尚方方，周振宇,樸鐘宇，葉國云,葉青云,秦紅玲,夏慶超

(1.三峽大學 水電機械設(shè)備設(shè)計與維護湖北省重點實驗室，湖北 宜昌 443000；2.浙江工業(yè)大學 機械工程學院，浙江 杭州 310023；3.寧波如意股份有限公司，浙江 寧波 315000； 4.浙江大學 機械工程學院，浙江 杭州 310063)

引言

隨著機械動力產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展，內(nèi)燃機已被應用于交通運輸、工業(yè)以及農(nóng)業(yè)生產(chǎn)等各個領(lǐng)域[1-3]。鋁合金液壓缸作為內(nèi)燃機最重要的組成部分，承擔著類似人體心臟的功能。目前，鋁合金液壓缸的工作環(huán)境日益惡化，并且運行強度不斷提高，使得鋁合金液壓缸需要經(jīng)受巨大的挑戰(zhàn)。鋁合金液壓缸的主要失效形式有磨損、燒蝕、結(jié)膠。其中，磨損是鋁合金液壓缸缸體表面最常見、最大量的一種失效方式，會直接導致內(nèi)燃機功率降低、燃氣泄漏，甚至是鋁合金液壓缸與活塞間出現(xiàn)卡死的嚴重事故。其面對惡劣的服役環(huán)境和工況時，需要保持較好表面形態(tài)并延長使役壽命，因此對材料表面性能提出了較高要求。在一定工作環(huán)境下，材料表面的質(zhì)量直接決定材料的磨損性能。因此，提升其表面質(zhì)量是提升其抗磨損性能的主要途徑。同時，由于配合等限制，對鋁合金缸體表面粗糙度也存在一定的要求。

超聲滾壓是可以同時實現(xiàn)鋁合金缸體表面表面強化以及表面光整的一體化加工方案。其在表面強化和表面光整間達到了良好的平衡，綜合提升了材料的表面性能，故在提升材料抗磨損性能方面被認為是一項有潛力的加工技術(shù)[4-6]。在加工時，滾壓刀具在一定的靜壓力和超聲振動協(xié)同作用下接觸試樣表面，隨后發(fā)生自轉(zhuǎn)并向待加工區(qū)域移動。試樣表面在壓縮和剪切應力的作用下產(chǎn)生塑性變形[7-9]。加工區(qū)域表面的微觀凸峰因塑性流動向微觀凹谷流動填充，有效平整了表面形貌[10]。同時塑性變形激活了位錯運動，使表面衍生出大量的晶體學缺陷進而改變了表層微觀結(jié)構(gòu)[10-16]。

各國學者廣泛研究表明，滾壓加工是一項具有很大潛力提高設(shè)備表面抗磨損能力的技術(shù)。YIN M G 等[17]研究了滾壓加工對Inconel 690合金抵抗沖擊滑動磨損行為的影響。滾壓加工促使試樣表面晶粒細化，在試樣表面引入殘余壓應力，因此有效降低了試樣的沖擊動能吸收率和摩擦系數(shù)，增加了試樣耐磨性。

HERBSTER M等[18]對骨科植入物CoCr28Mo6進行滾壓加工，在加工作用下試樣表層的相從面心立方堆積轉(zhuǎn)變?yōu)榱矫芏逊e，這有效增大了試樣的表層硬度，進而增強了骨科植入物CoCr28Mo6的抗磨損能力。REN Z等[19]在傳統(tǒng)滾壓加工的基礎(chǔ)上引入了超聲振動輔助，對鈦合金Ti5All4Mo6V2Nb1Fe實施超聲滾壓加工，這進一步迫使試樣的表層發(fā)生塑性變形，誘發(fā)了位錯的發(fā)生、積累、滑動和重新排列，從而進一步提高了表層的硬度，并引入了更大的殘余壓應力。表層性能的提升對鈦合金Ti5Al4Mo6V2Nb1Fe的微動磨損性能有著極大的提升，使得加工試樣磨損量僅為原始試樣30%。

綜上，滾壓加工在一定程度上增強了試樣的抗磨損性能，而超聲振動輔助可以進一步提升滾壓加工后試樣的抗磨損性能，這主要歸因于超聲振動能進一步降低試樣的表面粗糙度，增大表面硬度和殘余壓應力。然而，到目前為止，超聲振動輔助對于滾壓加工的促進機制仍沒有較好解釋。

在本研究中，使用超聲滾壓加工對可用于液壓缸材料的鋁合金試樣進行表面強化，同時基于分子動力學解釋超聲振動對滾壓加工的強化機制。激光共聚焦顯微鏡被用來表征加工后試樣的表面粗糙度；光學顯微鏡被用來表征加工后試樣橫截面的金相組織；顯微硬度儀被用來表征加工后試樣的截面硬度。通過干摩擦試驗對加工前后鋁合金試樣的摩擦性能進行對比研究，考察滾壓誘導表面梯度納米結(jié)構(gòu)對磨損行為的改善機制，并闡述相關(guān)機理。

1 試驗和仿真

1.1 滾壓加工試驗和表征

7075鋁合金廣泛應用于缸體的制作，故選取7075鋁合金作為試驗材料，試樣尺寸為30 mm×80 mm×10 mm的長方體板材，加工面是尺寸為30 mm×80 mm的平面。7075鋁合金的化學成分及在室溫條件下的力學性能如表1及表2所示。在滾壓加工前需清除試樣表面拉毛和切屑瘤以保證表面特征形態(tài)均勻。

表1 7075鋁合金化學成分Tab.1 Chemical composition of 7075 aluminum alloy

表2 7075鋁合金力學性能Tab.2 Mechanical properties of 7075 aluminum alloy

圖1顯示了超聲滾壓加工裝置，由多珠平面滾壓刀具，超聲振動工件夾持平臺、Kistler測力傳感器組成。滾壓刀具通過多功能夾頭安裝于XK-714數(shù)控銑床的主軸處，由自行編寫的數(shù)控銑床程序控制刀具的運行。超聲振動工件夾持平臺整體采用螺栓連接的方式安裝在Kistler測力傳感器上，采用與機床分離的安裝方式能夠精準測量出加工過程中試樣所受的力。超聲振動工件夾持平臺以20 kHz頻率和9 μm振幅在垂直方向?qū)υ嚇邮┘映曊駝?。Kistler測力傳感器利用螺栓與XK-714數(shù)控銑床的T形槽剛性連接，固定在數(shù)控銑床的工作臺上。根據(jù)前期優(yōu)化的加工參數(shù)進行無超聲滾壓加工和超聲滾壓加工，具體加工參數(shù)列于表3。

表3 四組滾壓工藝參數(shù)Tab.3 Four groups of rolling process parameters

圖1 超聲滾壓加工裝置Fig.1 Ultrasonic rolling processing device

1.2 試樣表征及摩擦磨損試驗

使用白光干涉儀表征加工前后試樣的表面粗糙度，測量范圍為489.5 μm×489.5 μm。選擇3個試樣，對每個試樣的表面隨機選取5個測量區(qū)域，取平均值作為評價指標。使用DMS-553 光學顯微鏡對試樣拋光后橫截面的金相結(jié)構(gòu)進行表征。使用HV-1000顯微硬度計表征拋光后試樣橫截面的硬度分布，載荷為50 g，加載時間為15 s。選擇3個試樣，對每個試樣的橫截面進行5列測量點的硬度測量，取每行硬度的平均值作為評價指標。

摩擦磨損性能測試使用UMT-3型摩擦磨損試驗機，采用球-盤接觸方式往復運動形式在室溫18～25 ℃ 和相對濕度50%～60%下進行測試。上試樣為直徑8 mm 的GCr15鋼球，硬度65 HRC；下試樣為未加工試樣與超聲滾壓試樣。在摩擦磨損試驗前，對2個試樣表面進行打磨處理，避免表面形貌對磨損行為產(chǎn)生影響，打磨后表面粗糙度低于0.1 μm。在20 N載荷、2 Hz頻率、4 mm往復行程和60 min試驗時間下，對2組試樣進行了平行的干磨損試驗。對3，5，10，20，40，60 min時的磨痕形貌和磨損體積使用掃描電子顯微鏡和激光共聚焦顯微鏡進行測定。

1.3 分子動力學模擬

為了定性研究超聲振動對于滾壓加工的影響，基于分子動力學簡化加工過程，建立超聲振動分子動力學模型，如圖2所示。分子動力學模型由單晶鋁基體(289 ?×217 ?×251 ?，共有768000個鋁原子)和金剛石球形壓頭(半徑30 ?，共有19885個碳原子)組成。金剛石球形壓頭在鋁基體表面滾動，下壓量為25 ?，進給速度為5 ?/ps，滾動距離為175 ?。基體沿z軸施加超聲振動，振動頻率為100 GHz，振幅與工件的晶格常數(shù)近似，為0.5 ?。作為對比，引入無振動狀態(tài)下的滾壓模擬。出于對計算效率和計算精度的綜合考量，模擬時間和模型尺寸均遠小于實際情況。選擇L-J勢函數(shù)來模擬C-Al原子間作用力，如式(1)所示[20]，選擇EAM勢函數(shù)來模擬Al-Al原子間的作用力，如式(2)所示，參數(shù)列于表4、表5。

圖2 分子動力學模型Fig.2 Molecular dynamics model

表5 Al-Al原子間EAM勢函數(shù)的參數(shù)值Tab.5 Parameter values of EAM potential function between Al atoms

(1)

式中，VLJ——分子間勢能

r——原子間距離

ε——勢阱的深度

σ——粒子-粒子勢能為0時的距離

定義L-J勢函數(shù)所需的參數(shù)如表4所示。

表4 C-Al原子間L-J勢函數(shù)的參數(shù)值Tab.4 Parameter values of L-J potential function between C-Al atoms

(2)

式中，E——晶體的總能量

Φij——相距rij的原子i和j之間的配對能量

Fi——將1個原子i嵌入到1個電子密度為ρi的區(qū)域點的嵌入能

re——最近鄰原子之間的平衡間距

A，B，α和β——4個待定參數(shù)

κ和λ——2個用于截斷的附加參數(shù)

fi(rij)——相距rij的原子j在原子i位點產(chǎn)生的電子密度

定義EAM勢函數(shù)所需的參數(shù)列于表5[22]。

2 試驗結(jié)果和討論

2.1 加工力信號

加工過程中的法向力Fz和切向力Ft可以有效反映加工時試樣的塑性變形狀態(tài)。圖3a和圖3c所示為加工和超聲滾壓加工時Fz(超)隨加工時間的變化。滾壓加工和超聲滾壓加工過程中Fz總體處于平穩(wěn)狀態(tài)，波動較小。但在滾壓刀具在進給換向時Fz都會產(chǎn)生一個向下的尖峰。這是因為滾壓刀具換向時，進給速度會降至0，這減小了Fz。此外，對比圖3a和圖3c可以發(fā)現(xiàn)，超聲振動的激勵可以有效降低滾壓加工過程中的Fz(超)。

圖3 加工過程力Fig.3 Processing force

圖3b和圖3d所示為滾壓加工和超聲滾壓加工整體過程的Fz和Ft的分布，圖中箱圖的中心白線代表平均力的大小，箱體的邊線代表25%和75%數(shù)據(jù)的大小，虛線代表10%和90%數(shù)據(jù)的大小，可以直觀體現(xiàn)加工時力的分布范圍，減少極端值的影響。滾壓加工Fz(滾)的平均值為1302 N，而超聲滾壓加工Fz(超)的平均值為1146 N。超聲振動輔助顯著降低了Fz(超)的平均值，同時并未增大Fz(超)的波動性。Fz(超)的減小是因為超聲振動作用下試樣發(fā)生了聲軟化，導致其變形抗力減小。對于Ft而言，超聲振動并未明顯降低Ft的平均值，但是顯著抑制了Ft的波動性，這主要歸功于超聲輔助的強迫振動抑制了試樣表面的自由振動，這有利于優(yōu)化試樣表面的三維形貌，降低粗糙度。

2.2 試樣表征結(jié)果

圖4顯示為加工前后試樣表面的三維形貌。如圖4a所示，原始試樣的表面存在明顯的條紋狀形狀，表面均勻性較差，表面粗糙度根均方高度Sq和算術(shù)平均高度Sa分別為2162 nm和1722 nm；如圖4b所示，滾壓加工使原始試樣表面的宏觀波紋消除，Sq和Sa降低至354 nm和254 nm。滾壓加工時滾珠緊貼工件表面滾動，接觸區(qū)域發(fā)生彈塑性變形。滾珠滾過后試樣表面會發(fā)生彈性回復的現(xiàn)象，可以在一定程度上改善試樣表面的三維形貌。但滾壓加工試樣表面仍存在明顯的波峰波谷，有進一步優(yōu)化的空間。超聲振動的引入改變了滾壓加工過程中滾珠與試樣表面的接觸狀態(tài)、接觸力的大小和接觸力的分布；如圖4c所示，超聲滾壓加工進一步優(yōu)化了試樣的表面三維形貌，使試樣表面平坦化，Sq和Sa進一步降至185 nm和144 nm。

Sa和Sq是使用廣泛的表面形貌評價參數(shù)，但是難以對表面微凸體的形狀進行全面描述。零件表面重要的特征是微觀幾何結(jié)構(gòu)和峰谷的分布。偏斜度Ssk與峭度Sku是表面微觀結(jié)構(gòu)形狀的描述，是基于概率密度函數(shù)的表面特征體現(xiàn)。Ssk和Sku取不同值時的含義如表6所示。顯然，良好的加工表面Ssk應該為負，這表示粗糙面的尖峰比較少，這些尖峰會很快被磨平，表面的支承面積比偏斜度為正時大的多，零件的存油性好、耐磨性好、使用壽命會比較長。

表6 Ssk和Sku 取不同值時的含義Tab.6 Meanings of different values of Ssk and Sku

圖4d所示為加工前后試樣的Ssk和Sku。原始試樣的Ssk為正，加工試樣的Ssk均為負，其中超聲滾壓試樣擁有更小的Ssk。超聲振動的引入優(yōu)化了滾珠與試樣的接觸狀態(tài)和接觸力，所以致使加工后表面的Ssk相較于滾壓加工試樣更小，是具有較多深谷的優(yōu)質(zhì)表面結(jié)構(gòu)。3種試樣的Sku均大于3，其中加工試樣擁有更大的Sku，這和加工工藝的特點有很大關(guān)系。在研磨、磨削工藝中也存在Ssk小于0，Sku大于3的現(xiàn)象。滾壓加工引入超聲振動后，加工時存在大量的隨機和局部的信息和結(jié)構(gòu)，導致表面不可避免地存在許多顯著輪廓。Ssk小于0，Sku大于3表明試樣表面的小凸峰較少，在使役過程中會很快的被磨損掉，從而快速進入磨合磨損狀態(tài)。

圖4 表面三維形貌Fig.4 Three-dimensional surface morphology

圖5a和圖5b顯示了滾壓加工和超聲滾壓加工試樣橫截面的金相結(jié)構(gòu)。滾壓加工制備了175 μm深的變形層，超聲滾壓加工制備了223 μm深的變形層。試樣表層晶粒在剪切應力與擠壓作用下產(chǎn)生較大的塑性變形，促使原始的粗晶組織逐步轉(zhuǎn)化成納米晶。隨著與加工表面距離的增大，加工應力被細晶層屏蔽了一部分，晶體學運動減弱，晶粒受力只發(fā)生扭曲拉伸呈現(xiàn)出緊密的流線型纖維狀組織。超聲振動顯著增強了試樣內(nèi)部的晶體學運動，促使產(chǎn)生更深的梯度結(jié)構(gòu)。

圖5 加工試樣橫截面的金相組織Fig.5 Metallographic structure of cross section of processed sample

圖6顯示了滾壓加工試樣和超聲滾壓加工試樣橫截面的顯微硬度Hv分布。滾壓加工將試樣的硬度Hv從60～65 HV提高到65～101 HV，硬化層深度為550 μm。超聲滾壓加工將試樣的硬度從60～65 HV提高到60～112 HV，硬化層深度為850 μm。根據(jù)經(jīng)典Hall-Petch關(guān)系理論，晶粒尺度愈小，其力學性能宏觀表現(xiàn)愈強。因此，超聲滾壓加工使試樣表面晶粒得到進一步細化，提升了材料表面的硬度，使?jié)L壓加工的影響深度加大。

圖6 加工試樣橫截面的硬度Hv分布Fig.6 Hardness distribution of cross section of processed sample

2.3 超聲振動機理

在滾壓加工中引入超聲振動可以顯著降低加工時的Fz(超)，進一步優(yōu)化試樣的表面形貌和引入更多的晶體學缺陷，這主要歸因于超聲振動的聲軟化現(xiàn)象。分子動力學模擬方法可以直觀、準確地獲得原子尺度的結(jié)構(gòu)演化行為，對解釋超聲振動輔助加工的機理具有重要意義。

圖7顯示了滾壓模型和超聲滾壓模型的Fz。滾壓模型的Fz(滾)整體上比超聲滾壓模型的Fz(超)大，同時2個模型Fz的波動性并沒有較大的差異，這和圖3的結(jié)果可以較好的對應。

圖7 滾壓模型和超聲滾壓模型的FzFig.7 Fz of rolling model and ultrasonic rolling model

圖8顯示了仿真完成后2個模型的表面/截面形貌。對比圖8a和圖8b，可以觀察到超聲振動使試樣表面更加平整，這和圖4結(jié)果相一致。這主要是因為滾珠運動強迫模型的原子堆積在滾珠的前部，滾珠滾動時堆積原子部分被壓入基體，造成表面的不連續(xù)性。而在超聲振動作用下，滾珠可以更均勻的迫使堆積原子分布在試樣的表面，使試樣更加平整。

圖8 仿真完成后模型表面/截面形貌Fig.8 Surface/section morphology of model after simulation

圖9顯示了仿真完成后2個模型內(nèi)位錯的分布，其中不同顏色的線代表不同方向的伯格斯矢量的位錯。對比圖9a和9b，超聲滾壓產(chǎn)生的位錯比單純滾壓產(chǎn)生的位錯更密集，同時也能在距表面位置更深的地方產(chǎn)生位錯。對圖9的位錯進行統(tǒng)計，結(jié)果如圖10所示。仿真結(jié)束后滾壓模型內(nèi)有223條位錯，位錯總長度3125 nm，平均每條位錯長度14.0 nm；超聲滾壓模型內(nèi)有279條位錯，位錯總長度3662 nm，平均每條位錯長度13.1 nm。超聲振動作用下，模型內(nèi)部產(chǎn)生了更多的位錯，但是每條位錯的長度較短。更多的位錯和更深的位錯分布，意味著超聲振動能增強試樣的硬度，和圖6的結(jié)果一致。

圖9 仿真完成后模型內(nèi)位錯分布Fig.9 Dislocation distribution in model after simulation

圖10 仿真完成后模型內(nèi)位錯統(tǒng)計Fig.10 Dislocation statistics in model after simulation

滾壓模型和超聲滾壓模型在仿真過程中經(jīng)歷了塑性變形并引入了大量的空位和位錯。滾珠產(chǎn)生的能量一部分消散到環(huán)境中，另一部分被基體吸收?；w被視為一個包含內(nèi)部應力源的機械系統(tǒng)：位錯的彈性自能、空位和間隙原子的變形能、位錯之間的相互作用能以及空位與位錯的相互作用能。內(nèi)部應力源在機械系統(tǒng)內(nèi)部產(chǎn)生一個彈性場，使其具有特定的彈性能量，也就是勢能。如圖11所示，超聲振動明顯提高了模型的勢能，導致內(nèi)應力場的大小增加。滾珠在加工過程中的阻力主要由基體中位錯滑行所需的臨界剪切應力決定。在內(nèi)部和外部應力的協(xié)同作用下，基體中的位錯滑移和增殖。超聲振動將更大的勢能引入基體，使基體具有更大的內(nèi)應力場，導致位錯含有更高的能量，減少了位錯運動所需的活化能。因此，超聲振動可以大大減少晶體變形所需的外部應力，即降低了Fz(超)。超聲振動可以增加位錯的總長度和位錯的數(shù)量，主要是因為勢能的增加促進了位錯的滑移，使其更容易通過位錯源進行增殖，同時也減少平均位錯長度。位錯長度的降低，有效減少位錯的糾纏程度，使位錯由不可移動變?yōu)榭梢苿樱瑴p少塑性變形所需的外應力。因此，在加工過程中引入超聲振動可以促進位錯向基體內(nèi)部移動，形成更深的高密度位錯區(qū)。

圖11 仿真過程中模型勢能隨滾動距離的變化趨勢Fig.11 Variation trend of model potential energy with rolling distance during simulation

2.4 干摩擦行為

圖12顯示了原始試樣和超聲滾壓試樣在磨損過程中的摩擦系數(shù)。超聲滾壓試樣比原始試樣更快的進入磨合磨損階段。2種試樣在進入磨合磨損的初期，摩擦系數(shù)均在0.8左右。隨著磨損試驗的持續(xù)，2種試樣的摩擦系數(shù)都呈現(xiàn)出緩慢增長，逐步穩(wěn)定到0.85左右。原始試樣和超聲滾壓試樣的摩擦系數(shù)并未存在明顯差異，整體趨勢數(shù)值相同。這個現(xiàn)象和很多文獻相符合，梯度結(jié)構(gòu)的構(gòu)筑不會對摩擦系數(shù)產(chǎn)生顯著影響，和本研究結(jié)果相符合[23-26]。

圖12 磨損過程中摩擦系數(shù)Fig.12 Friction coefficient during wear

圖13顯示了原始試樣和超聲滾壓試樣在不同磨損時間下的磨痕深度和磨損率。磨損率是通過本時刻和上一時刻磨損量差值除以時間差值得到，代表這段時間的平均磨損量。圖13a顯示，在不同磨損時間內(nèi)，超聲滾壓試樣的磨痕深度均小于普通試樣，約為原始試樣的70%。2個試樣的磨痕深度隨磨損時間有相似的變化趨勢，圖13b顯示2個試樣均在磨損的早期有較大的磨損速率，隨著磨損的進行，磨損速率逐漸降低并在20 min時達到穩(wěn)定。在摩擦磨損的早期階段，試樣表面和對磨球發(fā)生直接接觸，同時接觸面積相對較小導致接觸應力較大，因此產(chǎn)生了較大的磨損速率。隨著磨損的進行，對磨球和試樣的接觸面積逐漸變大，降低了應力集中程度，同時磨屑的聚集在一定程度上保護了磨痕，所以磨損速率逐步降低并達到穩(wěn)定。超聲滾壓加工有效降低了試樣的磨損速率，提升了試樣的抗磨損能力。

圖13 磨痕隨磨損時間的變化Fig.13 Variation of wear mark with wear time

圖14顯示了不同磨損時間下原始試樣和超聲滾壓試樣磨痕表面的形貌，由SEM拍攝得到。在磨損時間3 min時，原始試樣和超聲滾壓試樣的磨痕表面存在大量的梨溝，并有少量的磨屑附著在磨痕表面，如圖14a1和圖14b1所示。此時，2個試樣的磨損機制相同，為磨粒磨損。試樣表面在對磨球的作用下發(fā)生較大的塑性變形，所以磨損速率較大。在磨損時間5 min時，原始試樣表面性能發(fā)生衰退，無法支撐對磨球的壓入，表面產(chǎn)生了較多的撕裂狀裂紋，同時產(chǎn)生了較大的粘著坑，磨損機制為粘著磨損，如圖14a2所示。超聲滾壓試樣此時的磨損機制尚且沒有變化，主要為磨粒磨損，如圖14b2所示。隨著磨損時間的延長，原始試樣磨痕的粘著剝落的面積逐漸增大，即粘著磨損的程度逐漸惡化如圖14a3～圖14a6所示。超聲滾壓試樣的粘著磨損程度也逐漸增大，但磨損機制仍是以磨粒磨損為主，如圖14b3～圖14b6所示。超聲滾壓加工改變了試樣的磨損機制，將其從粘著磨損為主轉(zhuǎn)變?yōu)槟チＤp為主，這主要是因為超聲滾壓加工改變試樣表面的機械性能。

圖14 不同磨損時間下局部磨痕形貌Fig.14 Local wear trace morphology under different wear time

磨損性能使由試樣表層的硬度、韌塑性和微觀結(jié)構(gòu)綜合決定的。超聲滾壓加工有效增強了試樣的硬度，但這往往會降低試樣表層的韌性。韌性的降低可以降低磨損過程中粘著節(jié)點破壞時的影響深度，從而提高材料抵抗黏著磨損的能力。這也是超聲滾壓加工試樣的粘著磨損程度顯著低于原始試樣的主要原因。此外，超聲滾壓加工在可用于液壓缸材料的鋁合金試樣表層制備了細晶層，并伴隨著高密度晶界。細小的晶粒能增強材料抗磨損的能力。當磨粒壓入深度小于晶粒尺寸時，晶粒對磨粒各自為戰(zhàn)，磨粒犁削所造成劃痕的深度和寬度就取決于該晶粒對磨粒劃傷的抗御能力。這種情況下，材料單個晶粒的作用就顯得格外突出。當磨粒壓入深度大于晶粒的尺寸時，磨粒同時壓入并犁削多個晶粒。這種情況下，晶粒主要發(fā)揮整體防御作用。材料耐磨性就是這一整體對磨粒磨損抗力的表現(xiàn)。高密度的晶界可以將上試樣造成的塑性應變局限在較小尺寸的區(qū)域內(nèi)，減小了試樣的整體塑性變形，有效的增強了試樣抗磨損能力。磨損過程中，試樣內(nèi)部會產(chǎn)生裂紋，當裂紋擴展遇到晶界時，通常會抑制裂紋擴展，并且強迫裂紋在路徑上經(jīng)常發(fā)生方向變化。隨著晶粒的進一步細化，裂紋路徑上會發(fā)生更多的方向變化。一方面，這減小了沿每個方向的裂紋長度，另一方面延長了裂紋的總長度，這最終抑制了裂紋擴展速度。

3 結(jié)論

(1) 對7075鋁合金進行滾壓加工和超聲滾壓加工，對比研究了超聲振動對于滾壓的影響。超聲振動的引入有效降低了加工過程中的Fz(超)(1302 N降低為1146 N)，進一步光整了試樣表面(Sq354 nm降低為254 nm，Sa185 nm降低為144 nm)，增大了表面硬度(101 HV增加為112 HV)和增厚了加工影響深度(550 μm增加為850 μm)；

(2) 針對超聲滾壓加工開發(fā)了相應的分子動力學模型。超聲振動有效降低了仿真過程中的Fz(超)，進一步使加工表面平坦化，同時增大了模型內(nèi)部的位錯密度。模型在加工時吸收了超聲振動產(chǎn)生的能量，減少了位錯運動所需的活化能，使試樣更易發(fā)生塑性變形；

(3) 對原始試樣和超聲滾壓試樣實施干摩擦試驗。原始試樣和超聲滾壓試樣的摩擦系數(shù)均穩(wěn)定在0.85，并未存在明顯差異，但超聲滾壓試樣更快進入磨合磨損階段。超聲滾壓加工在試樣表層構(gòu)筑了高密度的晶界，有效增強了試樣的抗磨損性能，其磨痕深度約為原始試樣的70%。