Microstructure evolution and densification behavior of iron-based powder metallurgy materials by surface rolling densification technology
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摘要:
采用不同滚压压力对不同密度的Fe–2Cu–0.6C粉末冶金材料进行表面滚压加工，研究材料密度和滚压压力对致密化效果的影响。结果表明：滚压压力和材料密度是影响表面致密化效果的主要因素。随着滚压压力的增加，致密层厚度和表面硬度显著增加。材料密度对表面致密化效果的影响随着滚压压力的增加而减弱。当滚压压力较小时，致密层厚度和表面硬度随着材料密度的增加而增加；当滚压压力较大时，不同密度材料表面硬度和致密层厚度接近。滚压后表面层珠光体沿滚压方向弯曲，靠近表面的层片间距变小，部分区域层片发生扭折，出现波浪形，甚至部分渗碳体破碎断裂；铁素体细化，沿着滚压方向弯曲，在铁素体晶粒边界存在大量位错纠缠和位错墙。铁素体细化和珠光体变形为表面强化提供了有利的条件。
Abstract:Fe–2Cu–0.6C powder metallurgy materials with the different density were treated by surface rolling process under the different pressure. The effects of material density and rolling pressure on the densification behavior were investigated. The results show that, the rolling pressure and material density are the main parameters on the surface densification. With the increase of rolling pressure, the densification depth and surface hardness increase significantly. The effect of material density on the surface densification decreases with the increase of rolling pressure. The surface densification depth and surface hardness increase with the increase of material density under a low rolling pressure. However, the values of densification depth and surface hardness for the materials with the different density are approximately equal under a high rolling pressure. After rolling process, the pearlite in the surface layer bends along the rolling direction, the lamellar spacing near the surface becomes smaller, some of the laminates are twisted and wavy, and even some cementite breaks. Ferrite is stretched along the rolling direction, and the grains are refined. Massive dislocation tangle and dislocation walls exist at the grain boundary of ferrite. The refinement of ferrite and deformation of pearlite provide the favorable conditions for improving surface strengthen.
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阴极是电真空器件的电子源，是器件的核心部件。热阴极是电真空器件中应用最广的一类阴极，它靠热能使阴极内的电子逸出表面，产生电子发射。经过百余年的发展，热阴极不论是在工作环境、耐受性还是在发射密度方面都取得长足进步，可满足器件1~100 A·cm-2发射电流密度的需求[1]。将阴极装配成间热式的组件结构应用更广泛，阴极发射体自身不通电加热，有利于获取高质量的电子注；热子一般置于发射表面之后，为阴极供热；两者功能不同，但在结构上需紧密相连，组成一个整体，即阴极热子组件，以保证高效传热，阴极稳定工作。多数氧化物阴极和所有扩散式阴极均制备成为阴极热子组件，特别是扩散阴极中的新型钪系阴极，其发射能力高于100 A·cm-2[2]，具有广阔的发展应用前景。
三维快速成型打印简称3D打印，又被称为增材制造技术，可将需要产品的三维模型文件通过3D打印设备进行分层离散处理，再经激光照射等方式将材料逐层叠加、精确堆积，迅速完成产品的成型[3-4]。常规的阴极热子组件制备流程是每个零件分别通过车削加工达到所需形状尺寸，随后进行钎焊组合，而通过3D打印的方式可以实现阴极热子组件整体的连续一体化制造，改变原有装配连接工艺。增材制造方式可快速高效地完成复杂结构的成型，特别适用于制造热子，可省去配套模具的使用和多次进炉烧结，降低制造难度。
国内外3D打印领域中已有近20种不同的工艺体系，其中应用最典型、最成熟的包括立体光刻、叠层实体制造、熔融沉积成型、三维打印与胶粘、选择性激光烧结、选择性激光熔融等。虽然基本原理一致，但由于所用打印材料存在差异，各自特点和具体应用场合也有所不同。选择性激光熔化技术（selective laser melting, SLM）是一种新型“净成形”增材制造技术，主要成形过程包括对零件三维模型切片分层，计算截面轮廓数据并生成激光扫描路径，设备聚焦激光束对预置铺展的粉末进行选取熔化，冷却固化并逐层堆叠成所需零件[5-6]。选择性激光熔化成型件的力学性能好，与相同材料的铸造件相当，相对密度接近100%[7-8]。阴极热子组件的材料主要为难熔金属钨粉，近年来用于钨材料的3D打印技术取得快速发展，已能打印相对密度为97%的钨块体[9-10]。本文采用选择性激光熔化技术一体化3D打印了阴极热子组件模型，并对组件样品的热子加热和阴极发射性能进行了研究和讨论，希望通过完善模型设计和后处理工艺，达到可观的电子发射。
1. 3D打印阴极热子组件模型设计
利用3D打印工艺中的选择性激光熔化技术制备阴极热子组件，其基本原理为将三维模型输入系统，逐层打印、精密堆积，同时还应满足一体化的制备流程，即自下而上将阴极和热子整体连续打印出来。研究人员要重新设计阴极热子组件模型，并根据后续工艺处理的实施情况进行迭代优化。
1.1 材料的单一性
常规的阴极热子组件为套筒结构，不适用于3D打印的一体化成型流程，必须按各个组成部分的功能抽象成层次结构。为避免不同材料在打印过程中的界面连接问题，最好采用同一种粉末材料进行打印。钨粉是制备阴极钨海绵的原料，此外热子的丝料也主要采用钨或钨合金，因此考虑使用钨粉作为原料粉末，直接进行阴极热子组件的3D打印成型。
1.2 支撑结构的合理性
3D打印的成型方式是自下而上的逐层精密堆积[11]，具有方向性，在成型的过程中，必须考虑自身结构的支撑，即在上方连接结构未打印完成之前，下方分离的结构要有独立的支撑，否则无法成型。对支撑结构必须进行合理设计，使其能起到支撑作用的同时，必须在后期易于去除；在设计之初，须考虑所使用的去除手段不会对组件造成破坏。
1.3 热子的电性能
为达到对阴极热子组件的性能要求，使用3D打印的成型方式必须使热子具备足够大的电阻，即进行合理的热子结构设计。在保证自身结构支撑的同时，充分利用空间，尽量延长热子结构的总长。故将热子设计为竖直圆柱阵列，并将每个圆柱首尾顺次连接，形成串联。
按以上设计原则进行多轮优化，适用于3D打印的阴极热子组件模型如图 1所示。如图所示，组件自下而上依次为阴极钨饼、致密层、支撑体、热子和热子引腿，这种模型能够与3D打印逐层精确堆积的成型过程相匹配，其中阴极发射体的孔隙度可通过密度进行调节，即控制激光的功率和扫描速率[12]。
此外，3D打印适合成型复杂形状，该技术特性为热子引腿的构造带来更多想象空间，可以不再拘泥于简单圆柱形状。如图 2所示，异形台阶结构热子引腿的横截面积大于发热丝，能够减小电阻，通电加热时，可降低引腿发热，以提高热子加热阴极的效率；异形结构引腿的自身重量减小，可减轻热子的承重压力；异形结构引腿可增加与热子电位引出带的接触面积，方便可靠连接。
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图 2 热子引腿结构：（a）简单圆柱；（b）和（c）异形台阶Figure 2. Potential pin structures of the heaters: (a)column; (b)and(c)specific steps2. 一体化打印阴极热子组件
将设计好的模型输入选择性激光熔化系统中，经过软件切片分析，并进行逐层打印。阴极热子组件一体化成型过程如图 3所示。在实际成型过程中，钨饼与致密层紧密相连，激光照射粉末，形成具有一定深度的熔池，构成密度渐变的过渡层。为精确检测钨饼密度，使用相同的打印参数，打印形状规则、易于测量的标定样块。如图 4所示，样块尺寸为11 mm×8.19 mm×6.03 mm，重量为7.8 g，计算后可得其相对密度为74.8%，即孔隙度约为25%。确定了钨饼的打印参数后，进行阴极热子组件的一体化打印。
共打印完成两组组件样品：（1）直径为5 mm样品，热丝丝径分别为0.25 mm、0.3 mm和0.4 mm; (2）直径为3 mm样品，丝径为0.25 mm的样品，其宏观形貌如图 5所示。在光学显微镜下（如图 6所示），打印出来的热丝表面粗糙，有粘连的颗粒，这源自选择性激光熔化技术具有的“球化效应”和“粉末粘附”加工特性[13-14]。丝越细，间距越小，虽然可以增大热子的电阻，但也增大了颗粒搭接造成短路的风险；此外，较细的热丝力学强度低，易发生整体变形，为后期去掉支撑结构带来更大的困难。综上所述，直径5 mm的组件应使用0.4 mm的丝径，直径3 mm的组件由于尺寸限制，热丝直径不应超过0.25 mm。
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图 5 3D打印的阴极热子组件样品宏观形貌Figure 5. Macromorphology of the 3D-printed cathode-heater assembly sample![]()
图 6 3D打印的阴极热子组件样品光学形貌Figure 6. Optical morphology of the 3D-printed cathode-heater assembly sample3. 后处理工艺
组件打印完成后，需要进行后续处理，从而使阴极热子组件具备稳定可靠的热发射性能。后处理工艺主要包括去除多余支撑结构、热丝绝缘防护和阴极发射活性物质浸渍等。
3.1 去除多余支撑结构
支撑结构是圆柱阵列，去除后才能断开热丝与阴极的直接相连，使热丝串联并获得高于导线的热子电阻。采用高能激光照射的方式能够将支撑柱熔断，实现稳定可靠的去除操作。去除后的阴极热子组件如图 7所示。去除操作可在光学放大系统下进行精准控制，有效避免伤害中心支柱。中心支柱固定了热子与阴极的相对位置，构成组件，若受损将导致热子与阴极分离；此外要防止热丝受损，由于热丝整体串联，因此只要有一处断点就会产生成片地脱落。
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图 7 去除支撑结构的阴极热子组件样品Figure 7. Cathode-heater assembly samples after removing the supporting columns去除支撑结构后，室温下热子电阻达到0.4Ω。为了直观地检测热子加热性能，在制备绝缘填料之前将样品固定安装在玻璃测试管内，抽真空，同时逐步增加热子电压。在21.6 W加热功率下，选择性激光熔化技术制备的热子温度能够达到1250℃，如见图 8所示。
3.2 热丝绝缘防护与浸盐
通电加热实验验证了去除支撑结构后，打印成型的热丝通过串联的方式能够使热子具备足够的电阻并正常发热。为保证热丝长时间可靠工作，需要进行绝缘防护，并降低热子与阴极温差。常用的处理方式是灌注氧化铝填料并烧结致密。将去除了支撑结构的组件放入模具中，灌注流动性良好的氧化铝粉末浆料，填充热子发热丝之间以及热子和阴极钨饼之间的空隙，干燥固化后从模具内脱出，最后在氢气气氛中高温烧结。图 9所示为直径5 mm和3 mm的样品绝缘防护处理，其中前者的热丝热子引腿打印成了台阶形状。
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图 9 阴极热子组件样品绝缘防护处理Figure 9. Cathode-heater assembly samples after the insulation protection treatment为使阴极具备良好的发射能力，需要在阴极钨饼内浸渍发射盐，浸盐温度低于氧化铝绝缘填料的烧结温度，以减少损伤。清除多余发射盐后，3D打印阴极热子组件的后处理全部完成，随后对该新型阴极热子组件进行排气测试。
4. 阴极热子性能测试
首先对新型阴极热子组件的加热性能进行测试，阴极表面达到工作温度是热发射的前提。如图 10所示，将样品装架于玻璃管壳内，通电加热。通过提高电压逐步增加热子加热功率，表 1所示为在不同加热功率下，热子和阴极发射表面的温度。由表可知，随着加热功率的提高，阴极与热子的温差逐渐提高，保持在150~200℃的范围。常规阴极和钼筒组成的组件温差为100℃，这主要是由于新型阴极热子组件样品没有常规阴极钼筒组件的侧壁辅助传热。
表 1 加热功率及阴极热子温度Table 1. Heating powers and the corresponding temperatures of cathode and heater热子电/V 热子加热功率/W 热子温度/℃ 阴极发射表面温度/℃ 阴极热子温差/℃ 6 12.30 983 830 153 7 16.03 1050 883 167 8 19.28 1129 941 188 9 22.95 1176 987 189 10 26.90 1233 1035 198 11 30.25 1272 1071 201 选用ϕ3 mm的组件样品进行电子发射测试，图 11显示了阴极发射表面宏观形貌。图中可观察到多孔结构，孔径明显大于传统车削加工表面，这种孔分布于整个表面，排列无明显规律。图 12为不同制备工艺得到的阴极表面显微形貌。如图所示，不同于常规粉末冶金工艺制备的阴极表面，选择性激光熔化工艺制备的阴极表面没有明显的粉末烧结多孔结构，且表面存在微裂纹，发射盐填充在这些裂缝之中。进一步能谱分析发现，新型阴极热子组件的阴极表面成分与浸渍铝酸盐阴极一致，如表 2。
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图 12 不同制备工艺得到的阴极表面微观组织：（a）选择性激光熔化工艺；（b）常规粉末冶金工艺Figure 12. Microstructures of the cathode surfaces: (a)SLM; (b)the conventional powder metallurgy process表 2 新型阴极热子组件的阴极表面能谱分析Table 2. Energy spectrum analysis of the new type cathode-heater assembly surface元素 质量分数/% 原子数分数/% O 13.90 59.73 Al 3.36 8.55 Ba 6.19 3.10 W 76.55 28.62 制备常规阴极钨基体时，可通过高温活化烧结形成烧结颈和固相迁移来增加相对密度，形成多孔体。在使用选择性激光熔化工艺打印阴极钨饼的过程中，高能激光将钨粉熔化，冷却凝固后叠加生长成钨饼，微观上已经不存在原有粉末颗粒的形貌特征。激光光斑直径受选择性激光熔化设备限定，为百微米量级，远小于阴极直径，打印时光斑照射钨粉，形成局部熔池，按一定路径移动后，完成整个单层的固化成型。非平衡的凝固过程和不同步的微观组织结构变化能够产生局部应力，形成微裂纹等缺陷[15-16]。调节激光功率和光斑移动速率能够影响熔池范围，控制微裂纹的分布和尺寸。因此，与常规阴极不同，由选择性激光熔化打印制备的阴极基体相对密度较低，可通过微裂纹的产生来控制活性物质浸渍，其宏观检测依然使用密度表征孔度。
图 13为水冷阳极二极管外观形貌，利用水冷阳极二极管检测阴极热子组件发射电流密度。图 14显示了阴极温度为1100℃时，样品的拐点发射电流密度达到7.94 A∙cm-2，取得了可观的电子发射。
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图 13 测试用水冷阳极二极管外观形貌Figure 13. Appearance of the water-cooled diode used in the cathode emission performance testing![]()
图 14 阴极热子组件的阴极发射伏安特性Figure 14. Voltage current characteristics of the cathode emission for the cathode-heater assembly5. 结论
(1）根据3D打印技术的特殊成型方式和工艺特点，构建了合理可行的新型阴极热子组件三维模型，并使用选择性激光熔化设备实现了组件的一体化打印成型。
(2）对新型组件进行多余支撑结构去除、热子绝缘防护和浸盐的后处理，阴极热子组件样品在1100℃下达到约8 A∙cm‒2的拐点发射电流密度。
(3）选择性激光熔化技术通过微裂纹的产生形成非致密的阴极基体，浸渍发射盐后能够获取可观的电子发射，为阴极热子组件研制提供了新的设计方案，即将3D打印技术应用于组件的制备。利用增材制造成型复杂形状的零件，为新结构研发提供了新技术和新思路。
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图 2 经过不同滚压压力加工后试样D表面层孔隙形貌：（a）未加工；（b）
1000 N；（c）2000 N；（d）3000 NFigure 2. Morphology of pores in the surface layer of sample D processed by different rolling pressures: (a) unrolled; (b)
1000 N; (c) 2000 N; (d)3000 N![]()
图 3 不同滚压压力下致密层厚度及不同密度材料表面层相对密度分布：（a）致密层厚度；（b）
1000 N；（c）2000 N；（d）3000 NFigure 3. Densification depth and relative density distribution of the rolled samples in the surface layers with the different density under the different rolling pressure: (a) densification depth; (b)
1000 N; (c) 2000 N; (d)3000 N![]()
图 4 滚压压力对不同密度材料表面硬度的影响：（a）表面硬度；（b）
1000 N；（c）2000 N；（d）3000 NFigure 4. Effect of rolling pressure on the surface hardness of samples with different density: (a) surface hardness; (b)
1000 N; (c) 2000 N; (d)3000 N![]()
图 5 表面最大压应力和表面下剪切应力分布：（a）表面最大压应力；（b）试样D在不同滚压压力表面下剪切应力；（c）
3000 N滚压压力时不同密度的材料表面下剪切应力Figure 5. Surface maximum compress stress and the distribution of subsurface shear stress: (a) surface maximum compress stress; (b) surface sheer stress of sample D; (c) subsurface shear stress of materials with different density under
3000 N rolling pressure![]()
图 6 试样D经过
3000 N滚压处理后的表面层微观组织：（a）表面层横截面；（b）滚压面Figure 6. Microstructure of sample D in the surface layer under
3000 N rolling pressure: (a) cross-section of the surface layer ; (b) rolled surface![]()
图 7 试样D在经过
3000 N滚压处理后滚压面铁素体透射电子显微形貌Figure 7. TEM image of the ferrite on the rolled surface of sample D under
3000 N rolling pressure -
[1] Silva-Álvarez D F, Márquez-Herrera A, Saldaña-Robles A, et al. Improving the surface integrity of the CoCrMo alloy by the ball burnishing technique. J Mater Res Technol, 2020, 9(4): 7592 DOI: 10.1016/j.jmrt.2020.05.038
[2] Zhou Z Y, Zheng Q Y, Ding C, et al. A review of the development of surface burnishing process technique based on bibliometric analysis and visualization. Int J Adv Manuf Technol, 2021, 115: 1955 DOI: 10.1007/s00170-021-06967-x
[3] Roger L, Joel W, Eric C. Powder Metal Internal Gear Rolling Process: US Patent, US20080282544A1. 2008-11-20
[4] Frech T, Scholzen P, Schäflein P, et al. Design for PM challenges and opportunities for powder metal components in transmission technology. Procedia CIRP, 2018, 70: 186 DOI: 10.1016/j.procir.2018.03.267
[5] Jones P K, Buckley-Golder K, David H, et al. Fatigue properties of advanced high density powder metal alloy steels for high performance powertrain applications // Proceedings of Powder Metallurgy World Congress and Exhibition. Grenada, 1998: 155
[6] Lawcock R, Buckley-Golder K, Sarafinchan D. Testing of high endurance PM steels for automotive transmission gearing components. SAE Tech Pap, https://doi.org/10.4271/1999-01-1112
[7] Gones P K, Buckley-Golder K, Sarafinchan D. Developing PM gear tooth and bearing surfaces for high stress applications. Powder Metall, 1998, 34(1): 26
[8] Hanejko F, Rawlings A, King P, et al. Surface densification coupled with higher density processes targeting high-performance gearing. Mater Sci Forum, 2007, 534-536: 317 DOI: 10.4028/www.scientific.net/MSF.534-536.317
[9] Dizdar S, Fordén L, Andersson D. Surface densified P/M gears made of chromium alloy powder reach automotive quality // Proceedings of Euro Powder Metallurgy Congress. Prague, 2005: 523
[10] Rau G, Sigl L S, 韩凤麟. 轿车变速器的粉末冶金齿轮. 粉末冶金技术, 2012, 30(5): 388 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2012.05.013 Rau G, Sigl L S, Han F L. P/M gear for a passenger car gear box. Powder Metall Technol, 2012, 30(5): 388 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2012.05.013
[11] Sigl L S, Rau G, Dennert C, 等. 高使用性能粉末冶金零件的表面致密化. 粉末冶金技术, 2012, 30(2): 144 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2012.02.012 Sigl L S, Rau G, Dennert C, et al. Selective surface densification for high performance P/M components. Powder Metall Technol, 2012, 30(2): 144 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2012.02.012
[12] Sigl L S, Rau G, Krehl M, 等. 表面致密化粉末冶金齿轮的性能. 粉末冶金技术, 2012, 30(3): 229 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2012.03.013 Sigl L S, Rau G, Krehl M, et al. Properties of surface densified P/M gears. Powder Metall Technol, 2012, 30(3): 229 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2012.03.013
[13] 韩凤麟. 高负载粉末冶金齿轮选择性表面致密化. 粉末冶金工业, 2013, 23(4): 6 DOI: 10.3969/j.issn.1006-6543.2013.04.002 Han F L. Highly loaded P/M gears produced by selective surface densification. Powder Metall Ind, 2013, 23(4): 6 DOI: 10.3969/j.issn.1006-6543.2013.04.002
[14] 彭景光, 陈迪, 李德凯, 等. 粉末冶金表面滚压致密化链轮工艺的开发. 粉末冶金技术, 2016, 34(6): 450 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2016.06.010 Peng J G, Chen D, Li D K, et al. Process development of surface rolling densification powder metallurgy sprockets. Powder Metall Technol, 2016, 34(6): 450 DOI: 10.3969/j.issn.1001-3784.2016.06.010
[15] 赵妍, 彭景光, 陈迪, 等. 选择表面致密化铁基材料的研究进展. 粉末冶金技术, 2017, 35(6): 469 Zhao Y, Peng J G, Chen D, et al. Research progress on the selective surface densification of iron-based materials. Powder Metall Technol, 2017, 35(6): 469
[16] 黄贤, 罗成, 王天国, 等. 变形量对粉末冶金零件表面致密化的研究. 粉末冶金工业, 2024, 34(1): 70 Huang X, Luo C, Wang T G, et al. Study of extrusion volume on surface densification of powder metallurgical parts. Powder Metall Ind, 2024, 34(1): 70
[17] 丁霞, 彭景光, 陈迪. 挤压表面致密化和滚压表面致密化工艺对比. 粉末冶金工业, 2022, 32(1): 25 Ding X, Peng J G, Chen D. Comparison between extrusion surface densification and rolling surface densification. Powder Metall Ind, 2022, 32(1): 25
[18] 包崇玺, 沈周强, 舒正平. 粉末冶金新技术在烧结齿轮中的应用. 粉末冶金材料科学与工程, 2006, 11(3): 140 DOI: 10.3969/j.issn.1673-0224.2006.03.003 Bao C X, Shen Z Q, Shu Z P. Advanced P/M techniques for using in gear sintering. Mater Sci Eng Powder Metall, 2006, 11(3): 140 DOI: 10.3969/j.issn.1673-0224.2006.03.003
[19] 包崇玺, 曹阳, 易健宏, 等. 高密度铁基粉末冶金零件制备技术. 粉末冶金技术, 2022, 40(5): 458 Bao C X, Cao Y, Yi J H, et al. Preparation processes of high density iron-based powder metallurgy parts. Powder Metall Technol, 2022, 40(5): 458
[20] Fujiyama S, Koide T, Hongu J, et al. Load bearing capacity of surface-rolled sintered metal gears without grinding // Proceedings of Conference of Chugoku- Shikoku Branch. Tokyo, 2018: 515
[21] Li X, Guo B, Jian J, et al. A new surface vibration extrusion process for surface densification and improvement of properties in powder metallurgical steel. Mater Des, 2022, 216: 110514 DOI: 10.1016/j.matdes.2022.110514
[22] 肖志瑜, 刘潇, 关航健, 等. 一种用于粉末冶金烧结材料表面致密化的滚压工具: 中国专利, ZL201410069043.5. 2016-05-04 Xiao Z Y, Liu X, Guan H J, et al. A Powder Metallurgy Sintering Densification of the Material Surface for Rolling Tool: China Patent, ZL201410069043.5. 2016-05-04
[23] Abdoos H, Khorsand H, Shahani A R. Fatigue behavior of diffusion bonded powder metallurgy steel with heterogeneous microstructure. Mater Des, 2009, 30: 1026 DOI: 10.1016/j.matdes.2008.06.050
[24] Wang T, Wang D P, Liu G, et al. Investigations on the nanocrystallization of 40Cr using ultrasonic surface rolling processing. Appl Surf Sci, 2008, 255(5): 1824 DOI: 10.1016/j.apsusc.2008.06.034
[25] Lawcock R. Rolling contact fatigue of surface densified PM gears. Int J Powder Metall, 2006, 42(1): 17
[26] Ao N, Liu D X, Zhang X H, et al. Surface rolling deformed severity-dependent fatigue mechanism of Ti−6Al−4V alloy. Int J Fatigue, 2022, 158: 106732 DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2022.106732
[27] Ren Z D, Li B Z, Zhou Q Z. Rolling contact fatigue crack propagation on contact surface and subsurface in mixed mode I+II+III fracture. Wear, 2022, 506–507: 204459
[28] Zhang F, Mao X P, Bao S Q, et al. Microstructure evolution and its effects on the mechanical behavior of cold drawn pearlite steel wires for bridge cables. J Wuhan Univ Technol Mater Sci, 2022, 37: 96 DOI: 10.1007/s11595-022-2504-4
[29] Tao N R, Wang Z B, Tong W P, et al. An investigation of surface nanocrystallization mechanism in Fe induced by surface mechanical attrition treatment. Acta Mater, 2002, 50(18): 4603 DOI: 10.1016/S1359-6454(02)00310-5
[30] Fang F, Zhao Y F, Liu P P, et al. Deformation of cementite in cold drawn pearlitic steel wire. Mater Sci Eng A, 2014, 608: 11 DOI: 10.1016/j.msea.2014.04.050
[31] Li Y J, Choi P, Borchers C, et al. Atomic-scale mechanisms of deformation-induced cementite decomposition in pearlite. Acta Mater, 2011, 59(10): 3965 DOI: 10.1016/j.actamat.2011.03.022
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