随着全球温室效应的加剧，极地区域覆盖的海冰面积正在快速减少，极地区域的环境也更加有利于航运业和能源开发的进行。根据美国地质勘探局的评估报告，北极区域占全球未探明石油储量的13%，同时还有9%的世界煤炭能源和30%的未开发天然气资源^[1]。如果北极航道开通，将形成一个包括东亚、俄罗斯在内的环北极大型经济圈，将给国际政治版图带来巨大变迁。北极航道一旦开通，将大大减少中国对传统航线的依赖，降低航运安全风险、减少航运成本、确保能源运输安全，具有重大的战略意义^[2]。

极地破冰船技术的发展则是进行极地考察、极地资源开发、极地运输的核心要素。破冰船从破冰等级上可以分为7档，第1档破冰能力最强，第7档破冰能力最弱^[3]。中国目前拥有的唯一一艘配备相对完善的破冰船“雪龙”号，是1993年从乌克兰购买的极地运输船基础上改造使用的，只相当于俄罗斯最高级的抗冰船，还不是真正意义上的破冰船^[4]，其破冰能力大概在第6档，至今已承担了33次南极考察和7次北极科学考察任务。

雪龙号破冰船船体采用的钢板为具有特殊低温高性能的E级船用钢板制成，船板为乌克兰钢铁研究院研制并随船进口使用，虽然经历20余年的航行，仍具有较好的抗冰面磨损、耐低温冲击、耐海水腐蚀性能。而我国新一代破冰船已于2017年9月开工建设，预计可以实现双向破冰，破冰能力可以提高3~4级，然而其船体钢板仍为国外进口^[5]，大大增加了我国破冰船的研发周期和制造成本。破冰船用钢板已成为制约我国极地开发和利用过程中的瓶颈，开发新型高性能破冰船用钢板势在必行。

极地环境下船舶摩擦学研究的主要问题包括：极地低温环境下船舶甲板机械及其关键摩擦副的摩擦特性(冷脆性、低温摩擦材料等)、针对极地低温环境液压传动系统的润滑油特性、船体线形设计以及船体界面的极地低温适应性等问题^[6]。目前国内的相关研究主要侧重对破冰船的船体型线、破冰方法对于破冰性能的影响等^[7-8]，对于破冰船用钢板在不同环境温度、不同冲击载荷下的摩擦磨损性能、腐蚀性能研究较少，笔者主要研究了本课题组与宝钢引进乌克兰冶炼技术共同研发的破冰船用钢板10CrMn2NiSiCuAl在不同温度环境下的干摩擦性能，测试其在不同载荷下的摩擦系数和磨损率。结合摩擦表面形貌分析及各种表征手段，研究该破冰船用低温钢板在不同温度干摩擦环境下的摩擦机理，为该类钢板作为船用钢板在低温海冰载荷工况下航行时的摩擦蚀损性能提供依据。

1 试验部分 1.1 试验材料及制备

笔者使用的测试样品采用新型极地破冰船用低温钢板10CrMn2NiSiCuAl，是与宝钢股份有限公司厚板研究所引进乌克兰技术联合研发的破冰船船体专用低碳合金钢，样品的化学成分参见表 1，力学性能见表 2。为了保证船用低温钢板比普通的船用钢板具有高强度、高低温韧性及焊接性能，钢板添加了不同的微量合金元素、使用TMCP控温冷却工艺来提高船用低温钢板的焊接性能、低温力学及冷脆性能；在添加的合金元素中含量比较大的为Mn、Si、Cu和Al元素。Mn是弱碳化物形成元素，能减少晶界碳化物，细化珠光体，相应地细化了铁素体晶粒，能够提高钢的硬度但不影响钢的韧性，提高材料的摩擦磨损性能。Si在冶炼过程中的作用是脱氧，对碳素结构钢的机械性能影响不大；随着硅元素的增加，强度和硬度提高，而伸长率变化不大；当硅的含量超过一定范围将粗化晶粒，对韧性不利。Cu、Cr元素能够有效提高低温船用钢板的海水抗腐蚀性能，也能起到细化船用结构钢的晶粒提高合金钢强度的作用，能够提高材料的摩擦磨损性能。铝作为脱氧剂或合金化元素加入钢中，铝脱氧能力比硅、锰强得多，在钢中的主要作用是细化晶粒、固定钢中的氮，从而显著提高钢的冲击韧性，降低冷脆倾向和时效倾向性。

为保证实验条件的一致性，本实验将厚板加工成10 mm×10 mm×3 mm的试块，采用150#、400#、800#和1200#砂纸逐级打磨抛光至粗糙度R_a为(0.15±0.05)μm，然后分别使用乙醇和蒸馏水超声清洗10 min后干燥待用。

1.2 摩擦磨损试验

为测试钢板在不同温度下的摩擦性能，对布鲁克公司生产的UMT-3 TriboLab型多功能摩擦磨损实验机的往复摩擦试验模块进行了改装，改造后低温摩擦腔结构如图 1所示。为保证试验环境的一致性，该装置中使用的压缩空气必须经过干燥除湿处理。干燥后的空气经过低温压缩制冷单元降温，然后流入低温腔，可以控制低温腔内的温度在-40℃至室温之间，安装在侧壁的温度传感器可以实时测量腔内温度并将其反馈至摩擦磨损实验机和低温制冷单元。另外，通过闭环控制可以保证低温腔温度稳定在设定值，误差为±0.5%。在本试验中，采用的实验环境温度分别为20、5、0、-10、-20℃；实验载荷分别为10、20、30 N；往复频率为2 Hz，滑动幅度为5 mm。测试表面接触方式为球-面接触，对偶球摩擦副选用直径为8 mm的Al₂O₃陶瓷球(弹性模量为390 GPa，泊松比为0.24，硬度HV为1 800)，往复试验时间为30 min。为保证试验的可重复性，每个试验采用3个平行样进行摩擦磨损试验。

1.3 表征手段

采用布鲁克Contour GT-Ⅱ型白光干涉仪观察试件摩擦前表面形貌及摩擦后磨痕形貌，并进行摩擦断面曲线测量。采用上海泰明光学仪器有限公司生产的HXD-2000TM/LCD数字式显微硬度计测量试样磨损后的表面硬度变化。

采用帕那科X'Pert PRO X射线衍射仪(XRD，Cu钯)对摩擦磨损后的磨痕表面物相进行表征，测量范围为20°~80°，扫描速度为4°/min，电流为250 mA，电压为40 kV。采用日本精工JOEL JSM7500F扫描电子显微镜观察试样的表面形貌，同时利用EDS对试样磨损表面及磨屑进行元素测量。

磨损率按照如下公式^[9]计算，每一数值采取3个平行样取平均值的方法确定：

$ {\omega _k} = \frac{V}{{N \times d}} = \frac{V}{{N \times 2f \times A \times t}}, $

(1)

式中：ω_k为磨损率，mm³/(N·m)；V为磨损体积，m³；N为摩擦载荷, N；d为滑行距离，m；A为往复移动幅度，m；f为往复摩擦频率，Hz；t为磨损时间，s。

2 结果及讨论 2.1 摩擦系数曲线

图 2为极地破冰船钢板在不同载荷及温度下的摩擦系数曲线，其中图 2(a)为极地船用钢板在法向载荷为20 N时不同温度下的摩擦系数曲线。从图中可以发现，在常温下，Al₂O₃球与钢板组成摩擦副的摩擦系数为0.45~0.56，随着环境温度的降低，摩擦系数稍微提高，在0.52~0.70之间波动。图 2(b)为极地船用钢板在不同载荷和温度下的平均摩擦系数变化曲线，数据表明在相同环境温度下摩擦系数随着加载压力的增加而降低；而在相同的载荷下，室温条件中该钢材的摩擦系数最低；在环境温度为5 ℃时，平均摩擦系数达到相对高点，随着摩擦腔环境温度的不断降低，摩擦系数稍有降低，当环境温度为-20 ℃时，摩擦系数在0.55~0.57之间波动，呈现趋于恒定的变化趋势。

2.2 磨痕轮廓变化

图 3为极地船用钢板在20 N载荷下，不同环境温度中磨痕截面轮廓曲线及磨痕表面3D形貌；由图 3(a)可以发现，在20 N的法向载荷作用下，当低温腔环境温度为20 ℃时，破冰船钢板在Al₂O₃球的作用下磨痕宽度为463 μm、深度为10.1 μm，在磨痕两侧有轻微因塑性变形产生的挤出凸起，同样的现象在图 3(b)中磨痕3D形貌图中也可清晰发现；当环境温度从20 ℃降至5 ℃时，磨痕的宽度和深度有所扩大，磨痕截面轮廓中表面粗糙度增大；图 3(c)表明在磨痕的表面出现了共同存在的犁沟状形貌与凹坑形貌；当低温摩擦腔温度下降到0 ℃时，磨痕的宽度和深度继续扩大，磨痕表面的凹坑形貌相对5 ℃时有所减少，犁沟状形貌更加明显，如图 3(d)所示；摩擦环境温度降至-10 ℃时，试样表面磨痕的宽度和深度都迅速增加，尤其是当环境温度为-20 ℃时，试样表面磨痕的宽度和深度分别扩大至1 262 μm和54.8 μm，如图 2(e)、(f)所示。综合图 3及前期的研究^[10-11]可以发现，随着摩擦环境温度的降低，相同载荷下，破冰船用钢板磨痕的宽度和深度逐渐增加，表面3D形貌由凹坑状形貌转变为沟槽状形貌。

图 4为利用轮廓扫描软件测量极地破冰船用钢板磨痕的净磨损体积，再根据公式(1)计算得到试样的体积磨损率变化曲线。由图可见，在相同载荷作用下，当摩擦环境温度从20 ℃降至-20 ℃时，极地破冰船用钢板的磨损率呈现前期缓慢增加而后快速变大的趋势；且随着法向载荷的增大，磨损率呈现这种变化的趋势更加明显，表明温度的降低改变了Al₂O₃球与试样之间的磨损机理。

图 5显示了极地破冰船用钢板在不同环境下摩擦磨损接触区域硬度的变化趋势。在20 ℃环境温度下磨痕表面的平均硬度较原始表面有了显著的提高，且法向载荷越大，硬度增加值也越高；随着摩擦环境温度的降低，磨痕表面的硬度增加量越小，低温摩擦腔温度为-20 ℃时，磨痕表面增加的硬度在20(HV, 0.981N)左右，与基体原有表面硬度相比，增加较小。不同载荷作用下，随着摩擦环境温度降低的硬度变化曲线对比可以推测：在相同载荷作用下，随着环境温度的降低，极地破冰船钢板受摩擦作用在磨痕接触表面过渡层^[12]和加工硬化层^[13]对于表面硬度的影响作用逐渐减弱。

2.3 微观形貌与磨屑分析

图 6为极地船用钢板在20 N法向载荷下、不同温度环境中的磨痕表面磨痕形貌，其中图 6 (a)、(b)为钢板在环境温度20 ℃、法向载荷分别为20 N和30 N的磨痕表面。可以发现，摩擦试样表面存在片状凸起和部分剥落坑，表面相对光滑，这是由于在摩擦磨损过程中基体表面形成了一层过渡层。根据赫兹接触公式^[14]，在往复摩擦过程中，当法向载荷为20 N时，球与船用低温钢板间的接触应力P_max为1 670 MPa，理论剪切应力τ_max=518 MPa。由于表面微凸体的存在，实际接触面积要比理论接触面积要小得多，这样造成摩擦副之间的实际接触应力更大。由于Al₂O₃球的硬度较高，摩擦副之间塑性变形以试样发生脱落和挤出为主，当摩擦行为发生时，突然施加的摩擦力会造成试样表面发生剧烈变化，通过破坏表面微凸体的方式来促使试样表面发生塑性变形，基体因疲劳失效产生磨屑，磨屑在法向压力、摩擦力以及摩擦热的共同作用下，在试样表面形成一层过渡层。过渡层的存在降低了表面的粗糙度，进而也使得摩擦系数下降。这也与图 2(a)中摩擦系数曲线对应，当环境温度为20 ℃时，摩擦系数相对较低且波动较小。当过渡层与基体的结合力小于法向载荷和摩擦力的交变应力时，会从基体上分离形成凸起，当凸起脱落后就构成了剥落坑。

从图 6(c)、(d)中可以看出，当环境温度降低到5 ℃后，磨痕表面的粗糙度明显增大，表面的剥落坑和凸起也增多，并呈现少许磨粒在表面形成的犁沟形貌；当温度为0 ℃时，则在磨痕表面出现犁沟、凸起和脱落坑共存的形貌，但凸起和剥落坑的尺寸较20 ℃时要小。结合图 5(e)、(f)形貌观察对比可知，当环境温度降至-20~-10 ℃时，基体在冷脆因素的影响下表面形貌主要以磨粒磨损形成的犁沟和塑性变形为主，这与20℃时磨痕的形貌有了明显的差别，显示两者的主要磨损机理存在差异。

为分析两者的磨损机理差异，对图 6所示的环境温度为20 ℃和-20 ℃的磨痕表面所示区域进行EDS能谱分析，其结果如图 7所示。图 7(a)、(b)为试样在环境温度20 ℃、载荷20 N作用下磨痕凸起区域的能谱分析，结合图 9的磨痕表面XRD图谱分析，磨痕凸起层主要以Fe、O、C为主。其中C元素含量波动较小，但是将凸起层区域与剥落坑内的O元素含量进行对比会发现凸起区域的O含量要高；这是由于Al₂O₃球与试样相互作用时，在接触区产生瞬间高温，一方面促使因微切削作用脱落的磨屑发生氧化反应^[15]，另一方面也会促使形成的过渡层发生塑性流动，并与摩擦球产生黏着磨损；而以Fe元素以及Fe的氧化物为主的过渡层也会对于球和试样的摩擦磨损产生润滑作用，降低摩擦副之间的摩擦系数和磨损量。

图 7(c)、(d)为环境温度下降至-20 ℃时磨痕表面与残留磨屑区域的元素分析结果。对比发现，磨痕表面无O元素的存在，而磨痕上残留的磨屑中O元素的含量也有所减少。结合图 5的磨痕形貌分析以及图 3、图 4、图 5可以推测，当环境温度降至-20℃时，试样磨痕表面在接触应力作用下产生了塑性变形，磨损形式以接触面微凸体在剪切应力微切削作用下脱落的微凸体形成的磨粒磨损为主，在磨痕的表面已无法形成具有润滑作用的过渡层。

图 8为20N法向载荷不同摩擦环境温度下的磨屑形貌图。通过观察可以发现，当环境温度在20 ℃时，出现的磨屑主要为带状屑和片状屑，见图 8(a)，带状屑的长宽比大，主要是试样受到显微切削作用形成。片状屑的长宽比较小且厚度比较薄，主要是由于表面的过渡层产生裂纹、凸起发生疲劳失效剥落形成。当环境温度降至0 ℃时，磨屑的长宽比减少，在出现片状屑的同时，出现了颗粒状的磨屑，如图 8(b)所示，这是由于温度降低后磨屑受到摩擦热的作用减少，磨屑颗粒之间的结合力削弱，表面微凸体以颗粒状脱落形成磨屑。从图 8(c)、(d)可知，在低温环境下，结合图 5的接触面硬度分析可知，接触面受到加工硬化和过渡层的影响减弱，接触面的硬度降低，材料的性能受到冷脆性能作用，抗磨损能力减弱；当试样受到磨粒磨损而发生塑性变形时，产生的磨屑主要是以块状屑和球状屑为主。因为缺少过渡层的润滑作用，Al₂O₃与试样之间的摩擦系数增加，接触区域受到的剪切应力增大。试样在磨粒形成的微切削作用下，表面粗糙度增大，接触面的微凸峰发生脱落时就会形成块状磨屑和球状磨屑，块状屑和球状屑残留在接触面上又会进一步加剧试样表面的摩擦磨损行为，促使图 3和图 4中磨损量随着温度下降而急剧上升。

根据Archard摩擦理论^[16]，在接触区会出现摩擦瞬间温升，摩擦闪温的高低与接触压力、摩擦速度、表面粗糙度相关。摩擦闪温的出现会对磨痕表面的氧化产物和氧化物厚度产生影响。为了确定不同的环境温度对磨屑氧化产物的影响，将磨痕表面进行XRD分析，见图 9。可以发现在20 ℃时，船用低温钢板的摩擦磨损产物主要为Fe₂O₃、Fe₃O₄、Fe，当环境温度为5 ℃时，接触区的瞬间温升^[17]会受到周围环境的辐射而降低，磨痕表面的氧化产物以Fe₂O₃、Fe为主，当温度降到0 ℃时，摩擦温升的影响进一步减弱，表面Fe₂O₃减弱并出现了Fe元素。当环境温度降到-10 ℃时，则以Fe元素为主，未出现Fe氧化物的特征峰。相关文献[18-20]显示，在铁的氧化中Fe₂O₃具有磨粒作用，会提高摩擦系数并加剧接触表面的磨损，而Fe₃O₄和FeO则对于接触面的摩擦系数有消减作用。这也再次说明图 2(a)、(b)中关于摩擦系数在环境温度为5 ℃时出现的摩擦系数较高及磨损率变高的成因，可见环境温度对于接触区的摩擦闪温影响较大。

2.4 磨损机理分析

由以上试验结果可以分析，在20 N的法向载荷作用下，极地破冰船用钢板变形以塑性变形为主，当环境温度从20 ℃降至-20 ℃的过程中，Al₂O₃球与船用低温钢板组成摩擦副的磨损摩擦系数逐渐增加，磨损率增加，当环境温度低于5 ℃时磨损由氧化磨损转变为磨粒磨损，磨痕表面硬度增幅减少，磨痕表面的粗糙度增加，磨屑长宽比降低，可见，环境温度对于船用低温钢板的摩擦磨损性能影响较大。

2.4.1 过渡层对摩擦磨损性能的影响

当环境温度为20 ℃时，在球与试样的接触区域会形成如图 10(a)所示的过渡层，过渡层主要以Fe的氧化物和Fe元素为主，能够有效地起到润滑作用，增加接触面的实际接触面积，降低接触应力，减少摩擦副之间的摩擦系数，从而使试样的比磨损率降低，磨痕表面的粗糙度降低。随着环境温度的降低，如图 10(b)所示过渡层厚度减少，其影响逐渐减弱，散落在磨痕表面的磨屑长宽比减小，磨痕的尺寸增大；接触区内的磨粒会对硬度较低的试样微切削产生磨粒磨损，从而形成犁沟状表面形貌，样品的磨损率迅速增加。将20 ℃下钢样磨痕表面放大可以发现，在磨痕的表面有明显的黏着剥落坑存在，如图 11所示。

为了进一步验证不同环境温度下摩擦磨损过程中黏着磨损现象，将摩擦副在20 ℃及-20 ℃在同一往复周期内的摩擦力变化进行了对比，并对摩擦磨损过程的摩擦力实时数据监控，结果如图 12所示。图 12(a)为20 ℃时摩擦力波动图，在加载和回程的过程中，最大峰值摩擦力相差0.31 N，这种现象在5 ℃时也有体现；而当环境温度降至-10 ℃和-20 ℃时，最大峰值摩擦力则只相差0.08 N。图 11(b)显示在加载和回程过程中，由于接触面黏附力的存在，导致加载和回程峰值的摩擦力有差异，呈现典型的黏着摩擦特征^[21]。结合图 11(a)中磨痕表面黏附坑的存在，可见在室温环境为5 ℃以上时，摩擦形式除了有氧化磨损行为还存在有黏着磨损，而在0 ℃以下则以磨粒磨损和微切削为主。

3 结论

1) 随着摩擦环境温度从20 ℃下降到-20 ℃，破冰船用低温钢板磨损机理主要由氧化磨损、黏着磨损及材料的疲劳失效转变为微切削作用下的磨粒磨损和塑性变形，在接触面表面出现剥落、塑性变形、犁沟等形貌。

2) 破冰船用钢板摩擦磨损过程中磨屑随着温度的降低，成分会发生改变。在温度降低过程中，摩擦磨损表层的磨损产物由Fe₃O₄、Fe₂O₃转变为以Fe元素为主的磨屑；磨屑的长宽比缩小，由带状屑逐渐转变为块状屑和球状屑。

3) 相同载荷作用下，破冰船用钢板的比磨损率随着环境温度降低而急剧增加。