超音速微粒轰击对GCr15SiMn轴承钢表面纳米化与摩擦磨损性能的影响

目的 利用超音速微粒轰击对GCr15SiMn轴承钢表面进行强化处理,并研究超音速微粒轰击对材料表层组织、力学性能及摩擦磨损性能的影响。方法 采用三维显微形貌仪、透射电镜、背散射电子仪、扫描电镜、X射线残余应力分析仪、显微硬度仪等仪器观测GCr15SiMn轴承钢强化前后的微观组织、表面粗糙度、力学性能,并使用UMT-2摩擦磨损试验机对试样强化前后的摩擦磨损性能进行检测。结果 经过超音速微粒轰击强化处理的GCr15SiMn钢试样的表面粗糙度增加,表层结构发生严重的塑性变形,形成约20 μm厚的塑性变形层,片状马氏体细化至纳米级,平均晶粒尺寸约为13 nm,碳化物平均粒径由0.48 μm减小到0.45 μm,数量增加了约18%。试样表层引入了300 μm的硬化层,表面硬度从740HV0.05提高到了996HV0.05,距表面10 μm处出现硬度最高值为1 056HV0.05,硬度提高了42.7%。试样引入深度为60 μm的残余压应力层,样品表面残余应力为‒1 246 MPa左右。经过超音速微粒轰击后,强化试样平均摩擦因数略高于原始试样,而磨损率得到了大幅度降低,磨损机理主要为磨粒磨损,伴有少量的氧化磨损和黏着磨损。结论 经过超音速微粒轰击的GCr15SiMn轴承钢表面粗糙度增加,表层晶粒细化至纳米级;表层构建了残余应力层和硬化层;强化引入的残余应力和因强化处理引起的加工硬化、细晶强化改善材料的耐磨性。     

残留奥氏体含量对GCr15轴承钢摩擦磨损性能的影响

首先对GCr15轴承钢进行了不同温度的淬火和回火处理及淬火+深冷+回火处理，获得了残留奥氏体含量分别为6.2、11.2、17.5和26.4 vol%的GCr15轴承钢试样，随后采用重载往复摩擦磨损实验仪在干摩擦和油润滑条件下对试样进行摩擦磨损实验，研究了残留奥氏体含量对GCr15轴承钢滑动摩擦磨损性能的影响；利用X射线衍射仪(XRD)、扫描电镜(SEM)、X射线残余应力分析仪和洛氏硬度计等分析了GCr15轴承钢试样在不同状态下的组织、表面形貌和力学性能。结果表明：经不同工艺热处理后，GCr15轴承钢的组织都是由马氏体、残留奥氏体和碳化物组成；随着残留奥氏体含量增加，GCr15轴承钢的表面硬度逐渐减小，残余压应力逐渐减小并趋于稳定；在干摩擦条件下，深冷处理试样的平均摩擦系数最小；在油润滑条件下，4组试样的平均摩擦系数相差不大且都低于0.08,在干摩擦和油润滑条件下，随着残留奥氏体含量升高，GCr15轴承钢的磨损率都是先升高再降低，在淬火温度为865℃时磨损率达到最大；经过深冷处理的试样的残留奥氏体含量最小，为6.2 vol%,其磨损率也最小，说明深冷处理能提高GCr15轴承钢的摩擦磨损性...     

淬火保温时间对GCr15轴承钢组织与摩擦磨损性能的影响

采用高温箱式电阻炉对退火态GCr15轴承钢进行了淬火和低温回火处理,采用光学显微镜、X射线衍射仪和洛氏硬度计对其经不同淬火保温时间处理后的显微组织、残留奥氏体含量和硬度进行了分析,并利用UMT-2摩擦磨损试验机在干摩擦条件下对GCr15钢进行滑动摩擦磨损试验,采用扫描电镜、能谱仪、三维形貌仪对其磨损率和磨损机制进行分析,研究淬火保温时间对GCr15轴承钢显微组织、力学性能和摩擦磨损性能的影响.结果 表明:GCr15轴承钢经淬火和回火处理后的组织由回火马氏体、残留奥氏体和碳化物组成.随着淬火保温时间的延长,GCr15轴承钢的残留奥氏体含量和硬度均呈现先增加后减小的趋势,而碳化物平均尺寸先减小后增加,保温时间为60 min时,碳化物的数量急剧减少;淬火保温时间对GCr15轴承钢摩擦系数影响不大,保温40 min时磨损率最小,20 min时磨损最严重.磨痕表面粘着磨损与氧化磨损共存,保温40 min时,磨痕表面剥落坑相对较小,剥落最轻微.     

不同载荷下GCr15钢的滑动摩擦磨损性能

采用光学显微镜、X射线衍射仪、洛氏硬度计等对淬-回火后GCr15轴承钢的显微组织、残留奥氏体含量和硬度进行分析,并利用UMT-2摩擦磨损试验机在干摩擦条件下对GCr15钢进行了变载滑动摩擦磨损试验,采用扫描电镜、能谱仪、三维形貌仪研究了载荷对GCr15钢的滑动摩擦磨损性能的影响。结果表明:淬-回火后的GCr15轴承钢的显微组织由回火马氏体、残留奥氏体以及碳化物组成,其组织特征呈典型的"黑白区"形貌,残留奥氏体含量约为12.5%,硬度约为62 HRC;GCr15轴承钢的摩擦系数随着载荷的增加而减小,磨痕宽度和磨损率随着载荷的增加而增大,磨损机制主要为粘着磨损与氧化磨损的混合,且随着载荷的增大,粘着与氧化程度加剧。     

无涂层激光冲击强化对40CrNiMo结构钢摩擦磨损性能的影响

目的 采用无涂层激光冲击强化技术诱导残余压应力和细化晶粒,提高40CrNiMo结构钢的显微硬度及耐磨性。方法 采用高功率激光束对40CrNiMo结构钢表面进行激光冲击强化处理,通过显微组织观察、XRD检测、显微硬度测试、残余应力测试、摩擦磨损实验及磨损形貌观察,对比分析未处理试样、有涂层激光冲击强化处理试样和无涂层激光冲击强化处理试样的显微组织、显微硬度、残余应力和摩擦磨损性能。结果 在有/无铝箔涂层、去离子水约束层作用下分别对40CrNiMo结构钢试样进行有涂层/无涂层激光冲击强化处理,诱导产生残余压应力和晶粒细化,试样表面显微硬度分别提高至313.5HV和336.9HV,提高了约13.5%和21.9%,表面最大残余压应力达到–405.3 MPa和–326.6 MPa;有涂层激光冲击强化处理试样的摩擦因数较稳定,降低了约14.1%,而无涂层激光冲击强化处理试样的摩擦因数出现较大波动,在摩擦磨损前期,摩擦因数降低了22.9%;在摩擦磨损中后期,摩擦因数降低了7.9%。未处理试样的磨损量为13 mg,有涂层激光冲击强化处理试样和无涂层激光冲击强化处理试样的磨损量分别为6mg和8mg,减少...     

微粒轰击Fe基非晶电弧喷涂层性能强化

为了减小热喷涂层残余应力对涂层质量的不利影响,采用喷丸(砂)微粒轰击与高速电弧喷涂相互循环交替的工艺制备了Fe基非晶涂层,使涂层残余拉应力变为残余压应力,喷丸(砂)强化涂层表面残余应力由未处理涂层表面残余拉应力277 MPa分别变为残余压应力-177 MPa(-91 MPa)。利用电子扫描显微镜、纳米压痕仪、摩擦磨损试验机等分别对涂层的微观形貌、力学性能和摩擦磨损性能进行了测试。结果表明:经过微粒轰击后的涂层表面致密平整,组织结构密实,喷丸(砂)强化涂层的孔隙率仅为1.0%(1.5%),结合强度可达44.6 MPa(56.4 MPa),经过微粒轰击后涂层硬度、弹性模量及摩擦磨损性能都有所提升。喷丸强化涂层局部过度的轰击会使涂层结合强度及摩擦磨损性能略有下降。     

激光冲击对WC-Co硬质合金微观结构和残余应力的影响

目的提高硬质合金表面残余压应力和显微硬度,为后续研究激光冲击对硬质合金刀具耐磨损性能的影响提供指导依据。方法采用脉冲波长为1064 nm、脉冲宽度为15 ns的Nd:YAG激光器,对WC-Co硬质合金表面进行冲击强化处理。通过数字显微硬度计、X-350型残余应力测试仪,分别评价激光冲击前后硬质合金硬度和残余应力的分布,并通过扫描电镜对其表面形貌、截面微观组织进行分析。结果激光能量为5 J时,表面存在大量孔洞,WC晶粒未发生变化。激光能量高于10 J时,孔洞和凹陷区基本消失且表面WC晶粒细化。经激光冲击后,表面形成10~23?m的致密层,在塑性变形区γ相均匀分布。与未冲击表面相比,冲击后的显微硬度和残余压应力分别提高34.2%、77%,且平均摩擦系数由0.5033降低到0.4214。结论激光冲击改善了WC-Co硬质合金微观组织结构和残余应力状态,提高了硬度,有利于提高WC-Co硬质合金的耐磨性。     

淬火温度对GCr15轴承钢摆线轮组织和摩擦磨损性能的影响

对GCr15轴承钢摆线轮在不同温度淬火及低温回火后的组织、物相和硬度进行分析,通过摩擦磨损试验机和激光共聚焦显微镜对其摩擦磨损性能进行测试和表征。结果表明：经不同温度淬火及低温回火后,试样的组织主要由马氏体、碳化物和残留奥氏体组成。随着淬火温度的升高,试样中碳化物的平均尺寸和体积分数逐渐减小,马氏体含量也逐渐减少,而残留奥氏体含量逐渐升高,硬度先升高后降低;试样的摩擦系数与磨损率随淬火温度的升高先减小后增大,磨损机制主要为磨粒磨损,当淬火温度为840℃时,试样的磨损最轻微,耐磨性能最佳。     

磨削加工对GCr15SiMn轴承钢表面组织性能的影响

采用扫描电镜,电子背散射衍射、X射线衍射、显微硬度计及三维表面轮廓仪等对磨削加工后的GCr15SiMn轴承钢的显微组织、硬度、残余应力及物相进行了研究。结果表明:磨削后GCr15SiMn轴承钢表面的硬度远高于基体,并且残留奥氏体发生分解,表面呈现压缩残余应力。试样表层组织存在由于塑性变形引起的几何必须位错密度(GND)增加的现象,这是轴承钢表面硬度上升的主要原因。将轴承服役过程以及磨削加工后的组织性能变化进行对比,发现有相似之处。磨削加工引起的表层变化可能是诱发裂纹在表面萌生的原因。     

40Cr钢磨削淬硬层的磨损试验

在平面磨床上对40Cr钢进行了磨削淬硬处理,研究了磨削淬硬层的组织、耐磨性和磨损机理.结果表明,40Cr钢磨削淬硬层主要由板条马氏体和孪晶马氏体组成,位错密度较高;淬硬层显微硬度高达670 HV0.5,且存在残余压应力.与调质态基体相比,磨削淬硬层的耐磨性提高6～11倍;在干摩擦条件下,磨削淬硬层的磨损机理主要为磨粒磨损和氧化磨损.     

Mg-11Y-5Gd-2Zn镁合金干滑动的摩擦磨损行为

采用往复式摩擦磨损试验机对铸态和T6态Mg-11Y-5Gd-2Zn合金进行干摩擦磨损试验,研究载荷（3~15N）、磨擦速度（0.03~0.24m/s）、摩擦温度（25~200 °C）对合金磨损率的影响,并通过扫描电镜观察合金磨损表面形貌和磨屑。结果表明：随着载荷的增加,合金的磨损率几乎呈线性增加;随着摩擦速率的增加,合金的磨损率降低;铸态合金的磨损率高于T6态合金的。Mg-11Y-5Gd-2Zn合金中的Mg12Y1Zn1相、表面氧化相和残留的磨屑影响合金的磨损率。在本试验条件下,磨损机制主要是粘着磨损和塑性变形。     

冲击载荷的变化对不同含碳马氏体钢动载磨粒磨损系统耐磨性的影响

用２０Ｃｒ、４０ＣｒＳｉ和Ｔ１０三种材料，热处理成近乎单相马氏体组织，分别作为动载三体磨粒磨损试验的上、下耐磨试样，研究了冲击载荷的变化对系统耐磨性的影响。结果表明：在冲击功为１．０Ｊ时，具有高碳马氏体的Ｔ１０钢相互配副时，系统取得最佳耐磨性；当冲击功增加为３．６Ｊ时，具有中碳马氏体的４０ＣｒＳｉ钢的相互配副时，其系统耐磨性最佳。原因在于冲击载荷的变化，改变了磨粒对材料的作用方式，使磨损机制发生变化。     

硬质涂层的微磨粒磨损评价方法

微磨粒磨损试验是最近发展起来的评价涂层耐磨性的方法。比较了通过微磨粒磨损试验和球（销）盘磨损试验评价硬质涂层耐磨性的差别,论述了涂层耐磨性评定结果与涂层零件使用性能之间的关系。被测试的涂层为CrN和CrSiN,工件为高速钢钻头。研究结果表明,用微磨粒磨损试验测得的微粒磨损系数（ka）与镀层钻头的钻孔寿命之间存在一定关系,也即当后。小于某一数值时,镀层钻头的钻孔寿命较高。而用球（销）盘磨损试验法测定的比磨损率则与钻头的钻孔寿命无内在联系。     

硼酸镁晶须增强6061铝基复合材料的干摩擦磨损行为(英文)

研究搅拌铸造工艺制备的硼酸镁晶须增强6061铝基复合材料在干滑动条件下的摩擦磨损性能。复合材料的体积分数为2%,根据增强体种类,材料分别记为:Al基体、Mg2B2O5w/6061Al、ZnO/Mg2B2O5w/6061Al和CuO/Mg2B2O5w/6061Al;讨论磨损速率和摩擦因数之间的关系。结果表明:在4种材料中,ZnO/Mg2B2O5w/6061Al复合材料的磨损率最低。随着载荷和滑动速度的增大,基体和复合材料的摩擦因数和磨损率降低,摩擦磨损机制由轻微磨损机制转向严重磨损机制。     

马氏体磨料磨损特性的研究

对20Cr,40CrSi,T8,T10 4种材料所获得的单相马氏体组织二体磨粒磨损、静载与动载三体磨粒磨损的耐磨性进行了研究,结果表明:在各种磨损条件下,马氏体的耐磨性与其固溶碳量的平方根呈抛物线关系,抛物线峰值点所对应的马氏体最佳固溶碳量,其与磨损条件有关,当磨损过程中塑变磨损比例增大时,马氏体最佳固溶碳量降低,而切削磨损比例增大时,则马氏体最佳固溶碳量升高.     

金属温热成形模具磨损问题的研究进展

从模具磨损机理、模具磨损预测模型和模具磨损预防及使用寿命提高等方面介绍了金属温热成形模具磨损问题的研究进展。在模具磨损机理方面,简述了几个经典的磨损理论并讨论了模具材料因素和工艺条件因素对磨损机理的影响。在模具磨损预测模型方面,介绍了两大类预测模具磨损的模型和方法。在模具磨损预防及使用寿命提高方面,主要从模具材料改性和成形工艺参数优化两个角度,阐述了提高模具耐磨性、减少模具磨损、延长模具使用寿命的一些措施。对于模具磨损研究有一定的参考价值。     

微量钒钛对ZG45MnVTi耐磨料磨损性能的影响

以ZG45Mn钢为对比材料,研究了含微量钒钛元素的ZG45Mn VTi钢在冲击载荷下的磨料磨损性能。研究发现:微量钒钛极大地细化了材料的组织,材料的硬度提高了25%,强度提高了50%;在1 J、2 J和3 J的冲击载荷下,以石英砂为磨料,ZG45Mn VTi比ZG45Mn钢的耐磨料磨损性能提高了1倍左右。研究结果表明:微量钒钛对ZG45Mn VTi钢的耐磨料磨损性能的贡献在于因回火马氏体组织的显著细化导致强度、硬度的提高。     

蜂窝型双金属复合锤头铸造工艺

针对反击式破碎机专用锤头因磨损而失效的特点,研发了一种蜂窝型双金属复合型锤头。该锤头以高锰钢作锤体,高铬铸铁作耐磨棒,并采用特殊镶铸工艺,将耐磨棒弥散分布于锤头端部。锤头内耐磨棒与基体结合牢固、抗冲击能力强,大幅度提高了锤头使用寿命,从而降低了锤头综合使用成本。     

Quantification of tool wear using white light interferometry and three-dimensional computational metrology

Although several wear modes can result from machining, the most common tend to be what are referred to as flank wear and crater wear. Flank wear can be easily measured directly from images of a worn cutting tool, and this is the typical method used to quantify the condition of a tool. On the other hand, crater wear is difficult to quantify, and thus has typically been treated in a qualitative manner. The inability to characterize and compare the two wear modes in a quantitative way is an increasingly important problem as the precision of machining operations improves and cutting moves almost exclusively to the nose radius of cutting tools. This paper introduces a new approach to this problem by proposing a technique to quantify both wear modes for direct comparison. The technique measures the volumetric wear loss in the two regions by comparing three-dimensional wear data obtained by white light interferometry with ideal representations of unworn cutting tools. The resulting wear measurements are compared and related to changes in the cutting process, specifically increases in cutting forces and changes in the topography of machined surfaces.