激光纹理处理后的AA2024-T3合金表面的初步粘附性能：通过往复滑动试验研究纹理几何形状的影响 ?zer Co?kun, Sinan Fidan, Mustafa ?zgür Bora, Sat?lm?? ürgün, Mehmet ?skender ?zsoy, Yezen Kandur

《Coatings》：Primer Adhesion on Laser-Textured AA2024-T3: Effects of Texture Geometry via Reciprocating Sliding Tests ?zer Co?kun, Sinan Fidan, Mustafa ?zgür Bora, Sat?lm?? ürgün, Mehmet ?skender ?zsoy and Yezen Kandur

　　摘要：为了提高航空级铝合金表面的涂层附着力和摩擦学稳定性，本研究在施加环氧底漆之前，采用周期性光纤激光微纹理作为表面工程预处理方法。AA2024-T3板材被刻上了菱形、六边形和圆形网格（尺度因子为100–250 μm；扫描速度为250–750 mm s?1），然后涂上航空级环氧底漆，并在往复滑动磨损测试中进行了评估。使用区域轮廓测量法和静态滴落角测量法来测量表面形貌和润湿性，而摩擦-距离曲线和划痕轨迹测量法则用于分析界面完整性。这些微纹理以几何形状和尺度依赖的方式扩展了表面积并改变了能量状态，与未经处理的参考样品相比，产生了更稳定的摩擦平台以及更小、侧向划痕更少的结果。圆形凹坑表现出最佳的耐损伤性能，这归因于其改进的机械互锁性和碎屑/薄膜管理能力（储库和微陷阱效应），而多边形网格对尺度和速度的变化更为敏感。因子分析揭示了几何形状、尺度和扫描速度之间的相互作用，进一步证明了性能是由共同优化的纹理结构决定的，而不仅仅是单一参数的作用。从系统角度来看，激光定义的微纹理与航空标准底漆结合使用，为调节摩擦力、减少磨损和提高涂层-基材附着力提供了一种可控的方法。这些结果为实际选择提供了指导；总体而言，较大且间距均匀的圆形凹坑能够实现最佳性能，并为设计适用于航空航天及相关制造领域的纹理涂层系统提供了通用框架。

1. 引言
铝合金因其轻质、高耐腐蚀性和机械性能而被广泛应用于汽车、船舶和航空航天部件[1,2,3]。然而，机械磨损和腐蚀的耦合降解是导致设备故障的关键问题[4,5]。因此，采用了多种表面保护方法来提高铝合金在这些摩擦-腐蚀环境中的耐用性和使用寿命[6,7,8]。功能性聚合物复合涂层已被证明是一种经济有效的方法，可以通过减少表面接触来降低磨损[9,10,11]。功能性填料（如固体润滑剂和防腐剂）可以添加到这些涂层中以实现自修复[12]。然而，这些方法严重依赖于涂层与基材之间的附着力，而由于自然氧化膜的形成和外部影响，铝合金的附着力一直是一个主要障碍[13,14]。
激光清洗、激光干涉结构化和激光微纹理化是一些被考虑用于提高金属合金保护涂层耐用性和效果的高级表面处理技术。先前的研究表明，激光处理可以增强表面粗糙度、润湿性和氧化膜的形成，从而提高涂层附着力和耐磨性[15,16,17,18,19]。值得注意的是，激光处理表面的附着力性能甚至优于化学转化涂层和阳极氧化等其他工艺[16]。材料的粘附强度归因于表面能的增加、最佳的粗糙度水平以及更好的机械互锁[17,18]。然而，一些报告指出，使用过高能量的激光表面处理可能会导致氧化或损伤。因此，必须严格调控激光处理工艺参数[19]。激光表面改性工艺已被证明能够显著提高材料的附着力和机械性能。例如，激光表面粗糙化可以增加机械互锁性，从而提高附着力强度[20]。此外，激光纹理化与磷酸阳极化等附加处理相结合，有助于增强材料的结合强度。因此，微结构几何形状在实现最佳附着力性能中的关键性得到了强调[21]。激光干涉结构化工艺已被证实是一种有效的无化学处理方法，其效果与传统技术相当[22]。此外，研究表明，激光微纹理化与先进涂层结合使用可以最小化处理表面的磨损效应[23]。在不同材料系统中的研究显示，几何形状对摩擦学性能有显著影响。圆形纹理通过减少应力集中并促进表面碎屑的去除而表现出高性能[24]。激光表面纹理化技术可以作为传统表面准备工艺的良好替代品，因为附着力和摩擦学性能很大程度上取决于纹理几何形状[25]。更重要的是，激光表面纹理化和先进涂层通过优化的纹理几何形状促进了适当的应力分布和碎屑捕获，从而提高了耐磨性[26]。微凹坑制造技术在提高性能方面至关重要，因为它对工艺参数非常敏感[27]。
本研究探讨了利用激光辅助的表面改性方法（包括激光清洗、干涉图案化和微纹理化）来改善铝合金的涂层附着力和防腐性能。值得注意的是，以往的研究通常集中在物理化学表面活化过程（如表面润湿性的变化和氧化层的形成）或使用交叉切割、剥离和搭接剪切测试评估静态附着力强度上。尽管这些研究提供了关于表面活化效应和附着力过程的宝贵见解，但没有一项研究考虑了涂层表面在循环摩擦载荷条件下的机械性能。由于激光结构化后表面粗糙度的增加和机械锁定的增强，附着力强度的增加可以通过实验轻松确定，但很少有研究从摩擦力的变化、界面降解和往复滑动模式下的磨损轨迹形成等方面进行评估。此外，虽然经常分析润湿性对附力的影响，但没有足够的证据表明润湿性的改善是否能转化为反复剪切应力载荷下的更高附着力耐久性。迄今为止使用的不同类型的纹理大多被独立考虑，而没有对激光参数对它们的影响进行统计因子分析。尽管激光纹理化过程中工艺变量之间存在明显的相互依赖性，但尚未进行因子分析来评估这些变量的综合影响。因此，关于纹理几何形状、纹理尺度、扫描速度和其他激光工艺参数对往复载荷下航空底漆涂层附着力耐久性的影响，目前仍存在研究空白。因此，本研究的主要目标是通过因子实验分析激光表面纹理几何形状、尺度和扫描速度对应用于激光纹理化铝合金基材的航空底漆涂层附着力和摩擦学行为的影响，来填补这一研究空白。具体而言，该研究旨在分析100 W光纤激光结构化AA2024-T3铝合金基材上三种纹理几何形状（菱形、六边形和圆形）的底漆和油漆涂层的附着力强度。

尽管上述已有大量研究，但目前文献中仍存在一些相互关联的空白，这些空白共同激发了本研究的动机。现有的关于激光纹理化铝合金的研究主要依赖于静态附着力指标（如交叉切割、剥离或搭接剪切测试），这些指标只能捕捉到初始的结合强度，但无法反映重复剪切载荷下涂层使用寿命中的渐进式界面降解。此外，尽管单独评估了各种纹理几何形状（通常是凹坑、沟槽或网格），但尚未有研究在相同的涂层和摩擦学协议下，比较封闭角网格（如菱形和六边形）与封闭圆形凹坑在航空级AA2024-T3材料上的表现。此外，之前的优化工作通常一次只改变一个激光参数，从而忽略了几何形状、特征尺度和扫描速度之间的双向和三维相互作用，而本研究表明，这些相互作用共同解释了摩擦和磨损响应中超过65%的变异。最后，尽管接触角的改善经常与结合力的增强相关联，但尚不清楚在往复剪切下Cassie–Wenzel转变是否仍然存在，以及润湿性的提高是否能在持续的摩擦载荷下转化为持久的附着力耐久性。因此，本研究首次采用了3 × 3 × 3的因子设计，结合了三种不同的纹理几何形状、航空标准底漆应用（遵循MIL-PRF-23377标准）、往复滑动评估（包括摩擦系数的磨合期、过渡期和稳态的分量划分），以及对磨损轨迹的高分辨率区域轮廓测量，所有这些都在AA2024-T3材料上进行。这种组合并不产生单一的“最佳”参数集，而是一个可转移的设计框架，明确考虑了涂层-纹理-工艺系统的交互主导性质，从而超越了以往单一因素的建议。

相应的纹理基材通过接触角测量法和3D轮廓测量法（Sa）进行了全面表征，以定量测量润湿性和特征形貌。随后应用了航空标准底漆和光亮清漆方案，并通过往复滑动磨损研究对其附着力寿命进行了评估，提供了直接证据，证明了涂层在重复摩擦载荷下的机械完整性。滑动过程中的摩擦系数行为和相应的3D光学轮廓测量结果有助于精确确定涂层/金属基材界面的附着力特性。通过结合受控的激光几何形状形成工程粗糙度基材，并使用航空标准涂层应用和摩擦学研究程序进行表面表征，本研究生成了关于微纹理几何形状控制对高强度铝合金基材上底漆附着力性能的新实用信息。预计这项研究将为下一代涂层方案的优化表面准备程序提供信息，以提高下一代航空航天产品的耐用性和性能安全性。

2. 材料与方法
2.1 材料
AA2024-T3板材由Altek Metal A.?.（土耳其科贾埃利）提供。表1列出了根据制造商数据表得到的Al 2024-T3合金的性能参数。
2.2 激光处理
实验参数的设置如下，出于特定原因。选择了三种纹理几何形状：菱形、六边形和圆形。它们属于两类重要的涂层附着力研究纹理：封闭角网格（菱形和六边形纹理的顶点角度不同）和封闭圆形凹坑（完全没有角）。由于实验的目的是考察在重复载荷下单独微储库的行为，因此没有考虑基于开放沟槽的图案。尺度因子值介于100至250 μm之间是合适的，因为这些纹理的单元格将（i）能够通过实验中使用的光学和轮廓测量技术观察到，（ii）与赫兹接触宽度（150–200 μm）兼容，该宽度是根据使用6毫米球体时的20牛顿载荷计算得出的；这意味着每个单元格始终处于接触状态，（iii）小于涂层的平均厚度（100 μm），从而确保涂层颗粒的机械互锁并避免厚度不均匀性的影响。扫描速度值选择在250至750 mm s?1之间，因为初步实验表明，在恒定功率（100 W）和重复率（100 kHz）下，这些速度可以生成足够深的规则沟槽；低于250 mm s?1的速度会导致能量密度过高和不规则的烧蚀/飞溅，破坏边缘的连续性，而高于750 mm s?1的速度则会导致沟槽太浅，无法影响表面粗糙度。
使用计算机控制的光纤激光系统（λ = 1064 nm，最大平均功率100 W，100 kHz脉冲操作），配备伽利略扫描仪、f-θ透镜和电动z轴平台，对AA2024-T3样品进行微纹理化处理（图1a）。在整个实验过程中，激光功率和重复率保持在其额定最大值（100 W；100 kHz）。固定这两个参数可以消除脉冲能量漂移作为样品间变异性的来源，并确保扫描速度和尺度因子——即因子布局中的两个独立变量——是决定沉积能量密度和沟槽形态的唯一因素。三种激光纹理（菱形、六边形和圆形）被图案化为周期性网格（图1b）。特征尺度通过无量纲“尺度因子”100、150或250进行控制，分别对应于大约100、150和250 μm的名义单元格边长。为了在保持功率（100 W）和重复率（100 kHz）不变的情况下调节沉积能量密度和沟槽深度，伽利略光栅速度被设置为250、500或750 mm s?1。对于每种纹理，都制备了一个3 × 3矩阵（缩放因子 × 扫描速度）的条件组合（每种几何形状九个样品，总共27个），遵循一个平衡的因子计划，相当于Taguchi L9布局，用于这两个可控因素。纹理处理后，样品进入涂层和表征步骤，具体过程在后续章节中描述。图1展示了AA2024-T3的纤维激光微纹理示意图和实验计划。(a) 激光微纹理装置，(b) 菱形、圆形和六边形纹理的实验设计。选择扫描速度作为控制能量调制的变量是有意为之，因为功率和重复率分别设定为100 W和100 kHz。扫描速度成为控制激光移动路径上吸收能量量的关键参数，并影响沟槽深度、边缘连续性以及熔融材料在单元格中的固化。提高扫描速度会产生较浅且平滑的特征，从而改变表面的能量状态，并减少底漆的机械互锁点。然而，较慢的扫描速度会产生较深的特征，从而扩大实际接触面积，并通过毛细作用增强底漆在凹槽中的渗透。因此，扫描速度不被视为过程变量，而是一个设计变量，其与纹理和缩放因子的相互作用预计会对润湿性、可润湿性和涂层质量产生影响。这些影响将在第3.2节的因子分析中通过参数关系得到更清晰的解释。

2.3 涂层应用
所有经过激光纹理处理的AA2024-T3试样（六边形、圆形和菱形，缩放因子分别为100、150和250，扫描速度分别为250、500和750 mm/s）在涂层前都进行了标准预处理，以优化附着力并实现纹理不变的膜层构建。所有表面都用异丙醇（IPA）脱脂，用无油压缩空气吹干，并在受控条件下处理（21–25°C，<65% RH），以防止水分滞留。使用符合MIL-PRF-23377标准的双组分环氧底漆（MABAYCO，伊斯坦布尔，土耳其；与固化剂按5:1比例稀释）在室温下通过配备1.3 mm喷嘴的HVLP喷枪进行喷涂，然后在室温下晾干10–15分钟，接着在60°C下进行24小时的环境固化，之后再进行2小时的后期固化，以促进完全交联。底漆处理后的面板经过轻微打磨、清洁，并在受控喷涂条件下（距离、行进速度和涂层重叠）涂覆半丙烯酸白色BS66B001面漆，使用与面漆喷涂相同的喷枪/喷嘴和参数设置，以消除由于厚度引起的几何形状偏差。根据MIL-PRF-23377批准的底漆技术数据表，选择了10–15分钟的晾干时间、24小时的固化时间和60°C的后期固化时间。晾干时间确保了溶剂在聚合物交联前从涂层中蒸发。24小时的环境固化时间反映了制造商规格中规定的手涂和涂层所需的最短时间。选择60°C的后期固化过程是为了使胺/环氧反应达到>95%的交联度；60°C远低于完全固化的MIL-PRF-23377的玻璃化转变温度（大约90–110°C）。根据ASTM标准D7091，使用CEM DT-156H测厚仪在多个点测量干膜厚度（DFT），从而获得每种测试纹理类型的最终（底漆+面漆）膜层厚度约为100 μm。在每个试样的涂层面上多个位置取DFT读数，以捕捉整体膜层厚度，而不是单个点值；然而，需要明确说明两个仪器和程序上的限制。首先，CEM DT-156H测厚仪的涡流探头的有效极点覆盖范围为几毫米，而此处检查的纹理间距在100–250 μm范围内，比探头的积分面积小两个数量级。因此，每个读数代表的是大量纹理单元格上的空间平均膜层厚度，而不是单个凹陷内、重铸边缘上或单元格间的点状厚度。这种仪器无法分辨区域内的一致性（凹陷内 vs. 边缘 vs. 平坦表面），也没有尝试这样做；这样做需要横截面金相学（金相切片、聚焦离子束铣削或共聚焦激光涂层厚度映射），这超出了本研究的范围。其次，本工作中的DFT采样旨在验证是否达到了名义上的100 μm整体膜层厚度，而不是专门用于比较不同纹理几何形状和缩放因子的膜层厚度；因此，没有预先指定读数的数量和空间分布来支持对DFT本身的平衡因子方差分析（ANOVA），因此我们在这里不引用不受基础采样设计支持的显著性水平。可以明确的是，在27个试样矩阵中，所有测量的DFT读数都在MIL-PRF-23377底漆/面漆系统的制造商规定容差范围内，没有试样因厚度问题需要重新处理，表明喷涂程序没有受到纹理几何形状或测厚仪可分辨长度范围内的缩放因子的明显干扰。因此，我们将均匀膜层假设视为操作控制，而不是统计上证明的零结果，并将区域一致性映射列为后续优先事项，以分离任何残留的纹理驱动的膜层厚度效应与第3节中报告的几何形状和缩放依赖的摩擦学趋势。选择这种均匀涂层程序是为了排除激光拓扑对润湿性和磨损的影响，而不是涂层本身的应用差异。图2给出了AA2024-T3实验程序的示意图，包括表面预处理/环境控制、纹理/因子设计（DOE）定义和纤维激光处理、涂层沉积和固化及厚度验证、往复滑动测试及摩擦系数（COF）采集/分析，以及测试后的表面表征（使用轮廓仪和光学显微镜）。

2.4 往复滑动磨损测试
在UTS Tribolog?（伊斯坦布尔，土耳其）和Multi-Function Tribometer（伊斯坦布尔，土耳其）的线性振荡模式下进行了往复磨损测试，使用一个静止的6 mm 100Cr6钢球（60–66 HRC，Ra < 0.05 μm）对环氧底漆处理过的、经过纤维激光纹理处理的AA2024-T3试样进行测试，施加恒定法向载荷20 N。试样以2 Hz的频率振荡，行程长度和循环次数选择使得每次测试的总滑动距离为30 m。每次测试前，球和试样都用高纯度异丙醇超声清洗并用无油氮气干燥；每次测试使用全新的球，以避免交叉污染和现有转移膜的影响。每种几何形状-缩放速度组合以及未纹理的参考样品都进行了三次重复测试（n = 3），在独立制造和分别涂层的试样上进行；报告的摩擦系数（COF）和划痕深度值代表这三个独立重复实验的平均值±标准差。COF时间历史数据以1000 Hz的原始（未过滤）信号获取，并通过非重叠的100点箱形平均（每个循环还进行了行程平均）降采样到10 Hz，没有进一步过滤或基线校正。在本研究中，COF-距离轨迹按照SEM显微图中的标准化操作定义进行解释；磨合期是从初次接触到的第一个局部COF最大值之间的间隔，磨合斜率角通过对该早期段的线性回归获得；过渡区域表示与转移膜形成和部分破裂相关的后续COF变化；稳态开始定义为行程平均COF显示可忽略趋势（|dμ/dx| = 0）和低方差的第一个连续区间。这些标准适用于所有纹理-速度条件。

2.5 接触角测量
使用Wear Laboratory内的接触角系统，通过静滴法量化了激光纹理处理的AA2024-T3表面（菱形、六边形和圆形图案）的润湿性。去离子水滴（5 ± 0.5 μL）用校准的微量移液器滴在预定义的、不重叠的位置（避免单元格边界和缺陷）以及未纹理的对照区域。滴落后立即用高分辨率相机拍摄三相接触线；左右轮廓使用Young–Laplace轮廓算法拟合，并取平均值以获得静态接触角。测量在受控实验室条件下进行（23 ± 1°C，40%–50% RH）。对于每种几何形状，测试了所有缩放因子（100、150、250）和扫描速度（250、500、750 mm/s）的组合；每种条件至少记录五个独立滴液，并取平均值以报告平均值±标准差。测试前，样品用乙醇超声清洗，用去离子水冲洗，并用无油压缩空气干燥，以去除外来污染物。该协议为比较激光纹理几何形状、特征尺度和扫描速度如何调节表面能和润湿性提供了统一的基础。

2.6 轮廓仪表面分析
在本研究中，使用Nanovea PS-50非接触式光学轮廓仪（Nanovea PS-50，NANOVEA，加利福尼亚州尔湾）来映射测试后在激光纹理处理的AA2024-T3试样上形成的往复磨损轨迹；整个行程痕迹（12 × 4 mm）在X和Y方向上以20 μm的间距扫描，采样率为1000 Hz。高度图在MountainsMap（v6.2.7487）中进行了平整、去形和过滤，遵循ISO 25178 [28]的面积-纹理规范，之后通过相对于相邻未磨损参考平面的数值积分获得轨迹最大深度，使用横向/纵向轮廓进行验证。第3节中报告的划痕深度值代表每种条件下三个独立磨损轨迹的平均值（n = 3），每个轨迹来自单独测试的试样。涂层损伤通过在扫描区域内的分层/变形区域进行分段来量化。这种高分辨率的非接触式协议允许无偏地比较不同纹理几何形状、缩放因子和扫描速度下的粘附性和耐磨性。

2.7 光学立体显微镜表面成像
使用Evident-Olympus BX53 MRF光学显微镜检查了在100、150和250的缩放因子以及250、500和750 mm/s的扫描速度下制造的纤维激光纹理处理的AA2024-T3的表面形态，该显微镜的多倍放大光学系统能够实现尺度感知的成像和局部微观结构的定量分析。对于每种几何形状，从（a）单元格内部，（b）边缘凹槽，以及（c）节点/交叉区域获取了调查场；图像分析提取了以下信息：圆形纹理的凹陷直径和圆形度；六边形和菱形的边长/边缘直线度和顶点清晰度；以及所有图案的单元格间距和边缘/凹槽连续性，还包括激光诱导的瑕疵（重铸边缘、飞溅/喷射的液滴和微裂纹）。在AA2024-T3中，Al基体和Cu富集的金属间化合物之间的内在相位对比有助于区分纹理边界和相邻的热影响区，从而能够几何形状分辨地评估晶界表达和空间粗糙度。所得显微图展示了清晰的参数和几何形状依赖的特征，为将形态与润湿性（接触角）和轮廓仪粗糙度相关联提供了坚实的基础。图3显示，在固定扫描速度250 mm/s的情况下，将缩放因子从100增加到250会增大单元格尺寸，并改善菱形、六边形和圆形晶格的边缘连续性和凹槽清洁度，而涡旋几何形状表现出以角为中心的熔融堆积，而圆形则保持最轴对称的重铸边缘趋势，这后来与润湿性和摩擦力相关。简而言之，图3中出现了三种几何形状特有的特征：菱形晶格发展出随缩放因子增强的顶点局部熔融堆积；六边形阵列保持最高的间距均匀性，但在小尺度下显示出最大的单元格内飞溅；圆形凹陷在所有尺度上都一致地产生最轴对称的边缘和最干净的坑底。下面详细讨论了这三种特征，并为后续的润湿性和摩擦力相关性提供了基础。在固定扫描速度250 mm/s的情况下，将缩放因子从100增加到150，然后再增加到250，系统地增大了单元格尺寸，并明确了所有三种晶格的边缘定义。

图3表明，在固定扫描速度250 mm/s的情况下，将缩放因子从100增加到250会增大单元格尺寸，并改善菱形、六边形和圆形晶格的边缘连续性和凹槽清洁度，涡旋几何形状表现出以角为中心的熔融堆积，而圆形则保持最轴对称的重铸边缘趋势，这激发了后来与润湿性和摩擦力的相关性。简而言之，图3中出现了三种几何形状特有的特征：菱形晶格发展出随缩放因子增强的顶点局部熔融堆积；六边形阵列保持最高的间距均匀性，但在小尺度下显示出最大的单元格内飞溅；圆形凹陷在所有尺度上都一致地产生最轴对称的边缘和最干净的坑底。这些特征将在下文详细讨论，并为后续的润湿性和摩擦力相关性提供了基础。光学显微照片显示了以250毫米/秒的速度使用Evident-Olympus BX53 MRF显微镜（10倍放大；刻度尺=200微米）拍摄的纤维激光纹理化AA2024-T3表面；(a–c)分别为100、150和250倍放大下的菱形纹理；(d–f)分别为100、150和250倍放大下的六边形纹理；(g–i)分别为100、150和250倍放大下的圆形纹理。图3a–c中的菱形纹理从SF=100时的较小、不规则且边缘不连续的口袋状结构演变到SF=250时形成良好的菱形，此时边缘连续性提高，顶点处的熔融物积聚更加明显；在最大放大倍数下，细胞间的凹陷变宽且看起来更干净。图3d–f中的六边形阵列显示出最高的均匀性；在SF=100时，细胞内部残留的飞溅物/喷射的液滴较多，而SF=250时边缘更加清晰，细胞内的碎片减少。图3g–i中的圆形纹理在所有放大倍数下都显示出最对称的再结晶形态；环形边缘从SF=100时的略微分段变为SF=250时的几乎连续，边缘波动减小，坑底更加平滑。在所有几何形状中，带有顶点的晶格始终表现出比相同放大倍数下的圆形更明显的熔融物堆积和更清晰的热影响区轮廓，这反映了局部毛细流动和凝固过程的几何依赖性差异。这些四种形态描述符——边缘连续性、顶点清晰度、飞溅物密度和凹陷清洁度——为第3.1节和第3.2节中发展的润湿性和摩擦相关性提供了基础。2.8 扫描电子显微镜（SEM）分析使用JEOL JSM-6060LV型号扫描电子显微镜（SEM，日本东京JEOL公司）检查了往复滑动测试导致的表面损伤。从表面痕迹中获得的图像提供了关于涂层与铝材料之间相互作用的重要信息。此外，还研究了磨损过程中发生的损伤机制，这对于理解涂层-基底相互作用非常重要。尽管本研究主要关注表面形貌、润湿性和摩擦响应，但必须承认，对AA2024-T3进行脉冲纤维激光处理不可避免地会导致局部温度升高，这可能会改变可见的再结晶边缘以外的近表面微观结构。图3中的光学显微照片已经显示出依赖于几何形状的热影响区（HAZ）轮廓，带有顶点的晶格（菱形、六边形）显示出比圆形纹理更明显的HAZ边界和更多的熔融物积聚，表明局部温度的严重程度与几何形状有关。另一方面，与再结晶边缘形成相关的微观结构变化、多边形角落处的熔融物积聚以及热影响区预计会显著影响涂层与基底之间的机械性能。连续且对称形成的再结晶边缘（如圆形图案所示）可能导致界面有效互锁，从而在往复剪切过程中促进应力传递。另一方面，菱形和六边形图案中的尖锐角落和不对称熔融物积聚可能会成为应力集中点，可能导致裂纹的产生和传播，最终破坏剪切过程中的传递膜。此外，如第2.3节所讨论的，使用涡流测量仪无法解析亚特征尺度上的膜层一致性（凹陷内部与边缘及细胞间平台区域）；因此，未来工作的优先事项是进行横截面涂层厚度映射以及上述的亚表面HAZ表征。3. 结果 3.1 激光纹理表面的接触角分析图4a（放大倍数=100）显示，菱形纹理的接触角始终低于未经纹理处理的参考值92°，在250毫米/秒时约为88°，在500毫米/秒时降至约80°，然后在750毫米/秒时略微上升至约87°；六边形显示出明显的速度效应，从250毫米/秒时的约90°降至500毫米/秒时的约80°，然后在750毫米/秒时急剧上升至约102°；圆形则表现出非单调趋势，从250毫米/秒时的约96°降至500毫米/秒时的约85°，然后在750毫米/秒时恢复到约90°，表明在Cassie型和Wenzel型润湿机制之间切换。图4b（放大倍数=150）显示所有三种激光纹理的接触角均低于92°，其中菱形的速度依赖性较弱（分别在250、500和750毫米/秒时约为83°、80°和81°），六边形集中在83–88°的狭窄范围内，且在500毫米/秒时达到最大值，圆形的润湿性最强，约为750毫米/秒时的75°和500及750毫米/秒时的70°，这与较大特征尺寸下的增强毛细渗透作用一致。图4c（放大倍数=250）显示菱形的接触角随速度继续下降，在250毫米/秒时约为83°，500毫米/秒时为78°，750毫米/秒时为74°；六边形几乎不受速度影响，保持在约81–84°；圆形则略有增加，速度从约77°升至79°，然后升至86°，但仍低于92°，表明较大特征更有利于液体渗透。总体而言，排除方形纹理后，大多数激光纹理条件都降低了接触角，相对于未经纹理处理的92°，只有放大倍数100时的圆形（低速时为96°，高速时为102°）和六边形（高速时为102°）表现出疏水性。从图4中获得的结果证实，纹理几何形状和处理参数对润湿性有决定性影响。在放大倍数100时，菱形纹理降低了水的接触角（与未经纹理处理的参考值92°相比），但在750毫米/秒时六边形仍然是唯一达到良好疏水条件的情况。这意味着具有锐利边缘的几何形状在较小尺度下会最大化Cassie型空气捕获效应，这与Volpe等人的研究结果一致[29]，他们指出在铝合金上形成多边形和圆形激光纹理可以增强疏水性，当间距等于液滴直径时。放大倍数增加到150和250时，所有三种几何形状的润湿性都得到提高，圆形纹理的接触角最低（在500–750毫米/秒时为70°），表明液体能够有效渗透到较大特征中。Moldovan等人[30]的研究表明，增加激光纹理图案的大小可以促进Wenzel型润湿，通过增强液体在表面粗糙度中的渗透。在最大放大倍数250时，菱形纹理的接触角随扫描速度的增加而单调下降（从83°降至74°），而圆形纹理的接触角通常低于未经纹理处理的表面，除了在750毫米/秒时略有增加，这突出了几何形状开放性在空气保留中的作用。Zhou等人[31]强调，特征尺寸和超出粗糙度范围的几何形状共同决定了激光纹理表面的Cassie-Wenzel转变。他们的结果证实，菱形、六边形和圆形图案通过特定的几何润湿机制控制表面能。图4. 纹理几何形状（菱形、六边形和圆形）、扫描速度（250–750毫米/秒）和放大倍数（a）100（误差：±2.8），（b）150（误差：±1.7），（c）250（误差：±3.4）对水接触角的影响。图5a（放大倍数100）显示，菱形、六边形和圆形激光纹理产生的表面积粗糙度Sa远高于未经纹理处理的参考值0.601微米：菱形从250毫米/秒时的约2.0微米增加到500毫米/秒时的约2.3微米，然后在750毫米/秒时降至约1.8微米；六边形在250–500毫米/秒时保持在约2.0微米，然后在750毫米/秒时显著上升至约2.5微米；圆形在这三种纹理中最为光滑，不同速度下的变化幅度较小，大约在1.3–1.6微米之间。图5b（放大倍数150）表明速度敏感性有限：菱形始终较高，约为2.2–2.4微米，在750毫米/秒时略有增加，六边形集中在1.8–1.9微米范围内，圆形仅略有变化，从250毫米/秒时的约1.6微米变为500毫米/秒时的约1.8微米，然后在750毫米/秒时再次降至约1.5微米。图5c（放大倍数250）显示菱形仍然是最粗糙的，且对速度的依赖性较弱（在250–500毫米/秒时约为2.5微米，750毫米/秒时略有下降），而六边形逐渐减小，速度从约1.9微米降至约1.5微米，圆形的下降幅度最大，从250毫米/秒时的约2.2微米降至750毫米/秒时的约1.7微米。总体比较表明，除了方形纹理外，大多数激光纹理条件都降低了接触角，相对于未经纹理处理的92°，疏水性较强的情况仅限于放大倍数100（圆形在低速时为96°，六边形在高速时为102°），并且将放大倍数从100增加到150和250通常会使所有三种激光纹理的润湿性增强。图4中的结果证实，纹理几何形状和处理参数对润湿性有决定性影响。在放大倍数100时，菱形纹理降低了水的接触角（与未经纹理处理的参考值92°相比），但在750毫米/秒时六边形仍然是唯一达到良好疏水条件的情况（102°）。这意味着具有锐利边缘的几何形状在较小尺度下会最大化Cassie型空气捕获效应，这与Volpe等人的发现一致[29]。放大倍数增加到150时，所有三种几何形状的润湿性都得到提高，圆形纹理的接触角最低（在500–750毫米/秒时为70°），表明液体能够有效渗透到较大特征中。Moldovan等人[30]的研究表明，增加激光纹理图案的大小可以通过增强液体在表面粗糙度中的渗透来促进Wenzel型润湿。在最大放大倍数250时，菱形纹理的接触角随扫描速度的增加而单调下降（从83°降至74°），而圆形纹理的接触角通常低于未经纹理处理的表面，除了在750毫米/秒时略有增加，这突出了几何形状开放性在空气保留中的作用。Zhou等人[31]强调，特征尺寸和超出粗糙度范围的几何形状共同决定了激光纹理表面的Cassie-Wenzel转变。他们的结果证实，菱形、六边形和圆形图案通过特定的几何润湿机制控制表面能，支持了现有文献的发现。图4. 纹理几何形状（菱形、六边形和圆形）、扫描速度（250–750毫米/秒）和放大倍数（a）100（误差：±2.8），（b）150（误差：±1.7），（c）250（误差：±3.4）对水接触角的影响。图5a（放大倍数100）显示，菱形、六边形和圆形激光纹理产生的表面积粗糙度Sa远高于未经纹理处理的参考值0.601微米：菱形从250毫米/秒时的约2.0微米增加到500毫米/秒时的约2.3微米，然后在750毫米/秒时降至约1.8微米；六边形在250–500毫米/秒时保持在约2.0微米，然后在750毫米/秒时显著上升至约2.5微米；圆形在这三种纹理中最为光滑，不同速度下的变化幅度较小，大约在1.3–1.6微米之间。图5b（放大倍数150）表明速度敏感性有限：菱形始终较高，约为2.2–2.4微米，在750毫米/秒时略有增加，六边形集中在1.8–1.9微米范围内，圆形仅略有变化，从250毫米/秒时的约1.6微米变为500毫米/秒时的约1.8微米，然后在750毫米/秒时再次降至约1.5微米。图5c（放大倍数250）显示菱形仍然是最粗糙的，且对速度的依赖性较弱（在250–500毫米/秒时约为2.5微米，750毫米/秒时略有下降），而六边形逐渐减小，速度从约1.9微米降至约1.5微米，圆形的下降幅度最大，从250毫米/秒时的约2.2微米降至750毫米/秒时的约1.7微米。总体比较表明，激光纹理使表面积粗糙度提高到约1.3–2.5微米（是参考值的2到4倍），其中菱形通常比圆形和六边形更粗糙；放大倍数的增加维持了高粗糙度，而图5中的接触角数据表明在放大倍数150和250时润湿性大多降低，这表明几何形状和特征尺寸（而非仅粗糙度大小）决定了Cassie型空气捕获（例如，在放大倍数100时六边形在750毫米/秒）和Wenzel型液体渗透之间的转变。图5的结果清楚地表明，表面粗糙度强烈依赖于几何形状和处理过程。在放大倍数100时，菱形图案产生的Sa值从250毫米/秒时的约2.0微米增加到500毫米/秒时的约2.3微米，而六边形保持在相应水平，然后在750毫米/秒时达到最大值约2.5微米，圆形则相对光滑，介于约1.3和1.6微米之间。Alsaigh[32]对Ti–6Al–4V材料也报告了类似的趋势，其中复杂的图案和慢速扫描延长了能量沉积，从而产生了更大的粗糙度。在放大倍数150时，菱形再次显示出较大的粗糙度值，约为2.2–2.4微米，而六边形和圆形分别保持在较低的粗糙度范围内，接近1.8–1.9微米和1.5–1.8微米。这与Kasman等人的研究结果一致[33]，他们指出较大的图案和慢速扫描有利于激光能量的最大渗透。在最大放大倍数250时，菱形图案仍然是最粗糙的（在250–500毫米/秒时为2.5微米），而六边形随速度线性减小（从1.9微米降至约1.5微米），圆形的下降幅度最大（从2.2微米降至约1.7微米）。Mahdy等人[34]也注意到类似的趋势，他们发现初始光滑的表面促进了更深、更尖锐的纹理和更大的Sa值，但较大的扫描速度或预先存在的粗糙度降低了纹理的分辨率。总体而言，这些评论证实Sa的变化不仅受能量输入的影响，还受到几何形状、特征尺寸和扫描速度之间的相互作用的影响，这些因素共同决定了粗糙度是增加还是稳定。图5. 根据纹理几何形状（菱形、六边形和圆形）、扫描速度（250–750毫米/秒）和放大倍数（a）100，（b）150，（c）250的表面积粗糙度（Sa）的比较。结合图4和图5，接触角与Sa之间的关系取决于几何形状和放大倍数，而不是单调的。在放大倍数100时，750毫米/秒时的六边形显示出最高的Sa（2.5微米）和唯一的明显疏水接触角（102°），符合Cassie型空气捕获；相比之下，500毫米/秒时的菱形显示出高Sa（2.3微米）但接触角较低（80°），表明Wenzel型润湿。在放大倍数150时，所有纹理的Sa都较高（1.5–2.4微米），而所有接触角都低于92°；在250毫米/秒时，Sa仍然较高（1.5–2.5微米），尽管接触角大多低于92°，但圆形的接触角随着速度的减小而略有上升。总体而言，由于纹理化的Sa值远高于参考值（0.601微米），尽管不同纹理和放大倍数下的接触角存在差异，Sa与润湿性之间的相关性较弱；特征尺寸和几何形状（例如开放性和边缘密度）比Sa值本身更能决定Cassie-Wenzel转变。3.2 磨损损伤评估图6a显示，250毫米/秒下的菱形纹理在初始阶段有快速磨损和随后的平台期。缩放因子250首先变得稳定，并达到最高的稳定μ值（0.33–0.36），而150和100的μ值略低一些，波动也较少。对于这种几何形状和速度，较大的单元只是提高了平台高度和调节距离。图6b中的菱形在500毫米每秒的速度下具有较高的整体摩擦水平，超过5-8米。缩放因子150产生的平台最高且最均匀（0.48–0.50），其次是250，而100始终产生较低的μ值。缩放因子的差异表明在这种中等速度下对尺度的敏感性更高。图6c中的菱形在750毫米每秒的速度下进一步强调了这一排序：150 > 250 > 100。最小尺度的单元具有最小的平台高度（0.38–0.43）和平稳的爬升过程，而150的μ值为0.52–0.56，稳定性良好。因此，速度的增加放大了较大单元在这种几何形状下的优势。图6d中的六边形在250毫米每秒的速度下形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。缩放因子250在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状看起来是稳定的，对尺度的依赖性较弱。图6e中的六边形在500毫米每秒的速度下有一个短暂的适应期（4-6米），并且有明显的层次结构：150 ≥ 250 >> 100；150的μ值接近0.50，略有漂移，250略低，而100始终处于最低水平（0.35–0.42）。这种条件具有高摩擦力和低噪声，是稳定转移膜状态的特征。图6f中的六边形在750毫米每秒的速度下快速稳定，并且平台逐渐增加，其中250的μ值最高。随着速度的增加，较大单元的优势更加明显。图6g中的250毫米每秒的速度下的六边形形成的平台集中在0.40–0.50之间，其中150的μ值最高。250的缩放因子在接近24-26米时有一个短暂的峰值，这可能是由于碎片捕获或粘滑现象；忽略这个峰值后，其稳定值与100相当，略低于150。在这种速度下，几何形状此外，这一点也得到了Giorleo等人[37]的证实，他们指出激光纹理化条件（例如，标记速度和功率水平）会直接改变沟槽特征的几何形状以及相关的耐磨/抗划伤性能，从而为图7中观察到的圆形和多边形图案之间的速度依赖性交叉轮廓提供了机制上的解释。Dang等人[26]报告称，在干摩擦条件下，对于A370铝合金上的PI/EP-PTFE/WS2聚合物涂层，圆形纹理使磨损率降低了35.34%，而未涂层、无纹理的参考材料则没有这种效果；矩形沟槽和交叉网格纹理的磨损率降低幅度逐渐减小，这与本研究中250倍放大倍数下观察到的圆形>六边形/菱形划伤深度顺序直接相关。同样，Yu等人[24]也发现，在相同的负载条件下，三角形纹理表面的磨损率是圆形纹理表面的1.14倍，方形纹理介于两者之间；这种几何形状依赖性的磨损层次反映了图7a–c中记录的菱形/六边形与圆形之间的对比。对于六边形几何形状，虽然在100倍放大倍数下表现良好，但在250和750毫米每秒的放大倍数下性能下降，Bagade等人[25]提供了一个航空航天领域的类比：在带有双层CuNiIn/MoS2涂层的样品上，椭圆形（更圆润）的激光纹理化图案在75牛顿的负载和2000米的滑动距离下产生的磨损率低于方形图案，因为尖锐的顶点会集中接触应力并加速薄膜破裂——这一机制也是图7c中六边形在大尺寸和高速度下性能下降的原因。综合考虑当前研究中关于划伤深度的所有数据，以及Dang和Yu提供的磨损率降低百分比，可以理解在往复加载条件下，圆形几何形状产生的损伤比多边形几何形状少14%到35%。此外，当考虑到大尺寸特征时，这种差异会更加明显，因为大尺寸特征增加了微储层的体积并提高了负载分布效率。

一个重要的解释问题是图7中报告的划伤深度是否仅限于聚合物涂层层，还是穿透到了AA2024-T3基材中。当前数据集中的几条证据表明，在所有27种几何形状-尺度-速度条件下，往复磨损轨迹都局限于涂层系统内，并没有完全穿透金属基材。首先，名义上的底漆+面漆总厚度为100微米（第2.3节），而图7中测量的所有划伤深度都远低于这个值，即使是最深的参考情况（无纹理）和最差的多边形条件也接近但未超过涂层厚度范围。其次，图6中的摩擦系数曲线在0.33–0.62的范围内显示出稳定的平台，这是聚合物在钢表面上往复运动的特征；如果涂层完全穿透到铝基材中，应该会产生一个突然的、持续的摩擦系数阶跃变化，并伴有明显的金属接触特征（通常摩擦系数大于0.7，并且与100Cr6对偶表面有明显的高频振荡），但在任何曲线中都没有观察到这种现象。第三，测试后的扫描电子显微镜（SEM）图像（纹理化条件的b–g面板）显示了聚合物的犁耕作用、碎屑聚集、摩擦膜的形成以及局部涂层微裂纹，但没有暴露的金属基材斑块，也没有伴随基材接触的粘着现象；相比之下，无纹理的参考材料（图10a）显示出最严重的分层现象，是唯一一个明显可见涂层整体脱落的面板。第四，全场3D轮廓测量和横截面轮廓（图8和图9）捕捉到了整个12×4毫米行程疤痕上的磨损轨迹几何形状；没有任何条件显示出双峰深度分布（一个狭窄的深沟槽叠加在一个较宽的浅槽上），这是往复接触下部分基材被触及的典型特征。综合这四个独立的诊断线索，可以得出结论：图7中的划伤深度代表的是涂层内的穿透，且在测试矩阵中的每条轨迹下方都保留了非零的残余涂层厚度。尽管如此，我们仍然认识到，如果对轨迹宽度进行横截面SEM和EDS元素映射，可以直接、空间上确定残余涂层厚度，并明确检查Al-K/C-K界面是否被穿透。这样的横截面金相分析和EDS线扫描/面积映射超出了当前加工和摩擦学研究的范围，并在第2.8节中被列为计划中的后续研究的明确优先事项，届时将与其已经标记的亚特征薄膜厚度一致性映射结合，以提供统一的界面表征。

图8显示了涂有激光纹理的AA2024-T3合金上往复磨损轨迹的3D表面形态图（非接触式激光轮廓测量）：(a) 100倍放大倍数下的最小深度情况：圆形，500毫米每秒；(b) 100倍放大倍数下的最大深度情况：六边形，250毫米每秒；(c) 150倍放大倍数下的最小深度情况：圆形，750毫米每秒；(d) 150倍放大倍数下的最大深度情况：菱形，500毫米每秒；(e) 250倍放大倍数下的最小深度情况：圆形，250毫米每秒；(f) 250倍放大倍数下的最大深度情况：菱形，750毫米每秒。图9显示了通过非接触式激光轮廓测量得到的往复磨损轨迹的横截面轮廓：(a) 100倍放大倍数下的最小深度情况：圆形，500毫米每秒；(b) 100倍放大倍数下的最大深度情况：六边形，250毫米每秒；(c) 150倍放大倍数下的最小深度情况：圆形，750毫米每秒；(d) 150倍放大倍数下的最大深度情况：菱形，500毫米每秒；(e) 250倍放大倍数下的最小深度情况：圆形，250毫米每秒；(f) 250倍放大倍数下的最大深度情况：菱形，750毫米每秒。图8a中100倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，500毫米每秒）显示了一个狭窄的浅槽，底部表面相对平滑，两侧边缘堆积较少，这与适度的抛光/粘着磨损和稳定的转移膜一致，这种转移膜可以防止第三方物体的切割。图8b中100倍放大倍数下的最大深度情况（六边形，250毫米每秒）显示了一个深中央沟槽，沟槽两侧有高起的犁耕状凸起和行程反转处的坑洞。粗糙的波纹底部和广泛的堆积物表明碎屑的随机分布以及犁耕过程中的严重三体磨损。图8c中150倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，750毫米每秒）显示了一个宽而均匀的轨迹，底部表面纹理细腻，两侧边缘堆积较少。浅的穿透和光滑的轨迹表明在高速度下转移膜能够迅速更新，抑制了切割和次表面裂纹。图8d中150倍放大倍数下的最大深度情况（菱形，500毫米每秒）显示了一个宽而深挖的沟槽，有连续的蓝色凹陷、高的侧面堆积和细腻的横向波纹。这些发现表明在这种几何形状和速度条件下，碎屑的清除效果较差。图8e中250倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，250毫米每秒）保留了一个紧密的浅槽，底部表面相对平滑，末端边缘较平缓。这种形态表明负载得到了有效的分散，大圆形单元引导了碎屑的移动，防止了分层。图8f中250倍放大倍数下的最大深度情况（菱形，750毫米每秒）显示出最严重的损伤，行程反转处有深坑洞状区域，底部不规则挖掘，侧面边缘有广泛的挤压。在每个面板中，圆形纹理始终对应于每个放大倍数下最浅、最光滑的磨损轨迹，这与稳定的转移膜形成和有效的碎屑清除一致。六边形在最小尺度下表现尚可，但当碎屑积累时性能下降。随着尺度和速度的增加，菱形越来越容易发生深犁耕和第三方磨损，在250和750毫米每秒的放大倍数下损伤最大。总体而言，高放大倍数下往复磨损的减少趋势倾向于形成圆形坑洞，但多边形形状需要优化尺度和速度以避免碎屑辅助的犁耕和薄膜破裂。图8中的3D表面形态图显示，在一系列尺度-速度组合下，圆形纹理的磨损轨迹较浅，而多边形几何形状的磨损轨迹较深，这与之前的摩擦学研究结果一致。Ahhir-Torres等人[38]报告称，对AA2024-T3进行皮秒级激光纹理化会显著改变近表面氧化层和表面形貌，直接影响材料去除和耐磨性。同样，Bhaduri等人[39]指出，激光形成的纹理的几何形状和分布控制着碎屑的捕获、转移膜的形成以及实际接触面积，从而产生稳定的、浅的圆形凹痕或更深的长条形或多边形纹理沟槽。Jones和Schmid[40]也验证了凹痕形状、深度与直径比以及面积比例对往复试验中稳态摩擦和磨损体积的重要影响，这解释了本研究中不同放大倍数和速度下的最小和最大深度情况。此外，Ding等人[41]发现圆形坑洞有助于稳定碎屑捕获并减少第三方磨损，这与图8中圆形纹理更光滑、磨损较浅的形态一致。最后，Pawlus和Reizer[42]强调了3D轮廓测量在磨损轨迹深度和形态中的应用，从而加强了将测量变化归因于纹理依赖的碎屑聚集、转移膜稳定性和犁耕过程的观点。

图9显示了通过非接触式激光轮廓测量得到的往复磨损轨迹的横截面轮廓；对于每种情况，轨迹是围绕轨迹周围五个独立位置测量的平均值。图9a中100倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，500毫米每秒）显示了一个狭窄的U形槽，边缘平缓，底部平坦；峰值深度有限，侧壁逐渐变化，这与稳定的转移膜下的适度犁耕一致。图9b中100倍放大倍数下的最大深度情况（六边形，250毫米每秒）显示了一个非常深的U/V形混合谷槽，侧壁角度大，底部粗糙；对于这种几何形状，在较低速度下第三体磨损和碎屑堆积增加。图9c中150倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，750毫米每秒）保持了非常浅的对称轮廓，底部较平；侧壁的狭窄跨度和小曲率表明高速下薄膜的有效更新，次表面损伤有限。图9d中150倍放大倍数下的最大深度情况（菱形，500毫米每秒）显示了一个宽而深的沟槽，侧壁几乎垂直，底部有台阶；谷槽的局部平台与薄膜的反复破裂和嵌入碎屑一致。图9e中250倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，250毫米每秒）再次显示了浅而平坦的槽，边缘平缓；平坦的底部表明负载分配有效，碎屑被有效移除。图9f中250倍放大倍数下的最大深度情况（菱形，750毫米每秒）显示出最严重的损伤，行程反转处有深坑洞状区域，底部不规则挖掘，侧面边缘有广泛的挤压。宽的Z跨度和局部空腔表明转移膜的分裂、碎屑的捕获以及高滑动速度下的渐进性污染。在每个面板中，圆形纹理始终对应于每个放大倍数下最浅、最光滑的磨损轨迹，这与稳定的转移膜形成和有效的碎屑清除一致。六边形在最小尺度下表现尚可，但当碎屑积累时性能下降。随着尺度和速度的增加，菱形越来越容易发生深犁耕和第三方磨损，在250和750毫米每秒的放大倍数下损伤最大。总体而言，高放大倍数下往复磨损的减少趋势倾向于形成圆形坑洞，但多边形形状需要优化尺度和速度以避免碎屑辅助的犁耕和薄膜破裂。图8中的3D表面形态图显示，在一系列尺度-速度组合下，圆形纹理的磨损轨迹较浅，而多边形几何形状的磨损轨迹较深，这与之前的摩擦学研究结果一致。Ahhir-Torres等人[38]报告称，对AA2024-T3进行皮秒级激光纹理化会强烈改变近表面氧化层和表面形貌，直接影响材料去除和耐磨性。同样，Bhaduri等人[39]指出，激光形成的纹理的几何形状和分布控制着碎屑的捕获、转移膜的形成以及实际接触面积，从而产生稳定的、浅的圆形凹痕或更深的长条形或多边形纹理沟槽。Jones和Schmid[40]也验证了凹痕形状、深度与直径比以及面积比例对往复试验中稳态摩擦和磨损体积的重要影响，这解释了本研究中不同放大倍数和速度下的最小和最大深度情况。此外，Ding等人[41]发现圆形坑洞有助于稳定碎屑捕获并减少第三方磨损，与图8中圆形纹理更光滑、磨损较浅的形态一致。最后，Pawlus和Reizer[42]强调了3D轮廓测量在磨损轨迹深度和形态中的应用，从而加强了将测量变化归因于纹理依赖的碎屑聚集、转移膜稳定性和犁耕过程的观点。

图9显示了通过非接触式激光轮廓测量得到的往复磨损轨迹的横截面轮廓；对于每种情况，轨迹是围绕轨迹周围五个非重叠位置测量的五个独立截面的平均值。图9a中100倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，500毫米每秒）显示了一个狭窄的U形槽，边缘平缓，底部平坦；峰值深度有限，侧壁逐渐变化，这与稳定的转移膜下的适度犁耕一致。图9b中100倍放大倍数下的最大深度情况（六边形，250毫米每秒）显示了一个非常深的U/V形混合谷槽，侧壁角度大，底部粗糙；边缘较高且不均匀，这与这种几何形状在较低速度下的第三体磨损和碎屑堆积增加一致。图9c中150倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，750毫米每秒）保持了一个非常浅的对称轮廓，底部较平；侧壁的狭窄跨度和低曲率表明高速下薄膜的有效更新，次表面损伤有限。图9d中150倍放大倍数下的最大深度情况（菱形，500毫米每秒）显示了一个宽而深的沟槽，侧壁几乎垂直，底部有台阶；谷槽的局部平台与薄膜的反复破裂和重新形成以及嵌入的碎屑一致。图9e中250倍放大倍数下的最小深度情况（圆形，250毫米每秒）再次显示了浅而平坦的槽，边缘平缓；平坦的底部表明负载分配有效，碎屑被有效移除。图9f中250倍放大倍数下的最大深度情况（菱形，750毫米每秒）显示了最糟糕的情况；一个深而狭窄的谷槽，侧壁尖锐，边缘凸起明显，这与当前研究中这种几何形状在最高速度下的强烈犁耕和第三方切割一致。从面板来看，圆形纹理始终产生每个放大倍数下最浅的对称轮廓，而六边形在最小尺度下产生最深的切割，菱形在最大尺度下产生最深的切割，尤其是在显著更高的速度下。这些趋势验证了圆形坑洞最能稳定转移膜并防止划伤，而多边形纹理，特别是在高速度下，倾向于更深的穿透和碎屑积累。Vilhena等人[43]证明，激光诱导的坑洞和线性轨迹形成的特征横截面形状其深度、侧壁坡度和边缘形态随脉冲能量和脉冲次数的变化而敏感变化。在他们使用100Cr6轴承钢（1064纳米，脉冲持续时间98–597纳秒，脉冲能量0.5–8.3毫焦耳）进行的实验中，微孔深度和直径随脉冲能量单调增加，最佳的地形质量——产生边缘光滑、定义明确的坑洞，适合流体动力捕获——大约在5.7毫焦耳的多脉冲射击时获得；在较低能量（≤1毫焦耳）下，坑洞太浅，无法维持明显的储层几何形状；而在较高能量（≥7毫焦耳）下，边缘波动和飞溅显著增加。在摩擦学方面，相对于无纹理参考表面，边界润滑条件下在低滑动速度（0.01 m/s）时可以测量到摩擦系数（COF）的降低，但这种优势在较高速度下减弱，因为纹理的流体动力学贡献不足以抵消边缘粗糙度造成的更大的犁耕效应。Rosenkranz等人[44]研究了控制第三体动力学和摩擦膜稳定性的纹理几何形状（特别是边缘锐度和特征形状）：圆润的凹痕倾向于作为碎屑/润滑剂的储存库，促进形成紧凑的、类似平台的转移膜和较浅的横截面，而边缘锋利的多边形图案则集中应力，导致形成更深的V形疤痕。定量上，沟槽状和网格状纹理通过阻碍碎屑储存和加速磨损，相对于无纹理参考表面增加了磨损率和瞬态磨损体积；而凹痕纹理表面通过储存润滑性磨损碎屑，将COF降低了大约10%；在更极端的干滑动情况下，早期研究显示，有纹理的铜轴的COF约为0.25，而无纹理的轴为0.75——减少了大约67%——这是因为沟槽储存库捕获了磨损碎屑并将其从滑动界面移除。Bapat和Malshe[45]进一步通过实验表明，纹理方向性和沟槽方向影响往复运动过程中摩擦膜形成的开始时间和空间分布，产生速率依赖的横截面轮廓和不对称的肩部形态。具体来说，在用纳米工程MoS2基流体润滑的方向抛光52100钢盘上，R2（线性COF下降）阶段在有纹理的盘上大约在1000圈时开始，而在无纹理的盘上大约在2000圈时开始；在有纹理的盘上大约在6000圈时达到稳态COF，而在无纹理的盘上大约在6500圈时达到稳态COF——这种摩擦膜稳定性的提前归因于方向沟槽作为润滑剂输送通道和摩擦膜前体的锚定点。此外，有纹理的盘上更高的峰值高度（Spk）和更低的谷底深度（Svk）值促进了早期粗糙度的磨损，这最初提高了COF（R1区域），然后较深的谷底开始发挥其储存功能，从而形成了较低的、更早的稳态——这一时间序列与本研究中描述的磨合→过渡→稳态演变过程以及图9中肩部轮廓的速度依赖性不对称性直接相关。Li等人[46]进一步量化了微沟槽激光纹理对摩擦性能的方向敏感性：在添加了MoDTC添加剂的边界润滑条件下，有纹理的表面比无纹理参考表面实现了更低的稳态COF，但也表现出更高的磨损，因为沟槽结构去除了原本会积累并减少固体间接触的厚摩擦膜碎屑；在低滑动方向角度（大致平行于运动方向）的沟槽产生了更高的COF，这是由于流体动力空化受到阻碍；而在中间角度（大约45°）的沟槽产生了增强的空化驱动压力积累和更低的COF；在90°时出现了意外的COF增加，这是由于摩擦膜中MoS2分布不利。这种方向依赖的COF调制——即沟槽几何形状相对于滑动方向决定了纹理是作为摩擦减少剂还是摩擦集中剂——为图9中的速度依赖性交叉提供了机制基础：在高扫描速度下，菱形和六边形图案的边缘与往复运动方向的不对齐程度增加，促进了应力集中而不是膜稳定相互作用，从而产生了图9d,f中观察到的深而窄的谷。在图10a中，无纹理表面显示出广泛的磨料沟槽和分层，这也表明了直接的表面粗糙度接触和环氧底漆与铝基底之间的界面粘附性差。这种形态表明缺乏碎屑捕获点，转移膜稳定性差，导致频繁的材料犁耕和大规模涂层分层。另一方面，图10b（比例因子150，菱形，500 mm s?1）显示了部分微犁耕现象，以及明显被困在菱形顶点的碎屑聚集。多边形边缘积累应力并导致局部涂层破裂和碎屑嵌入，这与文章摩擦数据中提到的更深划痕深度和更高COF平台一致。图10c（比例因子250，六边形，750 mm s?1）展示了中等压缩的碎屑和部分平滑的轨迹边缘，表明在更高速度下转移膜更加稳定；然而，多边形顶点再次成为优先的裂纹起始点，并导致微坑形成和氧化层断裂。同样，在图10d（比例因子100，六边形，250 mm s?1）中，我们发现磨损形态朝着切割和分层方向发展，碎屑清除有限，这表明在低滑动速度和小特征尺度下膜修复能力不足，这与通过轮廓测量得到的更深的主磨损谷一致。相比之下，图10e–g显示了不同比例因子和速度（100–250；500–750 mm s?1）的圆形纹理，显示出最光滑和磨损最少的轨迹。具体来说，图10g（比例因子250，圆形，250 mm s?1）展示了一个紧凑的摩擦膜，几乎没有微裂纹，表明圆形凹痕在捕获碎屑和重新分配载荷方面表现更好。这些圆形形状创造了微储库和自润滑效应，在往复运动过程中减少了第三体磨损以及分支的粘性膜修复。总的来说，SEM观察结果证实了文章中的轮廓测量和COF结果，表明这些圆形纹理提供了最稳定的摩擦性能和最小的涂层分层，而多边形形状在较高速度下更容易受到碎屑驱动的微犁耕和膜破裂。摩擦学结果通过建立扫描电子显微镜（SEM）观察结果与摩擦系数趋势以及磨损轮廓测量之间的系统相关性得到了进一步加强。根据SEM图像，特定的纹理几何特征导致了独特的磨损模式，如磨料犁耕、粘附剥离和转移膜的形成。更具体地说，多边形纹理（六边形和菱形）显示出明显的微犁耕痕迹、碎屑沉积和局部裂纹，这与通过摩擦学测试识别出的高摩擦系数和深磨损疤痕相对应。相反，圆形纹理促进了均匀的转移膜形成，裂纹最少，因此第三体磨料作用较少。这解释了为什么圆形几何形状产生的划痕较浅，并表现出更稳定的摩擦平台。图10显示了往复磨损轨迹的SEM图像。(a) 参考样本，(b) 比例因子150：菱形，500 mm s?1，(c) 比例因子250：六边形，750 mm s?1，(d) 比例因子100：六边形，250 mm s?1，(e) 比例因子100：圆形，500 mm s?1，(f) 比例因子150：圆形，750 mm s?1，(g) 比例因子250：圆形，250 mm s?1。图11总结了往复滑动过程中的摩擦演变，并为解释图6、图7、图8和图9中的数据集提供了机制视角。在初始接触点之后，磨合期反映了涂层/基底对载荷的适应速度以及转移膜的形成速度；在我们的实验中，对于某些菱形条件（250 mm s?1），这种适应非常迅速，而对于六边形则是在500 mm s?1的一个短暂但可测量的窗口内完成的，如示意图上的磨合斜率角所示。“过渡开始”对应于实验中观察到的第一次膜破裂/重建事件和碎屑参与——表现为瞬态峰值或漂移（六边形在250 mm s?1时的24–26 m）。超过这一点，“稳态开始”标志着转移膜剪切占主导地位并建立了平台；中等规模的特征通常为菱形/六边形产生了最稳定的平台，而圆形纹理表现出速度依赖的交叉，在较低速度下大坑稳定，在750 mm s?1时小坑占主导，这与图11中强调的碎屑保留和膜更新之间的平衡一致。图11中的阶段也与磨损形态一致：进入稳态的条件明显显示出浅而平滑的疤痕（圆形纹理），而不稳定过渡的条件（高速下的菱形）表现出更深的沟槽和明显的肩部堆积，这是我们在3D和截面轮廓测量中看到的膜碎片化和第三体磨损的迹象。最后，图11对磨合斜率和过渡区域的强调与我们的因子分析一致：摩擦演变不是由单一参数控制的，而是由纹理、间距和速度之间的强双向和三向相互作用共同决定的，这些因素共同决定了从磨合到稳态的轨迹。图11显示了摩擦系数（COF）随滑动距离的演变，突出了初始接触、磨合斜率角、过渡/分层和稳态开始/平台；用于解释不同纹理和速度下测量的COF–距离曲线的机制阶段。3.3. 因子分析因子实验设计是一种极其有用的统计方法，用于工程问题，因为它能够同时研究一系列变量的影响，无论是单独还是组合影响。该技术能够揭示过程参数之间的相互作用（双向和三向相互作用），这是单因素分析经常忽略的。例如，在对经过涂层处理的AA2024-T3铝板进行往复磨损测试时测量的磨合斜率角度所体现的摩擦学行为，包括纹理对表面的影响、纹理间距和激光速度等相互作用参数的联合作用。因此，因子设计对于确定最佳表面条件和提高涂层性能至关重要。从表2中列出的ANOVA输出可以看出，该模型拟合得很好，解释了总方差的99.89%。从主效应来看，纹理间距（贡献19.36%）和纹理（贡献8.61%）因素是显著的（p < 0.05），并且是磨合斜率的主要贡献者。激光速度的贡献较小，为2.18%。但从因子研究中特别感兴趣的是交互项。两因素交互作用占总方差的51.71%，并且比主效应贡献更多。其中，纹理×纹理间距（20.36%）和纹理×激光速度（16.47%）特别值得关注。这意味着表面拓扑不仅随着单个参数的变化而显著变化，而且当参数共同变化时也是如此。三因素交互作用（纹理×纹理间距×激光速度）占18.04%，表明同时优化所有参数可能很重要。这种敏感性分析得出了以下工程结论：通过同时调整纹理和纹理间距，可以实现磨合斜率的优化。因此，在决定表面-涂层和激光工艺策略时，应考虑双向和三向交互作用；否则，在估计涂层耐磨性时将会出现严重偏差。表2显示了关于纹理、纹理间距和激光速度的磨合斜率的ANOVA分析结果。图12中的“平均效应”图描绘了三个基本参数对主要激光纹理和涂层AA2024-T3铝表面磨合斜率的平均影响。从图中可以看出，菱形纹理的斜率角约为3.0，六边形纹理的斜率角上升到约3.6，而圆形纹理的斜率角降至最低的约2.7。这意味着六边形纹理通过陡峭的磨合斜率建立了其摩擦特性，而圆形纹理则代表了更稳定但力量较小的摩擦行为，具有较小的磨合斜率角。纹理间距因素（范围100–250 μm）表明磨合斜率的扩大受到限制且缓慢；即在纹理间距为250 μm时，斜率角达到最大值，约为4.0。在分析激光速度参数时，250 mm/s的速度下磨合斜率角的最大值为3.3，而当速度增加到750 mm/s时，斜率角缓慢下降。这些结果表明，可以使用六边形纹理和相对较低的激光速度组合来实现最佳条件。图12显示了磨合斜率的平均效应图，其中磨合斜率不仅受到主效应的影响，还受到双向和三向交互作用的影响，这与应用严格实验设计的已发表摩擦学研究结果一致。Ravindran等人[47]使用因子技术分析了增强比例、载荷、滑动速度和滑动距离对铝基混合复合材料磨损的影响，并证明交互项通常比单一主效应更能解释磨损响应中的变异性，这支持了当前方差分析（ANOVA）中报告的纹理×纹理距离和纹理×速度交互作用的重要贡献。Ramesh等人[48]通过系统的实验和预测建模研究进一步表明，磨合行为（初始磨损斜率）对接触压力、滑动速度和操作时间的组合非常敏感；即某些因素组合会导致初始斜率的突然变化，这与我们的观察结果一致，即特定的纹理×速度×尺度组合会产生陡峭的磨合斜率。最后，Kolawole和Kolawole[49]开发了基于ANOVA的统计模型来研究涂层阀瓣系统的摩擦和磨损，并发现载荷和温度（实际上类似于我们的速度和纹理参数）以非线性方式相互作用，从而控制早期瞬态行为和稳态响应；因此，他们的研究证实了必须通过交互作用来解释磨合斜率角度，而不仅仅是单一主效应。

表3中的ANOVA结果显示，该模型解释了99.98%的总方差，因此统计拟合非常稳健。在主效应中，最显著的是纹理因素，贡献了19.57%；其次是速度，贡献了6.71%；而纹理距离的效应相对较小，为0.58%。双向交互作用总共解释了66.54%的总方差，远比单一因素更为显著。特别是，纹理×纹理距离的交互作用最强，贡献了39.55%；纹理×速度的交互作用排在第二位，贡献了12.55%，纹理距离×速度的交互作用也具有统计学意义，贡献了14.44%（p < 0.05）。此外，纹理×纹理距离×速度的三向交互作用贡献了6.58%，强调了同时控制这三个过程参数的重要性。敏感性分析清楚地表明，仅最小化单一过程参数不足以控制或减少划痕深度。特别是，需要同时调整纹理类型、纹理距离和激光速度。从工程角度来看，应优先考虑纹理×纹理距离的交互作用，以延长表面涂层的寿命并提高耐磨性。相反，建议同时调整激光速度和纹理。这样可以最大程度地控制划痕深度，因为划痕深度决定了涂层的质量。

表3显示了关于纹理、纹理距离和激光速度对划痕深度的ANOVA分析结果。图13的“平均效应”图揭示了三个主要参数对激光纹理和初级涂层AA2024-T3铝表面划痕深度的平均影响。从图中可以看出，菱形纹理表面的划痕深度最大；六边形纹理次之，圆形纹理的划痕深度最小。这证明了圆形纹理提高了表面的耐磨性和强度，使其能够抵抗划痕的形成。纹理距离在100–250 μm范围内的变化对划痕深度的影响可以忽略不计。速度（激光速度）因素显示出明显的V形趋势：在250 mm/s时划痕深度最大，在500 mm/s时最小，而在750 mm/s时再次增加。这些结果表明，最佳激光速度约为500 mm/s，从菱形纹理到圆形纹理的转变显著增强了表面强度。图13展示了划痕深度的平均效应行为，其中多个因素及其交互作用既增加了也减少了划痕的穿透深度，这与先前的实验和综述文献一致。

Saeidi等人[50]证明，纹理深度（凹痕/沟槽深度）是控制往复接触中材料去除和渐进性划痕形成的主要参数之一，更深或更尖锐的纹理特征倾向于增加局部切割/耕作，因此在相似载荷下会产生更大的划痕/磨损深度。Zawadzki等人[51]报告说，激光纹理化不仅改变了表面形貌，还改变了近表面微观结构和硬度；这种激光诱导的变化改变了划痕响应（深度和模式），因为更硬、热改性的边缘减少了塑性穿透，而某些纹理几何形状促进了第三体磨损和更深的划痕，这有助于解释图中某些因素组合对划痕深度产生更强烈正面影响的原因。Grützmacher等人[52]回顾了多尺度和多形状的纹理，并强调纹理几何形状、长宽比（深度/直径）和面积分数与滑动条件相互作用，决定了纹理是作为保护性碎屑储存库还是作为应力集中器增加局部穿透；这种交互作用视角支持了我们平均效应图中看到的混合正面/负面主效应和强烈的交互作用。

表4显示了在激光纹理和预处理过的AA2024-T3铝表面上进行的往复试验中，过渡区域平均摩擦系数（COF）的因子ANOVA输出结果。该模型解释了99.45%的总方差（F = 187.07；p < 0.001），具有很强的统计显著性。从主效应来看，纹理因素的影响最强，贡献了16.39%，F值为400.75；其次是纹理距离，贡献了1.95%，F值为47.65；激光速度贡献了1.51%，F值为37.02。这些结果表明，表面几何形状（纹理类型）对过渡区域的平均COF负责最大，而纹理距离和激光速度的影响虽然次要但也很重要。在交互作用领域，双向交互作用解释了63.60%的总方差。其中，（纹理×激光速度）交互作用贡献了25.9%（F = 313.19），（纹理距离）交互作用贡献了20.92%（F = 255.84）。这些结果表明，激光速度和纹理类型在摩擦系数影响方面形成了非常高的协同效应，超过了单个因素的总和。三向交互作用也具有显著性，贡献了16%（F = 97.79），因此应综合考虑所有因素。总体而言，这些结果揭示了表面纹理类型、纹理距离和激光速度的交互作用是影响过渡区摩擦行为的主要因素，而激光速度的主效应贡献最小。这些结果也从学术上验证了应该在一个以交互作用为中心的框架内优化工艺参数，以提供最佳的摩擦性能。

图14显示了过渡区域平均摩擦系数（COF）与三个主要工艺参数（纹理、纹理距离和激光速度）的相关性。从图中可以看出，纹理类型的影响最大。菱形和六边形几何形状使摩擦系数保持在较高水平，而圆形纹理则使摩擦系数显著降低。这表明几何形状对表面接触情况有决定性影响，圆形纹理有助于减少过渡区的摩擦。观察纹理距离可以发现，当距离为150 μm时摩擦系数最低，而在100 μm和250 μm时摩擦系数较高但相似。这表明表面图案接触的最佳距离约为150 μm，润滑膜接触或接触力学在此距离下将摩擦降至最低。激光速度参数的影响相对较低但稳定；摩擦系数的平均值在250 mm/s时最低，在750 mm/s时最高。这意味着激光速度的增加可能会通过影响组织形态和表面能量部分提高摩擦系数。总体而言，从学术角度来看，组织类型是最强的影响因素；组织间距具有最佳效果，而激光速度具有二阶但方向性的影响。这些结果再次强调了选择合适的组织几何形状和组织间距的重要性，特别是对摩擦性能的优化。

图14显示了过渡区域平均摩擦系数（COF）的行为，其中COF在早期行程中迅速上升和下降，随后达到一个准稳定值，这与激光纹理和摩擦学研究中报告的机制相符。Vl?descu等人[53]证明，单个纹理口袋的引入会导致润滑膜厚度的局部、短暂变化，从而在口袋进入和离开接触时产生明显的瞬态COF峰值和低谷；这种口袋引入机制解释了图中COF响应的振荡性和平均瞬态COF对口袋频率和滑动速度的敏感性。Kovalchenko等人[54]表明，激光表面纹理化改变了润滑状态边界，相同的纹理根据接触是在边界状态、混合状态还是全膜状态下运行，可以减少或增加摩擦；这有助于解释图中某些因素组合产生较低瞬态COF（当纹理增强膜形成时），而其他组合产生较高瞬态COF（当纹理破坏膜连续性时）的原因。Olofinjana等人[55]发现，激光纹理化影响了由润滑剂添加剂形成的摩擦化学膜的动态和耐久性，纹理引起的摩擦膜形成变化显著改变了磨合阶段的瞬态摩擦行为，这与我们的观察一致，即不同的纹理几何形状和尺度/速度组合在过渡区域产生不同的平均COF值。这些研究表明，图14中可视化的瞬态COF响应源于口袋引入频率（膜厚度瞬变）、润滑状态变化（混合 vs. 边界 vs. 全膜）和纹理介导的摩擦膜演变的综合效应。

图15系统地描述了各种纹理几何形状（C：圆形，R：菱形，H：六边形）、纹理间距（第一个数字，μm）和激光速度（第二个数字，mm/s）组合对以下三个重要摩擦学参数的影响：划痕深度（蓝色）、平均摩擦系数（COF平均×200，橙色）和磨合斜率角（磨合斜率角×50，红色）。从图中可以看出，菱形纹理表面的划痕深度显著较大，尤其是在纹理间距为150 μm和激光速度为250 mm/s的情况下；而COF值相对平衡。这表明菱形图案结构在增大的微接触区域内具有增加的磨损深度，但不会显著改变摩擦系数。在圆形纹理样品中，对于100 μm–250 mm/s和150 μm–500 mm/s的条件，样品显示出较低的划痕深度，且磨合起始角也相对较低。这意味着圆形几何形状有可能同等程度地减少磨损深度和过渡摩擦。在六边形图案样品中，划痕深度有适度增加，尤其是在250 μm间距和中等至高激光速度下，但在磨合斜率值中检测到突然变化。这种趋势表明六边形图案结构的承载能力变化影响了初始磨合条件下的摩擦稳定性。

总之，基于ANOVA结果和效应图，圆形几何形状在过渡区表现出更低的划痕深度、更平衡的平均COF和磨合斜率角；这表明圆形纹理倾向于通过更均匀地分布接触压力来减少局部应力集中和磨损形成。此外，径向雷达图（图15）显示，在圆形组合中，划痕深度显著降低，磨合斜率也相对较低；这在涂层完整性和早期磨损行为方面具有实际优势。然而，考虑到因子分析中的交互作用（特别是纹理×纹理距离和纹理×激光速度）是显著的，仅选择几何形状是不够的；必须同时优化纹理距离和激光速度，以最大化圆形几何形状的效果。因此，工程建议被制定为一个稳健的操作范围，而不是单一的最优点。在圆形几何形状内，整个SF = 250 / 扫描速度 250–750 mm s?1的区域在划痕深度标准上构成一个统计上不可区分的家族（平均值22–25 μm，带有所重叠的±SD区间），定义了一个对速度不敏感的性能平台。在这个范围内，次要标准可以确定首选的操作点：当优先考虑平衡的过渡区摩擦系数（COF）和磨合稳定性时，推荐使用SF = 250、扫描速度为500 mm s?1的组合；而当优先考虑吞吐量和底漆润湿性时，则推荐使用SF = 250、扫描速度为750 mm s?1的组合。对于较小规模的操作点（SF = 100–150的圆形），在基底面积或接触几何形状的限制下，细小特征间距仍然是可行的次优选择。由因子交互作用支持的更广泛的设计原则是，对于多边形几何形状，必须同时优化几何形状、规模和速度，因为它们的划痕深度响应对速度非常敏感；而对于圆形几何形状，在最大规模因子下，响应对速度足够稳健，用户在选择扫描速度时仍有一定的工艺自由度。

最后，在最终设计过程中，必须通过对目标变量进行验证测试来验证这些建议。

4. 结论

本研究在一个统一的统计框架内系统地建立了纤维激光微纹理几何形状、特征规模和扫描速度如何共同控制应用于AA2024-T3航空航天铝材的MIL-PRF-23377环氧底漆系统的附着力耐久性和往复磨损行为。主要的定量结果可以总结如下：激光纹理处理将未纹理处理的参考表面粗糙度从0.601 μm提高到大约1.3–2.5 μm（增加了两到四倍），其中菱形网格产生的Sa值最高，而圆形凹坑在所有规模下的值最低。27种几何形状-规模-速度组合的稳态摩擦系数落在μ = 0.33–0.62的范围内，划痕深度测量确认，最大规模的圆形凹坑（SF = 250）定义了一个对速度不敏感的操作范围，平均穿透深度仅为22–25 μm，而最差的多边形条件下的名义涂层厚度接近100 μm。在相同的规模因子下，菱形和六边形几何形状的深度变化随扫描速度达到140 μm，这证实了与多边形替代方案相比，封闭的圆形图案可将损伤指标降低约14%–35%，这与第3节中引用的参考数据集一致。因子方差分析（ANOVA）进一步表明，几何形状、规模和扫描速度之间的双向和三方交互作用共同解释了磨合斜率、平均过渡区摩擦系数和划痕深度响应总方差的65%–83%，而任何单一的主效应贡献不超过约20%；这一发现强调了性能优化必须基于共同优化的架构，而不是单参数调整。

从机制角度来看，观察到的性能层次结构源于三方面的协同作用：扩展的实际接触周长和底漆键合增强了涂层-基底边界的机械互锁作用；由纹理单元形成的微储库控制了碎屑并稳定了转移膜；纹理驱动的润湿性和地形变化促进了均匀的膜形成以及毛细驱动的底漆渗透。圆形凹坑的旋转对称性无论行程方向如何都能保持这些功能，而具有顶点的多边形网格则将接触应力集中在角落，并在较高速度下加速转移膜的破裂。因此，对于实际应用，较大且间距较大的圆形凹坑可以作为高可靠性航空航天表面处理的保守基线，而多边形网格在需要定向摩擦或特定润湿性条件的特殊用途中仍具有价值。

尽管如此，目前的工作仍存在一些公认的局限性，这些局限性限制了其结论的普遍性。数据集仅涵盖了单一底漆/面漆化学组合（MIL-PRF-23377环氧树脂 + BS66B001半丙烯酸面漆）在一种基底温度（AA2024-T3）上的应用，并在未润滑的往复条件下，使用6 mm 100Cr6球作为测试对象，在固定的20 N法向载荷下进行测试；其可转移性到其他涂层系统、合金温度、基底材料或润滑接触条件仍有待验证。干膜厚度仅在全球范围内进行了表征，使用涡流测量仪，因此无法解析亚特征尺度（凹坑内部 vs. 重铸边缘 vs. 单元间平台）的区域能够。T3温度强化相在沟槽边界附近的潜在热影响区软化是通过光学证据推断出来的，但未通过横截面纳米压痕或基于衍射的相映射进行量化。最后，轨道上的残余涂层厚度是通过四种相互印证的间接方法确定的（第3节），而不是通过直接的横截面扫描电子显微镜（SEM）和能量色散光谱（EDS）线扫描确认的。

基于这些局限性，未来的工作有几个优先方向：应采用横截面金相切片结合聚焦离子束铣削和共聚焦激光涂层厚度映射来解析亚特征尺度上的膜形成一致性，并直接、空间上精确地确认磨损轨迹上的残余涂层厚度。使用横截面纳米压痕和基于透射电子显微镜（TEM）的相映射进行专门的HAZ（热影响区）表征，可以量化任何热诱导的基底软化及其对几何形状依赖的划痕深度层次结构的贡献。实验范围应扩展到其他底漆化学成分（例如，无铬酸盐、水基和聚氨酯系统）、替代基底温度和合金，以及包括高温、盐雾腐蚀和水热老化在内的耦合服务环境，以建立可转移的设计映射。同时研究润滑和边界条件下的接触情况，以及可变载荷和可变频率的往复运动，将进一步测试此处确定的对速度不敏感的圆形凹坑范围的稳健性。总的来说，这些扩展预计将使当前的数据集转化为下一代航空航天涂层系统的验证表面处理方案，在这些系统中，耐久性、耐腐蚀性和可制造性得到了共同优化。