スズ系合金の自己潤滑性と耐摩耗性を向上させるために バビット合金、銅被覆黒鉛（Cu-Gr）粉末を錫基バビット合金粉末と混合し、レーザークラッディング法によって20鋼基板の表面に錫基バビット合金自己潤滑複合クラッディング層を作製した。 結果は、レーザークラッディング後、銅で包まれた黒鉛が単一物質の形で複合クラッディング層にまだ存在していることを示した。Cu-Gr /バビット合金複合クラッディング層は均一で緻密であり、表面に亀裂や気孔などの欠陥はない。 クラッディング層は主にα-Sn固溶体相、硬質粒子相SnSbおよびCu6Sn5相で構成されています。 銅被覆黒鉛の添加により、複合クラッディング層の構造が大幅に改良されました。 複合クラッディング層の微小硬度は約43.19HVで、バビット合金クラッディング層の微小硬度より27％高くなっています。グラファイトの微小硬度と自己潤滑性の向上により、複合クラッド層の摩擦係数と摩耗率はそれぞれ0.359と1.36×10-6 mm/(N-1·m-1)に低下しました。Cu-Grの添加により、バビット合金の自己潤滑性と耐摩耗性が効果的に向上します。

 

スズ系バビット合金は、摩擦低減、埋め込み性、コンプライアンスなどの利点があり、工作機械のガイドレールなどの主要部品に広く使用されています。遠心鋳造などの従来のプロセスで製造された工作機械のガイドレールは、高荷重や高摩耗などの厳しい作業条件に直面すると、激しい摩耗や故障が発生しやすくなります。スズ系バビット合金の性能を向上させるには、表面改質技術を使用してスズ系バビット合金クラッド層を準備するのが簡単で効果的な方法です。

 

レーザークラッディング レーザークラッディングは、低入熱と低希釈率の利点を備えた高度な表面改質技術です。コーティングは基材との強力な冶金結合を達成することができ、多機能コーティングの調製においてさまざまな効果的なソリューションを実現しています。近年、レーザークラッディングによる鋼基材の表面へのバビット合金コーティングの調製は、その高い結合強度と優れた耐摩耗性のために広く注目を集めています。Hao Yunboらは、レーザークラッディング技術により20鋼の表面にバビット合金クラッディング層を調製し、バビット合金の微細構造と結合強度を研究しました。結果は、従来のプロセスと比較して、バビット合金のレーザークラッディングにより、基材とコーティング間の結合強度が向上したことを示しました。Xu Tongzhouらは、レーザークラッディング技術により45鋼基材の表面にニッケル遷移を伴うバビット合金クラッディング層を調製しました。結果は、ニッケルの拡散によりクラッディング層の粒子が微細化され、バビット合金の耐摩耗性が向上したことを示しました。しかし、公開文献では、スズベースのバビット合金の自己潤滑性耐摩耗性および摩擦低減コーティングのレーザークラッディングに関する関連研究は見つかりませんでした。

 

自己潤滑性耐摩耗コーティングの製造 レーザークラッディング技術 グラファイト、WS2、MoS2、Agなどの自己潤滑性材料をクラッディング層に導入して、クラッディング層の耐摩耗性と摩擦低減を改善する新興技術です。しかし、これらの自己潤滑性材料は、レーザー照射後に他の元素と反応したり分解したりしやすく、自己潤滑効果が低いため、自己潤滑性材料のドーピング率とプロセスパラメータを厳密に制御する必要があります。グラファイトは、優れた自己潤滑性、高い融点、低い熱膨張係数を備えており、優れた自己潤滑性材料です。グラファイト表面を改質し、グラファイト表面に電気メッキ層を堆積させることにより、レーザークラッディングプロセス中にグラファイトが炭化するのを効果的に防止できます。Liuらは、レーザークラッディング技術を使用して42CrMoの表面にニッケル/グラファイト自己潤滑性複合コーティングを準備し、スキャン速度を調整することでコーティング性能を向上させました。結果によると、スキャン速度が 300 mm/分未満の場合は、グラファイトによってコーティングの硬度と耐摩耗性が向上しました。Raghuram らは、プレファブリケーション粉末法によって低炭素鋼の表面に Fe-Ni/Gr 複合コーティングを作製しました。この研究では、グラファイトを添加するとコーティングの摩耗が大幅に減少することが示されました。グラファイト含有量の増加に伴い、コーティングの硬度と耐摩耗性が向上します。

 

しかし、グラファイトをドーピング材料としてレーザークラッディングバビット合金クラッディング層を調製したという報告は極めて稀である。その主な理由は、グラファイトのバビット合金に対する濡れ性が低く、バビット合金と良好な冶金結合を形成できないことである。第二に、両者の密度差が大きいため、グラファイトの凝集が起こりやすく、バビット合金の靭性が低下する。上記の問題は、グラファイト表面に銅メッキを施すことで効果的に回避できる。本論文では、銅メッキグラファイトを自己潤滑性材料として使用する。銅の遷移により、グラファイトとバビット合金の濡れ性が向上する。レーザークラッディングバビット合金/銅メッキグラファイトの自己潤滑性クラッディング層を20鋼基板の表面に作製する。グラファイトがクラッディング層の微細構造、グラファイトの分布と形態、微小硬度、摩耗挙動、摩耗メカニズムに与える影響を体系的に研究しました。研究結果は、レーザークラッディングバビット合金自己潤滑クラッディング層の工業生産に理論的根拠と技術的サポートを提供します。

 

1 実験と方法

 

1.1 実験材料

 

20鋼を基材とし、基材サイズは100mm×100mm×10mmである。基材表面をサンドペーパーで研磨し、基材表面の酸化スケールを除去する。研磨した基材をエタノール中で15分間超音波洗浄する。クラッド層のベース粉末として、粉末サイズ11メッシュのSnSbCu6-100バビット合金粉末を選択し、その化学組成を表1に示す。自己潤滑性強化相として銅メッキグラファイト粉末を使用し、銅メッキグラファイト粒子サイズ範囲は100メッシュ（質量分率：Cu60％、C40％）である。 3% (質量分率) の銅被覆グラファイト粉末と 97% (質量分率) のバビット合金粉末をボールミルで 100 r/min の速度で 100 分間均一に混合し、銅被覆グラファイトをバビット合金粉末に均一に分散させた。その後、複合粉末を真空乾燥オーブンで 50°C に 3 時間保持し、複合粉末内の水分を除去した。

 

1.2 実験装置

 

レーザークラッディング試験は、Trudiode 3006 ファイバーレーザーで実施しました。レーザーの最大出力は 3000 W です。クラッディングプロセス中の溶融池の酸化を防ぐために、溶融池を保護するためにアルゴンガスを使用しました。DPSF-2 粉末供給システムと同軸粉末供給レーザーヘッドを使用して、高純度アルゴンガスを介して粉末を溶融池に輸送しました。レーザークラッディングプロセスのパラメータは、レーザー出力 800 W、スポット径 3 mm、スキャン速度 1000 mm/分、粉末供給速度 28 g/分、アルゴン流量 15 L/分、オーバーラップ率 50% です。これらのプロセスパラメータは、銅メッキグラファイトがクラッディングプロセス中に炭化せず、クラッディング層に均一に分散されるようにするための予備クラッディングテストから取得されました。

 

金属組織試験片は、ワイヤ切断機を使用してクラッドサンプルから切り出されました。試験片のサイズは、10 mm×10 mm×10 mmでした。金属組織試験片は、標準的な研削および研磨手順で準備され、試験片は4％（体積分率）の硝酸アルコール溶液で15秒間腐食されました。クラッド層の相組成は、Cu-Ka放射線、スキャン速度2500°/分、スキャン角度4°〜10°、管電圧80kV、管電流40mAを使用して、X線回折計（XRD、Rigaqu、D / max15Pc、東京、日本）で分析されました。クラッド層の微細構造は、エネルギー分散型分光計（EDS）を備えたS3400走査型電子顕微鏡（SEM、S-3400、日立、Gemini300Zeiss）によって特性評価されました。加速電圧は20kV、ビームスポットは1μmでした。

 

の微小硬度 クラッド層 表面は、HVS-1000ビッカース微小硬度計を使用して、試験荷重1N、荷重時間15秒で試験した。試験間隔は500μmであった。各サンプルを10回測定し、平均値を算出して、試験中に発生する誤差を減らした。T-1000高温摩擦摩耗試験機を使用して、バビット合金クラッド層とCu-Gr /バビット合金クラッド層の表面で室温乾式滑り摩擦摩耗試験を行った。摩耗試験の前に試験サンプルの表面を研磨し、サンプル表面の粗さが摩耗性能に及ぼす影響を排除した。硬度15 HRCCのGCr60鋼球を試験の摩擦ペアとして使用した。荷重は3N、摩耗傷の半径は3mm、回転速度は200r/min、摩耗時間は20分であった。摩擦摩耗試験後、走査型電子顕微鏡で摩耗形態を観察し、1つのクラッド層の摩耗率を式（1）で計算した。W = V / S×L（XNUMX）

ここで、W は摩耗率、V は摩耗体積、S は摩耗長さ、L は適用荷重です。

 

2分析と議論

 

2.1 被覆層のマクロ形態

 

図1は、それぞれバビット合金クラッド層とCu-Gr/バビット合金クラッド層のマクロ形態を示しています。図1からわかるように、1つのクラッド層は均一で緻密であり、気孔や亀裂などの欠陥はありません。また、図XNUMX（b）では、少量の黒い粒子がクラッド層に均一に分布しており、レーザークラッドプロセス中にグラファイト粒子が完全に燃焼していないことを示しています。

 

2.2 クラッド層の相構成

 

図2は、6つのバビット合金被覆層のX線回折スペクトルを示しています。Cu-Gr/バビット合金複合被覆層では、添加されたCu-Grの含有量が少ないため、グラファイトに対応する回折ピークは見つかりません。5つの被覆層の相組成は、α-Sn、SnSb、およびCu6Sn5相です。Sn-Sb-Cu三元合金状態図によると、凝固プロセス中に、最初にCu6Sn5相が液相から沈殿し、次に金属間化合物SnSb相、最後にα-Sn相が沈殿します。SbとCuの一部はSnに溶解してスズベースの固溶体を形成し、Sb、Cu、Snの残りの一部は金属間化合物SnSbとCuXNUMXSnXNUMXを形成します。

 

図3は、光学顕微鏡によるバビット合金クラッド層とCu-Gr/バビット合金クラッド層の微細構造を示しています。図3（a）では、バビット合金クラッド層の微細構造に菱形析出物と微細粒状析出物があり、これらの析出物はクラッド層に均一に分散しています。菱形析出物はSnSb相、微細粒状析出物はCu6Sn5相、黒色マトリックスはα-Sn固溶体です。そのうち、SnSb相とCu6Sn5相は硬い粒子相であり、α-Sn相は柔らかいマトリックス相です。図3（b）は、Cu-Gr/バビット合金クラッド層の微細構造を示しています。X線回折結果と組み合わせると、6つのクラッド層の相組成に大きな変化はありません。白い菱形の析出物はSnSb相、微粒子はCu5SnXNUMX相、黒色のマトリックスはα-Sn固溶体です。バビット合金クラッド層と比較すると、複合クラッド層の微細構造は著しく微細化されており、これはCu-Grの添加と密接に関係しています。ただし、α-Sn固溶体の色は腐食後のグラファイトの色に似ているため、金属顕微鏡ではグラファイトの存在は観察されませんでした。

 

Cu-Gr/バビット合金被覆層のSEM像とEDS元素分布図を図4に示す。このうち、Sn元素のみが濃化した領域は固溶α-Sn相、Sn元素とSb元素が共に濃化した領域はSnSb相、Cu元素とSn元素が共に濃化した領域はCu6Sn5相である。また、図4では、図4(a)と(b)に示す黒い粒子のように、被覆層中にグラファイトが均一に分布していることが明確にわかる。EDSスペクトルからは、炭素元素は主に濃い青色の領域に分布していることがわかり、濃い青色の領域はグラファイトであると推測できる。 Cuの融点（1083℃）はバビット合金の融点（340℃）よりもはるかに高いため、銅コーティングされたグラファイトは溶融プロセス中に多くの熱を吸収し、レーザークラッディング中のグラファイト粒子の燃焼と炭化を効果的に低減できます。また、棒状構造は主にグラファイト粒子の周囲に位置しています。これは、凝固プロセス中にグラファイトが不均一核形成の役割を果たしており、より高い融点を持つ析出相がグラファイトの近くで優先的に核形成するためです。さらに、グラファイトの不均一核形成効果により、クラッディング層の粒径が大幅に微細化されます。

 

バビット合金クラッド層と Cu-Gr/バビット合金クラッド層の接合部の形態を図 5 に示します。両方のクラッド層は接合部付近で比較的平坦な冶金接合線を形成し、クラッド層と基板の間に良好な冶金接合が形成されます。

 

2.3 クラッド層の微小硬度

 

図6は、バビット合金クラッド層とCu-Gr/バビット合金クラッド層の表面微小硬度を示しています。結果によると、バビット合金クラッド層とCu-Gr/バビット合金クラッド層の微小硬度はそれぞれ32.4HVと41.3HVであり、複合クラッド層の微小硬度は約27％大幅に向上しています。2つのクラッド層の微細構造を組み合わせると、Cu-Gr/バビット合金クラッド層の微小硬度の向上は、分散強化と微細粒子強化の相乗効果に起因すると考えられます。複合クラッド層の微小硬度の相乗強化効果は、式（0）で表すことができます。ここで、H6はバビット合金クラッド層の平均硬度です。 HO はクラッド層に均一に分布する SnSb 相と Cu5SnXNUMX 相の分散強化によって生じる硬度増加であり、Hg は微細粒子強化によって生じる硬度増加です。

 

図3と合わせると、Cu-Grの添加によりバビット合金被覆層の結晶粒が大幅に微細化されることがわかります。結晶粒微細化により粒界の数が増え、それによって粒界強化が引き起こされます。結晶粒微細化強化は、古典的なホール-ペッヒ関係式で説明できます。式(3)、H0、kは定数、dは平均粒径です。式(3)に示すように、材料の硬度は粒径に反比例します。結晶粒微細化による硬度の増加の理由は、転位の移動を妨げる役割を果たす粒界の増加です。

 

複合クラッド層のもう一つの強化メカニズムは、Cu-Gr の添加により、複合クラッド層内の第 4 相粒子の数が増加することです。複合クラッド層の分散強化メカニズムは、古典的なオロワン理論に従って分析できます。式 (4)、ここで、G はマトリックスのせん断弾性率、は増加した粒子の平均直径、は増加した粒子の体積分率、b は定数です。式 (3) から、粒子の半径が細かくなり、体積分率が増えると、材料の硬度が向上することがわかります。図 6 に示すコーティングの微細構造から、複合クラッド層内の析出相が細かくなり、クラッド層内の Cu5SnXNUMX 相の体積分率が大幅に増加し、複合コーティングの分散強化効果がより顕著になっていることがわかります。したがって、複合クラッド層の微小硬度の向上は、結晶粒微細化による粒界強化効果と、第２粒子増加による分散強化効果の相乗効果によるものと考えられる。

 

2.4 クラッド層の摩擦特性の解析

 

7つのクラッド層の乾燥滑り摩擦係数の時間変化曲線を図0.525に示します。バビット合金クラッド層とCu-Gr /バビット合金クラッド層の平均摩擦係数は、それぞれ0.359とXNUMXです。摩耗の初期段階では、通常の荷重によりクラッド層の表面に激しい塑性変形が発生し、コーティングの表面粗さが増加し、クラッド層の摩擦係数が急速に増加します。摩耗が激しくなると、複合クラッド層の摩擦係数は低下し、比較的安定したままになります。これは、二次強化と細粒強化により、複合クラッド層の変形抵抗が向上するためです。さらに、グラファイトの層間滑り特性により、複合クラッド層は自己潤滑性になり、クラッド層の摩擦係数も低下します。バビット合金クラッド層の摩擦係数が高く、摩耗プロセス中の変動が大きいことは注目に値します。これは、バビット合金被覆層に自己潤滑性が欠けているためです。また、バビット合金被覆層は硬度が低く、変形に対する抵抗力が低いため、被覆表面の粗さが増し、摩擦係数が増加します。

 

バビット合金クラッド層とCu-Gr/バビット合金複合クラッド層の摩耗量と摩耗速度を式(1)で計算し、その結果を図8に示す。バビット合金クラッド層とCu-Gr/バビット合金複合クラッド層の摩耗量と摩耗速度は、それぞれ8.32×10-6 mm³、2.61×10-6 mm³/(N-1·m-1)、4.54×10-6 mm³、1.36×10-6 mm³/(N-1·m-1)である。複合クラッド層の摩耗量と摩耗速度は、バビット合金クラッド層の約50%であり、これは複合クラッド層がバビット合金クラッド層よりも耐摩耗性に優れていることを直接示している。

 

9 つのクラッド層の摩耗メカニズムを明らかにするために、クラッド層の摩耗表面を走査型電子顕微鏡で特性評価しました。図 9 (a) と (b) は、バビット合金クラッド層の摩耗傷の形態を示しています。図 6 では、バビット合金クラッド層の硬度が低いため、摩耗傷の表面に深い溝と激しい塑性変形が現れ、ピットが発生していることが明確にわかります。クラッド層に通常の荷重がかかると、摩擦対とクラッド層が接線摩擦を発生させ、柔らかいマトリックス α-Sn が変形して下方に沈み、ハードポイント粒子 SnSb と Cu5SnXNUMX が突出して変形に抵抗する役割を果たします。摩耗が激しくなると、突出したハードポイント粒子が脱落し、落下したハードポイント粒子が摩耗領域に再び入り、三体摩耗が発生し、クラッド層の摩耗、変形、脱落が激しくなります。また、せん断応力の継続的な作用により、軟質マトリックスα-Snと摩擦対が冷間圧接を起こし、軟質マトリックスが剥離して摩擦対の表面に付着します。摩耗が激しくなると、付着した軟質マトリックスが摩耗痕の両側に徐々に蓄積して転写層を形成します。バビット合金クラッド層の摩耗メカニズムは、研磨摩耗と凝着摩耗です。

 

Cu-Gr /バビット合金複合被覆層の摩耗傷の形態を図9（d）および（f）に示します。複合被覆の溝は浅くまばらで、塑性変形が弱まっています。複合被覆の摩耗メカニズムは主に研磨摩耗です。複合被覆の耐摩耗性の向上は、複合被覆の硬度と変形抵抗の向上によるもので、材料の耐摩耗性が硬度と正の相関関係にあるというアークチャードの法則と一致しています。バビット合金被覆層と比較して、複合被覆層は結晶粒の微細化と二次析出強化により、複合被覆層中の硬質粒子の体積分率が増加し、複合被覆層の変形抵抗が向上しています。また、摩耗が激しくなると、被覆層に分散していたグラファイト粒子が脱落して摩耗ゾーンに入り、三体摩耗を形成します。グラファイトの層間滑り特性により、グラファイト粒子は摩耗プロセス中に固体潤滑膜を形成し、クラッド層の表面に付着し、クラッド層の摩擦係数を低下させます。図1（d）のポイント9領域に対してEDSポイントテストを実施し、要素テスト結果を図9（f）に示します。Sn、Sb、Cu元素に加えて、C元素も多く含まれています。したがって、グラファイト粒子は摩耗プロセス中にクラッド層の表面に潤滑膜を形成し、摩擦対とクラッド層間の摩擦係数を低下させ、クラッド層の自己潤滑性と耐摩耗性を向上させることが証明できます。また、グラファイト粒子によって形成された潤滑膜は、柔らかいマトリックスα-Sn相と摩擦対との間の冷間圧接を妨げ、凝着摩耗の発生を回避します。したがって、Cu-Gr を添加すると、複合クラッド層の微小硬度と自己潤滑性が向上し、複合クラッド層の耐摩耗性が向上します。

 

結論

 

レーザークラッディング技術により、20 鋼基板の表面にバビット合金クラッディング層と Cu-Gr/バビット合金複合クラッディング層を作製しました。Cu-Gr クラッディング層の相組成、微細構造、微小硬度、摩耗メカニズムを詳細に研究し、以下の結論を得ました。

 

（１）バビット合金被覆層とCu-Gr/バビット合金複合被覆層は、気孔や亀裂などの欠陥がなく、均一で緻密な構造をしています。複合被覆層では、グラファイトが単一物質として存在しています。不均一核形成特性により、複合被覆層の粒子は著しく微細化されています。

 

（２）２つのコーティングは主にα-Sn固溶体相、Cu2Sn6およびSnSbハードポイント相から構成され、その中で複合クラッド層中のCu5Sn6相が増加し、α-Sn相が減少する。

 

（３）バビット合金被覆層とCu-Gr/バビット合金複合被覆層の硬度はそれぞれ3HVと32.4HVである。複合被覆層の硬度は約41.3％大幅に増加しており、これはグラファイトの添加による微細粒子強化と第27相強化に起因すると考えられる。

 

• グラファイトの自己潤滑性により、複合被覆層の摩擦係数（0.359）と摩耗率（1.36×10-6mm3/（N-1m-1））が大幅に低下し、バビット合金被覆層の摩擦係数（0.525）と摩耗率（4.54×10-6mm3/（N-1·m-1））よりも大幅に低くなります。また、グラファイト潤滑膜の存在により、凝着摩耗の発生が効果的に回避され、複合被覆の摩耗メカニズムは主に研磨摩耗です。