D0L:10.13374f.issn1001-053x.2011.11.010 第33卷第11期 北京科技大学学报 Vol.33 No.11 2011年11月 Journal of University of Science and Technology Beijing Nov.2011 热镀锌DC54钢板耦合变形的摩擦行为 伍婵娟2》 付艳超) 韦习成)回王武荣” 1)上海大学材料科学与工程学院，上海2000722)上海三一科技有限公司研究本院，上海201200 ☒通信作者，E-mail:wxcl028@staf.shu.cdu.cn 摘要采用自行研制的耦合变形的摩擦试验机，研究了热镀锌DC54钢带与淬回火处理的DC53冷作模具钢对偶滑块在耦 合变形条件下的摩擦磨损行为，并用有限元分析了耦合变形的摩擦条件下钢带沿厚向和摩擦面的应力分布。结果表明，在耦 合变形的摩擦条件下，塑性变形是影响钢带摩擦行为的主要因素，随载荷的增加，镀锌钢带与滑块间的摩擦因数增大，磨损越 剧烈. 关键词镀锌钢：钢板：材料磨损：滑动摩擦：塑性变形：磨屑：有限元法 分类号TH117.1 Friction behavior of DC54 hot-dipped galvanized steel strips under the condition of friction coupling with deformation WU Chan-juan'2),FU Yan-chao",WEI Xi-cheng=,WANG Wu-rong") 1)School of Materials Science and Engineering.Shanghai University,Shanghai 200072,China 2)Research Institute,Shanghai SANY Science Technology Co.Ltd.201200,China Corresponding author,E-mail:wxe1028@staff.shu.edu.cn ABSTRACT Frictional wear behavior under the condition of friction coupling with deformation between a DC54 hot-dipped galvanized steel strip and a sliding block made of quench tempering DC53 cold-work die steel was studied on a self-made tester of friction coupling with deformation.Stress distributions along the thickness direction and the rubbing surface of the DC54 hot-dipped galvanized steel strip were calculated by a finite element method.The results showed plastic deformation was the key effect factor of frictional wear behavior under this test condition.With increasing load,friction between the strip and the sliding block increased and the wear got severer. KEY WORDS galvanized steel;steel sheet:wear of materials;sliding friction:plastic deformation:debris;finite element method 为提高汽车的抗腐蚀能力，延长其使用寿命，热 润滑效果，镀锌板的摩擦因数小于非镀锌板.我们 镀锌钢板越来越多地用于制造各种汽车零件.车身 知道，在成形过程中钢板的变形及与模具的摩擦是 零部件制造通常要经历复杂的冲压变形及与模具的 一种耦合行为且总是互为影响的.遗憾的是，上述 刷烈摩擦，如果冲压工艺和模具设计不当，往往会出 研究都仅孤立地考察镀锌板的变形或摩擦行为，难 现开裂现象.这除了与钢板的力学性能这一本质因 以真实地反映热镀锌板成形过程中变形和摩擦的耦 素有关外，还与钢板和模具间摩擦因数随成形过程 合行为. 的变化有关0.摩擦因数是影响热镀锌板成形性能 因此，本文在自行研制的耦合变形的摩擦试验 的重要因素之一回，但在工艺设计过程中，通常将 机上对热镀锌DC54钢板的耦合变形的摩擦行为进 摩擦因数设定为常数.镀锌钢板由于镀锌层的存 行研究，以期指导汽车用镀锌钢板冲压成形工艺的 在，在冲压成形过程中的变形行为与裸板的可能不 优化. 同.Michal等司认为，热镀锌钢板拉伸过程中镀层 1实验材料和方法 和基体在界面开裂之前就已经发生了很大的塑性变 形.Gupta和Kumar的研究表明，由于锌层的固体 本研究采用厚度为0.5mm的DC54热镀锌薄 收稿日期：2010-10-18 基金项目：国家自然科学基金资助项目(50975166)
第 33 卷 第 11 期 2011 年 11 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 33 No． 11 Nov． 2011 热镀锌 DC54 钢板耦合变形的摩擦行为 伍婵娟1，2) 付艳超1) 韦习成1) 王武荣1) 1) 上海大学材料科学与工程学院，上海 200072 2) 上海三一科技有限公司研究本院，上海 201200 通信作者，E-mail: wxc1028@ staff． shu． edu． cn 摘 要 采用自行研制的耦合变形的摩擦试验机，研究了热镀锌 DC54 钢带与淬回火处理的 DC53 冷作模具钢对偶滑块在耦 合变形条件下的摩擦磨损行为，并用有限元分析了耦合变形的摩擦条件下钢带沿厚向和摩擦面的应力分布． 结果表明，在耦 合变形的摩擦条件下，塑性变形是影响钢带摩擦行为的主要因素，随载荷的增加，镀锌钢带与滑块间的摩擦因数增大，磨损越 剧烈． 关键词 镀锌钢; 钢板; 材料磨损; 滑动摩擦; 塑性变形; 磨屑; 有限元法 分类号 TH117． 1 Friction behavior of DC54 hot-dipped galvanized steel strips under the condition of friction coupling with deformation WU Chan-juan1，2) ，FU Yan-chao 1) ，WEI Xi-cheng1) ，WANG Wu-rong1) 1) School of Materials Science and Engineering，Shanghai University，Shanghai 200072，China 2) Research Institute，Shanghai SANY Science ＆ Technology Co． Ltd． ，201200，China Corresponding author，E-mail: wxc1028@ staff． shu． edu． cn ABSTRACT Frictional wear behavior under the condition of friction coupling with deformation between a DC54 hot-dipped galvanized steel strip and a sliding block made of quench tempering DC53 cold-work die steel was studied on a self-made tester of friction coupling with deformation． Stress distributions along the thickness direction and the rubbing surface of the DC54 hot-dipped galvanized steel strip were calculated by a finite element method． The results showed plastic deformation was the key effect factor of frictional wear behavior under this test condition． With increasing load，friction between the strip and the sliding block increased and the wear got severer． KEY WORDS galvanized steel; steel sheet; wear of materials; sliding friction; plastic deformation; debris; finite element method 收稿日期: 2010--10--18 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 50975166) 为提高汽车的抗腐蚀能力，延长其使用寿命，热 镀锌钢板越来越多地用于制造各种汽车零件． 车身 零部件制造通常要经历复杂的冲压变形及与模具的 剧烈摩擦，如果冲压工艺和模具设计不当，往往会出 现开裂现象． 这除了与钢板的力学性能这一本质因 素有关外，还与钢板和模具间摩擦因数随成形过程 的变化有关［1］． 摩擦因数是影响热镀锌板成形性能 的重要因素之一［2］，但在工艺设计过程中，通常将 摩擦因数设定为常数． 镀锌钢板由于镀锌层的存 在，在冲压成形过程中的变形行为与裸板的可能不 同． Michal 等［3］认为，热镀锌钢板拉伸过程中镀层 和基体在界面开裂之前就已经发生了很大的塑性变 形． Gupta 和 Kumar ［4］的研究表明，由于锌层的固体 润滑效果，镀锌板的摩擦因数小于非镀锌板． 我们 知道，在成形过程中钢板的变形及与模具的摩擦是 一种耦合行为且总是互为影响的． 遗憾的是，上述 研究都仅孤立地考察镀锌板的变形或摩擦行为，难 以真实地反映热镀锌板成形过程中变形和摩擦的耦 合行为． 因此，本文在自行研制的耦合变形的摩擦试验 机上对热镀锌 DC54 钢板的耦合变形的摩擦行为进 行研究，以期指导汽车用镀锌钢板冲压成形工艺的 优化． 1 实验材料和方法 本研究采用厚度为 0. 5 mm 的 DC54 热镀锌薄 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2011.11.010
第11期 伍婵娟等：热镀锌DC54钢板耦合变形的摩擦行为 ·1361· 钢板，镀层厚度25m,对偶滑块为淬回火处理的 采用隐式-显式序列求解法（分别模拟实验的第一、 DC53冷作模具钢(HRC60~62).采用自行研制的 二步)，在显式动力分析之前施予钢带预应力进行 耦合变形的摩擦实验装置，实验原理如图1所示 隐式求解. 实验分两步：第一步，沿F方向对钢带施加一定载 隐式计算中采用实体单元Solid185和Pre-con- 荷使其发生一定的变形；第二步，使压头下压一定 dition CG求解器，钢带左端全部约束，右端约束Y、Z 量，张紧并弯曲钢带，以模拟冲压成型过程中钢材的 方向的自由度，对偶压头全部约束.于钢带右端X 张紧变形、在模具圆角处的弯曲情况，接着以一定的 方向施加一定的拉力载荷，求解出预应力.然后转 速度往复摩擦钢带（模拟冲压速度）.DC54钢带试 入显式计算，转换单元类型及材料模型参数，移除对 样为哑铃状，长200mm,宽6mm,厚12mm,往复行 偶压头的约束.约束钢带两端及对偶压头X、Y方向 程60mm:压头曲率半径为20mm.在摩擦耦合实验 的自由度，让压头在Z方向下压一定量压紧钢带， 中，实时测得摩擦力f和正压力V,根据公式f=N 并对其加载一定的滑动速度摩擦钢带，实现摩擦耦 以为摩擦因数)得到：-大，并取其整个实验过程 合变形过程，以得到该实验条件下钢带的应力分布 规律.采用Sweep方式划分网格和ASTS自动面面 中的均值，作为有限元模拟时摩擦因数的参考取值. 接触算法，动摩擦因数根据实验测得的数据取其平 实验结束后的钢带试样进行磨损表面形貌及厚向组 均值，设定为0.15.钢带的屈服强度为140MPa,钢 织变形分析.考虑到DC54钢带的强度较低，在摩擦 带和压头单元数分别为18000和1152，实测得到其 耦合变形的条件下很容易断裂，故在后续结果分析中 弹性模量分别为170GPa和180GPa;泊松比分别为 磨损后形貌和能谱分析试样的实验时间均为250s. 0.28和0.3：密度分别为7830kgm3和7930kgm-3 钢带表面和厚向组织形貌采用正立式尼康 LV150金相显微镜观察，以分析载荷、压头压下量及 滑动速度等实验因素对形变量的影响.热镀锌钢 带在施加预载荷前后的表面粗糙度R,变化采用 TR200手持式粗糙度仪测试.钢带耦合变形的摩 擦实验后的磨损表面形貌和磨屑形貌及其成分采 用配备能谱分析的Apollo300热场发射扫描电子 图2压头与钢带摩擦的有限元模型 Fig.2 FEM model of friction between the sliding block and the steel 显微镜(SEM)进行研究，以探讨其磨损机理，其中 磨屑的分离采用Predic公司生产的RPD旋转式铁 2实验结果和讨论 谱仪. 2.1DC54钢带的形变量和摩擦因数的耦合对应 关系 图3为压头下压量20mm,拉伸载荷128MPa 压头 滑动方向 钢带试样 时，滑动速度分别为40、56和72m·s-时钢带形变 50 05 数据 20 mm.128 MPa 传动轮 力传感器 信号 转换一 采集 数据 处理 输出 04 图1耦合摩擦变形实验装置原理图 30 03 Fig.I Schematic drawing of the self-made tester of friction cou- -。一40mm+s4 20 --56 mm-s 02野 pling with deformation ⊙=720+编 01 有限单元法作为迅速发展起来的一种现代计算 方法，己成为研究金属塑性成型行为及各种物理场 100 200 300 400 500 600 的有力工具.采用有限元(FEM)技术分析耦合变形 时间A 的摩擦过程中钢带的应力分布规律是一种可行的 图3不同滑动摩擦速度条件下DC54钢带的形变量和相对应的摩 方法 擦因数 基于图1建立了如图2所示的有限元模型.针 Fig.3 Curves of the deformation of DC54 steel and the corresponding friction coefficient at different friction velocities 对DC54钢耦合变形的摩擦过程的综合分析，本文
第 11 期 伍婵娟等: 热镀锌 DC54 钢板耦合变形的摩擦行为 钢板，镀层厚度 25 μm，对偶滑块为淬回火处理的 DC53 冷作模具钢( HRC 60 ～ 62) ． 采用自行研制的 耦合变形的摩擦实验装置，实验原理如图 1 所示． 实验分两步: 第一步，沿 F 方向对钢带施加一定载 荷使其发生一定的变形; 第二步，使压头下压一定 量，张紧并弯曲钢带，以模拟冲压成型过程中钢材的 张紧变形、在模具圆角处的弯曲情况，接着以一定的 速度往复摩擦钢带( 模拟冲压速度) ． DC54 钢带试 样为哑铃状，长 200 mm，宽 6 mm，厚 12 mm，往复行 程 60 mm; 压头曲率半径为 20 mm． 在摩擦耦合实验 中，实时测得摩擦力 f 和正压力 N，根据公式 f = μN ( μ 为摩擦因数) 得到 μ = f N ，并取其整个实验过程 中的均值，作为有限元模拟时摩擦因数的参考取值． 实验结束后的钢带试样进行磨损表面形貌及厚向组 织变形分析． 考虑到 DC54 钢带的强度较低，在摩擦 耦合变形的条件下很容易断裂，故在后续结果分析中 磨损后形貌和能谱分析试样的实验时间均为250 s． 钢带表面和厚 向 组 织 形 貌 采 用 正 立 式 尼 康 LV150 金相显微镜观察，以分析载荷、压头压下量及 滑动速度等实验因素对形变量的影响． 热镀锌钢 带在施加预载荷前后的表面粗糙度 Ra 变化采用 TR200 手持式粗糙度仪测试． 钢带耦合变形的摩 擦实验后的磨损表面形貌和磨屑形貌及其成分采 用配备能谱分析的 Apollo300 热场发射扫描电子 显微镜( SEM) 进行研究，以探讨其磨损机理，其中 磨屑的分离采用 Predic 公司生产的 RPD 旋转式铁 谱仪． 图 1 耦合摩擦变形实验装置原理图 Fig． 1 Schematic drawing of the self-made tester of friction coupling with deformation 有限单元法作为迅速发展起来的一种现代计算 方法，已成为研究金属塑性成型行为及各种物理场 的有力工具． 采用有限元( FEM) 技术分析耦合变形 的摩擦过程中钢带的应力分布规律是一种可行的 方法［5］． 基于图 1 建立了如图 2 所示的有限元模型． 针 对 DC54 钢耦合变形的摩擦过程的综合分析，本文 采用隐式--显式序列求解法( 分别模拟实验的第一、 二步) ，在显式动力分析之前施予钢带预应力进行 隐式求解． 隐式计算中采用实体单元 Solid185 和 Pre-condition CG 求解器，钢带左端全部约束，右端约束 Y、Z 方向的自由度，对偶压头全部约束． 于钢带右端 X 方向施加一定的拉力载荷，求解出预应力． 然后转 入显式计算，转换单元类型及材料模型参数，移除对 偶压头的约束． 约束钢带两端及对偶压头 X、Y 方向 的自由度，让压头在 Z 方向下压一定量压紧钢带， 并对其加载一定的滑动速度摩擦钢带，实现摩擦耦 合变形过程，以得到该实验条件下钢带的应力分布 规律． 采用 Sweep 方式划分网格和 ASTS 自动面面 接触算法，动摩擦因数根据实验测得的数据取其平 均值，设定为 0. 15． 钢带的屈服强度为 140 MPa，钢 带和压头单元数分别为 18 000 和 1 152，实测得到其 弹性模量分别为 170 GPa 和 180 GPa; 泊松比分别为 0. 28 和0. 3; 密度分别为7830 kg·m －3 和7930 kg·m －3 ． 图 2 压头与钢带摩擦的有限元模型 Fig． 2 FEM model of friction between the sliding block and the steel 2 实验结果和讨论 2. 1 DC54 钢带的形变量和摩擦因数的耦合对应 关系 图 3 不同滑动摩擦速度条件下 DC54 钢带的形变量和相对应的摩 擦因数 Fig． 3 Curves of the deformation of DC54 steel and the corresponding friction coefficient at different friction velocities 图 3 为压头下压量 20 mm，拉伸载荷 128 MPa 时，滑动速度分别为 40、56 和 72 m·s － 1 时钢带形变 ·1361·
·1362· 北京科技大学学报 第33卷 量与摩擦因数的对应关系.为了更好地表示出形变 合阶段类似.由于相对运动，表面逐渐被磨得平滑， 量的增大趋势，用红色的线条拟合实验测得的形变 真实接触面积逐渐增大，磨损速率减缓，摩擦因数减 量一实验时间曲线.可以看出，在耦合变形的摩擦过 小并逐渐进入稳定磨损阶段 程中，DC54钢带的摩擦因数随滑动摩擦速度的增大 图4为DC54钢带在原始态和仅受拉力作用 而增大，塑性变形主要发生在实验开始阶段(0~ (拉伸载荷183MPa)、形变量为15mm(对应的应变 250s),随后趋于平缓.塑性变形集中发生的区间正 量为7.5%)时表面镀层的金相照片.由图4(b)圈 是摩擦因数剧烈波动的阶段.当塑性变形趋于平缓 出的部分可以看出，镀锌层发生了明显拉裂现象，其 时，摩擦因数也趋于稳定.这种对应关系表明，在耦 表面粗糙度R,从原始的0.836um增大到变形后的 合变形的摩擦条件下，塑性变形是影响钢带摩擦行 1.362μm.这是因为变形导致表面粗糙度增大，使 为的主要因素 得在实验初始阶段的摩擦因数较大.随着实验的进 在实验的初始阶段，由于变形剧烈，磨损量相对 行，锌层剥落以及镀锌层的固体润滑作用西，摩擦 较高，摩擦因数大且波动剧烈，这与机械零部件的磨 因数逐渐降低. 图4表面镀锌层拉伸前后金相图.()拉伸前：(b)拉伸后 Fig.4 Metallographs of the zine coating before (a)and after being stretched (b) 2.2DC54钢带形变量和纵截面显微组织 40 图5和图6分别为压头下压量20mm,滑动速 --72 MPa -a-128MP 度40mm·s-1,拉伸载荷分别为72、128和183MPa 30 --183 MPa 所对应的DC54钢带的形变量一时间关系图以及在 20 mm.40 mm.s 实验时间为250s时其纵截面的组织变形图 20 载荷增加，试样的塑性形变量增加（图5），其微 观组织的形变量增大（图6），晶粒沿外力轴方向伸 长越长.在实验的初始阶段钢带的形变较大，之后 变形逐渐趋于平缓（图5）.随着形变量的增加，晶 50 100150200250 300 内塑性变形均匀地进行，滑移线密度及位错密度迅 时间在 速增大，晶体的变形抗力增大，晶粒沿外力轴方向的 继续延伸较少) 图5拉伸载荷对形变量的影响 Fig.5 Effect of tensile load on deformation 图7为压头下压量20mm、拉伸载荷128MPa、 滑动速度56mm·s-1条件下，DC54钢带纵截面上接 如图7所示的摩擦面比非摩擦面品粒变形大的 近摩擦面和非摩擦面的组织形貌比较.摩擦表面附 特征. 近的晶粒比非摩擦面附近晶粒更扁平细长.结合有 2.3DC54钢带磨损表面SEM图 限元模拟图8，在厚向上的应力由表面向材料中部 摩擦表面形貌直接反映机械零件的磨损机理， 逐渐减小，且由于弯曲应力及摩擦剪切力的综合作 不同磨损过程后的磨损表面形貌差别很大网.图9 用，摩擦表面的应力大于非摩擦表面.因此表现出 为下压量为20mm,滑动速度40mm·s1,拉伸载荷
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 量与摩擦因数的对应关系． 为了更好地表示出形变 量的增大趋势，用红色的线条拟合实验测得的形变 量--实验时间曲线． 可以看出，在耦合变形的摩擦过 程中，DC54 钢带的摩擦因数随滑动摩擦速度的增大 而增大，塑性变形主要发生在实验开始阶段( 0 ～ 250 s) ，随后趋于平缓． 塑性变形集中发生的区间正 是摩擦因数剧烈波动的阶段． 当塑性变形趋于平缓 时，摩擦因数也趋于稳定． 这种对应关系表明，在耦 合变形的摩擦条件下，塑性变形是影响钢带摩擦行 为的主要因素． 在实验的初始阶段，由于变形剧烈，磨损量相对 较高，摩擦因数大且波动剧烈，这与机械零部件的磨 合阶段类似． 由于相对运动，表面逐渐被磨得平滑， 真实接触面积逐渐增大，磨损速率减缓，摩擦因数减 小并逐渐进入稳定磨损阶段［6］． 图 4 为 DC54 钢带在原始态和仅受拉力作用 ( 拉伸载荷 183 MPa) 、形变量为 15 mm( 对应的应变 量为 7. 5% ) 时表面镀层的金相照片． 由图 4( b) 圈 出的部分可以看出，镀锌层发生了明显拉裂现象，其 表面粗糙度 Ra从原始的 0. 836 μm 增大到变形后的 1. 362 μm． 这是因为变形导致表面粗糙度增大，使 得在实验初始阶段的摩擦因数较大． 随着实验的进 行，锌层剥落以及镀锌层的固体润滑作用［4］，摩擦 因数逐渐降低． 图 4 表面镀锌层拉伸前后金相图 . ( a) 拉伸前; ( b) 拉伸后 Fig． 4 Metallographs of the zinc coating before ( a) and after being stretched ( b) 2. 2 DC54 钢带形变量和纵截面显微组织 图 5 和图 6 分别为压头下压量 20 mm，滑动速 度 40 mm·s － 1 ，拉伸载荷分别为 72、128 和 183 MPa 所对应的 DC54 钢带的形变量--时间关系图以及在 实验时间为 250 s 时其纵截面的组织变形图． 载荷增加，试样的塑性形变量增加( 图 5) ，其微 观组织的形变量增大( 图 6) ，晶粒沿外力轴方向伸 长越长． 在实验的初始阶段钢带的形变较大，之后 变形逐渐趋于平缓( 图 5) ． 随着形变量的增加，晶 内塑性变形均匀地进行，滑移线密度及位错密度迅 速增大，晶体的变形抗力增大，晶粒沿外力轴方向的 继续延伸较少［7］． 图 7 为压头下压量 20 mm、拉伸载荷 128 MPa、 滑动速度 56 mm·s － 1 条件下，DC54 钢带纵截面上接 近摩擦面和非摩擦面的组织形貌比较． 摩擦表面附 近的晶粒比非摩擦面附近晶粒更扁平细长． 结合有 限元模拟图 8，在厚向上的应力由表面向材料中部 逐渐减小，且由于弯曲应力及摩擦剪切力的综合作 用，摩擦表面的应力大于非摩擦表面． 因此表现出 图 5 拉伸载荷对形变量的影响 Fig． 5 Effect of tensile load on deformation 如图 7 所示的摩擦面比非摩擦面晶粒变形大的 特征． 2. 3 DC54 钢带磨损表面 SEM 图 摩擦表面形貌直接反映机械零件的磨损机理， 不同磨损过程后的磨损表面形貌差别很大［8］． 图 9 为 下压量为20mm，滑动速度40mm·s － 1 ，拉伸载荷 ·1362·
第11期 伍婵娟等：热镀锌DC54钢板耦合变形的摩擦行为 ·1363· 50 um 图6不同载荷条件下DC54钢带纵截面显微组织.(a)原始组织：(b)128MPa:(c)183MPa Fig.6 Microstructures of DC54 steel along the longitudinal section under different loads:(a)original microstructure:(b)128 MPa:(c)183 MPa 图7DC54钢带纵截面的形变组织.(a)摩擦面：(b)非摩擦面 Fig.7 Deformation microstructures of DC54 steel on the longitudinal section:(a)friction surface:(b)non-friction surface 基体受犁削磨损产生的沟痕和塑性流动现象 实验载荷增加时，钢带表面的镀锌层在高载荷 下由于变形和摩擦的耦合作用使得镀层剥落严重 镀锌层磨损或剥落后，裸露的基体极易与对偶表面 黏着而出现如图9(b)所示的黏着磨损现象.黏结 310461585120.067178.549237.03 瘤随后从母体脱落又可能进入摩擦表面成为磨粒， 32.34590.826149308207.789266.271 EXPLIC 加剧磨损.从图9可以发现，在磨损表面均存在磨 图8DC54钢带变形耦合摩擦应力分布（单位：MPa) 粒磨损和黏着磨损的迹象， Fig.8 Stress distribution of DC54 steel under friction cou- 2.4DC54钢带磨屑分析 pling with deformation (unit:MPa) 磨损作为材料的一种失效形式，其副产品一 分别为72、128和183MPa所对应的DC54钢带磨损 磨粒的形态特征与磨损的破坏机理密切相关.研究 表面的SEM图.随着载荷增加，DC54钢带表层剥落面 磨粒特征与磨损机制及其程度的关系具有重要的意 积越大，深度越深，磨损加剧.图9（©）还可明显地看到 义.图10和图11是从磨损表面捡拾的磨屑的能谱 b时 (e) 图9不同载荷条件下DC54钢带表面磨损形貌.(a)72MPa:(b)128MPa:(c)183MPa Fig.9 Wear morphology of DC54 steel under different loads:(a)72 MPa:(b)128 MPa:(c)183 MPa
第 11 期 伍婵娟等: 热镀锌 DC54 钢板耦合变形的摩擦行为 图 6 不同载荷条件下 DC54 钢带纵截面显微组织 . ( a) 原始组织; ( b) 128 MPa; ( c) 183 MPa Fig． 6 Microstructures of DC54 steel along the longitudinal section under different loads: ( a) original microstructure; ( b) 128 MPa; ( c) 183 MPa 图 7 DC54 钢带纵截面的形变组织 . ( a) 摩擦面; ( b) 非摩擦面 Fig． 7 Deformation microstructures of DC54 steel on the longitudinal section: ( a) friction surface; ( b) non-friction surface 图 8 DC54 钢带变形耦合摩擦应力分布( 单位: MPa) Fig． 8 Stress distribution of DC54 steel under friction coupling with deformation ( unit: MPa) 图 9 不同载荷条件下 DC54 钢带表面磨损形貌 . ( a) 72 MPa; ( b) 128 MPa; ( c) 183 MPa Fig． 9 Wear morphology of DC54 steel under different loads: ( a) 72 MPa; ( b) 128 MPa; ( c) 183 MPa 分别为 72、128 和 183 MPa 所对应的 DC54 钢带磨损 表面的 SEM 图． 随着载荷增加，DC54 钢带表层剥落面 积越大，深度越深，磨损加剧． 图9( c) 还可明显地看到 基体受犁削磨损产生的沟痕和塑性流动现象． 实验载荷增加时，钢带表面的镀锌层在高载荷 下由于变形和摩擦的耦合作用使得镀层剥落严重． 镀锌层磨损或剥落后，裸露的基体极易与对偶表面 黏着而出现如图 9( b) 所示的黏着磨损现象． 黏结 瘤随后从母体脱落又可能进入摩擦表面成为磨粒， 加剧磨损． 从图 9 可以发现，在磨损表面均存在磨 粒磨损和黏着磨损的迹象． 2. 4 DC54 钢带磨屑分析 磨损作为材料的一种失效形式，其副产品——— 磨粒的形态特征与磨损的破坏机理密切相关． 研究 磨粒特征与磨损机制及其程度的关系具有重要的意 义． 图 10 和图 11 是从磨损表面捡拾的磨屑的能谱 ·1363·
·1364· 北京科技大学学报 第33卷 分析(EDS)结果.图10的片状磨屑的分析显示，其 主要成分是锌，说明其是剥落的镀锌层 阿 回 0 Fe Ka Zn Ka 图10片状磨屑形貌与能谱图.(a)片状磨屑形貌：(b)Fe元素的EDS图：(c)Zn元素的EDS图 Fig.10 Morphology and EDS results of flake debris:(a)morphology of flake debris:(b)EDS of Fe element:(c)EDS of Zn element Fe Ka ZnKa 图11条状磨屑形貌与能谱图.(a)条状磨屑形貌：(b)Fe元素的EDS图：(c)Zn元素的EDS图 Fig.11 Morphology and EDS results of strip debris:(a)morphology of strip debris:(b)EDS of Fe element:(c)EDS of Zn element 研究显示0，镀层在摩擦条件下的磨损失效 粒条状磨屑则主要由于金属间的黏着作用及细小的 主要表现为犁沟、微切削、微断裂、黏着和疲劳剥落 磨屑在摩擦表面压紧聚集而成的. 等材料去除机制.在摩擦应力的作用下，涂层自身 3结论 缺陷如孔、夹杂物或微裂纹被诱发、扩展，效果相当 于在涂层内部萌生磨损微裂纹.本研究条件是一种 (1)在耦合变形的摩擦条件下，塑性变形集中 耦合变形的摩擦过程，带材不仅要承受摩擦剪切力 发生的阶段摩擦因数波动剧烈，塑性变形是影响钢 而且还要承受拉伸和弯曲的作用，因此易在摩擦表 带摩擦行为的重要因素. 面及以下一定深度应力较大（见图8所示的FEM分 (2)在摩擦耦合变形条件下，在厚向上的应力 析).同时由于镀层和基体结合力较弱且二者的变 由表面向中心递减，但摩擦表面的应力大于非摩擦 形协调性不足，随着实验的进行，一方面应力的进一 表面.摩擦影响层的组织形变量比非摩擦表层大. 步累积使得在界面上出现微裂纹，另一方面带材的 (3)在实验的初始阶段，由于镀锌层的剥落，出 拉伸变形会诱发镀层表面开裂，当表面下裂纹扩展 现块状磨屑.之后，出现以Fe为主要成分的条状 并与表面裂纹聚合时，镀层将以薄片状磨屑的形式 磨屑 剥落. 此外，对磨屑的分析中还发现大量长条状磨屑， 参考文献 如图11(a)所示.能谱分析显示条状磨屑的成分主 要是Fe,如图11(b)和(c)所示.除少数大颗粒外， [1]Zhang L Y,Zuo L,LiJ,et al.Friction coefficient of galvannealed IF sheet steel for auto.Spec Steel,2005,26(4):9 这些磨屑均很细小.笔者认为，这些细小的条状磨 (张理扬，左良，李俊，等。汽车用合金化热镀锌F钢表面摩擦 屑可能是带材基体因犁沟效应所产生的.少数大颗 系数.特殊钢，2005,26(4)：9)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 分析( EDS) 结果． 图 10 的片状磨屑的分析显示，其 主要成分是锌，说明其是剥落的镀锌层． 图 10 片状磨屑形貌与能谱图 . ( a) 片状磨屑形貌; ( b) Fe 元素的 EDS 图; ( c) Zn 元素的 EDS 图 Fig． 10 Morphology and EDS results of flake debris: ( a) morphology of flake debris; ( b) EDS of Fe element; ( c) EDS of Zn element 图 11 条状磨屑形貌与能谱图 . ( a) 条状磨屑形貌; ( b) Fe 元素的 EDS 图; ( c) Zn 元素的 EDS 图 Fig． 11 Morphology and EDS results of strip debris: ( a) morphology of strip debris; ( b) EDS of Fe element; ( c) EDS of Zn element 研究显示［9--10］，镀层在摩擦条件下的磨损失效 主要表现为犁沟、微切削、微断裂、黏着和疲劳剥落 等材料去除机制． 在摩擦应力的作用下，涂层自身 缺陷如孔、夹杂物或微裂纹被诱发、扩展，效果相当 于在涂层内部萌生磨损微裂纹． 本研究条件是一种 耦合变形的摩擦过程，带材不仅要承受摩擦剪切力 而且还要承受拉伸和弯曲的作用，因此易在摩擦表 面及以下一定深度应力较大( 见图 8 所示的 FEM 分 析) ． 同时由于镀层和基体结合力较弱且二者的变 形协调性不足，随着实验的进行，一方面应力的进一 步累积使得在界面上出现微裂纹，另一方面带材的 拉伸变形会诱发镀层表面开裂，当表面下裂纹扩展 并与表面裂纹聚合时，镀层将以薄片状磨屑的形式 剥落． 此外，对磨屑的分析中还发现大量长条状磨屑， 如图 11( a) 所示． 能谱分析显示条状磨屑的成分主 要是 Fe，如图 11( b) 和( c) 所示． 除少数大颗粒外， 这些磨屑均很细小． 笔者认为，这些细小的条状磨 屑可能是带材基体因犁沟效应所产生的． 少数大颗 粒条状磨屑则主要由于金属间的黏着作用及细小的 磨屑在摩擦表面压紧聚集而成的． 3 结论 ( 1) 在耦合变形的摩擦条件下，塑性变形集中 发生的阶段摩擦因数波动剧烈，塑性变形是影响钢 带摩擦行为的重要因素． ( 2) 在摩擦耦合变形条件下，在厚向上的应力 由表面向中心递减，但摩擦表面的应力大于非摩擦 表面． 摩擦影响层的组织形变量比非摩擦表层大． ( 3) 在实验的初始阶段，由于镀锌层的剥落，出 现块状磨屑． 之后，出现以 Fe 为主要成分的条状 磨屑． 参 考 文 献 ［1］ Zhang L Y，Zuo L，Li J，et al． Friction coefficient of galvannealed IF sheet steel for auto． Spec Steel，2005，26( 4) : 9 ( 张理扬，左良，李俊，等． 汽车用合金化热镀锌 IF 钢表面摩擦 系数． 特殊钢，2005，26( 4) : 9) ·1364·