Auswirkungen der Oberflächenschicht von Stahlproben nach dem Kugelpolieren auf Reibung und Verschleiß beim trockenen Hin- und Hergleiten

Scientific Reports Band 13, Artikelnummer: 11315 (2023) Diesen Artikel zitieren

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Die Auswirkungen des Kugelpolierens auf das tribologische Verhalten bei trockener Hin- und Herbewegung wurden noch nicht untersucht. Diese Arbeit versucht, diese Lücke zu schließen. Die Stahlscheibenproben wurden nach dem Mahlen kugelpoliert. Durch das Kugelbrünieren verringerte sich die durchschnittliche Oberflächenhöhe auf 85 % und die Mikrohärte stieg auf 20 %. Durch das Brünieren wurden auch Druckeigenspannungen erzeugt, die für die Erhöhung der Härte der Stahloberfläche verantwortlich waren. Trbologische Tests wurden in hin- und hergehender Bewegung unter trockenen Gleitbedingungen durchgeführt. Eine Keramikkugel aus WC-Material mit 10 mm Durchmesser berührte die Stahlscheibe. Es wurde festgestellt, dass das Polieren der Kugeln zu einer Verbesserung des Scheibenverschleißes und der Reibung des Gleitpaares führt. Die maximale Verringerung des Reibungskoeffizienten und des Verschleißvolumens im Vergleich zur gemahlenen Probe betrug 39 % bzw. 85 %. Proben mit der niedrigsten Amplitude und hoher Mikrohärte führten zum höchsten Verhalten.

Beim Kugelpolieren handelt es sich um einen Endbearbeitungsprozess, bei dem eine Oberfläche plastisch verformt wird, indem eine harte Kugel bewegt und auf die Oberfläche gedrückt wird. Es führt zu einer Verbesserung der Oberflächenbeschaffenheit sowie der physikalischen und mechanischen Eigenschaften des Werkstücks. Da die Umweltbelastung gering ist, ist dieses Verfahren eine interessante Alternative zum Schleifen. Typischerweise liegt der Durchmesser der Kugel zwischen 3 und 12 mm. In den meisten Arbeiten wurde die Qualität der Oberflächenschicht auf der Grundlage der Oberflächenrauheit, die durch den Ra-Parameter (durchschnittliche Rauheitshöhe), der Mikrohärte und der Eigenspannungen charakterisiert wird, beurteilt1. Typischerweise waren die Glättungslast, die Vorwärtsgeschwindigkeit und der Vorschub die Eingabeparameter2. Das Kugelpolieren führt im Allgemeinen zu einer Oberflächenglättung, erhöhter Härte und Druckspannungen3.

Die Forscher untersuchten hauptsächlich die Auswirkungen des Kugelpolierens auf die Abnahme der Rauheitshöhe4,5,6,7,8,9,10,11.

Attabi et al. 4 ergab, dass das Kugelpolieren von AISI 316L-Stahl zu einer Verringerung des Ra-Parameters um bis zu 93 % führte.

Banh et al.5 erreichten durch Kugelbrünieren eine Verringerung des Ra-Parameters von sauerstofffreiem Kupfer von 0,89 (nach dem Mahlen) auf 0,18 µm.

Dzionk et al.6 erzielten eine Reduzierung des Sa-Parameters (Flächenausdehnung des Ra-Parameters) um fast 50 % durch das Polieren der gehärteten Welle mit Keramikkugeln.

Jerez-Mesa et al.7 erreichten eine Verringerung des Effektivwerts. Rauheitshöhe Sq von Ti-6Al-4 V-Oberflächen durch Kugelbrünieren. Änderungen der Schiefe Ssk und der Kurtosis Sku wurden ebenfalls berücksichtigt. Der Effekt zusätzlicher Vibration auf die Reduzierung der Oberflächenhöhe war positiv, wenn der Anfangswert des Sq-Parameters weniger als 2 µm betrug.

Vaishya et al.8 erreichten durch Kugelpolieren von Wolframcarbid eine Verringerung der Rauheitshöhe von 95 % des in optischen Formen verwendeten Materials. Die anfängliche Oberflächenrauheit, bestimmt durch den Parameter Sa (Ra), betrug 5 µm. Eine Erhöhung der Brünierbelastung führte zu einer Glättung der Oberfläche.

Kanovic et al.9 stellten durch das Polieren mit einer Keramikkugel eine Verringerung des Ra-Parameters der Stahloberfläche von 3,4–4,5 auf 0,13 µm fest.

El-Tayeb et al.10 fanden heraus, dass eine Verringerung des Kugeldurchmessers zu einer Verringerung der Oberflächenrauheitshöhe der Aluminiumlegierung um 75 % führte.

Swirad et al.11 erreichten durch das Kugelpolieren eine Verringerung des Sq-Parameters der martensitischen Stahlprobe.

Die Auswirkungen des Kugelpolierens auf die Härtesteigerung wurden ebenfalls untersucht 12,13,14,15,16,17,18,19.

Hamadache et al.12 zeigten, dass der Oberflächenschicht-Härtungsexponent der Oberflächenschicht durch das Polieren der Diamantkugel aus 36NiCrMo6-Stahl um 10 % zunahm.

Bourieba et al.13 fanden heraus, dass das Kugelpolieren bei fast 30 % der Proben aus S355JR-Stahl zu einer Erhöhung der Härte und Bruchfestigkeit führte. Im Jahr 14 erreichten sie eine Härtesteigerung von 45 %.

Revenkar et al.15 erzielten durch das Kugelpolieren Verbesserungen der Höhe der Oberflächenrauheit und der Härte der Titanlegierung um 77 bzw. 17 %.

Buldum und Cagan16 erreichten durch Kugelbrünieren eine Verringerung der Höhe der Oberflächenrauheit und eine Erhöhung der Mikrohärte der Magnesiumlegierung.

Rodriguez et al.17 sowie Swirad und Pawlus18,19 zeigten, dass eine große Polierbelastung zu einer Erhöhung der Oberflächenhärte führte; Eine zu hohe Kraft kann jedoch zu einer Vergrößerung der Oberflächenamplitude führen.

Die Auswirkungen des Kugelpolierens auf die Eigenspannungen wurden ebenfalls analysiert20,21,22,23.

Chomienne et al.20 untersuchten die Auswirkung von Brünierparametern auf das Eigenspannungsprofil und stellten fest, dass die Normalkraft hauptsächlich die Dicke der betroffenen Schicht beeinflusst.

Alshareef et al.21 untersuchten den Zusammenhang zwischen Brünierfaktoren und Eigenspannungen von kugelbrüniertem AISI 8620-Stahl. Der Brünierdruck und die Vorschubgeschwindigkeit beeinflussten die Eigenspannungen erheblich.

Zhang et al.22 fanden heraus, dass das Kugelpolieren Zugeigenspannungen nach der Umwandlung in Druckspannungen umwandelt.

Han et al.23 optimierten die Oberflächenrauheitshöhe und die Eigenspannungen nach dem Kugelpolieren.

Forscher untersuchten die Auswirkung des Polierens auf die Oberflächenqualität durch Veränderung von Last, Geschwindigkeit und Vorschub2,20,21,22,23, Jerez-Mesa et al.7 veränderten Vorschub und Geschwindigkeit, El-Tayeb et al.10 Poliergeschwindigkeit und Last, Swirad et al.11, Rodriguez et al.17 und Swirad und Pawlus18,19 Polierkraft.

Die Oberflächentopographie hängt mit den tribologischen Eigenschaften der Maschinenelemente zusammen. Es spielt eine wichtige Rolle in der Anfangsphase der Maschinenlebensdauer, die häufig mit der Einlaufphase verbunden ist. Der Effekt der Oberflächentopographie kann jedoch auf die normale Funktion von Gleitpaaren ausgeweitet werden, insbesondere bei ähnlicher Härte und Eigenspannung der Oberflächenschichten24. Die Oberflächentopographie beeinflusste das tribologische Verhalten der Gleitpaare beim Trockengleiten25,26,27,28,29,30,31,32.

Elwasli et al.25 testeten eine Aluminiumlegierungsplatte mit verschiedenen Oberflächentopografien gegen Kugellagerstahl im hin- und hergehenden Trockengleiten. Es wurde festgestellt, dass bei rauen Scheibenoberflächen und insbesondere bei glatten Scheibenoberflächen die Reibung und der Scheibenverschleiß höher waren, wenn die mittlere Profilneigung höher war.

Menezes et al.26 untersuchten den Einfluss der Oberflächentopographie auf die Stahlplatte auf die Wechselwirkung mit dem Bleistift. Unter trockenen Bedingungen korrelierte der Reibungskoeffizient stark mit der Profilneigung der Stahlplatte.

Die Scheibe aus WC-CoCr-Gusseisen wurde mit einem handelsüblichen Stift aus einem Material mit geringer metallischer Reibung im trockenen, unidirektionalen Gleiten zusammenwirken27. Der Stiftverschleiß nahm mit zunehmender Rauheitshöhe der Scheibe zu, im Gegensatz zur Reibung, die bei der glatten Scheibenoberfläche höher war. Der Verschleiß der Scheibe war gering.

Wen et al.28 testeten das Zusammenwirken einer Stahlscheibe mit geringerer Härte und einer Stahlkugel mit höherer Härte bei trockenem, unidirektionalem Gleiten. Scheiben wurden durch Schleifen, Fräsen und Drehen bearbeitet und hatten daher unterschiedliche Oberflächentopographien. Es wurde festgestellt, dass die Oberflächentopographie der Scheiben nur beim Einlaufen Einfluss auf den Reibungskoeffizienten hat. Die glattere Oberfläche führte zu einer höheren Reibung beim Einfahren, es wurde jedoch schneller eine stabile Reibung erreicht.

Dzierwa et al.29 fanden heraus, dass die höhere Oberflächenrauheit einer Stahlscheibe zu einem längeren Weg führte, um stationäre Bedingungen bei trockenen unidirektionalen Gleittests zu erreichen. Eine größere Scheibenrauheit führte zu einem geringeren volumetrischen Verschleiß.

Khun et al.30 erzielten bei Trockenreibungstests in einer Kugel-auf-Scheibe-Konfiguration eine geringere Reibung und einen geringeren Verschleiß der Niobproben mit zunehmender Rauheitshöhe.

Zhu und Huang31 führten Trockentests zwischen Stahlproben unterschiedlicher Oberflächentopographie und polierten Kugeln aus Korundkeramik durch. Sie fanden heraus, dass bei ähnlicher Schiefe und Kurtosis eine Zunahme der Rauheitshöhe beobachtet wurde.

In32 wirkte der Block aus Verbundmaterial unter Trockenreibungsbedingungen mit dem Stahlring zusammen. Der Blockverschleiß war im Allgemeinen höher, wenn die Rauheitshöhe der Ringgegenprobe höher war.

Die Experimente wurden in einer Stift-auf-Scheibe-Konfiguration unter Trockenreibungsbedingungen durchgeführt33. Sowohl der Stift als auch die Scheiben bestanden aus Stahl. Die durch den Sq-Parameter bestimmte Oberflächenhöhe nahm mit fortschreitendem Test ab. Der Sq-Parameter und der Effektivwert. Steigung Sdq korrelierte positiv mit dem Reibungskoeffizienten.

Die Härte gilt als primäre Materialeigenschaft, die die Verschleißfestigkeit definiert34. Die härtere Oberfläche führte zu einer Verschleißreduzierung35,36,37,38.

Jeong et al.35 fanden heraus, dass die abrasive Verschleißfestigkeit linear proportional zur Härte der Beschichtungen war.

Jiang et al.36 zeigten, dass die Verschleißfestigkeit der Stahlprobe bei Trockengleittests proportional zur Härte war, wenn vorwiegend adhäsiver Verschleiß auftrat.

Mendikos et al.37 erzielten einen geringeren Verschleiß härterer Kompositharze.

Aufgrund der Härtesteigerung wurde die Verschleißreduzierung beim Trockengleiten in 38 unter Trockenkontaktbedingungen erreicht.

Druckeigenspannungen tragen zur Verlängerung der Ermüdungslebensdauer von Maschinenelementen bei 38. Sie wirken sich auch positiv auf die Verschleißfestigkeit aus39,40,41,42,43.

Luo et al.39,40 fanden heraus, dass die Druckspannungen in den HVOF-gespritzten WC-Co-Beschichtungen im Gegensatz zu Zugspannungen deutlich positive Auswirkungen auf die Verschleißfestigkeit hatten.

Liu et al.41 zeigten, dass hohe Druckeigenspannungen die Verschleißfestigkeit von induktionsgehärtetem Stahl mit mittlerem Kohlenstoffgehalt verbessern können.

Dancer et al.42 erzielten eine Erhöhung der Verschleißfestigkeit bei starkem Verschleiß von zweischichtigen Aluminiumoxid-Siliziumkarbid-Verbundwerkstoffen aufgrund des Vorhandenseins von Druckeigenspannungen.

Alanazi et al.43 erreichten eine Erhöhung der Verschleißfestigkeit nanokristalliner Beschichtungen durch eine Erhöhung der Druckeigenspannungen nur bis zu einem bestimmten Spannungswert.

Die tribologischen Auswirkungen des Kugelpolierens wurden untersucht4,10,18,44,45.

Das Kugelpolieren führte zu einer Verbesserung des Ermüdungsverhaltens bei Proben, die Rotationsermüdungstests unterzogen wurden 1.

Attabi et al.4 erreichten durch das Kugelpolieren eine Verschleißreduzierung der Trockenreibung um bis zu 53,4 % beim unidirektionalen Gleiten in der Kugel-auf-Scheibe-Konfiguration. Eine Verringerung der Reibungskraft wurde jedoch nur für die glatteste brünierte Oberfläche des Werkstücks erzielt.

El-Tayeb et al.10 erzielten bei Trockengleitversuchen aufgrund des Kugelpolierens im Vergleich zur gedrehten Probe eine Verringerung der Reibung und des Verschleißes.

Swirad und Pawlus18 reduzierten die Reibung und den Verschleiß aufgrund des Kugelpolierens beim unidirektionalen Trockengleiten im Vergleich zur gefrästen Oberfläche.

Das Kugelpolieren von Stahl führte zu einer Erhöhung der Härte um 31 % und einer Verringerung des Ra-Parameters um 80 %, was zu einer Verringerung des Schlagverschleißvolumens zwischen 53 und 62 % führte44.

Revankar45 erreichte durch das Kugelpolieren eine Verringerung der Verschleißrate um 52 % und des Reibungskoeffizienten um 64 % der Titanlegierung in unidirektionalen Trockentests im Vergleich zur gedrehten Oberfläche.

Aus der Literaturanalyse geht hervor, dass die Ergebnisse von Studien zu den Auswirkungen der Oberflächentexturhöhe auf die Reibung unter trockenen Gleitbedingungen teilweise widersprüchlich waren. Typischerweise verbessern eine Erhöhung der Härte und das Vorhandensein von Eigenspannungen die Verschleißfestigkeit der Gleitelemente. Die meisten tribologischen Tests unter dem Trockenreibungsregime wurden im unidirektionalen Gleiten durchgeführt. Der Hin- und Herbewegungstest ist eine der am häufigsten im Labor verwendeten Verschleißtestmethoden zur Bestimmung des Verschleißverhaltens von technischen Materialien. Er wird in Bauteilen eingesetzt, deren normaler Betrieb zu periodischen Umkehrungen der relativen Gleitrichtung führt. Trockenversuche in hin- und hergehender Bewegung wurden jedoch selten durchgeführt. Insbesondere fanden die Autoren dieser Arbeit keine Ergebnisse zur Auswirkung des Kugelpolierens auf Reibung und Verschleiß in trockenen Hin- und Herbewegungstests. Diese Arbeit versucht, diese Lücke zu schließen. Die Untersuchung der Verbindungseffekte der Oberflächentopographie, der Härte und der Eigenspannungen von Scheiben nach dem Kugelpolieren auf Reibung und Verschleiß beim trockenen Hin- und Hergleiten ist die Neuheit dieser Arbeit. Ball-auf-Flach-Reziproktests sind funktionell wichtig, da sie das Zusammenwirken reibender Komponenten simulieren, deren normaler Betrieb zu periodischen Umkehrungen der Gleitrichtung führt.

Die Untersuchungen wurden in einer Kugel-auf-Scheibe-Konfiguration in trockener Hin- und Herbewegung durchgeführt. Eine Keramikkugel mit 10 mm Durchmesser aus WC-Material wurde in Kontakt mit einer Scheibe mit 25 mm Durchmesser aus 42CrMo4-Stahl mit einer Härte von 44 ± 2 HRC gebracht. Die Tests wurden mit dem Tribotester Optimol SRV5 bei einer Temperatur von 30 °C, einer relativen Luftfeuchtigkeit von 40–50 %, einer Frequenzeinstellung von 50 Hz, einem Hub von 1 mm und einer Zyklenzahl von durchgeführt 45.000. Es wurden folgende Normalkräfte angewendet: 20, 40 und 60 N. Die Anzahl der Versuchswiederholungen betrug drei. Tabelle 1 zeigt die Testparameter. Die normalen Belastungen und die Schwingungsfrequenz ähnelten denen, die von den Autoren dieser Arbeit in früheren Untersuchungen unter groben Fretting-Bedingungen verwendet wurden 19. Die Arbeitsparameter stellten sicher, dass bei trockener hin- und hergehender Gleitbewegung und ohne Fretting gearbeitet wurde. Drei Normallasten wurden ausgewählt, um den tribologischen Effekt des Kugelpolierens unter verschiedenen Bedingungen zu untersuchen.

Abbildung 1 zeigt das Tribotester-Schema.

Das Schema des Tribotesters.

Vor tribologischen Tests wurden die Scheibenproben nach dem Mahlen mit dem Haas CNC Vertical Mill Center VF-1 kugelpoliert. Tabelle 2 zeigt die Polierparameter. Die verwendeten Brünierdrücke umfassen die Bandbreite der verfügbaren Möglichkeiten.

Vor und nach tribologischen Tests wurden die Oberflächentopographien der Gleitelemente mit dem Weißlichtinterferometer Talysurf CCI Lite mit einer vertikalen Auflösung von 0,01 nm gemessen. Die gemessenen Oberflächen der Scheiben wurden nur nivelliert und eine digitale Filterung wurde nicht verwendet. Vor der Berechnung der Parameter wurden Spitzen entfernt und nicht gemessene Punkte aufgefüllt.

Vor tribologischen Tests wurden Eigenspannungsmessungen durch Röntgenbeugung mit einem Röntgendiffraktometer PROTO iXRD Combo (Proto Manufacturing Ltd., Oldcastle, Kanada) durchgeführt. Die sin2ψ-Methode und die ω-Geometrie wurden gemäß EN 15305 angewendet :2008-Standard. Als Strahlungsquelle wurde eine Röntgenröhre mit Cr-Anode (λCrKα = 0,2291 nm) und einer runden Blende mit 1,00 mm Durchmesser verwendet. Bei den Messungen wurden die Beugungspeaks der Ferritgitterebene {211} verwendet und der Bragg-Winkel 2θ = 156,00°. Die folgenden ψ-Winkelwerte wurden verwendet: ± 37,00°, ± 32,60°, ± 27,85°, ± 23,80°, ± 15,74°, ± 13,00°, ± 12,00°, ± 8,60°, ± 8,26°, ± 3,85° und ± 0,20 °. Die Positionen der Beugungspeaks wurden mithilfe der Gaußschen Peakfit-Funktion analysiert. Die in der Forschung verwendeten röntgenelastischen Konstanten waren: 1/2S2 = 5,92 × 10−6 MPa und − S1 = 1,27 × 10−6 MPa. Die übrigen Messbedingungen waren wie folgt: Belichtungszeit – 2 s, Anzahl der Belichtungen pro ψ-Winkel – 10, Verstärkungsmaterial β-Ti. Die Messungen wurden in zwei senkrechten Richtungen durchgeführt (Abb. 2). Der Eigenspannungsgradient wurde durch Messungen in folgenden Tiefen unter der Oberfläche der brünierten Zone ermittelt: 25, 50, 75, 100, 150, 200, 300, 400, 500, 600, 700 und 800 μm. Die Entfernung der Oberflächenschicht für die Messungen des Restspannungsgradienten erfolgte durch elektrolytisches Polieren mit dem elektrolytischen Poliergerät Proto 8818-V3 (Proto Manufacturing Ltd., Oldcastle, Kanada).

Schema der Eigenspannungsmessungen.

Die Oberflächenhärte wurde mit Reicherter Brivisor KL2 Vickers-Mikroeindringkörpern gemessen.

Nach tribologischen Tests wurden REM-Bilder mit dem Desktop-Rasterelektronenmikroskop Phenom ProX aufgenommen, das mit einer thermionischen CeB6-Quelle (Cerhexaborid) und einem hochempfindlichen Multimode-Rückstreudetektor (BSD) ausgestattet war. Die SEM-Messung wurde bei einer Spannung von 10 kV durchgeführt, die Abbildungsvergrößerungen wurden üblicherweise auf das 200- und 2100-fache festgelegt. Die Analyse der verschlissenen Oberfläche mithilfe von Profilometern und REM ist üblich46,47,48.

Tabelle 3 zeigt die Ergebnisse der Oberflächentexturmessungen der Scheiben vor tribologischen Tests. Parameter aus der Norm ISO ISO 25178:2 wurden analysiert49. Die gefräste Oberfläche hatte einen deterministischen Charakter, die Sku-Kurtosis war kleiner als 3 und das Textur-Aspektverhältnis Str war klein (0,03). Nach dem Kugelpolieren verringerten sich die Amplitudenparameter: rms. Höhe Sq, arithmetische Durchschnittshöhe Sa, maximale Gipfelhöhe Sp, maximale Taltiefe Sv, maximale Höhe Sz; rms. Die Sdq-Steigung und die durchschnittliche Spitzenkrümmung Spc nahmen ebenfalls ab. Die Oberflächenhöhe verringerte sich, wenn der Brünierdruck von 10 auf 30 MPa anstieg, und erhöhte sich beim höchsten Brünierdruck. Die Schiefe Ssk verringerte sich durch das Kugelbrünieren und erreichte den kleinsten negativen Wert für den niedrigsten Brünierdruck. Sku Kurtosis nahm zu und erreichte Werte ähnlich 3, was bewies, dass der Gehalt der Zufallskomponente aufgrund des Kugelpolierprozesses zunahm. Die geringste Abnahme der Parameter Sdq und Spc trat beim niedrigsten Brünierdruck auf. Die Parameter aus der Sk-Familie: Kernrautiefe Sk und reduzierte Spitzenhöhe Spk nahmen durch das Brünieren ab, die relativen Änderungen im Spk-Parameter waren höher. Die reduzierte Taltiefe Svk erhöhte sich bei Polierdrücken von 10 und 20 MPa und verringerte sich bei höheren Drücken. Diese Ergebnisse belegen, dass sich die Oberflächentextur in den Gipfel- und Kernbereichen im Vergleich zum Talbereich stärker verändert. Die Parameter aus der V-Familie: Kernmaterialvolumen Vmc, Spitzenmaterialvolumen Vmp, Kernhohlraumvolumen Vvc und Talhohlraumvolumen Vvv nahmen ab. Der Str-Parameter erhöhte sich durch das Brünieren auf 0,74, der Brünierdruck betrug 30 MPa. Diese Oberfläche hatte isotropen Charakter. Durch das Polieren erhöhten sich die Korrelationslänge Sal und das Textur-Aspektverhältnis Str. Die Spitzendichte Spd nahm mit zunehmendem Polierdruck ab. In der Fachliteratur4,5,6,7,8,9,10,11,15,16 wurde über eine Abnahme der Rauheitshöhe aufgrund des Kugelpolierens berichtet.

Abbildung 3 zeigt Pseudofarbbilder und isometrische Ansichten der vor tribologischen Tests analysierten Oberfläche. Abbildung 4 zeigt typische Profile der bearbeiteten Oberflächen. Aus der Analyse der Abb. kann man ersehen. Aus den Abbildungen 3 und 4 geht hervor, dass die gefräste Oberfläche einen periodischen Charakter mit einer geringen Menge an Zufallskomponenten hatte. Durch das Kugelpolieren mit Drücken von 20, 30 und 40 MPa verringerten sich die Profilhöhen und die erhaltenen Oberflächentexturen hatten zufälligen Charakter. Nach dem Kugelpolieren mit dem kleinsten Druck von 10 MPa war eine periodische Komponente auf der Oberfläche sichtbar.

3D-Ansichten (links) und Pseudofarbbilder (rechts) der gefrästen Scheibenoberfläche (a) und der brünierten Scheibenoberflächen mit Drücken von 10 (b), 20 (c), 30 (d) und 40 MPa (e).

Typische Profile der Scheibenoberfläche nach dem Fräsen (a) und von brünierten Oberflächen mit den folgenden Drücken: (b), 20 (c), 30 (d) und 40 MPa (e).

Abbildung 5 zeigt das Ergebnis von Mikrohärtemessungen bearbeiteter Oberflächen. Das Kugelbrünieren führte zu einer Erhöhung der Mikrohärte. Das Kugelpolieren erfolgt durch plastische Oberflächenverformung und ohne Materialabtrag. Dies führt zu einer neuen Oberflächenintegrität, die durch eine Abflachung des Rauheitsprofils und eine Verhärtung oberflächlicher Schichten gekennzeichnet ist13,14. Eine Erhöhung des Brünierdrucks führte zu einem Anstieg der Härte17,18,19. Der Anstieg war marginal, als der kleinste Brünierdruck von 10 MPa angewendet wurde. Ein Brünierdruck von 20 MPa führte zu einer Erhöhung der Mikrohärte um fast 9 %. Die Anwendung von Drücken von 30 und 40 MPa erhöhte die Mikrohärte um etwa 18 bzw. 20 %.

Mikrohärtewerte bearbeiteter Scheibenproben.

Die Ergebnisse der Eigenspannungsmessung brünierter Proben sind in Tabelle 4 dargestellt. Abbildung 6 zeigt die durchschnittlichen Eigenspannungsverteilungen in Abhängigkeit von der Tiefe des Materials. Für das gefräste Werkstück betrug die durchschnittliche Eigenspannung 383 ± 13 MPa.

Durchschnittliche Eigenspannungs-σ-Verteilungen in Abhängigkeit von der Materialtiefe für brünierte Proben.

Durch das Kugelpolieren wurden die Zugeigenspannungen in Druckeigenspannungen umgewandelt. Der Poliervorgang erzeugte Druckeigenspannungen in beiden senkrechten Richtungen σx und σy, die für die Erhöhung der Oberflächenhärte des Stahls verantwortlich waren. Das Vorhandensein von Druckeigenspannungen in der Oberflächenschicht wurde auch in20,21,22,23 festgestellt. Die Dicke der betroffenen Schicht war beim niedrigsten Brünierdruck von 10 MPa am geringsten (0,4 mm). In anderen Fällen betrug diese Dicke 0,7–0,8 mm. Chomienne et al.20 zeigten auch, dass die Normalkraft hauptsächlich die Dicke dieser Schicht beeinflusst. Bei Tiefen unter 75 µm führte das Brünieren mit dem geringsten Druck zu der geringsten Druckspannung, das Brünieren mit dem höchsten Druck verursachte jedoch die höchste Spannung. Der Polierdruck wirkte sich auch auf die Eigenspannungen aus21,22.

Abbildung 7 zeigt die Änderungen der Reibungskoeffizienten über der Zeit für verschiedene normale Belastungen. Während der ersten 10 s kam es zu anfänglichen Schwankungen der Reibungskraft. Dann nahm die Reibungskraft zu. Dieser Anstieg war bei der niedrigsten Normallast mit etwa dem 1,7-fachen am höchsten; Bei höheren Belastungen erhöhte sich die Reibungskraft im Verlauf des Tests um das 1,2-fache. Der Reibungskoeffizient verringerte sich, wenn die Normalkraft zunahm. Die niedrigste Normalkraft war mit der größten Reibungsschwankung verbunden. In diesem Fall trat die höchste Reibungskraft beim Zusammenbau der brünierten Probe mit dem höchsten Druck auf; Allerdings verursachte der Polierdruck von 20 MPa die geringste Reibungskraft. Im ersten Testteil wurde für die Scheibenprobe nach dem Polieren mit einem Druck von 30 MPa ein niedriger Wert des Reibungskoeffizienten erhalten; Im letzten Testzeitraum stieg dieser Koeffizient jedoch dramatisch an. Als die Normalkraft auf 40 N anstieg, führte der Polierdruck von 30 MPa zur kleinsten, während der Druck von 40 MPa und die gemahlene Probe zur höchsten Reibungskraft führten. Wenn die normale Belastung am höchsten war, entsprach die Scheibenprobe nach dem Mahlen der höchsten Reibungskraft, gefolgt von brünierten Proben, die durch Drücke von 40, 10, 20 und 30 MPa erzeugt wurden. Im letzten Fall war der Reibungskoeffizient nach 200 s stabil.

Der Reibungskoeffizient als Funktion der Zeit für die Normalkraft von 20 (a), 40 (b) und 60 N (c).

Abbildung 8 zeigt die Mittelwerte und Fehlerbalken des Reibungskoeffizienten verschiedener Gleitpaarungen und Betriebsbedingungen. Bei der niedrigsten Normallast von 20 N trat der niedrigste Reibungskoeffizient bei Baugruppen mit brünierten Scheiben bei Drücken von 20 und 30 MPa auf. Der höchste Brünierdruck führte zum höchsten Reibungskoeffizienten. Bei der mittleren Normallast von 40 N wurde der kleinste Reibungskoeffizient für Gleitpaarungen mit brünierten Proben mit einem Druck von 30 MPa erreicht, gefolgt von Drücken von 20 und 10 MPa. Die Scheibenprobe nach dem Mahlen und die brünierte Probe mit maximalem Druck wiesen die höchsten Reibungskoeffizienten auf. Bei der höchsten Normallast von 60 N trat bei der gefrästen Scheibenprobe die größte Reibungskraft auf. Bei Baugruppen mit brünierten Scheiben entsprach der kleinste Reibungskoeffizient einem Brünierdruck von 30 MPa, gefolgt von 20, 10 und dann 40 MPa.

Die durchschnittlichen Reibungskoeffizienten.

Im Allgemeinen sorgte das Brünieren mit einem Druck von 30 MPa für den geringsten Reibungswiderstand. Dieses Verhalten hängt wahrscheinlich mit der kleinsten anfänglichen Rauheitshöhe zusammen. Eine Verringerung des Reibungskoeffizienten aufgrund der Oberflächenglättung wurde auch in18,19,33 festgestellt. Die höchsten Reibungskräfte wurden bei Baugruppen mit einer Scheibe nach dem Fräsen und bei einer brünierten Scheibe mit dem größten Druck erhalten.

Abbildung 9 zeigt isometrische Ansichten der abgenutzten Bandscheibenoberflächen für die kleinste Normalkraft, einschließlich Verschleißnarben. Es werden auch Profile senkrecht zu den Abnutzungsnarben gezeigt. Die Analyse von Abb. 9 ergab, dass hauptsächlich abrasiver Verschleiß auftrat. Insbesondere in der gemahlenen Probe traten auch plastische Verformungen auf. Die Tiefe der Verschleißnarbe war bei den Polierscheibenproben gering und bei der gefrästen Scheibenprobe hoch. Die größere Tiefe entsprach der größeren Breite der Verschleißnarbe, die bei der gefrästen Scheibe nahezu 1 mm betrug. Bei anderen Bandscheibenproben war die Breite der Verschleißnarben geringer (nahe 0,75 mm). Die Tiefe der größten Abnutzungsnarbe betrug mehr als das Zweifache der Tiefe der kleinsten Narbe (Abb. 10f). Bei brünierten Proben trat die geringste Tiefe der Verschleißnarbe bei einem Druck von 30 MPa auf.

Isometrische Ansichten der Oberflächen verschlissener Scheiben mit einer Normalkraft von 20 N, (a) gefräste Scheibe, (b) brünierte Scheiben mit einem Druck von 10 MPa, (c) 20 MPa, (d) 30 MPa, (e) 40 MPa und eine Reihe von Profilen senkrecht zu den Verschleißnarben (f).

Isometrische Ansichten der Oberflächen verschlissener Scheiben bei einer normalen Belastung von 40 N, (a) gefräste Scheibe, (b) brünierte Scheiben bei einem Druck von 10 MPa, (c) 20 MPa, (d) 30 MPa, (e) 40 MPa und eine Reihe von Profilen senkrecht zu den Verschleißnarben (f).

Abbildung 10 zeigt isometrische Ansichten der abgenutzten Bandscheibenoberflächen für eine mittlere Normalkraft und Profile senkrecht zu den Verschleißnarben. Eine Zunahme der Normalkraft führte zu einer Zunahme der Tiefe der Verschleißnarben. In jedem Fall betrug die Breite der Verschleißnarbe etwa 1 mm. Auch hier war der Verschleiß der Scheibe abrasiv mit der Möglichkeit einer plastischen Verformung (hauptsächlich bei der gemahlenen Probe). Die kleinste Tiefe der Verschleißnarbe lag bei etwa 20 µm, während die höchste bei etwa 25 µm lag, sodass die Auswirkung der Bearbeitung auf den Verschleiß im Vergleich zur kleinsten verwendeten Belastung geringer war. Aus der Analyse von Abb. 10f ist ersichtlich, dass die kleinste Tiefe der Verschleißnarbe einer brünierten Probe mit einem Druck von 30 MPa entsprach.

Abbildung 11 zeigt isometrische Ansichten der abgenutzten Bandscheibenoberflächen für die höchste Normalkraft mit Verschleißnarben. Es werden auch Profile angezeigt, die orthogonal zu den Verschleißnarben verlaufen. Der Verschleiß der Scheibe war abrasiv und es traten auch plastische Verformungen auf. Die Tiefe der Verschleißnarben lag zwischen 23 und 28 µm. Eine Erhöhung der Normalkraft von 40 auf 60 N führte zu einem Anstieg der Verschleißtiefe. Der Einfluss des Bearbeitungsprozesses auf den Verschleiß war geringer als bei der niedrigsten Normallast. Aus der Analyse von Abb. 11f ist ersichtlich, dass die geringste Tiefe der Verschleißnarbe bei brünierten Proben erhalten wurde, beginnend mit einem Brünierdruck von 30 MPa, gefolgt von 20, 40 und 10 MPa. Das Fräsen führte zur maximalen Tiefe der Verschleißnarbe.

Isometrische Ansichten der Oberflächen verschlissener Scheiben bei einer normalen Belastung von 60 N, (a) gefräste Scheibe, (b) brünierte Scheiben bei einem Druck von 10 MPa, (c) 20 MPa, (d) 30 MPa, (e) 40 MPa und eine Reihe von Profilen senkrecht zu den Verschleißnarben (f).

Abbildung 12 zeigt die Mittelwerte der Verschleißvolumina der Scheibenoberflächen. Fehlerbalken (Standardabweichungen) werden ebenfalls angezeigt. Eine Erhöhung der Normallast führte zu einem Anstieg des volumetrischen Verschleißes. Unabhängig von der normalen Belastung wies die gefräste Scheibe die höchsten Verschleißvolumina auf. Bei den brünierten Proben trat der höchste Verschleiß beim kleinsten Brünierdruck auf. In allen Fällen führte ein Brünierdruck von 30 MPa zu den geringsten Verschleißvolumina. Brünierdrücke von 20 und 40 MPa entsprachen einem ähnlichen Verschleiß bei der niedrigsten und mittleren Normallast. Bei der Prüfung der brünierten Proben wurden bei der kleinsten Belastung die geringsten Verschleißschwankungen aufgrund von Versuchswiederholungen festgestellt. Der Einfluss des Bearbeitungsprozesses auf das Verschleißvolumen war bei der kleinsten Normallast am wichtigsten, wenn das Verhältnis des größten zum niedrigsten Verschleiß am größten war, gefolgt von der höchsten und mittleren Normallast. Der Verschleiß der Kugeln war vernachlässigbar.

Tragen Sie große Mengen an Scheiben.

Aus der Analyse von Tabelle 3 geht hervor, dass das Kugelbrünieren die Oberflächenhöhe verringerte, wenn der Druck von 10 auf 30 MPa anstieg. Wenn jedoch der Kugelpolierdruck auf 40 MPa anstieg, nahm die Rauheitshöhe im Vergleich zum Druck von 30 MPa zu. Die Rauheitshöhe, die dem Brünierdruck von 40 MPa entsprach und durch die Amplitudenparameter Sa, Sq, Sp, Sv, Sz sowie die Parameter Spk, Svk, Sk und Vmp, Vvc, Vvv und Vmc bestimmt wurde, war kleiner erhalten für einen Druck von 20 MPa. Die mit dem höchsten Polierdruck erhaltene Oberfläche war bei der niedrigsten Spitzendichte Spd nicht homogen, was auf schlechte tribologische Eigenschaften des Gleitpaares zurückzuführen sein könnte. Der Anstieg des Brünierdrucks führte zu einer Erhöhung der Mikrohärte. Dieser Anstieg war bei Drücken von 30 und 40 MPa am größten. Die Änderung des Brünierdrucks von 30 auf 40 MPa führte jedoch zu einem vernachlässigbaren Anstieg der Mikrohärte. Möglicherweise war der Brünierdruck von 40 MPa zu hoch, da er zu einer Vergrößerung der Rauheitsamplitude führte. Ähnliche Ergebnisse wurden in17,18,19 erzielt. Wenn die Adhäsionsneigung gering ist, sollte der Reibungskoeffizient für eine rauere Oberfläche höher sein49,50. Daher kann man die besten tribologischen Eigenschaften für die mit einem Druck von 30 MPa polierte Scheibe vorhersagen (kleinste Rauheitshöhe, hohe Mikrohärte und hohe Druckeigenspannungen). Aufgrund der hohen Rauheit, geringen Mikrohärte und Zugeigenspannungen können schlechte tribologische Eigenschaften der Gleitpaarung mit gefräster Scheibenprobe vorhergesagt werden.

Ähnliche Reibungstrends wurden für die mittleren und höchsten Normalkräfte gefunden (Abb. 7). Die niedrigsten Reibungskoeffizienten wurden bei einem Brünierdruck von 30 MPa erreicht. Die geringste Rauheitshöhe war der wahrscheinlichste Grund dafür. Die höchsten Reibungskoeffizienten wurden für Gleitpaarungen mit der Scheibe nach dem Fräsen und anschließend mit der brünierten Scheibe mit dem höchsten Druck erhalten. Der hohe Reibungswiderstand der Verbindung mit der gefrästen Scheibe wurde durch die große Amplitude der Oberflächentextur verursacht. Der inhomogene Charakter der mit dem größten Druck polierten Scheibe war wahrscheinlich die Ursache für den hohen Reibungskoeffizienten. Diese Scheibenproben führten auch bei der kleinsten Normallast zu hohen Reibungskoeffizienten. Für die brünierte Probe mit dem geringsten Druck wurde ein großer Reibungskoeffizient festgestellt. Ein Polierdruck von 30 MPa führte zu einem relativ niedrigen Reibungskoeffizienten. Die geringste Reibung wurde jedoch bei der brünierten Probe bei einem Druck von 20 MPa erreicht. Eine Erhöhung der Normallast führte zu einer Verringerung des Reibungskoeffizienten. Dieses Verhalten wurde durch eine bessere Anpassung der Gleitflächen bei zunehmender Belastung verursacht. Im Allgemeinen scheint die Oberflächentextur der Scheibenprobe den Reibungswiderstand zu bestimmen. Eine Verringerung der Reibungskraft aufgrund der Glättung der Oberflächentextur wurde auch in 18,19,33 festgestellt.

Aus der Analyse der Abb. kann man ersehen. 9, 10 und 11, dass der Scheibenverschleiß überwiegend abrasiven Charakter hatte. Die „U-Form“ 51 zeigt, dass der Verschleiß nicht haftend ist. Insbesondere in der gemahlenen Probe traten auch plastische Verformungen auf. Die Verschleißmechanismen werden im Allgemeinen anhand von REM-Aufnahmen verschlissener Oberflächen erklärt (Abb. 13 und 14). Auf dem Bild einer abgenutzten, gefrästen Scheibenprobe (Abb. 14) kann man die Bildung zahlreicher Trümmer und Krater erkennen. Die durch die Ablösung der Außenschicht entstandene Untergrundschicht ist sichtbar. Schmutz kann ein zusätzlicher Faktor sein, der den Verschleißprozess verstärkt. Es kam zu einer Delaminierung der Oberflächenschicht. Im Bild der abgenutzten, brünierten Probe (Abb. 14) ist das Auftreten von Kratern (abgelöste Oberflächenschicht) jedoch praktisch nicht sichtbar. Die zerkleinerte Oberflächenschicht trat auf, jedoch ohne Materialablösung wie bei der verschlissenen Frässcheibe. An abgenutzten, brünierten Proben sind Risse sichtbar, die jedoch nicht zu einer Delaminierung der Oberflächenschicht führten. Durch das Kugelpolieren induzierte Druckeigenspannungen wirkten sich günstig auf die Rissausbreitung aus. Das Material der Keramikkugel wurde beim Verschleiß nicht auf die Oberfläche der Scheibe übertragen. Aufgrund des vernachlässigbaren Kugelverschleißes stammten die Ablagerungen nur von der Scheibenprobe.

REM-Aufnahmen der Oberflächenschicht der gefrästen Scheibenprobe nach dem tribologischen Test bei der Normallast von 60 N.

REM-Aufnahmen der Oberflächenschicht der brünierten Scheibenprobe mit einem Druck von 30 MPa nach dem tribologischen Test bei der Normallast von 60 N.

Das Verhältnis des höchsten zum niedrigsten Verschleißvolumen war bei der niedrigsten verwendeten Normallast am höchsten (Abb. 12). Der Einfluss der Oberflächenschicht auf die Verschleißfestigkeit war bei den niedrigsten Tiefen der Verschleißnarbe am höchsten. Unabhängig von der normalen Belastung war der Verschleiß bei gefrästen Scheibenproben am höchsten. Diese Leistung wurde durch höchste Rauheit und kleinste Mikrohärte verursacht. Auch bei der brünierten Scheibenprobe mit dem geringsten Druck war das Verschleißvolumen hoch. Diese Probe zeichnete sich durch eine geringe Mikrohärte, die geringsten Druckeigenspannungen und die größte Amplitude unter den brünierten Scheiben aus. Der geringste volumetrische Verschleiß wurde hingegen bei der brünierten Scheibe bei einem Druck von 30 MPa erreicht. Die geringste Rauheitshöhe und die hohe Mikrohärte waren die wahrscheinlichen Gründe dafür. Auch bei dieser Probe ergab sich eine geringe Reibungskraft. Brünierte Scheibenproben mit Drücken von 20 und 40 MPa zeichneten sich durch einen höheren Verschleißgrad aus als die brünierte Scheibenprobe mit einem Druck von 30 MPa, jedoch kleiner als die brünierte Scheibe mit einem Druck von 10 MPa; Die Verschleißvolumina dieser Scheiben waren bei Normalkräften von 20 und 40 N ähnlich. Bei der höchsten Normalkraft wurde jedoch bei der mit dem höchsten Druck polierten Probe weniger Verschleiß erzielt als bei der Probe, die mit einem Polierdruck von 20 MPa bearbeitet wurde. Die höhere Mikrohärte und Druckeigenspannungen einer mit einem Druck von 40 MPa brünierten Probe waren der wahrscheinlichste Grund für dieses Verhalten. Im Allgemeinen führten eine Verringerung der Rauheitshöhe und eine Erhöhung der Mikrohärte zu einer Verbesserung der Verschleißfestigkeit. Eine Verringerung des Verschleißes aufgrund der Härtesteigerung wurde in vielen Arbeiten festgestellt, beispielsweise in35,36,37,38.

Das Kugelbrünieren führte zu einer Verbesserung der Qualität der Oberflächenschicht. Durch das Kugelpolieren verringerte sich die durchschnittliche Oberflächenhöhe um bis zu 85 % und die Mikrohärte erhöhte sich um bis zu 20 % im Vergleich zur gefrästen Scheibenprobe. Durch das Kugelpolieren wurden die Zugeigenspannungen in Druckeigenspannungen umgewandelt. Eine Erhöhung des Brünierdrucks von 10 auf 30 MPa führte zu einer Abnahme der Texturhöhe, eine weitere Druckerhöhung auf 40 MPa führte zu einer Zunahme der Rauheitsamplitude und einem inhomogenen Charakter der Oberflächentextur. Eine Erhöhung des Brünierdrucks führte zu einer Erhöhung der Mikrohärte.

Die gefräste Probe mit der höchsten Rauheitshöhe, der kleinsten Mikrohärte und den Zugeigenspannungen führte zu den höchsten Verschleißwerten und in den meisten Fällen zu den höchsten Reibungskoeffizienten.

Das vorteilhafte tribologische Verhalten wurde für die brünierte Scheibe mit einem Druck von 30 MPa bei niedrigster Rauheitshöhe und hoher Mikrohärte erzielt. Diese Probe erreichte die geringsten Verschleißvolumina und führte im Allgemeinen zum kleinsten Reibungskoeffizienten des Gleitpaares bei der Hin- und Herbewegung. Die maximale Verringerung des Reibungskoeffizienten und des Verschleißvolumens im Vergleich zur gemahlenen Probe betrug 39 % bzw. 85 %.

Die brünierte Scheibenprobe mit dem maximalen Druck der inhomogenen Oberflächentextur und der kleinsten Spitzendichte führte zu einem relativ großen Reibungskoeffizienten.

Bei der mit einem Druck von 10 MPa polierten Probe wurde ein hoher volumetrischer Verschleiß festgestellt, der durch eine große Oberflächenamplitude, eine geringe Mikrohärte und geringe Druckeigenspannungen gekennzeichnet ist. Das Verschleißvolumen der brünierten Probe mit dem höchsten Druck und der höchsten Mikrohärte war bei Anwendung der maximalen Normalkraft gering.

Alle im Rahmen dieser Studie generierten oder analysierten Daten sind in dieser Veröffentlichung enthalten.

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Slawomir Swirad, Andrzej Gradzik, Kamil Ochał & Pawel Pawlus

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Konzeptualisierung: PP, SS; Methodik, Untersuchung und formale Analyse: SS; Schreiben – Originalentwurfsvorbereitung: PP, SS; Schreiben – Überprüfen und Bearbeiten: PP, SS, Eigenspannungsmessung und Visualisierung AG, KO Alle Autoren haben die veröffentlichte Version des Manuskripts gelesen und ihr zugestimmt.

Korrespondenz mit Slawomir Swirad.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Swirad, S., Gradzik, A., Ochał, K. et al. Auswirkungen der Oberflächenschicht von Stahlproben nach dem Kugelpolieren auf Reibung und Verschleiß beim trockenen Hin- und Hergleiten. Sci Rep 13, 11315 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-38534-7

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Eingegangen: 20. März 2023

Angenommen: 10. Juli 2023

Veröffentlicht: 13. Juli 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-38534-7

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