0.   引　言

城市軌道交通是解決交通擁堵瓶頸問題的重要手段。作為城軌車輛承載乘客的主體結(jié)構(gòu)和安裝設(shè)備的基礎(chǔ)平臺，車體的結(jié)構(gòu)完整性對保證城軌列車的運(yùn)行安全至關(guān)重要[1]。城軌車體通常采用耐腐蝕性好、焊接加工性能優(yōu)異的301不銹鋼（12Cr17Ni7不銹鋼）板材通過鈑金及焊接裝配加工而成[2-3]。車體與車鉤、防爬器等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)件均通過螺紋緊固連接，存在大量的緊配合界面。列車在實(shí)際運(yùn)行時，其轉(zhuǎn)向架的振動和交變載荷必然導(dǎo)致車體內(nèi)部各緊配合或間隙配合界面發(fā)生微動損傷[4]。微動損傷不僅會造成接觸表面的材料磨損[5]，引起關(guān)鍵部件的咬合、松動[6]，還可能促使微裂紋的萌生與擴(kuò)展[7]，導(dǎo)致構(gòu)件的疲勞斷裂，最終引發(fā)災(zāi)難性事故。301不銹鋼車體材料通常采用鈍化處理以提高其耐蝕性[8]，然而在焊接裝配過程中，通常使用的機(jī)械打磨和加熱矯正等加工方法會破壞材料表面鈍化膜，從而影響配合界面的微動磨損性能。因此，研究并揭示加工方法對焊接車體裝配界面材料微動磨損性能的影響規(guī)律和作用機(jī)制，對保障城軌列車運(yùn)行安全、提出損傷防護(hù)措施具有重要的理論意義和實(shí)用價值。 

目前有關(guān)301不銹鋼摩擦磨損性能的研究較多，主要集中在往復(fù)滑動或銷盤磨損等常規(guī)摩擦磨損形式方面[9-14]，而有關(guān)微動損傷方面的研究較少。不同加工方法（機(jī)械打磨、加熱矯正等）所導(dǎo)致的材料表面狀態(tài)及力學(xué)性能的改變對微動磨損行為的影響規(guī)律尚未澄清。因此，作者采用砂紙打磨和退火熱處理模擬實(shí)際城軌車體焊接裝配中的機(jī)械打磨和加熱矯正加工方法，對比研究了砂紙打磨和退火熱處理2種處理方法對301不銹鋼微動磨損特性的影響規(guī)律，并揭示了微動界面的動力學(xué)響應(yīng)和材料損傷機(jī)理。研究結(jié)果可為城軌車輛焊接車體結(jié)構(gòu)材料的抗微動損傷防護(hù)提供參考。 

1.   試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料選用表面經(jīng)過鈍化處理的尺寸為20 mm×20 mm×6 mm的301不銹鋼板，化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）為0.15C，≤1.00Si，≤2.00Mn，16.00~18.00Cr，6.00~8.00Ni，≤0.03S，≤0.045P，余Fe。對301不銹鋼板進(jìn)行砂紙打磨（1500#砂紙，單向磨拋）和退火熱處理（600 ℃保溫5 min空冷），以模擬實(shí)際城軌車體焊接裝配中的機(jī)械打磨和加熱矯正加工方法。依次使用丙酮和無水乙醇超聲清洗不銹鋼板，待干燥后，采用Contour GT-I型白光干涉三維形貌儀測定表面粗糙度，采用維氏顯微硬度計(jì)測試表面顯微硬度。測得未處理鋼板、砂紙打磨鋼板及退火熱處理鋼板的表面粗糙度Ra分別為0.328，0.283，0.317 μm，表面顯微硬度分別為321.3，330.1，306.3 HV?？梢娚凹埓蚰ソ档弯摪灞砻娲植诙鹊耐瑫r，提高了表面硬度；而退火熱處理則使表面粗糙度和硬度均降低。 

采用DYRX-TFTS-23-01型微動磨損試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行微動磨損試驗(yàn)，使用摩擦力傳感器實(shí)時采集微動接觸界面的切向力信號，并與位移信號自動合并生成摩擦力-位移（Ft-D）滯回曲線。微動磨損試驗(yàn)采用球-平面接觸形式，對磨件選用直徑為20 mm、表面粗糙度Ra不大于0.2 μm的GCr15軸承鋼球。試驗(yàn)環(huán)境為常溫大氣環(huán)境，溫度為（23±3）℃，濕度為（55±5）%，法向載荷為50 N，位移幅值分別為10，30，50 μm，循環(huán)次數(shù)為1×104周次，試驗(yàn)頻率為5 Hz。為保證試驗(yàn)結(jié)果的穩(wěn)定可靠，做3次平行試驗(yàn)。 

利用JMS-6610型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察磨痕形貌，并結(jié)合能譜儀（EDS）對磨損區(qū)域的化學(xué)元素進(jìn)行表征。采用Contour GT型白光干涉三維形貌儀測定磨斑三維和二維形貌，計(jì)算磨損體積；通過計(jì)算磨損體積與累積摩擦耗散能的比值得到磨損率[15]。 

2.   試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1   微動運(yùn)行區(qū)域特性

繪制Ft-D-N（N為循環(huán)次數(shù)）三維圖來直觀反映微動運(yùn)行區(qū)域特性。由圖1可知，在10 μm位移幅值下，不同處理狀態(tài)鋼板的Ft-D-N曲線形狀均隨循環(huán)次數(shù)增加由初始的平行四邊形迅速轉(zhuǎn)變并穩(wěn)定為直線形，這表明在此參數(shù)下微動磨損運(yùn)行于部分滑移區(qū)，即微動位移主要由接觸區(qū)材料的彈性變形協(xié)調(diào)。當(dāng)位移幅值為30 μm時，未處理鋼板和退火熱處理鋼板的Ft-D-N曲線隨循環(huán)次數(shù)增加由平行四邊形轉(zhuǎn)變?yōu)橹本€-橢圓交替，滯回環(huán)的斜率和開口幅度大致相同，說明微動磨損運(yùn)行于混合區(qū)；砂紙打磨鋼板的Ft-D-N曲線仍由初始的平行四邊形迅速轉(zhuǎn)變并穩(wěn)定為直線型，其微動磨損仍處于部分滑移區(qū)，對比可知砂紙打磨使得鋼板的微動磨損運(yùn)行區(qū)域向部分滑移區(qū)轉(zhuǎn)變。當(dāng)位移幅值為50 μm時，不同處理狀態(tài)鋼板的Ft-D-N曲線在全周期均為平行四邊形，即微動磨損處于完全滑移區(qū)；微動初期（幾十周次循環(huán)內(nèi)），由于表面污染膜（如氧化膜）的潤滑和保護(hù)作用，3種鋼板的Ft-D-N曲線均呈現(xiàn)為扁平行四邊形；隨著微動磨損的進(jìn)行，鋼板表面膜破裂，兩接觸體間發(fā)生直接接觸，受材料黏著和塑性變形的影響，界面摩擦力迅速增加，滯回環(huán)的開口逐漸增大，經(jīng)過約1 000周次循環(huán)后達(dá)到穩(wěn)定。 

圖  1  不同位移幅值下不同處理狀態(tài)鋼板的Ft-D-N曲線

Figure  1.  Ft-D-N curves of steel plates under different processing conditions at different displacement amplitudes: (a, d, g) untreated steel plate; (b, e, h) sandpaper grinded steel plate and (c, f, i) annealed heat-treated steel plate

2.2   微動界面動力學(xué)響應(yīng)

摩擦因數(shù)直接反映了微動接觸界面的動力學(xué)響應(yīng)[16]。由圖2可以看出，當(dāng)位移幅值為10 μm時，3種處理狀態(tài)鋼板的穩(wěn)定摩擦因數(shù)均處于較低水平，約為0.27，這是由于此時微動磨損運(yùn)行于部分滑移區(qū)，兩接觸體的相對運(yùn)動主要由彈性變形來協(xié)調(diào)。當(dāng)位移幅值增加至30 μm時，未處理鋼板和退火熱處理鋼板與對磨件間的接觸方式由前1 000周次循環(huán)內(nèi)的兩體接觸逐漸向三體接觸轉(zhuǎn)變，摩擦因數(shù)快速上升，經(jīng)小幅度波動后最終穩(wěn)定在0.65左右；砂紙打磨鋼板的穩(wěn)定摩擦因數(shù)（約0.749）高于未處理鋼板和退火熱處理鋼板，這可能是由于砂紙打磨鋼板表面更粗糙，在相同法向載荷作用下對磨界面具有更高的接觸應(yīng)力，材料黏著程度增加，產(chǎn)生的磨屑相對較少而無法形成有效的第三體減磨。當(dāng)位移幅值為50 μm時，微動磨損進(jìn)入完全滑移區(qū)，其中退火熱處理鋼板的穩(wěn)定摩擦因數(shù)（約0.778）高于未處理鋼板和砂紙打磨鋼板，這可能與退火熱處理鋼板的硬度較低有關(guān)；隨著循環(huán)次數(shù)的增加，未處理鋼板和退火熱處理鋼板的摩擦因數(shù)增加，并分別在循環(huán)2 900周次和1 100周次左右達(dá)到最大值，當(dāng)?shù)谌w磨屑的產(chǎn)生與排出達(dá)到動態(tài)平衡時摩擦因數(shù)進(jìn)入小幅度波動的穩(wěn)定階段；砂紙打磨鋼板由于表面粗糙而引入了表面微織構(gòu)，跑合作用增強(qiáng)，在循環(huán)80周次左右其摩擦因數(shù)達(dá)到最大值，隨后被表面微織構(gòu)收集的第三體磨屑逐漸承載并發(fā)揮固體潤滑作用[17]，摩擦因數(shù)大幅下降，但隨著磨損過程的繼續(xù)進(jìn)行，界面磨損嚴(yán)重，表面紋理被去除，磨屑逐漸排出界面，又導(dǎo)致摩擦因數(shù)增大，最終趨于穩(wěn)定。 

圖  2  不同位移幅值下不同處理狀態(tài)鋼板的摩擦因數(shù)曲線以及穩(wěn)定階段的平均摩擦因數(shù)

Figure  2.  Friction coefficient curves (a–c) and average friction coefficients in stable stage (d) of steel plates under different processing conditions at different displacement amplitudes

2.3   摩擦耗散能

對圖1中單個循環(huán)的Ft-D曲線包絡(luò)面積進(jìn)行積分并按循環(huán)周次累加，即可得到圖3所示的累積摩擦耗散能隨循環(huán)次數(shù)的演變規(guī)律。由于不同處理狀態(tài)鋼板在位移幅值為10 μm時的摩擦耗散能僅為0.15 J左右，損傷差異性較小，難以準(zhǔn)確揭示微動磨損特性，故不對該條件下的微動磨損特性進(jìn)行研究。由圖3可以看出：當(dāng)位移幅值為30 μm時，運(yùn)行于混合區(qū)的未處理鋼板和退火熱處理鋼板的累積摩擦耗散能明顯升高，分別達(dá)到5.34，4.70 J；而砂紙打磨鋼板的微動磨損運(yùn)行于部分滑移區(qū)，其累積摩擦耗散能最低，僅為0.54 J，與未處理鋼板和退火熱處理鋼板相比，分別降低89.8%和88.5%。當(dāng)位移幅值增大至50 μm時，微動磨損運(yùn)行于完全滑移區(qū)，界面均發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形和材料損傷，隨循環(huán)次數(shù)增加，累積摩擦耗散能線性增大[18]；與未處理鋼板相比，砂紙打磨鋼板的累積摩擦耗散能增加0.9%，而退火熱處理鋼板的累積摩擦耗散能降低0.6%。 

圖  3  不同位移幅值下不同處理狀態(tài)鋼板的累積摩擦耗散能量隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線

Figure  3.  Curves of accumulated fraction dissipation energy vs number of cycles of steel plates under different processing conditions at different displacement amplitudes

2.4   磨斑輪廓及磨損體積和磨損率

由圖4和圖5可以看出：當(dāng)位移幅值為30 μm時，不同處理狀態(tài)鋼板的磨斑均呈“U”形，其中未處理鋼板和退火熱處理鋼板磨斑中部有明顯的凹坑，最大磨損深度分別達(dá)到3.97 μm和3.73 μm；由于砂紙打磨鋼板表面微織構(gòu)起到局部承載的作用，微動磨損處于部分滑移區(qū)，損傷明顯較輕，最大磨損深度僅為1.38 μm。當(dāng)位移幅值為50 μm時，不同處理狀態(tài)鋼板的磨斑尺寸與磨損深度均明顯增加，其中砂紙打磨鋼板和未處理鋼板的磨損深度相近，分別為5.81 μm和5.75 μm，退火熱處理鋼板因表面硬度較低，磨損深度顯著增加至9.25 μm。在30 μm和50 μm微動位移幅值下，砂紙打磨鋼板的磨損體積均最小，其次為未處理鋼板，退火熱處理鋼板因表面硬度較低，磨損量最大。當(dāng)位移幅值為30 μm時，未處理鋼板、砂紙打磨鋼板及退火熱處理鋼板的磨損率分別為22.61，88.56，31.74 μm3·mJ−1。位移幅值30 μm下砂紙打磨鋼板的微動磨損運(yùn)行于部分滑移區(qū)，界面損傷以材料的彈性協(xié)調(diào)以及粗糙峰的材料磨損去除為主，產(chǎn)生的耗散能最低，因此磨損率最高；退火熱處理鋼板的表面硬度相對較低，材料去除量更大，產(chǎn)生的耗散能低于未處理鋼板，因此磨損率高于未處理鋼板。當(dāng)位移幅值為50 μm時，未處理鋼板、砂紙打磨鋼板及退火熱處理鋼板的磨損率分別為18.14，14.61，21.73 μm3·mJ−1。在微動完全滑移區(qū)，砂紙打磨鋼板由于表面微織構(gòu)的存在改變了界面接觸狀態(tài)，累積摩擦耗散能較未處理鋼板增大，因此磨損率較未處理鋼板減小，表現(xiàn)出較好的減摩效果；而退火熱處理鋼板由于表面硬度相對較低，在磨損過程中更易于發(fā)生材料剝落，磨損體積最大，與未處理鋼板相比，其累積摩擦耗散能較低，因此磨損率較大。 

圖  4  不同位移幅值下不同處理狀態(tài)鋼板的磨斑三維形貌

Figure  4.  Three-dimensional morphology of wear scars of steel plates under different processing conditions at different displacement amplitudes

圖  5  不同位移幅值下不同處理狀態(tài)鋼板的磨斑二維輪廓及磨損體積

Figure  5.  Two-dimensional contour of wear scars (a) and wear volumes (b) of steel plates under different processing conditions at different displacement amplitudes

2.5   磨斑微觀形貌及微區(qū)成分

由圖6可以看出：當(dāng)位移幅值為10 μm時，鋼板的微動磨損均運(yùn)行于部分滑移區(qū)，鋼板損傷輕微，未出現(xiàn)明顯的磨屑；未處理鋼板磨斑處因材料黏著而產(chǎn)生塑性變形，砂紙打磨鋼板表面的微織構(gòu)尚未被完全磨損去除，磨斑處存在因輕微的材料剝落而形成的剝落坑，退火熱處理鋼板表面發(fā)生較嚴(yán)重的材料黏著及塑性損傷。當(dāng)位移幅值增大至30 μm時，未處理鋼板及退火熱處理鋼板的微動磨損均運(yùn)行于混合區(qū)，磨斑處存在大量犁溝及因材料剝落而形成的顆粒狀磨屑和剝層，損傷較嚴(yán)重；砂紙打磨鋼板的微動磨損運(yùn)行于部分滑移區(qū)，磨斑面積顯著減小，磨斑中部僅出現(xiàn)少量的剝層，損傷較輕微。當(dāng)位移幅值為50 μm時，鋼板的微動磨損均運(yùn)行于完全滑移區(qū)，鋼板均發(fā)生明顯的損傷，磨斑中部分布著犁溝及剝層，邊緣堆積著大量磨屑。相比之下，砂紙打磨鋼板的磨斑面積較小，磨斑邊緣堆積的磨屑較少且以顆粒狀為主，損傷相對較輕微，這可能是由于打磨表面形成的微織構(gòu)在實(shí)際接觸過程中產(chǎn)生塑性變形及局部承載，同時微織構(gòu)可有效收集磨屑顆粒，從而發(fā)揮第三體磨屑的固體潤滑作用，同時打磨造成材料表面加工硬化，硬度提高約2.73%，這有助于更好地抵抗磨粒的切削作用，減少材料的損失；退火熱處理鋼板磨斑中存在大面積的剝層與犁溝，損傷相對嚴(yán)重。 

圖  6  不同位移幅值下不同處理狀態(tài)鋼板的磨斑SEM形貌

Figure  6.  SEM morphology of wear scars of steel plates under different processing conditions at different displacement amplitudes: (a, d, g) untreated steel plate; (b, e, h) sandpaper grinded steel plate and (c, f, i) annealed heat-treated steel plate

由表1可以看出：隨著位移幅值的增加，不同處理狀態(tài)鋼板磨斑處的氧含量均顯著增大，這是因?yàn)槲游灰品档脑龃笫箍諝庵械难蹩梢愿浞峙c界面材料接觸，從而發(fā)生氧化磨損。在相同位移幅值下，砂紙打磨鋼板磨斑處的氧含量均略高于未處理鋼板和退火熱處理鋼板，這是由于砂紙打磨鋼板表面的凸峰在微動磨損過程中發(fā)生局部承載，產(chǎn)生的磨屑更易于被鋼板表面織構(gòu)收集和反復(fù)碾壓，促使磨屑細(xì)化和充分氧化。綜上，隨著位移幅值的增加，不同處理狀態(tài)鋼板的損傷機(jī)制由黏著磨損主導(dǎo)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橐云谀p和磨粒磨損為主導(dǎo)，并伴有不同程度的氧化磨損。 

3.   結(jié)　論

（1）隨著位移幅值的增加，未處理301不銹鋼板和退火熱處理鋼板的微動磨損依次運(yùn)行在部分滑移區(qū)、混合區(qū)、完全滑移區(qū)，而砂紙打磨鋼板則由部分滑移區(qū)向完全滑移區(qū)轉(zhuǎn)變；不同處理狀態(tài)下鋼板損傷加劇，損傷機(jī)制均由以黏著磨損為主轉(zhuǎn)變?yōu)橐云谀p和磨粒磨損為主，并伴有氧化磨損。 

（2）砂紙打磨鋼板表面形成微織構(gòu)，使得該鋼板在30 μm位移幅值下的微動磨損運(yùn)行區(qū)域仍為部分滑移區(qū)，其累積摩擦耗散能較未處理鋼板和退火熱處理鋼板分別降低89.8%和88.5%；不同位移幅值下砂紙打磨鋼板的磨損體積均最低，在位移幅值50 μm的完全滑移區(qū)的累積摩擦耗散能較未處理鋼板增加0.9%，磨損率較未處理鋼板降低19.5%。 

（3）退火熱處理使得鋼板表面硬度降低，鋼板在位移幅值50 μm下的完全滑移區(qū)的累積摩擦耗散能較未處理鋼板降低0.6%，但其磨損率較未處理鋼板增加19.8%。

文章來源——材料與測試網(wǎng)