Cảm ơn bạn đã ghé thăm Nature.com.Bạn đang sử dụng phiên bản trình duyệt có hỗ trợ CSS hạn chế.Để có trải nghiệm tốt nhất, chúng tôi khuyên bạn nên sử dụng trình duyệt đã cập nhật (hoặc tắt Chế độ tương thích trong Internet Explorer).Ngoài ra, để đảm bảo được hỗ trợ liên tục, chúng tôi hiển thị trang web không có kiểu và JavaScript.
Thanh trượt hiển thị ba bài viết trên mỗi slide.Sử dụng các nút quay lại và tiếp theo để di chuyển qua các trang chiếu hoặc các nút điều khiển trang chiếu ở cuối để di chuyển qua từng trang chiếu.

Tấm thép không gỉ dày vừa phải ASTM A240 304 316 có thể được cắt và tùy chỉnh Giá xuất xưởng Trung Quốc

Lớp vật liệu: 201/304/304l/316/316l/321/309s/310s/410/420/430/904l/2205/2507
Loại: Ferritic, Austenite, Martensite, Duplex
Công nghệ:Cán nguội và cán nóng
Chứng nhận: ISO9001, CE, SGS hàng năm
Dịch vụ: Thử nghiệm của bên thứ ba
Giao hàng: trong vòng 10-15 ngày hoặc xem xét số lượng

Thép không gỉ là hợp kim sắt có hàm lượng Crom tối thiểu là 10,5%.Hàm lượng Crom tạo ra một màng oxit crom mỏng trên bề mặt thép gọi là lớp thụ động.Lớp này ngăn chặn sự ăn mòn xảy ra trên bề mặt thép;Lượng Crom trong thép càng lớn thì khả năng chống ăn mòn càng lớn.

Thép cũng chứa nhiều nguyên tố khác như Carbon, Silicon và Mangan.Các nguyên tố khác có thể được thêm vào để tăng khả năng chống ăn mòn (Nickel) và khả năng định dạng (Molypden).

Hành vi của thép không gỉ martensitic carbon cao (HCMSS) bao gồm khoảng 22,5 vol.% cacbua có hàm lượng crom (Cr) và vanadi (V) cao, được cố định bằng phương pháp nấu chảy chùm tia điện tử (EBM).Cấu trúc vi mô bao gồm các pha martensite và austenite dư, các cacbua Cr cao V và micron cao được phân bố đều và độ cứng tương đối cao.CoF giảm khoảng 14,1% khi tải ở trạng thái ổn định tăng do chuyển vật liệu từ rãnh mòn sang vật thể đối diện.So với thép công cụ martensitic được xử lý theo cách tương tự, tốc độ mài mòn của HCMSS gần như giống nhau ở tải trọng tác dụng thấp.Cơ chế mài mòn chủ yếu là loại bỏ ma trận thép bằng cách mài mòn, sau đó là quá trình oxy hóa vết mòn, trong khi mài mòn ba thành phần xảy ra khi tải trọng tăng lên.Các vùng biến dạng dẻo dưới vết mòn được xác định bằng bản đồ độ cứng mặt cắt ngang.Các hiện tượng cụ thể xảy ra khi điều kiện mài mòn tăng lên được mô tả là vết nứt cacbua, vết rách cacbua vanadi cao và vết nứt khuôn.Nghiên cứu này làm sáng tỏ các đặc tính mài mòn của sản xuất bồi đắp HCMSS, có thể mở đường cho việc sản xuất các bộ phận EBM cho các ứng dụng chống mài mòn, từ trục đến khuôn ép nhựa.
Thép không gỉ (SS) là một họ thép đa năng được sử dụng rộng rãi trong ngành hàng không vũ trụ, ô tô, thực phẩm và nhiều ứng dụng khác do khả năng chống ăn mòn cao và tính chất cơ học phù hợp1,2,3.Khả năng chống ăn mòn cao của chúng là do hàm lượng crom cao (hơn 11,5% trọng lượng) trong HC, góp phần hình thành màng oxit có hàm lượng crom cao trên bề mặt1.Tuy nhiên, hầu hết các loại thép không gỉ đều có hàm lượng carbon thấp và do đó có độ cứng và khả năng chống mài mòn hạn chế, dẫn đến giảm tuổi thọ sử dụng trong các thiết bị liên quan đến mài mòn như bộ phận hạ cánh hàng không vũ trụ4.Thông thường chúng có độ cứng thấp (trong khoảng từ 180 đến 450 HV), chỉ một số thép không gỉ martensitic được xử lý nhiệt có độ cứng cao (lên tới 700 HV) và hàm lượng carbon cao (lên tới 1,2 wt%), có thể góp phần tạo nên sự hình thành martensite.1. Tóm lại, hàm lượng cacbon cao làm giảm nhiệt độ biến đổi martensitic, cho phép hình thành cấu trúc vi mô martensitic hoàn toàn và thu được cấu trúc vi mô chịu mài mòn ở tốc độ làm nguội cao.Các pha cứng (ví dụ cacbua) có thể được thêm vào nền thép để cải thiện hơn nữa khả năng chống mài mòn của khuôn.
Việc áp dụng công nghệ sản xuất bồi đắp (AM) có thể tạo ra các vật liệu mới có thành phần, đặc tính cấu trúc vi mô và tính chất cơ học vượt trội như mong muốn5,6.Ví dụ, nấu chảy bột (PBF), một trong những quy trình hàn phụ gia được thương mại hóa nhiều nhất, liên quan đến việc lắng đọng bột tiền hợp kim để tạo thành các bộ phận có hình dạng gần gũi bằng cách nấu chảy bột bằng cách sử dụng các nguồn nhiệt như tia laser hoặc chùm tia điện tử7.Một số nghiên cứu đã chỉ ra rằng các bộ phận bằng thép không gỉ được gia công bổ sung có thể hoạt động tốt hơn các bộ phận được chế tạo theo cách truyền thống.Ví dụ, thép không gỉ austenit được xử lý phụ gia đã được chứng minh là có đặc tính cơ học vượt trội do cấu trúc vi mô mịn hơn của chúng (tức là mối quan hệ Hall-Petch)3,8,9.Xử lý nhiệt đối với thép không gỉ ferit được xử lý bằng AM tạo ra các kết tủa bổ sung mang lại các đặc tính cơ học tương tự như các chất tương tự thông thường của chúng3,10.Sử dụng thép không gỉ hai pha có độ bền và độ cứng cao, được xử lý bằng xử lý phụ gia, trong đó các tính chất cơ học được cải thiện là do các pha liên kim loại giàu crom trong cấu trúc vi mô11.Ngoài ra, có thể đạt được các tính chất cơ học được cải thiện của thép không gỉ martensitic và PH được làm cứng bằng phụ gia bằng cách kiểm soát austenite được giữ lại trong vi cấu trúc và tối ưu hóa các thông số gia công và xử lý nhiệt 3,12,13,14.
Cho đến nay, đặc tính ma sát của thép không gỉ austenit AM đã nhận được nhiều sự quan tâm hơn các loại thép không gỉ khác.Đặc tính ma sát của quá trình nung chảy bằng laser trong một lớp bột (L-PBF) được xử lý bằng 316L đã được nghiên cứu như một hàm số của các thông số xử lý AM.Người ta đã chứng minh rằng việc giảm thiểu độ xốp bằng cách giảm tốc độ quét hoặc tăng công suất laser có thể cải thiện khả năng chống mài mòn15,16.Li và cộng sự17 đã thử nghiệm độ mài mòn trượt khô dưới các thông số khác nhau (tải trọng, tần số và nhiệt độ) và cho thấy mài mòn ở nhiệt độ phòng là cơ chế mài mòn chính, đồng thời việc tăng tốc độ trượt và nhiệt độ sẽ thúc đẩy quá trình oxy hóa.Lớp oxit tạo thành đảm bảo hoạt động của ổ trục, ma sát giảm khi nhiệt độ tăng và tốc độ mài mòn tăng ở nhiệt độ cao hơn.Trong các nghiên cứu khác, việc bổ sung các hạt TiC18, TiB219 và SiC20 vào ma trận 316L được xử lý L-PBF đã cải thiện khả năng chống mài mòn bằng cách hình thành lớp ma sát cứng dày đặc với sự gia tăng tỷ lệ thể tích của các hạt cứng.Một lớp oxit bảo vệ cũng đã được quan sát thấy trong thép PH được xử lý L-PBF12 và thép song công SS11, cho thấy rằng việc hạn chế austenite được giữ lại bằng cách xử lý sau nhiệt12 có thể cải thiện khả năng chống mài mòn.Như đã tóm tắt ở đây, tài liệu chủ yếu tập trung vào hiệu suất ma sát của dòng 316L SS, trong khi có rất ít dữ liệu về hiệu suất ma sát của một loạt thép không gỉ được sản xuất phụ gia martensitic có hàm lượng carbon cao hơn nhiều.
Nóng chảy chùm tia điện tử (EBM) là một kỹ thuật tương tự L-PBF có khả năng hình thành các cấu trúc vi mô với cacbua chịu lửa như cacbua vanadi và crom cao do khả năng đạt nhiệt độ cao hơn và tốc độ quét 21, 22. Tài liệu hiện có về xử lý EBM bằng thép không gỉ thép chủ yếu tập trung vào việc xác định các thông số xử lý ELM tối ưu để có được cấu trúc vi mô không có vết nứt và lỗ chân lông, đồng thời cải thiện các tính chất cơ học23, 24, 25, 26, đồng thời nghiên cứu các đặc tính ma sát của thép không gỉ được xử lý EBM.Cho đến nay, cơ chế mài mòn của thép không gỉ martensitic carbon cao được xử lý bằng ELR đã được nghiên cứu trong các điều kiện hạn chế và biến dạng dẻo nghiêm trọng đã được báo cáo xảy ra trong các điều kiện mài mòn (thử nghiệm giấy nhám), khô và xói mòn bùn27.
Nghiên cứu này nghiên cứu khả năng chống mài mòn và đặc tính ma sát của thép không gỉ martensitic carbon cao được xử lý bằng ELR trong điều kiện trượt khô được mô tả dưới đây.Đầu tiên, các đặc điểm cấu trúc vi mô được đặc trưng bằng kính hiển vi điện tử quét (SEM), quang phổ tia X phân tán năng lượng (EDX), nhiễu xạ tia X và phân tích hình ảnh.Sau đó, dữ liệu thu được bằng các phương pháp này được sử dụng làm cơ sở để quan sát hành vi ma sát thông qua các thử nghiệm chuyển động tịnh tiến khô dưới các tải trọng khác nhau và cuối cùng, hình thái bề mặt mòn được kiểm tra bằng SEM-EDX và máy đo biên dạng laser.Tốc độ mài mòn được định lượng và so sánh với thép công cụ martensitic được xử lý tương tự.Điều này được thực hiện nhằm tạo cơ sở để so sánh hệ thống SS này với các hệ thống chống mài mòn được sử dụng phổ biến hơn với cùng loại xử lý.Cuối cùng, bản đồ mặt cắt ngang của đường mòn được hiển thị bằng thuật toán lập bản đồ độ cứng cho thấy biến dạng dẻo xảy ra trong quá trình tiếp xúc.Cần lưu ý rằng các thử nghiệm về ma sát cho nghiên cứu này được thực hiện để hiểu rõ hơn về các đặc tính ma sát của vật liệu mới này chứ không phải để mô phỏng một ứng dụng cụ thể.Nghiên cứu này góp phần hiểu rõ hơn về các đặc tính ma sát của thép không gỉ martensitic mới được sản xuất bổ sung cho các ứng dụng mài mòn yêu cầu vận hành trong môi trường khắc nghiệt.
Các mẫu thép không gỉ martensitic carbon cao (HCMSS) được xử lý bằng ELR mang nhãn hiệu Vibenite® 350 được phát triển và cung cấp bởi VBN Components AB, Thụy Điển.Thành phần hóa học danh nghĩa của mẫu: 1,9 C, 20,0 Cr, 1,0 Mo, 4,0 V, 73,1 Fe (wt.%).Đầu tiên, mẫu trượt khô (40 mm × 20 mm × 5 mm) được chế tạo từ mẫu hình chữ nhật thu được (42 mm × 22 mm × 7 mm) mà không cần xử lý sau nhiệt bằng cách sử dụng gia công phóng điện (EDM).Sau đó, các mẫu được nghiền liên tiếp bằng giấy nhám SiC có cỡ hạt từ 240 đến 2400 R để thu được độ nhám bề mặt (Ra) khoảng 0,15 μm.Ngoài ra, các mẫu thép công cụ martensitic carbon cao được xử lý bằng EBM (HCMTS) có thành phần hóa học danh nghĩa là 1,5 C, 4,0 Cr, 2,5 Mo, 2,5 W, 4,0 V, 85,5 Fe (wt. .%) (được gọi thương mại là Vibenite® 150) Cũng được chuẩn bị theo cách tương tự.HCMTS chứa 8% cacbua theo thể tích và chỉ được sử dụng để so sánh dữ liệu tốc độ mài mòn của HCMSS.
Đặc tính cấu trúc vi mô của HCMSS được thực hiện bằng SEM (FEI Quanta 250, Hoa Kỳ) được trang bị máy dò XMax80 tia X phân tán năng lượng (EDX) từ Oxford Instruments.Ba ảnh hiển vi ngẫu nhiên chứa 3500 µm2 được chụp ở chế độ electron tán xạ ngược (BSE) và sau đó được phân tích bằng phân tích hình ảnh (ImageJ®)28 để xác định phần diện tích (tức là phần thể tích), kích thước và hình dạng.Do hình thái đặc trưng quan sát được nên phần diện tích được lấy bằng phần thể tích.Ngoài ra, hệ số hình dạng của cacbua được tính bằng phương trình hệ số hình dạng (Shfa):
Ở đây Ai là diện tích của cacbua (µm2) và Pi là chu vi của cacbua (µm)29.Để xác định các pha, nhiễu xạ tia X (XRD) dạng bột được thực hiện bằng máy đo nhiễu xạ tia X (Bruker D8 Discover với máy dò dải LynxEye 1D) với bức xạ Co-Kα (λ = 1.79026 Å).Quét mẫu trong phạm vi 2θ từ 35° đến 130° với kích thước bước là 0,02° và thời gian bước là 2 giây.Dữ liệu XRD được phân tích bằng phần mềm Diffract.EVA, phần mềm này đã cập nhật cơ sở dữ liệu tinh thể học vào năm 2021. Ngoài ra, máy đo độ cứng Vickers (Struers Durascan 80, Áo) đã được sử dụng để xác định độ cứng vi mô.Theo tiêu chuẩn ASTM E384-17 30, 30 bản in được thực hiện trên các mẫu được chuẩn bị bằng phương pháp kim loại với bước tăng 0,35 mm trong 10 giây ở mức 5 kgf.Các tác giả trước đây đã mô tả các đặc điểm cấu trúc vi mô của HCMTS31.
Máy đo ma sát tấm bi (Bruker Universal Mechanical Test Tribolab, Hoa Kỳ) đã được sử dụng để thực hiện các thử nghiệm mài mòn chuyển động tịnh tiến khô, cấu hình của nó được trình bày chi tiết ở nơi khác31.Các thông số thử nghiệm như sau: theo tiêu chuẩn 32 ASTM G133-05, tải 3 N, tần số 1 Hz, hành trình 3 mm, thời gian 1 giờ.Các quả bóng nhôm oxit (Al2O3, cấp chính xác 28/ISO 3290) có đường kính 10 mm với độ cứng khoảng 1500 HV và độ nhám bề mặt (Ra) khoảng 0,05 µm, do Redhill Precision, Cộng hòa Séc cung cấp, được sử dụng làm đối trọng .Cân bằng được chọn để ngăn chặn tác động của quá trình oxy hóa có thể xảy ra do cân bằng và để hiểu rõ hơn về cơ chế mài mòn của mẫu thử trong điều kiện mài mòn nghiêm trọng.Cần lưu ý rằng các thông số thử nghiệm giống như trong Ref.8 để so sánh dữ liệu về tốc độ mài mòn với các nghiên cứu hiện có.Ngoài ra, một loạt thử nghiệm chuyển động qua lại với tải 10 N đã được thực hiện để xác minh hiệu suất ma sát ở tải cao hơn, trong khi các thông số thử nghiệm khác không đổi.Áp suất tiếp xúc ban đầu theo Hertz lần lượt là 7,7 MPa và 11,5 MPa ở 3 N và 10 N.Trong quá trình thử nghiệm mài mòn, lực ma sát được ghi lại ở tần số 45 Hz và hệ số ma sát trung bình (CoF) đã được tính toán.Đối với mỗi tải, ba phép đo được thực hiện trong điều kiện môi trường xung quanh.
Quỹ đạo mài mòn được kiểm tra bằng SEM được mô tả ở trên và phân tích EMF được thực hiện bằng phần mềm phân tích bề mặt mài mòn Aztec Acquisition.Bề mặt mòn của khối lập phương được ghép nối được kiểm tra bằng kính hiển vi quang học (Keyence VHX-5000, Nhật Bản).Máy định hình bằng laser không tiếp xúc (NanoFocus µScan, Đức) đã quét vết mòn với độ phân giải dọc là ±0,1 µm dọc theo trục z và 5 µm dọc theo trục x và y.Bản đồ biên dạng bề mặt vết sẹo mòn được tạo trong Matlab® bằng cách sử dụng tọa độ x, y, z thu được từ các phép đo biên dạng.Một số biên dạng đường mòn dọc được trích xuất từ ​​bản đồ biên dạng bề mặt được sử dụng để tính toán tổn thất khối lượng hao mòn trên đường mòn.Tổn thất thể tích được tính bằng tích của diện tích mặt cắt ngang trung bình của tiết diện dây và chiều dài của vết mòn, đồng thời các chi tiết bổ sung của phương pháp này đã được các tác giả mô tả trước đây33.Từ đây, tốc độ hao mòn cụ thể (k) được tính từ công thức sau:
Ở đây V là tổn thất thể tích do mài mòn (mm3), W là tải trọng tác dụng (N), L là khoảng cách trượt (mm) và k là tốc độ mài mòn cụ thể (mm3/Nm)34.Dữ liệu ma sát và bản đồ cấu hình bề mặt cho HCMTS được đưa vào tài liệu bổ sung (Hình bổ sung S1 và Hình S2) để so sánh tốc độ mài mòn HCMSS.
Trong nghiên cứu này, bản đồ độ cứng mặt cắt ngang của đường mòn đã được sử dụng để chứng minh hành vi biến dạng dẻo (tức là độ cứng gia công do áp suất tiếp xúc) của vùng mài mòn.Các mẫu được đánh bóng được cắt bằng bánh xe cắt oxit nhôm trên máy cắt (Struers Accutom-5, Áo) và được đánh bóng bằng giấy nhám SiC loại từ 240 đến 4000 P dọc theo độ dày của mẫu.Đo độ cứng vi mô ở gia tốc 0,5 kgf 10 s và khoảng cách 0,1 mm theo tiêu chuẩn ASTM E348-17.Các bản in được đặt trên lưới hình chữ nhật 1,26 × 0,3 mm2 cách bề mặt khoảng 60 µm (Hình 1) và sau đó bản đồ độ cứng được hiển thị bằng mã Matlab® tùy chỉnh được mô tả ở nơi khác35.Ngoài ra, cấu trúc vi mô của mặt cắt ngang của vùng mài mòn được kiểm tra bằng SEM.
Sơ đồ vết mòn hiển thị vị trí của mặt cắt ngang (a) và ảnh vi mô quang học của bản đồ độ cứng hiển thị dấu hiệu được xác định trong mặt cắt ngang (b).
Cấu trúc vi mô của HCMSS được xử lý bằng ELP bao gồm mạng cacbua đồng nhất được bao quanh bởi một ma trận (Hình 2a, b).Phân tích EDX cho thấy cacbua xám và cacbua tối lần lượt là cacbua giàu crom và vanadi (Bảng 1).Tính toán từ phân tích hình ảnh, tỷ lệ thể tích của cacbua được ước tính là ~22,5% (cacbua crom cao ~ 18,2% và cacbua vanadi cao ~ 4,3%).Kích thước hạt trung bình với độ lệch chuẩn lần lượt là 0,64 ± 0,2 µm và 1,84 ± 0,4 µm đối với cacbua giàu V và Cr (Hình 2c, d).Cacbua V cao có xu hướng tròn hơn với hệ số hình dạng (±SD) khoảng 0,88±0,03 vì giá trị hệ số hình dạng gần bằng 1 tương ứng với cacbua tròn.Ngược lại, cacbua crom cao không tròn hoàn hảo, với hệ số hình dạng khoảng 0,56 ± 0,01, có thể là do sự kết tụ.Các đỉnh nhiễu xạ Martensite (α, bcc) và austenite (γ', fcc) được giữ lại đã được phát hiện trên mẫu tia X HCMSS như trong Hình 2e.Ngoài ra, mẫu tia X cho thấy sự hiện diện của cacbua thứ cấp.Cacbua crom cao đã được xác định là cacbua loại M3C2 và M23C6.Theo dữ liệu tài liệu, các đỉnh nhiễu xạ 36,37,38 của cacbua VC được ghi nhận ở ≈43° và 63°, cho thấy rằng các đỉnh VC bị che bởi các đỉnh M23C6 của cacbua giàu crom (Hình 2e).
Cấu trúc vi mô của thép không gỉ martensitic carbon cao được xử lý bằng EBL (a) ở độ phóng đại thấp và (b) ở độ phóng đại cao, cho thấy các cacbua giàu crom và vanadi và ma trận thép không gỉ (chế độ tán xạ ngược điện tử).Biểu đồ dạng thanh hiển thị sự phân bố kích thước hạt của cacbua giàu crom (c) và giàu vanadi (d).Mẫu tia X cho thấy sự hiện diện của martensite, austenite giữ lại và cacbua trong cấu trúc vi mô (d).
Độ cứng vi mô trung bình là 625,7 + 7,5 HV5, cho thấy độ cứng tương đối cao so với thép không gỉ martensitic được gia công thông thường (450 HV)1 mà không cần xử lý nhiệt.Độ cứng vết lõm nano của cacbua V cao và cacbua Cr cao được báo cáo lần lượt là từ 12 đến 32,5 GPa39 và 13–22 GPa40.Do đó, độ cứng cao của HCMSS được xử lý bằng ELP là do hàm lượng carbon cao, thúc đẩy sự hình thành mạng lưới cacbua.Do đó, HSMSS được xử lý bằng ELP cho thấy các đặc tính và độ cứng vi cấu trúc tốt mà không cần bất kỳ xử lý sau nhiệt bổ sung nào.
Đường cong hệ số ma sát trung bình (CoF) cho các mẫu ở 3 N và 10 N được trình bày trên Hình 3, phạm vi giá trị ma sát tối thiểu và tối đa được đánh dấu bằng bóng mờ.Mỗi đường cong thể hiện một pha chạy thử và một pha ở trạng thái ổn định.Giai đoạn chạy thử kết thúc ở 1,2 m với CoF (±SD) là 0,41 ± 0,24,3 N và ở 3,7 m với CoF là 0,71 ± 0,16,10 N, trước khi chuyển sang trạng thái ổn định pha khi ma sát dừng lại.không thay đổi nhanh chóng.Do diện tích tiếp xúc nhỏ và biến dạng dẻo thô ban đầu, lực ma sát tăng nhanh trong giai đoạn chạy thử ở 3 N và 10 N, trong đó lực ma sát cao hơn và khoảng cách trượt dài hơn xảy ra ở 10 N, điều này có thể là do thực tế là So với 3 N, thiệt hại bề mặt cao hơn.Đối với 3 N và 10 N, giá trị CoF trong pha tĩnh lần lượt là 0,78 ± 0,05 và 0,67 ± 0,01.CoF trên thực tế ổn định ở 10 N và tăng dần ở 3 N. Trong tài liệu hạn chế, CoF của thép không gỉ được xử lý L-PBF so với các vật phản ứng bằng gốm ở mức tải trọng thấp nằm trong khoảng từ 0,5 đến 0,728, 20, 42, nằm trong khoảng phù hợp tốt với các giá trị CoF đo được trong nghiên cứu này.Sự giảm CoF khi tải tăng ở trạng thái ổn định (khoảng 14,1%) có thể là do sự xuống cấp bề mặt xảy ra tại bề mặt tiếp xúc giữa bề mặt bị mòn và bề mặt tương ứng, điều này sẽ được thảo luận sâu hơn trong phần tiếp theo thông qua phân tích bề mặt của mẫu bị mòn.
Hệ số ma sát của mẫu VSMSS được xử lý bằng ELP trên đường trượt ở 3 N và 10 N, pha tĩnh được đánh dấu cho mỗi đường cong.
Tốc độ mài mòn cụ thể của HKMS (625,7 HV) được ước tính lần lượt là 6,56 ± 0,33 × 10–6 mm3/Nm và 9,66 ± 0,37 × 10–6 mm3/Nm ở mức 3 N và 10 N (Hình 4).Do đó, tốc độ mài mòn tăng khi tải trọng tăng, điều này phù hợp tốt với các nghiên cứu hiện có về austenite được xử lý bằng L-PBF và PH SS17,43.Trong cùng điều kiện ma sát, tốc độ mài mòn ở 3 N là khoảng 1/5 tốc độ mài mòn đối với thép không gỉ austenit được xử lý bằng L-PBF (k = 3,50 ± 0,3 × 10–5 mm3/Nm, 229 HV), như trong trường hợp trước .8. Ngoài ra, tốc độ mài mòn của HCMSS ở 3 N thấp hơn đáng kể so với thép không gỉ austenit được gia công thông thường và đặc biệt, cao hơn so với thép được ép đẳng hướng cao (k = 4,20 ± 0,3 × 10–5 mm3)./Nm, 176 HV) và đúc (k = 4,70 ± 0,3 × 10–5 mm3/Nm, 156 HV) được gia công bằng thép không gỉ austenit, 8, tương ứng.So với các nghiên cứu trong tài liệu này, khả năng chống mài mòn được cải thiện của HCMSS là do hàm lượng carbon cao và mạng lưới cacbua được hình thành dẫn đến độ cứng cao hơn so với thép không gỉ austenit được gia công bổ sung được gia công thông thường.Để nghiên cứu sâu hơn về tốc độ mài mòn của mẫu HCMSS, mẫu thép công cụ martensitic carbon cao (HCMTS) được gia công tương tự (có độ cứng 790 HV) đã được thử nghiệm trong các điều kiện tương tự (3 N và 10 N) để so sánh;Tài liệu bổ sung là Bản đồ hồ sơ bề mặt HCMTS (Hình bổ sung S2).Tốc độ mài mòn của HCMSS (k = 6,56 ± 0,34 × 10–6 mm3/Nm) gần giống như của HCMTS ở mức 3 N (k = 6,65 ± 0,68 × 10–6 mm3/Nm), cho thấy khả năng chống mài mòn tuyệt vời .Những đặc điểm này chủ yếu là do các đặc điểm cấu trúc vi mô của HCMSS (tức là hàm lượng cacbua cao, kích thước, hình dạng và sự phân bố của các hạt cacbua trong nền, như được mô tả trong Phần 3.1).Như đã báo cáo trước đây31,44, hàm lượng cacbua ảnh hưởng đến chiều rộng và chiều sâu của vết mòn cũng như cơ chế mài mòn vi mô.Tuy nhiên, hàm lượng cacbua không đủ để bảo vệ khuôn ở 10 N, dẫn đến độ mài mòn tăng lên.Trong phần sau, hình thái và địa hình bề mặt mài mòn được sử dụng để giải thích các cơ chế mài mòn và biến dạng cơ bản ảnh hưởng đến tốc độ mài mòn của HCMSS.Ở 10 N, tốc độ mòn của VCMSS (k = 9,66 ± 0,37 × 10–6 mm3/Nm) cao hơn VKMTS (k = 5,45 ± 0,69 × 10–6 mm3/Nm).Ngược lại, tốc độ mài mòn này vẫn khá cao: trong các điều kiện thử nghiệm tương tự, tốc độ mài mòn của lớp phủ dựa trên crom và vệ tinh thấp hơn so với HCMSS45,46.Cuối cùng, do độ cứng cao của alumina (1500 HV), tốc độ mài mòn khi tiếp xúc không đáng kể và đã tìm thấy dấu hiệu chuyển vật liệu từ mẫu thử sang các quả bóng nhôm.
Độ mài mòn cụ thể trong gia công ELR bằng thép không gỉ martensitic carbon cao (HMCSS), gia công ELR bằng thép công cụ martensitic carbon cao (HCMTS) và L-PBF, đúc và gia công ép đẳng hướng cao (HIP) của thép không gỉ austenit (316LSS) ở nhiều ứng dụng khác nhau tốc độ được tải.Biểu đồ phân tán cho thấy độ lệch chuẩn của phép đo.Dữ liệu cho thép không gỉ austenit được lấy từ 8.
Trong khi các bề mặt cứng như crom và vệ tinh có thể mang lại khả năng chống mài mòn tốt hơn so với các hệ thống hợp kim được gia công phụ trợ, thì gia công phụ trợ có thể (1) cải thiện cấu trúc vi mô, đặc biệt đối với các vật liệu có mật độ khác nhau.các thao tác ở phần cuối;và (3) tạo ra các cấu trúc liên kết bề mặt mới như vòng bi động lực chất lỏng tích hợp.Ngoài ra, AM mang đến sự linh hoạt trong thiết kế hình học.Nghiên cứu này đặc biệt mới và quan trọng vì nó rất quan trọng để làm sáng tỏ các đặc tính mài mòn của các hợp kim kim loại mới được phát triển này với EBM, mà tài liệu hiện tại rất hạn chế.
Hình thái của bề mặt bị mòn và hình thái của các mẫu bị mòn ở 3 N được thể hiện trong hình.5, trong đó cơ chế mài mòn chính là mài mòn và sau đó là quá trình oxy hóa.Đầu tiên, nền thép bị biến dạng dẻo và sau đó được loại bỏ để tạo thành các rãnh sâu từ 1 đến 3 µm, như thể hiện trong hình cắt bề mặt (Hình 5a).Do nhiệt ma sát tạo ra do trượt liên tục, vật liệu bị loại bỏ vẫn còn ở bề mặt của hệ thống ma sát, tạo thành một lớp ma sát bao gồm các đảo nhỏ có hàm lượng oxit sắt cao bao quanh cacbua crom và vanadi cao (Hình 5b và Bảng 2).), cũng như đã được báo cáo đối với thép không gỉ austenit được xử lý bằng L-PBF15,17.Trên hình.Hình 5c cho thấy quá trình oxy hóa mạnh xảy ra ở trung tâm vết mòn.Do đó, sự hình thành lớp ma sát được tạo điều kiện thuận lợi bằng sự phá hủy lớp ma sát (tức là lớp oxit) (Hình 5f) hoặc việc loại bỏ vật liệu xảy ra ở những vùng yếu trong cấu trúc vi mô, do đó đẩy nhanh quá trình loại bỏ vật liệu.Trong cả hai trường hợp, sự phá hủy lớp ma sát dẫn đến hình thành các sản phẩm mài mòn tại bề mặt tiếp xúc, đây có thể là nguyên nhân dẫn đến xu hướng tăng CoF ở trạng thái ổn định 3N (Hình 3).Ngoài ra, còn có các dấu hiệu mài mòn ba phần do oxit và các hạt mài mòn lỏng lẻo trên đường mòn gây ra, cuối cùng dẫn đến hình thành các vết xước nhỏ trên bề mặt (Hình 5b, e)9,12,47.
Cấu hình bề mặt (a) và ảnh vi mô (b-f) của hình thái bề mặt mài mòn của thép không gỉ martensitic carbon cao được xử lý bằng ELP ở 3 N, mặt cắt ngang của vết mòn ở chế độ BSE (d) và kính hiển vi quang học của độ mòn bề mặt ở quả cầu alumina 3 N (g).
Các dải trượt hình thành trên nền thép, biểu thị sự biến dạng dẻo do mài mòn (Hình 5e).Các kết quả tương tự cũng thu được trong một nghiên cứu về đặc tính mài mòn của thép austenit SS47 được xử lý bằng L-PBF.Sự định hướng lại của cacbua giàu vanadi cũng cho thấy biến dạng dẻo của ma trận thép trong quá trình trượt (Hình 5e).Ảnh vi mô mặt cắt ngang của vết mòn cho thấy sự hiện diện của các vết tròn nhỏ được bao quanh bởi các vết nứt nhỏ (Hình 5d), có thể do biến dạng dẻo quá mức gần bề mặt.Việc chuyển vật liệu sang các quả cầu oxit nhôm bị hạn chế, trong khi các quả cầu vẫn còn nguyên vẹn (Hình 5g).
Chiều rộng và độ sâu mài mòn của các mẫu tăng lên khi tải trọng tăng dần (ở mức 10 N), như thể hiện trong bản đồ địa hình bề mặt (Hình 6a).Mài mòn và oxy hóa vẫn là cơ chế mài mòn chủ yếu và sự gia tăng số lượng vết xước vi mô trên vết mòn cho thấy mài mòn ba phần cũng xảy ra ở 10 N (Hình 6b).Phân tích EDX cho thấy sự hình thành các đảo oxit giàu sắt.Các đỉnh Al trong quang phổ xác nhận rằng sự chuyển chất này từ đối tác sang mẫu xảy ra ở 10 N (Hình 6c và Bảng 3), trong khi nó không được quan sát thấy ở 3 N (Bảng 2).Sự mài mòn ba phần là do các hạt mài mòn từ các đảo oxit và các chất tương tự, trong đó phân tích EDX chi tiết cho thấy sự mang vật liệu từ các chất tương tự (Hình bổ sung S3 và Bảng S1).Sự phát triển của các đảo oxit gắn liền với các hố sâu, điều này cũng được quan sát thấy ở 3N (Hình 5).Sự nứt và phân mảnh cacbua chủ yếu xảy ra ở cacbua giàu 10 N Cr (Hình 6e, f).Ngoài ra, cacbua V cao bong tróc và mài mòn nền xung quanh, từ đó gây ra mài mòn ba phần.Một hố có kích thước và hình dạng tương tự như hố của cacbua V cao (được đánh dấu bằng vòng tròn màu đỏ) cũng xuất hiện trên mặt cắt ngang của rãnh (Hình 6d) (xem phân tích hình dạng và kích thước cacbua. 3.1), chỉ ra rằng V cao cacbua V có thể bong ra khỏi ma trận ở 10 N. Hình dạng tròn của cacbua V cao góp phần tạo ra hiệu ứng kéo, trong khi cacbua Cr cao kết tụ dễ bị nứt (Hình 6e, f).Hành vi hỏng hóc này cho thấy ma trận đã vượt quá khả năng chịu biến dạng dẻo và cấu trúc vi mô không cung cấp đủ cường độ va đập ở 10 N. Vết nứt dọc dưới bề mặt (Hình 6d) cho thấy cường độ biến dạng dẻo xảy ra trong quá trình trượt.Khi tải tăng lên, vật liệu sẽ chuyển từ rãnh mòn sang bóng alumina (Hình 6g), có thể ở trạng thái ổn định ở 10 N. Lý do chính khiến giá trị CoF giảm (Hình 3).
Biên dạng bề mặt (a) và ảnh hiển vi (b–f) của địa hình bề mặt bị mòn (b–f) của thép không gỉ martensitic carbon cao được xử lý bằng EBA ở 10 N, mặt cắt ngang vết mòn ở chế độ BSE (d) và bề mặt kính hiển vi quang học của quả cầu nhôm ở 10 N (g).
Trong quá trình mài mòn trượt, bề mặt phải chịu ứng suất nén và cắt do kháng thể gây ra, dẫn đến biến dạng dẻo đáng kể dưới bề mặt bị mòn34,48,49.Do đó, quá trình đông cứng có thể xảy ra bên dưới bề mặt do biến dạng dẻo, ảnh hưởng đến cơ chế mài mòn và biến dạng quyết định trạng thái mài mòn của vật liệu.Do đó, việc lập bản đồ độ cứng mặt cắt ngang (như chi tiết trong Phần 2.4) đã được thực hiện trong nghiên cứu này để xác định sự phát triển của vùng biến dạng dẻo (PDZ) bên dưới đường mòn như là một hàm của tải trọng.Vì như đã đề cập trong các phần trước, các dấu hiệu biến dạng dẻo rõ ràng đã được quan sát bên dưới vết mòn (Hình 5d, 6d), đặc biệt là ở 10 N.
Trên hình.Hình 7 thể hiện sơ đồ độ cứng cắt ngang của các vết mòn của HCMSS được xử lý bằng ELP ở 3 N và 10 N. Điều đáng chú ý là các giá trị độ cứng này được sử dụng làm chỉ số để đánh giá hiệu quả của quá trình tôi cứng.Sự thay đổi độ cứng bên dưới vạch mài mòn là từ 667 đến 672 HV ở 3 N (Hình 7a), cho thấy độ cứng của phôi là không đáng kể.Có lẽ, do độ phân giải thấp của bản đồ độ cứng vi mô (tức là khoảng cách giữa các điểm), phương pháp đo độ cứng được áp dụng không thể phát hiện những thay đổi về độ cứng.Ngược lại, các vùng PDZ có giá trị độ cứng từ 677 đến 686 HV với độ sâu tối đa 118 µm và chiều dài 488 µm được quan sát thấy ở 10 N (Hình 7b), tương quan với chiều rộng của vết mòn ( Hình 6a)).Dữ liệu tương tự về sự thay đổi kích thước PDZ theo tải trọng đã được tìm thấy trong một nghiên cứu độ mòn trên SS47 được xử lý bằng L-PBF.Kết quả cho thấy sự có mặt của austenite dư ảnh hưởng đến độ dẻo của thép chế tạo phụ gia 3, 12, 50 và austenite giữ lại biến thành martensite trong quá trình biến dạng dẻo (hiệu ứng dẻo của chuyển pha), giúp tăng cường độ cứng của thép.thép 51. Do mẫu VCMSS chứa austenite giữ lại theo mẫu nhiễu xạ tia X đã thảo luận trước đó (Hình 2e), nên có ý kiến ​​​​cho rằng austenite giữ lại trong cấu trúc vi mô có thể biến đổi thành martensite trong quá trình tiếp xúc, do đó làm tăng độ cứng của PDZ ( Hình 7b).Ngoài ra, sự hình thành trượt xảy ra trên vết mòn (Hình 5e, 6f) cũng cho thấy biến dạng dẻo do trượt lệch vị trí dưới tác động của ứng suất cắt khi tiếp xúc trượt.Tuy nhiên, ứng suất cắt gây ra ở 3 N không đủ để tạo ra mật độ lệch vị trí cao hoặc sự biến đổi austenite còn lại thành martensite được quan sát bằng phương pháp đã sử dụng, do đó quá trình đông cứng chỉ được quan sát ở 10 N (Hình 7b).
Biểu đồ độ cứng mặt cắt ngang của vết mòn bằng thép không gỉ martensitic carbon cao chịu gia công phóng điện ở 3 N (a) và 10 N (b).
Nghiên cứu này cho thấy đặc tính mài mòn và đặc điểm cấu trúc vi mô của thép không gỉ martensitic carbon cao mới được xử lý bằng ELR.Các thử nghiệm mài mòn khô được thực hiện khi trượt dưới các tải trọng khác nhau và các mẫu bị mòn được kiểm tra bằng kính hiển vi điện tử, máy đo biên dạng laser và bản đồ độ cứng của mặt cắt ngang của vết mòn.
Phân tích vi cấu trúc cho thấy sự phân bố đồng đều của các cacbua có hàm lượng crom (~18,2% cacbua) và vanadi (~4,3% cacbua) cao trong nền martensite và austenite được giữ lại với độ cứng vi mô tương đối cao.Cơ chế mài mòn chủ yếu là mài mòn và oxy hóa ở mức tải thấp, trong khi mài mòn ba khối do cacbua V cao bị kéo căng và các oxit hạt rời cũng góp phần gây mài mòn khi tải tăng.Tốc độ mài mòn tốt hơn L-PBF và thép không gỉ austenit gia công thông thường, thậm chí tương tự như thép công cụ gia công EBM ở mức tải thấp.Giá trị CoF giảm khi tải tăng do vật liệu chuyển sang cơ thể đối diện.Sử dụng phương pháp lập bản đồ độ cứng mặt cắt ngang, vùng biến dạng dẻo được hiển thị bên dưới vết mòn.Khả năng sàng lọc hạt và chuyển pha trong ma trận có thể được nghiên cứu sâu hơn bằng cách sử dụng nhiễu xạ tán xạ ngược electron để hiểu rõ hơn về tác động của quá trình làm cứng.Độ phân giải thấp của bản đồ độ cứng vi mô không cho phép hiển thị độ cứng vùng mài mòn ở mức tải tác dụng thấp, do đó, vết lõm nano có thể mang lại những thay đổi độ cứng có độ phân giải cao hơn bằng cách sử dụng cùng một phương pháp.
Nghiên cứu này lần đầu tiên trình bày một phân tích toàn diện về khả năng chống mài mòn và đặc tính ma sát của thép không gỉ martensitic carbon cao mới được xử lý bằng ELR.Xem xét tính tự do trong thiết kế hình học của AM và khả năng giảm các bước gia công bằng AM, nghiên cứu này có thể mở đường cho việc sản xuất vật liệu mới này và sử dụng nó trong các thiết bị liên quan đến mài mòn từ trục đến khuôn ép nhựa với kênh làm mát phức tạp.
Bhat, BN Vật liệu và ứng dụng hàng không vũ trụ, tập.255 (Hiệp hội Hàng không và Du hành vũ trụ Hoa Kỳ, 2018).
Bajaj, P. và cộng sự.Thép trong sản xuất bồi đắp: xem xét cấu trúc vi mô và tính chất của nó.trường cũ.khoa học.dự án.772, (2020).
Felli, F., Brotzu, A., Vendittozzi, C., Paolozzi, A. và Passeggio, F. Làm hỏng bề mặt mài mòn của các bộ phận hàng không vũ trụ bằng thép không gỉ EN 3358 trong quá trình trượt.Tình anh em.Ed.Tích hợp Strut.23, 127–135 (2012).
Debroy, T. và cộng sự.Sản xuất phụ gia các thành phần kim loại - Quy trình, cấu trúc và hiệu suất.lập trình.trường cũ.khoa học.92, 112–224 (2018).
Herzog D., Sejda V., Vicisk E. và Emmelmann S. Sản xuất phụ gia kim loại.(2016).https://doi.org/10.1016/j.actamat.2016.07.019.
ASTM Quốc tế.Thuật ngữ tiêu chuẩn cho công nghệ sản xuất bồi đắp.Sản xuất nhanh.Trợ lý giáo sư.https://doi.org/10.1520/F2792-12A.2 (2013).
Bartolomeu F. và cộng sự.Tính chất cơ học và ma sát của thép không gỉ 316L – so sánh quá trình nấu chảy bằng laser chọn lọc, ép nóng và đúc thông thường.Thêm vào.nhà chế tạo.16, 81–89 (2017).
Bakhshwan, M., Myant, KW, Reddichoff, T., và Pham, MS Đóng góp cấu trúc vi mô cho Cơ chế mài mòn trượt khô bằng thép không gỉ 316L được chế tạo bổ sung và tính dị hướng.trường cũ.Tháng mười hai.196, 109076 (2020).
Bogelein T., Drypondt SN, Pandey A., Dawson K. và Tatlock GJ Phản ứng cơ học và cơ chế biến dạng của kết cấu thép được làm cứng bằng sự phân tán oxit sắt thu được bằng cách nung chảy chọn lọc bằng laser.tạp chí.87, 201–215 (2015).
Saeidi K., Alvi S., Lofay F., Petkov VI và Akhtar, F. Độ bền cơ học bậc cao hơn sau khi xử lý nhiệt SLM 2507 ở nhiệt độ phòng và nhiệt độ cao, được hỗ trợ bởi kết tủa sigma cứng/dễ uốn.Kim loại (Basel).9, (2019).
Lashgari, HR, Kong, K., Adabifiroozjaei, E. và Li, S. Cấu trúc vi mô, phản ứng sau nhiệt và các đặc tính ma sát của thép không gỉ 17-4 PH được in 3D.Mặc 456–457, (2020).
Liu, Y., Tang, M., Hu, Q., Zhang, Y. và Zhang, L. Hành vi cô đặc, tiến hóa cấu trúc vi mô và tính chất cơ học của vật liệu tổng hợp thép không gỉ TiC/AISI420 được chế tạo bằng phương pháp nấu chảy laser chọn lọc.trường cũ.Tháng mười hai.187, 1–13 (2020).
Zhao X. và cộng sự.Chế tạo và mô tả đặc tính của thép không gỉ AISI 420 bằng phương pháp nấu chảy laser chọn lọc.trường cũ.nhà chế tạo.quá trình.30, 1283–1289 (2015).
Sun Y., Moroz A. và Alrbey K. Đặc tính mài mòn trượt và hành vi ăn mòn của quá trình nấu chảy laser chọn lọc của thép không gỉ 316L.J. Trường cũ.dự án.hành hình.23, 518–526 (2013).
Shibata, K. và cộng sự.Ma sát và mài mòn của thép không gỉ dạng bột khi được bôi trơn bằng dầu [J].Tribiol.nội bộ 104, 183–190 (2016).