3D打印ABS材料表面長方形織構的摩擦學性能

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、逐面添加物料來構成具有復雜結構的三維零件的加工工藝，是一種新型的增材成型技術。3D打印初期只能用于快速成型制造，但隨著材料與技術的發(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的不斷進步，3D打印制造技術突破了產(chǎn)品結構形式的限制，從而實現(xiàn)產(chǎn)品結構輕量化、高性能化和功能集成化，并且為機械結構的拓撲優(yōu)化設計提供了技術實現(xiàn)途徑[1-4]。3D打印技術包括熔融沉積成型(FDM)、選擇性激光燒結(SLS)、分層實體制造(LOM)等。FDM技術中應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材料作為支架應用于醫(yī)療領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用中，還應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材料在摩擦領域的應用日益廣泛，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)應用的重要因素。

材料表面織構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，從而提高了流體膜的承載力[12-13]。此外表面織構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的人工髖關節(jié)材料摩擦表面的數(shù)值模型，結果表明，表面織構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，在ABS材料上制備楔形三角織構，結果表明，織構在減小摩擦、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的摩擦學性能，發(fā)現(xiàn)帶有織構的試樣具有更低的摩擦系數(shù)，當織構面積占有率為35%時，試樣在大部分工況下具有最佳的減摩抗磨效果。然而目前表面織構技術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，而應用于ABS方面的研究還比較稀缺，對ABS表面織構的制備技術、基礎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潤滑計算模型，利用3D打印FDM技術，在ABS表面加工出長方形織構圓周陣列，在摩擦磨損試驗機上進行回轉式摩擦試驗，從理論和試驗兩方面探究了不同轉速和載荷對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用提供理論依據(jù)，為表面織構在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

回轉式摩擦試驗是以富潤滑油狀態(tài)下銷-盤平面對摩的轉動為基礎，以回轉式運動的平面摩擦副為研究對象。由于長方形凹坑織構具有良好的各向同性性能，相比其它織構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模型的控制單元為研究對象。

假設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方向設置為潤滑油油膜厚度方向。每個織構控制單元均為邊長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。考慮潤滑油油膜厚度的影響，長方形表面織構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示意圖

提出表面織構潤滑油膜輸出模型的假設：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，其結果也被驗證并納入COMSOL模型庫中。長方形表面織構的高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，其總應力應表示為：

式(3)和式(4)中：I為自由度(本模型剛性自由度為3)；S(u)是應變率；u為u=(u,v)是流速向量；F是通道內(nèi)的其它應力之和；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的額外應力分量，取實驗設定轉速值300，200，100 r/min，轉換成流體流速為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置為Po，壓力梯度置零，長方形的表面織構參數(shù)和布置見表1。

表1 表面織構的計算參數(shù)

1.3 仿真模擬及分析

通過Solidworks軟件為單個織構建立密封空腔，模型將根據(jù)上述參數(shù)進行構建，將建立好的模型導入COMSOL中建立流體流域，并設置流體流向，長方形織構的二維、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-盤實驗的設計提供依據(jù)。

圖2 長方形織構在二維、三維流體模型上的油膜速度變化圖

不同流速下無織構和織構表面流體內(nèi)部的壓力變化如圖3所示。在織構湍流模型中，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，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(轉速100 r/min)、載荷10 N條件下無織構和長方形織構表面油膜內(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，無織構的油膜壓力最高為17.41 Pa，長方形織構中的壓力上升到21.51 Pa。圖3b的長方形凹坑表面織構中，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，也證明長方形織構對油膜承載力有正向影響。

圖3 長方形織構與無織構光滑表面流體內(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流體動壓潤滑效應也有著較大的影響。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流體動壓潤滑效應的影響機制。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和無織構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，長方形織構流體流速達到0.275 m/s(轉速300 r/min)時的表面承載力比流體流速在0.092 m/s(轉速100 r/min)時無織構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，摩擦方式為回轉式轉動，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 結果與討論

3.1 不同轉速下長方形織構對ABS材料摩擦性能的影響

在確定織構深徑比為0.56的條件下，同時以光滑的無織構ABS的摩擦磨損試驗為參考，設計了6組實驗。主要探究了在5，10，20 N載荷下改變不同轉速(100，200，300 r/min)時長方形織構化ABS試樣的摩擦性能。圖6給出的是5，10，20 N載荷條件下不同轉速對長方形織構化ABS表面摩擦系數(shù)的影響結果。由圖6a看出，在5 N載荷的條件下，織構化試樣的摩擦系數(shù)與轉速變化基本呈正相關關系，隨著試驗時間延長，轉速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、轉速為300 r/min的條件下，長方形織構化試樣的摩擦系數(shù)相對最小，其次為200 r/min，摩擦系數(shù)最大為100 r/min，轉速變化與摩擦系數(shù)呈反比關系，試驗摩擦系數(shù)結果與數(shù)值模擬仿真結果完全對應。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，此時長方形織構化試樣在轉速200 r/min的減摩效果最好。

圖6 不同載荷下轉速為100，200，300 r/min時的織構化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，長方形微織構表面不同轉速對織構化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，使得織構化試樣表面沒有建立有效的潤滑油膜，織構無法在高速情況下建立有效的潤滑油膜，高轉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仿真結果證明，當載荷增大、轉速升高時，兩對摩件接近量增加，織構表面會產(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、轉速300 r/min時，油膜潤滑性能顯著。當載荷達到20 N，轉速為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)，而高轉速會造成受力疊加，由于表面織構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)整到合適的轉速才能體現(xiàn)良好的摩擦特性。因此，轉速的變化對織構化試樣表面連續(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條件下不同轉速(100，200，300 r/min)時長方形織構化試樣與光滑無織構試樣表面摩擦特性的對比情況。由圖7可以看出，在轉速為100 r/min時，與無織構試樣相比，織構化試樣的平均摩擦系數(shù)降低了10.9%。在轉速為200 r/min時，與無織構試樣相比，長方形織構化試樣的平均摩擦系數(shù)下降了45.7%。在轉速為300 r/min的條件下，織構化試樣的平均摩擦系數(shù)比無織構試樣的更低，降幅達到58.1%。

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

由圖7可知，在載荷10 N、三種不同轉速條件下，長方形織構化試樣的摩擦系數(shù)均比無織構試樣的低，織構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具有良好的減摩效果。

3.2 不同載荷下長方形織構對ABS材料摩擦性能的影響

主要探究了在100，200，300 r/min轉速下改變不同載荷(5，10，20 N)時長方形織構化ABS材料的摩擦性能，對ABS材料表面織構壓力是否能引發(fā)額外承載力的問題進行研究。圖8為在轉速相同條件下，改變不同載荷對織構化ABS試樣摩擦特性的影響。由圖8a看出，在轉速為100 r/min條件下，織構化試樣的摩擦系數(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三種不同轉速下，長方形織構表面不同載荷對織構化ABS試樣的摩擦狀態(tài)有一定影響。在100 r/min的低轉速下，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)，說明在低轉速時，織構表面不能形成連續(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，說明當長方形織構化試樣獲得較大轉動慣量時，能夠在表面形成一層潤滑油膜，但是此轉速下織構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)相對減小；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更高轉速下，轉動慣量持續(xù)增大，在合適的載荷下，織構表面形成連續(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，在高轉速下，采用適中的載荷可以為長方形織構提供連續(xù)的表面油膜壓力，進而提升其承載力。

圖8 不同轉速下載荷為5，10，20 N時的織構化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)時長方形織構化試樣與光滑無織構試樣表面摩擦特性的對比情況，得出不同載荷條件下，ABS試樣在無織構和織構情況下的摩擦力變化。圖9a顯示了在轉速200 r/min和載荷5 N的情況下，織構化試樣的平均摩擦系數(shù)比無織構的平均摩擦系數(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，在轉速為200 r/min、載荷為10 N的條件下，織構化試樣摩擦系數(shù)比無織構試樣摩擦系數(shù)低。圖9c顯示，在轉速200 r/min及載荷20 N下的織構化試樣摩擦系數(shù)比無織構摩擦系數(shù)小，平均摩擦系數(shù)下降31.3%。

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

由圖9可知在轉速200 r/min、三種不同載荷條件下，在5 N低載荷時長方形織構化試樣摩擦系數(shù)比無織構的較高。這是因為，在低載荷時，織構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，而無織構試樣的載荷分布較為均勻，雖然沒有長方形織構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，長方形表面織構化試樣的摩擦系數(shù)均比無織構試樣的低，織構能夠有效提升試樣表面承載力，說明高載荷下長方形織構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化試樣與無織構試樣的磨痕形貌進行觀察所得到的微觀照片。圖10a是在轉速200 r/min、載荷10 N條件下的光滑無織構ABS試樣表面磨痕微觀照片，可以看出，無織構試樣表面摩擦區(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顯示在轉速100 r/min、載荷10 N條件下的長方形織構化試樣摩擦磨損狀態(tài)，可以看出，織構中間發(fā)生較為明顯的黏著磨損機理，在織構處內(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、轉速200 r/min下長方形織構化試樣的磨損狀態(tài)，在磨擦區(qū)域對比可以看到，織構處的磨痕比無織構處的磨痕要少，說明表面織構能夠提升表面承載力，減少磨損，可以看到在織構旁邊有比較深的磨痕，并且有一處出現(xiàn)裂痕，這可能是應力場變化發(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、轉速300 r/min下長方形織構化試樣發(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，與無織構試樣相比較輕，織構形狀完好，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 不同載荷及轉速下長方形織構化試樣與無織構試樣的磨痕微觀形貌

4 結論

(1)通過對長方形織構表面和無織構光滑表面進行模擬分析，發(fā)現(xiàn)長方形織構的存在可以產(chǎn)生較好的楔形效應，會使織構內(nèi)部的壓力梯度改變，沿流體速度方向，織構內(nèi)部的壓力發(fā)散，織構左、右兩端的壓力增大，從而導致流體形成了動壓效應，長方形微織構表面承載力相比光滑無織構提升了約2.54倍，織構化的流體動壓潤滑效應得到疊加。另外，表面織構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)值模擬結果得出流速(轉速)的提升使織構對應位置上的油膜壓力呈現(xiàn)增長狀態(tài)。

(2)對長方形織構化試樣和光滑無織構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、轉速為200 r/min的對比組之外，其余摩擦條件下長方形織構化試樣的摩擦系數(shù)均比無織構試樣低，由此表明在ABS試樣上制備長方形織構具有良好的減摩效果，說明長方形織構的油膜內(nèi)部壓力對油膜承載力有較大提升，同時長方形表面織構能夠引起ABS試樣表面的流體動壓潤滑效應。

(3)對不同載荷、不同轉速下的長方形織構試樣摩擦性能進行了對比。在載荷為定值時，不同轉速對長方形織構的摩擦系數(shù)影響較大，載荷為5 N時，轉速變化與摩擦系數(shù)基本呈正相關關系；載荷為10 N時，不同轉速(100，200，300 r/min)條件下的試驗結果與仿真結果高度吻合，轉速變化與摩擦系數(shù)呈反比關系；載荷為20 N時，高轉速和低轉速的摩擦系數(shù)均高。當轉速相同、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；在轉速200 r/min時在織構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、轉速為300 r/min的長方形織構試樣具有較好的減摩抗磨性能。

(4)對長方形織構化試樣與無織構試樣的磨痕形貌進行分析，發(fā)現(xiàn)無織構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，轉速越高，發(fā)生的表面剝落現(xiàn)象和產(chǎn)生的磨痕就越少。