Modellierung der Verschleißfestigkeit für TC21 Ti

Wissenschaftliche Berichte Band 13, Artikelnummer: 4624 (2023) Diesen Artikel zitieren

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Diese Studie untersuchte die Auswirkung von Wärmebehandlungsprozessen auf die Trockengleitverschleißfestigkeit der TC21-Ti-Legierung bei verschiedenen Ebenen normaler Belastung und Gleitgeschwindigkeit. Als Entwurf für den Versuchsablauf wurde die Response Surface Methodology (RSM) verwendet. Zur Ergebnisbegründung wurden neben der XRD-Analyse auch OM und FESEM herangezogen. Die höchste Härte von 49 HRC wurde für WQ + Alterungsproben gemessen, da viel α″ in αs und mehr αs zerfiel, während die niedrigste Härte von 36 HRC für WQ-Proben gemeldet wurde. Die Ergebnisse zeigten, dass Proben, die einer Wasserabschreckung und Alterung (WQ + Alterung) unter extremen Belastungs- und Geschwindigkeitsbedingungen (50 N und 3 m/s) unterzogen wurden, die schlechteste Verschleißfestigkeit aufwiesen, obwohl sie die höchste Härte aufwiesen. Während diejenigen, die im geglühten Zustand belassen wurden, die höchste Verschleißfestigkeit zeigten, hatten sie im Vergleich zu anderen Bedingungen eine viel geringere Härte. Ein mathematisches Polynommodell für die Verschleißfestigkeit, ausgedrückt in der Verschleißrate, wurde entwickelt, validiert und dann zur Ermittlung der optimalen Parameter verwendet.

Mehrere technische Anwendungen erfordern von Ingenieuren die Beschaffung von Materialien mit hoher Festigkeit, Steifigkeit, Bruchzähigkeit und extremen Betriebstemperaturen bei geringem Gewicht1. Diese Eigenschaftssammlung kann problemlos durch Titan (Ti) und seine Legierungen unterstützt werden. Dadurch wird ihr Anwendungsspektrum um fortschrittliche technische Anwendungen in der Bau-, Automobil-, Energieerzeugungs-, Biomedizin-, chemischen Verarbeitungs-, Luft- und Raumfahrt- und Schifffahrtsindustrie erweitert2,3. Allerdings stoßen Titan und seine Legierungen bei der Verwendung im Bereich Verschleiß und Reibung auf Schwierigkeiten. Dies wird auf ihre im Vergleich zu Stählen unter Umständen geringe Verschleißfestigkeit und hohe chemische Affinität zurückgeführt4. TC21 ist eine neu entwickelte schadenstolerante Ti-Legierung mit hoher spezifischer Festigkeit und Betriebstemperatur5. Es gehört zu den α + β-Legierungen, die mehr als 70 % des Marktes für Ti-Legierungen ausmachen6. Dies liegt daran, dass diese Legierungen durch thermische und thermomechanische Behandlungen verstärkt werden können. Somit kann ein breites Spektrum an Mikrostrukturen und mechanischen Eigenschaften erhalten werden, um Anwendungen individuell anzupassen7. TC21 gilt als starker Konkurrent und Ersatz für die bekannte Ti-Legierung Ti–6Al–4V (Ti64)8. Manche nennen Ti64 eine Arbeitslegierung für die Titanindustrie, sie dominiert 50 % des Weltmarktes6. Obwohl beide Legierungen α + β-Legierungen sind, weist TC21 eine höhere spezifische Festigkeit und Bruchzähigkeit auf als die Ti64-Legierung. Der für TC21 eingereichte Antrag betrifft Luft- und Raumfahrtprodukte wie Fahrwerkskomponenten, tragende Strukturen, Triebwerkswellen, Rümpfe und Rahmen9.

Das Verschleißverhalten von TC21 wurde sowohl aus Sicht des Gleitverschleißes als auch des Reibverschleißes untersucht. Elshear et al.10 untersuchten den Einfluss der Abkühlgeschwindigkeit und des Alterungsprozesses auf das Verschleißverhalten der verformten TC21-Ti-Legierung. Die bessere Kombination der Eigenschaften wurde durch luftgekühlten und gealterten Zustand (Wechselstrom + Alterung) erreicht. In einer anderen Arbeit11 untersuchten die Autoren zusätzlich zur Wärmebehandlung den Effekt der Kaltverformung. X. Guo et al.4 untersuchten den Einfluss einfacher, doppelter und dreifacher Wärmebehandlungen auf die Mikrostruktur und die Trockengleitverschleißeigenschaften der TC21-Legierung. Sie fanden heraus, dass die Verschleißfestigkeit der α + β-Korbgeflecht-Mikrostruktur (resultierend aus Doppel- und Dreifachbehandlungen) höher ist als die der einphasigen β-Mikrostruktur. Beim Reibverschleiß zeigten die Ergebnisse von Lin et al.12, dass die Amplitude im Vergleich sowohl zur Frequenz als auch zur normalen Belastung den größten Einfluss auf die Verschleißfestigkeit hatte. Der Schadensmechanismus war hauptsächlich ein abrasiver Verschleißmechanismus. Laut Yan et al.13 wurde der Reibverschleiß bei erhöhter Temperatur (150 °C) durchgeführt. Die Autoren berichteten, dass der Einfluss der Temperatur auf den Reibungskoeffizienten von der Verschiebung abhängt. Darüber hinaus war die Verschleißrate im Vergleich zur Raumtemperatur um 67,4–86,5 % reduziert, wobei der Oxidationsverschleißmechanismus der Hauptmechanismus war. Weit davon entfernt, herkömmliche Wärmebehandlungsverfahren zur Kontrolle der Verschleißeigenschaften der TC21-Legierung zu verwenden, wurde in vielen Untersuchungen14,15,16 über die Nutzung von Oberflächenmodifizierungstechnologie und Oxidationsprozessen berichtet, um die Härte und Verschleißfestigkeit der TC21-Legierung zu verbessern.

Um gültige, zuverlässige Schlussfolgerungen zu erhalten und gleichzeitig die Kosten und die Zeit der Versuchsdurchläufe so gering wie möglich zu halten, wird die Versuchsplanung (DOE) im tribologischen Bereich häufig eingesetzt, da der Verschleißtest als zerstörender Test eingestuft wird. Eines der am häufigsten verwendeten Designs in der Industrie oder in Forschungsarbeiten sind Taguchi-Designs oder orthogonale Taguchi-Arrays, die sowohl im Prozessdesign als auch in der Produktphase verwendet werden können, um die Herstellbarkeit und Zuverlässigkeit des Produkts zu verbessern17. Unter Verwendung des L9-Orthogonal-Array-Designs von Taguchi untersuchten R. Sahoo et al.1,18 den Einfluss von Faktoren wie mikrostrukturellen Variationen, die sich aus dem Wärmebehandlungsprozess, der Gleitgeschwindigkeit, der normalen Belastung und der Testdauer ergeben, auf das Trockengleitverschleißverhalten von Ti–6Al–4V Titanlegierung bei Raumtemperatur. Paramjit Singh et al.19 nutzten auch das Taguchi-Design mit orthogonaler L25-Anordnung, um die Tieftemperaturbehandlungsbedingungen für das Trockengleitverhalten derselben Legierung zu optimieren. Zu den Kontrollfaktoren gehörten Einweichdauer (tcs), Tempertemperaturen (Ttp), Gleitgeschwindigkeit (vs), Kontaktdruck (pc) und Gleitzeit (ts) mit jeweils 5 Stufen. Obwohl die Taguchi-Methode die Gesamtzahl der Durchläufe effektiv reduziert, gibt sie keinen genauen Hinweis auf die Ursache der Variabilität in der Reaktion, die auf Haupteffekte, Wechselwirkungen zwischen Kontrollfaktoren oder Krümmung zurückzuführen sein könnte20. Taguchi konzentriert sich auf die Haupteffekte und schenkt Interaktionseffekten weniger Interesse, es sei denn, sie sind im orthogonalen Array vorab zugewiesen.

Mehrere Forscher verwendeten RSM als DOE-Technik, um das Verschleißverhalten von Ti-Legierungen zu untersuchen. El-Tayeb et al.21,22 verglichen das Reibungsverhalten von zwei α + β-Titanlegierungen, Ti54 und Ti64, sowohl unter trockenen Luft- als auch unter trockenen kryogenen (flüssigen N2) Gleitbedingungen. Sie verwendeten RSM, um Modelle zu entwickeln, die die Wechselbeziehung zwischen der Leistung beschreiben Reaktionen – Reibungskoeffizient und Verschleißvolumen – und die Eingabevariablen. Chauhan et al.23 versuchten, die Mechanismen hervorzuheben, die für die geringe Verschleißfestigkeit der Titanlegierung (Grad 5) verantwortlich sind. Mithilfe von RSM untersuchten sie den Einfluss von drei Trockengleitfaktoren auf die spezifische Verschleißrate und entwickelten ein Vorhersagemodell. MD Sharma et al.24 modellierten und optimierten Trockengleitreibungs- und Verschleißeigenschaften, z. B. Verschleißrate, durchschnittlichen Reibungskoeffizienten und maximale Kontakttemperatur der Ti-3Al-2,5V-Legierung. Die Modelle wurden transformiert, z. B. logarithmisch oder inverse Quadratwurzel der Antwort als Funktion der Eingabevariablen. Babu et al.25 entwickelten außerdem ein reduziertes quadratisches Modell, um die spezifische Verschleißrate der Ti-3Al-2,5V-Legierung unter trockenen Gleitbedingungen mit einigen Eingangsvariablen wie Last, Geschwindigkeit und Gleitweg zu korrelieren. Elshaer et al.26 verwendeten RSM, um zu analysieren, wie Druck und Geschwindigkeit die Abbott Firestone-Zonen und das Verschleißverhalten von kohlenstoffarmem Stahl beeinflussten.

Es gibt nur begrenzte Literaturberichte über den Einsatz traditioneller Wärmebehandlungsverfahren zur Kontrolle des Trockengleitverschleißverhaltens der neu entwickelten TC21-Legierung. Dies kann auf zwei Gründe zurückgeführt werden: Erstens ist die Ti64-Legierung immer noch die bevorzugte Ti-Legierung. Der zweite Grund: Die meisten Untersuchungen zum Verschleißverhalten der TC21-Legierung konzentrieren sich auf Oberflächenmodifikationstechniken, obwohl diese viele Nachteile haben. Zu diesen Nachteilen gehören hohe Kosten, komplizierte Verfahren, hoher Energieverbrauch und Umweltgefahren27. Darüber hinaus fiel auf, dass alle Forscher4,10,11,12,13 jeweils nur die Auswirkung eines Inputfaktors auf die Verschleißeigenschaften untersuchen. Die aktuelle Arbeit zielt also darauf ab, diese Lücke zu schließen, und ist nach bestem Wissen der Autoren der erste Versuch, ein Regressionsmodell für die Verschleißrate unter trockenen Gleitverschleißbedingungen der Ti-Legierung TC21 gegenüber Schnellarbeitsstahl (HSS) zu entwickeln ) mit RSM. Darüber hinaus kann das entwickelte Modell nach der Validierung verwendet werden, um Vorhersagen innerhalb des Designraums zu Optimierungszwecken zu treffen, die in unserer Arbeit durchgeführt wurden.

Bei der untersuchten Legierung handelt es sich um eine TC21-Ti-Legierung von Baoji Hanz Material Technology Co., Ltd., China, mit der in Tabelle 1 aufgeführten chemischen Zusammensetzung. Die in dieser Studie verwendete Legierung hatte einen Durchmesser von 7 mm und eine Länge von 140 mm in Stabform geglüht. Die β-Übergangstemperatur dieser Legierung beträgt 950 ± 5 °C11.

In dieser Arbeit werden vier verschiedene Wärmebehandlungszyklen verwendet, siehe Abb. 1. Tabelle 2 fasst die Details der Wärmebehandlungszyklen zusammen. Für alle Wärmebehandlungszyklen wurde ein elektrisch programmierbarer Ofen (Muffelofen/Modell HTC03/1) mit kontrollierter Atmosphäre verwendet. Um Proben zu erhalten, die für die nächsten verschiedenen Tests geeignet sind, wurden die TC21-Stäbe mithilfe einer Drahterodiermaschine (NOVICUT 350M Modell 2015) in kleine Proben mit einem Durchmesser von 7 mm und einer Länge von 12 mm geschnitten. Diese kleinen Exemplare wurden auf eine Körnung von 1000 gemahlen. Für metallografische Untersuchungszwecke wurden Proben aus jeder Gruppe ausgewählt und in Kalteinbettharz eingebettet, geschliffen, poliert und schließlich mit einer Ätzzusammensetzung aus 3 % HF, 30 % HNO3 und 67 % H2O geätzt. Für die metallurgische Untersuchung wurde dann ein optisches Mikroskop (OM) verwendet.

Zyklen verschiedener Wärmebehandlungen.

Der Rockwell-Härtetest (Skala C) wurde mit einem Rockwell-Härteprüfer (United True-Blue II Modell U-2004) gemäß den ASTM E18-Standards durchgeführt. Für jede Probe wurden sieben Messwerte aufgezeichnet. Ein trockener Gleitverschleißtest für 15 Minuten bei Umgebungstemperatur wurde mit einem Stift-auf-Scheiben-Tester für ausgewählte Proben auf der Grundlage eines Versuchsplanungsverfahrens durchgeführt. Verschleißproben (Länge Φ7 und 12) wurden gegen eine Schnellarbeitsstahlscheibe (HSS) mit einer Härte von 64 HRC befestigt. Vor jedem einzelnen Lauf wurde die Scheibe mit Schmirgelpapier der Körnung 1000 geschliffen, sowohl die Scheibe als auch die Probe wurden mit Aceton gereinigt und anschließend wurde ein Luftgebläse zum Trocknen und Ausblasen etwaiger Verunreinigungen verwendet. Um den Masseverlust durch Verschleiß zu ermitteln, wurde die Probe vor und nach dem Test mit einer elektronischen Waage mit einer Auflösung von 0,0001 g gewogen. Die durch die Verschleißrate (WR) ausgedrückte Verschleißfestigkeit ist gegeben durch:

wobei Δm: Massenverlust in Gramm (g), t: Zeit in Minuten (min).

Der Test wurde dreimal mit den gleichen Werten an normaler Belastung und Gleitgeschwindigkeit wiederholt, dann wurde der Durchschnitt ermittelt und aufgezeichnet. Zu Beginn jedes Durchlaufs wurde jede Probe eine Zeit lang belassen, bis die Oberfläche vollständig an der Tischoberfläche angestaucht war, um eine gleichmäßige Abnutzungsrate zu erreichen und den Effekt der Einlaufzeit zu vermeiden.

Um die Verschleißmechanismen zu identifizieren und zu bewerten, wurde für einige Proben eine Feldemissions-Rasterelektronenmikroskopie (FESEM) an abgenutzten Oberflächen unter den Bedingungen (10 N; 1,5 m/s) und (50 N; 3 m/s) durchgeführt Bedingungen mit geringem bzw. starkem Verschleiß. Außerdem wurden einige gesammelte Trümmer optisch untersucht.

Die für diese Untersuchung interessante Ausgangsreaktion ist die Verschleißfestigkeit des TC21, ausgedrückt in der Verschleißrate (WR). RSM wird verwendet, um den WR als Funktion von Eingabeparametern zu modellieren. Gemäß Ref. 1,18,19,21,22,23,24,25 gibt es viele Parameter, die die Verschleißeigenschaften beeinflussen könnten, wie z. B. normale Belastung/Druck, Gleitgeschwindigkeit, Gleitzeit/-weg, Material der Reibpaare , Temperatur, Oberflächenrauheit, Feuchtigkeit und Schmierung. Dabei haben die Belastung und die Gleitgeschwindigkeit den größten Einfluss.

Die niedrigen und hohen Werte der Inputfaktoren wurden auf der Grundlage der Literaturrecherche unter Berücksichtigung der technischen Möglichkeiten der verfügbaren Verschleißprüfmaschine zugewiesen. Tabelle 3 veranschaulicht die Höhe der Inputfaktoren. In dieser Studie wurde das flächenzentrierte zentrale Verbunddesign (CCD), Abb. 2, zur Konstruktion der Designmatrix verwendet. Das flächenzentrierte CCD besteht aus insgesamt 11 Punkten, aufgeteilt in 4 Faktor-, 4 Axial- und 3 Mittelpunkte. Diese 11 Punkte wurden für jede Stufe des kategorialen Faktors (Wärmebehandlung) verwendet. Wir erhalten also insgesamt 55 Läufe in der Designmatrix (Tabelle 4). Für die Zwecke der DOE und der anschließenden statistischen Analyse wurde die Software Design Expert 13 verwendet.

Flächenzentriertes zentrales Verbunddesign.

Abbildung 3 zeigt die Mikrostruktur von geglühten und unterschiedlichen Wärmebehandlungsbedingungen. Die Mikrostruktur des Glühguts besteht aus einer gleichachsigen α-Phase, die gleichmäßig in einer Matrix aus β-Phase verteilt ist (Abb. 3a). Laut Analyse des Phasenvolumenanteils auf Basis der Bildverarbeitung macht die α-Phase, bei der es sich um eine weiche Phase handelt1,28, etwa 65 % des Volumens aus. Infolgedessen waren die getemperten Proben weicher als die behandelten Proben mit Ausnahme von WQ. Durch Erhitzen über die Transustemperatur β wurde das gesamte α in β umgewandelt. Wenn die Legierung auf Raumtemperatur erwärmt wird, bilden sich grobe α-Platten innerhalb der β-Körner, Abb. 3b. Bei schneller Abkühlung bildet sich dagegen WQ orthorhombischer Martensit (α″), Abb. 3c29. Obwohl es intuitiv erscheint, wird die offensichtliche Abnahme der Härte von WQ-Proben dem orthorhombischen Martensit α'' zugeschrieben, der im Gegensatz zu hcp-Martensit α′ eine erweichende Wirkung hat, wie bereits berichtet30. Indem die abgekühlten Proben einem anschließenden Alterungsprozess unterzogen werden, werden die groben Platten in AC-Proben feiner) und es bilden sich einige Ausfällungen von sekundärem α (αs), Abb. 3d. Während in WQ + Alterungsproben das α″ vollständig in feines αs und β zerlegt wurde31,32. Diese αs verteilen sich im β-Korn und werden entlang der Korngrenze klarer, Abb. 3e.

OM-Bilder der Mikrostruktur: (a) geglüht, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Alterung und (e) WQ + Alterung.

Durch die unterschiedlichen Wärmebehandlungsprozesse entstanden unterschiedliche Mikrostrukturen. Dies führte zu einer bemerkenswerten Variation der Härte der behandelten Proben, wie in Abb. 4 dargestellt. Geglühte Proben zeigten einen Härtewert von 38 HRC. WQ-Proben zeigten den niedrigsten Härtewert von 36 HRC. Während WQ + Alterungsproben eine hohe Härte von 49 HRC erreichten. Dies spiegelt eine Steigerung der Härte um etwa 36 % im Vergleich zu WQ- und WQ + Alterungsproben wider. Daher hatten Proben nach WQ + Alterung die höchste Härte aufgrund der großen Menge an α″, die sich in αs zersetzte, und je mehr αs, je mehr Interphasengrenzen, desto mehr Hindernisse für die Versetzungsbewegung.

Härte der TC21-Ti-Legierung unter verschiedenen Bedingungen.

Abbildung 5 zeigt die Verschleißrate für alle Behandlungsbedingungen der TC21-Ti-Legierung unter allen getesteten Niveaus sowohl der normalen Belastung als auch der Gleitgeschwindigkeit. Man kann daraus schließen, dass der Einfluss der Gleitgeschwindigkeit für alle Behandlungsbedingungen bei niedrigen und mittleren Normallasten von 10 bzw. 30 N begrenzt ist. Bei gleichen Geschwindigkeiten war der Effekt der normalen Belastung jedoch erheblich. Bei WQ + Alterungsproben unter 10 und 30 N wurde der WR erhöht und dann verringert, wenn die Geschwindigkeit von 1,5 auf 2,25 m/s bzw. von 2,25 auf 3 m/s anstieg. Dies kann auf das Auftreten von Adhäsionsverschleiß zurückgeführt werden, der mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit abnimmt, was wiederum die Zeit und die Möglichkeit der Materialdiffusion zwischen den beiden Reibpartnern verringert, insbesondere wenn kein Schmierfilm verwendet wird. Andererseits zeigten alle Behandlungsbedingungen unter starker Normallast von 50 N einen dramatischen Anstieg der WR, wenn die Geschwindigkeit von 1,5 auf 3 m/s erhöht wurde. Dieser Anstieg war für den geglühten Zustand so gering wie möglich und für die WQ + Alterungsbehandlung so groß wie möglich.

Verschleißrate für verschiedene Bedingungen.

Obwohl die Härte der geglühten Proben viel geringer ist als die von WQ + Alterung, ist die Verschleißfestigkeit der geglühten Proben bei derselben Kombination aus hoher Last und Geschwindigkeit höher als die von WQ + Alterung. Dies scheint insbesondere im Vergleich zu Wettbewerbsmaterialien wie Stählen intuitiv zu sein, aber die Mikrostrukturvariation, die aus unterschiedlichen Wärmebehandlungen resultiert, und der thermische Reibungseffekt, der bei diesen extremen Testbedingungen auftritt, spielen eine wichtige Rolle bei diesem ungewohnten Verhalten.

Abbildung 6 zeigt eine umgekehrte Beziehung zwischen der Oberflächenhärte und der Verschleißfestigkeit, ausgedrückt durch WR, wobei ein Anstieg der Verschleißrate (Abnahme der Verschleißfestigkeit) mit einem Härteanstieg verbunden ist. Beim Vergleich der Abriebrückstände, die während der Prüfung der geglühten und WQ+-Alterungsproben gesammelt wurden, wurde festgestellt, dass die Größe der Ablagerungen von WQ+Alterungsproben viel größer war als die von getemperten Proben, wie in Abb. 7 dargestellt. Dies lässt darauf schließen, dass der TC21 Ti -Legierung unterliegt einer Änderung des Verschleißverhaltens von plastischer Verformung im geglühten Zustand bis hin zu sprödem Bruch der Oberflächen im WQ + Alterungszustand. Dieser Vorschlag wird durch FESEM-Ergebnisse der WQ + Alterung verschlissener Oberflächen gestützt, die das Vorhandensein von geglätteten, verdichteten Schichten erkennen ließen, die im Allgemeinen spröde beschädigt sind1 sowie Oberflächenabplatzungen und Risse, Abb. 8e. Die starke Sprödigkeit der Triboschicht von WQ + Alterung kann auf das Vorhandensein vieler feiner α-Plättchen zurückgeführt werden, die entlang der Korngrenzen ausgefällt werden, was im Vergleich zu gleichachsigem α im geglühten Zustand viele Hohlräume bedeutet33. Diese Hohlräume können sich leicht verbinden und Risse bilden, was zu einer starken Delaminierung führt. Ähnliche Ergebnisse wurden von Sahoo et al.1,18 und Feng et al.34 berichtet, sie berichteten von einem umgekehrten Zusammenhang zwischen Verschleißfestigkeit und Oberflächenhärte.

Zusammenhang zwischen Härte und Verschleißrate bei extremen Belastungs- und Geschwindigkeitsbedingungen.

Verschleißrückstände von WQ + Alterungs- und geglühten Proben bei 50 N und 3 m/s.

FESEM von verschlissenen Oberflächen unter 50 N Normallast und 3 m/s Gleitgeschwindigkeit für (a) geglüht, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Alterung und (e) WQ + Alterung.

Darüber hinaus vergrößert sich mit zunehmender Normallast die tatsächliche Kontaktfläche zwischen den beiden Reibungspartnern, was aufgrund der hohen Reibungskraft, dem thermischen Reibungseffekt, zu einem Temperaturanstieg führt. Aufgrund der geringen Wärmeleitfähigkeit und der hohen chemischen Affinität des Titans, insbesondere bei hohen Temperaturen, kam es zu einer chemischen Reaktion mit dem Umgebungssauerstoff und zur Bildung von Titanoxiden, wie aus der XRD-Spektrumanalyse der Abnutzungsrückstände der geglühten Proben hervorgeht, wie in Abb. 9. Es wird angenommen, dass das Vorhandensein von Titanoxid den Proben einen gewissen Schutz für die Triboschicht der getemperten Proben bietet und sie daher unter den extremen Belastungs- und Geschwindigkeitsbedingungen eine bessere Verschleißfestigkeit aufwiesen. Andererseits wird das Fehlen von Oxiden bei der WQ+-Alterung, Abb. 10, auf eine sehr hohe Entfernungsrate der Triboschicht zurückgeführt, so dass keine Chance für eine chemische Reaktion besteht.

XRD-Spektrum der Trümmer der getemperten Probe.

XRD-Spektrum der Trümmer der WQ + Alterungsprobe.

Die Morphologien einiger verschlissener Oberflächen, die unter verschiedenen Belastungs- und Geschwindigkeitsbedingungen für alle unterschiedlichen Bedingungen erhalten wurden, sind in den Abbildungen dargestellt. 8 und 11. Unter einer geringen Belastung von 10 N und einer niedrigen Geschwindigkeit von 1,5 m/s zeigten die verschlissenen Oberflächen, Abb. 11, Pflügespuren, die durch Ablagerungen oder Unebenheiten auf der Gegenfläche der HSS-Scheibe mit übermäßiger plastischer Verformung verursacht wurden, insbesondere für Der geglühte Zustand zeigte auch einige kleine Klebespuren, die möglicherweise auf die geringe Härte zurückzuführen sind. Daher ist unter diesen niedrigen Bedingungen der vorherrschende Verschleißmechanismus der abrasive Verschleißmechanismus. Wenn die Testbedingungen extreme Werte erreichen, z. B. 50 N und 3 m/s, kann ein starker Bruch als Folge von Delamination und Abplatzungen beobachtet werden, Abb. 8, aufgrund von Sprödbruch, insbesondere bei WQ + Alterungsproben aufgrund ihrer hohe Härte, Abb. 8d.

FESEM von verschlissenen Oberflächen unter 10 N Normallast und 1,5 m/s Gleitgeschwindigkeit für (a) geglüht, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Alterung und (e) WQ + Alterung.

Das folgende Diagramm, Abb. 12, veranschaulicht und fasst die Abfolge der in dieser Studie verwendeten statistischen Analysen zusammen. Dabei handelt es sich um die Analyse der Antwortvariationen, die sich aus der experimentellen Arbeit ergeben, mithilfe einer etablierten statistischen Methode, die als Varianzanalyse (ANOVA) bekannt ist. Dies erfolgte zusätzlich zur Nutzung der Antworttransformation (Box-Cox-Potenztransformation). Diese Transformation ist eine effiziente Möglichkeit, eine Gleichung für ein mathematisches Modell zu entwickeln, das gut zu den experimentellen Daten passen könnte.

Statistische Analysesequenz.

Tabelle 5 zeigt die ANOVA-Ergebnisse des endgültigen verbesserten Modells basierend auf einem Konfidenzniveau von 95 %. Die Ergebnisse zeigen, dass das reduzierte quartische Modell nach der Transformation mit einem Modell-F-Wert von 433,12 signifikant ist (p = 0,0001), was bedeutet, dass die Wahrscheinlichkeit, dass ein so großer F-Wert aufgrund von Rauschen auftreten könnte, nur 0,01 % beträgt. Der F-Wert für mangelnde Anpassung beträgt 2,05, was darauf hinweist, dass er im Vergleich zum reinen Fehler unbedeutend ist (p = 0,1327). Darüber hinaus sind alle Terme mit p kleiner als 0,05 statistisch signifikant. Es ist offensichtlich, dass die Normallast als wichtigster Inputfaktor identifiziert wurde, gefolgt von der Gleitgeschwindigkeit und der Art der Wärmebehandlung. Als bedeutendste Wechselwirkung wurde außerdem der Wechselwirkungseffekt zwischen Last und Geschwindigkeit identifiziert.

Die Anpassungsstatistiken, Tabelle 6, zeigen, dass der Bestimmtheitskoeffizient R-Quadrat (R2), der ein Maß für die Variationsmenge um den Mittelwert ist, die durch das Modell erklärt werden könnte, d. h. Anpassungs-Wellness, einen Wert von 0,9984 hat . Das heißt, das Modell kann 99,84 % der Gesamtvariation erklären. Darüber hinaus liegt der vorhergesagte R2 von 0,9813 so nahe am angepassten R2 von 0,9961, dass die Differenz weniger als 0,2 beträgt. Dies deutet darauf hin, dass die Vorhersagefähigkeit des Modells sehr gut ist. Dies wird durch den Variationskoeffizienten (CV) gestützt, der die als Prozentsatz des Mittelwerts ausgedrückte Standardabweichung ist (CV) = 2,2 %, im Gegensatz zu CV = 60,66 % vor Modellverbesserungen. „Adeq Precision“ misst das Signal-Rausch-Verhältnis; 4 ist das erforderliche Mindestverhältnis. Ein Verhältnis von 78,56 weist auf ein ausreichendes Signal hin und daher kann dieses Modell zur Navigation im Designraum verwendet werden. Abbildung 13 zeigt, dass die Modellresiduen normalverteilt sind. Die Gleichungen 2 bis 6 stellen die endgültigen empirischen Gleichungen für verschiedene Bedingungen im Hinblick auf tatsächliche Faktoren dar.

wobei L = Last in (N) und S = Gleitgeschwindigkeit (m/s).

Interne Residuen für das endgültige Regressionsmodell.

Um die kombinierte Wirkung unabhängiger Parameter auf die Reaktion (WR) zu veranschaulichen, werden 3D-Reaktionsoberflächendiagramme und 2D-Konturdiagramme für alle Wärmebehandlungsbedingungen erstellt, wie in den Abbildungen dargestellt. 14 bzw. 15. Diesen Diagrammen zufolge steigt die Verschleißrate mit zunehmender normaler Belastung und Gleitgeschwindigkeit, insbesondere bei hohen Niveaus. Darüber hinaus ist dieser Anstieg der Verschleißrate im WQ + Alterungszustand am dramatischsten, Abb. 14e, während er im geglühten Zustand, Abb. 14a, zu gering ist.

3D-Antwortoberfläche für WR von (a) geglüht, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Alterung und (e) WQ + Alterung.

2D-Konturdiagramme für WR von (a) geglüht, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Alterung und (e) WQ + Alterung.

Zur Validierung des erhaltenen Regressionsmodells wurden Bestätigungstests durchgeführt. Die Eingabeparameter werden innerhalb der Designraumbeschränkungen ausgewählt. Tabelle 7 fasst die angewendeten Eingabeparameterniveaus, den entsprechenden experimentellen WR und den vorhergesagten WR zusammen. Den Ergebnissen zufolge verfügt das Modell über eine gute Vorhersagefähigkeit mit einem durchschnittlichen absoluten Fehler von 3,91 %. Darüber hinaus liegen alle vorhergesagten Werte innerhalb der 95 %-Vorhersageintervallgrenzen (PI) des Modells.

Als beste Behandlung wird angesehen, dass eine Mikrostruktur extremen Betriebsbedingungen standhält, d. h. maximaler normaler Belastung und maximaler Gleitgeschwindigkeit, aber eine minimale Verschleißrate aufweist. Gemäß diesen Optimierungskriterien und unter Verwendung der Regressionsmodellgleichungen ist die optimale Lösung in Abb. 16 dargestellt. Die optimalen Eingabeparameter sind 42,75 N Normallast, 3 m/s Gleitgeschwindigkeit und geglühter Zustand (gleichachsige Mikrostruktur). optimale Verschleißrate von 8,49 g/min mit maximaler Erwünschtheit von 0,655, was bedeutet, dass das Optimierungsziel zu 65,5 % erreicht wird. Tabelle 8 fasst die Ergebnisse der Bestätigungstests unter optimalen Bedingungen zusammen, wobei die experimentelle WR innerhalb der 95 %-Vorhersageintervallgrenzen (PI) des Modells mit einem durchschnittlichen absoluten Fehler von 6,04 % liegt.

Optimaler Satz an Eingabeparametern, die erforderlich sind, um unter extremen Bedingungen den minimalen WR zu erreichen.

Bei geglühten Proben (38 HRC) beträgt die minimale Härte, die von WQ-Proben erreicht wird, 36 HRC, während die maximale Härte, die von WQ + Alterungsproben erreicht wird, 49 HRC beträgt.

Unter extremen Verschleißbedingungen (50 N, 3 m/s) zeigten WQ+-Alterungsproben zwar die maximale Härte, zeigten jedoch die schlechteste Verschleißfestigkeit. Die geglühten Exemplare zeigten die beste Verschleißfestigkeit, obwohl sie eine viel geringere Härte aufwiesen.

Unter Bedingungen mit geringem Verschleiß (10 N, 1,5 m/s) ist der abrasive Verschleißmechanismus vorherrschend, während unter extremen Bedingungen der delaminierende Verschleißmechanismus vorherrscht.

Unter Verwendung von RSM wurde ein Regressionsmodell für die Verschleißfestigkeit, ausgedrückt in der Verschleißrate, als Funktion der normalen Belastung, des Gleitens und der Art der Wärmebehandlung entwickelt. Basierend auf der ANOVA wurde die Normallast als wichtigster Inputfaktor identifiziert, gefolgt von der Gleitgeschwindigkeit und der Art der Wärmebehandlung. Als bedeutendste Wechselwirkung wurde außerdem der Wechselwirkungseffekt zwischen Last und Geschwindigkeit identifiziert.

Die Ergebnisse der Modellvalidierung zeigten, dass die experimentellen Ergebnisse innerhalb eines Vorhersageintervalls von 95 % des Modells mit einem durchschnittlichen absoluten Fehler von 3,91 % liegen. Daher ist das entwickelte Modell gültig, um WR innerhalb des Designraums vorherzusagen.

Das erhaltene Modell wurde verwendet, um die optimalen Werte der Eingabefaktoren vorherzusagen, die erforderlich sind, um die minimale Verschleißrate unter schwierigen Last- und Geschwindigkeitsbedingungen zu erreichen. Experimentelle Ergebnisse zeigten, dass der tatsächliche WR unter diesen optimalen Werten nahe am vorhergesagten liegt, mit einem durchschnittlichen absoluten Fehler von 6,04 %.

Alle während dieser Studie generierten oder analysierten Daten sind in diesem veröffentlichten Artikel enthalten.

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Open-Access-Finanzierung durch die Science, Technology & Innovation Funding Authority (STDF) in Zusammenarbeit mit der Egyptian Knowledge Bank (EKB). Die Autoren danken dem Science Technology and Development Fund-Egypt, Zuschuss Nr. 43215.

Fakultät für Ingenieurwissenschaften, Universität Helwan, Kairo, Ägypten

Ali Abdelmoneim, M. El-Shenawy und Arafa S. Sobh

Tabbin Institute for Metallurgical Studies, Kairo, Ägypten

Ramadan N. Elsher

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Konzeptualisierung, RNE, AA und ME-S.; Methodik, RNE, AA und ME-S.; Validierung, RNE und AA; formale Analyse, RNE; Ressourcen, RNE; Datenkuration, AA und RNE; Erstellung eines schriftlichen Originalentwurfs, AA; Schreiben – Überprüfung und Bearbeitung, RNE, ME-S. und ARSCH; Visualisierung, RNE und AA, ME-S., ASS und RNE-Supervision. Alle Autoren haben die veröffentlichte Version des Manuskripts gelesen und ihr zugestimmt.

Korrespondenz mit Ramadan N. Elshaer.

Der Autor gibt keine Interessenkonflikte an.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Abdelmoneim, A., Elshaer, RN, El-Shennawy, M. et al. Modellierung der Verschleißfestigkeit für die Ti-Legierung TC21 mithilfe der Response-Surface-Methode. Sci Rep 13, 4624 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31699-1

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Eingegangen: 15. Januar 2023

Angenommen: 16. März 2023

Veröffentlicht: 21. März 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-31699-1

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