工程科学学报，第39卷，第2期：259-266,2017年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.2:259-266,February 2017 D0L:10.13374/j.issn2095-9389.2017.02.014;htp:/journals..usth.edu.cn 温度对40Cr钢温挤压成形的摩擦-磨损性能影响 刘 伟)，孔德军12)四，吴凯)，凡志员) 1)常州大学机械工程学院，常州2131642)常州大学江苏省材料表面科学与技术重点实验室，常州213164 3)常州东吴链传动制造有限公司，常州213102 ☒通信作者，E-mail:kong-dejun(@163.com 摘要采用温挤压技术对40Cr钢进行成形试验，考察了不同温度下温挤压试样的摩擦-磨损行为.通过扫描电镜、能谱仪 和X射线衍射仪分析了40Cr钢磨损后表面形貌、化学元素分布和物相组成，讨论了40C钢温挤压的磨损机理.结果表明，在 挤压温度为550℃时试样晶粒尺寸细小，残余奥氏体含量较高，硬度最高，其磨损性能为最佳：而当温度为650℃和750℃时， 晶粒尺寸较粗大，残余奥氏体含量降低.在5N载荷作用下，挤压温度为550℃时，摩擦因数为0.7667：当挤压温度达到650 ℃，摩擦因数为0.8587，提高了12.01%，磨损性能降低：750℃时，摩擦因数为0.8764，相比550℃提高了14.31%，磨损性能 进一步变差：在550650和750℃时.磨损形式主要为磨粒磨损. 关键词温挤压；合金钢：挤压温度；磨损性能 分类号TG376:TH117.1 Effects of temperature on the friction-wear properties of 40Cr steel by warm extrusion LIU Wei),KONG De-jun'2),WU Kai FAN Zhi-yuan) 1)School of Mechanical Engineering,Changzhou University,Changzhou 213164.China 2)Jiangsu Key Laboratory of Materials Surface Science and Technology,Changzhou University,Changzhou 213164,China 3)Changzhou Dongwu Chain Transmission Manufacturing Co.,Ltd.,Changzhou 213102,China Corresponding author,E-mail:kong-dejun@163.com ABSTRACT A forming experiment of 40Cr steel was conducted by using a warm extrusion technology,and the friction-wear behavior of the samples at different extrusion temperatures were observed.The wear morphologies,distributions of chemical elements and phase compositions were analyzed by scanning electronic microscopy (SEM),energy diffusive spectrometry (EDS),and X-ray diffraction (XRD),respectively,and the wear mechanism of warm extrusion on 40Cr steel was discussed.The results show that the grains are samll by warm extrusion at 550C,the content of retained austenite is higher,and the hardness is the highest,showing that the wear resistance is the best.The size of grains is bigger and the contents of retained austenite decrease at the extrusion temperature of 650C and 750 C.The coefficient of friction is 0.7667 at the extrusion temperature of 550C under the load of 5N,while that is 0.8587 at the extrusion temperatures of 650C,which increases by 12.01%,and the wear performance decreases.At the extrusion temperature of 750C,the coefficient of friction is 0.8764,which increases by 14.31%compared with 550C,and the wear perform- ance is worse.The wear forms of the samples at 550,650 and 750C are common abrasive wear. KEY WORDS warm extrusion;alloy steel;extrusion temperature;wear performance 作为一种低淬透性调质钢[山，40Cr钢是是我国目采用40Cr钢制造传动件的关键技术在于改善其显微 前应用最广泛的合金调质钢之一【2-]，主要应用于制组织，达到提高耐磨损性能和使用寿命的目的.传统 造轴类、连杆和齿轮等力学性能要求较高的零件[4-6).热处理工艺多采用正火、调质、去应力退火等[-】，近 收稿日期：2016-04-25 基金项目：江苏省科技支撑计划（工业）资助项目(BE2014818):江苏省普通高校研究生科研创新计划资助项目(KYLX160631)
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期:259鄄鄄266,2017 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 2: 259鄄鄄266, February 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 02. 014; http: / / journals. ustb. edu. cn 温度对 40Cr 钢温挤压成形的摩擦鄄鄄磨损性能影响 刘 伟1) , 孔德军1,2)苣 , 吴 凯3) , 凡志员3) 1) 常州大学机械工程学院, 常州 213164 2) 常州大学江苏省材料表面科学与技术重点实验室, 常州 213164 3) 常州东吴链传动制造有限公司, 常州 213102 苣 通信作者, E鄄mail: kong鄄dejun@ 163. com 摘 要 采用温挤压技术对 40Cr 钢进行成形试验,考察了不同温度下温挤压试样的摩擦鄄鄄磨损行为. 通过扫描电镜、能谱仪 和 X 射线衍射仪分析了 40Cr 钢磨损后表面形貌、化学元素分布和物相组成,讨论了 40Cr 钢温挤压的磨损机理. 结果表明,在 挤压温度为 550 益时试样晶粒尺寸细小,残余奥氏体含量较高,硬度最高,其磨损性能为最佳;而当温度为 650 益 和 750 益 时, 晶粒尺寸较粗大,残余奥氏体含量降低. 在 5N 载荷作用下,挤压温度为 550 益 时,摩擦因数为 0郾 7667;当挤压温度达到 650 益 ,摩擦因数为 0郾 8587,提高了 12郾 01% ,磨损性能降低;750 益时,摩擦因数为 0郾 8764,相比 550 益 提高了 14郾 31% ,磨损性能 进一步变差;在 550、650 和 750 益时,磨损形式主要为磨粒磨损. 关键词 温挤压; 合金钢; 挤压温度; 磨损性能 分类号 TG376; TH117郾 1 收稿日期: 2016鄄鄄04鄄鄄25 基金项目: 江苏省科技支撑计划(工业)资助项目(BE2014818); 江苏省普通高校研究生科研创新计划资助项目(KYLX16鄄0631) Effects of temperature on the friction鄄鄄wear properties of 40Cr steel by warm extrusion LIU Wei 1) , KONG De鄄jun 1,2)苣 , WU Kai 3) , FAN Zhi鄄yuan 3) 1) School of Mechanical Engineering, Changzhou University, Changzhou 213164, China 2) Jiangsu Key Laboratory of Materials Surface Science and Technology, Changzhou University, Changzhou 213164, China 3) Changzhou Dongwu Chain Transmission Manufacturing Co. , Ltd. , Changzhou 213102, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: kong鄄dejun@ 163. com ABSTRACT A forming experiment of 40Cr steel was conducted by using a warm extrusion technology, and the friction鄄鄄 wear behavior of the samples at different extrusion temperatures were observed. The wear morphologies, distributions of chemical elements and phase compositions were analyzed by scanning electronic microscopy ( SEM), energy diffusive spectrometry (EDS), and X鄄ray diffraction (XRD), respectively, and the wear mechanism of warm extrusion on 40Cr steel was discussed. The results show that the grains are samll by warm extrusion at 550 益 , the content of retained austenite is higher, and the hardness is the highest, showing that the wear resistance is the best. The size of grains is bigger and the contents of retained austenite decrease at the extrusion temperature of 650 益 and 750 益 . The coefficient of friction is 0郾 7667 at the extrusion temperature of 550 益 under the load of 5 N, while that is 0郾 8587 at the extrusion temperatures of 650 益 , which increases by 12郾 01% , and the wear performance decreases. At the extrusion temperature of 750 益 , the coefficient of friction is 0郾 8764, which increases by 14郾 31% compared with 550 益 , and the wear perform鄄 ance is worse. The wear forms of the samples at 550, 650 and 750 益 are common abrasive wear. KEY WORDS warm extrusion; alloy steel; extrusion temperature; wear performance 作为一种低淬透性调质钢[1] ,40Cr 钢是是我国目 前应用最广泛的合金调质钢之一[2鄄鄄3] ,主要应用于制 造轴类、连杆和齿轮等力学性能要求较高的零件[4鄄鄄6] . 采用 40Cr 钢制造传动件的关键技术在于改善其显微 组织,达到提高耐磨损性能和使用寿命的目的. 传统 热处理工艺多采用正火、调质、去应力退火等[7鄄鄄8] ,近
·260· 工程科学学报，第39卷，第2期 年来又发展了激光相变硬化热处理技术，使40Cr钢表 损时间的增加而呈下降趋势，并逐渐趋于稳定.在经 面综合力学性能有所提高.温挤压成形是一项先进制 过15min磨合后进入稳定阶段.当挤压温度为650℃ 造技术，是在冷挤压的基础上发展起来的一种净形和 时，经15min磨损后摩擦因数随着磨损时间的增加而 近净形加工工艺，其将毛坯加热到在结晶温度以下某 增大，平均摩擦因数比在550℃时提高了12.01%，磨 个适当温度进行挤压，改善成形件结构和表面质 损过程不够平稳.当挤压温度为750℃时，摩擦因数 量[s-2].温挤压成形性能介于冷挤压和热挤压之间， 波动更加剧烈，平均摩擦因数比在550℃时提高了 既克服了冷挤压变形抗力大的难题，又避免了热加工14.31%，其磨损过程一直处在不平稳状态.在挤压温 的过热、过烧、氧化、脱碳等缺点[3-)，已被用于齿轮、 度为550℃时试样磨痕深度为73.24μm(图1(b)),而 链轮和传动轴等零件生产[].目前，温挤压研究处于 当挤压温度为650℃时磨痕深度为75.31m(图1 起步阶段，其研究主要集中在成形工艺、显微组织、力 (c)),比在550℃时增加了2.83%，磨痕变宽.当挤村 学性能等领域，而温挤压温度对其磨损性能的影响研 温度为750℃时，磨痕深度为84.02μm(图1(d)),比 究甚少.笔者在550.650和750℃时对40Cr钢进行温 在550℃时增加了14.72%.由此可见，磨痕深度和宽 挤压试验，考察不同挤压温度对试样磨损性能的影响. 度随着挤压温度增加而增大，550℃时试样磨损性能 采用扫描电镜、能谱分析仪和X射线衍射仪分析试样 要优于在650℃和750℃. 的磨损形貌、化学元素分布和物相组成，讨论不同挤压 2.2磨痕形貌 温度对试样磨损影响机理，为温挤压在机械零件成形 图2为不同温度挤压后试样磨痕全貌，在550℃ 中的应用提供试验依据. 时试样表面可见磨损掉的磨屑在摩擦过程中被压入试 1试验方法 样表面留下的痕迹，出现磨粒磨损的磨痕，宽度较窄， 其磨损区域较小，即如图2(a)所示.在650℃时，对磨 1.1试验准备 件压入试样的深度加深，造成磨痕宽度变大，磨损区域 试验材料为40Cr钢，其成分（质量分数，%）为：C 有所增加.磨粒磨损程度加深，磨屑细小，表面较光 0.37~0.45,Si0.17~0.37,Mn0.5-0.8,Cr0.8~ 滑，即如图2(b)所示.在750℃时耐磨性能最差，磨粒 1.10,S≤0.03，P≤0.03，N≤0.025.其余为Fe.温挤压 磨损更加严重，磨痕宽度比在550℃和650℃时变大， 前试样下料尺寸为中7mm×10mm,浸涂石墨润滑剂， 表面比较粗糙，即如图2（℃）所示. 在Gleeble38O0型热力模拟试验机进行温挤压成形. 在550℃时犁沟深度较浅，碎屑较少，表面存在脱 挤压温度：550、650和750℃，加热速率：10℃·s1,保 落，即图3(a)所示.在650℃时试样表面存在较均匀 温时间5in后，即获得试验所需的温挤压成形试样. 的犁沟，如图3(b)所示，试样受对磨件微凸体挤压作 1.2磨损试验 用向两侧产生隆起，隆起的材料在后续摩擦过程中反 试样表面经抛光处理后，在CT-1型材料表面性 复多次塑性变形，产生加工硬化、断裂、脱落形成磨屑. 能综合测试仪上进行磨损试验.试验介质：空气；试验 在750℃时犁沟深度较深，宽度较窄，增加的磨屑残留 温度：室温：摩擦方式：往复式，对磨为5mm的 在磨痕中，如图3(c)所示，加剧了磨损.由上述分析 Si,N,陶瓷球；加载载荷：5N;往复次数：500min;往复 可知，在550、650和750℃时磨损形式以磨粒磨损 距离：4mm;试验时间：30min.摩擦因数由磨损试验机为主 自带的软件实时记录.磨损结束后，采用JSM-6360LA 2.3磨痕面能谱分析 型扫描电镜及其配置的能谱仪和D/max2500PC型X 对图2(a)中磨痕进行面扫描分析，其结果如 射线衍射仪分析试样表面形貌、化学元素的面分布和 图4(a)所示.质量分数(%)：Fe95.96,Cr1.19, 物相组成，并采用VHX-700FC超景深三维显微系统 C0.21,Mn0.88,Si0.63,01.13:原子数分数(%)： 观察磨痕显微组织 fe91.99,Cr1.23,C0.94,Mn0.86,Si1.20,03.78 Fe元素分布不均匀，在磨痕处存在贫集区，如图4(b) 2分析与讨论 所示.C元素在磨痕区域内分布较均匀，其原子数分 2.1摩擦因数 数较低，如图4(c)所示，这说明此时有更多的Fe原子 图1(a)为摩擦因数与磨损时间的关系曲线，在挤 和Cr原子发生置换，形成Fe和Cr的化合物Fe-Cr,改 压温度为550、650和750℃时试样平均摩擦因数分别 善了材料表面性能.磨痕处C含量有所减少，如图4 为0.7667、0.8587和0.8764.磨损过程分为磨合和稳 (d)所示，表明已有部分C原子溶入到奥氏体中，提高 定两个阶段，在磨合阶段摩擦因数的波动较大，而在稳 了试样的硬度.Mn可以和Fe形成固溶体，提高钢中 定阶段摩擦因数将趋近于固定值.在550℃时试样的 的铁素体和奥氏体的强度和硬度.M元素分布均匀， 摩擦因数在磨合阶段波动比较剧烈，摩擦因数随着磨 如图4(e)所示，不存在富集或贫集现象，对40Cr钢磨
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 年来又发展了激光相变硬化热处理技术,使 40Cr 钢表 面综合力学性能有所提高. 温挤压成形是一项先进制 造技术,是在冷挤压的基础上发展起来的一种净形和 近净形加工工艺,其将毛坯加热到在结晶温度以下某 个适当 温 度 进 行 挤 压,改 善 成 形 件 结 构 和 表 面 质 量[8鄄鄄12] . 温挤压成形性能介于冷挤压和热挤压之间, 既克服了冷挤压变形抗力大的难题,又避免了热加工 的过热、过烧、氧化、脱碳等缺点[13鄄鄄15] ,已被用于齿轮、 链轮和传动轴等零件生产[16] . 目前,温挤压研究处于 起步阶段,其研究主要集中在成形工艺、显微组织、力 学性能等领域,而温挤压温度对其磨损性能的影响研 究甚少. 笔者在 550、650 和 750 益时对 40Cr 钢进行温 挤压试验,考察不同挤压温度对试样磨损性能的影响. 采用扫描电镜、能谱分析仪和 X 射线衍射仪分析试样 的磨损形貌、化学元素分布和物相组成,讨论不同挤压 温度对试样磨损影响机理,为温挤压在机械零件成形 中的应用提供试验依据. 1 试验方法 1郾 1 试验准备 试验材料为 40Cr 钢,其成分(质量分数,% )为:C 0郾 37 ~ 0郾 45,Si 0郾 17 ~ 0郾 37,Mn 0郾 5 ~ 0郾 8,Cr 0郾 8 ~ 1郾 10,S臆0郾 03,P臆0郾 03,N臆0郾 025,其余为 Fe. 温挤压 前试样下料尺寸为 准7 mm 伊 10 mm,浸涂石墨润滑剂, 在 Gleeble3800 型热力模拟试验机进行温挤压成形. 挤压温度:550、650 和 750 益 ,加热速率:10 益·s - 1 ,保 温时间 5 min 后,即获得试验所需的温挤压成形试样. 1郾 2 磨损试验 试样表面经抛光处理后,在 CFT鄄鄄1 型材料表面性 能综合测试仪上进行磨损试验. 试验介质:空气;试验 温度:室温;摩擦方式:往复式,对磨副为 准5 mm 的 Si 3N4陶瓷球;加载载荷:5 N;往复次数:500 min - 1 ;往复 距离:4 mm;试验时间:30 min. 摩擦因数由磨损试验机 自带的软件实时记录. 磨损结束后,采用 JSM鄄鄄6360LA 型扫描电镜及其配置的能谱仪和 D/ max2500PC 型 X 射线衍射仪分析试样表面形貌、化学元素的面分布和 物相组成,并采用 VHX鄄鄄 700FC 超景深三维显微系统 观察磨痕显微组织. 2 分析与讨论 2郾 1 摩擦因数 图 1(a)为摩擦因数与磨损时间的关系曲线,在挤 压温度为 550、650 和 750 益时试样平均摩擦因数分别 为 0郾 7667、0郾 8587 和 0郾 8764. 磨损过程分为磨合和稳 定两个阶段,在磨合阶段摩擦因数的波动较大,而在稳 定阶段摩擦因数将趋近于固定值. 在550 益 时试样的 摩擦因数在磨合阶段波动比较剧烈,摩擦因数随着磨 损时间的增加而呈下降趋势,并逐渐趋于稳定. 在经 过 15 min 磨合后进入稳定阶段. 当挤压温度为 650 益 时,经 15 min 磨损后摩擦因数随着磨损时间的增加而 增大,平均摩擦因数比在 550 益 时提高了 12郾 01% ,磨 损过程不够平稳. 当挤压温度为 750 益 时,摩擦因数 波动更加剧烈,平均摩擦因数比在 550 益 时提高了 14郾 31% ,其磨损过程一直处在不平稳状态. 在挤压温 度为 550 益时试样磨痕深度为 73郾 24 滋m(图 1(b)),而 当挤压温度为 650 益 时磨痕深度为 75郾 31 滋m( 图 1 ( c)),比在 550 益时增加了 2郾 83% ,磨痕变宽. 当挤村 温度为 750 益时,磨痕深度为 84郾 02 滋m(图 1( d)),比 在 550 益时增加了 14郾 72% . 由此可见,磨痕深度和宽 度随着挤压温度增加而增大,550 益 时试样磨损性能 要优于在 650 益和 750 益 . 2郾 2 磨痕形貌 图 2 为不同温度挤压后试样磨痕全貌,在 550 益 时试样表面可见磨损掉的磨屑在摩擦过程中被压入试 样表面留下的痕迹,出现磨粒磨损的磨痕,宽度较窄, 其磨损区域较小,即如图 2(a)所示. 在 650 益时,对磨 件压入试样的深度加深,造成磨痕宽度变大,磨损区域 有所增加. 磨粒磨损程度加深,磨屑细小,表面较光 滑,即如图 2(b)所示. 在 750 益时耐磨性能最差,磨粒 磨损更加严重,磨痕宽度比在 550 益 和 650 益 时变大, 表面比较粗糙,即如图 2(c)所示. 在 550 益时犁沟深度较浅,碎屑较少,表面存在脱 落,即图 3(a)所示. 在 650 益 时试样表面存在较均匀 的犁沟,如图 3(b)所示,试样受对磨件微凸体挤压作 用向两侧产生隆起,隆起的材料在后续摩擦过程中反 复多次塑性变形,产生加工硬化、断裂、脱落形成磨屑. 在 750 益时犁沟深度较深,宽度较窄,增加的磨屑残留 在磨痕中,如图 3( c)所示,加剧了磨损. 由上述分析 可知,在 550、650 和 750 益 时磨损形式以磨粒磨损 为主. 2郾 3 磨痕面能谱分析 对图 2 ( a) 中磨痕进行面扫描分析,其结果如 图 4(a)所示. 质 量 分 数 (% ): Fe 95郾 96, Cr 1郾 19, C 0郾 21,Mn 0郾 88,Si 0郾 63,O 1郾 13;原子数分数(% ): Fe 91郾 99,Cr 1郾 23,C 0郾 94,Mn 0郾 86,Si 1郾 20,O 3郾 78. Fe 元素分布不均匀,在磨痕处存在贫集区,如图 4( b) 所示. Cr 元素在磨痕区域内分布较均匀,其原子数分 数较低,如图 4(c)所示,这说明此时有更多的 Fe 原子 和 Cr 原子发生置换,形成 Fe 和 Cr 的化合物 Fe鄄鄄Cr,改 善了材料表面性能. 磨痕处 C 含量有所减少,如图 4 (d)所示,表明已有部分 C 原子溶入到奥氏体中,提高 了试样的硬度. Mn 可以和 Fe 形成固溶体,提高钢中 的铁素体和奥氏体的强度和硬度. Mn 元素分布均匀, 如图 4(e)所示,不存在富集或贫集现象,对 40Cr 钢磨 ·260·
刘伟等：温度对40C钢温挤压成形的摩擦-磨损性能影响 ·261· (a) (b) 1.2 磨痕深度m 73.24 73.24 0.9 62.78 1302.9 52.31 1000.0 0.6 41.85 500.0 550℃ 31.39 -650℃ 20.93 -750℃ 10.46 0 500.01000.01500.01737.3 磨痕长度μm 5 101520 25 30 磨损时间min (e) (d) 磨痕深度/μm 磨痕深度/μm 84.02 ■75.31 75.31 84.02 1302.9 64.55 72.02 星1000.0 1302.9 53.79 60.01 1000.0 43.03 48.01 500.0 32.28 500.0 36.01 2152 24.01 10.76 1500.01737.3 0 0 500.0 1000.0 12.00 磨痕长度m 30 500.01000.01500.01737.3 磨痕长度m 图1不同挤压温度时摩擦因数与磨损时间关系和磨痕显微组织.(a)摩擦因数与磨损时间关系；(b)550℃时试样表面磨痕显微组织： (c)650℃时试样表面磨痕显微组织：(d)750℃时试样表面磨痕显微组织 Fig.I Coefficient of friction vs.wear time and microstructures of womn scars at different extrusion temperatures:(a)coefficient of friction vs.wear time;(b)microstructure of worn scars on the sample surface at 550 C;(c)microstructure of worn scars on the sample surface at 650C:(d)micro- structure of worn scars on the sample surface at 750C 33500μm PC-SEM ×33500m PC-SEM ×33500um PC-SEM 图2不同挤压温度时磨痕全貌.(a)550℃：(b)650℃：(c)750℃ Fig.2 Whole morphologies of worn scars at different extrusion temperatures:(a)550℃(b)650℃：(e)750℃ 》 5 C-SEM 图3不同温度挤压试样的磨损形貌.(a)550℃；(b)650℃；(c)750℃ Fig.3 Womn morphologies of samples at different extrusion temperatures:(a)550℃；(b)650℃；(c）750℃ 损性能影响不明显.磨痕表面出现了微量的Si元素， 对磨件陶瓷球中Sⅰ元素在磨痕处的残留物.0元素在 主要集中于磨痕处，出现了富集区，如图4()所示，为 磨痕处也出现了富集区，如图4(g)所示，这是由于在
刘 伟等: 温度对 40Cr 钢温挤压成形的摩擦鄄鄄磨损性能影响 图 1 不同挤压温度时摩擦因数与磨损时间关系和磨痕显微组织 郾 (a) 摩擦因数与磨损时间关系; ( b) 550 益 时试样表面磨痕显微组织; (c) 650 益时试样表面磨痕显微组织; (d) 750 益时试样表面磨痕显微组织 Fig. 1 Coefficient of friction vs. wear time and microstructures of worn scars at different extrusion temperatures: (a) coefficient of friction vs. wear time; (b) microstructure of worn scars on the sample surface at 550 益 ; (c) microstructure of worn scars on the sample surface at 650 益 ; (d) micro鄄 structure of worn scars on the sample surface at 750 益 图 2 不同挤压温度时磨痕全貌. (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 Fig. 2 Whole morphologies of worn scars at different extrusion temperatures: (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 图 3 不同温度挤压试样的磨损形貌. (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 Fig. 3 Worn morphologies of samples at different extrusion temperatures: (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 损性能影响不明显. 磨痕表面出现了微量的 Si 元素, 主要集中于磨痕处,出现了富集区,如图 4( f)所示,为 对磨件陶瓷球中 Si 元素在磨痕处的残留物. O 元素在 磨痕处也出现了富集区,如图 4( g)所示,这是由于在 ·261·
·262· 工程科学学报，第39卷，第2期 8000 a 7000 0 6000 Fe 5000 4000 3000 2000 1000 SiP Fe Cr 2345678910 能量keV 图4挤压温度为550℃时磨痕面扫描分析.(a)面扫描结果：(b)Fe含量：(c)Cr含量：(d)C含量：(e)Mn含量：(f)Si含量：(g)0 含量 Fig.4 Plane scan analysis of worn scars at the extrusion temperature of 550 C:(a)result of plane scans;(b)Fe content;(c)Cr content;(d)C content;(e)Mn content;(f)Si content;(g)0 content 干摩擦条件下，磨痕处出现了轻微氧化的缘故 对图2（℃）中磨痕进行面扫描分析，其结果如图6 对图2(b)中磨痕进行面扫描分析，其结果如 (a)所示，质量分数(%)：Fe96.60,Cr0.97,C0.15, 图5(a)所示.质量分数(%)：Fe96.58,Cr1.03, Mn1.00,Si0.32,00.96:原子数分数：Fe93.46,Cr C0.10,Mn1.07,Si0.34,00.88:原子数分数(%)： 1.00,C0.69,Mn0.99,Si0.62,03.24.与挤压温度为 Fe93.77,Cr1.08,C0.45,Mn1.05,Si0.66,02.99. 550℃和650℃时相比，在挤压温度为750℃时Fe元素 Fe元素分布不均匀，在磨痕处存在贫集区，如图5(b) 的贫集区进一步缩小，Fe含量增加，此时Fe原子与Cr 所示.C元素在磨痕区域内分布较均匀，其含量较低， 原子发生置换反应形成的Fe-Cr少于在挤压温度为 如图5(c)所示，这说明此时有更多的Fe原子和Cr原 550℃和650℃时的情况，如图6(b)和(c)所示.C原 子发生置换，形成Fe和Cr的化合物Fe-Cr,改善了材 子在磨痕处产生富有集区，分布均匀，如图6(d)所示，C 料表面性能.磨痕处C含量有所减少，如图5(d)所 原子含量大于在挤压温度为550℃和650℃时C原子含 示，表明已有部分C原子溶入到奥氏体中，提高了试 量，此时有更多的C元素溶入到马氏体，马氏体中C含量 样的硬度.Mn可以和Fe形成固溶体，提高钢中的铁 过高会导致材料韧性降低、脆性增大，磨损速率增大，耐磨 素体和奥氏体的强度和硬度.M元素分布均匀，如图 性能降低.与挤压温度为650℃时相比，M、i和0原子 5(e)所示，不存在富集或贫集现象，对40Cr钢磨损性 数分数基本上没有变化，如图6(e)~(g)所示. 能影响不明显.磨痕表面出现了微量的Si元素，主要2.4磨损机理分析 集中于磨痕处，出现了富集区，如图5()所示，为对磨 2.4.1显微组织 件陶瓷球中Si元素在磨痕处的残留物.0元素在磨痕 温挤压过程包括加工硬化和动态再结晶（软化） 处也出现了富集区，如图5(g)所示，这是由于在干摩 过程，在金属塑性变形时，晶格空间发生畸变，阻碍金 擦条件下，磨痕处出现了轻微氧化的缘故. 属滑移的进行.但随着温度升高，金属原子热运动频
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 图 4 挤压温度为 550 益时磨痕面扫描分析. (a) 面扫描结果; (b) Fe 含量; (c) Cr 含量;(d) C 含量; (e) Mn 含量; (f) Si 含量; (g) O 含量 Fig. 4 Plane scan analysis of worn scars at the extrusion temperature of 550 益 : (a) result of plane scans; (b) Fe content; (c) Cr content;(d) C content; (e) Mn content; (f) Si content; (g) O content 干摩擦条件下,磨痕处出现了轻微氧化的缘故. 对图 2 ( b) 中磨痕进行面扫描分析,其结果如 图 5(a) 所 示. 质 量 分 数 (% ): Fe 96郾 58, Cr 1郾 03, C 0郾 10,Mn 1郾 07,Si 0郾 34,O 0郾 88;原子数分数(% ): Fe 93郾 77,Cr 1郾 08,C 0郾 45,Mn 1郾 05,Si 0郾 66,O 2郾 99. Fe 元素分布不均匀,在磨痕处存在贫集区,如图 5( b) 所示. Cr 元素在磨痕区域内分布较均匀,其含量较低, 如图 5(c)所示,这说明此时有更多的 Fe 原子和 Cr 原 子发生置换,形成 Fe 和 Cr 的化合物 Fe鄄鄄 Cr,改善了材 料表面性能. 磨痕处 C 含量有所减少,如图 5 ( d) 所 示,表明已有部分 C 原子溶入到奥氏体中,提高了试 样的硬度. Mn 可以和 Fe 形成固溶体,提高钢中的铁 素体和奥氏体的强度和硬度. Mn 元素分布均匀,如图 5(e)所示,不存在富集或贫集现象,对 40Cr 钢磨损性 能影响不明显. 磨痕表面出现了微量的 Si 元素,主要 集中于磨痕处,出现了富集区,如图 5( f)所示,为对磨 件陶瓷球中 Si 元素在磨痕处的残留物. O 元素在磨痕 处也出现了富集区,如图 5( g)所示,这是由于在干摩 擦条件下,磨痕处出现了轻微氧化的缘故. 对图 2( c)中磨痕进行面扫描分析,其结果如图 6 (a)所示,质量分数(% ):Fe 96郾 60,Cr 0郾 97,C 0郾 15, Mn 1郾 00,Si 0郾 32,O 0郾 96;原子数分数:Fe 93郾 46,Cr 1郾 00,C 0郾 69,Mn 0郾 99,Si 0郾 62,O 3郾 24. 与挤压温度为 550 益和650 益时相比,在挤压温度为750 益时 Fe 元素 的贫集区进一步缩小,Fe 含量增加,此时 Fe 原子与 Cr 原子发生置换反应形成的 Fe鄄鄄 Cr 少于在挤压温度为 550 益和 650 益时的情况, 如图 6(b)和(c)所示. C 原 子在磨痕处产生富有集区,分布均匀,如图 6(d)所示,C 原子含量大于在挤压温度为 550 益和 650 益时 C 原子含 量,此时有更多的 C 元素溶入到马氏体,马氏体中 C 含量 过高会导致材料韧性降低、脆性增大,磨损速率增大,耐磨 性能降低. 与挤压温度为 650 益时相比,Mn、Si 和 O 原子 数分数基本上没有变化,如图6(e) ~ (g)所示. 2郾 4 磨损机理分析 2郾 4郾 1 显微组织 温挤压过程包括加工硬化和动态再结晶(软化) 过程,在金属塑性变形时,晶格空间发生畸变,阻碍金 属滑移的进行. 但随着温度升高,金属原子热运动频 ·262·
刘伟等：温度对40C钢温挤压成形的摩擦-磨损性能影响 ·263· 14000a 12000 10000 8000 Mn 6000 4000 Cr 2000HC SiP Fe Cr 00 3456 能量keV 图5挤压温度为650℃时磨痕面扫描分析.(a)面扫描结果：(b)Fe含量：(c)Cr含量：(d)C含量：(e)Mn含量：(f)Si含量：(g)O 含量 Fig.5 Plane scan analysis of worn scars at the extrusion temperature of 650 C:(a)result of plane scans;(b)Fe content;(c)Cr content;(d)C content;(e)Mn content;(f)Si content;(g)0 content 繁，空位原子扩散和位错进行滑移、迁徙的驱动力增 Cu-Ka辐射，石墨弯晶单色器，扫描速度为2.00°· 大，位错与畸变密度降低，造成变形抗力下降.如图7mi,衍射晶面法线与试样表面法线夹角()为0°、 (a)所示，在550℃时，温挤压试样晶粒细小，尺寸均 25°35°、45°，奥氏体的20扫描起始与终止角130° 匀，存在残留奥氏体和片状珠光体.当温度升至650 123°，20扫描步距0.10°·s1,计数时间1.00s,X光管 ℃时，形成较大的晶粒.但因其温度较低，晶粒成长较 高压27.0kV,X光管电流7.0mA.图8为不同温度下 慢，导致晶粒尺寸不均匀，如图7(b)所示，其主要组织 试样表面残留奥氏体分析结果.随着温度的升高，试 为粒状贝氏体和针状马氏体.在750℃时，晶粒长大， 样表面残留奥氏体体积分数呈下降趋势.这是由于 晶粒尺寸较为均匀，平均尺寸较大，挤压温度增加造成 550℃时奥氏体晶粒较小，受较大变形量的影响，不利 的软化过程明显，抗力减小，如图7(c)所示. 于产生相变，残留奥氏体体积分数最高，为5.3%，如 在材料中硬度与晶粒尺寸关系符合Hall-Perch公 图8(a)所示.在磨损载荷的高应力作用下，诱发奥氏 式，硬度为 体向马氏体转化，产生硬化现象]】，可以改善耐磨性 能，验证了图1(a)中的摩擦因数降低.而当温度为 HV=H。+Kd立. (1) 650℃和750℃时，由于晶粒较大，晶界角度较大，发生 式中：d为晶粒直径；H。、K分别为常数. 了产生相变条件，此时残留奥氏体体积分数有所降低， 由式(1)可知，对于多晶体材料，材料硬度随着晶 分别为3.5%（图8(b))和2.5%（图8(c)) 粒尺寸减小而增加.在挤压温度为550℃时，晶粒细 2.4.3磨损后X射线衍射分析 小，硬度最高，其磨损性能为最佳 图9为磨损后磨痕处X射线衍射图谱，在室温 2.4.2残余奥氏体 条件下基本没有氧化物，磨损表面主要是由Fe和 残余奥氏体在X350-A应力测试仪上进行测试， Fe-Cr相组成，相较于未进行温挤压处理试样的表面
刘 伟等: 温度对 40Cr 钢温挤压成形的摩擦鄄鄄磨损性能影响 图 5 挤压温度为 650 益时磨痕面扫描分析. (a) 面扫描结果; (b) Fe 含量; (c) Cr 含量; (d) C 含量; (e) Mn 含量; (f) Si 含量; (g) O 含量 Fig. 5 Plane scan analysis of worn scars at the extrusion temperature of 650 益 : (a) result of plane scans; (b) Fe content; (c) Cr content; (d) C content; (e) Mn content; (f) Si content; (g) O content 繁,空位原子扩散和位错进行滑移、迁徙的驱动力增 大,位错与畸变密度降低,造成变形抗力下降. 如图 7 (a)所示,在 550 益 时,温挤压试样晶粒细小,尺寸均 匀,存在残留奥氏体和片状珠光体. 当温度升至 650 益时,形成较大的晶粒. 但因其温度较低,晶粒成长较 慢,导致晶粒尺寸不均匀,如图 7(b)所示,其主要组织 为粒状贝氏体和针状马氏体. 在 750 益 时,晶粒长大, 晶粒尺寸较为均匀,平均尺寸较大,挤压温度增加造成 的软化过程明显,抗力减小,如图 7(c)所示. 在材料中硬度与晶粒尺寸关系符合 Hall鄄鄄Perch 公 式[17] ,硬度为 HV = H0 + Kd - 1 2 . (1) 式中:d 为晶粒直径;H0 、K 分别为常数. 由式(1)可知,对于多晶体材料,材料硬度随着晶 粒尺寸减小而增加. 在挤压温度为 550 益 时,晶粒细 小,硬度最高,其磨损性能为最佳. 2郾 4郾 2 残余奥氏体 残余奥氏体在 X350鄄鄄 A 应力测试仪上进行测试, Cu鄄鄄K琢 辐射,石墨弯晶单色器,扫描速度为 2郾 00毅· min - 1 ,衍射晶面法线与试样表面法线夹角(追)为 0毅、 25毅、35毅、45毅,奥氏体的 2兹 扫描起始与终止角130毅 ~ 123毅,2兹 扫描步距 0郾 10毅·s - 1 ,计数时间 1郾 00 s,X 光管 高压 27郾 0 kV,X 光管电流 7郾 0 mA. 图 8 为不同温度下 试样表面残留奥氏体分析结果. 随着温度的升高,试 样表面残留奥氏体体积分数呈下降趋势. 这是由于 550 益 时奥氏体晶粒较小,受较大变形量的影响,不利 于产生相变,残留奥氏体体积分数最高,为 5郾 3% ,如 图 8(a)所示. 在磨损载荷的高应力作用下,诱发奥氏 体向马氏体转化,产生硬化现象[18] ,可以改善耐磨性 能,验证了图 1 ( a) 中的摩擦因数降低. 而当温度为 650 益和 750 益时,由于晶粒较大,晶界角度较大,发生 了产生相变条件,此时残留奥氏体体积分数有所降低, 分别为 3郾 5% (图 8(b))和 2郾 5% (图 8(c)). 2郾 4郾 3 磨损后 X 射线衍射分析 图 9 为磨损后磨痕处 X 射线衍射图谱,在室温 条件下基本没有氧化物,磨损表面主要是由 Fe 和 Fe鄄鄄Cr 相组成,相较于未进行温挤压处理试样的表面 ·263·
·264· 工程科学学报，第39卷，第2期 10000a Fe 8000 Fe 6000 4000 2000 Fe 2345 8910 能量eV d 图6挤压温度为750℃时磨痕面扫描分析.(a)面扫描结果；(b)Fe含量：(c)Cr含量；(d)C含量：(e)Mn含量：()Si含量：(g)0 含量 Fig.6 Plane sean analysis of wom scars at the extrusion temperature of 750C:(a)result of plane scans;(b)Fe content;(e)Cr content;(d)C content;(e)Mn content;(f)Si content;(g)0 content 204m 20 um 20 um 图7不同挤压温度时试样表面显微组织.(a)550℃：(b)650℃：(c)750℃ Fig.7 Microstructures of sample surfaces at different extrusion temperatures:(a）550℃；(b)650℃；(c)750℃ 性能得到提高，Fe和Fe-Cr的衍射峰出现在较高的 3结论 高度.在550℃温挤压后的磨损表面存在两个较强 的Fe-Cr衍射峰，分别出现在衍射角为44.6和 (1)在550℃时温挤压试样晶粒细小，尺寸均匀， 64.9,如图9(a)所示.挤压温度为650℃和750℃时 变形抗力大.随着挤压温度升高，残余奥氏体减少，晶 衍射角为44.6的衍射峰先增高然后降低，如图9(b) 粒尺寸变大，变形抗力降低. 和(c)所示，Fe相衍射峰随着挤压温度的升高并没 (2)在550、650和750℃时温挤压试样的平均摩 有发生变化. 擦因数分别为0.7667、0.8587和0.8764，在650℃和
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 图 6 挤压温度为 750 益时磨痕面扫描分析. (a) 面扫描结果; (b) Fe 含量; (c) Cr 含量; (d) C 含量; (e) Mn 含量; (f) Si 含量; (g) O 含量 Fig. 6 Plane scan analysis of worn scars at the extrusion temperature of 750 益 : (a) result of plane scans; (b) Fe content; (c) Cr content; (d) C content; (e) Mn content; (f) Si content; (g) O content 图 7 不同挤压温度时试样表面显微组织. (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 Fig. 7 Microstructures of sample surfaces at different extrusion temperatures: (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 性能得到提高,Fe 和 Fe鄄鄄 Cr 的衍射峰出现在较高的 高度. 在 550 益 温挤压后的磨损表面存在两个较强 的 Fe鄄鄄 Cr 衍 射 峰, 分 别 出 现 在 衍 射 角 为 44郾 6 和 64郾 9,如图 9( a)所示. 挤压温度为 650 益 和 750 益 时 衍射角为 44郾 6 的衍射峰先增高然后降低,如图 9( b) 和( c)所示,Fe 相衍射峰随着挤压温度的升高并没 有发生变化. 3 结论 (1) 在 550 益时温挤压试样晶粒细小,尺寸均匀, 变形抗力大. 随着挤压温度升高,残余奥氏体减少,晶 粒尺寸变大,变形抗力降低. (2) 在 550、650 和 750 益时温挤压试样的平均摩 擦因数分别为 0郾 7667、0郾 8587 和 0郾 8764,在650 益 和 ·264·
刘伟等：温度对40Cr钢温挤压成形的摩擦-磨损性能影响 ·265· 1050 1000 a 残余奥氏体体积分数=5.3% b 残余奥氏体体积分数=3.5% 1000 行射角0° 行射角0° 950 衍射角25 对角25 950 行射角35 衍射角35 衍射角45 900 行射角45 900 850 850 800 800 750 700 23 700 124 125126127 128129130 23124125126127128129130 20) 20/) 950 衍射角0° 残余奥氏体体积分数=2.5院 900 衍射角25° 衍射角35 衍射角45 850 800 750 700 123124125126127128129130 201) 图8不同挤压温度下试样表面残余奥氏体体积分数.(a)550℃：(b)650℃：(c)750℃ Fig.8 Contents of residual austenite on sample surfaces at different extrusion temperatures:(a)550℃；(b)650℃：(c）750℃ 3500000 35000 (b) 30000 ◆Fe ◆Fe .Fe-Cr 30000 ·Fe-Cr 25000 25000 20000 20000 15000 15000 10000 10000 5000 5000 30 40 5060 708090 0203040 5060708090 20M 28) 35000r (c) 30000 -C 25000 20000 15000 I0000 5000 0 2030405060708090 20e9 图9不同温度挤压试样磨痕表面X射线衍射谱.(a)550℃：(b)650℃：(c)750℃ Fig.9 XRD pattems of wom sears on sample surfaces at different extrusion temperatures:(a）550℃：(b)650℃；(c）750℃ 750℃时试样的平均摩擦因数比在550℃时分别增加 84.02um,比在550℃时分别增加了2.83%、14.72%， 了12.01%、14.31%：在550℃时磨痕深度为73.24 磨痕变宽，耐磨性能降低 μm,而在650℃和750℃时磨痕深度分别为75.31μm、 (3)随着挤压温度的升高，试样磨损性能下降，磨
刘 伟等: 温度对 40Cr 钢温挤压成形的摩擦鄄鄄磨损性能影响 图 8 不同挤压温度下试样表面残余奥氏体体积分数. (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 Fig. 8 Contents of residual austenite on sample surfaces at different extrusion temperatures: (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 图 9 不同温度挤压试样磨痕表面 X 射线衍射谱. (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 Fig. 9 XRD patterns of worn scars on sample surfaces at different extrusion temperatures: (a) 550 益 ; (b) 650 益 ; (c) 750 益 750 益时试样的平均摩擦因数比在 550 益 时分别增加 了 12郾 01% 、14郾 31% ;在 550 益 时磨痕深度为 73郾 24 滋m,而在 650 益和 750 益时磨痕深度分别为 75郾 31 滋m、 84郾 02 滋m,比在 550 益时分别增加了 2郾 83% 、14郾 72% , 磨痕变宽,耐磨性能降低. (3) 随着挤压温度的升高,试样磨损性能下降,磨 ·265·
·266· 工程科学学报，第39卷，第2期 痕深度增加，磨损加剧，在550、650和750℃时磨粒磨 (牛长胜，黄新发，王艳丽，等.F©Si基合金的温挤压工艺. 损起主要作用. 北京科技大学学报，2006,28(7)：641) [10]Zhou Y X,Pang Z G,Li Y Q,et al.Study on lubricants and 参考文献 cooling method for warm extrusion.Forg Stamping Technol, 2009,34(3):6 [1]Zhang W.Yao J H.Surface laser alloying and its application on (周艳霞，庞祖高，栗育琴，等.温挤压加工中润滑剂与冷却 40Cr steel serew.Heat Treat Met,2007.32(11):59 方式研究.锻压技术，2009,34(3)：6) (张伟，姚建华.40C钢表面激光合金化及其在螺杆强化中 [11]Wang H M.The Warm Extrusion Forming Technology of a 40Cr 的应用.金属热处理，2007,32(11)：59) Steel Long Shafi Part Dissertation ]Harbin:Harbin Institute of [2]Qiu MS,Ji C,Zhu M Y,et al.Effect of cooling rate and austen- itizing temperature on the spheroidizing annealing of 40Cr steel. Technology,2010 Chin J Eng,2015,37(9):1143 (王惠梅.40C长轴件的温挤压成形工艺研究[学位论文]. (邱木生，祭程，朱苗勇，等.冷却速率和奥氏体化温度对 哈尔滨：哈尔滨工业大学，2010) 40Cr钢球化退火的影响.工程科学学报，2015,37(9)： [12]Wang J Q.Dong P,Hou W L,et al.Synthesis of Al-rich bulk 1143) metallic glass composites by warm extrusion of gas atomized pow- [3]Wu A Q,Liu Q B,Qin S J.Influence of yttrium on laser surface ders.J Alloys Compd.2013,554:419 alloying organization of 40Cr steel.J Rare Earths,2011,29 [13]Onawola 00.Adeyemi M B.Warm compression and extrusion (10):1004 tests of aluminums.J Mater Process Technol,2003,136(1-3): [4]Dong H G,Yu L Z.Deng D W,et al.Effect of post-weld heat 7 treatment on properties of friction welded joint between TC4 titani- [14]Eghbali B,Shaban M.Warm deformation of low carbon steel u- um alloy and 40Cr steel rods.Mater Sci Technol,2015,31(9): sing forward extrusion-equal channel angular pressing technique. 962 J Iron Steel Res Int,2013,20(2):68 [5]Ge Y C,Yi MZ,Li L Y.Influence of load on sliding tribology of [15]Hun H J.A three-dimensional finite element simulation of the C/C composite with 40Cr steel couple coated by Cr.Trans Nonfer- warm extrusion of A731 alloy billets.J Manuf Processes,2010, rous Met Soc China,2007,17(3):570 12(2):67 [6] Dong H G.Yu LZ,Gao H M,et al.Microstructure and mechan- [16]Han Y,Wen H Y,Yu E L.Study on electromagnetic heating ical properties of friction welds between TiAl alloy and 40Cr steel process of heavy-duty sprockets with circular coils and profile rods.Trans Nonferrous Met Soc China,2014,24(10):3126 coils.Appl Therm Eng,2016,100:861 [7]Li Y F,Pan X D,Wang C L.Low cycle fatigue and ratcheting [17]Kong D J.Fu G Z.Wang W C.et al.Effects of laser quenching properties of steel 40Cr under stress controlled tests.Int Fatigue, on friction and wear properties of 40CrNiMo.J Cent South Uni 2013,55:74 Sci Technol,2014,45(3):714 [8]Wu L Z,Chen J,Zhang H B.Dynamic recrystallization of austen- (孔德军，付贵忠，王文昌，等.激光淬火对40 CrNiMo摩擦 ite and grain refinement in 40Cr steel.J Shanghai Jiaotong Univ, 与磨损性能的影响.中南大学学报（自然科学版），2014,45 2008,42(5):786 (3):714) (伍来智，陈军，张鸿冰.40C:钢奥氏体动态再结品及品粒细 [18]Song J.Zhang Q M,Lin X C,et al.Wear performance of Fe- 化.上海交通大学学报，2008,42(5)：786) based alloy coating on the 40Cr steel treated by laser cladding. [9]Niu C S,Huang X F,Wang Y L,et al.Warm extrusion process High Pouer Laser Part Beams,2008,20(1):21 of Fe-Si system alloys.J Univ Sci Technol Beijing,2006,28(7): (宋杰，张庆茂，林晓聪，等.40C钢表面激光熔覆层的磨 641 损性能.强激光与粒子束.2008,20(1)：21)
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 痕深度增加,磨损加剧,在 550、650 和 750 益 时磨粒磨 损起主要作用. 参 考 文 献 [1] Zhang W, Yao J H. Surface laser alloying and its application on 40Cr steel screw. Heat Treat Met, 2007, 32(11): 59 (张伟, 姚建华. 40Cr 钢表面激光合金化及其在螺杆强化中 的应用. 金属热处理, 2007, 32(11): 59) [2] Qiu M S, Ji C, Zhu M Y, et al. Effect of cooling rate and austen鄄 itizing temperature on the spheroidizing annealing of 40Cr steel. Chin J Eng, 2015, 37(9): 1143 (邱木生, 祭程, 朱苗勇, 等. 冷却速率和奥氏体化温度对 40Cr 钢球化退火的影响. 工程科 学 学 报, 2015, 37 ( 9 ): 1143) [3] Wu A Q, Liu Q B, Qin S J. Influence of yttrium on laser surface alloying organization of 40Cr steel. J Rare Earths, 2011, 29 (10): 1004 [4] Dong H G, Yu L Z, Deng D W, et al. Effect of post鄄weld heat treatment on properties of friction welded joint between TC4 titani鄄 um alloy and 40Cr steel rods. J Mater Sci Technol, 2015, 31(9): 962 [5] Ge Y C, Yi M Z, Li L Y. Influence of load on sliding tribology of C/ C composite with 40Cr steel couple coated by Cr. Trans Nonfer鄄 rous Met Soc China, 2007, 17(3): 570 [6] Dong H G, Yu L Z, Gao H M, et al. Microstructure and mechan鄄 ical properties of friction welds between TiAl alloy and 40Cr steel rods. Trans Nonferrous Met Soc China, 2014, 24(10): 3126 [7] Li Y F, Pan X D, Wang G L. Low cycle fatigue and ratcheting properties of steel 40Cr under stress controlled tests. Int J Fatigue, 2013, 55: 74 [8] Wu L Z, Chen J, Zhang H B. Dynamic recrystallization of austen鄄 ite and grain refinement in 40Cr steel. J Shanghai Jiaotong Univ, 2008, 42(5): 786 (伍来智, 陈军, 张鸿冰. 40Cr 钢奥氏体动态再结晶及晶粒细 化. 上海交通大学学报, 2008, 42(5): 786) [9] Niu C S, Huang X F, Wang Y L, et al. Warm extrusion process of Fe鄄鄄Si system alloys. J Univ Sci Technol Beijing, 2006, 28(7): 641 (牛长胜, 黄新发, 王艳丽, 等. Fe3 Si 基合金的温挤压工艺. 北京科技大学学报, 2006, 28(7): 641) [10] Zhou Y X, Pang Z G, Li Y Q, et al. Study on lubricants and cooling method for warm extrusion. Forg Stamping Technol, 2009, 34(3): 6 (周艳霞, 庞祖高, 栗育琴, 等. 温挤压加工中润滑剂与冷却 方式研究. 锻压技术, 2009, 34(3): 6) [11] Wang H M. The Warm Extrusion Forming Technology of a 40Cr Steel Long Shaft Part [Dissertation]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2010 (王惠梅. 40Cr 长轴件的温挤压成形工艺研究[学位论文]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2010) [12] Wang J Q, Dong P, Hou W L, et al. Synthesis of Al鄄rich bulk metallic glass composites by warm extrusion of gas atomized pow鄄 ders. J Alloys Compd, 2013, 554: 419 [13] Onawola O O, Adeyemi M B. Warm compression and extrusion tests of aluminums. J Mater Process Technol, 2003, 136(1鄄鄄3): 7 [14] Eghbali B, Shaban M. Warm deformation of low carbon steel u鄄 sing forward extrusion鄄equal channel angular pressing technique. J Iron Steel Res Int, 2013, 20(2): 68 [15] Hun H J. A three鄄dimensional finite element simulation of the warm extrusion of AZ31 alloy billets. J Manuf Processes, 2010, 12(2): 67 [16] Han Y, Wen H Y, Yu E L. Study on electromagnetic heating process of heavy鄄duty sprockets with circular coils and profile coils. Appl Therm Eng, 2016, 100: 861 [17] Kong D J, Fu G Z, Wang W C, et al. Effects of laser quenching on friction and wear properties of 40CrNiMo. J Cent South Univ Sci Technol, 2014, 45(3): 714 (孔德军, 付贵忠, 王文昌, 等. 激光淬火对 40CrNiMo 摩擦 与磨损性能的影响. 中南大学学报(自然科学版), 2014, 45 (3): 714) [18] Song J, Zhang Q M, Lin X C,et al. Wear performance of Fe鄄 based alloy coating on the 40Cr steel treated by laser cladding. High Power Laser Part Beams, 2008, 20(1): 21 (宋杰, 张庆茂, 林晓聪, 等. 40Cr 钢表面激光熔覆层的磨 损性能. 强激光与粒子束, 2008, 20(1): 21) ·266·
