Ви благодариме што ја посетивте Nature.com.Користите верзија на прелистувач со ограничена поддршка за CSS.За најдобро искуство, препорачуваме да користите ажуриран прелистувач (или да го оневозможите режимот на компатибилност во Internet Explorer).Дополнително, за да обезбедиме континуирана поддршка, ја прикажуваме страницата без стилови и JavaScript.
Лизгачи кои прикажуваат три статии по слајд.Користете ги копчињата за назад и следно за да се движите низ слајдовите или копчињата на контролорот на слајдовите на крајот за да се движите низ секој слајд.

ASTM A240 304 316 нерѓосувачки челик Средно дебела плоча може да се сече и прилагоди Фабричка цена во Кина

Степен на материјал: 201/304/304l/316/316l/321/309s/310s/410/420/430/904l/2205/2507
Тип: Ферит, Аустенит, Мартензит, Дуплекс
Технологија: Ладно валано и топло валано
Сертификати: ISO9001, CE, SGS секоја година
Услуга: Тестирање од трета страна
Испорака: во рок од 10-15 дена или со оглед на количината

Нерѓосувачкиот челик е легура на железо која има минимална содржина на хром од 10,5 проценти.Содржината на хром произведува тенок филм од хром оксид на површината на челикот наречен слој за пасивација.Овој слој спречува појава на корозија на челичната површина;колку е поголема количината на хром во челикот, толку е поголема отпорноста на корозија.

Челикот содржи и различни количества на други елементи како што се јаглерод, силициум и манган.Може да се додадат други елементи за да се зголеми отпорноста на корозија (никел) и формабилноста (молибден).

Однесување на високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик (HCMSS) кој се состои од приближно 22,5 вол.% карбиди со висока содржина на хром (Cr) и ванадиум (V), беше фиксиран со топење на електронски зрак (EBM).Микроструктурата е составена од фази на мартензит и резидуален аустенит, карбидите со висока V и микрони висока Cr се рамномерно распоредени, а тврдоста е релативно висока.CoF се намалува за приближно 14,1% со зголемување на оптоварувањето во стабилна состојба поради пренесување на материјалот од истрошената патека до спротивното тело.Во споредба со мартензитните челици за алати третирани на ист начин, стапката на абење на HCMSS е речиси иста при ниски примени оптоварувања.Доминантен механизам за абење е отстранувањето на челичната матрица со абразија проследено со оксидација на патеката за абење, додека трикомпонентното абразивно абење се јавува со зголемено оптоварување.Области на пластична деформација под лузната на абење идентификувани со мапирање на цврстина на попречниот пресек.Специфичните феномени кои се јавуваат како што се зголемуваат условите за абење се опишани како пукање на карбид, исцрпување на високо ниво на ванадиум карбид и пукање на матрици.Ова истражување фрла светлина врз карактеристиките на абење на производството на адитиви HCMSS, што би можело да го отвори патот за производство на компоненти EBM за апликации за абење кои се движат од шахти до пластични калапи за инјектирање.
Нерѓосувачкиот челик (SS) е разноврсна фамилија на челици кои широко се користат во воздушната, автомобилската индустрија, храната и многу други апликации поради нивната висока отпорност на корозија и соодветните механички својства1,2,3.Нивната висока отпорност на корозија се должи на високата содржина на хром (повеќе од 11,5 wt. %) во HC, што придонесува за формирање на оксиден филм со висока содржина на хром на површината1.Сепак, повеќето одделенија од не'рѓосувачки челик имаат ниска содржина на јаглерод и затоа имаат ограничена цврстина и отпорност на абење, што резултира со намален век на траење на уредите поврзани со абење, како што се компонентите за воздушно слетување4.Обично тие имаат мала цврстина (во опсег од 180 до 450 HV), само некои термички обработени мартензитни нерѓосувачки челици имаат висока цврстина (до 700 HV) и висока содржина на јаглерод (до 1,2 wt%), што може да придонесе за формирање на мартензит.1. Накратко, високата содржина на јаглерод ја намалува температурата на мартензитната трансформација, овозможувајќи формирање на целосно мартензитна микроструктура и стекнување на микроструктура отпорна на абење при високи стапки на ладење.Тврдите фази (на пример, карбиди) може да се додадат во челичната матрица за дополнително да се подобри отпорноста на абење на матрицата.
Воведувањето на производството на адитиви (AM) може да произведе нови материјали со посакуваниот состав, микроструктурни карактеристики и супериорни механички својства5,6.На пример, топењето на прав (PBF), еден од најкомерцијализираните процеси на заварување со адитиви, вклучува таложење на претходно легирани прашоци за да се формираат тесно обликувани делови со топење на прашокот користејќи извори на топлина како што се ласери или електронски зраци7.Неколку студии покажаа дека деловите од нерѓосувачки челик обработени со адитиви можат да ги надминат традиционално направените делови.На пример, аустенитните нерѓосувачки челици подложени на адитивна обработка се покажаа дека имаат супериорни механички својства поради нивната пофина микроструктура (т.е. односи Hall-Petch)3,8,9.Термичка обработка на AM-третираниот феритен нерѓосувачки челик произведува дополнителни талози кои обезбедуваат механички својства слични на нивните конвенционални колеги3,10.Усвоен двофазен нерѓосувачки челик со висока јачина и цврстина, обработен со адитивна обработка, каде што подобрените механички својства се должат на меѓуметалните фази богати со хром во микроструктурата11.Дополнително, подобрените механички својства на адитивните стврднати мартензитни и PH нерѓосувачки челици може да се добијат со контролирање на задржаниот аустенит во микроструктурата и оптимизирање на параметрите за обработка и термичка обработка 3,12,13,14.
До денес, триболошките својства на AM аустенитните нерѓосувачки челици добиваат поголемо внимание од другите нерѓосувачки челици.Триболошкото однесување на ласерското топење во слој прашок (L-PBF) третиран со 316L беше проучен како функција на параметрите за обработка на AM.Се покажа дека минимизирањето на порозноста со намалување на брзината на скенирање или зголемување на ласерската моќност може да ја подобри отпорноста на абење15,16.Li et al.17 тестираа суво лизгачко абење под различни параметри (оптоварување, фреквенција и температура) и покажаа дека абењето на собна температура е главниот механизам на абење, додека зголемувањето на брзината на лизгање и температурата промовира оксидација.Добиениот оксиден слој обезбедува работа на лежиштето, триењето се намалува со зголемување на температурата, а стапката на абење се зголемува при повисоки температури.Во други студии, додавањето на честички TiC18, TiB219 и SiC20 на матрицата 316L третирана со L-PBF ја подобри отпорноста на абење со формирање на густ слој на триење зацврстен со работа со зголемување на волуменската фракција на тврдите честички.Заштитен оксиден слој е забележан и кај PH челик третиран со L-PBF12 и дуплекс челик SS11, што покажува дека ограничувањето на задржаниот аустенит со пост-термичка обработка12 може да ја подобри отпорноста на абење.Како што е резимирано овде, литературата главно е фокусирана на триболошките перформанси на серијата 316L SS, додека има малку податоци за триболошките перформанси на серијата нерѓосувачки челици произведени со мартензитски додаток со многу поголема содржина на јаглерод.
Топењето со електронски сноп (EBM) е техника слична на L-PBF способна да формира микроструктури со огноотпорни карбиди како што се висок ванадиум и хром карбиди поради неговата способност да достигне повисоки температури и стапки на скенирање 21, 22. Постоечка литература за EBM обработка на нерѓосувачки челикот главно е фокусиран на одредување на оптималните параметри за обработка на ELM за да се добие микроструктура без пукнатини и пори и да се подобрат механичките својства23, 24, 25, 26, додека се работи на триболошките својства на нерѓосувачкиот челик обработен со EBM.Досега, механизмот на абење на високојаглеродниот мартензитски нерѓосувачки челик обработен со ELR е проучен во ограничени услови, а е пријавено дека се јавува тешка пластична деформација при абразивни (тест на шкурка), суви и услови на ерозија на кал27.
Оваа студија ја истражуваше отпорноста на абење и својствата на триење на високојаглеродниот мартензитски нерѓосувачки челик обработен со ELR при суви услови на лизгање опишани подолу.Прво, микроструктурните карактеристики беа карактеризирани со користење на електронска микроскопија за скенирање (SEM), енергетска дисперзивна спектроскопија на Х-зраци (EDX), дифракција на Х-зраци и анализа на сликата.Податоците добиени со овие методи потоа се користат како основа за набљудување на триболошкото однесување преку суви реципрочни тестови при различни оптоварувања, а на крајот се испитува морфологијата на истрошената површина со помош на SEM-EDX и ласерски профилометри.Стапката на абење беше квантифицирана и споредена со сличен третман со мартензитни челици за алат.Ова беше направено со цел да се создаде основа за споредување на овој СС систем со почесто користените системи за абење со ист тип на третман.Конечно, е прикажана карта на пресек на патеката на абење со користење на алгоритам за мапирање на цврстина што ја открива пластичната деформација што се јавува при контакт.Треба да се напомене дека триболошките тестови за оваа студија беа спроведени за подобро разбирање на триболошките својства на овој нов материјал, а не за симулирање на одредена апликација.Оваа студија придонесува за подобро разбирање на триболошките својства на новиот мартензитски нерѓосувачки челик кој се произведува дополнително, за апликации за абење кои бараат работа во сурови средини.
Примероците од високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик (HCMSS) третирани со ELR под брендот Vibenite® 350 беа развиени и обезбедени од VBN Components AB, Шведска.Номиналниот хемиски состав на примерокот: 1,9 C, 20,0 Cr, 1,0 Mo, 4,0 V, 73,1 Fe (теж.%).Прво, суви лизгачки примероци (40 мм × 20 мм × 5 мм) беа направени од добиените правоаголни примероци (42 мм × 22 мм × 7 мм) без никаков посттермички третман со употреба на обработка со електрично празнење (EDM).Потоа примероците беа сукцесивно мелени со SiC шкурка со големина на зрно од 240 до 2400 R за да се добие грубост на површината (Ra) од околу 0,15 μm.Дополнително, примероци од високојаглероден мартензитски челик за алат (HCMTS) обработен со EBM со номинален хемиски состав од 1,5 C, 4,0 Cr, 2,5 Mo, 2,5 W, 4,0 V, 85,5 Fe (теж. .%) (комерцијално познат како Vibenite® 150) Исто така се подготвува на ист начин.HCMTS содржи 8% карбиди по волумен и се користи само за споредба на податоците за стапката на абење на HCMSS.
Микроструктурната карактеризација на HCMSS беше изведена со помош на SEM (FEI Quanta 250, USA) опремен со детектор за распрснување на енергија на Х-зраци (EDX) XMax80 од Oxford Instruments.Три случајни фотомикрографии кои содржат 3500 µm2 беа направени во режим на назад расеани електрони (BSE) и потоа беа анализирани со помош на анализа на сликата (ImageJ®)28 за да се одреди делот од областа (т.е. волуменска фракција), големината и обликот.Поради забележаната карактеристична морфологија, плоштината е земена еднаква на волуменската фракција.Покрај тоа, факторот на обликот на карбидите се пресметува со помош на равенката на факторот на обликот (Shfa):
Овде Ai е областа на карбидот (µm2), а Pi е периметарот на карбидот (µm)29.За да се идентификуваат фазите, изведена е дифракција на рендгенски зраци во прав (XRD) со помош на дифрактометар на Х-зраци (Bruker D8 Discover со детектор на лента LynxEye 1D) со зрачење Co-Kα (λ = 1,79026 Å).Скенирајте го примерокот во опсегот 2θ од 35° до 130° со големина на чекор од 0,02° и време на чекор од 2 секунди.Податоците XRD беа анализирани со помош на софтверот Diffract.EVA, кој ја ажурираше кристалографската база на податоци во 2021 година. Дополнително, за одредување на микротврдоста се користеше тестер на цврстина Vickers (Struers Durascan 80, Австрија).Според стандардот ASTM E384-17 30, беа направени 30 отпечатоци на металографски подготвени примероци во чекори од 0,35 mm за 10 секунди со 5 kgf.Авторите претходно ги карактеризираа микроструктурните карактеристики на HCMTS31.
Трибометар со топчеста плоча (Bruker Universal Mechanical Tester Tribolab, САД) беше користен за извршување на тестови на суво клипно абење, чија конфигурација е детално опишана на друго место31.Параметрите за тестирање се како што следува: според стандардот 32 ASTM G133-05, оптоварување 3 N, фреквенција 1 Hz, удар 3 mm, времетраење 1 час.Како противтежи беа користени топчиња од алуминиум оксид (Al2O3, класа на точност 28/ISO 3290) со дијаметар од 10 mm со макротврдост од околу 1500 HV и грубост на површината (Ra) од околу 0,05 μm, обезбедени од Redhill Precision, Чешка. .Балансирањето е избрано за да се спречат ефектите од оксидацијата што може да се појават поради балансирање и подобро да се разберат механизмите на абење на примероците при тешки услови на абење.Треба да се забележи дека параметрите за тестирање се исти како во Реф.8 со цел да се споредат податоците за стапката на абење со постоечките студии.Дополнително, беше извршена серија клипни тестови со оптоварување од 10 N за да се потврдат триболошките перформанси при повисоки оптоварувања, додека другите тест параметри останаа константни.Почетните контактни притисоци според Херц се 7,7 MPa и 11,5 MPa на 3 N и 10 N, соодветно.За време на тестот за абење, силата на триење беше снимена на фреквенција од 45 Hz и беше пресметан просечниот коефициент на триење (CoF).За секое оптоварување беа направени три мерења во амбиентални услови.
Траекторијата на абење беше испитана со помош на SEM опишан погоре, а анализата на EMF беше изведена со помош на софтвер за анализа на површината на абење Aztec Acquisition.Истрошената површина на спарената коцка беше испитана со помош на оптички микроскоп (Keyence VHX-5000, Јапонија).Неконтактниот ласерски профилер (NanoFocus µScan, Германија) ја скенира ознаката на абење со вертикална резолуција од ±0,1 µm по должината на оската z и 5 µm по должината на оските x и y.Картата на профилот на површината со лузни на абење е креирана во Matlab® користејќи x, y, z координати добиени од мерењата на профилот.Неколку вертикални профили на патеката на абење извлечени од картата на профилот на површината се користат за пресметување на загубата на волумен на абење на патеката на абење.Загубата на волуменот беше пресметана како производ на средната површина на пресекот на профилот на жицата и должината на патеката за абење, а дополнителни детали за овој метод беа претходно опишани од авторите33.Оттука, специфичната стапка на абење (k) се добива од следната формула:
Овде V е загубата на волумен поради абење (mm3), W е применетото оптоварување (N), L е растојанието на лизгање (mm), а k е специфичната стапка на абење (mm3/Nm)34.Податоците за триење и мапите на профилот на површината за HCMTS се вклучени во дополнителниот материјал (Дополнителна слика S1 и слика S2) за да се споредат стапките на абење на HCMSS.
Во оваа студија, беше користена карта на цврстина на попречниот пресек на патеката на абење за да се демонстрира однесувањето на пластичната деформација (т.е. стврднување на работа поради контактен притисок) на зоната на абење.Полираните примероци беа исечени со тркало за сечење од алуминиум оксид на машина за сечење (Struers Accutom-5, Австрија) и полирани со SiC шкурка од 240 до 4000 P долж дебелината на примероците.Мерење на микроцврстина на 0,5 kgf 10 s и растојание од 0,1 mm во согласност со ASTM E348-17.Отпечатоците беа поставени на 1,26 × 0,3 mm2 правоаголна решетка приближно 60 µm под површината (слика 1), а потоа беше изведена мапа на цврстина со користење на прилагоден Matlab® код опишан на друго место35.Дополнително, микроструктурата на пресекот на зоната на абење беше испитана со помош на SEM.
Шема на ознаката за абење што ја покажува локацијата на пресекот (а) и оптичка микрографија на картата на цврстина што ја прикажува ознаката идентификувана во пресекот (б).
Микроструктурата на HCMSS третирана со ELP се состои од хомогена карбидна мрежа опкружена со матрица (сл. 2а, б).Анализата на EDX покажа дека сивите и темните карбиди се карбиди богати со хром и ванадиум, соодветно (Табела 1).Пресметано од анализата на сликата, волуменската фракција на карбидите се проценува дека е ~ 22,5% (~ 18,2% висок хром карбиди и ~ 4,3% висок ванадиум карбиди).Просечните големини на зрната со стандардни отстапувања се 0,64 ± 0,2 µm и 1,84 ± 0,4 µm за карбиди богати со V и Cr, соодветно (сл. 2c, d).Карбидите со висока V имаат тенденција да бидат позаоблени со фактор на облик (± SD) од околу 0,88±0,03 бидејќи вредностите на факторот на обликот блиску до 1 одговараат на кружните карбиди.Спротивно на тоа, карбидите со висока содржина на хром не се совршено тркалезни, со фактор на облик од околу 0,56 ± 0,01, што може да се должи на агломерација.Мартензит (α, bcc) и задржаниот аустенит (γ', fcc) дифракциони врвови беа откриени на моделот на Х-зраци на HCMSS како што е прикажано на Сл. 2д.Покрај тоа, шемата на Х-зраци покажува присуство на секундарни карбиди.Карбидите со висока содржина на хром се идентификувани како карбиди од типот M3C2 и M23C6.Според податоците од литературата, 36,37,38 дифракциони врвови на VC карбиди биле забележани на ≈43° и 63°, што сугерира дека врвовите на VC биле маскирани со врвовите M23C6 на карбиди богати со хром (сл. 2e).
Микроструктура на високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик обработен со EBL (а) при мало зголемување и (б) при големо зголемување, покажувајќи карбиди богати со хром и ванадиум и матрица од не'рѓосувачки челик (режим на назад расејување на електрони).Графикони со шипки што ја прикажуваат дистрибуцијата на големината на зрната на карбидите богати со хром (c) и богати со ванадиум (d).Рендгенската шема покажува присуство на мартензит, задржан аустенит и карбиди во микроструктурата (г).
Просечната микроцврстина е 625,7 + 7,5 HV5, што покажува релативно висока цврстина во споредба со конвенционално обработениот мартензитски нерѓосувачки челик (450 HV)1 без термичка обработка.Цврстината на нановдлабнување на карбидите со висок V и карбидите со висок Cr е пријавена дека е помеѓу 12 и 32,5 GPa39 и 13-22 GPa40, соодветно.Така, високата цврстина на HCMSS третирана со ELP се должи на високата содржина на јаглерод, што го промовира формирањето на карбидна мрежа.Така, HSMSS третирана со ELP покажува добри микроструктурни карактеристики и цврстина без дополнителен посттермички третман.
Кривите на просечниот коефициент на триење (CoF) за примероци на 3 N и 10 N се претставени на слика 3, опсегот на минимални и максимални вредности на триење е означен со проѕирно засенчување.Секоја крива покажува фаза на испуштање и фаза на стабилна состојба.Фазата на вклучување завршува на 1,2 m со CoF (± SD) од 0,41 ± 0,24,3 N и на 3,7 m со CoF од 0,71 ± 0,16,10 N, пред да влезе во фазата стабилна состојба кога триењето ќе престане.не се менува брзо.Поради малата контактна површина и грубата почетна пластична деформација, силата на триење брзо се зголемила за време на фазата на впуштање на 3 N и 10 N, каде што се појавила поголема сила на триење и подолго растојание на лизгање на 10 N, што може да се должи на фактот дека во споредба со 3 N, површинското оштетување е поголемо.За 3 N и 10 N, вредностите на CoF во стационарната фаза се 0,78 ± 0,05 и 0,67 ± 0,01, соодветно.CoF е практично стабилен на 10 N и постепено се зголемува на 3 N. Во ограничената литература, CoF на нерѓосувачки челик третиран со L-PBF во споредба со керамичките реакциони тела при ниски примени оптоварувања се движи од 0,5 до 0,728, 20, 42, што е во добра согласност со измерените вредности на CoF во оваа студија.Намалувањето на CoF со зголемување на оптоварувањето во стабилна состојба (околу 14,1%) може да се припише на површинската деградација што се јавува на интерфејсот помеѓу истрошената површина и колегата, што дополнително ќе се дискутира во следниот дел преку анализа на површината на истрошени примероци.
Коефициенти на триење на VSMSS примероците третирани со ELP на лизгачки патеки на 3 N и 10 N, стационарна фаза е означена за секоја крива.
Специфичните стапки на абење на HKMS (625,7 HV) се проценети на 6,56 ± 0,33 × 10-6 mm3/Nm и 9,66 ± 0,37 × 10-6 mm3/Nm на 3 N и 10 N, соодветно (сл. 4).Така, стапката на абење се зголемува со зголемување на оптоварувањето, што е во добра согласност со постоечките студии за аустенит третиран со L-PBF и PH SS17,43.Под истите триболошки услови, стапката на абење на 3 N е околу една петтина од онаа за аустенитниот нерѓосувачки челик третиран со L-PBF (k = 3,50 ± 0,3 × 10-5 mm3/Nm, 229 HV), како и во претходниот случај .8. Покрај тоа, стапката на абење на HCMSS на 3 N беше значително помала од конвенционално обработените аустенитни нерѓосувачки челици и, особено, повисока од високо изотропните пресувани (k = 4,20 ± 0,3 × 10-5 mm3)./Nm, 176 HV) и лиен (k = 4,70 ± 0,3 × 10-5 mm3/Nm, 156 HV) обработен аустенитски нерѓосувачки челик, 8, соодветно.Во споредба со овие студии во литературата, подобрената отпорност на абење на HCMSS се припишува на високата содржина на јаглерод и формираната карбидна мрежа што резултира со поголема цврстина од аудитивно обработените аустенитни нерѓосувачки челици кои се обработуваат конвенционално.За понатамошно проучување на стапката на абење на примероците од HCMSS, слично обработениот високојаглероден мартензитски челик за алат (HCMTS) (со цврстина од 790 HV) беше тестиран под слични услови (3 N и 10 N) за споредба;Дополнителен материјал е мапата на површински профил на HCMTS (Дополнителна слика S2).Стапката на абење на HCMSS (k = 6,56 ± 0,34 × 10-6 mm3/Nm) е речиси иста како онаа на HCMTS на 3 N (k = 6,65 ± 0,68 × 10-6 mm3/Nm), што укажува на одлична отпорност на абење .Овие карактеристики главно се припишуваат на микроструктурните карактеристики на HCMSS (т.е. висока содржина на карбид, големина, форма и дистрибуција на карбидните честички во матрицата, како што е опишано во Дел 3.1).Како што беше претходно објавено31,44, содржината на карбид влијае на ширината и длабочината на лузната од абење и механизмот на микроабразивно абење.Сепак, содржината на карбид е недоволна за заштита на матрицата на 10 N, што резултира со зголемено абење.Во следниот дел, морфологијата и топографијата на површината на абење се користат за да се објаснат основните механизми на абење и деформација кои влијаат на стапката на абење на HCMSS.На 10 N, стапката на абење на VCMSS (k = 9,66 ± 0,37 × 10-6 mm3/Nm) е повисока од онаа на VKMTS (k = 5,45 ± 0,69 × 10-6 mm3/Nm).Напротив, овие стапки на абење се сè уште доста високи: при слични услови за тестирање, стапката на абење на облогите базирани на хром и стелит е помала од онаа на HCMSS45,46.Конечно, поради високата цврстина на алумината (1500 HV), стапката на абење на парење беше занемарлива и беа пронајдени знаци на пренос на материјал од примерокот на алуминиумските топчиња.
Специфично абење при ELR обработка на високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик (HMCSS), ELR обработка на високојаглероден мартензитски челик за алат (HCMTS) и L-PBF, леење и високоизотропно пресување (HIP) на аустенитен нерѓосувачки челик (316LSS) при различни апликации се вчитуваат брзини.Скатерплатот го покажува стандардното отстапување на мерењата.Податоците за аустенитни нерѓосувачки челици се земени од 8.
Додека тврдите облоги како што се хромот и стелитот можат да обезбедат подобра отпорност на абење од системите од легура кои се обработуваат со адитиви, обработката со адитиви може (1) да ја подобри микроструктурата, особено за материјали со широк спектар на густини.операции на крајниот дел;и (3) создавање на нови површински топологии како што се интегрирани флуидни динамички лежишта.Покрај тоа, AM нуди флексибилност на геометриски дизајн.Оваа студија е особено нова и важна бидејќи е критично да се разјаснат карактеристиките на абење на овие ново развиени метални легури со EBM, за кои сегашната литература е многу ограничена.
Морфологијата на истрошената површина и морфологијата на истрошените примероци на 3 N се прикажани на сл.5, каде што главниот механизам за абење е абразија проследена со оксидација.Прво, челичната подлога пластично се деформира и потоа се отстранува за да се формираат жлебови со длабочина од 1 до 3 µm, како што е прикажано на профилот на површината (сл. 5а).Поради топлината на триење што се создава со континуирано лизгање, отстранетиот материјал останува на интерфејсот на триболошкиот систем, формирајќи триболошки слој кој се состои од мали острови со висока содржина на железо оксид што ги опкружува високите карбиди на хром и ванадиум (Слика 5б и Табела 2).), како што беше пријавено и за аустенитен нерѓосувачки челик третиран со L-PBF15,17.На сл.5c покажува интензивна оксидација што се јавува во центарот на лузната од абење.Така, формирањето на слојот за триење е олеснето со уништување на слојот за триење (т.е. оксидниот слој) (сл. 5ѓ) или отстранувањето на материјалот се случува во слабите области во микроструктурата, а со тоа се забрзува отстранувањето на материјалот.Во двата случаи, уништувањето на слојот за триење доведува до формирање на производи за абење на интерфејсот, што може да биде причина за тенденцијата за зголемување на CoF во стабилна состојба 3N (сл. 3).Покрај тоа, постојат знаци на триделно абење предизвикано од оксиди и лабави честички на абење на патеката за абење, што на крајот доведува до формирање на микро-гребнатини на подлогата (сл. 5б, д)9,12,47.
Површински профил (а) и фотомикрографии (b-f) на морфологијата на површината на абење на високојаглероден мартензит нерѓосувачки челик обработен со ELP на 3 N, пресек на ознаката за абење во режим BSE (d) и оптичка микроскопија на абењето површина на 3 N (g) сфери од алумина.
На челичната подлога се формираат ленти за лизгање, што укажува на пластична деформација поради абење (сл. 5д).Слични резултати беа добиени и во студија за однесувањето на абење на аустенитниот челик SS47 третиран со L-PBF.Преориентацијата на карбидите богати со ванадиум, исто така, укажува на пластична деформација на челичната матрица при лизгање (сл. 5д).Микрографиите на пресекот на ознаката за абење покажуваат присуство на мали кружни јами опкружени со микропукнатини (сл. 5г), што може да се должи на прекумерна пластична деформација во близина на површината.Трансферот на материјалот до сферите со алуминиум оксид беше ограничен, додека сферите останаа недопрени (сл. 5g).
Ширината и длабочината на абењето на примероците се зголемија со зголемување на оптоварувањето (на 10 N), како што е прикажано на картата на површинската топографија (сл. 6а).Абразијата и оксидацијата сè уште се доминантни механизми за абење, а зголемувањето на бројот на микро-гребнатини на патеката за абење покажува дека триделното абење се јавува и на 10 N (сл. 6б).Анализата на EDX покажа формирање на оксидни острови богати со железо.Врвовите на Al во спектрите потврдија дека трансферот на супстанцијата од другата страна до примерокот се случил на 10 N (слика 6в и Табела 3), додека не е забележан на 3 N (Табела 2).Абењето на три тела е предизвикано од честички на абење од оксидни острови и аналози, каде што деталната EDX анализа открила пренос на материјал од аналози (Дополнителна слика S3 и Табела S1).Развојот на оксидните острови е поврзан со длабоки јами, што е забележано и во 3N (сл. 5).Пукнатините и фрагментацијата на карбидите главно се јавуваат кај карбиди богати со 10 N Cr (сл. 6e, f).Дополнително, карбидите со висок V се шушкаат и ја носат околната матрица, што пак предизвикува триделно абење.Јама слична по големина и форма на онаа на високо V карбид (нагласена во црвен круг) исто така се појави во пресекот на патеката (сл. 6г) (види анализа на големината и обликот на карбидот. 3.1), што покажува дека високиот V карбидот V може да се откине од матрицата на 10 N. Кружниот облик на високо V карбидите придонесува за ефектот на влечење, додека агломерираните карбиди со висок Cr се склони кон пукање (сл. 6e, f).Ваквото однесување на дефект покажува дека матрицата ја надминала способноста да издржи пластична деформација и дека микроструктурата не обезбедува доволна цврстина на удар на 10 N. Вертикалното пукање под површината (сл. 6г) укажува на интензитетот на пластичната деформација што се јавува при лизгање.Како што се зголемува оптоварувањето, доаѓа до пренос на материјал од истрошената патека до топката од алуминиум (слика 6 g), која може да биде стабилна состојба на 10 N. Главната причина за намалувањето на вредностите на CoF (сл. 3).
Површински профил (a) и фотомикрографии (b-f) на истрошена површинска топографија (b-f) од високо-јаглероден мартензитски нерѓосувачки челик обработен со EBA на 10 N, пресек на колосек во режим на BSE (d) и површина на оптички микроскоп на сфера на алумина на 10 N (g).
За време на лизгачкото абење, површината е подложена на напрегања на притисок и смолкнување предизвикани од антитела, што резултира со значителна пластична деформација под истрошената површина34,48,49.Затоа, работното стврднување може да се случи под површината поради пластична деформација, што влијае на механизмите за абење и деформација кои го одредуваат однесувањето на абењето на материјалот.Затоа, во оваа студија беше извршено мапирање на цврстина на напречниот пресек (како што е детално опишано во Дел 2.4) за да се утврди развојот на зона на пластична деформација (PDZ) под патеката на абење како функција од оптоварувањето.Бидејќи, како што беше споменато во претходните делови, беа забележани јасни знаци на пластична деформација под трагата на абење (сл. 5d, 6d), особено на 10 N.
На сл.Слика 7 ги прикажува дијаграмите на цврстина на попречниот пресек на ознаките на абење на HCMSS третирани со ELP на 3 N и 10 N. Вреди да се напомене дека овие вредности на цврстина беа користени како индекс за да се оцени ефектот на стврднувањето на работата.Промената на цврстината под ознаката за абење е од 667 до 672 HV на 3 N (слика 7а), што покажува дека работното стврднување е занемарливо.Веројатно, поради малата резолуција на картата на микроцврстина (т.е. растојанието помеѓу ознаките), применетиот метод за мерење на цврстина не можеше да открие промени во цврстината.Напротив, PDZ зоните со вредности на цврстина од 677 до 686 HV со максимална длабочина од 118 µm и должина од 488 µm беа забележани на 10 N (слика 7б), што е во корелација со ширината на патеката за абење ( Сл. 6а)).Слични податоци за варијација на големината на PDZ со оптоварување беа пронајдени во студија за абење на SS47 третирана со L-PBF.Резултатите покажуваат дека присуството на задржан аустенит влијае на еластичноста на адитивно фабрикуваните челици 3, 12, 50, а задржаниот аустенит се трансформира во мартензит при пластична деформација (пластичен ефект на фазна трансформација), што го подобрува работното стврднување на челикот.челик 51. Бидејќи примерокот VCMSS содржи задржан аустенит во согласност со шемата за дифракција на Х-зраци, дискутирана претходно (сл. 2д), беше предложено дека задржаниот аустенит во микроструктурата може да се трансформира во мартензит за време на контактот, а со тоа да се зголеми тврдоста на PDZ ( Сл. 7б).Дополнително, формирањето на лизгање што се јавува на патеката за абење (сл. 5e, 6f) исто така укажува на пластична деформација предизвикана од лизгање на дислокација под дејство на напрегање на смолкнување при контакт на лизгање.Сепак, напрегањето на смолкнување предизвикано на 3 N беше недоволен за да се произведе висока густина на дислокација или трансформација на задржаниот аустенит во мартензит забележана со користениот метод, така што работното стврднување беше забележано само на 10 N (сл. 7б).
Дијаграми за цврстина на попречен пресек на патеки за абење од високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик подложени на обработка на електрично празнење на 3 N (a) и 10 N (b).
Оваа студија го покажува однесувањето на абењето и микроструктурните карактеристики на новиот високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик обработен со ELR.Беа спроведени тестови за суво абење при лизгање под различни оптоварувања, а истрошените примероци беа испитувани со помош на електронска микроскопија, ласерски профилометар и карти на тврдост на пресеците на траките на абење.
Микроструктурната анализа откри униформа дистрибуција на карбиди со висока содржина на хром (~ 18,2% карбиди) и ванадиум (~ 4,3% карбиди) во матрица од мартензит и задржан аустенит со релативно висока микроцврстина.Доминантните механизми за абење се абење и оксидација при ниски оптоварувања, додека абењето на три тела предизвикано од истегнати високо-V карбиди и лабави оксиди на зрнести жита, исто така, придонесува за абење при зголемени оптоварувања.Стапката на абење е подобра од L-PBF и конвенционалните обработени аустенитни нерѓосувачки челици, па дури и слична на онаа на челиците за алати за обработени EBM при мали оптоварувања.Вредноста на CoF се намалува со зголемување на оптоварувањето поради преносот на материјалот на спротивното тело.Користејќи го методот на мапирање на цврстина на попречниот пресек, зоната на пластична деформација е прикажана под ознаката за абење.Можното рафинирање на зрната и фазните транзиции во матрицата може дополнително да се истражат со користење на дифракција на повратно расејување на електрони за подобро да се разберат ефектите од стврднувањето.Ниската резолуција на картата на микроцврстина не дозволува визуелизација на цврстината на зоната на абење при ниски примени оптоварувања, така што нановдлабнувањето може да обезбеди промени на цврстината со поголема резолуција користејќи го истиот метод.
Оваа студија за прв пат претставува сеопфатна анализа на отпорноста на абење и својствата на триење на новиот високојаглероден мартензитски нерѓосувачки челик обработен со ELR.Имајќи ја предвид слободата на геометрискиот дизајн на AM и можноста за намалување на чекорите на обработка со AM, ова истражување би можело да го отвори патот за производство на овој нов материјал и негова употреба во уреди поврзани со абење од шахти до пластични калапи за инјектирање со комплициран канал за ладење.
Bhat, BN Aerospace Materials and Applications, кн.255 (Американско здружение за аеронаутика и астронаутика, 2018).
Бајај, П. и сор.Челик во производството на адитиви: преглед на неговата микроструктура и својства.алма матер.науката.проект.772, (2020).
Felli, F., Brotzu, A., Vendittozzi, C., Paolozzi, A. and Passeggio, F. Оштетување на површината за абење на воздушните компоненти EN 3358 од нерѓосувачки челик при лизгање.Братство.Ед.Интегра Strut.23, 127-135 (2012).
Деброј, Т. и сор.Адитивно производство на метални компоненти - процес, структура и перформанси.програмирање.алма матер.науката.92, 112-224 (2018).
Herzog D., Sejda V., Vicisk E. and Emmelmann S. Производство на метални адитиви.(2016).https://doi.org/10.1016/j.actamat.2016.07.019.
ASTM International.Стандардна терминологија за технологија на производство на адитиви.Брзо производство.доцент.https://doi.org/10.1520/F2792-12A.2 (2013).
Bartolomeu F. et al.Механички и триболошки својства на нерѓосувачки челик 316L – споредба на селективно ласерско топење, топло пресување и конвенционално леење.Додај во.производителот.16, 81-89 (2017).
Bakhshwan, M., Myant, KW, Reddichoff, T., and Pham, MS Microstructure Придонес за дополнително фабрикувани механизми за суво лизгање на нерѓосувачки челик 316L и анизотропија.алма матер.дек.196, 109076 (2020).
Bogelein T., Drypondt SN, Pandey A., Dawson K. и Tatlock GJ Механички одговор и механизми на деформација на челични конструкции стврднати со дисперзија на железен оксид добиени со селективно ласерско топење.списание.87, 201–215 (2015).
Saeidi K., Alvi S., Lofay F., Petkov VI и Akhtar, F. Механичка цврстина повисок по ред по термичка обработка на SLM 2507 на собни и покачени температури, потпомогнати од тврди/дуктилни сигма врнежи.Метал (Базел).9, (2019).
Lashgari, HR, Kong, K., Adabifiroozjaei, E., and Li, S. Микроструктура, пост-топлинска реакција и триболошки својства на 3D-печатениот нерѓосувачки челик 17-4 PH.Носење 456–457, (2020).
Liu, Y., Tang, M., Hu, Q., Zhang, Y., and Zhang, L. Однесување на згуснување, еволуција на микроструктурата и механички својства на композитите од нерѓосувачки челик TiC/AISI420 направени со селективно ласерско топење.алма матер.дек.187, 1-13 (2020).
Zhao X. et al.Изработка и карактеризација на не'рѓосувачки челик AISI 420 со помош на селективно ласерско топење.алма матер.производителот.процес.30, 1283–1289 (2015).
Sun Y., Moroz A. и Alrbey K. Карактеристики на абење на лизгање и однесување на корозија при селективно ласерско топење на нерѓосувачки челик 316L.J. Алма матер.проект.изврши.23, 518-526 (2013).
Shibata, K. et al.Триење и абење на нерѓосувачки челик со прашок под подмачкување со масло [J].Трибиол.внатрешни 104, 183-190 (2016).