95Cr18马氏体不锈钢高温变形行为_李松松.pdf

第 30 卷 第 2 期2023 年 2 月塑性工程学报JOURNAL OF PLASTICITY ENGINEERINGVol.30 No.2Feb.2023引文格式:李松松,李 伟,肖 强,等.95Cr18 马氏体不锈钢高温变形行为 J.塑性工程学报,2023,30(2):105-114.LI Songsong,LI Wei,XIAO Qiang,et al.High temperature deformation behavior of 95Cr18 martensite stainless steel J.Journal of Plasticity Engineering,2023,30(2):105-114.基金项目:河北省自然科学基金资助项目(E2021203237);中央引导地方科技发展资金资助项目(216Z1002G)通信作者:于 辉,男,1974 年生,博士,教授,主要从事金属塑性加工工艺与质量控制、塑性变形及多尺度模拟研究,E-mail:第一作者:李松松,男,1995 年生,博士研究生,主要从事轧制理论及金属塑性变形研究,E-mail:lss9524 收稿日期:2022-04-23;修订日期:2022-12-1695Cr18 马氏体不锈钢高温变形行为李松松,李 伟,肖 强,于 辉(燕山大学 机械工程学院,河北 秦皇岛 066004)摘 要:为研究 95Cr18 马氏体不锈钢的高温变形行为,在变形温度 9001150、应变速率 0.120 s-1条件下进行了热压缩实验。研究了变形条件与流动应力之间的关系,根据 Arrhenius 方程与 Z 参数在应变 0.10.6 内构建了应变补偿的本构方程,基于动态材料模型与 Prasad 失稳判据绘制了应变为 0.2、0.4 和 0.6 时的热加工图,并对变形组织进行了观察。结果表明,95Cr18 不锈钢应力随应变的变化呈现出典型的动态再结晶型特征,流动应力随温度的降低及应变速率的增大而增加。在应变速率为 5 s-1 时,本构模型预测应力与实验数据吻合良好,R 与 eAARE分别为 0.9935 和 2.977%,证明了本构方程准确性较高。热加工图失稳区分布在低温高应变速率区域,95Cr18 不锈钢热变形可加工工艺区间为变形温度 9751150、应变速率 0.12.7 s-1。关键词:95Cr18 马氏体不锈钢;高温变形;本构方程;热加工图;显微组织中图分类号:TG142.71 文献标识码:A 文章编号:1007-2012(2023)02-0105-10doi:10.3969/j.issn.1007-2012.2023.02.013High temperature deformation behavior of 95Cr18 martensite stainless steelLI Song-song,LI Wei,XIAO Qiang,YU Hui(College of Mechanical Engineering,Yanshan University,Qinhuangdao 066004,China)Abstract:To study the high temperature deformation behavior of 95Cr18 martensitic stainless steel,the hot compression experiments were carried out under the conditions of deformation temperature of 900-1150 and strain rate of 0.1-20 s-1.The relationship between de-formation conditions and flow stress was studied,the strain-compensated constitutive equation was constructed according to the Arrhenius equation and Z parameter with strain of 0.1-0.6,and based on dynamic material model and the Prasad instability criterion,the hot pro-cessing maps with strain of 0.2,0.4 and 0.6 were drawn,and the deformed microstructure was observed.The results show that the varia-tion of stress with strain of 95Cr18 stainless steel exhibits typical dynamic recrystallization characteristics,and the flow stress increases with the decrease of temperature and the increase of strain rate.The predicted stress of constitutive model is in good agreement with the experimental data when the strain rate is 5 s-1.R and eAARE are 0.9935 and 2.977%,respectively,which demonstrates that the accuracy of constitutive equations is high.The instability region of hot processing map is distributed in the region with low temperature and high strain rate.The processable process range of hot deformation of 95Cr18 stainless steel is the deformation temperature of 975-1150 and the strain rate of 0.1-2.7 s-1.Key words:95Cr18 martensite stainless steel;high temperature deformation;constitutive equation;hot processing map;microstructure 引言95Cr18 作为高碳高铬马氏体不锈钢,因具有高强度、高耐磨性及优良的耐腐蚀性而被广泛应用于船舶航空、石油化工及核能核电等特种装备领域1-3。近年来,随着科技与工业的快速发展,对在高温高摩擦极端工况条件下服役的 95Cr18 不锈钢性能提出了更高的要求。因此,目前对 95Cr18 不锈钢的研究报道多集中于对其加工成品性能的提高4-6。但是,研究表明95Cr18 不锈钢中大量 Cr 元素的添加在提高强度和耐磨性的同时会降低其塑性与韧性,恶化冷热加工性能7-9。同时,变形温度和应变速率对 95Cr18 热成形过程影响较大,加工温度范围狭窄,轧制塑性成形差,在热加工过程中极易出现变形缺陷,力学性能控制难度较高10。因此,研究 95Cr18 不锈钢的高温变形行为,确定合理的热变形可加工区间,选择最优的变形温度、应变速率等工艺参数,对材料性能的提高具有重要的工程意义。本文采用热模拟压缩实验,系统性分析了热轧马氏体不锈钢 95Cr18 在变形温度 9001150、应变速率 0.120 s-1范围内的高温变形行为,并构建了应变补偿后的本构方程,根据动态材料模型与Prasad 失稳判据创建了应变 0.2、0.4 和 0.6 下的热加工图,结合变形后的材料显微组织,确定了热变形的可加工工艺区间,为 95Cr18 不锈钢实际热轧生产工艺探究提供理论基础支撑。1 实验材料及方法实验材料采用 95Cr18 马氏体不锈钢棒材坯料,其主要化学成分如表 1 所示。利用电火花线切割技术将其加工成尺寸为 10 mm15 mm 的圆柱试样,并在 Gleeble-3800 动态模拟压缩试验机上进行等温恒应变速率热压缩实验。如图 1 所示,实验的变形温度为 900、950、1000、1050、1100 和 1150;应变速率为0.1、1、5、10 和20 s-1;最大变形量为60%。实验时以 10 s-1的速率加热至 1250 并保温 5 min,使试样组织均匀,后以 5 s-1的冷却速率调整至变形温度,保温 2 min 消除试样内部的温度梯度后,按照设定的应变速率进行变形,达到设定应变量后立即水冷至室温。将变形后的试样沿轴线剖开,经过打磨抛光,用苦味酸与盐酸溶液进行腐蚀后观察显微组织。表 1 95Cr18 不锈钢化学成分(%,质量分数)Tab.1 Chemical composition of 95Cr18 stainless steel(%,mass fraction)元素CSiMnPSCrNiFe含量0.90.80.80.040.03180.6余量2 结果与分析2.1 高温变形真应力-真应变曲线分析95Cr18 马氏体不锈钢在不同变形温度和应变速图 1 热压缩实验工艺Fig.1 Hot compression experiment process率下的真应力-真应变曲线如图 2a图 2e 所示。从曲线中可以看出,在材料的初始变形阶段,因变形量增加使位错大量增殖,塑性变形加工硬化迫使内部应力迅速增大。随着应变的增加,加工硬化逐步被流动软化抵消,应力呈现出平滑或稳定的流动应力状态。从图中可以看到,在低温条件下,应力曲线升高至峰值后缓慢降低;而随着温度的升高,硬化与软化交替竞争,出现周期性类似波浪形的流变应力曲线。因此,在此变形条件下 95Cr18 不锈钢软化机制以动态再结晶为主11-12。对比不同应变速率下的真应力-应变曲线可知,材料存在一定的应变率效应,在不同变形温度下,流动应力都随应变速率的增大而增大。从图 2f 可以看到,应变速率由 0.1 s-1增加至 20 s-1时,在900 时,峰 值 应 力 由 334.6 MPa 增 加 至407.5 MPa,增加了 22%;在 1150 时,峰值应力由 88.1 MPa 增加至 205.3 MPa,增加了 133%。在相同温度下,随着应变速率的增大,变形时间相应减少,试样内部的畸变程度随之增强,促使变形阻力增加。同时,变形时间减少导致材料在高温下停留的时间缩短,变形抗力增加。在热变形过程中,材料存在热敏感性,温度升高使金属内部的热激活作用增强,金属塑性流动性提高使材料的变形抗力降低13。由图 2f 可知,温度由 1150 下降至 900 时,在 0.1 s-1时,峰值应力由 88.1 MPa 增加至 334.6 MPa,增加了 280%;在 20 s-1时 峰 值 应 力 由 205.3 MPa 增 加 至407.5 MPa,增加了 98%。由此可见,变形温度相比应变速率对峰值应力的影响更大。2.2 高温流变本构模型的构建由图 2 可知,95Cr18 马氏体不锈钢在不同变形温度与应变速率下,峰值应力变化存在一定的规律601塑性工程学报第 30 卷图 2 95Cr18 不锈钢在不同变形条件下的真应力-真应变曲线与峰值应力变化(a)=0.1 s-1(b)=1 s-1(c)=5 s-1(d)=10 s-1(e)=20 s-1(f)峰值应力变化Fig.2 True stress-true strain curves and peak stress change of 95Cr18 stainless steel under different deformation conditions(a)=0.1 s-1(b)=1 s-1(c)=5 s-1(d)=10 s-1(e)=20 s-1(f)Peak stress variation性,可采用双曲正弦函数 Arrhenius 方程14描述应力与变形条件之间的关系:=A1n1exp-QRT(),1.2A3sinh()nexp-QRT(),全应力水平|(1)式中:为 应 变 速 率(s-1);为 峰 值 应 力(MPa);Q 为热变形激活能(Jmol-1);R 为摩尔气体常数,R=8.314 J(molK)-1;T 为绝对温度(K);、A1、A2、A3为材料常数;n、n1为材料加工硬化指数,均与温度无关,且=n1。对式(1)取自然对数变换后可知,温度 T 一定时,ln-ln、-ln、lnsinh()-ln 和lnsinh()-1/T 均呈线性关系。将峰值应力所对应的应力-应变数据代入式中进行拟合,获得线性回归直线,如图 3a 图 3d 所示,对应斜率分别为1/n1、1/、1/n 和 Q/Rn,对相应直线数值取平均得到参数 n1、n 和 Q 的值。在高温塑性变形过程中,由于应变速率受热激活过程控制,因此需要考虑变形温度对应变速率的影响。ZENER C 等15给出了温度补偿应变速率因子 Z 参数:Z=expQRT()=Asinh()n(2)对式(2)取自然对数,lnZ-lnsinh()呈线性关系,代入峰值应力-应变数据可获得拟合线性回归直线,如图 3e 所示,其对应的截距即为 lnA。综上,计算获得峰值应力条件下本构方程的系数,如表 2 所示。表 2 本构方程系数Tab.2 Coefficients of constitutive equation参数nn1Q/(Jmol-1)A值0.00470.04937.7519 10.48955565833.9421021从而得到在峰值应力计算条件下,95Cr18 马氏体不锈钢在 9001150 范围时的双曲正弦函数本构方程为:=3.942 1021sinh(0.0047)7.7519exp-5565838.314T()(3)701 第 2 期李松松 等:95Cr18 马氏体不锈钢高温变形行为图 3 应力与温度和应变速率之间的关系曲线(a)ln-ln(b)-ln(c)lnsinh()-ln(d)lnsinh()-1/T(e)lnZ-lnsinh()Fig.3 Relation curves between stress,temperature and strain rate 在金属材料的高温变形过程中,Z 参数也常被用于验证材料模型的可靠性,将上述计算所得参数代入由其变换后的方程中可得以 Z 参数表示的本构模型:=10.0047lnZ3.942 1021()1/7.7519+Z3.942 1021()2/7.7519+1|1/2(4)Z=exp556583/(8.314T)(5)从上述本构模型中可以看出,由于在计算过程中只选取了不同变形条件下的峰值应力,只考虑了应变速率与变形温度对应力的影响,但是本构参数、n、Q 和 lnA 与应变之间也存在相应关系,在求解过程中必须考虑应变对应力的影响。为此,以同样的方法求解应变为 0.10.6 范围内的、n、Q 和lnA 值,并对各应变下同一本构参数变量按照五阶多项式进行拟合,得到、n、Q 和 lnA 与真应变 的关系曲线,如图 4 所示。其中以真应变为自变量的多项式可以表示为:=B0+B11+B22+B33+B44+B55n=C0+C11+C22+C33+C44+C55Q=D0+D11+D22+D33+D44+D55lnA=E0+E11+E22+E33+E44+E55|(6)通过五阶多项式拟合曲线可以求得多项式系数Bi、Ci、Di和 Ei(i=0、1、2、3、4、5),如表 3所示。将拟合计算得到的参数代入本构方程,获得应变补偿后的本构模型如下:=1()lnexpQ()/(RT)A()1/n()+expQ()/(RT)A()2/n()+11/2(7)为检验本构模型的准确性,对应变速率 5 s-1条件下获得的不同温度真应力-真应变数据与本构方程计算的预测数据进行比较,结果如图 5a 所示。从图中可以看到,本构模型预测的真实应力与实验数据吻合良好。通过相关系数 R 与平均相对误差绝对值 eAARE可进一步评估本构模型的准确性,如式(8)所示:801塑性工程学报第 30 卷图 4 各本构参数应变补偿拟合(a)-(b)n-(c)Q-(d)lnA-Fig.4 Strain compensation fitting for each constitutive parameter表 3、n、Q 和 lnA 多项式系数Tab.3,n,Q and lnA polynomial coefficientsnQ/(Jmol-1)lnAB0=0.0218C0=10.7581D0=1.645106E0=117.032B1=-0.2624C1=-32.9844D1=-1.471107E1=-831.071B2=1.5436C2=193.889D2=8.563107E2=4746.26B3=-4.3146C3=-578.202D3=-2.397108E3=-13171.9B4=5.7786C4=823.691D4=3.214108E4=17564.3B5=-2.9744C5=-441.795D5=-1.645108E5=-8913.44R=Ni=1(ie-e)(ip-p)Ni=1(ie-e)2(ip-p)2eAARE=1NNi=1ie-ipie|(8)式中:N 为计算数据量;ie为实验应力值;ip为本构模型预测应力值;-e和-p分别为 ie和 ip的平均值。如图 5b 所示,绘制应力预测计算值与实验值的误差散点图并进行线性拟合,计算得到 R 与eAARE的值分别为 0.9935 和 2.977%,表明预测值与实验值之间具有良好的一致性,上述所得本构方程可以较好预测 95Cr18 马氏体不锈钢的高温流变应力。2.3 热加工图构建热加工图是研究金属热加工成形性能的重要方法,通过建立热加工图可对金属材料塑性变形工艺参数进行选择。PRASAD Y 等16基于动态材料模型提出热加工图理论,将材料输入的能量 P 分为耗散量 G 与耗散协量 J 两部分。当温度和应变恒定时,流变应力与应变速率之间满足 =K m,其中 K 为常数,m 为应变速率敏感指数,其大小可反映出能量 P 转化为 G 或 J 的情况,对其进行变换可求得 m为:m=lnln(9)此时,能量 P 可表示为:901 第 2 期李松松 等:95Cr18 马氏体不锈钢高温变形行为图 5 流变应力预测值与实验值的误差曲线(a)=5 s-1时预测值与实验值对比(b)相关性曲线Fig.5 Error curves between predicted and experimental values of flow stress(a)Comparison of predicted and experimental values with=5 s-1(b)Correlation curveP=G+J=0d+0d=Pm+1+mPm+1(10)定义无量纲参数 为能量耗散因子,在理想情况下,耗散协量 J=Jmax=P/2,可得:=JJmax=2mm+1(11)能量耗散因子 越大,表明材料在变形过程中用于微观组织演变的能量越多,在变形过程中越容易出现能够改善组织性能的微观组织变化机制,材料的热加工性能越好。将不同变形条件下所得的 值进行绘制便可获得能量耗散图。图 6 为 95Cr18 不锈钢在应变为 0.2、0.4 和 0.6 时的能量耗散效率的等值曲线图及其三维云图。从图6 中可以看到,在不同应变下的能量耗散图中均存在明显的高能量耗散与低能量耗散区域,分别位于耗散图的右下角与左上角区域,且不同应变条件下能量耗散因子变化趋势大致相同,值区域位置能够基本吻合。一般情况下合金出现动态再结晶行为会在 值达到0.30.55 时,并且层错能的变化对动态再结晶发生有重大影响17。95Cr18 在不同应变下的能量耗散图中均存在耗散因子大于 0.3 的区域,因此其塑性变形过程中存在动态再结晶现象,这与热压缩实验呈现出动态再结晶型应力-应变曲线的结果一致。图 6 95Cr18 在不同应变下的能量耗散图及其云图(a)=0.2,能量耗散图(b)=0.4,能量耗散图(c)=0.6,能量耗散图(d)=0.2,能量耗散云图(e)=0.4,能量耗散云图(f)=0.6,能量耗散云图Fig.6 Energy dissipation diagram and cloud diagram of 95Cr18 stainless steel with different strains(a)=0.2,energy dissipation diagram(b)=0.4,energy dissipation diagram(c)=0.6,energy dissipation diagram(d)=0.2,cloud diagram of energy dissipation(e)=0.4,cloud diagram of energy dissipation(f)=0.6,cloud diagram of energy dissipation011塑性工程学报第 30 卷 如图 6a 和图 6d 所示,应变量为 0.2 时,能量耗散因子 值随温度的升高逐渐增大,在 1075 1150 区间内达到峰值;在低温 900975 内,值随应变速率的变化较小;当温度持续升高,值大小随应变速率的增加而减小,且该变化速率随温度升高呈现出由快至缓的趋势,在 1120 左右即峰值位置时变化速率达到最慢。由图 6b 和图 6e、图6c 和图 6f 可知,随着应变量的增加,值大小呈现出整体增大的趋势,且峰值位置向低温区域移动,但移动幅度有限,整体分布规律仍具有高度相似性。不同应变条件下,95Cr18 不锈钢在低温高应变速率区域的能量耗散因子 都处于 0.1 以下,加工硬化效果强烈,容易出现失稳;而其塑性变形高能量耗散效率区全都位于高温低应变速率区域,0.3 基本分布于温度 10601150 和应变速率 0.11 s-1的区域内,因此在该区域有可能获取其最佳的塑性变形工艺参数。一般情况下,能量耗散因子越小,越容易失稳;能量耗散因子越大,材料热变形塑性越好,热加工性能也就越好。但是,热加工过程中可能会出现绝热剪切带、负塑性流动、空洞形核和楔形裂纹等缺陷,这些变形缺陷的出现也会导致出现失稳18。为此,引入以最大熵原理为基础获得的 Prasad 材料流动失稳连续性判据19:=lnmm+1ln+m 0(12)式中:为塑性失稳因子,0 表示材料处于塑性失稳态。为保证材料在变形过程中不发生失稳,应当在进行热加工时远离失稳区域。将不同应变速率、变形温度下所得的塑性失稳因子 绘制成塑性流动失稳图,与能量耗散图叠加得到热加工图。图 7 为95Cr18 不锈钢在应变 0.2、0.4、0.6 时的热加工图。由图可知,应变为 0.2 时,95Cr18 不锈钢的失稳区集中在中低温、中高应变速率区,即 900 1030、1.620 s-1范围内,且 在该区域取得的最小值为 0.048(图 7a);应变为 0.4 时,失稳区集中在中低温、中高应变速率区,即 900 1025、2.720 s-1范围内,且 在该区域取得的最小值为0.062(图 7b);应变为 0.6 时,失稳区集中在低温、高应变速率区,即900980、520 s-1范围内,且 在该区域取得的最小值为 0.059(图 7c)。依据塑性失稳因子,当 95Cr18 不锈钢在上述失稳区的工图 7 95Cr18 不锈钢在不同应变下的热加工图(a)=0.2(b)=0.4(c)=0.6Fig.7 Hot processing maps of 95Cr18 stainless steel with different strains艺参数下变形时,其可加工性将恶化,因此应尽可能避免在此工艺参数下进行热成形加工。从图 7a 中可以看到,在同一应变下,低温条件下失稳区域分布相对较广,随着变形温度的升高,失稳区向着高应变速率区域移动。在不同应变下,失稳区随着应变的增大向低温高应变速率方向移动,但移动幅度有限。从整体上看,95Cr18 不锈钢在塑性变形时,变形温度与应变速率对热加工图有较大111 第 2 期李松松 等:95Cr18 马氏体不锈钢高温变形行为影响,失稳区主要分布在低温、高应变速率、低能量耗散效率(9001050、1.520 s-1、0.1)区域。主要是由于在低温条件下,金属晶体原子间相对稳定,塑性流动性较弱,在高温变形过程中极易产生加工缺陷,导致材料加工失稳;而在高应变速率下位错、变形缺陷与基体之间存在强烈的相互作用,动态回复、再结晶与应变累积退化受到限制,促进了楔形裂纹、空洞和绝热剪切带的形成,也会导致材料出现失稳20。应变为 0.2 时热加工图中的失稳区域面积随着应变速率的提升和温度的下降呈现出扩张的趋势;当应变达到 0.4 时,热加工失稳区面积明显缩小,在形变失稳区的高温低应变速率区域收缩程度较为明显;当应变继续升高至 0.6 时,失稳区面积进一步缩小,流动不稳定性发生在应变速率的最高水平(520 s-1)。从上述分析中可知,95Cr18 不锈钢在此热加工工艺范围内以动态再结晶为主,随着应变的增大,材料内部快速积累能量,金属流动能力增强,能量耗散效率整体明显升高,降低了变形过程中出现失稳的概率,因此随着应变的增大,失稳区呈现缩小的趋势。2.4 高温变形组织分析图 8 为 95Cr18 不锈钢不同变形温度和应变速率下的微观组织形貌。图 8a图 8c 所示为 900 时不同应变速率下的微观组织,可以看到,变形组织晶粒尺寸不均且较为粗大。由于未达到动态再结晶温度,此时变形过程中软化机制以动态回复为主,动态再结晶现象并不明显。随着应变速率的增加,变形时间相应减少,试样内部的畸变程度随之增强,晶粒尺寸更加粗大且破裂现象明显。在此条件下进行加工极易出现开裂,在热加工图上反映为材料处于失稳区且能量耗散因子 值较小。变形温度较低时,动态再结晶形核驱动力主要来自位错滑移产生的畸变能,随着温度的升高,形核驱动力减小,新生动态再结晶晶粒数量增多。如图 8d 所示,此时热变形组织发生了一定程度的动态再结晶,由于热变形内能增加较少,动态再结晶进行并不充分,组织为变形的粗大不规则晶粒与细小动态再结晶晶粒组成的混晶。如图 8e 所示,随着温度继续升高,动态再结晶晶粒数量进一步增多,晶图 8 95Cr18 不锈钢在不同变形条件下的组织形貌(a)T=900,=0.1 s-1(b)T=900,=5 s-1(c)T=900,=20 s-1(d)T=1000,=0.1 s-1(e)T=1100,=0.1 s-1Fig.8 Microstructure morphologies of 95Cr18 stainless steel under different deformation conditions211塑性工程学报第 30 卷粒进一步细化,体积也有所增大,提高了材料的综合力学性能,有利于塑性变形加工。由此可见,95Cr18 不锈钢动态再结晶受温度影响较大,高温有利于动态再结晶的发生,提高材料塑性加工成形能力。因此,在高温低应变速率区域 95Cr18 不锈钢可获得最佳的塑性变形工艺参数。从上述对 95Cr18 不锈钢在不同变形条件下热加工图与显微组织分析可知,变形温度与应变速率对热加工图有较大影响;热加工图失稳区变形温度9001050,应变速率 1.520 s-1,应避免在此区域进行热成形加工。综上,95Cr18 不锈钢热变形的可加工工艺区间为变形温度 9751150,应变速率 0.12.7 s-1。3 结论(1)95Cr18 不锈钢在实验变形条件下的真应力-真应变曲线呈现典型的动态再结晶型特征;在热变形过程中,变形温度和应变速率对流动应力影响程度较大,峰值应力随温度的下降及应变速率的提高而增大。(2)基于双曲正弦函数 Arrhenius 方程与温度补偿应变速率因子 Z 参数,构建了在应变 0.10.6 范围内经过应变补偿后的本构方程:=1()lnexpQ()/(RT)A()1/n()+expQ()/(RT)A()2/n()+11/2。(3)建立了 95Cr18 不锈钢在应变 0.2、0.4、0.6 时的热加工图,失稳区分布在变形温度 900 1050,应变速率 1.520 s-1范围内,随应变的增大,失稳区中的高温低应变速率区域收缩程度明显;95Cr18 不锈钢热变形可加工工艺区间为变形温度9751150,应变速率 0.12.7 s-1。参考文献:1 袁兆静.热处理对 G95Cr18 和 G102Cr18Mo 钢的组织和力学性能的影响 J.上海金属,2018,40(2):59-63.YUAN Zhaojing.Effect of heat treatment on microstructure and mechanical properties of G95Cr18 and G102Cr18Mo steels J.Shanghai Metals,2018,40(2):59-63.2 GUO H,DU S M,LEI J Z,et al.Influence of twin carbide structure on friction and wear properties of G95Cr18 stainless bear-ing steel J.Frontiers in Materials,2019,6(162):1-9.3 金磊.G95Cr18 钢夹杂物稳定控制的工艺研究 J.特钢技术,2021,(2):18-21.JIN Lei.Study on process of stable control of inclusion in G95Cr18 steel J.Special Steel Technology,2021,(2):18-21.4 李一磊,包汉生,李权,等.硬度对 95Cr18 钢滚动摩擦性能的影响 J.金属功能材料,2020,27(5):38-45.LI Yilei,BAO Hansheng,LI Quan,et al.Effect of hardness on rolling wear properties of 95Cr18 steel J.Metallic Functional 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