點的強度高于摩擦副中較軟材料的剪切強度，導致基體表面的摩擦加劇，使得摩擦系數(shù)升高。圖10c是在載荷10 N、轉(zhuǎn)速200 r/min下長方形織構(gòu)化試樣的磨損狀態(tài)，在磨擦區(qū)域?qū)Ρ瓤梢钥吹?，織?gòu)處的磨痕比無織構(gòu)處的磨痕要少，說明表面織構(gòu)能夠提升表面承載力，減少磨損，可以看到在織構(gòu)旁邊有比較深的磨痕，并且有一處出現(xiàn)裂痕，這可能是應(yīng)力場變化發(fā)生的微觀疲勞現(xiàn)象，其主要發(fā)生在磨合階段，是非發(fā)展性的磨損。圖10d為在載荷10 N、轉(zhuǎn)速300 r/min下長方形織構(gòu)化試樣發(fā)生的磨損狀態(tài)，可以看出，摩擦區(qū)域磨痕較淺，有輕微的磨粒磨損，與無織構(gòu)試樣相比較輕，織構(gòu)形狀完好，發(fā)生的摩擦磨損比較微小，使得試樣摩擦系數(shù)很小，具有良好的減摩抗磨效果。

圖10 不同載荷及轉(zhuǎn)速下長方形織構(gòu)化試樣與無織構(gòu)試樣的磨痕微觀形貌

4 結(jié)論

(1)通過對長方形織構(gòu)表面和無織構(gòu)光滑表面進行模擬分析，發(fā)現(xiàn)長方形織構(gòu)的存在可以產(chǎn)生較好的楔形效應(yīng)，會使織構(gòu)內(nèi)部的壓力梯度改變，沿流體速度方向，織構(gòu)內(nèi)部的壓力發(fā)散，織構(gòu)左、右兩端的壓力增大，從而導致流體形成了動壓效應(yīng)，長方形微織構(gòu)表面承載力相比光滑無織構(gòu)提升了約2.54倍，織構(gòu)化的流體動壓潤滑效應(yīng)得到疊加。另外，表面織構(gòu)的流體速度對油膜承載能力有較大影響，提升幅度依次為0.092，0.183，0.275 m/s，數(shù)值模擬結(jié)果得出流速(轉(zhuǎn)速)的提升使織構(gòu)對應(yīng)位置上的油膜壓力呈現(xiàn)增長狀態(tài)。

(2)對長方形織構(gòu)化試樣和光滑無織構(gòu)試樣進行摩擦磨損試驗，對兩者摩擦性能進行了對比，除載荷5 N、轉(zhuǎn)速為200 r/min的對比組之外，其余摩擦條件下長方形織構(gòu)化試樣的摩擦系數(shù)均比無織構(gòu)試樣低，由此表明在ABS試樣上制備長方形織構(gòu)具有良好的減摩效果，說明長方形織構(gòu)的油膜內(nèi)部壓力對油膜承載力有較大提升，同時長方形表面織構(gòu)能夠引起ABS試樣表面的流體動壓潤滑效應(yīng)。

(3)對不同載荷、不同轉(zhuǎn)速下的長方形織構(gòu)試樣摩擦性能進行了對比。在載荷為定值時，不同轉(zhuǎn)速對長方形織構(gòu)的摩擦系數(shù)影響較大，載荷為5 N時，轉(zhuǎn)速變化與摩擦系數(shù)基本呈正相關(guān)關(guān)系；載荷為10 N時，不同轉(zhuǎn)速(100，200，300 r/min)條件下的試驗結(jié)果與仿真結(jié)果高度吻合，轉(zhuǎn)速變化與摩擦系數(shù)呈反比關(guān)系；載荷為20 N時，高轉(zhuǎn)速和低轉(zhuǎn)速的摩擦系數(shù)均高。當轉(zhuǎn)速相同、載荷為變量時，在100 r/min條件下尚不能形成流體動壓油膜，載荷越大，摩擦系數(shù)越大；在轉(zhuǎn)速200 r/min時在織構(gòu)化試樣表面形成潤滑油膜，載荷對摩擦系數(shù)的影響也發(fā)生不同變化；在轉(zhuǎn)速300 r/min時，由于高載荷和低載荷對ABS試樣表面產(chǎn)生不同的摩擦方式，使得摩擦系數(shù)增大。其中，載荷為10 N、轉(zhuǎn)速為300 r/min的長方形織構(gòu)試樣具有較好的減摩抗磨性能。

(4)對長方形織構(gòu)化試樣與無織構(gòu)試樣的磨痕形貌進行分析，發(fā)現(xiàn)無織構(gòu)ABS試樣在摩擦過程中會產(chǎn)生較為明顯的磨粒磨損機理，有大面積表皮剝落和較深的磨痕，長方形織構(gòu)試樣主要發(fā)生的摩擦機制為黏著磨損，受凹坑內(nèi)部油膜承載力影響，在載荷為10 N的條件下，轉(zhuǎn)速越高，發(fā)生的表面剝落現(xiàn)象和產(chǎn)生的磨痕就越少。