7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 吴佳松蒋怡涵王武荣韦习成 High-temperature friction of 7075 aluminum alloy sheet during hot stamping WU Jia-song.JIANG Yi-han,WANG Wu-rong.WEI Xi-cheng 引用本文： 吴佳松，蒋怡涵，王武荣，韦习成.7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦).工程科学学报，2020.4212：1631-1638.doi: 10.13374.issn2095-9389.2019.12.11.004 WU Jia-song.JIANG Yi-han,WANG Wu-rong.WEI Xi-cheng.High-temperature friction of 7075 aluminum alloy sheet during hot stamping[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(12):1631-1638.doi:10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.004 在线阅读View online::htps:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.12.11.004 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 两种热作模具钢的高温摩擦磨损性能 High temperature friction and wear properties of two hot work die steels 工程科学学报.2019.41(7：906htps:1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.07.009 热轧过程中摩擦系数非对称性对轧机振动及稳定性的影响 Influence of friction coefficient asymmetry on vibration and stability of rolling mills during hot rolling 工程科学学报.2019.41(11)：1465htps:doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.03.06.002 热轧7075/AZ31B复合板的显微组织及结合性能 Microstructure and bonding properties of hot-rolled 7075/AZ31B clad sheets 工程科学学报.2020,42(5)：620 https::/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.05.25.002 MA-SPS制备超细晶Ti-8Mo-3Fe合金的摩擦磨损性能 Friction and wear properties of ultrafine grain Ti-8Mo-3Fe alloys fabricated by MA-SPS 工程科学学报.2017,393：426 https:oi.org10.13374j.issn2095-9389.2017.03.015 钼钨钒合金化热作模具钢高温回火组织演变 Microstructural evolution of MoWV alloyed hot-work die steel during high-temperature tempering 工程科学学报.2020,42(7)：902htps:doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.04.003 NM4O0NM500级矿山机械用钢的高温磨损性能及机理 High-temperature wear performance and mechanism of NM400/NM500 mining machinery steels 工程科学学报.2019,41(6：797 https:oi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.06.012

7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 吴佳松 蒋怡涵 王武荣 韦习成 High-temperature friction of 7075 aluminum alloy sheet during hot stamping WU Jia-song, JIANG Yi-han, WANG Wu-rong, WEI Xi-cheng 引用本文: 吴佳松, 蒋怡涵, 王武荣, 韦习成. 7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦[J]. 工程科学学报, 2020, 42(12): 1631-1638. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.004 WU Jia-song, JIANG Yi-han, WANG Wu-rong, WEI Xi-cheng. High-temperature friction of 7075 aluminum alloy sheet during hot stamping[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(12): 1631-1638. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.004 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.004 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 两种热作模具钢的高温摩擦磨损性能 High temperature friction and wear properties of two hot work die steels 工程科学学报. 2019, 41(7): 906 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.009 热轧过程中摩擦系数非对称性对轧机振动及稳定性的影响 Influence of friction coefficient asymmetry on vibration and stability of rolling mills during hot rolling 工程科学学报. 2019, 41(11): 1465 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.06.002 热轧7075/AZ31B复合板的显微组织及结合性能 Microstructure and bonding properties of hot-rolled 7075/AZ31B clad sheets 工程科学学报. 2020, 42(5): 620 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.05.25.002 MA-SPS制备超细晶Ti-8Mo-3Fe合金的摩擦磨损性能 Friction and wear properties of ultrafine grain Ti-8Mo-3Fe alloys fabricated by MA-SPS 工程科学学报. 2017, 39(3): 426 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.015 钼钨钒合金化热作模具钢高温回火组织演变 Microstructural evolution of MoWV alloyed hot-work die steel during high-temperature tempering 工程科学学报. 2020, 42(7): 902 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.04.003 NM400/NM500级矿山机械用钢的高温磨损性能及机理 High-temperature wear performance and mechanism of NM400/NM500 mining machinery steels 工程科学学报. 2019, 41(6): 797 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.012

工程科学学报.第42卷，第12期：1631-1638.2020年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.12:1631-1638,December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.004;http://cje.ustb.edu.cn 7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 吴佳松，蒋怡涵，王武荣四，韦习成 上海大学材料科学与工程学院.上海200072 ☒通信作者，E-mail:wrwang @shu.edu.cn 摘要采用自制的板带高温摩擦试验机模拟实际固溶-冲压-淬火一体化热成形工艺下7075铝合金的高温摩擦过程，分别 对上下摩擦头进行冷却和加热以模拟实际热冲压过程对模具和压边圈的冷却和加热，分析了下模加热温度、法向载荷和滑 动速度对7075铝合金摩擦行为及磨损机理的影响.结果表明：铝合金摩擦系数随着下模加热温度的升高而增大，磨损机制 由300℃时的黏着磨损转变为500℃时的黏着磨损、氧化磨损和磨粒磨损：施加法向载荷越大，摩擦系数越大，不同载荷下 磨损机制均为黏着磨损及轻微的磨粒磨损，且随着载荷增大，黏着磨损程度有所加深：高滑动速度导致了磨损表面局部氧化 物的生成，使摩擦系数随着滑动速度增大而减小，滑动速度为30s时，磨损机制主要是氧化磨损、磨粒磨损和黏着磨损. 关键词热冲压：7075铝合金：高温摩擦：摩擦系数：磨损机制 分类号TG115.5 High-temperature friction of 7075 aluminum alloy sheet during hot stamping WU Jia-song,JIANG Yi-han,WANG Wu-rong,WEI Xi-cheng School of Materials Science and Engineering,Shanghai University,Shanghai 200072,China Corresponding author,E-mail:wrwang @shu.edu.cn ABSTRACT Aluminum alloys are lightweight materials widely used in the automobile industry because of their high specific strength. As the aluminum alloy with the highest strength at room temperature,7075 aluminum alloy has great potential for usage in the manufacturing of structural parts.However,its formability at room temperature is poor and its springback is large.Although both good formability and high strength in aluminum alloys can be realized by hot forming,7075 aluminum alloy has high susceptibility to adhesive wear,which means its tribological properties are poor during hot forming.Exploration of the influence of process parameters on the friction behavior and wear mechanism of 7075 aluminum alloy has great significance for the numerical simulation of the hot- stamping process and lubrication engineering.The high-temperature friction process of 7075 aluminum alloy during the actual hot forming-quenching integrated process was simulated by a self-made high-temperature strip friction tester.The upper and lower friction components were cooled and heated,respectively,to simulate the cooling and heating of the die(blank holder)in the actual hot-stamping process.The effects of the preheating temperature of the lower die,normal load,and sliding speed on the friction behavior and wear mechanism of 7075 aluminum alloy were analyzed.The results show that the friction coefficient of aluminum alloy increases with increase in the preheating temperature,and the wear mechanism changes from adhesive wear at 300 C to adhesive,abrasive,and oxidative wear at 500 C.The larger the normal load applied,the larger is the friction coefficient.The wear mechanism under different loads was determined to be adhesive wear with slight abrasive wear,with the degree of adhesive wear increasing with the increase in load.A high sliding speed leads to the formation of local oxides on the surface,which makes the friction coefficient decrease with an increase in the sliding speed.The main wear mechanisms are oxidative,abrasive,and adhesive wear when the sliding speed is 30 mm-s- 收稿日期：2019-12-11 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51475280)

7075 铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 吴佳松，蒋怡涵，王武荣苣，韦习成 上海大学材料科学与工程学院，上海 200072 苣通信作者，E-mail: wrwang@shu.edu.cn 摘    要    采用自制的板带高温摩擦试验机模拟实际固溶–冲压–淬火一体化热成形工艺下 7075 铝合金的高温摩擦过程，分别 对上下摩擦头进行冷却和加热以模拟实际热冲压过程对模具和压边圈的冷却和加热，分析了下模加热温度、法向载荷和滑 动速度对 7075 铝合金摩擦行为及磨损机理的影响. 结果表明：铝合金摩擦系数随着下模加热温度的升高而增大，磨损机制 由 300 ℃ 时的黏着磨损转变为 500 ℃ 时的黏着磨损、氧化磨损和磨粒磨损；施加法向载荷越大，摩擦系数越大，不同载荷下 磨损机制均为黏着磨损及轻微的磨粒磨损，且随着载荷增大，黏着磨损程度有所加深；高滑动速度导致了磨损表面局部氧化 物的生成，使摩擦系数随着滑动速度增大而减小，滑动速度为 30 mm·s−1 时，磨损机制主要是氧化磨损、磨粒磨损和黏着磨损. 关键词    热冲压；7075 铝合金；高温摩擦；摩擦系数；磨损机制 分类号    TG115.5 High-temperature friction of 7075 aluminum alloy sheet during hot stamping WU Jia-song，JIANG Yi-han，WANG Wu-rong苣 ，WEI Xi-cheng School of Materials Science and Engineering, Shanghai University, Shanghai 200072, China 苣 Corresponding author, E-mail: wrwang@shu.edu.cn ABSTRACT    Aluminum alloys are lightweight materials widely used in the automobile industry because of their high specific strength. As the aluminum alloy with the highest strength at room temperature, 7075 aluminum alloy has great potential for usage in the manufacturing of structural parts. However, its formability at room temperature is poor and its springback is large. Although both good formability and high strength in aluminum alloys can be realized by hot forming, 7075 aluminum alloy has high susceptibility to adhesive wear, which means its tribological properties are poor during hot forming. Exploration of the influence of process parameters on the friction behavior and wear mechanism of 7075 aluminum alloy has great significance for the numerical simulation of the hot￾stamping process and lubrication engineering. The high-temperature friction process of 7075 aluminum alloy during the actual hot forming–quenching integrated process was simulated by a self-made high-temperature strip friction tester. The upper and lower friction components were cooled and heated, respectively, to simulate the cooling and heating of the die (blank holder) in the actual hot-stamping process. The effects of the preheating temperature of the lower die, normal load, and sliding speed on the friction behavior and wear mechanism of 7075 aluminum alloy were analyzed. The results show that the friction coefficient of aluminum alloy increases with increase in the preheating temperature, and the wear mechanism changes from adhesive wear at 300 °C to adhesive, abrasive, and oxidative wear at 500 °C. The larger the normal load applied, the larger is the friction coefficient. The wear mechanism under different loads was determined to be adhesive wear with slight abrasive wear, with the degree of adhesive wear increasing with the increase in load. A high sliding speed leads to the formation of local oxides on the surface, which makes the friction coefficient decrease with an increase in the sliding speed. The main wear mechanisms are oxidative, abrasive, and adhesive wear when the sliding speed is 30 mm·s−1 . 收稿日期: 2019−12−11 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51475280） 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期：1631−1638，2020 年 12 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 12: 1631−1638, December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.004; http://cje.ustb.edu.cn

1632 工程科学学报，第42卷，第12期 KEY WORDS hot stamping:7075 aluminum alloy:high-temperature friction;friction coefficient;wear mechanism 汽车轻量化可在实现车辆节能减排的同时提 发现，摩擦系数和磨损率随着载荷增大而增大，高 升其操控性和安全性，是汽车工业发展和研究的 载荷导致了高剥层磨损：滑动速度越大，磨损率越 重要方向.铝合金因具有较高的比强度和良好的 高，7ms的滑动速度下，试样表面出现严重分层 耐腐蚀性、抗冲击性、循环利用性，在汽车轻量化 和翔性变形.上述研究大多未能模拟实际热冲压 中得到广泛应用-其中，7075铝合金具有最高 过程中铝合金板材的固溶处理，且基本采用纯模具 的室温强度，性能甚至超过高强度钢，利用其代替 冷却进行板材降温，因此不能真实地模拟实际生产 高强度钢制备承载结构件具有较大潜力6剧然 中铝合金与模具在复杂接触温度下的摩擦过程 而，由于其室温成形性差、回弹大、成形载荷大，无 本文使用自主研制的板带高温摩擦试验机对 法通过传统冷成形工艺得到形状复杂的结构件四 7075铝合金的高温摩擦磨损进行了研究.摩擦试 利用铝合金固溶-冲压-淬火一体化热成形工艺可 验过程中对上模通冷却水并加热下模，以模拟实 以在提高成形性的同时，大幅降低回弹，使铝合金 际热成型过程中铝合金与冷、热态模具和压边圈 实现良好成形性和高强度的结合02其中，冷却 的接触环境，分析了不同下模加热温度（模具或压 系统设计以及板材因转移过程而大幅降温等问题 边圈温度)、法向载荷和滑动速度对7075铝合金高 成为该工艺的关键技术难点.何祝斌等1提出可 温摩擦行为及磨损机理的影响，对不同模具条件下 以在上模具通冷却水的同时提高下模具温度从而 摩擦行为的研究为7075铝合金热冲压成形零件冲 解决上述问题；陈世超等认为可以将上下模具冷 压数值模拟提供了关键的摩擦系数输入，磨损机理 却以保证淬火效果，并加热平板式压边圈以保证 则为摩擦行为解释和润滑工程提供了技术支撑 铝合金的成形性.但由于7075铝合金的高黏着磨 1试验材料及方法 损敏感性，使其在成形中表现出较差的摩擦学性 能)，尤其是在实际热冲压成形中，铝合金因在与冷、 1.1试验材料 热态模具和压边圈接触时发生严重磨损而使成 试验材料为7075-T4铝合金薄板，尺寸为500mm× 形件质量下降，甚至发生破裂，这使得摩擦磨损成 20mm×2mm,其化学成分如表1所示，试验前用丙 为了热冲压工艺中影响零件成型质量的关键因素6 酮清洗以去除表面油污，测得初始表面粗糙度约 目前，对铝合金热冲压成形中摩擦学问题的研 为0.185m;摩擦工具材料为H13热作模具钢，经 究主要集中在温度、法向压力和滑动速度等工艺 淬回火处理后硬度约为53HRC,每次试验前使用 参数对摩擦行为和磨损机理的影响.Ghiotti等 金相砂纸沿垂直滑动摩擦方向打磨模具接触表 利用自制的热平板拉伸试验机对7075铝合金在石 面，其初始表面粗糙度约为0.156m.H13热作模 墨润滑下的滑动摩擦进行研究，发现随着温度从 具钢的化学成分如表2所示 200℃升高到450℃，摩擦系数先减小再增大，滑动 表17075铝合金的化学成分（质量分数） 速度对摩擦系数的影响大于法向载荷，研究结果 Table 1 Chemical composition of 7075 aluminum alloy 表明工艺参数最终是通过黏着磨损影响摩擦过程 Element Zn Mg Cu Cr Fe 的.Kumar与Sood劉采用高温销盘摩擦试验机研 Mass fraction 6.10 2.54 1.20 0.20 0.20 究了不同工艺参数对7075铝合金干滑动摩擦的影 响，结果表明，在30℃到150℃的温度下，摩擦系 1.2试验方法 数和磨损率均随温度升高而增大，对法向载荷和 图1为板带高温摩擦试验机及加载系统细节 滑动速度的研究结果也呈现相同的现象，Haq与 图，试验机主要由加热系统、加载系统和拉伸系统 Anand!19-20利用销盘摩擦试验机研究室温下不同 组成，对试验机的详细描述已在文献[2]中给出， 载荷和速度对7075铝合金摩擦行为的影响，研究 在此基础上对摩擦工具进行了重新设计，如图2 表2H13钢的化学成分（质量分数） Table 2 Chemical composition of H13 steel Element Mn ◇ P Mo B V Mass fraction 0.391 0.911 0.374 5.180 0.015 0.015 1.450 0.003 0.953

KEY WORDS    hot stamping；7075 aluminum alloy；high-temperature friction；friction coefficient；wear mechanism 汽车轻量化可在实现车辆节能减排的同时提 升其操控性和安全性，是汽车工业发展和研究的 重要方向. 铝合金因具有较高的比强度和良好的 耐腐蚀性、抗冲击性、循环利用性，在汽车轻量化 中得到广泛应用[1−5] . 其中，7075 铝合金具有最高 的室温强度，性能甚至超过高强度钢，利用其代替 高强度钢制备承载结构件具有较大潜力[6−8] . 然 而，由于其室温成形性差、回弹大、成形载荷大，无 法通过传统冷成形工艺得到形状复杂的结构件[9] . 利用铝合金固溶–冲压–淬火一体化热成形工艺可 以在提高成形性的同时，大幅降低回弹，使铝合金 实现良好成形性和高强度的结合[10−12] . 其中，冷却 系统设计以及板材因转移过程而大幅降温等问题 成为该工艺的关键技术难点. 何祝斌等[13] 提出可 以在上模具通冷却水的同时提高下模具温度从而 解决上述问题；陈世超等[14] 认为可以将上下模具冷 却以保证淬火效果，并加热平板式压边圈以保证 铝合金的成形性. 但由于 7075 铝合金的高黏着磨 损敏感性，使其在成形中表现出较差的摩擦学性 能[15] ，尤其是在实际热冲压成形中，铝合金因在与冷、 热态模具和压边圈接触时发生严重磨损而使成 形件质量下降，甚至发生破裂，这使得摩擦磨损成 为了热冲压工艺中影响零件成型质量的关键因素[16] . 目前，对铝合金热冲压成形中摩擦学问题的研 究主要集中在温度、法向压力和滑动速度等工艺 参数对摩擦行为和磨损机理的影响. Ghiotti 等[17] 利用自制的热平板拉伸试验机对 7075 铝合金在石 墨润滑下的滑动摩擦进行研究，发现随着温度从 200 ℃ 升高到 450 ℃，摩擦系数先减小再增大，滑动 速度对摩擦系数的影响大于法向载荷，研究结果 表明工艺参数最终是通过黏着磨损影响摩擦过程 的. Kumar 与 Sood[18] 采用高温销盘摩擦试验机研 究了不同工艺参数对 7075 铝合金干滑动摩擦的影 响，结果表明，在 30 ℃ 到 150 ℃ 的温度下，摩擦系 数和磨损率均随温度升高而增大，对法向载荷和 滑动速度的研究结果也呈现相同的现象. Haq 与 Anand[19−20] 利用销盘摩擦试验机研究室温下不同 载荷和速度对 7075 铝合金摩擦行为的影响，研究 发现，摩擦系数和磨损率随着载荷增大而增大，高 载荷导致了高剥层磨损；滑动速度越大，磨损率越 高，7 m·s−1 的滑动速度下，试样表面出现严重分层 和塑性变形. 上述研究大多未能模拟实际热冲压 过程中铝合金板材的固溶处理，且基本采用纯模具 冷却进行板材降温，因此不能真实地模拟实际生产 中铝合金与模具在复杂接触温度下的摩擦过程. 本文使用自主研制的板带高温摩擦试验机对 7075 铝合金的高温摩擦磨损进行了研究. 摩擦试 验过程中对上模通冷却水并加热下模，以模拟实 际热成型过程中铝合金与冷、热态模具和压边圈 的接触环境，分析了不同下模加热温度（模具或压 边圈温度）、法向载荷和滑动速度对 7075 铝合金高 温摩擦行为及磨损机理的影响，对不同模具条件下 摩擦行为的研究为 7075 铝合金热冲压成形零件冲 压数值模拟提供了关键的摩擦系数输入，磨损机理 则为摩擦行为解释和润滑工程提供了技术支撑. 1    试验材料及方法 1.1    试验材料 试验材料为7075–T4 铝合金薄板，尺寸为500 mm× 20 mm×2 mm，其化学成分如表 1 所示，试验前用丙 酮清洗以去除表面油污，测得初始表面粗糙度约 为 0.185 μm；摩擦工具材料为 H13 热作模具钢，经 淬回火处理后硬度约为 53 HRC，每次试验前使用 金相砂纸沿垂直滑动摩擦方向打磨模具接触表 面，其初始表面粗糙度约为 0.156 μm. H13 热作模 具钢的化学成分如表 2 所示. 1.2    试验方法 图 1 为板带高温摩擦试验机及加载系统细节 图，试验机主要由加热系统、加载系统和拉伸系统 组成，对试验机的详细描述已在文献 [21] 中给出， 在此基础上对摩擦工具进行了重新设计，如图 2 表 1 7075 铝合金的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of 7075 aluminum alloy % Element Zn Mg Cu Cr Fe Mass fraction 6.10 2.54 1.20 0.20 0.20 表 2 H13 钢的化学成分（质量分数） Table 2 Chemical composition of H13 steel % Element C Si Mn Cr P S Mo B V Mass fraction 0.391 0.911 0.374 5.180 0.015 0.015 1.450 0.003 0.953 · 1632 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期

吴佳松等：7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 1633· (a) Pulling direction (b) Tensile system Loading system Heating system Cooling Upper die system Metal sheet Thermocouple Lower die -stepping motor,2-ball screw,3-force sensor,4-lever,5-fumace;6-controller;7-recorder;8-temperature control box 图1板带高温摩擦试验机(a)及加载系统细节(b) Fig.1 Photographs of the high-temperature strip friction tester (a)and details of the loading system(b) Cooling 板材的快速转移过程.随后利用加载系统施加所 hole 需法向载荷，同时再次启动步进电机，以预设滑动 速度拉动试样完成摩擦试验 Thermomete 高温摩擦试验分为三组，分别单独改变下模 hole 加热温度（模具或压边圈温度）、法向载荷和滑动 Heating 速度，具体试验参数如表3所示.试验采用TR200 hole 手持粗糙仪测量试样和摩擦工具表面粗糙度，利 图2摩擦工具示意图 Fig.2 Schematic representation of the friction tools 用板带高温摩擦试验机收集数据并计算摩擦系 数，通过HITACHI SU.-1500扫描电子显微镜观察 所示.上摩擦工具钻有直径为5mm的冷却通孔， 摩擦后试样的表面形貌 冷却通孔与皮管相连组成冷却通道，冷却通道通 冷却水以模拟实际热冲压过程中的冷却系统：下 表3高温摩擦试验参数 摩擦工具钻有直径为6mm加热孔，用加热棒加热 Table 3 Experimental parameters of the high-temperature friction test 摩擦工具以模拟实际热冲压过程中对模具或压边 Test Temperature of lower Normal load Sliding speed/ group die/℃ N (mm-s) 圈的加热，并在近摩擦表面处留有直径为3mm的 1 300,400,500 540 10 测温孔，用热电偶和温控箱测量和控制下摩擦工 2 400 540,680,820 10 具温度.试验中由S型力传感器测量滑动摩擦力， 3 400 540 10,20,30 并由高速无纸记录仪记录数据用于摩擦系数的计 算，计算公式如下： 2结果与讨论 F -2P (1) 2.1下模加热温度的影响 其中，4为摩擦系数；P为法向载荷，N;F为力传感 将铝合金板材试样在510℃的温度下保温 器测得的实时拉力，N 30min以完成固溶处理后，在相同的法向载荷和 平均摩擦系数计算公式如下： 滑动速度下，分别与300、400和500℃温度预热 1 的下模进行高温摩擦试验，测得摩擦系数随滑动 HA=Ls-LoJLo udL (2) 行程的变化规律如图3所示.可以看到，不同下模 其中，4A为平均摩擦系数；Lo为滑动摩擦起始位置 加热温度下的摩擦系数具有相同的变化趋势：滑 与起点的距离，mm;Ls为总摩擦距离，mm 动初期，摩擦系数在达到一定值后，会随着滑动行 试验前将加热炉温度设置为510℃，试样一端 程的增加逐渐递减；接着摩擦系数又迅速增加，最 与力传感器相连，另一端放入加热炉中保温30min 后大致稳定在一个均值附近.刚开始滑动时，试样 进行固溶处理，并打开摩擦工具的冷却和加热系 需要克服最大静摩擦力，且一般最大静摩擦力要 统.待试样加热完成，启动步进电机，使试样以较 高于滑动摩擦力，一旦开始相对滑动，摩擦力就会 快速度到达摩擦工具前以模拟实际热冲压过程中 减小，滑动行程继续增加，试样与模具因黏着磨损

所示. 上摩擦工具钻有直径为 5 mm 的冷却通孔， 冷却通孔与皮管相连组成冷却通道，冷却通道通 冷却水以模拟实际热冲压过程中的冷却系统；下 摩擦工具钻有直径为 6 mm 加热孔，用加热棒加热 摩擦工具以模拟实际热冲压过程中对模具或压边 圈的加热，并在近摩擦表面处留有直径为 3 mm 的 测温孔，用热电偶和温控箱测量和控制下摩擦工 具温度. 试验中由 S 型力传感器测量滑动摩擦力， 并由高速无纸记录仪记录数据用于摩擦系数的计 算，计算公式如下： µ= F 2P （1） 其中，μ 为摩擦系数；P 为法向载荷，N；F 为力传感 器测得的实时拉力，N. 平均摩擦系数计算公式如下： µA = 1 LS − L0 w LS L0 µdL （2） 其中，μA 为平均摩擦系数；L0 为滑动摩擦起始位置 与起点的距离，mm；LS 为总摩擦距离，mm. 试验前将加热炉温度设置为 510 ℃，试样一端 与力传感器相连，另一端放入加热炉中保温 30 min 进行固溶处理，并打开摩擦工具的冷却和加热系 统. 待试样加热完成，启动步进电机，使试样以较 快速度到达摩擦工具前以模拟实际热冲压过程中 板材的快速转移过程. 随后利用加载系统施加所 需法向载荷，同时再次启动步进电机，以预设滑动 速度拉动试样完成摩擦试验. 高温摩擦试验分为三组，分别单独改变下模 加热温度（模具或压边圈温度）、法向载荷和滑动 速度，具体试验参数如表 3 所示. 试验采用 TR200 手持粗糙仪测量试样和摩擦工具表面粗糙度，利 用板带高温摩擦试验机收集数据并计算摩擦系 数，通过 HITACHI SU–1500 扫描电子显微镜观察 摩擦后试样的表面形貌. 2    结果与讨论 2.1    下模加热温度的影响 将铝合金板材试样在 510 ℃ 的温度下保温 30 min 以完成固溶处理后，在相同的法向载荷和 滑动速度下，分别与 300、400 和 500 ℃ 温度预热 的下模进行高温摩擦试验，测得摩擦系数随滑动 行程的变化规律如图 3 所示. 可以看到，不同下模 加热温度下的摩擦系数具有相同的变化趋势：滑 动初期，摩擦系数在达到一定值后，会随着滑动行 程的增加逐渐递减；接着摩擦系数又迅速增加，最 后大致稳定在一个均值附近. 刚开始滑动时，试样 需要克服最大静摩擦力，且一般最大静摩擦力要 高于滑动摩擦力，一旦开始相对滑动，摩擦力就会 减小，滑动行程继续增加，试样与模具因黏着磨损 表 3 高温摩擦试验参数 Table 3 Experimental parameters of the high-temperature friction test Test group Temperature of lower die /℃ Normal load / N Sliding speed / (mm·s−1) 1 300, 400, 500 540 10 2 400 540, 680, 820 10 3 400 540 10, 20, 30 Tensile system Loading system Pulling direction (a) 1 2 3 4 5 6 7 8 Heating system (b) Cooling system Upper die Metal sheet Thermocouple Lower die 1—stepping motor; 2—ball screw; 3—force sensor; 4—lever; 5—furnace; 6—controller; 7—recorder; 8—temperature control box 图 1 板带高温摩擦试验机（a）及加载系统细节（b） Fig.1 Photographs of the high-temperature strip friction tester (a) and details of the loading system (b) Cooling hole Thermometer hole Heating hole 图 2 摩擦工具示意图 Fig.2 Schematic representation of the friction tools 吴佳松等： 7075 铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 · 1633 ·

.1634 工程科学学报，第42卷，第12期 产生材料转移现象，摩擦系数迅速增加.从图3中 材料累积创造条件.局部的材料转移和涂抹造成 还可以看到，平均摩擦系数随着温度的升高逐渐 了模具表面材料的堆积，并在试样表面留下如图4 增大，从300℃时的1.15增大到500℃时的1.37. 所示的波纹状和撕裂状磨损痕迹.下模加热的温 2.0 度越高，与之直接接触的铝合金板材温度就越高， 300℃of the low die 400℃of the low die 铝合金基体硬度减小，相同法向载荷下形成的黏 1.6 00℃of the low die 结点就越多，黏着磨损现象越严重 有研究表明)，三体磨损的情况下，在氧化物 12 碎屑颗粒的研磨下可以形成如图4（©）所示的沟 槽.Avcu21也在其研究中揭示了7075铝合金在干 滑动摩擦中的氧化敏感性.对图4(c)中沟槽内的 0.4 磨屑进行点扫描元素分析，结果列于表4.从表4 中可以看到磨屑表面均出现了Fe,这些Fe元素主 20 40 60 80 100 Stroke/mm 要是从模具表面转移过来的，这证实了试样和模 图3不同下模加热温度下7075铝合金的摩擦系数 具表面之间材料转移的存在.此外，磨屑中O的质 Fig.3 Friction coefficient of 7075 aluminum alloy at different 量分数分别达到了21.27%和22.60%.说明500℃ temperatures of lower die 时试样表面确实存在由氧化物颗粒引起的三体磨 图4为不同加热温度下试样表面的磨损形貌 损，此时磨损表面的磨损形式主要是黏着磨损、氧 可以看出，所有温度下试样磨损表面均出现水波 化磨损和磨粒磨损 纹状塑性变形和撕裂状断裂，为典型黏着磨损形 2.2法向载荷的影响 貌特征.在图4(b)中还观察到少量平行于滑动方 试样完成保温固溶后，以相同的下模加热温 向的窄槽和划痕，这可能是因为下模温度升高引 度和滑动速度，在不同法向载荷作用下进行摩擦 起的板材温度升高，增大了与额外冷却的上模之 试验，得到如图5所示的摩擦系数变化曲线.可以 间的硬度差，使得硬度较高的上模在较软板材表 看到，平均摩擦系数随着法向载荷的增大而增大， 面犁削形成犁沟，这也是400℃时平均摩擦系数 载荷为540、680和820N.即压强分别为6、7.5和 相比300℃时更大的原因之一.如图4(c)所示， 9MPa时，试样和模具间的平均摩擦系数分别为 500℃时的试样磨损表面除黏着磨损形貌外，还 1.21、1.31和1.36.法向载荷的增大使得试样和模 可观察到大量犁沟和颗粒状磨屑，磨粒磨损的加 具之间的实际接触面积增大，微凸体接触的数量 剧使得平均摩擦系数相比400℃时进一步增大. 也大幅增加，形成的黏结点增多，阻碍摩擦，使摩 在法向载荷的作用下，试样和模具表面间的 擦系数增大.在Haq和Vaziri的研究中也观察到 局部微凸体接触并发生塑性变形，有些微凸体的 类似的行为92刈 凸峰受瞬时高温而焊合形成黏结点，水平剪切力 图6为不同法向载荷下试样表面的磨损形貌 足够大时才能剪断黏结点继续发生相对滑动 从图中可以看出，不同载荷下磨损形貌均以波纹、 Ghiotti等7认为细小铝颗粒从铝合金试样中分离 撕裂状黏着磨损形貌为主，且黏着磨损程度随着 出来，黏附在模具表面，因塑性变形而硬化的转移 施加载荷的增大而增加.这是因为随着施加载荷 铝颗粒增大了模具的表面粗糙度，并为进一步的 的增大，试样和模具表面之间的接触峰点数量和 (a) (b) Grooves 10μm 10m 图4不同下模加热温度下7075铝合金的磨损表面形貌.(a)300℃：(b)400℃；(c)500℃ Fig.4 SEM micrographs of the worn surfaces of 7075 aluminum alloy at different temperatures of lower die:(a)300 C:(b)400 C:(c)500 C

产生材料转移现象，摩擦系数迅速增加. 从图 3 中 还可以看到，平均摩擦系数随着温度的升高逐渐 增大，从 300 ℃ 时的 1.15 增大到 500 ℃ 时的 1.37. 图 4 为不同加热温度下试样表面的磨损形貌. 可以看出，所有温度下试样磨损表面均出现水波 纹状塑性变形和撕裂状断裂，为典型黏着磨损形 貌特征. 在图 4（b）中还观察到少量平行于滑动方 向的窄槽和划痕，这可能是因为下模温度升高引 起的板材温度升高，增大了与额外冷却的上模之 间的硬度差，使得硬度较高的上模在较软板材表 面犁削形成犁沟，这也是 400 ℃ 时平均摩擦系数 相比 300 ℃ 时更大的原因之一. 如图 4（c）所示， 500 ℃ 时的试样磨损表面除黏着磨损形貌外，还 可观察到大量犁沟和颗粒状磨屑，磨粒磨损的加 剧使得平均摩擦系数相比 400 ℃ 时进一步增大. 在法向载荷的作用下，试样和模具表面间的 局部微凸体接触并发生塑性变形，有些微凸体的 凸峰受瞬时高温而焊合形成黏结点，水平剪切力 足够大时才能剪断黏结点继续发生相对滑动. Ghiotti 等[17] 认为细小铝颗粒从铝合金试样中分离 出来，黏附在模具表面，因塑性变形而硬化的转移 铝颗粒增大了模具的表面粗糙度，并为进一步的 材料累积创造条件. 局部的材料转移和涂抹造成 了模具表面材料的堆积，并在试样表面留下如图 4 所示的波纹状和撕裂状磨损痕迹. 下模加热的温 度越高，与之直接接触的铝合金板材温度就越高， 铝合金基体硬度减小，相同法向载荷下形成的黏 结点就越多，黏着磨损现象越严重. 有研究表明[22] ，三体磨损的情况下，在氧化物 碎屑颗粒的研磨下可以形成如图 4（c）所示的沟 槽. Avcu[23] 也在其研究中揭示了 7075 铝合金在干 滑动摩擦中的氧化敏感性. 对图 4（c）中沟槽内的 磨屑进行点扫描元素分析，结果列于表 4. 从表 4 中可以看到磨屑表面均出现了 Fe，这些 Fe 元素主 要是从模具表面转移过来的，这证实了试样和模 具表面之间材料转移的存在. 此外，磨屑中 O 的质 量分数分别达到了 21.27% 和 22.60%，说明 500 ℃ 时试样表面确实存在由氧化物颗粒引起的三体磨 损，此时磨损表面的磨损形式主要是黏着磨损、氧 化磨损和磨粒磨损. 2.2    法向载荷的影响 试样完成保温固溶后，以相同的下模加热温 度和滑动速度，在不同法向载荷作用下进行摩擦 试验，得到如图 5 所示的摩擦系数变化曲线. 可以 看到，平均摩擦系数随着法向载荷的增大而增大， 载荷为 540、680 和 820 N，即压强分别为 6、7.5 和 9 MPa 时，试样和模具间的平均摩擦系数分别为 1.21、1.31 和 1.36. 法向载荷的增大使得试样和模 具之间的实际接触面积增大，微凸体接触的数量 也大幅增加，形成的黏结点增多，阻碍摩擦，使摩 擦系数增大. 在 Haq 和 Vaziri 的研究中也观察到 类似的行为[19, 24] . 图 6 为不同法向载荷下试样表面的磨损形貌. 从图中可以看出，不同载荷下磨损形貌均以波纹、 撕裂状黏着磨损形貌为主，且黏着磨损程度随着 施加载荷的增大而增加. 这是因为随着施加载荷 的增大，试样和模具表面之间的接触峰点数量和 0 20 40 60 80 100 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 Friction coefficient Stroke/mm 300 ℃ of the low die 400 ℃ of the low die 500 ℃ of the low die 图 3 不同下模加热温度下 7075 铝合金的摩擦系数 Fig.3 Friction coefficient of 7075 aluminum alloy at different temperatures of lower die (a) (b) Grooves Grooves 1 2 10 μm 10 μm 10 μm (c) 图 4 不同下模加热温度下 7075 铝合金的磨损表面形貌. （a）300 ℃；（b）400 ℃；（c）500 ℃ Fig.4 SEM micrographs of the worn surfaces of 7075 aluminum alloy at different temperatures of lower die: (a) 300 ℃；(b) 400 ℃；(c) 500 ℃ · 1634 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期

吴佳松等：7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 ·1635 表4图4(c)中磨粒的EDS分析（质量分数） 摩擦区的磨屑在摩擦力作用下沿滑动方向对试样 Table 4 EDS analysis of particles in Fig.4(c) % 表面滑擦、耕犁，并在试样表面留下长而深的犁 Test point 0 Mg Al Fe Cu 沟，但犁沟数量与680N时相比没有明显变化，此 21.27 3.50 24.49 4.88 45.86 时载荷增加引起的平均摩擦系数的增大主要来源 22.60 4.90 33.40 528 33.83 于黏着磨损的贡献.因此，载荷从680N增加至 820N时平均摩擦系数的增加值较小，而载荷从 2.0 -540 N of the normal load 540N增至680N时，由于黏着磨损和磨粒磨损的 -680 N of the normal load 1.6 820 N of the normal load 共同作用，使得平均摩擦系数的增加值相对较大 综上所述，在不同法向载荷下，磨损表面表现出的 12 磨损形式主要是黏着磨损，并伴有轻微磨粒磨损， 且黏着磨损程度随着载荷增大而增加，平均摩擦 三0.8 系数在两种磨损形式的作用下不断增大， 0.4 2.3滑动速度的影响 将试样在510℃保温固溶后，以相同的下模 20 40 60 80 100 加热温度和法向载荷，在不同滑动速度下进行摩 Stroke/mm 擦试验，得到的摩擦系数随滑动距离的变化曲线 图5不同法向载荷下7075铝合金的摩擦系数 如图7所示.滑动速度为10mms时试样和模具 Fig.5 Friction coefficient of 7075 under different normal loads 间的平均摩擦系数为1.21，滑动速度增加到20和 尺寸均增加，这使得材料转移和黏着点撕裂增加 30mms1时摩擦副之间的平均摩擦系数分别下降 表5为不同载荷下试样磨损表面的点扫描元素分 至1.10和1.05，即平均摩擦系数随着滑动速度增 析结果.结果表明，随着载荷的增加，磨损表面 大逐渐减小.Dwivedi2认为摩擦系数随滑动速度 F的质量分数不断增大，证实了材料转移的增加 增加而减小主要由两个因素导致，一方面高滑动 和黏着磨损的加剧.Dwivedil认为接触载荷作为 速度引起高表面温度，使表面氧化从而减少黏着， 干滑动磨损的重要变量，可以通过改变试样和模 另一方面滑动速度的增大，使在交界面处可形成 具表面的黏附程度影响摩擦磨损过程.载荷增大 焊合黏着点的时间减少，从而使维持相对运动的 引起得黏着磨损的增加，加剧了试样表面的凹凸 摩擦力减小.Haq与Anand2!o也认为摩擦热引起 不平，这也是平均摩擦系数不断增大的主要原因. 的局部温升有助于在摩擦接触处加速氧化物的形 从图6中还可以看到，不同法向载荷下的磨损 成，可以通过减少金属间直接接触而减小摩擦力 表面均存在长短、深浅不一的微切削痕迹和犁沟， 图8给出了不同滑动速度下试样磨损的表面 这些犁沟阻碍板材运动，使得摩擦系数增大.载荷 SEM形貌和表面EDS分析结果.当滑动速度为 为540N时，磨损表面为短而浅的犁沟，且数量较 10mms时，磨损表面出现黏结和剥层，表现出一 少，如图6(a)所示；随着载荷增至680N,磨损表面 定的塑性变形，磨损机制以黏着磨损为主，只有轻 犁沟数量明显增多，如图6(b)所示，导致平均摩擦 微的磨粒磨损.滑动速度增大到20mms后，磨 系数的增大；载荷为820N时，如图6(c)所示，磨 损表面产生塑性变形，在挤压和摩擦力作用下产 损表面出现尺寸较大的颗粒状磨屑，这些残留在 生黏着撕裂现象.通过图8(c)EDS能谱表明滑动 (a) (b) (c) Grooves Groove Wear debris Grooves 10m 10m 10m 图6不同法向载荷下7075铝合金的磨损表面形貌.(a)540N:(b)680N:(c)820N Fig.6 SEM micrographs of the worn surfaces of 7075 aluminum alloy under different normal loads:(a)540 N:(b)680 N;(c)820 N

尺寸均增加，这使得材料转移和黏着点撕裂增加. 表 5 为不同载荷下试样磨损表面的点扫描元素分 析结果. 结果表明，随着载荷的增加，磨损表面 Fe 的质量分数不断增大，证实了材料转移的增加 和黏着磨损的加剧. Dwivedi[25] 认为接触载荷作为 干滑动磨损的重要变量，可以通过改变试样和模 具表面的黏附程度影响摩擦磨损过程. 载荷增大 引起得黏着磨损的增加，加剧了试样表面的凹凸 不平，这也是平均摩擦系数不断增大的主要原因. 从图 6 中还可以看到，不同法向载荷下的磨损 表面均存在长短、深浅不一的微切削痕迹和犁沟， 这些犁沟阻碍板材运动，使得摩擦系数增大. 载荷 为 540 N 时，磨损表面为短而浅的犁沟，且数量较 少，如图 6（a）所示；随着载荷增至 680 N，磨损表面 犁沟数量明显增多，如图 6（b）所示，导致平均摩擦 系数的增大；载荷为 820 N 时，如图 6（c）所示，磨 损表面出现尺寸较大的颗粒状磨屑，这些残留在 摩擦区的磨屑在摩擦力作用下沿滑动方向对试样 表面滑擦、耕犁，并在试样表面留下长而深的犁 沟，但犁沟数量与 680 N 时相比没有明显变化，此 时载荷增加引起的平均摩擦系数的增大主要来源 于黏着磨损的贡献. 因此，载荷从 680 N 增加至 820 N 时平均摩擦系数的增加值较小，而载荷从 540 N 增至 680 N 时，由于黏着磨损和磨粒磨损的 共同作用，使得平均摩擦系数的增加值相对较大. 综上所述，在不同法向载荷下，磨损表面表现出的 磨损形式主要是黏着磨损，并伴有轻微磨粒磨损， 且黏着磨损程度随着载荷增大而增加，平均摩擦 系数在两种磨损形式的作用下不断增大. 2.3    滑动速度的影响 将试样在 510 ℃ 保温固溶后，以相同的下模 加热温度和法向载荷，在不同滑动速度下进行摩 擦试验，得到的摩擦系数随滑动距离的变化曲线 如图 7 所示. 滑动速度为 10 mm·s−1 时试样和模具 间的平均摩擦系数为 1.21，滑动速度增加到 20 和 30 mm·s−1 时摩擦副之间的平均摩擦系数分别下降 至 1.10 和 1.05，即平均摩擦系数随着滑动速度增 大逐渐减小. Dwivedi[25] 认为摩擦系数随滑动速度 增加而减小主要由两个因素导致，一方面高滑动 速度引起高表面温度，使表面氧化从而减少黏着， 另一方面滑动速度的增大，使在交界面处可形成 焊合黏着点的时间减少，从而使维持相对运动的 摩擦力减小. Haq 与 Anand[20] 也认为摩擦热引起 的局部温升有助于在摩擦接触处加速氧化物的形 成，可以通过减少金属间直接接触而减小摩擦力. 图 8 给出了不同滑动速度下试样磨损的表面 SEM 形貌和表面 EDS 分析结果. 当滑动速度为 10 mm·s−1 时，磨损表面出现黏结和剥层，表现出一 定的塑性变形，磨损机制以黏着磨损为主，只有轻 微的磨粒磨损. 滑动速度增大到 20 mm·s−1 后，磨 损表面产生塑性变形，在挤压和摩擦力作用下产 生黏着撕裂现象. 通过图 8（c）EDS 能谱表明滑动 表 4 图 4（c）中磨粒的 EDS 分析（质量分数） Table 4 EDS analysis of particles in Fig. 4(c) % Test point O Mg Al Fe Cu 1 21.27 3.50 24.49 4.88 45.86 2 22.60 4.90 33.40 5.28 33.83 0 20 40 60 80 100 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 Friction coefficient Stroke/mm 540 N of the normal load 680 N of the normal load 820 N of the normal load 图 5 不同法向载荷下 7075 铝合金的摩擦系数 Fig.5 Friction coefficient of 7075 under different normal loads (a) (b) Grooves Grooves A B Wear debris Grooves C 10 μm 10 μm 10 μm (c) 图 6 不同法向载荷下 7075 铝合金的磨损表面形貌. （a）540 N；（b）680 N；（c）820 N Fig.6 SEM micrographs of the worn surfaces of 7075 aluminum alloy under different normal loads: (a) 540 N；(b) 680 N；(c) 820 N 吴佳松等： 7075 铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 · 1635 ·

.1636 工程科学学报，第42卷，第12期 表5不同载荷下试样磨损表面元素的EDS分析（质量分数） 2.0 10 mms-of the sliding speed Table 5 EDS analysis of worn surface elements under different 20 mms of the sliding speed 1.6 30 mm's-of the sliding speed normal loads % Test point Mg Al Fe Cu Zn 1.42 93.56 0.93 1.60 2.49 B 4.69 88.67 1.52 1.51 3.61 2.47 88.40 2.58 1.60 4.95 0.4 速度为20mms时磨损表面还生成面积大小不 20 4060 80100 一的岛状分布氧化层.此时的磨损机制为黏着磨 Stroke/mm 损和氧化磨损.随着滑动速度增大到30mms,因 图7不同滑动速度下7075铝合金的摩擦系数 磨损造成的含氧量较高的氧化物层数量和面积都 Fig.7 Friction coefficients of 7075 aluminum alloy at different sliding 有增加，氧化物层充当保护层，减少试样与模具之 speeds 间的摩擦.另一方面，滑动速度为30mms时较 的相对运动，因此尽管滑动速度为30mms时的 大的滑动速度导致合金发生热软化，模具表面加 氧化层数量和面积都大于滑动速度为20mms的 工硬化的转移铝对较软基体进行犁削，并在表面 情况，但摩擦系数下降得却不多.30mms1时的 留下了如图8(d)所示的犁沟，阻碍了摩擦副之间 磨损机制主要是氧化磨损、磨粒磨损和黏着磨损. (a) Spalling pit 10m (b) (c) A O M e 0 um 456 7 8910 Energy/keV (d) (e) 10m 0 2 3 5 78910 Energy/keV 图8不同滑动速度下7075铝合金的磨损表面形貌及EDS分析.(a)滑动速度为10mm:s时的试样磨损形貌：(b)滑动速度为20mms时的试 样磨损形貌：(c)滑动速度为20mms时的EDS分析：(d)滑动速度为30mm·s时的试样磨损形貌：(e)滑动速度为30mms时的EDS分析 Fig.8 SEM micrographs of the worn surfaces and EDS analyses of 7075 aluminum alloy at different sliding speeds:(a)wear morphology of specimen when sliding speed is 10mms(b)wear morphology of specimen when sliding speed is 20 mms(c)EDS analysis when sliding speed is 20 mms (d)wear morphology of specimen when sliding speed is30 mms (e)EDS analysis when sliding speed is30 mms

速度为 20 mm·s−1 时磨损表面还生成面积大小不 一的岛状分布氧化层. 此时的磨损机制为黏着磨 损和氧化磨损. 随着滑动速度增大到 30 mm·s−1，因 磨损造成的含氧量较高的氧化物层数量和面积都 有增加，氧化物层充当保护层，减少试样与模具之 间的摩擦. 另一方面，滑动速度为 30 mm·s−1 时较 大的滑动速度导致合金发生热软化，模具表面加 工硬化的转移铝对较软基体进行犁削，并在表面 留下了如图 8（d）所示的犁沟，阻碍了摩擦副之间 的相对运动，因此尽管滑动速度为 30 mm·s−1 时的 氧化层数量和面积都大于滑动速度为 20 mm·s−1 的 情况，但摩擦系数下降得却不多. 30 mm·s−1 时的 磨损机制主要是氧化磨损、磨粒磨损和黏着磨损. 表 5 不同载荷下试样磨损表面元素的 EDS 分析（质量分数） Table 5 EDS analysis of worn surface elements under different normal loads % Test point Mg Al Fe Cu Zn A 1.42 93.56 0.93 1.60 2.49 B 4.69 88.67 1.52 1.51 3.61 C 2.47 88.40 2.58 1.60 4.95 0 20 40 60 80 100 0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 Friction coefficient Stroke/mm 10 mm·s−1 of the sliding speed 20 mm·s−1 of the sliding speed 30 mm·s−1 of the sliding speed 图 7 不同滑动速度下 7075 铝合金的摩擦系数 Fig.7 Friction coefficients of 7075 aluminum alloy at different sliding speeds (a) Spalling pit 10 μm 0 1 2 3 Energy/keV O Fe Fe Mg Al 4 5 6 7 8 9 10 (b) (c) Oxide 10 μm (d) Oxide Grooves 10 μm 0 1 2 3 Energy/keV O Fe Fe Mg Cu C Cu Al 4 5 6 7 8 9 10 (e) 图 8 不同滑动速度下 7075 铝合金的磨损表面形貌及 EDS 分析. （a）滑动速度为 10 mm·s−1 时的试样磨损形貌；（b）滑动速度为 20 mm·s−1 时的试 样磨损形貌；（c）滑动速度为 20 mm·s−1 时的 EDS 分析；（d）滑动速度为 30 mm·s−1 时的试样磨损形貌；（e）滑动速度为 30 mm·s−1 时的 EDS 分析 Fig.8 SEM micrographs of the worn surfaces and EDS analyses of 7075 aluminum alloy at different sliding speeds: (a) wear morphology of specimen when sliding speed is 10 mm·s−1; (b) wear morphology of specimen when sliding speed is 20 mm·s−1; (c) EDS analysis when sliding speed is 20 mm·s−1; (d) wear morphology of specimen when sliding speed is 30 mm·s−1; (e) EDS analysis when sliding speed is 30 mm·s−1 · 1636 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期

吴佳松等：7075铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 1637 3结论 different tempers of AA7075 aluminium alloy.Electrochim Acta, 2004,49(17-18):2851 (1)摩擦系数随着下模温度升高而增大，这主 [9]Yang X M.Wang B Y,Xiao W C.et al.Prediction of forming 要归因于黏着和磨粒磨损造成的表面凹凸不平和 limit curve of 6016 aluminum alloy based on M-K theory.Chin 犁沟形貌.随着温度升高，磨损表面的黏着磨损增 Eg,2018,40(4):485 大，下模加热温度为500℃时还发生了氧化磨损 (杨晓明，王宝雨，校文超，等.基于M-K理论的6016铝合金成形 极限曲线预测.工程科学学报，2018.40(4)：485) 和磨粒磨损 (2)法向载荷的增大使试样与模具实际接触 [10]Yang X Y,Lang L H,Liu K N,et al.Prediction of forming limit diagram of AA7075-O aluminum alloy sheet based on modified 面积增大，加剧了黏着磨损，导致摩擦系数增大 M-K model.JBeijing Univ Aeron Astron,2015,41(4):675 不同载荷下均发生黏着磨损和磨粒磨损，且黏着 (杨希英，郎利辉，刘康宁，等.基于修正M-K模型的铝合金板材 效应和犁沟形貌随着载荷增大而增加 成形极限图预测.北京航空航天大学学报，2015,41(4)：675) (3)磨损表面氧化层的形成使得摩擦系数随 [11]Du P H,Lang L H,Liu B S,et al.Theoretical prediction and 着滑动速度增大而减小.与之相反，磨损程度却逐 parameter influence of FLDs based on M-K model.J Plast Eng. 渐增大，较小载荷下主要为黏着磨损，随着滑动速 2011,18(5):84 (杜平海，郎利辉，刘宝胜，等.基于M-K模型的成形极限预测及 度增大，磨损面出现氧化和犁削，速度较大时磨损 参数影响.塑性工程学报，2011,18(5)：84) 机理为氧化磨损、磨粒磨损和黏着磨损 [12]Ma G S,Wan M.Wu X D.Theoretical prediction of FLDs for Al- Li alloy at elevated temperature based on M-K model.ChinJ 参考文献 Nonferrous Met,,2008,18(6):980 [1]Chegini M,Fallahi A,Shaeri M H.Effect of equal channel angular (马高山，万敏，吴向东.基于M-K模型的铝锂合金热态下成形 pressing (ECAP)on wear behavior of Al-7075 alloy.Procedia 极限预测.中国有色金属学报，2008,18(6)：980) Mater Sci,2015,11:95 [13]He Z B,Fan X B,Yuan S J.Review of hot forming-quenching [2]Huttunen-Saarivirta E,KilpiL,Hakala T J,et al.Insights into the integrated process of aluminum alloy./Netshape Form Eng,2014. behaviour of tool steel-aluminium alloy tribopair at different 6(5):37 temperatures.Tribol Int,2018,119:567 (何祝斌凡晓波，苑世剑，铝合金板材热成形-淬火一体化工艺 [3]Hou L G,Zhao F,Zhuang L Z,et al.Retrogression and re-aging 研究进展.精密成形工程，2014,6(5)：37) 7B50 Al alloy plates based on examining the through-thickness [14]Chen S C,Lai S Y,Gu R Y,et al.Aluminm Alloy Sheet Molding microstructures and mechanical properties.ChinJ Eng,2017. and Quenching Compound Forming Method and Integrated 39(3):432 Device:China Patent,CN201710291517.4.2017-10-27 (侯陇刚，赵凤，庄林忠，等.基于厚向组织性能考量的7B50铝 (陈世超，赖思肠，顾瑞莹，等.铝合金板材模压淬火复合成型方 合金中厚板回归再时效热处理.工程科学学报，2017,39(3)： 法及其一体化装置：中国专利，CN201710291517.4.2017-10-27) 432) [15]Liu Y T,Mol J M C,Janssen G C A M.Combined corrosion and [4]Ma Y W,Wang B Y,Xiao WC,et al.Effect of solution and aging wear of aluminium alloy 7075-T6.J Bio Tribo-Corros,2016,2:9 processes on the mechanical properties of 6016 aluminum alloy [16]Pujante J,Pelcastre L,Vilaseca M,et al.Investigations into wear and multi-objective optimization.ChinJEng,2017,39(1):75 and galling mechanism of aluminium alloy-tool steel tribopair at (马严玮，王宝雨，校文超，等.固溶时效工艺对6016铝合金力学 different temperatures.Wear,2013,308(1-2):193 性能的影响及多目标优化.工程科学学报，2017,39(1)：75) [17]Ghiotti A,Simonetto E,Bruschi S.Influence of process parameters [5]Laurino A,Andrieu E,Harouard J P,et al.Effect of corrosion on on tribological behaviour of AA7075 in hot stamping.Wear,2019, the fatigue life and fracture mechanisms of 6101 aluminum alloy 426-427:348 wires for car manufacturing applications.Mater Des,2014,53: [18]Kumar S,Sood P K.A comparative study of dry sliding wear 236 characterization of nano Sic and nano B4C filled Al7075 [6]Liu Q,Chen S C,Gu R Y,et al.Effect of heat treatment conditions nanocomposites under high temperature environment.Mater Res on mechanical properties and precipitates in sheet metal hot Epes,2019,6(5):056506 stamping of 7075 aluminum alloy.J Mater Eng Perform,2018, [19]Hag M I U,Anand A.Dry sliding friction and wear behavior of 27(9):4423 AA7075-SigNa composite.Silicon,2018,10(5):1819 [7]Shamsipur A,Asadkarami S.Microstructure and mechanical [20]Haq M I U,Anand A.Friction and wear behavior of properties of copper surface composite layers reinforced by nano AA7075-Si,Na composites under dry conditions:effect of sliding and microscale Sic particles via friction stir processing.Adv speed.Silicon,2019,11(2):1047 Compos Mater,2019,28(6):591 [21]Jiang F C,Gao K X,Wang W R.Development of a digital high- [8]Andreatta F,Terryn H,de Wit J H W.Corrosion behaviour of temperature friction and wear tester for simulating hot-stamping

3    结论 （1）摩擦系数随着下模温度升高而增大，这主 要归因于黏着和磨粒磨损造成的表面凹凸不平和 犁沟形貌. 随着温度升高，磨损表面的黏着磨损增 大，下模加热温度为 500 ℃ 时还发生了氧化磨损 和磨粒磨损. （2）法向载荷的增大使试样与模具实际接触 面积增大，加剧了黏着磨损，导致摩擦系数增大. 不同载荷下均发生黏着磨损和磨粒磨损，且黏着 效应和犁沟形貌随着载荷增大而增加. （3）磨损表面氧化层的形成使得摩擦系数随 着滑动速度增大而减小. 与之相反，磨损程度却逐 渐增大，较小载荷下主要为黏着磨损，随着滑动速 度增大，磨损面出现氧化和犁削，速度较大时磨损 机理为氧化磨损、磨粒磨损和黏着磨损. 参    考    文    献 Chegini M, Fallahi A, Shaeri M H. Effect of equal channel angular pressing (ECAP) on wear behavior of Al –7075 alloy. Procedia Mater Sci, 2015, 11: 95 [1] Huttunen-Saarivirta E, Kilpi L, Hakala T J, et al. Insights into the behaviour of tool steel-aluminium alloy tribopair at different temperatures. Tribol Int, 2018, 119: 567 [2] Hou L G, Zhao F, Zhuang L Z, et al. Retrogression and re-aging 7B50 Al alloy plates based on examining the through-thickness microstructures and mechanical properties. Chin J Eng, 2017, 39（3）: 432 （侯陇刚, 赵凤, 庄林忠, 等. 基于厚向组织性能考量的7B50铝 合金中厚板回归再时效热处理. 工程科学学报, 2017, 39（3）： 432） [3] Ma Y W, Wang B Y, Xiao W C, et al. Effect of solution and aging processes on the mechanical properties of 6016 aluminum alloy and multi-objective optimization. Chin J Eng, 2017, 39（1）: 75 （马严玮, 王宝雨, 校文超, 等. 固溶时效工艺对6016铝合金力学 性能的影响及多目标优化. 工程科学学报, 2017, 39（1）：75） [4] Laurino A, Andrieu E, Harouard J P, et al. Effect of corrosion on the fatigue life and fracture mechanisms of 6101 aluminum alloy wires for car manufacturing applications. Mater Des, 2014, 53: 236 [5] Liu Q, Chen S C, Gu R Y, et al. Effect of heat treatment conditions on mechanical properties and precipitates in sheet metal hot stamping of 7075 aluminum alloy. J Mater Eng Perform, 2018, 27（9）: 4423 [6] Shamsipur A, Asadkarami S. Microstructure and mechanical properties of copper surface composite layers reinforced by nano and microscale SiC particles via friction stir processing. Adv Compos Mater, 2019, 28（6）: 591 [7] [8] Andreatta F, Terryn H, de Wit J H W. Corrosion behaviour of different tempers of AA7075 aluminium alloy. Electrochim Acta, 2004, 49（17-18）: 2851 Yang X M, Wang B Y, Xiao W C, et al. Prediction of forming limit curve of 6016 aluminum alloy based on M–K theory. Chin J Eng, 2018, 40（4）: 485 （杨晓明, 王宝雨, 校文超, 等. 基于M–K理论的6016铝合金成形 极限曲线预测. 工程科学学报, 2018, 40（4）：485） [9] Yang X Y, Lang L H, Liu K N, et al. Prediction of forming limit diagram of AA7075 –O aluminum alloy sheet based on modified M–K model. J Beijing Univ Aeron Astron, 2015, 41（4）: 675 （杨希英, 郎利辉, 刘康宁, 等. 基于修正M–K模型的铝合金板材 成形极限图预测. 北京航空航天大学学报, 2015, 41（4）：675） [10] Du P H, Lang L H, Liu B S, et al. Theoretical prediction and parameter influence of FLDs based on M–K model. J Plast Eng, 2011, 18（5）: 84 （杜平海, 郎利辉, 刘宝胜, 等. 基于M–K模型的成形极限预测及 参数影响. 塑性工程学报, 2011, 18（5）：84） [11] Ma G S, Wan M, Wu X D. Theoretical prediction of FLDs for Al￾Li alloy at elevated temperature based on M –K model. Chin J Nonferrous Met, 2008, 18（6）: 980 （马高山, 万敏, 吴向东. 基于M–K模型的铝锂合金热态下成形 极限预测. 中国有色金属学报, 2008, 18（6）：980） [12] He Z B, Fan X B, Yuan S J. Review of hot forming-quenching integrated process of aluminum alloy. J Netshape Form Eng, 2014, 6（5）: 37 （何祝斌, 凡晓波, 苑世剑. 铝合金板材热成形-淬火一体化工艺 研究进展. 精密成形工程, 2014, 6（5）：37） [13] Chen S C, Lai S Y, Gu R Y, et al. Aluminum Alloy Sheet Molding and Quenching Compound Forming Method and Integrated Device: China Patent, CN201710291517.4. 2017-10-27 （陈世超, 赖思旸, 顾瑞瑩, 等. 铝合金板材模压淬火复合成型方 法及其一体化装置: 中国专利, CN201710291517.4. 2017-10-27） [14] Liu Y T, Mol J M C, Janssen G C A M. Combined corrosion and wear of aluminium alloy 7075–T6. J Bio Tribo-Corros, 2016, 2: 9 [15] Pujante J, Pelcastre L, Vilaseca M, et al. Investigations into wear and galling mechanism of aluminium alloy-tool steel tribopair at different temperatures. Wear, 2013, 308（1-2）: 193 [16] Ghiotti A, Simonetto E, Bruschi S. Influence of process parameters on tribological behaviour of AA7075 in hot stamping. Wear, 2019, 426-427: 348 [17] Kumar S, Sood P K. A comparative study of dry sliding wear characterization of nano SiC and nano B4C filled Al7075 nanocomposites under high temperature environment. Mater Res Express, 2019, 6（5）: 056506 [18] Haq M I U, Anand A. Dry sliding friction and wear behavior of AA7075–Si3N4 composite. Silicon, 2018, 10（5）: 1819 [19] Haq M I U, Anand A. Friction and wear behavior of AA7075–Si3N4 composites under dry conditions: effect of sliding speed. Silicon, 2019, 11（2）: 1047 [20] Jiang F C, Gao K X, Wang W R. Development of a digital high￾temperature friction and wear tester for simulating hot-stamping [21] 吴佳松等： 7075 铝合金板材热冲压成形中的高温摩擦 · 1637 ·

·1638 工程科学学报，第42卷，第12期 process.Shanghai Mer,2019,41(2):99 behaviour of AA7075 aluminium alloy.Tribol Int,2017,110:173 (江福椿，高凯翔，王武荣.用于模拟热冲压成形过程的数显式 [24]Vaziri H S,Shokuhfar A,Afghahi SSS.Investigation of 高温摩擦磨损试验机的研制.上海金属，2019,41(2)：99) mechanical and tribological properties of aluminum reinforced [22]El-Morsy A W.Dry sliding wear behavior of hot deformed with tungsten disulfide (WS2)nanoparticles.Mater Res Express, magnesium AZ61 alloy as influenced by the sliding conditions. 2019,6(4):045018 Mater Sci Eng A,2008,473(1-2):330 [25]Dwivedi D K.Adhesive wear behaviour of cast aluminium-silicon [23]Avcu E.The influences of ECAP on the dry sliding wear alloys:overview.Mater Des,2010,31(5):2517

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