Kiitos vierailustasi Nature.comissa.Käytät selainversiota, jossa on rajoitettu CSS-tuki.Parhaan kokemuksen saamiseksi suosittelemme käyttämään päivitettyä selainta (tai poistamaan Yhteensopivuustila käytöstä Internet Explorerissa).Jatkuvan tuen takaamiseksi näytämme lisäksi sivuston ilman tyylejä ja JavaScriptiä.
Liukusäätimet, joissa näkyy kolme artikkelia per dia.Käytä Takaisin- ja Seuraava-painikkeita liikkuaksesi diojen välillä tai diaohjaimen painikkeita lopussa.

ASTM A240 304 316 ruostumaton teräs keskipaksu levy voidaan leikata ja räätälöidä Kiinan tehdashinta

Materiaaliluokka: 201/304/304l/316/316l/321/309s/310s/410/420/430/904l/2205/2507
Tyyppi: ferriitti, austeniitti, martensiitti, duplex
Tekniikka: Kylmävalssattu ja kuumavalssattu
Sertifikaatit: ISO9001, CE, SGS joka vuosi
Palvelu: Kolmannen osapuolen testaus
Toimitus: 10-15 päivän sisällä tai määrä huomioon ottaen

Ruostumaton teräs on rautaseos, jonka kromipitoisuus on vähintään 10,5 prosenttia.Kromipitoisuus tuottaa ohuen kromioksidikalvon teräksen pinnalle, jota kutsutaan passivointikerrokseksi.Tämä kerros estää korroosion syntymisen teräspinnalla;Mitä enemmän kromia on teräksessä, sitä suurempi on korroosionkestävyys.

Teräs sisältää myös erilaisia ​​määriä muita alkuaineita, kuten hiiltä, ​​piitä ja mangaania.Muita elementtejä voidaan lisätä lisäämään korroosionkestävyyttä (nikkeli) ja muovattavuutta (molybdeeni).

Noin 22,5 tilavuudesta koostuvan korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen (HCMSS) käyttäytyminen.% karbideja, joissa oli runsaasti kromia (Cr) ja vanadiinia (V), kiinnitettiin elektronisuihkusulatuksella (EBM).Mikrorakenne koostuu martensiitti- ja jäännösausteniittifaasista, submikronin korkea V ja mikronin korkea Cr-karbidit ovat jakautuneet tasaisesti ja kovuus on suhteellisen korkea.CoF pienenee noin 14,1 % tasaisen tilan kuormituksen kasvaessa, mikä johtuu materiaalin siirtymisestä kuluneelta radalta vastakkaiseen kappaleeseen.Verrattuna samalla tavalla käsiteltyihin martensiittisiin työkaluteräksiin HCMSS:n kulumisnopeus on lähes sama pienillä kuormituksilla.Hallitseva kulumismekanismi on teräsmatriisin poistaminen hankauksella ja sen jälkeen kulumisradan hapettuminen, kun taas kolmikomponenttinen hankauskuluminen tapahtuu kuormituksen kasvaessa.Poikkileikkauksen kovuuskartoituksella tunnistetut kulutusarven alla olevat plastisen muodonmuutoksen alueet.Erityisiä ilmiöitä, joita esiintyy kulumisolosuhteiden kasvaessa, kuvataan kovametallihalkeiluna, korkean vanadiinikarbidin repeytymisenä ja meistihalkeiluna.Tämä tutkimus valaisee HCMSS-lisäainevalmistuksen kulumisominaisuuksia, mikä voisi pohjustaa EBM-komponenttien tuotantoa kulutussovelluksiin aina akseleista muoviruiskumuotteihin.
Ruostumaton teräs (SS) on monipuolinen teräsperhe, jota käytetään laajasti ilmailu-, auto-, elintarvike- ja monissa muissa sovelluksissa korkean korroosionkestävyyden ja sopivien mekaanisten ominaisuuksiensa ansiosta1,2,3.Niiden korkea korroosionkestävyys johtuu HC:n korkeasta kromipitoisuudesta (yli 11,5 paino-%), mikä edistää oksidikalvon muodostumista, jonka pinnalle on korkea kromipitoisuus1.Useimmilla ruostumattomilla teräslaaduilla on kuitenkin alhainen hiilipitoisuus, minkä vuoksi niiden kovuus ja kulutuskestävyys ovat rajalliset, mikä lyhentää kulumiseen liittyvien laitteiden, kuten ilmailu- ja avaruusasennuskomponenttien, käyttöikää4.Yleensä niillä on alhainen kovuus (välillä 180–450 HV), vain joillakin lämpökäsitellyillä ruostumattomilla martensiittisilla teräksillä on korkea kovuus (jopa 700 HV) ja korkea hiilipitoisuus (jopa 1,2 painoprosenttia), mikä voi edistää martensiitin muodostuminen.1. Lyhyesti sanottuna korkea hiilipitoisuus alentaa martensiittisen muunnoslämpötilaa, mikä mahdollistaa täysin martensiittisen mikrorakenteen muodostumisen ja kulutusta kestävän mikrorakenteen hankkimisen suurilla jäähdytysnopeuksilla.Kovia faaseja (esim. karbideja) voidaan lisätä teräsmatriisiin parantamaan entisestään muotin kulutuskestävyyttä.
Additiivisen valmistuksen (AM) käyttöönotto voi tuottaa uusia materiaaleja, joilla on haluttu koostumus, mikrorakenteelliset ominaisuudet ja erinomaiset mekaaniset ominaisuudet5,6.Esimerkiksi jauhepetisulatus (PBF), yksi kaupallisimmista lisäainehitsausprosesseista, sisältää esiseostettujen jauheiden kerrostamisen tiiviisti muotoiltujen osien muodostamiseksi sulattamalla jauheet käyttämällä lämmönlähteitä, kuten lasereita tai elektronisäteitä7.Useat tutkimukset ovat osoittaneet, että lisäaineella työstetyt ruostumattomasta teräksestä valmistetut osat voivat suorituskykyä paremmin kuin perinteisesti valmistetut osat.Esimerkiksi austeniittisilla ruostumattomilla teräksillä, jotka on altistettu lisäkäsittelylle, on osoitettu olevan ylivoimaiset mekaaniset ominaisuudet niiden hienomman mikrorakenteen ansiosta (eli Hall-Petch-suhteet)3,8,9.AM-käsitellyn ferriittisen ruostumattoman teräksen lämpökäsittely tuottaa ylimääräisiä saostumia, jotka tarjoavat samanlaisia ​​mekaanisia ominaisuuksia kuin tavanomaiset vastineet3,10.Hyväksytty kaksivaiheinen ruostumaton teräs, jolla on korkea lujuus ja kovuus, jalostettu lisäaineprosessoinnilla, jossa parantuneet mekaaniset ominaisuudet johtuvat kromipitoisista metallienvälisistä faaseista mikrorakenteessa11.Lisäksi lisäainekarkaistujen martensiittisten ja PH ruostumattomien terästen mekaanisia ominaisuuksia voidaan parantaa säätämällä mikrorakenteessa jäänyttä austeniittia ja optimoimalla koneistus- ja lämpökäsittelyparametreja 3,12,13,14.
Tähän mennessä AM-austeniittisten ruostumattomien terästen tribologiset ominaisuudet ovat saaneet enemmän huomiota kuin muiden ruostumattomien terästen.Lasersulatuksen tribologista käyttäytymistä 316L:llä käsitellyssä jauhekerroksessa (L-PBF) tutkittiin AM-käsittelyparametrien funktiona.On osoitettu, että huokoisuuden minimoiminen vähentämällä skannausnopeutta tai lisäämällä lasertehoa voi parantaa kulutuskestävyyttä15,16.Li ym.17 testasivat kuivaa liukukulumista eri parametreilla (kuormitus, taajuus ja lämpötila) ja osoittivat, että huoneenlämpöinen kuluminen on pääasiallinen kulumismekanismi, kun taas liukunopeuden ja lämpötilan lisääminen edistää hapettumista.Syntyvä oksidikerros varmistaa laakerin toiminnan, kitka pienenee lämpötilan noustessa ja kulumisnopeus kasvaa korkeammissa lämpötiloissa.Muissa tutkimuksissa TiC18-, TiB219- ja SiC20-hiukkasten lisääminen L-PBF-käsiteltyyn 316L-matriisiin paransi kulutuskestävyyttä muodostamalla tiheän työstökarkaistun kitkakerroksen, jossa kovien hiukkasten tilavuusosuus kasvoi.Suojaava oksidikerros on havaittu myös L-PBF12-käsitellyssä PH-teräksessä ja SS11-duplex-teräksessä, mikä osoittaa, että pidättyneen austeniitin rajoittaminen jälkilämpökäsittelyllä12 voi parantaa kulutuskestävyyttä.Kuten tässä on tiivistetty, kirjallisuus keskittyy pääasiassa 316L SS -sarjan tribologiseen suorituskykyyn, kun taas on vain vähän tietoa martensiittisen lisäaineella valmistettujen ruostumattomien terästen sarjasta, joissa on paljon korkeampi hiilipitoisuus.
Elektronisuihkusulatus (EBM) on L-PBF:n kaltainen tekniikka, joka pystyy muodostamaan mikrorakenteita tulenkestävällä karbidilla, kuten runsaasti vanadiinia ja kromikarbideja, johtuen sen kyvystä saavuttaa korkeampia lämpötiloja ja skannausnopeuksia 21, 22. Olemassa oleva kirjallisuus ruostumattoman teräksen EBM-käsittelystä teräs keskittyy pääasiassa optimaalisten ELM-käsittelyparametrien määrittämiseen, jotta saadaan halkeamiton mikrorakenne ja parannettaisiin mekaanisia ominaisuuksia23, 24, 25, 26, samalla kun työstetään EBM-käsitellyn ruostumattoman teräksen tribologisia ominaisuuksia.Tähän mennessä ELR:llä käsitellyn korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen kulumismekanismia on tutkittu rajoitetuissa olosuhteissa, ja vakavia plastisia muodonmuutoksia on raportoitu tapahtuvan hankaavissa (hiekkapaperikoe), kuivissa ja mudaeroosio-olosuhteissa27.
Tässä tutkimuksessa tutkittiin ELR:llä käsitellyn korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen kulutuskestävyyttä ja kitkaominaisuuksia alla kuvatuissa kuivissa liukuolosuhteissa.Ensinnäkin mikrorakenteelliset piirteet karakterisoitiin pyyhkäisyelektronimikroskoopilla (SEM), energiaa dispersiivisellä röntgenspektroskopialla (EDX), röntgendiffraktiolla ja kuva-analyysillä.Näillä menetelmillä saatuja tietoja käytetään sitten tribologisen käyttäytymisen havaintojen perustana kuivan edestakaisin kokeen avulla erilaisilla kuormituksilla, ja lopuksi tutkitaan kuluneen pinnan morfologiaa SEM-EDX- ja laserprofilometreillä.Kulumisnopeus kvantifioitiin ja sitä verrattiin samalla tavalla käsiteltyihin martensiittisiin työkaluteräksiin.Tämä tehtiin, jotta voitaisiin luoda perusta tämän SS-järjestelmän vertailulle yleisemmin käytettyihin samantyyppisiin kulumisjärjestelmiin.Lopuksi esitetään kulumisreitin poikkileikkauskartta käyttämällä kovuuden kartoitusalgoritmia, joka paljastaa kosketuksen aikana tapahtuvan plastisen muodonmuutoksen.On huomattava, että tämän tutkimuksen tribologiset testit suoritettiin tämän uuden materiaalin tribologisten ominaisuuksien ymmärtämiseksi paremmin, eikä tietyn sovelluksen simuloimiseksi.Tämä tutkimus auttaa ymmärtämään paremmin uuden lisäaineella valmistetun martensiittisen ruostumattoman teräksen tribologisia ominaisuuksia kulutussovelluksissa, jotka vaativat käyttöä ankarissa ympäristöissä.
Näytteet korkeahiilisestä ruostumattomasta teräksestä (HCMSS), joka on käsitelty ELR:llä tuotenimellä Vibenite® 350, kehitti ja toimitti VBN Components AB, Ruotsi.Näytteen nimellinen kemiallinen koostumus: 1,9 C, 20,0 Cr, 1,0 Mo, 4,0 V, 73,1 Fe (paino-%).Ensin saaduista suorakaiteen muotoisista näytteistä (42 mm × 22 mm × 7 mm) valmistettiin kuivat liukuvat näytteet (40 mm × 20 mm × 5 mm) ilman jälkilämpökäsittelyä sähköpurkauskoneistuksen (EDM) avulla.Sitten näytteet jauhettiin peräkkäin SiC-hiomapaperilla, jonka raekoko oli 240-2400 R, jolloin saatiin pinnan karheus (Ra) noin 0,15 μm.Lisäksi näytteitä EBM-käsitellystä korkeahiilisestä martensiittisestä työkaluteräksestä (HCMTS), jonka nimellinen kemiallinen koostumus on 1,5 C, 4,0 Cr, 2,5 Mo, 2,5 W, 4,0 V, 85,5 Fe (paino-%) (tunnetaan kaupallisesti nimellä Vibenite® 150) Valmistettu myös samalla tavalla.HCMTS sisältää 8 tilavuusprosenttia karbideja ja sitä käytetään vain HCMSS:n kulumisnopeustietojen vertailuun.
HCMSS:n mikrorakenteen karakterisointi suoritettiin käyttämällä SEM-laitetta (FEI Quanta 250, USA), joka oli varustettu Oxford Instrumentsin energiaa hajottavalla röntgensäde (EDX) XMax80-detektorilla.Kolme satunnaista mikrovalokuvaa, jotka sisälsivät 3500 µm2, otettiin takaisinsirontaelektroni (BSE) -moodissa ja analysoitiin sitten käyttämällä kuva-analyysiä (ImageJ®)28 pinta-alan (eli tilavuusosuuden), koon ja muodon määrittämiseksi.Havaitun tunnusomaisen morfologian vuoksi pinta-alaosuus otettiin yhtä suureksi kuin tilavuusosuus.Lisäksi karbidien muotokerroin lasketaan muototekijäyhtälön (Shfa) avulla:
Tässä Ai on karbidin pinta-ala (µm2) ja Pi on karbidin ympärysmitta (µm)29.Vaiheiden tunnistamiseksi suoritettiin jauheröntgendiffraktio (XRD) käyttämällä röntgendiffraktometriä (Bruker D8 Discover LynxEye 1D -liuskadetektorilla) Co-Ka-säteilyllä (λ = 1,79026 Å).Skannaa näyte 2θ-alueella 35° - 130° askelkoolla 0,02° ja askelajalla 2 sekuntia.XRD-tiedot analysoitiin Diffract.EVA-ohjelmistolla, joka päivitti kristallografisen tietokannan vuonna 2021. Lisäksi mikrokovuuden määrittämiseen käytettiin Vickers-kovuusmittaria (Struers Durascan 80, Itävalta).Standardin ASTM E384-17 30 mukaan metallografisesti valmistetuille näytteille tehtiin 30 tulostetta 0,35 mm:n välein 10 sekunnin ajan 5 kgf:lla.Kirjoittajat ovat aiemmin luonnehtineet HCMTS31:n mikrorakenteen piirteitä.
Kuivan edestakaisen kulumistestien suorittamiseen käytettiin pallolevytribometriä (Bruker Universal Mechanical Tester Tribolab, USA), jonka konfiguraatio on kuvattu tarkemmin muualla31.Testiparametrit ovat seuraavat: standardin 32 ASTM G133-05 mukaan, kuorma 3 N, taajuus 1 Hz, isku 3 mm, kesto 1 tunti.Vastapainoina käytettiin alumiinioksidipalloja (Al2O3, tarkkuusluokka 28/ISO 3290), joiden halkaisija oli 10 mm, makrokovuus noin 1500 HV ja pinnan karheus (Ra) noin 0,05 µm, valmistaja Redhill Precision, Tšekki. .Tasapainotus valittiin estämään tasapainotuksesta mahdollisesti aiheutuvat hapettumisen vaikutukset ja ymmärtämään paremmin näytteiden kulumismekanismeja ankarissa kulumisolosuhteissa.On huomattava, että testiparametrit ovat samat kuin viitteessä 8 kulumisnopeustietojen vertaamiseksi olemassa oleviin tutkimuksiin.Lisäksi suoritettiin sarja edestakaisin liikkuvia testejä 10 N:n kuormalla tribologisen suorituskyvyn tarkistamiseksi suuremmilla kuormilla, kun taas muut testiparametrit pysyivät muuttumattomina.Alkukosketuspaineet hertsin mukaan ovat 7,7 MPa ja 11,5 MPa 3 N:lla ja 10 N:lla.Kulutustestin aikana mitattiin kitkavoima 45 Hz:n taajuudella ja laskettiin keskimääräinen kitkakerroin (CoF).Kullekin kuormalle tehtiin kolme mittausta ympäristön olosuhteissa.
Kulumisrata tutkittiin käyttämällä yllä kuvattua SEM:ää ja EMF-analyysi suoritettiin käyttämällä Aztec Acquisition -kulumispinnan analyysiohjelmistoa.Parillisen kuution kulunut pinta tutkittiin optisella mikroskoopilla (Keyence VHX-5000, Japani).Kosketukseton laserprofilaattori (NanoFocus µScan, Saksa) skannasi kulumismerkin pystyresoluutiolla ±0,1 µm z-akselilla ja 5 µm x- ja y-akselilla.Kulumisarpipinnan profiilikartta luotiin Matlabissa® käyttämällä profiilimittauksista saatuja x, y, z koordinaatteja.Kulumisreitin kulumistilavuushäviön laskemiseen käytetään useita pintaprofiilikartalta poimittuja pystysuuntaisia ​​kulumisrataprofiileja.Tilavuushäviö laskettiin lankaprofiilin keskimääräisen poikkileikkauspinta-alan ja kulumisradan pituuden tulona, ​​ja tämän menetelmän lisäyksityiskohtia ovat aiemmin kuvatut kirjoittajat33.Tästä ominaiskulumisnopeus (k) saadaan seuraavasta kaavasta:
Tässä V on kulumisesta johtuva tilavuushäviö (mm3), W on käytetty kuorma (N), L on liukuetäisyys (mm) ja k on ominaiskulumisnopeus (mm3/Nm)34.HCMTS:n kitkatiedot ja pintaprofiilikartat sisältyvät lisämateriaaliin (lisäkuva S1 ja kuva S2) HCMSS:n kulumisasteiden vertaamiseksi.
Tässä tutkimuksessa käytettiin kulumisreitin poikkileikkauskovuuskarttaa havainnollistamaan kulumisvyöhykkeen plastisen muodonmuutoskäyttäytymistä (eli kosketuspaineen aiheuttamaa työstökovettumista).Kiillotetut näytteet leikattiin alumiinioksidileikkauslaikalla leikkauskoneella (Struers Accutom-5, Itävalta) ja kiillotettiin SiC-hiomapaperilla, jonka laatu oli 240-4000 P näytteiden paksuutta pitkin.Mikrokovuusmittaus 0,5 kgf 10 s ja 0,1 mm etäisyydellä ASTM E348-17:n mukaisesti.Tulosteet asetettiin 1,26 × 0,3 mm2:n suorakaiteen muotoiselle ruudukolle noin 60 µm pinnan alapuolelle (kuva 1), ja sitten kovuuskartta piirrettiin käyttämällä muualla kuvattua mukautettua Matlab®-koodia35.Lisäksi kulumisvyöhykkeen poikkileikkauksen mikrorakennetta tutkittiin SEM:llä.
Kaavio kulumismerkistä, joka näyttää poikkileikkauksen sijainnin (a), ja optinen mikrokuva kovuuskartasta, jossa näkyy poikkileikkauksessa (b) tunnistettu merkki.
ELP:llä käsitellyn HCMSS:n mikrorakenne koostuu homogeenisesta karbidiverkostosta, jota ympäröi matriisi (kuvat 2a, b).EDX-analyysi osoitti, että harmaat ja tummat karbidit olivat runsaasti kromia ja vanadiinia sisältäviä karbideja (taulukko 1).Kuva-analyysistä laskettuna karbidien tilavuusosuuden arvioidaan olevan ~22,5 % (~18,2 % runsaskromikarbideja ja ~4,3 % runsaasti vanadiinikarbideja).Keskimääräiset raekoot standardipoikkeamaineen ovat 0,64 ± 0,2 µm ja 1,84 ± 0,4 µm V- ja Cr-rikkaille karbideille, vastaavasti (kuvat 2c, d).High V -karbidit ovat yleensä pyöreämpiä, ja niiden muotokerroin (±SD) on noin 0,88 ± 0,03, koska muototekijäarvot lähellä 1 vastaavat pyöreitä karbideja.Sitä vastoin runsaskromikarbidit eivät ole täysin pyöreitä, ja niiden muotokerroin on noin 0,56 ± 0,01, mikä voi johtua agglomeraatiosta.Martensiitin (a, bcc) ja pidättyneen austeniitin (γ', fcc) diffraktiohuiput havaittiin HCMSS-röntgenkuvassa, kuten kuvassa 2e on esitetty.Lisäksi röntgenkuvio osoittaa sekundääristen karbidien läsnäolon.Runsaasti kromia sisältävät karbidit on tunnistettu M3C2- ja M23C6-tyypin karbidiksi.Kirjallisuustietojen mukaan VC-karbidien 36, 37, 38 diffraktiohuippua rekisteröitiin ≈43°:ssa ja 63°:ssa, mikä viittaa siihen, että VC-huiput peittyivät runsaasti kromia sisältävien karbidien M23C6-piikkeillä (kuva 2e).
EBL:llä käsitellyn korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen mikrorakenne (a) pienellä suurennuksella ja (b) suurella suurennuksella, jossa on runsaasti kromia ja vanadiinia sisältäviä karbideja ja ruostumaton teräsmatriisi (elektronien takaisinsirontatila).Pylväsdiagrammit, jotka esittävät runsaasti kromia sisältävien (c) ja vanadiinipitoisten (d) karbidien raekokojakauman.Röntgenkuvio osoittaa martensiitin, jääneen austeniitin ja karbidien esiintymisen mikrorakenteessa (d).
Keskimääräinen mikrokovuus on 625,7 + 7,5 HV5, mikä osoittaa suhteellisen korkeaa kovuutta verrattuna perinteisesti jalostettuun martensiittiseen ruostumattomaan teräkseen (450 HV)1 ilman lämpökäsittelyä.Korkean V-karbidien ja korkean Cr-karbidien nanoindentaatiokovuuden on raportoitu olevan 12-32,5 GPa39 ja 13-22 GPa40.Näin ollen ELP:llä käsitellyn HCMSS:n korkea kovuus johtuu korkeasta hiilipitoisuudesta, mikä edistää karbidiverkoston muodostumista.Siten ELP:llä käsitellyllä HSMSS:llä on hyvät mikrorakenteelliset ominaisuudet ja kovuus ilman ylimääräistä jälkilämpökäsittelyä.
Näytteiden keskimääräisen kitkakertoimen (CoF) käyrät 3 N ja 10 N on esitetty kuvassa 3, minimi- ja maksimikitka-arvot on merkitty läpikuultavalla varjostuksella.Jokainen käyrä näyttää sisäänajovaiheen ja vakaan tilan vaiheen.Sisäänajovaihe päättyy 1,2 m:n kohdalla CoF (±SD) 0,41 ± 0,24,3 N ja 3,7 m CoF:n ollessa 0,71 ± 0,16,10 N, ennen kuin se siirtyy vaiheen vakaaseen tilaan, kun kitka lakkaa.ei muutu nopeasti.Pienen kosketuspinta-alan ja karkean plastisen muodonmuutoksen vuoksi kitkavoima kasvoi nopeasti sisäänajovaiheessa 3 N ja 10 N jännitteellä, jolloin suurempi kitkavoima ja pidempi liukumatka tapahtui 10 N:lla, mikä saattaa johtua siihen, että 3 N:ään verrattuna pintavaurio on suurempi.3 N:lle ja 10 N:lle CoF-arvot paikallaan olevassa vaiheessa ovat 0,78 ± 0,05 ja 0,67 ± 0,01.CoF on käytännössä stabiili 10 N:ssa ja kasvaa asteittain 3 N:ssä. Rajoitetussa kirjallisuudessa L-PBF-käsitellyn ruostumattoman teräksen CoF verrattuna keraamisiin reaktiokappaleisiin pienillä kuormituksilla vaihtelee välillä 0,5-0,728, 20, 42, mikä on hyvä sopivuus tässä tutkimuksessa mitattujen CoF-arvojen kanssa.CoF:n lasku, kun kuormitus lisääntyy vakaassa tilassa (noin 14,1 %), voidaan katsoa johtuvan kuluneen pinnan ja vastineen rajapinnassa tapahtuvasta pinnan heikkenemisestä, jota käsitellään tarkemmin seuraavassa osassa analyysin avulla kuluneita näytteitä.
ELP:llä käsiteltyjen VSMSS-näytteiden kitkakertoimet liukupoluilla 3 N ja 10 N, kullekin käyrälle on merkitty kiinteä vaihe.
HKMS:n (625,7 HV) ominaiskulumisnopeudeksi on arvioitu 6,56 ± 0,33 × 10–6 mm3/Nm ja 9,66 ± 0,37 × 10–6 mm3/Nm jännitteellä 3 N ja 10 N (Kuva . 4).Siten kulumisnopeus kasvaa kuormituksen kasvaessa, mikä on hyvin sopusoinnussa L-PBF:llä ja PH SS17,43:lla käsitellyn austeniitilla tehtyjen tutkimusten kanssa.Samoissa tribologisissa olosuhteissa kulumisaste 3 N:ssä on noin viidennes L-PBF:llä käsitellyn austeniittisen ruostumattoman teräksen (k = 3,50 ± 0,3 × 10–5 mm3/Nm, 229 HV) kulumisesta, kuten edellisessä tapauksessa. .8. Lisäksi HCMSS:n kulumisnopeus 3 N:ssä oli merkittävästi pienempi kuin perinteisesti koneistetuilla austeniittisilla ruostumattomilla teräksillä ja erityisesti korkeampi kuin erittäin isotrooppisilla puristetuilla (k = 4,20 ± 0,3 × 10–5 mm3)./Nm, 176 HV) ja valettu (k = 4,70 ± 0,3 × 10-5 mm3/Nm, 156 HV) koneistettua austeniittista ruostumatonta terästä, 8, vastaavasti.Näihin kirjallisuudessa tehtyihin tutkimuksiin verrattuna HCMSS:n parantunut kulutuskestävyys johtuu korkeasta hiilipitoisuudesta ja muodostuneesta karbidiverkostosta, mikä johtaa korkeampaan kovuuteen kuin additiivisesti työstetyt austeniittiset ruostumattomat teräkset, jotka on koneistettu tavanomaisesti.HCMSS-näytteiden kulumisnopeuden tutkimiseksi edelleen vastaavasti koneistettua korkeahiilistä martensiittista työkaluterästä (HCMTS) -näytettä (kovuus 790 HV) testattiin samanlaisissa olosuhteissa (3 N ja 10 N) vertailua varten;Täydentävä materiaali on HCMTS-pintaprofiilikartta (lisäkuva S2).HCMSS:n kulumisnopeus (k = 6,56 ± 0,34 × 10–6 mm3/Nm) on lähes sama kuin HCMTS:n 3 N:ssä (k = 6,65 ± 0,68 × 10–6 mm3/Nm), mikä osoittaa erinomaista kulutuskestävyyttä. .Nämä ominaisuudet johtuvat pääasiassa HCMSS:n mikrorakenteen ominaisuuksista (eli korkea karbidipitoisuus, karbidihiukkasten koko, muoto ja jakautuminen matriisissa, kuten kohdassa 3.1 kuvataan).Kuten aiemmin on raportoitu31,44, karbidipitoisuus vaikuttaa kulumisarven leveyteen ja syvyyteen sekä mikroabrasiivisen kulumisen mekanismiin.Karbidipitoisuus ei kuitenkaan riitä suojaamaan suulaketta 10 N jännitteellä, mikä lisää kulumista.Seuraavassa osiossa kulumispinnan morfologiaa ja topografiaa käytetään selittämään taustalla olevia kulumis- ja muodonmuutosmekanismeja, jotka vaikuttavat HCMSS:n kulumisnopeuteen.10 N:lla VCMSS:n (k = 9,66 ± 0,37 × 10–6 mm3/Nm) kulumisnopeus on suurempi kuin VKMTS:n (k = 5,45 ± 0,69 × 10–6 mm3/Nm).Päinvastoin, nämä kulumisasteet ovat edelleen melko korkeita: vastaavissa testiolosuhteissa kromi- ja stelliittipohjaisten pinnoitteiden kulumisnopeus on alhaisempi kuin HCMSS45,46.Lopuksi johtuen alumiinioksidin korkeasta kovuudesta (1500 HV), yhtymäkulumisnopeus oli mitätön ja merkkejä materiaalin siirtymisestä näytteestä alumiinipalloihin havaittiin.
Erikoiskuluminen korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen (HMCSS) ELR-koneistuksessa, korkeahiilisen martensiittisen työkaluteräksen (HCMTS) ja L-PBF:n ELR-koneistuksessa, austeniittisen ruostumattoman teräksen (316LSS) valu- ja isotrooppinen (HIP) -koneistuksessa eri sovelluksissa nopeudet ladataan.Sirontakaavio näyttää mittausten keskihajonnan.Austeniittisten ruostumattomien terästen tiedot on otettu kohdasta 8.
Vaikka kovapinnoitteet, kuten kromi ja stelliitti, voivat tarjota paremman kulutuksenkestävyyden kuin lisäaineella työstetyt metalliseosjärjestelmät, mutta lisäainetyöstö voi (1) parantaa mikrorakennetta, erityisesti materiaaleissa, joiden tiheys vaihtelee.toiminnot päätyosassa;ja (3) uusien pintatopologioiden, kuten integroitujen nestedynaamisten laakereiden, luominen.Lisäksi AM tarjoaa geometrisen suunnittelun joustavuutta.Tämä tutkimus on erityisen uusi ja tärkeä, koska on kriittistä selvittää näiden äskettäin kehitettyjen EBM-metalliseosten kulumisominaisuudet, joista nykyinen kirjallisuus on hyvin rajallinen.
Kuluneen pinnan morfologia ja kuluneiden näytteiden morfologia 3 N:n jännitteellä on esitetty kuvassa.5, jossa pääasiallinen kulumismekanismi on hankaus, jota seuraa hapettuminen.Ensin terässubstraatti deformoidaan plastisesti ja poistetaan sitten 1 - 3 um syvien urien muodostamiseksi, kuten pintaprofiilissa näkyy (kuva 5a).Jatkuvan liukumisen aiheuttaman kitkalämmön vuoksi poistettu materiaali jää tribologisen järjestelmän rajapinnalle muodostaen tribologisen kerroksen, joka koostuu pienistä, runsaasti rautaoksidia sisältävistä saarekkeista, jotka ympäröivät runsaasti kromi- ja vanadiinikarbideja (kuva 5b ja taulukko 2).), kuten raportoitiin myös austeniittiselle ruostumattomalle teräkselle, joka on käsitelty L-PBF15,17:llä.KuvassaKuva 5c esittää voimakasta hapettumista kulumisarven keskellä.Siten kitkakerroksen muodostumista helpottaa kitkakerroksen (eli oksidikerroksen) tuhoutuminen (kuva 5f) tai materiaalin poisto tapahtuu mikrorakenteen heikoilla alueilla, mikä nopeuttaa materiaalin poistumista.Molemmissa tapauksissa kitkakerroksen tuhoutuminen johtaa kulumistuotteiden muodostumiseen rajapinnalle, mikä voi olla syynä CoF:n kasvutaipumukseen vakaassa tilassa 3N (kuvio 3).Lisäksi kulumisradalla on merkkejä oksidien ja irtonaisten kulumishiukkasten aiheuttamasta kolmiosaisesta kulumisesta, joka lopulta johtaa mikronaarmujen muodostumiseen alustaan ​​(kuvat 5b, e)9,12,47.
Pintaprofiili (a) ja mikrovalokuvat (b–f) ELP:llä 3 N:llä käsitellyn korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen kulutuspinnan morfologiasta, kulumismerkin poikkileikkaus BSE-tilassa (d) ja kulumisen optinen mikroskooppi pinta 3 N (g) alumiinioksidipalloilla.
Teräsalustaan ​​muodostuneet liukunauhat, jotka osoittavat kulumisesta johtuvaa plastista muodonmuutosta (kuva 5e).Samanlaisia ​​tuloksia saatiin myös L-PBF:llä käsitellyn austeniittisen SS47-teräksen kulumiskäyttäytymisen tutkimuksessa.Vanadiinipitoisten karbidien uudelleensuuntautuminen osoittaa myös teräsmatriisin plastisen muodonmuutoksen liukumisen aikana (kuva 5e).Mikrokuvat kulumismerkin poikkileikkauksesta osoittavat pieniä pyöreitä kuoppia, joita ympäröivät mikrohalkeamat (kuva 5d), jotka voivat johtua liiallisesta plastisesta muodonmuutoksesta lähellä pintaa.Materiaalin siirtyminen alumiinioksidipalloille oli rajoitettua, kun taas pallot säilyivät ehjinä (kuva 5g).
Näytteiden kulumissyvyys ja leveys lisääntyivät kuormituksen lisääntyessä (10 N), kuten pinnan topografiakartassa (kuva 6a) näkyy.Kuluminen ja hapettuminen ovat edelleen hallitsevia kulumismekanismeja, ja kulumisradan mikronaarmujen määrän kasvu osoittaa, että kolmiosaista kulumista esiintyy myös 10 N:lla (kuva 6b).EDX-analyysi osoitti rautapitoisten oksidisaarten muodostumisen.Al-huiput spektrissä vahvistivat, että aineen siirtyminen vastapuolelta näytteeseen tapahtui 10 N:ssa (kuva 6c ja taulukko 3), kun taas sitä ei havaittu 3 N:ssa (taulukko 2).Kolmen rungon kuluminen johtuu kulumishiukkasista oksidisaarekkeista ja analogeista, joissa yksityiskohtainen EDX-analyysi paljasti materiaalin siirtymisen analogeista (lisäkuva S3 ja taulukko S1).Oksidisaarten kehittyminen liittyy syviin kuoppiin, mikä havaitaan myös 3N:ssä (kuva 5).Karbidien halkeilua ja pirstoutumista esiintyy pääasiassa karbideissa, joissa on runsaasti 10 N Cr:a (kuvat 6e, f).Lisäksi korkea V karbidit hilseilevät ja kuluttavat ympäröivää matriisia, mikä puolestaan ​​aiheuttaa kolmiosaista kulumista.Radan poikkileikkaukseen (kuva 6d) ilmestyi kooltaan ja muodoltaan samanlainen kuoppa kuin korkean V:n kovametallilla (korostettu punaisella ympyrällä) (katso kovametallin koko- ja muotoanalyysi. 3.1), mikä osoittaa, että korkea V karbidi V voi hilseillä irti matriisista 10 N:lla. Korkean V:n karbidien pyöreä muoto edistää vetovaikutusta, kun taas agglomeroidut korkean Cr-karbidit ovat alttiita halkeilemaan (kuva 6e, f).Tämä murtumiskäyttäytyminen osoittaa, että matriisi on ylittänyt kykynsä kestää plastista muodonmuutosta ja että mikrorakenne ei anna riittävää iskulujuutta 10 N:lla. Pystysuuntainen halkeilu pinnan alla (kuva 6d) osoittaa liukumisen aikana tapahtuvan plastisen muodonmuutoksen voimakkuuden.Kuorman kasvaessa tapahtuu materiaalin siirtymistä kuluneelta telalta alumiinioksidipallolle (kuva 6g), joka voi olla vakaassa tilassa 10 N:lla. Pääsyy CoF-arvojen laskuun (kuva 3).
Pintaprofiili (a) ja mikrovalokuvat (b–f) kuluneen pinnan topografiasta (b–f) korkeahiilisestä martensiittisestä ruostumattomasta teräksestä, joka on käsitelty EBA:lla 10 N:lla, kulumisradan poikkileikkaus BSE-tilassa (d) ja optisen mikroskoopin pinta alumiinioksidipallon paineessa 10 N (g).
Liukuvan kulumisen aikana pintaan kohdistuu vasta-aineiden aiheuttamia puristus- ja leikkausjännityksiä, mikä johtaa merkittävään plastiseen muodonmuutokseen kuluneen pinnan alla34,48,49.Siksi pinnan alla voi tapahtua plastisen muodonmuutoksen vuoksi työstökarkaisua, joka vaikuttaa kulumiseen ja materiaalin kulumiskäyttäytymisen määrääviin muodonmuutosmekanismeihin.Siksi tässä tutkimuksessa suoritettiin poikkileikkauksen kovuuskartoitus (kuten on kuvattu kohdassa 2.4) kulumisradan alapuolella olevan plastisen muodonmuutosvyöhykkeen (PDZ) kehittymisen määrittämiseksi kuorman funktiona.Koska, kuten edellisissä osioissa mainittiin, kulumisjäljen alapuolella havaittiin selkeitä plastisen muodonmuutoksen merkkejä (kuvat 5d, 6d), erityisesti 10 N:ssä.
KuvassaKuvassa 7 on poikkileikkauskovuuskaaviot HCMSS:n kulumisjäljeistä, joita käsiteltiin ELP:llä 3 N ja 10 N. On syytä huomata, että näitä kovuusarvoja käytettiin indeksinä arvioitaessa työkarkaisun vaikutusta.Kovuuden muutos kulumismerkin alapuolella on 667:stä 672 HV:iin 3 N jännitteellä (kuva 7a), mikä osoittaa, että työkarkaisu on mitätön.Oletettavasti käytetty kovuuden mittausmenetelmä ei kyennyt havaitsemaan kovuuden muutoksia mikrokovuuskartan alhaisen resoluution (eli merkkien välisen etäisyyden) vuoksi.Päinvastoin, PDZ-vyöhykkeitä, joiden kovuusarvot olivat 677-686 HV ja maksimi syvyys 118 µm ja pituus 488 µm, havaittiin 10 N:ssä (kuva 7b), mikä korreloi kulumisradan leveyden kanssa ( Kuva 6a)).Samanlaisia ​​tietoja PDZ-koon vaihtelusta kuormituksen mukaan löydettiin L-PBF:llä käsitellyn SS47:n kulumistutkimuksessa.Tulokset osoittavat, että pidättyneen austeniitin läsnäolo vaikuttaa additiivisesti valmistettujen terästen 3, 12, 50 sitkeyteen ja pidättyvä austeniitti muuttuu plastisen muodonmuutoksen aikana martensiitiksi (faasimuutoksen plastinen vaikutus), mikä tehostaa teräksen työkarkaisua.teräs 51. Koska VCMSS-näyte sisälsi jäänyttä austeniittia aiemmin käsitellyn röntgendiffraktiokuvion mukaisesti (kuva 2e), ehdotettiin, että mikrorakenteessa säilynyt austeniitti voisi muuttua martensiitiksi kosketuksen aikana, mikä lisää PDZ:n kovuutta ( kuvio 7b).Lisäksi kulumisradalla tapahtuva luiston muodostuminen (kuvat 5e, 6f) osoittaa myös liukukosketuksen leikkausjännityksen vaikutuksesta aiheutuvaa plastista muodonmuutosta.Kuitenkin 3 N:ssä indusoitu leikkausjännitys ei ollut riittävä tuottamaan käytetyllä menetelmällä havaittua suurta dislokaatiotiheyttä tai säilyneen austeniitin muuttumista martensiitiksi, joten työstökovettuminen havaittiin vain 10 N:lla (kuva 7b).
Poikkileikkauskovuuskaaviot korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen kulumisjäljistä, jotka on altistettu sähköpurkauskoneistukseen 3 N (a) ja 10 N (b).
Tämä tutkimus osoittaa uuden ELR:llä käsitellyn korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen kulumiskäyttäytymisen ja mikrorakenteen ominaisuudet.Kuivakulumiskokeet suoritettiin liukumalla eri kuormituksissa ja kuluneita näytteitä tutkittiin elektronimikroskopialla, laserprofilometrillä ja kulumisjälkien poikkileikkausten kovuuskartoilla.
Mikrorakenneanalyysi paljasti karbidien, joissa oli korkea kromipitoisuus (~ 18,2 % karbideja) ja vanadiinipitoisuus (~ 4,3 % karbideja), tasaisen jakautumisen martensiitin ja säilyneen austeniitin matriisissa, jonka mikrokovuus on suhteellisen korkea.Vallitsevia kulumismekanismeja ovat kuluminen ja hapettuminen pienillä kuormituksilla, kun taas venytettyjen high-V-karbidien ja irtonaisten rakeisten oksidien aiheuttama kolmirungon kuluminen myötävaikuttaa myös kulumiseen kasvavilla kuormituksilla.Kulumisnopeus on parempi kuin L-PBF ja tavanomaiset koneistetut austeniittiset ruostumattomat teräkset, ja jopa samanlainen kuin EBM-koneistettujen työkaluterästen alhaisella kuormituksella.CoF-arvo laskee kuormituksen kasvaessa, koska materiaali siirtyy vastakkaiseen kappaleeseen.Poikkileikkauksen kovuuden kartoitusmenetelmällä plastinen muodonmuutosvyöhyke näkyy kulumismerkin alla.Mahdollisia raejalostuksia ja faasimuutoksia matriisissa voidaan tutkia edelleen käyttämällä elektronien takaisinsirontadiffraktiota, jotta voidaan paremmin ymmärtää työkarkaisun vaikutuksia.Mikrokovuuskartan alhainen resoluutio ei mahdollista kulumisvyöhykkeen kovuuden visualisointia pienillä kuormituksilla, joten nanoindentaatio voi tarjota korkeamman resoluution kovuuden muutoksia samalla menetelmällä.
Tämä tutkimus esittelee ensimmäistä kertaa kattavan analyysin uuden ELR:llä käsitellyn korkeahiilisen martensiittisen ruostumattoman teräksen kulutuskestävyydestä ja kitkaominaisuuksista.Ottaen huomioon AM:n geometrisen suunnittelun vapauden ja mahdollisuuden vähentää työstövaiheita AM:n avulla, tämä tutkimus voisi tasoittaa tietä tämän uuden materiaalin tuotannolle ja sen käytölle kulumiseen liittyvissä laitteissa akseleista muoviruiskumuotteihin, joissa on monimutkainen jäähdytyskanava.
Bhat, BN Aerospace Materials and Applications, voi.255 (American Society of Aeronautics and Astronautics, 2018).
Bajaj, P. et ai.Teräs lisäainevalmistuksessa: katsaus sen mikrorakenteeseen ja ominaisuuksiin.alma mater.Tiede.hanke.772, (2020).
Felli, F., Brotzu, A., Vendittozzi, C., Paolozzi, A. ja Passeggio, F. EN 3358 ruostumattomasta teräksestä valmistettujen ilmailu-avaruuskomponenttien kulutuspinnan vaurioituminen liukumisen aikana.Veljeskunta.Ed.Integra Strut.23, 127–135 (2012).
Debroy, T. et ai.Metallikomponenttien lisävalmistus – prosessi, rakenne ja suorituskyky.ohjelmointi.alma mater.Tiede.92, 112–224 (2018).
Herzog D., Sejda V., Vicisk E. ja Emmelmann S. Metallin lisäaineiden valmistus.(2016).https://doi.org/10.1016/j.actamat.2016.07.019.
ASTM kansainvälinen.Standarditerminologia lisäainevalmistusteknologialle.Nopea tuotanto.Apulaisprofessori.https://doi.org/10.1520/F2792-12A.2 (2013).
Bartolomeu F. et ai.316L ruostumattoman teräksen mekaaniset ja tribologiset ominaisuudet – valikoivan lasersulatuksen, kuumapuristuksen ja tavanomaisen valun vertailu.Lisätä.valmistaja.16, 81–89 (2017).
Bakhshwan, M., Myant, KW, Reddichoff, T. ja Pham, MS Microstructure myötävaikutus additiivisesti valmistettuun 316L ruostumattoman teräksen kuivaan liukuvaan kulumismekanismeihin ja anisotropiaan.alma mater.joulukuu196, 109 076 (2020).
Bogelein T., Drypondt SN, Pandey A., Dawson K. ja Tatlock GJ Selektiivisellä lasersulatuksella saatujen rautaoksididispersiolla karkaistujen teräsrakenteiden mekaaninen vaste ja muodonmuutosmekanismit.-lehteä.87, 201–215 (2015).
Saeidi K., Alvi S., Lofay F., Petkov VI ja Akhtar, F. Korkeamman asteen mekaaninen lujuus SLM 2507:n lämpökäsittelyn jälkeen huone- ja korotetuissa lämpötiloissa, kovan/muovaavan sigma-saostuksen apuna.Metalli (Basel).9, (2019).
Lashgari, HR, Kong, K., Adabifiroozjaei, E. ja Li, S. 3D-painetun 17-4 PH ruostumattoman teräksen mikrorakenne, jälkilämmitysreaktio ja tribologiset ominaisuudet.Päällään 456–457, (2020).
Liu, Y., Tang, M., Hu, Q., Zhang, Y. ja Zhang, L. Selektiivisellä lasersulatuksella valmistettujen TiC/AISI420 ruostumattomien teräskomposiittien tiivistymiskäyttäytyminen, mikrorakenteen kehitys ja mekaaniset ominaisuudet.alma mater.joulukuu187, 1–13 (2020).
Zhao X. et ai.AISI 420 ruostumattoman teräksen valmistus ja karakterisointi selektiivisellä lasersulatuksella.alma mater.valmistaja.käsitellä asiaa.30, 1283–1289 (2015).
Sun Y., Moroz A. ja Alrbey K. 316L ruostumattoman teräksen valikoivan lasersulatuksen liukuvat kulumisominaisuudet ja korroosiokäyttäytyminen.J. Alma mater.hanke.suorittaa.23, 518–526 (2013).
Shibata, K. et ai.Jauhepetiruostumattoman teräksen kitka ja kuluminen öljyvoitelussa [J].Tribiol.sisäinen 104, 183–190 (2016).