Tangentiële slijtagetesten werden uitgevoerd op een G20Mn5QT gegoten stalen substraat en 316L bekleding coating in bal/vlak contactmodus met behulp van een tangentiële fretting slijtagetester. Het tangentiële fretting schademechanisme en de schade evolutiewet onder verschillende verplaatsingsamplitudes (D=10, 20, 40 μm) bij een vaste normale belasting van 30 N werden besproken. De oppervlaktefasen van het gegoten stalen substraat en 316L bekleding coating, de oppervlaktemorfologie van de slijtagezone en de chemische elementen van het slijtagelitteken werden geanalyseerd en gekarakteriseerd met behulp van een röntgendiffractometer (XRD), een scanning elektronenmicroscoop (SEM), een witlichtinterferometer en een elektronenspectrometer (EDS). De resultaten tonen aan dat na lasercladding van 316L-coating de Cr-bevattende harde fasen zoals Cr0.19Fe0.7Ni0.11 en de uniforme metallografische structuur die tijdens het claddingproces wordt gegenereerd, de hardheid van het coatingoppervlak met 14.3% verhogen; wanneer de normale belasting Fn = 30 N, met de toename van de verplaatsingsamplitude, de microbewegingswerkingsstatus van het gegoten stalen substraat en de claddingcoating geleidelijk verandert van de gedeeltelijke slipzone naar de gemengde zone naar de volledige slipzone, en de wrijvingscoëfficiënt in de stabiele fase geleidelijk toeneemt, en de mate van slijtageschade geleidelijk toeneemt; in de gedeeltelijke slipzone is het schademechanisme van het gegoten stalen substraat en de bekledingscoating adhesieve slijtage, en in de gemengde zone en de volledige slipzone is het schademechanisme abrasieve slijtage, delaminatie en oxidatieslijtage; de ​​schadegraad van de 316L bekledingscoating is lichter dan die van het gegoten stalen substraat. In de gemengde zone en de slipzone is de slijtagegraad van de 316L bekledingslaag met ongeveer 4.26% verminderd in vergelijking met het G20Mn5QT gegoten stalen substraat. 19.1%. Vergeleken met het G20Mn5QT gegoten stalen substraat vertoont de 316L bekledingscoating hogere anti-fretting slijtageprestaties.

Als een van de belangrijkste componenten die het draaistelframe en het wielstel met elkaar verbinden, is de stabiliteit van de asdoos een belangrijke factor die de veilige werking van de trein beïnvloedt. De dynamische kracht tussen de wielen en de rails van de locomotief zorgt ervoor dat de asdoos afwisselende lasten draagt. Onder invloed van de lasten is het nauwsluitende oppervlak tussen de bouten en de pakkingen gevoelig voor slijtage door fretting, wat de betrouwbaarheid en veiligheid van de asdoos ernstig beïnvloedt. G20Mn5QT-gietstaal is een veelgebruikt materiaal geworden voor de productie van gegoten stalen asdozen vanwege de goede plasticiteit en uitstekende weerstand tegen brosse breuk [3]. Momenteel richten wetenschappers zich voornamelijk op de breuktaaiheid van G20Mn5QT-gietstaal en de vermoeiingsprestaties van stompe lassen [4]. Onderzoek naar de wrijving, slijtage en bescherming van G20Mn5QT-gietstaal is echter relatief schaars, en rapporten over slijtage door fretting en gerelateerde bescherming zijn nog zeldzamer. In feite kan het gebruik van geschikte oppervlaktetechniektechnologie de anti-frettingslijtageprestaties van het materiaal effectief verbeteren. Lasercladding is een geavanceerde oppervlaktemodificatietechnologie voor materialen. Het heeft de volgende voordelen: een hoge laserstraalenergie, een dichte organisatie, een hoge hechtsterkte tussen coating en substraat en een grote deeltjesgrootte en inhoudsvariatie vergeleken met galvaniseren, thermisch spuiten en dampdepositie.

316L roestvrij staalpoeder (afgekort als 316L) is een veelgebruikt bekledingsmateriaal met de kenmerken van lage kosten, sterke corrosiebestendigheid, hoge plastische taaiheid, goede vervormbaarheid en lasbaarheid. Vergeleken met het substraat vertoont het uitstekende sterkte, taaiheid, slijtvastheid en corrosiebestendigheid. Zhao Fangfang et al. bereidden 316L bekledingscoating op het oppervlak van 45 staal. De coating vertoonde een fijne en uniforme microstructuur en bevatte gelijkmatig verdeelde harde punten, wat de microhardheid en slijtvastheid van de coating aanzienlijk verbeterde. Dong Hui et al. bestudeerden het effect van warmtebehandelingstemperatuur (650, 700, 750 en 800 °C) op de wrijvings- en slijtage-eigenschappen van Ni/316L bekledingscoatings. Warmtebehandeling bij verschillende temperaturen kan de wrijvingscoëfficiënt en slijtagesnelheid van de coating verminderen, en de slijtvastheid van de coating die overeenkomt met 750 °C warmtebehandeling is het beste. Bovendien wordt een dichtere en fijnere korrelstructuur geproduceerd tijdens het lasergeïnduceerde snelle koelproces, waardoor de lasercladding 316L-claddingcoating een betere slijtvastheid vertoont. Majumdar et al. bestudeerden het effect van verschillende SiC-gehaltes (massafractie van 5% en 20%) op de prestaties van 316L-claddingcoatings. De resultaten toonden aan dat de microhardheid van de claddinglaag respectievelijk met 125% en 400% werd verhoogd in vergelijking met het substraat, en de slijtvastheid van de claddinglaag werd ook aanzienlijk verbeterd. Momenteel zijn de prestaties van 316L-claddingcoatings die op de oppervlakken van verschillende materialen zijn bereid, in binnen- en buitenland bestudeerd. Er is echter nog steeds een gebrek aan onderzoek naar de micro-tribologische eigenschappen van 316L-claddingcoatings die op het oppervlak van G20Mn5QT-gietstalen onderdelen zijn bereid.

In dit artikel werden 316L-bekledingscoatings op het oppervlak van G20Mn5QT-gietstalen onderdelen voorbereid door middel van laserbekledingstechnologie, en werd het tangentiële micro-bewegingsslijtagegedrag van G20Mn5QT-gietstaal en zijn 316L-bekledingscoatings bestudeerd. Het tangentiële micro-bewegingsslijtagegedrag van G20Mn5QT-gietstaalsubstraat en 316L-bekledingscoatings werd vergeleken en geanalyseerd vanuit de aspecten van dynamische respons, micromorfologie van slijtagemarkeringen en tribochemische toestand van het slijtagegebied, waarbij het versterkingsmechanisme van 316L-bekledingscoatings werd onthuld om de micro-bewegingsslijtageprestaties van G20Mn5QT-gietstalen materialen te verbeteren, wat theoretische ondersteuning biedt voor de revisie en reparatie van gegoten stalen aspotten, wat een belangrijke theoretische betekenis en industriële toepassingswaarde heeft voor het garanderen van de veilige service van aspotten en het verlengen van de levensduur van aspotten.

1 Experimenteel deel
1.1 Experimentele materialen
Gebaseerd op de werkelijke montageomstandigheden van de asdoos-montagearm en de boutpakking, is het bovenste wrijvingspaar in dit artikel Q355E stalen kogel, de kogelmonsterdiameter is 15 mm en de oppervlakteruwheid Ra = 0.05 μm. Het basismateriaal van het onderste monster is G20Mn5QT gegoten staal en het monster wordt verwerkt tot een blokmonster met een afmeting van 20 mm × 10 mm × 8 mm door middel van draadsnijden. Gebaseerd op de montageruwheidsvereisten van het asdoos-montageoppervlak en het pasvlak van de boutpakking, wordt het monsteroppervlak voorgepolijst met multi-grade schuurpapier vóór de test om de oppervlakteruwheid van het basismateriaal (Ra) niet groter te maken dan 0.1 μm, en vervolgens wordt het monster in watervrije ethanol geplaatst. Na het gebruik van ultrasoon reinigen om de onzuiverheden op het monsteroppervlak te verwijderen, wordt het monster drooggeblazen en in een droogoven met constante temperatuur geplaatst voor gebruik. De belangrijkste chemische samenstelling en mechanische eigenschappen van het micro-motion frictiepaarmateriaal (gegoten staal Q355E/G20Mn5QT) staan ​​respectievelijk vermeld in Tabel 1 en Tabel 2.

De experimentele voorbereidingsmethode van 316L lasercladdingmonsters is consistent met die van de substraatmonsters. De lasercladdingapparatuur is een RFL-C6000 (Wuhan Ruike Fiber Laser Technology Co., Ltd.) high-power fiberlaser, uitgerust met 3 coaxiale nozzles, een poedertoevoer en een regelkast. Het afschermgas en draaggas zijn beide argon. De laserbundelgolflengte is 1 070 nm, de brandpuntsafstand is 11.6 mm, de scanmodus is lineair scannen en de overlappingssnelheid is 40%. Het claddingsubstraatmateriaal is een G20Mn5QT gegoten stalen plaat met een afmeting van 175 mm × 150 mm × 30 mm. Het claddingmateriaal is 316L roestvrij staalpoeder bereid door gasfysicochemische methode, met een poederdeeltjesgrootte van 53~150 μm. Voor het bekleden wordt de plaat in ethanol geplaatst voor ultrasoon reinigen en wordt het poeder gedurende 100 uur in een vacuümdroogoven geplaatst bij 2 °C. De uniformiteit van de bekledingscoating hangt af van factoren zoals poedertoevoersnelheid, laservermogen en scansnelheid. Fan et al. bereidden 316L bekledingscoating voor op het oppervlak van G20Mn5QT gegoten staal. Door de microhardheid, treksterkte en slijtagesnelheid van de dwarsdoorsnede uitgebreid te vergelijken, werden de optimale bekledingsparameters verkregen: laservermogen van 2 W, scansnelheid van 300 mm/min en poedertoevoersnelheid van 500 g/min. De belangrijkste chemische samenstelling van 14L roestvrij staalpoeder wordt weergegeven in Tabel 316 en de SEM-foto van de morfologie wordt weergegeven in Figuur 3.

1.2 Testapparatuur en methoden
Alle fretting wear tests werden uitgevoerd op een tangentiële fretting wear tester die onafhankelijk was ontwikkeld en gebouwd door het onderzoeksteam. Het structurele principe is weergegeven in Figuur 2. Tijdens de test was de Q355E stalen bal het bovenste exemplaar, bevestigd op de krachtoverbrengingsarm die op de bovenste exemplaarbevestiging was geïnstalleerd, en de bovenste normale belasting werd belast door het gewicht. Het G20Mn5QT gegoten staal en zijn 316L bekledingscoating waren de onderste exemplaren, bevestigd op de onderste exemplaarbevestiging. De bovenste exemplaarbalbevestiging bleef relatief stil in vergelijking met de onderste module, en de onderste exemplaarblokbevestiging werd aangestuurd door de spreekspoelmotor om een ​​tangentiële heen en weer gaande beweging uit te voeren. De bewegingsverplaatsing werd doorgegeven aan de computer door een zeer nauwkeurige roosterverplaatsingssensor om een ​​gesloten-lusregeling van de verplaatsing te realiseren. De testbelasting werd belast door een gekalibreerd contragewicht en de tangentiële kracht werd in realtime verzameld door een piëzo-elektrische krachtsensor. De tangentiële verplaatsing en wrijvingskracht werden na ruisverwijdering en filtering doorgegeven aan de besturingssoftware van de hostcomputer. De Ft-D-curve (wrijvingskracht-verplaatsingsamplitude) gaf de status van de wrijvingsbewerking in realtime weer.
Om de tangentiële fretting slijtage-eigenschappen van G20Mn5QT gegoten staal en 316L bekledingscoating onder verschillende verplaatsingsamplitudes te onderzoeken, werden de normale belasting Fn=30 N en verplaatsingsamplitudes D=10, 20 en 40 μm (aangeduid als kleine verplaatsing, gemiddelde verplaatsing en grote verplaatsing) geselecteerd voor tangentiële fretting slijtagetests. Om de testfout te verminderen, werden alle fretting tests strikt gecontroleerd bij kamertemperatuur van 20~25 ℃. De relatieve vochtigheid (RH) werd gecontroleerd op 55%±10%, de heen en weer gaande frequentie (f) van de spreekspoelmotor was 5 Hz, de duur was 4 000 s en het totale aantal fretting testcycli was 2×104 keer. Om de nauwkeurigheid en betrouwbaarheid van de voorbeeldgegevens te garanderen, werd elke groep tests ten minste 3 keer herhaald onder dezelfde omstandigheden. De belangrijkste testparameters staan ​​vermeld in Tabel 4.

1.3 Karakterisering en analyse van microslijtage
In dit experiment werd een microhardheidstester (KELITI-000ZB, China) gebruikt om de microhardheidsverdeling van de 316L-bekledingscoating van het oppervlak tot de kern te testen; een röntgendiffractometer (XRD, Rigaku Ultima IV, Japan) werd gebruikt om de fysieke structuur van het G20Mn5QT-gietstalen substraat en de 316L-bekledingscoating te analyseren. De testspanning en -stroom waren respectievelijk 40 kV en 200 μA, het doelmateriaal was Cu-doel, de diffractiepiek halve hoogte breedte (DS) = diffractiepiek volledige breedte (SS) = 1°, de diffractiepiek geïntegreerde intensiteit RS = 0.3 mm, de scansnelheid was 2000 d/min en het scanbereik was 30°~100°. Scanning elektronenmicroscoop (SEM, JEOL JSM-6610LV, Japan) en matching elektronenspectrometer (EDS, OXFORD X-MAX50 INCA-250, Japan) werden gebruikt om de oppervlakte- en dwarsdoorsnedemorfologie van het slijtagelitteken te observeren en de chemische elementsamenstelling van het slijtagelitteken te analyseren; witlichtinterferometer (3D-profiel, Bruker Contour GT, Duitsland) werd gebruikt om de contourkarakteristieke parameters van het slijtagelitteken te verzamelen, en het slijtagevolume, het slijtagegebied en de maximale slijtagediepte van het slijtagelitteken werden verkregen. De formule voor de berekening van de slijtagesnelheid (W) is als volgt: Zie formule (1) in de afbeelding, waarbij W de slijtagesnelheid is; V het slijtagevolume (mm3); Fn de normale belasting (N); N het aantal cycli; D de totale afstand van heen en weer gaande microbeweging (m) is.

2 Resultaten en analyse
2.1 Microstructuur en hardheidsgradiënt van 316L-bekledingscoating
Figuur 3(a) toont de Vickers-hardheidsverdeling van 316L-bekledingscoating langs de diepterichting. De gemiddelde microhardheid van het substraat (Substraat, Sub) is ongeveer 210HV0.2, de hardheid van de warmtebeïnvloede zone (Warmtebeïnvloede zone, HAZ) is ongeveer 300HV0.2 en de hardheid van de bekledingslaag (Claddinglaag, CL) is ongeveer 240HV0.2, wat 14.3% hoger is dan die van het gegoten stalen substraat. Figuur 3(b) toont het XRD-spectrum van de faseanalyse van het gegoten stalen substraat en het oppervlak van het 316L-bekledingscoatingmonster. De hoofdfase van het gegoten stalen substraat is γ-Fe, terwijl de hoofdfase van de 316L-bekledingscoating Cr en Fe-Cr-fasemetaalverbindingen zijn (Cr0.19Fe0.7Ni0.11). Het diffractiepiekoppervlak laat zien dat het gehalte aan Fe-Cr-fasemetaalverbindingen lager is dan dat van de oorspronkelijke γ-Fe-fase. De kleine hoeveelheid Cr0.19Fe0.7Ni0.11 nieuwe fase die in de 316L-bekledingscoating is neergeslagen, verbetert de hardheid van de bekledingslaag. Afbeelding 3(c) toont de metallografische structuur van de 316L-bekledingscoating. Er zijn geen significante defecten zoals gaten en scheuren op het oppervlak van de bekledingscoating en er worden verschillende kristalstructuren zoals slanke zuilvormige kristallen en equiaxiale kristallen gegenereerd in de bekledingslaag. De dichtheid en uniformiteit van deze organisatiestructuur zorgen ervoor dat de coatinghardheid aanzienlijk is verbeterd in vergelijking met het substraat.

2.2 Fretting-werkingskarakteristieken
2.2.1 Ft-DN-curveanalyse
De wrijvingskracht-verplaatsingsamplitude (Ft-D) curve kan effectief de real-time operationele status van de fretting wrijvingspaar contactinterface en het materiaalresponsgedrag weerspiegelen, en is een belangrijke parameter voor het karakteriseren van dynamiek. Afbeelding 4 toont de Ft-DN curven van het G20Mn5QT gegoten stalen substraat en de 316L bekledingscoating bij verschillende verplaatsingsamplitudes, en Afbeelding 5 toont het schematische diagram van de startpositie en bewegingsrichting van het Ft-DN curve traject. Zoals weergegeven in Afbeelding 4, wanneer D=10 μm, evolueren de Ft-D curven van het substraat en de bekledingslaag van het initiële vlakke parallellogram naar een rechte lijn tot het einde van de cyclus. Het vlakke parallellogram aan het begin van de cyclus wordt toegeschreven aan het beschermende effect van de oxidefilm of adsorptiefilm op het oppervlak van het wrijvingspaar, wat het relatieve glijden van het contactoppervlak bevordert. Met de toename van het aantal cycli wordt de film op het oppervlak van het wrijvingspaar verwijderd, staan ​​de bovenste en onderste monsters in direct contact, neemt de wrijvingskracht snel toe, bevindt het contactcentrum zich in een staat van adhesie en stabiliseert de Ft-D-curve zich uiteindelijk tot een rechte lijn en loopt de microbeweging in het gedeeltelijke slipregime (PSR). Op dit moment wordt de wrijvingsdeformatie tussen de twee contactoppervlakken voornamelijk gecoördineerd door de elastische vervorming van het materiaal; wanneer D = 20 μm, evolueert de Ft-D-curve van het substraat en de bekledingslaag geleidelijk van het oorspronkelijke vlakke parallellogram naar een elliptische vorm, bevindt de microbewegingstoestand van de interface zich nog steeds in de middelste adhesie en randmicroslip, neemt het middelste adhesiegebied geleidelijk af, is het lokale gebied al een contact met drie lichamen, maar speelt het contact tussen de twee lichamen nog steeds een grote rol en loopt de microbeweging in het gemengde regime
(Gemengd regime, MR), op dit moment De wrijvingsvervorming tussen de twee contactoppervlakken wordt voornamelijk gecoördineerd door de elastisch-plastische vervorming van het materiaal; op dezelfde manier, wanneer D = 40 μm, de Ft-D-curve van het substraat en de bekledingslaag De curven vertonen allemaal een regelmatig parallellogram tijdens de cyclus. Op dit moment loopt de microbeweging in het slipregime (SR) [29-30], en de wrijvingsvervorming tussen de twee contactoppervlakken wordt voornamelijk gecoördineerd door de plastische vervorming van het materiaal. Daarom, onder de voorwaarde van het ongewijzigd houden van de normale belasting, met de toename van de verplaatsingsamplitude, verandert de trend van de microbewegingsstatusverandering van het G20Mn5QT-gietstalen substraat en de 316L-bekledingscoating van gedeeltelijke slipzone en gemengde zone naar volledige slipzone, en verandert de Ft-D-curve van een rechte lijn bij kleine verplaatsing naar een ellips bij gemiddelde verplaatsing en een parallellogram bij grote verplaatsing.

2.2.2 Wrijvingscoëfficiëntcurve
De wrijvingscoëfficiëntcurve kan de contactstatus van het wrijvingspaar in het micromotion-slijtageproces in realtime weergeven en is een belangrijke dynamische responsparameter voor het evalueren van micromotion-slijtagegedrag. Figuur 6 toont de tijdsvariërende wrijvingscoëfficiëntcurven van het G20Mn5QT-gietstalen substraat en de 316L-bekledingscoating onder drie verschillende verplaatsingsamplitudes. Wanneer D=10 μm, kunnen de tijdsvariërende curven van de wrijvingscoëfficiënt van het substraat en de bekledingslaag worden onderverdeeld in de inloop-, oplopende en stabiele fasen. Wanneer de microbeweging op gang komt, is de wrijvingscoëfficiënt klein vanwege de smering van de oppervlaktefilm, wat in de Ft-D-curve wordt weerspiegeld als een parallellogram. Naarmate de microbeweging voortduurt, wordt de oxidelaag op het oppervlak van het wrijvingspaar beschadigd en komen het bovenste en onderste monster in direct contact. Door de adhesie neemt de wrijvingscoëfficiënt snel toe en bereikt deze een maximale waarde. De contactrand produceert minder slijtagedeeltjes door microslip, maar de hoeveelheid slijtagedeeltjes die wordt geproduceerd, kan de contactstatus tussen de grensvlakken niet veranderen. Er is nog steeds sprake van het oorspronkelijke contact tussen twee lichamen. Na de stijgende fase vertoont de wrijvingscoëfficiënt een lichte schommeling en blijft daarna stabiel. Deze fase wordt in de Ft-D-curve weerspiegeld als een lineair type. Wanneer stabiel, bedragen de wrijvingscoëfficiënten van het substraat en de bekledingslaag respectievelijk 0.411 en 0.406. Wanneer D=20 μm doorloopt de wrijvingscoëfficiëntcurve van het substraat vijf fasen: inlopen, klimmen, stabiliseren, dalen en stabiliseren. Na ongeveer 100 cycli wordt de oorspronkelijke oppervlaktefilm verwijderd, neemt het directe contactoppervlak van het contactpaaroppervlak toe, neemt de wrijvingscoëfficiënt toe en bevindt het contactoppervlak zich in een staat van adhesie. Naarmate het aantal cycli verder toeneemt, gaat de relatieve slip tussen de contactvlakken geleidelijk domineren, de vormingssnelheid van de derde lichaamslaag neemt toe, wat resulteert in een afname van de wrijvingscoëfficiënt. Uiteindelijk bereiken het twee-lichamencontact en het drie-lichamencontact een nieuw evenwicht en stabiliseert de wrijvingscoëfficiënt zich opnieuw. De wrijvingscoëfficiëntcurve van de bekledingslaag vertoont vier typische fasen: inlopen, klimmen, dalen en stabiliseren. Het verwijderen van de oorspronkelijke oppervlaktefilm leidt tot een toename van de wrijvingscoëfficiënt. Na een bepaald aantal cycli verandert het contact tussen twee lichamen in een contact tussen drie lichamen en bereikt uiteindelijk een evenwicht. De wrijvingscoëfficiënt begint sterk te dalen en bereikt uiteindelijk weer een stabiele toestand. In deze fase vertoont de Ft-D-curve aan het begin van de werking een vlakke parallellogram, verandert in een rechte lijn en vervolgens in een ellips. In de stabiele fase bedragen de wrijvingscoëfficiënten van het substraat en de bekledingslaag respectievelijk 0.612 en 0.647. Wanneer de verplaatsingsamplitude toeneemt tot D=40 μm, vertonen de wrijvingscoëfficiëntcurven van het substraat en de bekledingslaag vier fasen: inlopen, klimmen, dalen en stabiliseren. Het contactoppervlak van het wrijvingspaar neemt steeds verder toe, de slijtagedeeltjes die bij de interface ontstaan, nemen sterk deel aan de wrijving en de wrijvingscoëfficiënt vertoont een opwaartse trend. Naarmate de microbewegingscyclus toeneemt, speelt de derde lichaamslaag die wordt gevormd op de contactlichaaminterface een lagerende en smerende rol en vertoont de wrijvingscoëfficiënt een dalende trend. Wanneer de generatie en afvoer van slijtagegruis een dynamisch evenwicht vormen in het continue proces, is de curve van de wrijvingscoëfficiënt doorgaans stabiel. Op dit moment is de Ft-D-curve stabiel in een parallellogram. De wrijvingscoëfficiënten van het substraat en de bekledingslaag in de stabiele fase bedragen respectievelijk 0.675 en 0.728. Opmerkelijk is dat wanneer de microbeweging in de slipzone plaatsvindt, de wrijvingscoëfficiënt van de bekledingslaag na de inloop- en klimfase een verdere opwaartse trend vertoont. Dit kan komen doordat de slijtagedeeltjes die door de 316L bekledingscoating worden gevormd tijdens de microbewegingsbewerking, veranderen in harde deeltjes die de relatieve beweging van het wrijvingspaar belemmeren, waardoor de wrijvingscoëfficiënt verder toeneemt. Uit analyse van de microbewegingswrijvingscoëfficiënt blijkt dat de wrijvingscoëfficiënt van de 316L-bekledingscoating hoger is dan die van het G20Mn5QT-gietstalen substraat. Dit geeft aan dat het geen goed wrijvingsverminderend effect heeft. Het onderzoek naar de slijtvastheid van de 316L-gevelbekleding is echter afhankelijk van een uitgebreide evaluatie van de gedetailleerde karakterisering van het slijtagevolume en de slijtagesnelheid van het slijtoppervlak.

2.3 Slijtagemorfologie en slijtagemechanismeanalyse
Figuur 7 en 8 tonen de SEM-foto's van de algehele morfologie van de slijtageplekken van het G20Mn5QT gegoten stalen substraat en de 316L bekledingscoating bij verschillende verplaatsingsamplitudes en de lokale schadekarakteristieken bij een constante normale belasting Fn = 30 N, respectievelijk. Het is te zien dat met de toename van de micro-bewegingsverplaatsingsamplitude het slijtagegebied van het substraat en het bekledingsoppervlak geleidelijk toeneemt. Wanneer de verplaatsingsamplitude D = 10 μm, vertoont de schademorfologie van het contactoppervlak tussen het substraat en de bekledingslaag een typische micro-bewegingsring, is het midden van het contactoppervlak gehecht en wordt geen duidelijke schade waargenomen, zijn de oppervlakteslijpsporen duidelijk zichtbaar en is er een kleine hoeveelheid slijtagerestenaccumulatie in de randmicroslipzone. Het slijtagemechanisme is op dit moment voornamelijk adhesieve slijtage. Wanneer de verplaatsingsamplitude D=20 μm, is de schademorfologie van het contactoppervlak tussen het substraat en de bekledingslaag elliptisch, is de slijtage van het substraat ernstiger, verschijnen er schilferige delaminatie en groeven op het slijtagelittekenoppervlak, is er losse ophoping van slijtagedeeltjes rondom en kan er lichte plastische vervorming worden waargenomen in het slijtagelittekengebied. Op dit moment is de oppervlaktemorfologie van het slijtagelitteken van de bekledingslaag vergelijkbaar met die van het substraat, is de delaminatie van de bekledingslaag relatief gering, wordt er geen duidelijke plastische vervorming op het oppervlak waargenomen en is de mate van oppervlakteslijtage lager dan die van het substraat. Het slijtagemechanisme is op dit moment voornamelijk adhesieve slijtage, schurende slijtage en delaminatie. Wanneer de verplaatsingsamplitude D=40 μm, is het delaminatie- en groevenfenomeen van het substraatoppervlak ernstig, wordt de schade door slijtagelittekens verergerd en zijn er een groot aantal afgevoerde slijtagedeeltjes op de rand. Daarentegen is de slijtagegraad van de bekledingslaag lager. De slijtagedeeltjes op het coatingoppervlak worden herhaaldelijk gemalen en verdicht om het contactoppervlak te bedekken tijdens de micro-bewegingsbewerking. Er is geen duidelijke ophoping van slijtagedeeltjes op de rand van het slijtagemerk. Op dit moment is het slijtagemechanisme voornamelijk abrasieve slijtage en delaminatie. Door de oppervlakteslijtagemorfologie van het gegoten stalen substraat en de 316L-bekledingscoating te vergelijken, is te zien dat onder dezelfde micro-bewegingswerkomstandigheden de slijtagegraad van het oppervlak van de bekledingslaag aanzienlijk lager is. Dit wordt toegeschreven aan de Cr-bevattende harde fase die wordt gegenereerd tijdens het laserbekledingsproces. Deze harde fasen hebben een aanzienlijk effect op de verbetering van de coatinghardheid. Vanwege de hogere hardheid van de bekledingslaag heeft deze een betere slijtvastheid en anti-strippingvermogen dan het gegoten stalen substraat, en de schadegraad van de bekledingslaag tijdens de micro-bewegingsbewerking is ook minder.

Om de oxidatiereactie van het slijtagemarkeringsoppervlak tijdens micro-bewegingsbewerking te onderzoeken en het slijtagemechanisme verder te verklaren, werd EDS-lijnscananalyse uitgevoerd op het gegoten stalen substraat en de 316L-bekledingscoating. Afbeelding 9 toont de EDS-lijnscan van het O-element in het substraat en de bekledingslaag in drie micro-bewegingsbewerkingsgebieden onder verschillende verplaatsingsamplitudes. De ordinaat is de telsnelheid (tellingen per seconde, cps), de abscis is de scanafstand van het monsteroppervlak en de scanpositie wordt weergegeven in afbeeldingen 7 en 8. Uit afbeelding 9 blijkt dat wanneer de micro-beweging in de gedeeltelijke slipzone loopt, de telsnelheid van het O-element van het substraat en de bekledingslaag in het niet-gesleten gebied geen duidelijke fluctuatie vertoont en er lichte oxidatie optreedt in het micro-slipgebied aan de rand van het slijtagelitteken. Wanneer de microbeweging in de gemengde zone en de slipzone loopt, fluctueert de O-elementtelling sterk langs de scanrichting, neemt het O-elementgehalte in het slijtagegebied toe en is het O-elementgehalte in het midden van het slijtagelitteken iets lager dan dat aan de rand. Op dit moment vindt er een oxidatiereactie plaats bij de wrijvingsinterface. Bovendien is de toename van het O-elementgehalte in het niet-gedragen gebied te wijten aan het feit dat de grotere verplaatsingsamplitude de ontlading van de derde lichaamslaag bevordert, waardoor het slijtagegruis zich ophoopt aan de rand van het slijtagelitteken en de fijne slijtagegruisdeeltjes aan de rand volledig in contact zijn met het O-element, wat resulteert in een toename van het O-gehalte. Daarom omvat het slijtagemechanisme oxidatieslijtage wanneer de microbeweging in de gemengde zone en de volledige slipzone loopt.

2.4 Analyse van slijtage litteken morfologie parameters en slijtage volume
Figuur 10 toont de driedimensionale morfologie-informatie van het G20Mn5QT gegoten stalen substraat en de 316L bekledingscoating onder verschillende verplaatsingsamplitudes. Uit figuur 10(a) en (b) blijkt dat bij een constante normale belasting het slijtoppervlak van het gegoten stalen substraat en de 316L bekledingslaag aanzienlijk toeneemt naarmate de amplitude van de microbewegingsverplaatsing toeneemt. Wanneer de microbeweging in de gedeeltelijke slipzone plaatsvindt, worden het substraat en de bekledingslaag door de slijtageplek licht beschadigd. Het midden van de slijtageplek vertoont een lichte deuk als gevolg van de normale belasting. Aan de rand is sprake van microslip en een kleine hoeveelheid slijtageresten. De maximale slijtagedieptes bedragen respectievelijk 0.94 en 0.53 μm. Wanneer de microbeweging in de gemengde zone plaatsvindt, neemt het slijtageoppervlak van de slijtageplek toe en is er een duidelijke ophoping van slijtageresten daaromheen. Op dit moment is het beschadigde oppervlak van het substraat aanzienlijk groter dan dat van de bekledingslaag en de slijtagedieptes bedragen respectievelijk 4.26 en 1.26 μm. Wanneer de microbeweging in de volledige slipzone draait, raakt de slijtageplek ernstig beschadigd en ontstaan ​​er putjes op het oppervlak van de slijtageplek door afbladdering. Ook worden het oppervlak en de rand bezaaid met slijtagedeeltjes. Het beschadigde oppervlak van het substraat is groter dan dat van de bekledingslaag en ook de slijtagediepte is aanzienlijk verschillend, respectievelijk 19.05 en 5.75 μm. Het is de moeite waard om op te merken dat wanneer de microbeweging in de volledige slipzone verloopt, er een licht materiaalaccumulatieverschijnsel optreedt op het oppervlak van de bekledingslaag, wat kan worden veroorzaakt door de hoge hardheid van de bekledingslaag, waardoor de stalen kogel van het wrijvingspaar Q355E eraf valt en afbladdert tijdens de microbewegingsbewerking en op het oppervlak wordt samengeperst. Figuur 10(c) toont de slijtageomvang en de slijtagesnelheid van het G20Mn5QT gegoten stalen substraat en de 316L bekledingscoating. Uit figuur 10(c) blijkt dat wanneer de microbeweging zich in de gedeeltelijke slipzone bevindt, de slijtage van het substraat en de bekledingslaag relatief gering is. Naarmate de verplaatsingsamplitude toeneemt, neemt ook het slijtagevolume van het substraat en de bekledingslaag toe. Wanneer de microbeweging in de gemengde zone en de volledige slipzone plaatsvindt, zijn het slijtagevolume en de slijtagesnelheid van de bekledingslaag aanzienlijk lager dan die van het substraat en wordt de slijtagesnelheid respectievelijk met ongeveer 4.26% en 19.1% verminderd. Uit de analyse van de driedimensionale morfologie en tweedimensionale profielkarakteristieken van de slijtplekken van G20Mn5QT-gietstaal en de 316L-bekledingslaag blijkt dat de mate van schade van de bekledingslaag aanzienlijk lager is dan die van het substraat. Hoewel de 316L-bekledingslaag tijdens het heen-en-weergaande proces met microbewegingen geen beter wrijvingsverminderend effect vertoonde dan het substraat, zorgen de uniforme structuur en hoge hardheid ervoor dat deze een uitstekende slijtvastheid heeft.

2.5 Dwarsdoorsnede-morfologieanalyse
Figuur 11 toont schematische diagrammen van SEM-foto's van dwarsdoorsnede-schademorfologie van G20Mn5QT gegoten stalen substraat en 316L bekledingscoating onder verschillende verplaatsingsamplitudes. Zoals getoond in Figuur 11, kunnen onder een vaste normale belasting, wanneer de verplaatsingsamplitude D=20 en 40 μm is, duidelijke delaminatie en slijtageputten worden waargenomen in het dwarsdoorsnede-oppervlak van het substraatslijtagelitteken, zoals getoond in Figuur 11(a), wat aangeeft dat het bestaan ​​van delaminatie ervoor zorgt dat het materiaal loslaat van het oppervlak en delaminatieputten vormt, wat de materiaalschade verergert. Met de toename van de verplaatsingsamplitude neemt de mate van delaminatie van het substraatmateriaal toe, wordt het oppervlak van het slijtagelitteken bezaaid met delaminatieschilferige slijtageresten en neemt de diepte van het slijtageputje toe, zoals getoond in Figuur 11(b). Vergelijkbaar met het substraat, wanneer de verplaatsingsamplitude D=20 μm is, kunnen delaminatie en slijtageputten worden waargenomen in het slijtagelittekenprofiel, maar de mate van materiaaldelaminatie is op dit moment laag. Wanneer de verplaatsingsamplitude toeneemt tot D=40 μm, heeft de profielmorfologie duidelijke materiaaldelaminatiekenmerken en neemt de diepte van de slijtageput toe. Het oppervlak is bezaaid met slijtagepuinlagen en de mate van materiaalslijtage neemt toe, zoals weergegeven in Afbeelding 11 (c) en (d). Door de analyse van de profielmorfologie van het slijtagegebied is te zien dat met de continue toename van de verplaatsingsamplitude, de materiaaldelaminatiekenmerken van het gegoten stalen substraat en de bekledingslaag duidelijker worden en de diepte van de slijtageput geleidelijk toeneemt. Vergeleken met het gegoten stalen substraat heeft de 316L bekledingscoating een lagere mate van materiaaldelaminatie tijdens het microslijtageproces en is de diepte van de slijtageput die wordt veroorzaakt door delaminatie ondieper, wat aangeeft dat de 316L bekledingscoating betere anti-strippingprestaties heeft dan het gegoten stalen substraat.

2.6 Analyse van het slijtagemechanisme
Figuur 12 toont het schematische diagram van de fretting slijtageschade van het G20Mn5QT gegoten stalen substraat en 316L bekledingscoating in verschillende frettinggebieden. Wanneer de fretting zich in de gedeeltelijke slipzone bevindt, zijn het G20Mn5QT gegoten stalen substraat en de bekledingslaag licht versleten, is het midden van de slijtagemarkering gehecht en hoopt zich een kleine hoeveelheid slijtagedeeltjes op aan de rand, zoals weergegeven in Figuur 12(a) en (a1). Het slijtagemechanisme is voornamelijk adhesieve slijtage. Wanneer de fretting zich in de gemengde zone en de slipzone bevindt, heeft het oppervlak van het substraat en de bekledingslaag duidelijke ploeg- en pelverschijnselen en is er een losse ophoping van slijtagedeeltjes aan de rand van de substraatslijtagemarkering, zoals weergegeven in Figuur 12(b); met de toename van de verplaatsingsamplitude worden de afgepelde slijtagedeeltjes samengeperst en bedekt op het slijtagemarkeringsoppervlak onder de grotere frettingverplaatsing, en vormen sommige van de afgevoerde slijtagedeeltjes slijtagedeeltjesaccumulatie aan de rand van de slijtagemarkering, zoals weergegeven in Afbeelding 12(c). Vanwege de hoge hardheid van het oppervlak van de bekledingslaag is de slijtagegraad lager dan die van het substraat. Zoals weergegeven in Afbeelding 12(b1), is er een schilferige slijtlaag gevormd door materiaalafschilfering in het slijtagelittekengebied, en is er minder accumulatie van slijtagedeeltjes aan de rand. Naarmate de verplaatsingsamplitude toeneemt, wordt de schilferige slijtlaag in het midden van de slijtagelittekenlaag samengeperst en hopen zich geen duidelijke slijtagedeeltjes op aan de rand, zoals weergegeven in Afbeelding 12(c1). Op dit moment is het slijtagemechanisme voornamelijk abrasieve slijtage, delaminatie en oxidatieslijtage.

3 Conclusie
In dit artikel zijn drie groepen van typische fretting verplaatsingsamplitudes in verschillende gebieden geselecteerd om de anti-fretting schadekarakteristieken van G20Mn5QT gegoten stalen substraat en 316L bekledingscoating te bespreken. De conclusies zijn als volgt:
a. Na lasercladding van 316L-coating verhogen de Cr-bevattende harde fasen zoals Cr0.19Fe0.7Ni0.11 die tijdens het claddingproces worden gegenereerd en de uniforme metallografische structuur de hardheid van het coatingoppervlak met 14.3%.
b. Naarmate de verplaatsingsamplitude toeneemt, verandert de fretting-bedrijfsstatus van de G20Mn5QT-gietstalen matrix en bekledingslaag geleidelijk van de gedeeltelijke slipzone naar de volledige slipzone, wordt de materiaalschade geïntensiveerd en neemt de wrijvingscoëfficiënt in de stabiele fase geleidelijk toe. In de mengzone en slipzone wordt de slijtagesnelheid van de 316L-bekledingslaag respectievelijk met ongeveer 4.26% en 19.1% verminderd in vergelijking met het G20Mn5QT-gietstalen substraat. De 316L-bekledingscoating vertoont uitstekende anti-fretting-slijtageprestaties.
c. Wanneer de fretting-bewerking zich in de gedeeltelijke slipzone bevindt, is het midden van het contactoppervlak plakkerig en zijn de randen licht glad, en is het slijtagemechanisme adhesieve slijtage; wanneer de fretting-bewerking zich in de gemengde zone bevindt, worden de kenmerken van mechanische delaminatie en abrasieve slijtage geleidelijk zichtbaar, en de diepte van oxidatieslijtage beïnvloedt het slijtagegedrag, en het slijtagemechanisme omvat ook adhesieve slijtage; wanneer fretting in de slipzone loopt, zijn de schadekenmerken voornamelijk ploegen en delaminatie, en treden er ernstige wrijvings- en oxidatiereacties op bij de contactinterface. De slijtagemechanismen zijn delaminatie, abrasieve slijtage en oxidatieve slijtage.