贝氏体钢轨钢成分偏析带对摩擦磨损性能的影响

韩青阳 张瑞杰 郑春雷 何建中 李艳国 王明明 张福成

摘要 以实际使用的含有成分偏析带的贝氏体钢轨钢为研究对象，利用端面摩擦磨损试验机研究贝氏体钢在不同偏析角度下磨损性能的变化及组织变化规律。结果表明：贝氏体钢轨钢的磨损机理主要表现为粘着磨损、磨粒磨损和氧化磨损;基体局部在较大摩擦力的作用下会沿着磨损方向整体剥离，形成鱼鳞状纹理;随着载荷的增大，在磨损表面和纵截面亚表层会产生了大面积的剥离坑，同时还有大量的微裂纹形成;在不同偏析角度下贝氏体钢表现出不同的耐磨性能，在偏析位置为90°时，磨损失重速率显著增大，磨损量较大，符合铁路尤其是曲线段晃车抖车导致的磨损量增加的现象，而在偏析位置为45°时磨损量最少，表现出最好的耐磨性。

关 键 词 贝氏体钢轨钢;成分偏析;偏析角度;磨损机理;磨损性能

中图分类号 TG142.1     文献标志码 A

文章编号：1007-2373（2021）06-0013-10

Abstract The change of wear properties and microstructure of bainitic steel under a variety of segregation angles are studied by end face friction and wear tester. The results show that the wear mechanism of bainitic steel is mainly adhesive wear， abrasive wear and oxidation wear; Under the action of large friction force， the whole matrix peels off along the wear direction to form fish scale texture; With the increase of load， a large area of peeling occurs on the wear surface， and a large number of microcracks occur; Bainitic steel shows different wear resistance under different segregation angles. When the segregation position is 90°， the wear weight loss rate increases significantly and the wear amount is large， which is in line with the increase of wear amount caused by shaking in railway curve section. When the segregation position is 45°， the wear amount is the least and shows the best wear resistance.

Key words bainitic rail steel; component segregation; segregation angle; wear mechanism; wear performance

0 引言

磨損和滚动接触疲劳（RCF）是铁路钢轨在服役过程中的两种主要失效模式[1]。车轮表面在塑性剪切作用下发生反复变形，导致表面裂纹的延展。根据接触应力条件的不同，这些表面裂纹可能导致加重磨损或滚动接触疲劳[2]。轮轨接触通常假设为赫兹接触。轮轨接触片的形状为椭圆形，接触压力在接触区域呈椭圆形分布。轮轨在轨道上通过径向方向时，在接触界面之间没有切向力。然而，当转向架与轮对结合时，导致轨道轮接触之间存在一定的纵向力。轮轨界面处产生的这些力是由轮对从其平衡滚动线（即轨道中心）横向移动引起的纵向蠕变产生的[3]。车轮和钢轨滑动产生的这种横向位移，称为偏斜旋转，是造成横向蠕变的原因。从而在轮轨接触界面之间产生横向力。除此之外，轮对的角旋转还能引起旋转蠕变[2]。这些是在确定磨损量和滚动接触疲劳中起重要作用的因素。

我国在偏远的地区，小曲线轨道占据了较大的比重，钢轨在曲线段上由于长期的服役导致侧向磨损就更加严重。据已有资料证实，在中国的小半径曲线上的钢轨有98%是由于侧面磨损极限而报废的。曲线段作为铁轨结构强度中的薄弱环节，在机车、车辆驶入曲线段后，由于车体受到机车的牵引力而随惯性继续运行，轨道迫使机车、车辆转弯，如此必将产生大量车轮撞击铁轨，导致轨道变形，轨道和车轮同时受到磨损。当因离心力和向心力失去平衡而形成的内外轨偏载时，更增加了铁轨的磨损。2018年10月21日，台湾省宜兰市驶往台东的客运列车行至弯道时，由于转弯时超速并伴有磨耗严重，导致多个车厢侧翻脱线，造成了人员重大伤亡事故。针对多年来在国内频发的关于小半径曲线侧磨问题，王宁[4]调整超高速轨道底坡等参数，分析高速列车通过小半径曲线的车辆动力性能，根据车辆通过曲线的性能，提出了减少轨道侧面磨损的方案。刘杨煜等[5]根据多体动力学理论，利用非椭圆接触滚道接触模型和Archard材料磨损模型研究了三种地铁轮切削踏板面小半径曲线外轨侧面磨损的发展规律，为延长钢轨使用时间和减缓钢轨侧磨提供科学依据。

贝氏体钢轨钢具有良好的强韧性和耐磨性，可以适应铁路行业应用中对材料高强度和高韧性的严苛需求[6-8]。为此贝氏体钢轨在各国得到了广泛研究，为解决钢轨上剥离脱落掉块这一问题提供了希望[9-13]。虽然贝氏体钢轨在进行热处理和添加合金元素之后，明显增加了硬度和韧性，大大改善了钢轨的力学性能，但是由于添加了合金元素，钢轨在淬火过程中随着浇注的高温、过热度，中心部夹杂会产生化学成分不均匀分布的现象，这种现象称为偏析[14-15]。由于化学成分不均匀，导致在钢轨内部存在不规则分布的带状偏析，研究表明为马氏体组织[14]。马氏体组织相比同一成分钢的珠光体组织及贝氏体组织，硬度和强度最高，但塑性和韧性最低[16-17]。硬度和强度较高导致在磨损过程中较均匀，而塑性和韧性较低导致于裂纹敏感性大，在磨损过程中轨头磨损严重。黄斌等[15]发现钢在进行表面感应淬火和调质处理后可以减弱成分偏析。李文亚等[18]对空冷贝氏体钢 5Cr3Mo2VNb 进行高温均质化和扩散退火后发现能够减轻成分偏析，使组织也变均匀。但目前的研究表明成分偏析在一定程度上可以改善但无法完全消除。而本实验的研究目的主要是利用端面磨损试验机研究钢轨钢不同偏析角度，不同应力对磨损性能的影响，从而探讨带状偏析对钢轨钢磨损性能的影响规律。

1 试样制备与试验方法

1.1 试验材料

试验用贝氏体钢为铁路实际使用的钢，其轨头的化学成分见表1。其热处理工艺为：热轧成型后的钢轨直接进行空冷处理，随后进行280 ℃回火处理。

1.2 摩擦磨损试验

利用圆盘式摩擦磨损试验机（MMU-5G）对贝氏体钢轨钢在干滑动磨损状态下的磨损性能进行测试，如图1a）所示，下摩擦副材料为钢轨钢，其尺寸规格为ϕ45 mm×6 mm，并用碳化硅（SiC）砂纸进行打磨到P2000;上摩擦副材料为45号淬火钢，工作面尺寸为外径ϕ26 mm，内径ϕ20 mm，上摩擦副也用SiC砂纸打磨，粒度从P800到P2000。所有测试均在干燥的环境条件下进行，测试的温度为室溫，相对湿度为40%±5%。试验过程中下摩擦副保持固定，上摩擦副以200 r / min的速度转动，载荷分别为400 N，700 N，1 000 N和1 500 N。在进行摩擦磨损试验之前，需要将下试样预磨20 min，减少表面粗糙对试验结果的影响，从而得到更好的接触效果。随后进行正式磨损，磨损每隔40 min停止机器，并将下试样卸下，冷却至室温后清洗、振荡并吹干，最后使用精度为0.1 mg的电子天平记录磨损失重量，以此反复。在进行试验前需将试样和仪器冷却约10 min，每个试样累积磨损载荷作用时间均为420 min，并在每个试样的同一位置做好标记，以保证后续切取试样均在同一磨损位置。3种对比试验分别是磨损方向和偏析条带呈0°，45°和90°，切样方式如图1b）所示。

1.3 性能和组织分析试验

使用万能液压伺服试验机（MTS）和摆锤式冲击试验机（JB-30B）测量试样的强度指标和韧性指标;使用全自动显微硬度仪（FM-ARS 9000）对样品的磨损前后基体和偏析条带处硬度进行表征。进行端面磨损试验后，将磨损试样解剖，测试纵截面的基体和偏析条带上的硬度变化;使用扫描电子显微镜（SU 5000）和光学显微镜（Leica-DM 2700 M）对试样的磨损接触表面的形貌、横截面组织及纵截面组织进行观察和表征;使用3D光学表面轮廓仪（Contour GT-K）测量端面磨损样品的磨损深度和三维形貌;使用X射线衍射仪（XRD;D-max-2500/PCX）进行物相定量分析。测量过程中，在40°至130°的2θ范围内以Co靶为步进扫描模式，并保持扫描速度为3°/min。使用MDI JADE 6软件的完全轮廓拟合进行精修分析。

2 试验结果与分析

2.1 钢轨钢轨头显微组织与力学性能

对贝氏体钢轨钢的轨头进行了常规力学性能测试，抗拉强度为1 364 MPa，延伸率为15.8 %，室温冲击韧性为86 J·cm2，硬度为42 HRC，如表2所示。

为了研究在不同偏析位置处钢轨钢轨头组织，对不同偏析位置下的钢轨钢轨头表面进行组织观察。从图2可以看出，图2a）在偏析角度为0°时，可以看出有明显的沿轧制方向延长的流线型的粗大偏析条带，经统计宽度在40～150 μm左右，呈现出不均匀分布。

分别在3种偏析位置下对偏析和基体上进行显微硬度测试，在图2不同偏析角度下分别标注基体和偏析带上的显微硬度分布，对硬度结果进行记录对比可以看出，在偏析带上的显微硬度明显高于基本上的显微硬度，平均高100 HV左右，且不同偏析位置上的显微硬度测量值几乎相同。

图3是贝氏体钢轨钢经不同载荷作用，在不同偏析位置下，累积磨损420 min后的纵截面硬度分布，图中0 mm处的硬度表示距离表层最近处的硬度。可以看出，距离表层最近处的硬度值最高，这是因为磨损过程中产生摩擦热，温度升高，试样表面产生回火马氏体，残余奥氏体减少，导致硬度升高，并且随着硬度点向心部靠近，硬度值逐渐降低。部分点会有轻微上升趋势，这是因为硬度点正好落在了偏析条带上，图2已说明偏析条带上的硬度比基本高100 HV左右，所以会导致在部分位置处的硬度值偏高。随着载荷逐渐增大，距表层的硬度值越高，在1 500 N载荷下，偏析位置为90°时0 mm处硬度最高，在45°时0 mm处硬度最低。

2.2 摩擦磨损实验结果及分析

2.2.1 磨损失重变化

贝氏体钢轨钢在不同载荷作用下磨损失重变化曲线如图4所示，从图4中可以看出，由于磨损时间的增加以及载荷的增大，在不同偏析位置下的钢轨钢磨损量均出现了不同程度的增加趋势。当磨损载荷为400 N时，累积磨损时间达到了420 min时，偏析位置在0°时磨损量达到了142.5 mg，在90°时达到了145.4 mg，而在45°时磨损量为118.6 mg，此时在45°时磨损量最小，耐磨性最好。从图4b）中可以看出在700 N载荷作用下随着磨损时间的延长，磨损失重在相应的增加，偏析位置在90°下，且当磨损时间累积达到420 min时，失重量达到了303.7 mg。偏析位置在0°下累积磨损量为226.7 mg，此时偏析位置在45°下耐磨性较好，磨损量为215.7 mg。图4c）中给出了不同偏析位置的钢轨钢在1 000 N作用下经不同磨损时间后的累计失重变化曲线，偏析位置在90°下失重量为404.3 mg，在0°下为411.7 mg，在45°下为382.8 mg，磨损量最少，表现出的耐磨性最好。图4d）在1 500 N载荷作用下随着磨损时间的延长，偏析位置在90°时累积磨损失重为726.5 mg，在0°时为747.9 mg。在45°时为672.8 mg。相比之下还是45°表现出最好的耐磨性。对比图4a）～d）可以看出，在700 N载荷作用下3种偏析位置对磨损量的影响较为显著，且在偏析位置为90°时，磨损失重速率显著增大，磨损量较大，而在偏析位置为45°时磨损量最少，表现出最好的耐磨性。当磨损时间小于60 min时，3种偏析位置下的磨损失重量没有明显差别。随着累积磨损时间的不断增长，磨损表面温度逐渐上升，同时试样表面由于摩擦热的作用磨损在持续复合的作用下不断加剧。在3种偏析位置的贝氏体钢轨钢试样的累积磨损量均随着磨损时间增长而大致呈线性上升，且随着载荷的增加，曲线斜率逐渐变大，同时磨损失重率也明显增加，表明随着磨损时间的增长和载荷的增大会显著加剧磨损。

2.2.2 钢轨钢磨损表面的三维形貌分析

图5给出了不同载荷作用下不同偏析位置的钢轨钢累积磨损时间420 min后的局部3D形貌图。其中，红色部分为试样的未磨损参考基准面，低于参考基准面的部分为磨损面，从图中可以看出沿着基准面两边下凹，磨损越剧烈，下凹的越深。磨损的严重程度从侧面上观察凹起程度也可以进行比较，并且随着载荷的增加，磨损深度逐渐加深，磨损表面由点坑和犁沟逐渐转变为沿滑动方向平行分布的滑道，说明高载荷下磨损过程较均匀。当载荷增加到1 500 N时，此时磨损剧烈，堆积在磨损边缘两侧的磨损物增多，并且由于磨损过大，上下试样在接触过程中产生过量摩擦热，导致材料组织软化，磨损深度进一步加深。

2.2.3 钢轨钢磨损深度观察

将在不同偏析角度的纵截面深度变化图进行对比可以看出，由于磨损面与偏析所呈的角度不同，所表现出来的磨损深度也有较明显差别。其中，在图6a）磨损与偏析条带呈45°时，纵截面最大磨损深度最小，为42.9 μm。呈0°时最大磨损深度为78.9 μm。磨损与偏析条带呈90°时，纵截面最大磨损深度最大，达到了106.1 μm。与400 N载荷作用相比，在700 N载荷作用下磨损深度显著增加。图6b）偏析角度在0°时最大磨损深度为168.3 μm，较400 N载荷增加了56.8 %。在45°时最大磨损深度为99.1 μm，较400 N载荷增加了59.2%，此时磨损深度最小。而偏析角度在90°时最大磨损深度达到了267.4 μm，较400 N载荷增加了56.0%，此时磨损深度最大。图6c）偏析角度在0°时最大磨损深度为262.3 μm，较700 N载荷增加了43.5%，此时磨损深度最大。在45°时为206.1 μm，较700 N载荷增加了55.3%，此时磨损深度最小。在90°时最大磨损深度为254 μm，较700 N載荷增加了2.4%。图6d）偏析角度在0°时最大磨损深度为514.3 μm，较1 000 N载荷增加了51.2%，此时磨损深度最大。在45°时为426.1 μm，较1 000 N载荷增加了45.4%，此时磨损深度最小。在90°时最大磨损深度为504.8 μm，较1 000 N载荷增加了54%。从而可以看出，随着载荷的增加，曲线从一开始的上下波动到最后的趋于平滑稳定，磨损深度也愈加变深。并且纵截面磨损深度从侧面上也体现出了磨损的幅度，在不同载荷下偏析角度为45°的最大磨损深度均最小，与之前的磨损失重量规律一致。

2.2.4 钢轨钢磨损状态的显微组织观察

图7所示为不同载荷下3种偏析位置的磨损扫描照片。上试样面为磨损面，左试样面为磨损亚表层横截面，右试样面为磨损亚表层纵截面。在其扫描照片中可发现，不同磨损时间后，试样磨损表面显著的特点是平行于滑动方向的犁沟和少量由碎屑引起的微切削和分层，在400 N载荷作用下，其磨损机制主要是黏着磨损和磨粒磨损。对磨损表面的白色氧化层进行了能谱观察，如图8a）所示，得到主要元素为铁原子与氧原子，说明以铁的氧化物为主。并且氧化物的生成可以减小摩擦副之间的摩擦系数，进而有效减缓磨损[19-20]。此外，在磨损过程中，局部基体也会在较大摩擦力的作用下沿磨损方向整体剥落，形成图7a）所示的鱼鳞状纹理。观察其亚表层组织，从图中可以看出在400 N载荷下，3种不同偏析位置下亚表层均出现了明显的塑性变形层。随着载荷的增加，磨损表面产生了大面积的剥离，并且有大量的微裂纹产生。图7c）中有明显的剥离块，这是因为上下摩擦副刚接触时，由于试样表面粗糙导致磨损初期较剧烈，并且试样表面成分不均匀也会引起磨损产生晃动，这样会产生局部塑性变形，局部塑性变形会使两个接触面的原子彼此十分接近而产生强烈的黏着[21]。随后，黏着点被剪断并粘在试样表面，然后脱落下来形成磨屑，黏着点被剪断后在磨损表面留下黏着物与剥落坑。

经700 N载荷作用下的贝氏体组织发生严重塑性变形，而且因剧烈的塑性变形使得铁素体被拉长成纤维状组织，且距离表层较近的区域由于摩擦热和塑性变形的原因，且大致沿磨损方向呈平行排列。图7d）表面除了大面积的鱼鳞状起皮外还存在少量黏着物和氧化物，这表明在磨损初期试样表面不平整形成了黏着磨损和少量氧化磨损，黏着物即是表面存在的部分突起造成的。由于载荷的增加，距离表层越近，剧烈塑性变形越严重，并且通过长时间的往复摩擦磨损，磨损面的温度也会越来越高，这种由于摩擦形成的高温会使接触亚表面的组织过度回火，导致碳化物不断堆积长大[22-23]。

当载荷增加到1 000 N时，磨损表面温度持续升高，高温下接触点材料的软化熔融，加之氧化物的润滑作用，整个磨损表面滑道较明显，试样表面大部分被氧化层覆盖，此时主要以氧化磨损为主。图7g）磨损亚表层纵截面可以看到有明显的块状剥落现象，形成了半圆坑，也是由于高温摩擦热的作用。同时，在塑性变形区组织已经完全演变为纤维状。

当载荷增加到1 500 N时，纵截面的严重变形层区域变大，塑性剪切变形加深，裂纹在亚表层近似于平行方向扩展。对磨损试样表面进行XRD试验，以观察在不同磨损状态下，磨损前后试样表面的微观结构是否发生了变化，图8b）为磨损后样品的磨损表面XRD图谱。由图8b）可以看出，相对于原始试样的XRD图谱，随着载荷的增大，磨损试样表面XRD图谱显现出了除γ及α之外的衍射峰，经过对这些衍射峰进行标定，可确定该衍射峰为Fe2O3以及Fe3O4氧化物，可见，在高载荷下，由于温升作用，磨损会导致氧化磨损的产生，从而使磨损加剧。

为了解释不同偏析位置下的钢轨钢在累积磨损时间420 min后表现出不同的磨损失重量，在1 000 N载荷作用下的钢轨钢磨损纵截面亚表层做线扫描能谱观察。如图9所示，可以看出在偏析条带处Mn元素曲线有明显的波动，在此可以证明偏析条带是由锰元素偏多造成的。图9a）为偏析条带平行排列时出现在亚表层的下方，由于偏析条带与基体交替出现，所以在亚表层处为基体组织，此时块状剥离现象和凹坑较明显。图9b）偏析条带与亚表层呈45°时，可以看出基体处的亚表层出现剥落掉块，在偏析条带处的亚表层组织较平整。图9c）偏析条带与亚表层垂直时，同样在基体处的亚表层出现凹坑，在偏析条带处的亚表层组织较平整。这是因为偏析条带处多为Mn元素偏多，并且由图2可以看出偏析条带处的硬度较基体处平均高出100 HV左右，硬度值高的地方由于有偏析条带的出现，磨损失重较少，亚表层组织较均匀。而硬度值低的地方磨损失重较高，从而导致磨损表面磨损不均匀，出现剧烈振动，导致出现剥离掉块的现象。

图10为钢轨钢累积磨损时间420 min后的磨损亚表层金相组织照片，与图2基体处的金相组织相比，磨损后的亚表层偏析条带有明显的沿着磨损方向的偏移。磨损亚表层与偏析角度呈0°时，如图10a）所示，当偏析条带正好在亚表层处出现时，由于偏析条带处硬度高的特性，导致磨损失重较少;当亚表层处是基体时，偏析条带在亚表层下方，基体处比偏析条带硬度低导致磨损失重较高。磨损亚表层与偏析角度呈45°时，偏析条带截面比垂直时宽，所以在45°时表现出最好的耐磨性。

3 结论

本文利用干滑动端面磨损摩擦试验机研究钢轨钢不同偏析角度，不同应力对磨损性能的影响规律，进一步通过磨损失重、磨损形貌、磨损纵截面硬度、显微组织对钢轨钢磨损性能进行分析。得出以下结论：

1）贝氏体钢轨钢轨头在进行干滑动端面摩擦磨损试验时，磨损机理主要由黏着磨损、磨粒磨损及氧化磨损组成，其中黏着磨损和磨粒磨损在低载荷下占主要作用，局部基体存在鱼鳞状纹理和微切削现象;在高载荷下由于过摩擦热的原因，氧化磨损占主要作用，磨损沟痕较明显，且试样表面大面积被颗粒状氧化物覆盖。

2）随着载荷的增加，贝氏体钢轨钢轨头的磨损截面亚表层塑性变形区尺寸变大，并且在高载荷下出现裂纹。不同角度的偏析条带落在纵截面亚表层时，亚表层组织较平整，而亚表层为基体时，亚表层组织表现出剥落现象和半圆形凹坑的生成。

3）贝氏体钢轨钢轨头的耐磨性与不同角度的偏析条带密切相关。其中，磨损亚表层与偏析条带呈90°时偏析条带磨损量最大，符合铁路实际运行过程中存在的晃车现象;在45°时偏析条带由于是倾斜排列，导致落在磨损亚表层上的偏析条带截面较宽，硬度较高的区域多，磨损损伤最小，表现出最好的耐磨性。

参考文献：

[1]    GRASSIE S L. Rolling contact fatigue on the British railway system：treatment[J]. Wear，2005，258（7/8）：1310-1318.

[2]    TUNNA J，SINCLAIR J，PEREZ J. A Review of wheel wear and rolling contact fatigue[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part F：Journal of Rail and Rapid Transit，2007，221（2）：271-289.

[3]    VIÁFARA C C，CASTRO M I，VÉLEZ J M，et al. Unlubricated sliding wear of pearlitic and bainitic steels[J]. Wear，2005，259（1/2/3/4/5/6）：405-411.

[4]    王宁. 高速铁路站区小半径曲线减磨研究[J]. 铁道建筑，2017，57（10）：124-127，138.

[5]    刘杨煜，王少锋，刘林芽. 车轮镟修踏面对地铁小半径曲线段外轨侧磨发展影响的仿真分析[J]. 城市轨道交通研究，2020，23（11）：84-87.

[6]    张福成，杨志南，康杰. 铁路辙叉用贝氏体钢研究进展[J]. 燕山大学学报，2013，37（1）：1-7.

[7]    任静霄，刘宁，殷福星，等. 重载辙叉用贝氏体钢的疲劳性能研究[J]. 河北工业大学学报，2016，45（6）：74-81.

[8]    郑春雷，张福成，吕博，等. 无碳化物贝氏体钢的滚动接触疲劳磨损行为[J]. 机械工程学报，2018，54（4）：176-185.

[9]    谭谆礼，高博，高古辉，等. 国内外贝氏体钢轨的研发现状[J]. 金属热处理，2018，43（4）：10-18.

[10]  REMENTERIA R，GARCÍA I，ARANDA M M，et al. Reciprocating-sliding wear behavior of nanostructured and ultra-fine high-silicon bainitic steels[J]. Wear，2015，338/339：202-209.

[11]  赵佳莉，杨志南，张福成. 70Si3Mn钢中无碳化物贝氏体组织及其性能研究[J]. 燕山大学学报，2015，39（3）：199-205，212.

[12]  杨静，王天生，张冰. 高碳低合金钢低温贝氏体组织及其耐磨性研究[J]. 燕山大学学报，2011，35（5）：427-430，470.

[13]  WANG K K，TAN Z L，GAO G H，et al. Ultrahigh strength-toughness combination in Bainitic rail steel：The determining role of austenite stability during tempering[J]. Materials Science and Engineering：A，2016，662：162-168.

[14]  潘建華. 合金钢轧中的偏析及马氏体组织的成因[J]. 铁道物资科学管理，1996（5）：23-24.

[15]  黄斌，林升垚，毛晓峰，等. 42CrMo钢曲轴连杆颈磁痕显示的成因分析[J]. 金属热处理，2020，45（4）：224-229.

[16]  楊红伟，吴杏芳. 合金轨钢中异常组织的研究[J]. 金属热处理，1999，24（4）：11-13.

[17]  潘睿，任瑞铭，陈春焕，等. 钢中摩擦磨损白层的研究现状[J]. 钢铁研究学报，2016，28（7）：1-7.

[18]  李文亚，张建军，杨维宇. 高温均质化对高强贝氏体钢显微组织和力学性能的影响[J]. 热加工工艺，2017，46（2）：248-250.

[19]  WANG M M，ZHANG C Y，SUN D Y，et al. Wear behaviour and microstructure evolution of pearlitic steels under block-on-ring wear process[J]. Materials Science and Technology，2019，35（10）：1149-1160.

[20]  ZHANG F C，LONG X Y，KANG J，et al. Cyclic deformation behaviors of a high strength carbide-free bainitic steel[J]. Materials & Design，2016，94：1-8.

[21]  ZHANG P，ZHANG F C，YAN Z G，et al. Wear property of low-temperature bainite in the surface layer of a carburized low carbon steel[J]. Wear，2011，271（5/6）：697-704.

[22]  SULLIVAN J L，QUINN T F J，ROWSON D M. Developments in the oxidational theory of mild wear[J]. Tribology International，1980，13（4）：153-158.

[23]  WILSON J E，STOTT F H，WOOD G C，et al. The development of wear-protective oxides and their influence on sliding friction[J]. Proceedings of the Royal Society of London A， Mathematical and Physical Sciences，1980，369（1739）：557-574.