在AZ31镁合金表面制备含30%Al₂O₃的Al基复合涂层，并观测其上孔隙的大小和形状，进行往复摩擦磨损实验测试复合涂层的摩擦性能并观测横截面孔隙处裂纹的产生，研究了在往复摩擦过程中冷喷涂Al基复合涂层孔隙的开裂行为。使用Abaqus和Python脚本建立椭圆形、三角形、矩形和无孔隙复合涂层模型、分析摩擦过程中涂层孔隙处的最大应力和摩擦后最表层的残余应力并讨论了复合涂层应力的有限元分析结果和往复摩擦中裂纹尺寸之间的关系。结果表明：在摩擦过程中复合涂层的应力集中主要产生在椭圆形、三角形和矩形孔隙的长轴端点或其尖角处；从表层到界面残余应力由拉应力转变为压应力再转变为拉应力，最大Mises应力和最表层的平均残余应力逐渐增大。椭圆形孔隙的裂纹从长轴端点萌生和扩展，三角形和矩形孔隙的裂纹起源于尖角处且裂纹的长度和宽度依次增大。有限元分析结果表明，在摩擦过程中涂层孔隙处Mises最大应力值的增大导致摩擦后最表层平均残余应力增大，从而使裂纹的长度和宽度增大。这些结果与往复摩擦实验结果一致。

分别以Cr靶、N₂与C₂H₂作为Cr源、氮源与碳源，采用多弧离子镀技术制备CrN:a-C多相复合涂层，通过调节C₂H₂的流量改变涂层中碳的含量，使用X射线衍射仪(XRD)、拉曼光谱(Raman)、场发射扫描电镜热场(FE-SEM)、多功能摩擦磨损试验机等手段研究了碳含量对其组成结构、机械性能以及摩擦学性能的影响。结果表明：随着涂层内碳含量的提高涂层非晶碳的结构特征逐渐明显和涂层致密性降低，使机械性能降低但是其结合力和硬度仍然比较高。在干摩擦和5W-30润滑油环境中涂层均呈现出较好的低摩擦与低磨损特性。碳含量和摩擦产物的影响，使摩擦系数和磨损率在两种环境中均先提高后降低。在C₂H₂流量为120 sccm的条件下在干摩擦和润滑油环境中涂层的摩擦系数分别为0.33和0.12，磨损率分别为1.3 × 10^-5 mm³/(N·m)和7.4 × 10^-6 mm³/(N·m)，可为摩擦副部件提供有效的减磨抗磨防护作用。

使用氩气或氩气与氮气混合溅射气体磁控溅射制备微量氮掺杂钽涂层，并对其进行了热冲击(水淬)和摩擦磨损实验，研究其热冲击和摩擦磨损性能 。结果表明,在氩气环境中溅射制备的微量氮掺杂Ta涂层为β相。受到热冲击后涂层大面积剥落，10次热冲击使样品的质量损失高达10.24 mg/cm²。涂层的维氏硬度为HV770，摩擦系数为0.556，磨损量为1.9 × 10^-3 mm³/(N·m)。在氩气与氮气混合气氛中溅射制备的微量氮掺杂Ta涂层为纯α相。热冲击10次后涂层的质量损失仅为0.90 mg/cm²，热冲击前后涂层的表面形貌未见明显的差异。涂层的硬度为HV1900，摩擦系数为0.304，磨损量为3.7 × 10^-4 mm³/(N·m)。

用冷喷涂技术在AZ91镁合金基体上制备出不同Al₂O₃含量(0%、15%、30%、45%)的复合涂层，测量Al₂O₃的沉积效率和涂层的孔隙率，进行往复干摩擦磨损实验并计算磨损沟壑体积，研究了Al₂O₃含量、载荷、频率对Al基复合涂层摩擦磨损行为的影响。建立Al基复合涂层的有限元模型，用嵌入Archard模型的摩擦磨损子程序得到了有限元磨损量仿真值并将其与磨损实验值对比。结果表明，随着Al₂O₃含量的提高复合涂层的孔隙率降低，Al₂O₃颗粒的沉积效率和耐磨性提高。在载荷为2 N、频率为1 Hz条件下Al₂O₃含量为0%、30%、45%的Al基复合涂层其有限元磨损量仿真值与实验值的差小于4%，证明了有限元模型的正确性。在此工况下用该模型计算出Al₂O₃含量为15%的涂层其有限元磨损量的仿真值为0.0249 mm³，与试验磨损量的差为5.9574%，表明此模型具有普适性。

对NH₄F氟源进行恒温磁力搅拌和球磨辅助氟化，制备出氟化氮化硼纳米片(F-BNNSs)，在接触Ti6-Al-4V(TC4)/GCr15的条件下研究了六方氮化硼纳米片(h-BNNSs)和氟化氮化硼纳米片(F-BNNSs)作为水基润滑添加剂的摩擦学行为。结果表明，随着h-BN与NH₄F的质量比从1∶2提高到1∶4这种水基润滑添加剂的平均摩擦系数先由0.3135降低到0.1435然后提高到0.2177。h-BN与NH₄F的质量比为1∶3时的F-BNNSs₁₂其摩擦系数和磨损率比h-BNNSs分别降低了55%和75%。基于磨损痕迹的分析结果表明，F-BNNSs₁₂良好的减磨耐磨性能可归因于：1、纳米片层间相互作用的减弱使相对滑动变得容易；2、F-BNNSs₁₂的不相称纳米棒-纳米片结构形成滚动摩擦使其润滑性能良好；3、F-BNNSs₁₂沉积在摩擦副表面生成不连续的润滑膜，避免了与摩擦副的直接接触。

在40Cr表面激光熔覆CoCrFeNiSi _x (x = 0.2，0.6，1)高熵合金涂层，分析其物相、显微组织、硬度并测试了摩擦磨损和电化学腐蚀性能，研究了Si元素对高熵合金涂层的相结构、组织和性能的影响。结果表明：随着Si元素的增加涂层从单一面心立方结构转变为面心立方和硅化物σ相结构，最后转变为面心立方、体心立方和σ相结构。涂层的显微组织由等轴晶转变为柱状晶，最后成为树枝晶。随着Si含量的提高涂层的显微硬度随之提高，x = 1的涂层其平均硬度最高(498.92HV)，约为基体的2.52倍。其主要原因是，Si元素的加入导致晶格畸变，引起的固溶强化和涂层中生成的金属间化合物σ相产生了第二相强化。随着Si含量的提高涂层的磨损量减少和平均摩擦系数显著降低，Si含量为1的涂层摩擦系数约为0.309。在总体上，涂层的主要磨损机制由黏着磨损、分层磨损向磨粒磨损演变，耐磨性能明显提高。在3.5%NaCl溶液中，这种涂层的耐蚀性能随着Si含量的提高而提高，Si含量为1的涂层，其耐蚀性能最好。

使用金相(OM)和扫描电镜(SEM)观测、XRD谱、硬度和耐磨性测试等手段，研究了混合稀土元素Ce和La对Al-Zn合金的微观组织和力学性能的影响。结果表明：在Al-Zn合金中加入稀土元素Ce和La，使合金微观组织中沿晶界生成Al₁₁Ce₃相和Al₁₁La₃相，在合金基体内分布点状富铁相，稀土含量为0.75%时生成棒状初生Al₁₁Ce₃相。随着混合稀土含量的提高Al-Zn合金的晶粒逐渐细化，稀土含量为0.75%的合金晶粒尺寸最小，约为151 μm。随着混合稀土含量的提高合金的硬度和耐磨性随之提高，稀土含量为0.75%的合金硬度最高(约为27.5HV)；耐磨性最好，平均摩擦因数为1.076，平均磨损率为36.5 mg·N^-1·m^-1。在Al-Zn合金的摩擦磨损过程中，发生磨料磨损、剥层磨损和塑性变形。

采用高压冷喷涂技术在ADC12铝合金表面沉积Ni-Ti₃AlC₂复合涂层，研究了喷涂温度对涂层显微组织、力学性能以及摩擦学性能的影响。结果表明，在喷涂压力不变的条件下随着喷涂温度从500 ℃提高到700 ℃，Ni-Ti₃AlC₂复合涂层内颗粒的塑性变形程度提高，颗粒间的结合状态改善，涂层的结合强度提高了30%，孔隙率降低了60%，硬度提高了14%，磨损率降低了41.7%。喷涂温度为700 ℃的Ni-Ti₃AlC₂-700 ℃涂层，其微观组织最致密，没有明显的孔隙和裂纹，力学性能最佳，摩擦磨损性能最优。其主要原因是，喷涂温度的提高使复合颗粒的撞击速度提高、Ni颗粒的变形能力增大，从而增大了Ni颗粒与Ti₃AlC₂陶瓷颗粒的协同作用能力，显著提高了涂层内和涂层与基体之间的结合强度。

在电镀液中加入纳米Al₂O₃颗粒和微米金刚石颗粒进行电沉积，使金属镍、Al₂O₃颗粒与金刚石颗粒共沉积制备出Ni-Al₂O₃/Diamond (金刚石)复合涂层，为了比较还制备了Ni-Al₂O₃复合涂层。使用XRD和SEM观察等手段表征涂层的形貌、组织结构和成分并测试了摩擦磨损性能和力学性能。结果表明：Ni-Al₂O₃/Diamond复合涂层致密、连续，耐磨颗粒在涂层中分布均匀；涂层与基体结合良好，平均结合强度高于55.2 MPa；涂层对基体的拉伸性能影响很小，其磨损率比基体降低了43.8%，比Ni-Al₂O₃复合涂层磨损率降低了76.4%。Ni-Al₂O₃/Diamond复合涂层的磨损机制为磨粒磨损和粘着磨损。

对7Cr7Mo2V2Si钢表面进行离子渗氮，研究了渗氮后的扩散处理对其微观组织、硬度和摩擦磨损性能的影响。结果表明，在520 ℃对7Cr7Mo2V2Si钢表面渗氮后，渗层的深度约为186 μm，沿渗氮表层的晶界析出了较多的脉状组织。在550 ℃扩散处理使7Cr7Mo2V2Si钢渗氮层的脉状组织减少、渗氮层的深度增加。扩散处理10、20和30 h，渗氮层的深度分别提高了15.59%、24.73%和36.02%。高温扩散处理后，在钢中产生了回火马氏体组织。回火马氏体组织能阻止晶粒的滑移和塑性变形，使钢的强度和韧性提高。未渗氮试样的平均硬度为674.8HV，离子渗氮处理后试样的最高硬度为1276.4HV。离子渗氮使7Cr7Mo2V2Si钢的耐磨性能显著提高。未渗氮的试样其磨损表面产生了较多犁沟和剥落坑，离子渗氮使磨损程度降低、犁沟变浅和剥落坑减少。与未渗氮的7Cr7Mo2V2Si钢相比，在520 ℃离子渗氮使磨损量降低了59.48%，摩擦系数降低了26.63%。在520 ℃离子渗氮后再进行不同时间的扩散处理，使7Cr7Mo2V2Si钢的硬度和耐磨性降低但是表面硬度仍比未渗氮的高。与只渗氮的试样相比，扩散处理30 h后表面最高硬度由1276.4HV降低到881.5HV，平均摩擦系数从0.4731提高到0.5939，磨损量从4.7 mg增加到9.3 mg。

应用分子动力学模拟磨削硬脆性6H-SiC纳米材料工件时其表面的变形行为，研究了亚表面的损伤机理以及磨粒尺寸和磨削速度的影响。结果表明：磨粒尺寸大于4.9 nm时，随着磨削速度的提高6H-SiC材料的去除率先提高后降低，去除方式以黏附为主。在磨削速度恒定的条件下，随着磨粒尺寸的增大6H-SiC工件亚表面的温度、损伤深度和晶格缺陷程度先降低后提高。磨粒尺寸为5.4 nm时，磨削速度对工件亚表面的损伤深度和磨削力的影响更为显著。对于本文的模拟参数，采用较高的磨削速度和5.4 nm的磨粒加工表面的质量更高。

为了减少微机电系统的黏着接触失效和磨损，从原子尺度研究了β-SiC半导体器件在滑动摩擦中材料去除行为的机制。用分子动力学法研究了磨粒半径、压深、滑动速度、服役温度以及基底晶面对β-SiC在滑动磨损中微结构的演化和材料去除行为的影响。结果表明：β-SiC材料在滑动磨损中去除的原子尺度机制是，受高应力和高温影响的磨粒和β-SiC挤压区极易在水平摩擦力的作用下不断从材料表面去除而成为磨屑堆积在磨粒的正前方和紧密接触区的边缘。随着服役温度的提高和压深的增加，磨损产生的磨屑原子随之增多。但是，滑动速度的提高使磨粒正前方和接触边缘的磨损堆积减少。同时，β-SiC在滑动磨损中的塑性变形，以立方晶体结构向闪锌矿晶体结构转变和基底内位错形核、生长、增殖和滑移为主，β-SiC基底的Von Mises应力集中度与基底内位错区域的位置呈正相关。在滑动磨损中，随着磨粒半径、压深的增加和滑动速度的提高，径向分布函数的峰值增大，产生的β-SiC非晶原子数增多，而服役温度的提高使β-SiC的非晶原子减少。同时，β-SiC的晶面选择性对滑动磨损中的水平摩擦力、微结构演化、磨屑数、原子矢量位移、温度场和应力场分布有显著的各向异性特征。

用有机-无机原位杂化将磷酸二氢铝(AP)改性，再以AP和杂化AP为粘结剂在TA1纯钛表面制备了石墨基粘结润滑涂层。使用红外光谱仪、X射线光电子能谱仪和X射线衍射仪等手段表征杂化AP粘结剂的结构和性能，用扫描电子显微镜和三维白光轮廓干涉仪表征固体润滑涂层的磨损表面，并用多功能摩擦磨损实验机测试了不同涂层的高温(700~900 ℃)摩擦学性能。结果表明，AP与苯基三甲氧基硅烷(PTMS)杂化生成了以P-O-Si为骨架的化学结构。PTMS含量为10%的杂化AP涂层其高温润滑性能最佳，温度为850 ℃的摩擦系数(0.1219)和磨损率(0.57 × 10^-3 mm³·N^-1·m^-1)比杂化前分别降低了77%和82%。在杂化AP粘结剂中生成的网状物质提高了层状石墨的粘结固体润滑涂层的高温摩擦学性能。同时，网状物质填充涂层内部的孔洞和裂纹使涂层的磨损率降低。