一種模擬熱成形工況的高溫摩擦試驗機的設計及探討*

鄧 亮 徐冰倩

（上海應用技術大學機械工程學院 上海 201418）

近年以來， 金屬板料熱成形工況下的接觸界面問題引起越來越多的研究學者關注。 早在1998 年，BEYNON［1］就對金屬在高溫下的摩擦磨損、 潤滑傳熱等問題開展研究。 然而， 金屬熱成形過程中界面的傳熱性和摩擦學行為十分復雜， 需要結合實驗、 計算機建模和工業驗證等才能做出定性和定量的研究。

HARDELL 等［2-3］使用高溫銷-盤往復摩擦試驗機（ Optimol SRV， SRV 為德語 Schwingung Reibung Verschleiβ 首字母縮寫） 展開了對熱成形硼鋼和模具鋼氧化層和近表面轉化層的摩擦學行為研究， 結果表明當溫度從室溫上升到400 ℃時， 硼鋼表面會形成氧化層并出現加工硬化效應， 并且導致摩擦磨損率會大幅度降低。 表面氧化層的形成高度依賴于摩擦軌道中保留磨損碎片的能力， 這與往復摩擦的方式強相關。增加載荷有利于磨屑的燒結和壓實， 從而產生更均勻的氧化層。 接觸表面的加工硬化有利于形成氧化層或機械混合層， 從而降低磨損率。 其中， 氧化層的組成與摩擦強度有關， 當氧化層中的Fe3O4濃度越高時，摩擦強度越低， 這與1981 年KAYABA 和IWABUCHI［4］做的研究結論相符。

SOEMANTRI 等［5］為了研究25 ～400 ℃下純銅和純鋁的磨粒磨損率對于溫度的敏感性， 研制了一款高溫摩擦磨損試驗機。 FISCHER［6］基于對金屬材料在25～750 ℃之間進行磨損形貌和磨損機制的研究， 研制了氣氛可控的高溫摩擦試驗機， 可以較好地控制試驗氣體氛圍以及加熱溫度、 接觸載荷、 相對速度、 材料等實驗參數。 實驗表明在同樣條件下有著良好的實驗數據重復性， 但存在著諸如缺少冷卻系統、 磨料難以進入摩擦面等不足。 國內學者武文忠等［7］對FISCHER的試驗機進行改進， 用以模擬和研究高溫氧化腐蝕和磨料磨損交互作用， 發現該試驗機在700 ～900 ℃溫度范圍內顯示出良好的數據可重復性。 楊學軍等［8］設計開發了一臺采用銷-盤摩擦副結構形式的高溫摩擦試驗機， 可以很好地模擬高溫實際工況， 并能對材料的摩擦磨損性能進行研究和評定。 國內外也相繼推出相關的商用實驗設備， 如蘭州中科凱華科技開發有限公司［9-10］、 CSM 公司［11-12］等。

DESSAIN 等［13］開發了一種上下模具按一定傾角布置的摩擦設備， 通過板料流入端和流出端的大小口設計， 實現較大壓力的摩擦過程的模擬。 同時， 較大的模具利于分析磨損黏結物的覆蓋情況。 但是該設備需要控制的過程參數較多， 大小端設計可能造成高溫下較軟的板料在摩擦過程中同時被拉伸， 其伸長率和應變率是否與熱成形工況一致還未可知。

HARDELL 等［2，14］利用往復摩擦試驗機研究了不同模具鋼（表面處理和未處理） 與高強度硼鋼（涂層和未涂層） 滑動的高溫摩擦學研究。 結果表明，Al-Si 涂層的高強度鋼與未處理和經過等離子氮化表面處理的模具在干摩擦條件下的摩擦因數分別為1.1和0.9。 由于摩擦因數非常高并不能用于精確的有限元模擬仿真。 他們還測量了不同模具鋼（未處理、表面處理和涂層） 與（未涂層、 Al-Si 涂層和Al-Si涂層＋石墨） 超高強鋼在熱成形工況下滑移時的摩擦因數， 分別為0.65、 0.45 和0.4。 但對于熱成形工況下高強度硼鋼的摩擦磨損機制尚不清楚， 需要進一步研究。

YANAGIDA 和AZUSHIMA［15］設計了滑移摩擦實驗， 通過控制板料滑條劃過模具鋼銷時的過程參數，考察不同溫度下板料的摩擦學行為特性。 此外，AZUSHIMA 等［16］利用滑移摩擦試驗設備測量了不同滑移距離下制備有鋁硅涂層的22MnB5 在干燥和潤滑條件下的熱沖壓摩擦因數， 并研究了摩擦因數與模具表面粗糙度的關系。 結果表明， 在干燥條件下， 摩擦因數與模具表面粗糙度弱相關， 保持在0.55 左右；在潤滑條件下， 摩擦因數降低， 摩擦因數在0.2 ～0.35 之間， 粗糙度影響顯著。 其中， 當粗糙度較小時（Ra0.07 μm）， 由于表面光滑， 潤滑劑的捕獲作用較小， 導致摩擦因數較高； 而粗糙度較大情況下（Ra0.2 μm、 0.5 μm）， 由于表面不均勻性較大， 粗糙表面與模具表面接觸， 也會導致摩擦因數較高。 潤滑條件下， 模具和試樣之間的滑動摩擦實際是發生在在較薄的均勻粘接鋁層和引入潤滑劑的涂層之間的滑動。 與之相近的研究見田曉薇［17］的工作。 但是這類實驗中滑移距離均較短， 在嚴重黏結磨損情況下， 需要審慎地判斷接觸副中的黏結物斷裂-堆積不穩定狀態， 與連續熱成形過程中復雜工況的一致性。 另一方面， 實驗中的壓力均通過名義載荷計算， 實驗所能達到的名義壓力均較低， 難以模擬熱成形中可能出現的較大壓力的摩擦情況。

因此， 模擬熱成形工況的高溫滑移摩擦試驗機的設計， 首先要能夠模擬模具鋼與熱成形板料組成的接觸副在長距離滑移過程中的摩擦過程； 其次要能實現單向滑移摩擦的工況； 再者， 要考慮實際熱成形生產中板料從加熱爐轉移到工位期間溫度下降情況。 基于上述要求， 本文作者提出一種模擬熱成形工況的高溫滑移摩擦試驗機方案， 并將試驗機的初步實驗結果與銷-盤摩擦試驗機的實驗結果進行了對比， 分析2 種試驗機的特點。

1 實驗設計

1.1 高溫滑移摩擦試驗機

提出的高溫單向滑移摩擦實驗裝置， 如圖1 所示。 實驗過程中， 通過拉拽高溫板料滑條劃過固定的上下模具鋼銷的方式， 模擬熱成形過程中板料劃過模具的過程。 每次板料僅單向摩擦一次就用新的板料替換， 實驗采用累積疊加滑移距離的方式模擬連續沖壓的摩擦過程。

圖1 高溫滑移摩擦試驗機Fig.1 High-temperature tribometer： （a） structural schematic； （b） experimental setup

高溫單向滑移摩擦試驗機主要由加熱爐、 模具鋼、 壓頭、 牽引裝置（磁鐵）、 伺服電機、 滾珠絲杠、 板料、 應變片、 紅外測溫傳感器9 個部分組成。實驗基本原理如下： 板料在加熱爐設定的溫度中加熱并保溫一段時間后， 啟動交流電機和滾珠絲杠以及牽引裝置， 使得板料進行勻速直線單向運動并與模具鋼進行面面接觸。 此過程中通過應變片測量拉力， 經過NI ENET-9237 DAQ 數據采集器獲取拉力值Fd， 通過紅外線測溫傳感器測得滑條進入摩擦工位前的溫度，并將采集的拉力和溫度數據存儲到PLC-LabVIEW 控制系統中。 紅外線測溫數值通過實驗前在滑條上焊接熱電偶進行標定。 實驗采用固定質量的壓頭， 因此認為法向載荷Fn保持不變， 可根據公式（1） 計算摩擦因數μ。

用于實驗的高溫滑條選用22MnB5 硼鋼板料（規格2 mm×20 mm×600 mm） 進行實驗， 規格10 mm×10 mm×20 mm 的立方體模具鋼銷同樣由Toolox44 熱作鋼制成， 接觸表面為半徑為50 mm 的圓弧面， 這樣的設計是為了通過點接觸達到較大的壓力。 摩擦過程結束后， 取下已磨損的滑條， 更換新滑條， 重新置于加熱爐內加熱至設定溫度并保溫一定時間， 由牽引裝置拽動滑條開始新的摩擦過程。 這是為了確保模具鋼銷上的累積磨損始終是由“新鮮” 高溫板料所造成。實驗相關參數設置如表1 所示。 實驗進行2 次， 相關結果取2 次實驗的平均值， 以保證可重復性。

表1 高溫摩擦實驗相關參數設定Table 1 Test parameters used in the high temperature tribological tests

1.2 銷-盤摩擦實驗

為了對比高溫滑移摩擦試驗結果， 同時進行了銷-盤摩擦試驗。 研究中采用的Optimol SRV 高溫往復摩擦試驗機是一種典型的銷-盤式摩擦試驗機， 它能加熱試樣至900 ℃。 如圖2 所示， 電磁驅動使上部試樣（銷） 在固定的下部試樣（盤） 上往復摩擦。 上部試樣通過彈簧偏轉加載裝置加載在下部試樣上。 摩擦力是使用一對壓電傳感器測量的。 試驗期間， 使用計算機數據采集和控制系統控制、 監測和測量不同參數。

圖2 SRV 摩擦試驗機Fig.2 SRV friction test machine

在實驗中， 試樣盤由硼鋼（22MnB5） 制成， 處于未涂層狀態， 厚度為8 mm。 試樣銷由SSAB 公司提供的模具鋼Toolox44 制成， 其為直徑2 mm 的圓柱體， 材料參數見表2。 實驗中試樣盤通過電阻加熱方式加溫至200～800 ℃。 基于開爾文電橋方式在摩擦盤的接觸表面邊緣安裝k 型熱電偶， 由NI 9219 數據采集卡記錄數據。 試驗前后， 試樣均被置于正庚烷和乙醇中進行超聲波清洗， 實驗參數見表3。 每一組實驗均進行2 次， 摩擦因數及磨損量取兩次實驗平均值， 以保證可重復性。

表2 合金成分（余量成分是Fe）、初始硬度及表面粗糙度Table 2 Alloying composition （Fe makes up the balance），initial hardness and surface roughness

表3 銷-盤高溫摩擦實驗相關參數設定Table 3 Test parameters used in high temperature tribological tests

2 結果與分析

2.1 高溫滑移摩擦實驗結果

圖3 所示為實驗中滑條在進入摩擦工位前的實時溫度曲線， 通過紅外傳感器測量實際溫度為750 ℃，與表1 中實驗參數設定的滑條溫度保持一致。 圖3 中的實時溫度曲線前段和后段溫度略低于設定溫度， 這是由于加熱爐前后端有開口， 因此導致其中加熱的滑條前后段溫度略低。

圖3 紅外線測量傳感器測量所得滑條在進入摩擦工位前的實時溫度Fig.3 Real-time temperature of the slide strip measured by infrared sensor before it enters the friction station

根據Hertz 接觸理論［18］， 圓弧接觸面得到的點接觸方式可以達到較大的接觸面積。 文中實驗載荷為50 N， 由公式（2） 計算得到接觸壓力為160 MPa，基本達到熱成形過程中最大壓力區間。 但是在實驗中發現， 第一次滑條試驗后， 點接觸迅速演化成面接觸， 在連續更換滑條進行累積摩擦實驗中， 接觸面積較為穩定地保持在3.14 mm2， 如圖4 所示， 至此壓力降為16 MPa。

圖4 高溫摩擦滑移60 cm 后試樣盤SEM形貌（磨痕中深色部分為氧化物）Fig.4 SEM morphology of the sample disk after 60 cm of sliding distance under high temperature friction （the dark part of the wear marks is oxide）

圖5 所示是連續進行3 次滑移摩擦試驗所得的摩擦因數， 摩擦因數呈現了較好的連貫性。 第一次滑移過程中出現摩擦因數明顯上升又回落的磨合現象， 這是因為光潔模具鋼銷表面發生材料轉移形成了磨損顆粒， 造成摩擦阻力瞬間上升， 在隨后的滑移過程中被逐漸壓平， 造成摩擦因數回落。 在第二和第三次滑移的初始階段， 摩擦因數呈現由低上升， 這是由于更換了新的滑條， 粘結在模具鋼銷上的磨損顆粒已經被基本壓平， 重新在光潔的滑條上摩擦， 呈現較低的摩擦因數。 隨著材料轉移的發生， 越來越多的磨損顆粒形成， 進而摩擦因數快速上升， 當重新形成一個磨屑層破裂剝離和磨損顆粒被壓平形成新的磨屑層的平衡階段， 摩擦因數表現為一個穩定區間內波動。

圖5 高溫滑移摩擦實驗所得的摩擦因數Fig.5 Friction coefficient obtained from high temperature slip friction experiment

2.2 銷-盤摩擦實驗在800 ℃溫度下的結果

圖6 所示為實驗溫度設為200 ℃時摩擦盤上表面邊緣的實時測量溫度。 通過熱電偶的方式測量實驗中硼鋼試樣的實際溫度， 實際摩擦實驗在加熱300 s 后進行， 以確保試樣與實際板料加熱時間一致。 當摩擦盤溫度達到設定溫度時， 摩擦實驗開始進行。 在實驗起始階段， 摩擦盤經歷快速升溫， 直至略高于設定溫度。 在電控系統控制下， 大約100 s 后摩擦盤溫度趨于穩定， 略低于設定溫度， 這可能是由于電偶片安裝在試樣邊緣部位所致。 值得注意的是， 圖6 中持續400 s 的記錄中， 并未發現加熱模塊和摩擦過程中的摩擦生熱對試樣溫度產生顯著的“溫度沖擊”， 這表明SRV 試驗機的加熱模塊在實驗溫度范圍內有較好的一致性。

圖6 實驗溫度為200 ℃時摩擦盤上表面邊緣的實時溫度Fig.6 Real-time temperature of the upper surface edge of the friction disk under the experimental temperature of 200 ℃

圖7 所示為4 次銷-盤摩擦實驗所得的摩擦因數曲線。 銷-盤實驗中， 隨著實驗溫度升高， 氧化物覆蓋層逐漸覆蓋摩擦軌道， 磨損機制從三體磨粒磨損逐漸過渡到黏著磨損， 如圖8 所示可以清晰地看到氧化物覆蓋層越來越大。 文中選取實驗溫度接近實際熱成形接觸副的溫度（800 ℃） 下的結果進行分析。 當控制硼鋼試樣盤的溫度到達800 ℃時， 高溫工況下表面的金屬合金氧化速率會提高［19］， 在第一、 第二次實驗初始階段產生較多磨屑， 且高溫下硼鋼試樣較軟，試樣銷陷入摩擦軌道內遇到較大阻力， 因而摩擦因數驟升超過2.5， 激發了設備保護機制， 導致實驗停止（如圖7 所示）。 第三、 第四次實驗并未出現摩擦因數驟升的現象， 但是較多的氧化物和磨屑在摩擦過程中被反復壓實在摩擦軌道內， 形成了磨屑層， 如圖8所示。 根據BENAVIDES［20］研究結果， 在嚴格控制實驗條件一致性之下， 摩擦實驗所得摩擦因數的差異仍能達到20%左右。 實驗過程中的高溫造成了較多的氧化物， 其混合著磨屑在摩擦軌道內實質性地影響了摩擦學行為特征， 應引起研究者注意。 隨著摩擦過程的進行， 堆積的磨屑造成摩擦因數持續升高， 同時在磨屑層表面出現了明顯的劃痕， 表明磨屑層顯著地阻礙了模具鋼銷和硼鋼盤試樣的直接接觸。 在模具鋼銷和硼鋼盤上均發現了大面積覆蓋的磨屑層和磨屑層上的劃痕， 一定程度上解釋了摩擦過程中摩擦因數回落的現象。 這是因為磨屑層被反復壓實之后， 相互接觸中的摩擦阻力較低， 當磨屑層堆積到某個厚度閾值，磨屑層破裂， 使得銷、 盤直接接觸， 摩擦因數再次升高， 造成摩擦因數起伏不定。 同時， 在第三、 第四次實驗中未觸發設備保護機制， 摩擦因數整體是逐漸升高的， 這是歸結于硼鋼盤在實驗過程中由于熱效應變軟， 銷更容易陷入摩擦軌道， 造成了更大的摩擦阻力。

圖7 4 次銷-盤摩擦實驗所得的摩擦因數曲線Fig.7 Friction coefficient curves obtained from four pin-disc friction experiments

圖8 試樣盤不同溫度下試驗后SEM 形貌Fig.8 SEM morphology of sample disc after test at different temperature： （a） room temperature；（b） 400 ℃； （c） 800 ℃

2.3 2 種摩擦實驗結果的比較和討論

2 種實驗方案在運動方式上最大的區別是銷-盤實驗的摩擦副在實驗中是不更換的， 模具鋼銷在較短的摩擦軌道內往復摩擦， 導致磨損顆粒持續累積。 而高溫滑移摩擦實驗在實驗中通過更換滑條， 使模具鋼銷始終在“新鮮” 的硼鋼滑條上摩擦， 這一點更加符合熱成形的實際工況。 不一樣的試驗機運動方式直接導致了2 種實驗所得摩擦因數有較大差異。 比較圖5 和圖7 可看出， 銷-盤摩擦實驗所得摩擦因數在1以上， 而高溫滑移摩擦實驗所得摩擦因數在0.85 左右。 但是， 即便是由高溫滑移摩擦實驗所得的較低摩擦因數， 仍然高于普遍認為的熱成形摩擦因數（為0.3～0.6， 取決于接觸副中是否存在涂層）。 文獻［21］在熱成形過程的有限元工藝分析中， 采用了摩擦因數為0.2 的較低摩擦因數模型。 這往往是因為有限元模型在接觸轉角處單元較小， 造成局部接觸剛度較高， 較低的摩擦因數能避免模型對板料破裂的誤判。 再者， 在熱成形過程中板料與模具實際接觸的空間和時間均不連續， 而在實驗中保持了固定的壓力和接觸面積， 形成了更多的黏結摩擦， 所以摩擦阻力更大。 在銷-盤摩擦試驗機中采用較高壓力（如10 MPa及以上）， 常溫下較硬的模具鋼銷容易嵌入高溫下相對較軟的對摩材料， 導致試驗機保護性停車， 如圖7中曲線1 和2 所示。 高溫滑移摩擦試驗機中相對較大的模具鋼銷接觸面， 可以通過制備成圓弧接觸面的方式， 通過點接觸達到較大的接觸壓力。 但是， 隨著點接觸在摩擦過程中被磨損至面接觸， 在較大載荷下，高溫滑條會被拉斷。 這涉及到接觸副中的名義壓力和局部實際壓力， 將在后續論文中詳細討論。

銷-盤摩擦實驗中有較多的磨屑堆積在摩擦軌道內， 使得摩擦過程實際發生在銷、 盤各自表面的磨屑層之間， 在往復滑動過程中磨屑剝落并逐漸被壓實導致無法脫離摩擦軌道， 而且高溫下的氧化物生成較快，在實驗中基于質量損失計算的磨損量分析中， 銷-盤摩擦實驗所得的硼鋼盤磨損量為負數， 即質量增長， 模具鋼銷磨損量也較小。 在高溫滑移摩擦實驗中， 雖然部分磨損黏結物聚集在摩擦副內， 但是測量所得磨損量為正數， 即質量損失。 模具鋼在銷-盤摩擦實驗和高溫滑移摩擦實驗中的磨損率k（mm3／（N·m））， 如公式（3） 所示。

式中：V為模具鋼銷磨損體積（mm3）；Fn為實驗正壓力（N）；S為摩擦距離（m）。

由式（3） 計算得到， 銷-盤摩擦實驗磨損率為-3.13×10-5mm3／（N·m）， 高溫滑移摩擦實驗測量所得磨損率為4.53×10-4mm3／（N·m）。

從磨痕形貌、 摩擦因數和磨損率3 個方面來看，高溫滑移摩擦實驗相較于銷-盤摩擦實驗更準確地模擬了熱成形過程中模具持續在“新鮮” 高溫板料上的摩擦行為， 更加有利于對熱成形工況下的摩擦學行為展開特征分析和磨損的定量分析。 其次， 它通過更換滑條實現模具鋼銷長距離的摩擦過程， 可以很好地模擬連續沖壓過程中模具鋼的累積磨損行為， 其磨屑在接觸副內的運動也呈現出堆積-壓平-斷裂的“動態” 過程。 但是， 銷-盤摩擦實驗仍然是目前被用來研究工藝參數對摩擦學特性影響的重要手段［16，22］。相對于高溫滑移實驗所得磨屑行為的動態發展過程，銷-盤摩擦實驗接觸副之間的磨屑行為較為“穩定”，在實驗過程中磨屑層會持續增長至某個穩定閾值再剝離， 便于做截面觀測和定性分析。 近年來， 它被用來研究鋁合金熱成形過程中的涂層和磨屑層之間的作用機制［23］， 因為鋁合金板料在熱成形工況下黏結磨損發展較快， 在較短時間內就會形成可測量的磨損堆積物。

高溫滑移摩擦實驗需要控制參數較多， 首先， 模具鋼銷的接觸面形狀直接決定名義接觸面積和壓力，文中實驗采用圓弧接觸面， 形成點接觸以期到達較大的壓力， 但是其在首次滑移過程中就迅速演化成面接觸， 導致壓力顯著降低， 較難保證實驗參數穩定。 而采用平面模具銷， 容易在邊緣區域引起幾何應力集中， 在大載荷的測試中導致高溫滑條拉斷。 其次， 在對板料加熱過程中， 滑條端部始終被室溫的夾具裝夾， 需要用點紅外測溫設備確保摩擦過程前滑條整體達到均衡的實驗溫度。 再者， 通過更換板料滑條的方式實現模具鋼表面累積磨損的方式需要重新裝夾滑條， 加上嚴格的滑條和銷對中性要求， 會導致磨損過程的加速效率較低。 最后， 目前實驗設備無法開展板料在一定應變率下的摩擦學行為研究。

3 結論

針對熱成形的過程中的摩擦行為展開了研究， 通過開展銷-盤摩擦實驗和高溫滑移摩擦實驗， 對兩種實驗的特點和所得結果與實際熱成形工況進行了探討。 總結及展望如下：

（1） 銷-盤摩擦實驗中磨屑被反復壓實在摩擦軌道內， 在黏結磨損為主的情況下導致摩擦過程實際發生在銷、 盤表面的磨屑層之間。

（2） 高溫滑移摩擦實驗中通過更換板料滑條的方式， 使得模具鋼銷始終在“新鮮” 的板料上摩擦，符合實際的熱成形工況。

（3） 雖然從實驗所得的摩擦因數和磨損量來看，銷-盤摩擦實驗的結果與熱成形實際有差異， 但是其摩擦軌道內磨屑持續壓實-剝落的行為利于展開對黏結磨損行為的定量分析。

（4） 熱成形摩擦過程因素較多， 高溫滑移摩擦實驗今后會考慮板料在沖壓中的變形因素及開展接觸副形貌變化規律的研究。