Tribological Behaviors of Ni3Al-Based Coating Coupled with Different Counterpart Materials in Wide Temperature Range
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摘要: 采用等离子喷涂法制备Ni3Al基涂层，分别以316L和Al2O3为摩擦偶件，考察25~800 ℃内摩擦偶件材料对涂层摩擦学行为的影响. 结果表明：在软金属Ag析出、BaF2/CaF2脆-塑性转变和摩擦氧化协同作用下，随温度升高Ni3Al/316L和Ni3Al/Al2O3摩擦副的摩擦系数和磨损率具有一致的变化规律，且Ni3Al/Al2O3摩擦副性能更佳. 25 ℃时，涂层与316L对摩时发生黏着磨损和磨粒磨损，而与高硬度的Al2O3对摩时发生脆性剥层和磨粒磨损，使涂层表面更粗糙导致较高的摩擦系数；Al2O3热导率较低，高接触应力作用下产生的大量摩擦热不能及时耗散，剥落材料贮存于剥落坑或黏附于磨损表面，使Ni3Al/Al2O3摩擦副具有较低的磨损率. 200~600 ℃时，高硬度的Al2O3对涂层的犁削作用较强导致Ni3Al/Al2O3摩擦副具有高的摩擦系数；而涂层在Al2O3碾压下发生塑性变形，使其具有较低的磨损率. 800 ℃时，高硬度的Al2O3促使磨损表面形成高氧化物含量的润滑膜，使Ni3Al/Al2O3摩擦副具有低的摩擦系数和高的磨损率.Abstract: The Ni3Al based composite coating was prepared by plasma spraying. The influences of 316L and Al2O3 counterpart material on the tribological behaviors of the coating at 25 ℃ to 800 ℃ were investigated. The results showed that under the synergistic action of precipitation of soft metal Ag, brittle-plastic transformation of BaF2/CaF2 and tribo-oxidation, the friction coefficient and wear rate of Ni3Al/316L and Ni3Al/Al2O3 tribo-pairs had the similar trend with the increase of temperature, and the Ni3Al/Al2O3 tribo-pairs had better performance. At 25 ℃, the coating coupled with 316L adhesive wear and abrasive wear occurred, while brittle peeling and abrasive wear occurred when the coating coupled with Al2O3 of high hardness, resulting in rougher coating surface and higher friction coefficient. However, the thermal conductivity of Al2O3 was low, and a large amount of frictional heat generated under the action of high contact stress cannot be dissipated rapidly. The stripped material was stored in the peeling hole or adhered to the worn surface, resulting in a lower wear rate of Ni3Al/Al2O3 friction pair. At 200~600 ℃, the Al2O3 of high hardness had a strong plough effect on the coating, resulting in a higher friction coefficient of Ni3Al/Al2O3 friction pair. Meanwhile, Al2O3 promoted the plastic deformation of the coating, inhibited the fatigue stripping of the material, and made the coating with lower wear rate. At 800 ℃, the high hardness of Al2O3 promoted the formation of a lubrication film with high oxide content on the worn surface, so that the Ni3Al/Al2O3 friction pair had low friction coefficient but high wear rate.
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Keywords:
- Ni3Al based /
- plasma spraying /
- counterpart /
- wide temperature range /
- tribological property
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目前，最具代表性的宽温域润滑材料为NASA开发的以Ag和BaF2/CaF2共晶为润滑相的PS系列涂层[1-4]，其在大气/真空环境下25~650 ℃内均表现出优异的摩擦学性能. 然而，随航空航天等现代工业的快速发展，对更宽温度范围内兼具优异的摩擦磨损和力学性能的高性能润滑材料提出了极为迫切的需求[5-6].
Ni3Al金属间化合物因熔点高、密度低、优异的高温抗氧化和高温机械性能而被认为是潜在的结构材料[7]. Li等[8]和Shi等[9]成功制备了以Ag和BaF2/CaF2为润滑相的Ni3Al基块体润滑材料，在25~800 ℃内该复合材料均具有低摩擦系数和磨损率，说明上述润滑相可为Ni3Al基体提供良好的连续润滑能力. 鉴于等离子喷涂方法具有高沉积率、低成本、对零件形状限制小及可修复磨损部件等优势[10]，本课题组[11-12]将高能球磨与喷雾造粒工艺相结合，制备了以Ag和BaF2/CaF2为润滑相的Ni3Al基涂层. 通过研究不同温度、不同载荷条件下涂层的摩擦学行为及自润滑机理，发现涂层在多条件下均具有优异的摩擦学性能.
然而，材料接触界面间的相互作用与材料的摩擦学行为密切相关，直接影响机械部件运行的安全性和可靠性. Deng等[10]研究了室温条件下Al2O3涂层分别与ZrO2、Al2O3、Si3N4和不锈钢对摩时的摩擦学行为，结果表明摩擦偶件材料的物理/力学性能和摩擦化学作用显著影响涂层的摩擦学性能. Yu等[13]发现温度和摩擦偶件材料显著影响MoAlB陶瓷25~800 ℃内的摩擦学性能，与MoAlB/Inc718摩擦副相比MoAlB/Al2O3摩擦副具有高的摩擦系数和磨损率. Valefi等[14]和Kong等[15]研究了陶瓷偶件对ZrO2基复合材料宽温域内摩擦性能的影响规律，发现涂层与Al2O3对摩时摩擦系数与磨损率均低于与Si3N4对摩. 从现有文献看，研究人员考察偶件材料对材料摩擦学行为的影响规律时大多局限于高硬度的陶瓷材料，但实际应用中金属材料反而为承载和挤压条件下的首选材料；且针对偶件材料对Ni3Al基宽温域润滑材料摩擦学性能影响的相关研究较少.
孙玉利等[16]和Badisch等[17]证实摩擦偶件硬度的不同是造成材料摩擦学性能差异的主要原因. 因此，本文作者以硬度较低的316L和高硬度的Al2O3为摩擦偶件，考察软/硬摩擦偶件材料对Ni3Al基自润滑复合涂层25~800 ℃内摩擦学性能的影响，并揭示软/硬摩擦偶件材料的本征性能对涂层自润滑性能的作用，为摩擦偶件材料的合理选择及扩大涂层的应用提供理论和实验依据.
1. 试验部分
1.1 试验材料及涂层制备
原材料：采用市售的Ni粉、Al粉、Mo粉、Cr2O3粉、Ag粉、BaF2粉和CaF2粉为初始材料，粉末均来自国药集团，粒径约为75 μm，质量百分数大于99.99%.
喷涂喂料制备：Ni3Al粉末采用自蔓延燃烧合成法制备；BaF2/CaF2共晶粉末采用真空烧结法制备；按质量百分数(63.5%、10%、4%、12.5%和10%)依次称取Ni3Al粉、Cr2O3粉、Mo粉、Ag粉和BaF2/CaF2共晶粉，然后置于行星式高能球磨机(Fritsch Pulverisette 5)中球磨成复合粉末；利用喷雾造粒法提高复合粉末的流动性和球形度以适用于热喷涂，具体过程前期已详细叙述[14-15].
Ni3Al基自润滑复合涂层制备：用线切割将1Cr18Ni9Ti不锈钢加工为Φ20 mm×5 mm的圆柱体作为基体，其表面喷砂处理(Ra约为1.31 μm)后用丙酮超声清洗并吹干. 将基体在150~200 ℃下预热3 min，喷涂喂料在干燥箱中80 ℃条件下干燥0.5 h，随后采用等离子喷涂系统(DH-2080)按照表1所示的最佳喷涂参数制备涂层. 喷涂样品自然冷却后机械抛光至Ra约为0.2 μm，用于评价涂层的摩擦磨损性能.
表 1 等离子喷涂参数Table 1. The plasma spraying parameters for the Ni3Al matrix composite coatingCurrent/
AVoltage/
VAr flowrate，
L/minH2 flowrate，
L/minSpray distance/
mm500 80 140 9 100 1.2 摩擦试验
采用球-盘接触式单向高温摩擦试验机(中科凯华，HT-1000)测试不同摩擦副宽温域(25~800 ℃)内的摩擦学性能. Ni3Al基涂层为盘(Φ20 mm×5 mm)，摩擦偶件分别为Φ6 mm的316L和Al2O3(表2)，摩擦试验前将盘和摩擦偶件在丙酮中超声清洗10 min后吹干. 测试温度分别为25、200、400、600和800 ℃，滑动速度1 m/s，旋转半径5 mm，滑动时间20 min. 摩擦系数由试验机通过力传感器自动记录，每组试验重复3次取平均值.
表 2 316L和Al2O3摩擦偶件的室温物理性能和机械性能Table 2. Physical and mechanical properties of 316L and Al2O3 counterpart balls at room temperatureMaterial Density/(g/cm3) Hardness/HV Thermal conductivity/[W/(m·k)] Maximum contact pressure/GPa 316L 7.87 326.69 15.1 1.40 Al2O3 3.95 1 680.30 20 1.65 1.3 测量与分析
采用高温维氏显微硬度计(Archimedes HTV-PHS30)测量316L和Al2O3在不同温度时的显微硬度，加载30 N，保压10 s，每组试验重复10次取平均值.
采用二维轮廓仪(中科凯华，MT-500)测试涂层的磨损体积，磨损率(W)通过公式W=V/(FS)求得，其中：V-磨损体积(mm3)，F-载荷(N)，S-滑动距离(m).
采用配有能量色散谱(EDS，AMETEK EDAX)的场发射扫描电子显微镜(SEM，Quanta450FEG)分析磨痕、磨斑和磨屑的形貌、显微组织及元素组成；利用拉曼光谱(LabRAM HR800，波长532 nm)表征磨损表面和磨斑表面的成分；采用X射线光电子能谱仪(XPS，ESCALAB 250Xi)分析磨损表面元素的化学结合状态，并用XPSPEAK软件进行光谱的拟合.
2. 试验结果
2.1 涂层摩擦学性能
图1为25~800 ℃内涂层分别与316L和Al2O3对摩时摩擦系数的变化曲线. 可以看出，25~800 ℃内Ni3Al/316L和Ni3Al/Al2O3摩擦副的摩擦系数具有一致的变化规律. 在25~400 ℃，随温度升高摩擦系数均呈逐渐下降的趋势，并且Ni3Al/Al2O3摩擦副具有较高的摩擦系数(Ni3Al/316L摩擦副由0.32降至0.23，Ni3Al/Al2O3由0.34降至0.26)；而在400~600 ℃，随温度升高摩擦系数呈上升的趋势(Ni3Al/316L和Ni3Al/Al2O3摩擦副分别升至0.26、0.28)；在600~800 ℃，随温度升高摩擦系数均呈下降趋势，且Ni3Al/Al2O3摩擦副的下降幅度更大，其摩擦系数降至最低值0.15.
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图 1 25~800 ℃内涂层分别与316L和Al2O3对摩时摩擦系数的变化曲线Figure 1. Friction coefficient curves of the coating varying with temperature coupled with 316L and Al2O3图2为25~800 ℃内两种摩擦副中涂层磨损率的变化曲线. 可以看出，磨损率均保持在10−4 mm3/(N·m)数量级. 在25~400 ℃，随温度升高磨损率均呈下降的趋势，并且Ni3Al/316L摩擦副具有更高的磨损率(Ni3Al/316L摩擦副由1.143×10−3 mm3/(N·m)下降至8.30×10−4 mm3/(N·m)，Ni3Al/Al2O3由9.12×10−4 mm3/(N·m)下降至6.14×10−4 mm3/(N·m)；在400~600 ℃，随温度升高磨损率均小幅度升高，Ni3Al/316L和Ni3Al/Al2O3摩擦副分别上升至1.028×10−3 mm3/(N·m)、7.89×10−4 mm3/(N·m)；而在600~800 ℃，随温度升高磨损率大幅下降至最低值，Ni3Al/316L和Ni3Al/Al2O3摩擦副磨损率分别为2.4×10−5 mm3/(N·m)、1.97×10−4 mm3/(N·m).
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图 2 25~800 ℃内涂层分别与316L和Al2O3对摩时涂层磨损率的变化曲线Figure 2. Curves of the wear rate of the coating varying with temperature coupled with 316L and Al2O32.2 涂层磨损形貌
图3为不同温度下涂层与316L对摩时磨损表面形貌. 在25~400 ℃，磨损表面粗糙，分布大量犁沟和片状磨屑，随温度升高磨损表面黏着迹象及犁沟均明显减弱[见图3(a~c)]；在600 ℃，磨损表面发生严重的黏着磨损和塑性变形，表面存在大量鱼鳞状的黏着痕迹，局部区域发生严重的剥落[见图3(d)]；在800 ℃，磨损表面形成较连续的光滑平面，局部区域出现轻微的剥落[见图3(e)].
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图 3 涂层与316L在不同温度下对摩时磨损表面形貌的SEM照片：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃Figure 3. SEM micrographs of worn surfaces of the coating coupled with 316L：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃图4为不同温度下涂层与Al2O3对摩时磨损表面形貌. 在25~400 ℃，磨损表面存在大量剥落坑和粗糙犁沟，并且随温度升高片状剥落现象减弱[见图4(a~c) ]；在600 ℃，磨损表面发生塑性变形并形成严重剥落[见图4(d)]；在800 ℃，磨损表面形成一层连续且光滑的氧化物釉质层[见图4(e)].
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图 4 涂层与Al2O3对摩时磨损表面形貌的SEM照片：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃Figure 4. SEM micrographs of worn surfaces of the coating coupled with Al2O3：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃3. 分析与讨论
3.1 中低温段(25~400 ℃)温度和摩擦偶件材料对涂层摩擦学行为的影响
由涂层分别与316L和Al2O3对摩时摩擦系数和磨损率的变化曲线(见图1~2)看出，温度和摩擦偶件材料对涂层的摩擦学性能影响显著. 在25~400 ℃，两种摩擦副的摩擦系数和磨损率均随温度的升高而降低. 对两种摩擦副的磨损表面进行EDS成分分析可知，Ni3Al/316L摩擦副的Ag质量百分数由5.4%递增至10.5%，Ni3Al/Al2O3摩擦副的Ag质量百分数由4.1%递增至11.7%. 大量研究表明，具有低剪切强度的软金属Ag在温度与剪切力共同作用下不断扩散至磨损表面并发生塑性变形，从而提供良好的润滑性能[18]. 因此，随温度升高两种摩擦副中涂层的摩擦磨损明显减弱，摩擦系数和磨损率不断降低[见图1~2、图3(a~c)和图4(a~c)].
经EDS分析得出25 ℃时Ni3Al/316L摩擦副中磨损表面分布约5.23%的Fe元素，说明涂层发生了黏着现象. 这是由于316L中的Fe元素与涂层中的Ni元素金属性能较接近并彼此互溶[19]，因此较软的316L (由表2可知316L的硬度为HV326.69，涂层的硬度HV400 [11])易发生剪切破坏，导致部分转移材料黏附于涂层表面[见图3(a)中A和图5(a)中A)]. 在剪切力作用下磨屑不断犁削涂层形成大量犁沟[见图3(a)中B]，产生以Ni和Fe为主要成分的具有黏着特性的磨屑[见图5(b)中A和表3]. 涂层主要表现为黏着磨损和磨粒磨损，使涂层具有较高的摩擦系数(见图1). 25 ℃时Ni3Al/Al2O3摩擦副的磨损表面及其高倍形貌中观察到大量片状剥落坑和疲劳裂纹[见图4(a)中A、B和图5(d)中A、B]，形成的磨屑主要成分为Ni、Al和Ba(见表3)，且磨屑中Al元素和Ba元素的含量明显高于Ni3Al/316L摩擦副. 因等离子喷涂涂层中存在孔隙等缺陷；且由表2可知Al2O3的硬度为HV1 680.30，通过公式计算得Al2O3与涂层的局部最大接触应力高达1.65 GPa，因此在高循环接触应力作用下涂层表面更易萌生裂纹并扩展. 同时，Ni3Al和BaF2/CaF2共晶在室温下具有本征脆性[20]，在高接触应力下Ni3Al和BaF2/CaF2颗粒易被拔除；且Al2O3韧性较差，在摩擦过程中表面微凸体会发生部分断裂，因而形成以Ni、Al和Ba为主要元素的层片状剥落使涂层变得粗糙[见图4(a)中A、图5(d)中A和图5(e)]，增加了滑动过程中的摩擦阻力[21]. 涂层严重的剥层磨损不利于Ag润滑膜的有效铺展(见表3)，导致Ni3Al/Al2O3摩擦副较Ni3Al/316L摩擦副更高的摩擦系数(见图1). Al2O3的热导率为20 w/(m·k)，数值较低，摩擦过程中产生的大量摩擦热不能及时耗散，部分磨屑软化后贮存在剥落坑中或粘附于磨损表面[见图4(a)和图5(d)]，使涂层具有相对较低的磨损率(见图2)，涂层主要表现为剥层磨损和磨粒磨损. 对比两种摩擦副的磨痕截面轮廓[见图5(c和f)]看出，后者具有Benkahoul[22]观察到的塑性变形特征，其凹槽顶部两侧略微凸起，磨沟较深，磨沟底部更加粗糙，因此Ni3Al/Al2O3摩擦副的磨粒磨损更严重，这一现象与图1摩擦系数的结果相吻合.
表 3 25 ℃时不同摩擦副中磨屑的主要成分Table 3. EDS analysis results of the debris of different tribo-pairs at 25 ℃ (weight fraction)Friction pairs w(Ni)/% w(Fe)/% w(Al)/% w(Cr)/% w(Ba)/% w(O)/% w(Ag)/% w(Ca)/% Ni3Al/316L 80.2 5.8 5.6 2.7 1.8 1.7 0.4 0.2 Ni3Al/Al2O3 64.6 − 10.4 5.3 6.8 5.6 2.1 0.9 ![]()
图 5 25 ℃时磨损表面局部放大、磨屑形貌和磨痕截面轮廓：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3Figure 5. The enlarged wear surface，debris appearances and section profiles at 25 ℃：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3400 ℃时，两种摩擦副的涂层均发生疲劳剥层[见图3(c)中A、图7(a)中A和图4(c)中A和图7(c)中A]，其中，Ni3Al/316L摩擦副产生的片状磨屑小而厚，而Ni3Al/Al2O3摩擦副的片状磨屑大而薄[见图7 (b和d)]，这一结果与图7 (a和c)中剥落坑深度对应；与此同时，与Al2O3对摩时涂层还发生严重的塑性变形，而与316L对摩时发生轻微的磨粒磨损和黏着磨损[见图7(a和c)]. 这是由于随温度升高涂层热应力在摩擦过程中的作用更加突出，导致涂层均发生疲劳剥层磨损；而与Al2O3对摩时涂层在高的循环接触应力作用下易发生塑性变形，进一步减少缺陷[23]，使剥落的片状磨屑较薄且数量较少，涂层具有低的磨损率(图2). 316L和Al2O3的硬度随温度升高逐渐降低，且在相同温度下Al2O3的硬度明显高于316L (见图6)，因此，摩擦过程中Al2O3对涂层的犁削作用更强，导致Ni3Al/Al2O3摩擦副具有高的摩擦系数(见图1).
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图 6 316L和Al2O3的硬度随温度变化曲线Figure 6. The hardness of 316L andAl2O3 at elevated temperature![]()
图 7 400 ℃时磨痕和磨屑形貌局部放大Figure 7. The local magnification of wear morphology and wear debris at 400 ℃3.2 高温(400~800 ℃)段温度和摩擦偶件材料对涂层摩擦学行为的影响
在400~800 ℃，随温度升高两种摩擦副的摩擦系数和磨损率均先升高后降低. 因软金属Ag在450 ℃以上失去润滑性能，而BaF2/CaF2共晶在500 ℃才开始发生脆-塑性转变起到润滑作用[24]；由Raman光谱分析可知600 ℃时磨损表面具有润滑作用的氧化物主要为NiO、NiCr2O4和Cr2O3等，800 ℃时主要为NiO、NiCr2O4和BaMoO4等，且随温度升高氧化物含量大幅增加(见图8). 为进一步验证磨损表面成分，对800 ℃时两种摩擦副中磨损表面进行XPS分析(见图9). 结果表明，结合能为855.3和861.5 eV的Ni 2p3/2峰和873.2和880.6 eV的Ni 2p1/2峰分别为NiO和NiCr2O4[见图9 (a和f)]；结合能为576.6 eV的Cr 2p3/2峰和586.4 eV的Cr 2p1/2峰分别为NiCr2O4、Cr2O3[见图9(b和g)]；结合能为779.9 eV的Ba 2d5/2峰为BaMoO4[见图9 (c和h)]；结合能为367.7 eV的Ag 3d5/2峰和374.0 eV的Ag 3d3/2峰分别为AgO和Ag[见图9 (d和i)]；因800 ℃时316L硬度较低，大量Fe元素转移至磨损表面并氧化形成结合能为723.7和710.7 eV的Fe3O4[见图9(e)]；上述结果与Raman谱图结果对应一致. 因此，600 ℃时较少的BaF2/CaF2共晶和氧化物润滑能力有限，导致涂层发生严重的剥层磨损和黏着磨损，从而具有较高的摩擦系数和磨损率[见图3 (d)、图4 (d)和图1~2]. 800 ℃时BaF2/CaF2共晶脆-塑性转变更加彻底，并且在高温促氧化作用和不断碾压下磨损表面形成光滑、连续的氧化物釉质层[见图3(e)和图4(e)]，有效阻隔涂层和摩擦偶件的直接接触，使涂层具有良好的减摩、耐磨性能(见图1~2).
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图 9 800 ℃时磨损表面XPS拟合谱：(a~e) Ni3Al/316L；(f~i) Ni3Al/Al2O3Figure 9. The fitted XPS spectra of the wear surfaces at 800 ℃：(a~e) Ni3Al/316L；(f~i) Ni3Al/Al2O3800 ℃时，Ni3Al/316L摩擦副具有高摩擦系数低磨损率；而Ni3Al/Al2O3摩擦副的摩擦系数较低，磨损率较高(见图1~2). 由图6可知800 ℃时Al2O3硬度高达1 266.06 MPa，而316L的硬度仅为205.40 MPa. 因此，摩擦过程中Ni3Al/Al2O3摩擦副的局部接触应力较大，产生的摩擦热更高，促进了氧化进程的发生，光滑釉质层的氧化物含量明显高于Ni3Al/316L摩擦副[见图8(c~d) ]. 另外，在剪切力作用下摩擦偶件表面均形成转移膜，但316L表面形成的有限转移膜黏附性较差，其在摩擦过程中发生大量剥落不断犁削涂层[见图10(a~c)]，使涂层具有较高的摩擦系数，主要表现为氧化磨损和黏着磨损[见图3(e)]；而在较高的接触应力作用下Al2O3表面形成含有大量NiO、NiCr2O4和BaMoO4等润滑相的光滑、连续转移膜[见图10(d~f)]，使摩擦发生在润滑膜之间，有效降低Ni3Al/Al2O3摩擦副的摩擦系数，涂层主要表现为氧化磨损和磨粒磨损[见图4(e)]. 由于氧化物釉质层始终处于氧化-磨损-再氧化-再磨损的动态过程，因此，Ni3Al/Al2O3摩擦副具有相对较高的磨损率. 并且由316L和Al2O3的球缺可以看出，316L的球缺远大于Al2O3[见图10(a和d)]，说明Ni3Al/316L摩擦副中材料的损耗主要来自于316L，而Ni3Al/Al2O3摩擦副中主要来自于涂层，同样可以说明后者的涂层磨损率大于前者[10].
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图 10 800 ℃时磨斑形貌、局部放大和拉曼谱图：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3Figure 10. The wear morphology，local magnification and Raman spectra of counterpart balls at 800 ℃：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O34. 结论
a. 在25~800 ℃，随温度升高两种摩擦副的摩擦系数和磨损率均先降低再增加而后下降，且Ni3Al/Al2O3摩擦副具有更优的摩擦学性能. 涂层宽温域内良好的摩擦学性能归因于软金属Ag的低剪切、BaF2/CaF2脆-塑性转变及高温摩擦诱导钼酸盐和铬酸盐等产物的协同润滑效应.
b. 在25 ℃，Fe和Ni亲和性较高，Ni3Al/316L摩擦副主要发生黏着磨损和磨粒磨损；Ni3Al/Al2O3摩擦副在高的局部接触应力下发生脆性剥层和磨粒磨损，导致其摩擦系数比前者更高. Ni3Al/Al2O3摩擦副较高的摩擦热有助于磨屑的贮存，使其具有较低的磨损率.
c. 在200~600 ℃，高硬度的Al2O3对涂层的犁削作用更强，导致较高的摩擦系数；在热应力作用下涂层均发生疲劳剥层，但与Al2O3对摩时涂层同时发生严重的塑性变形，有效抑制涂层的剥落，使其具有较低的磨损率.
d. 在800 ℃，Ni3Al/Al2O3摩擦副的摩擦磨损发生在连续的润滑膜与转移膜之间，而316L表面形成的转移膜连续性较差且剥层严重，使Ni3Al/316L摩擦副具有较高的摩擦系数；但润滑膜的形成为氧化-磨损-再氧化-再磨损的动态过程，因此，Ni3Al/Al2O3摩擦副具有较高的磨损率.
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图 1 25~800 ℃内涂层分别与316L和Al2O3对摩时摩擦系数的变化曲线
Figure 1. Friction coefficient curves of the coating varying with temperature coupled with 316L and Al2O3
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图 2 25~800 ℃内涂层分别与316L和Al2O3对摩时涂层磨损率的变化曲线
Figure 2. Curves of the wear rate of the coating varying with temperature coupled with 316L and Al2O3
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图 3 涂层与316L在不同温度下对摩时磨损表面形貌的SEM照片：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃
Figure 3. SEM micrographs of worn surfaces of the coating coupled with 316L：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃
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图 4 涂层与Al2O3对摩时磨损表面形貌的SEM照片：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃
Figure 4. SEM micrographs of worn surfaces of the coating coupled with Al2O3：(a) 25 ℃；(b) 200 ℃；(c) 400 ℃；(d) 600 ℃；(e) 800 ℃
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图 5 25 ℃时磨损表面局部放大、磨屑形貌和磨痕截面轮廓：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3
Figure 5. The enlarged wear surface，debris appearances and section profiles at 25 ℃：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3
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图 6 316L和Al2O3的硬度随温度变化曲线
Figure 6. The hardness of 316L andAl2O3 at elevated temperature
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图 7 400 ℃时磨痕和磨屑形貌局部放大
Figure 7. The local magnification of wear morphology and wear debris at 400 ℃
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图 9 800 ℃时磨损表面XPS拟合谱：(a~e) Ni3Al/316L；(f~i) Ni3Al/Al2O3
Figure 9. The fitted XPS spectra of the wear surfaces at 800 ℃：(a~e) Ni3Al/316L；(f~i) Ni3Al/Al2O3
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图 10 800 ℃时磨斑形貌、局部放大和拉曼谱图：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3
Figure 10. The wear morphology，local magnification and Raman spectra of counterpart balls at 800 ℃：(a~c) Ni3Al/316L；(d~f) Ni3Al/Al2O3
表 1 等离子喷涂参数
Table 1 The plasma spraying parameters for the Ni3Al matrix composite coating
Current/
AVoltage/
VAr flowrate，
L/minH2 flowrate，
L/minSpray distance/
mm500 80 140 9 100 
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表 2 316L和Al2O3摩擦偶件的室温物理性能和机械性能
Table 2 Physical and mechanical properties of 316L and Al2O3 counterpart balls at room temperature
Material Density/(g/cm3) Hardness/HV Thermal conductivity/[W/(m·k)] Maximum contact pressure/GPa 316L 7.87 326.69 15.1 1.40 Al2O3 3.95 1 680.30 20 1.65
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表 3 25 ℃时不同摩擦副中磨屑的主要成分
Table 3 EDS analysis results of the debris of different tribo-pairs at 25 ℃ (weight fraction)
Friction pairs w(Ni)/% w(Fe)/% w(Al)/% w(Cr)/% w(Ba)/% w(O)/% w(Ag)/% w(Ca)/% Ni3Al/316L 80.2 5.8 5.6 2.7 1.8 1.7 0.4 0.2 Ni3Al/Al2O3 64.6 − 10.4 5.3 6.8 5.6 2.1 0.9
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[1] Sliney H E. Wide temperature spectrum self-lubricating coatings prepared by plasma spraying[J]. Thin Solid Films, 1979, 64: 211–217. doi: 10.1016/0040-6090(79)90511-X
[2] Dellacorte C, Fellenstein J A. The effect of compositional tailoring on the thermal expansion and tribological properties of PS300: a solid lubricant composite coating[J]. Tribology Transactions, 1997, 40: 639–642. doi: 10.1080/10402009708983703
[3] Dellacorte C. The evaluation of a modified chrome oxide based high temperature solid lubricant coating for foil gas bearings[J]. Tribology Transactions, 2000, 43: 257–262. doi: 10.1080/10402000008982337
[4] Stanford M K, Yanke A M, DellaCorte C. Thermal effects on a low Cr modification of PS304 solid lubricant coating[P]. TM-2003-213111, 2004.
[5] Sliney H E, Dellacorte C, Lukaszewicz V. The tribology of PS212 coatings and PM212 composites for the lubrication of titanium 6A1-4V components of a Stirling engine space power system[J]. Tribology Transactions, 1995, 38(3): 497–506. doi: 10.1080/10402009508983435
[6] Dellacorte C, Edmonds B. NASA PS400: a new high temperature solid lubricant coating for high temperature wear applications[P]. TM-2010-216774, 2009.
[7] Chen X, Xu J F, Sun Q Q, et al. Characterization of intermetallic bonded TiC composites prepared by mechanically induced self-sustained reaction[J]. Materials and Design, 2016, 89: 102–108. doi: 10.1016/j.matdes.2015.09.158
[8] Li F, Cheng J, Qiao Z H, et al. A nickel-alloy-based high-temperature self-lubricating composite with simultaneously superior lubricity and high strength[J]. Tribology Letters, 2013, 49: 573–577. doi: 10.1007/s11249-012-0101-y
[9] Shi X L, Song S Y, Zhai W Z, et al. Tribological behavior of Ni3Al matrix self-lubricating composites containing WS2, Ag and hBN tested from room temperature to 800 °C[J]. Materials and Design, 2014, 55: 75–84. doi: 10.1016/j.matdes.2013.09.051
[10] Deng W, Li S J, Hou G L, et al. Comparative study on wear behavior of plasma sprayed Al2O3 coatings sliding against different counterparts[J]. Ceramics International, 2017, 43: 6976–6986. doi: 10.1016/j.ceramint.2017.02.122
[11] 李文生, 范祥娟, 杨军, 等. Ni3Al基高温自润滑复合涂层的制备和摩擦学性能[J]. 摩擦学学报, 2018, 38(6): 626–634 doi: 10.16078/j.tribology.2018033 Li Wensheng, Fan Xiangjuan, Yang Jun, et al. Preparation and tribological properties of Ni3Al matrix self-lubricating composite coating[J]. Tribology, 2018, 38(6): 626–634 doi: 10.16078/j.tribology.2018033
[12] 范祥娟, 李文生, 杨军, 等. 载荷对Ni3Al基自润滑复合涂层摩擦学行为的影响[J]. 摩擦学学报, 2019, 39(4): 419–426 doi: 16078/j.tribology.2018198 Fan Xiangjuan, Li Wensheng, Yang Jun, et al. Effect of loads on tribological behaviors of Ni3Al matrix self-lubricating composite coating[J]. Tribology, 2019, 39(4): 419–426 doi: 16078/j.tribology.2018198
[13] Yu Z G, Tan H, Wang S, et al. High-temperature tribological behaviors of MoAlB ceramics sliding against Al2O3 and Inconel 718 alloy[J]. Ceramics International, 2020, 46(10): 14713–14720. doi: 10.1016/j.ceramint.2020.02.275
[14] Valefi M, Pathiraj B D, Rooij M D, et al. Influence of counter surface materials on dry sliding performance of CuO/Y-TZP composite at 600 ℃[J]. Journal of the European Ceramic Society, 2012, 32: 4137–4147. doi: 10.1016/j.jeurceramsoc.2012.07.025
[15] Kong L Q, Bi Q L, Niu M Y, et al. ZrO2 (Y2O3)-MoS2-CaF2 self lubricating composite coupled with different ceramics from 20 ℃ to 1000 ℃[J]. Tribology Letters, 2013, 64: 53–62. doi: 10.1016/j.triboint.2013.02.027
[16] 孙玉利, 左敦稳, 朱永伟, 等. 不同摩擦偶件对单晶硅摩擦磨损行为影响的对比研究[J]. 硅酸盐学报, 2011, 39(6): 1028–1033 doi: CNKI:SUN:GXYB.0.2011-06-030 Sun Yuli, Zuo Dunwen, Zhu Yongwei, et al. Comparative study on effects of different counterparts on friction and wear behavior of single crystal silicon[J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2011, 39(6): 1028–1033 doi: CNKI:SUN:GXYB.0.2011-06-030
[17] Badisch E, Fontalvo G A, Mitterer C. The response of PACVD TiN coatings to tribological tests with different counterparts[J]. Wear, 2004, 256: 95–99. doi: 10.1016/S0043-1648(03)00391-0
[18] 段文博, 孙岩桦, 丁春华, 等. 滑动速度对IS304涂层自润滑磨损机理的影响[J]. 摩擦学学报, 2015, 32(2): 147–153 doi: 10.16078/j.tribology.2015.02.004 Duan Wenbo, Sun Yanhua, Ding Chunhua, et al. The effect of sliding speed on the wear mechanisms of IS304 self-lubricating coating[J]. Tribology, 2015, 32(2): 147–153 doi: 10.16078/j.tribology.2015.02.004
[19] Hiratsuka K, Abe Y, Kawashima S. Effect of in-situ electroless plating on friction and wear of metals[J]. Wear, 2003, 255(7-12): 910–916. doi: 10.1016/S0043-1648(03)00108-X
[20] George E P, Liu C T, Pope D P. Intrinsic ductility and environmental embrittlement of binary Ni3Al[J]. Scripta Metallurgica et Materialia, 1993, 28(7): 857–862. doi: 10.1016/0956-716X(93)90366-Z
[21] 米雪, 谢海, 彭金方, 等. 690合金传热管在不同摩擦副条件下的微动磨损性能研究[J]. 摩擦学学报, 2020, 40(3): 314–321 doi: 10.16078/j.tribology.2019199 Mi Xue, Xie Hai, Peng Jinfang, et al. The effect of mating material on the fretting wear behavior of 690 alloy[J]. Tribology, 2020, 40(3): 314–321 doi: 10.16078/j.tribology.2019199
[22] Benkahoul M, Robin P, Martinu L, et al. Tribological properties of duplex Cr-Si-N coatings on SS410 steel[J]. Surface and Coatings Technology, 2009, 203(8): 934–940. doi: 10.1016/j.surfcoat.2008.07.036
[23] 张国涛, 尹延国, 刘振明, 等. 复层铁基粉末冶金材料的摩擦学性能[J]. 材料热处理学报, 2017, 38(1): 7–13 doi: CNKI:SUN:JSCL.0.2017-01-002 Zhang Guotao, Yin Yanguo, Liu zhenming, et al. Tribological properties of multi-layer iron based powder metallurgy materials[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2017, 38(1): 7–13 doi: CNKI:SUN:JSCL.0.2017-01-002
[24] 俞友军, 周健松, 陈建敏, 等. 激光熔覆NiCr/Cr3C2-Ag-BaF2/CaF2金属基高温自润滑耐磨覆层的组织结构及摩擦学性能[J]. 中国表面工程, 2010, 23(3): 64–73 doi: 10.3969/j.issn.1007-9289.2010.03.014 Yu Youjun, Zhou Jiansong, Chen Jianmin, et al. Microstructure and tribological behavior of laser cladding NiCr/Cr3C2-Ag-BaF2/CaF2 self-lubrication wear-resistant metal matrix composite coating[J]. China Surface Engineering, 2010, 23(3): 64–73 doi: 10.3969/j.issn.1007-9289.2010.03.014
-
期刊类型引用(4)
1. 张玉鹏 ，王振玉 ，汪爱英 ，柯培玲 . 直流复合高功率脉冲磁控溅射VAlN-Ag涂层的宽温域摩擦特性研究. 摩擦学学报(中英文). 2024(03): 368-378 . 
百度学术
2. 孙虎伟，杨军，易戈文，万善宏，王文珍，陕钰，白柳扬. 热处理NiAl-Bi_2O_3涂层的宽温域循环摩擦学行为及高低温润滑相再生机制. 摩擦学学报. 2023(01): 49-63 . 本站查看
3. 龚承敏，揭晓华，范国威，韩书豪，麦永津. 摩擦副对纳米晶铜摩擦学行为的影响. 热加工工艺. 2022(18): 107-111 . 百度学术
4. 常宝林，于增光，王睿杰，王帅，程楚，孙乐民，杨军，张永振. 原位生成MoB增强Cu-Sn-Al合金复合材料的摩擦学性能研究. 摩擦学学报. 2022(06): 1116-1126 . 本站查看
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