Modélisation de la résistance à l'usure pour TC21 Ti

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 4624 (2023) Citer cet article

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Cette étude a examiné l'effet des processus de traitement thermique sur la résistance à l'usure par glissement à sec de l'alliage Ti TC21 à plusieurs niveaux de charge normale et de vitesse de glissement. La méthodologie de surface de réponse (RSM) a été utilisée comme conception de la procédure expérimentale. OM et FESEM en plus de l'analyse XRD ont été utilisés pour la justification des résultats. La dureté la plus élevée de 49 HRC a été enregistrée pour les spécimens WQ + Aging en raison de l'abondance de α″ qui se décompose en αs et plus de αs, tandis que la dureté la plus faible de 36 HRC a été signalée pour les spécimens WQ. Les résultats ont révélé que les éprouvettes soumises à la trempe à l'eau et au vieillissement (WQ + Aging) dans des conditions de charge et de vitesse extrêmes (50 N et 3 m/s), possédaient la plus faible résistance à l'usure bien qu'elles aient la dureté la plus élevée. Alors que ceux laissés à l'état recuit ont révélé la plus grande résistance à l'usure, bien qu'ils aient une dureté beaucoup plus faible par rapport aux autres conditions. Un modèle mathématique polynomial de résistance à l'usure exprimée en taux d'usure a été développé, validé puis utilisé pour obtenir les paramètres optimaux.

Plusieurs applications d'ingénierie exigent que les ingénieurs obtiennent des matériaux avec une résistance, une rigidité, une ténacité à la rupture élevées et des températures de service extrêmes avec un faible poids1. Cet ensemble de propriétés peut facilement être pris en charge par le titane (Ti) et ses alliages. En conséquence, leur gamme d'applications est étendue pour inclure des applications d'ingénierie avancées dans les secteurs de la construction, de l'automobile, de la production d'énergie, du biomédical, du traitement chimique, de l'aérospatiale et de la marine2,3. Cependant, le titane et ses alliages rencontrent des difficultés lorsqu'ils sont utilisés dans le domaine de l'usure et du frottement. Ceci est attribué à leur faible résistance à l'usure et à leur affinité chimique élevée dans certaines circonstances par rapport aux aciers4. Le TC21 est un alliage de Ti nouvellement développé et tolérant aux dommages avec une résistance spécifique et une température de service élevées5. Il appartient aux alliages α + β qui représentent plus de 70% du marché des alliages Ti6. En effet, ces alliages peuvent être renforcés par des traitements thermiques et thermomécaniques. Par conséquent, une large gamme de microstructures et de propriétés mécaniques peut être obtenue pour personnaliser les applications7. Le TC21 est considéré comme un concurrent sérieux et un remplaçant du célèbre alliage de Ti Ti–6Al–4V (Ti64)8. Certains appellent le Ti64 un alliage de l'industrie du titane, il domine 50 % du marché mondial6. Bien que les deux alliages soient des alliages α + β, le TC21 a une résistance spécifique et une ténacité à la rupture supérieures à celles de l'alliage Ti64. La demande déposée pour TC21 concerne des produits aérospatiaux tels que des composants de train d'atterrissage, des structures porteuses, des arbres de moteur, des fuselages et des châssis9.

Le comportement à l'usure du TC21 a été étudié à la fois du point de vue de l'usure par glissement et de l'usure par frottement. Elshear et al.10 ont étudié l'effet de la vitesse de refroidissement et du processus de vieillissement sur le comportement à l'usure de l'alliage Ti TC21 déformé. La meilleure combinaison de propriétés a été obtenue par refroidissement à l'air et vieillissement (AC + vieillissement). Dans un autre travail11, les auteurs ont étudié l'effet de la déformation à froid en plus du traitement thermique. X. Guo et al.4 ont étudié l'influence des traitements thermiques simples, doubles et triples sur la microstructure et les propriétés d'usure par glissement à sec de l'alliage TC21. Ils ont constaté que la résistance à l'usure de la microstructure nattée α + β (résultant de traitements doubles et triples) est supérieure à celle de la microstructure β monophasée. Pour l'usure par frottement, les résultats de Lin et al.12 ont révélé que l'amplitude avait la plus grande influence sur la résistance à l'usure par rapport à la fréquence et à la charge normale. le mécanisme d'endommagement était principalement un mécanisme d'usure par abrasion. Selon Yan et al.13, le fretting wear a été réalisé à température élevée (150 °C). Les auteurs ont rapporté que l'effet de la température sur le coefficient de frottement dépendait du déplacement. De plus, par rapport à la température ambiante, le taux d'usure a été réduit de 67,4 à 86,5 % et le mécanisme d'usure par oxydation était le principal mécanisme. Loin d'utiliser des processus de traitement thermique traditionnels pour contrôler les caractéristiques d'usure de l'alliage TC21, de nombreuses recherches14,15,16 ont rapporté l'exploitation de la technologie de modification de surface et du processus d'oxydation pour améliorer la dureté et la résistance à l'usure de l'alliage TC21.

Afin d'obtenir des conclusions valides et fiables tout en minimisant au maximum les coûts et la durée des essais expérimentaux, la conception d'expériences (DOE) est largement utilisée dans le domaine tribologique, car le test d'usure est classé comme un test destructif. L'une des conceptions les plus utilisées dans l'industrie ou les travaux de recherche est la conception de Taguchi ou les réseaux orthogonaux de Taguchi, qui peuvent être utilisés à la fois dans la conception du processus et au stade du produit pour améliorer la fabricabilité et la fiabilité du produit17. En utilisant la conception de réseau orthogonal L9 de Taguchi, R. Sahoo et al.1,18 ont étudié l'influence de facteurs tels que la variation microstructurale résultant du processus de traitement thermique, la vitesse de glissement, la charge normale et la durée du test sur le comportement d'usure par glissement à sec de l'alliage de titane Ti–6Al–4V à température ambiante. Paramjit Singh et al.19 ont également utilisé la conception de Taguchi avec un réseau orthogonal L25 pour optimiser les conditions de traitement cryogénique profond pour le comportement de glissement à sec du même alliage. Les facteurs de contrôle comprenaient les durées de trempage (tcs), les températures de revenu (Ttp), la vitesse de glissement (vs), la pression de contact (pc) et le temps de glissement (ts) avec 5 niveaux pour chacun. Bien que la méthode de Taguchi réduise efficacement le nombre total d'exécutions, elle n'indique pas précisément la cause de la variabilité de la réponse qui pourrait être due aux effets principaux, aux interactions entre les facteurs de contrôle ou à la courbure20. Taguchi se concentre sur les effets principaux et accorde moins d'intérêt aux effets d'interaction à moins qu'ils ne soient pré-assignés dans le tableau orthogonal.

Plusieurs chercheurs ont utilisé RSM comme technique DOE pour étudier le comportement à l'usure des alliages de Ti. El-Tayeb et al.21,22 ont comparé le comportement de frottement de deux alliages de titane α + β, Ti54 et Ti64, dans des conditions de glissement d'air sec et cryogénique sec (N2 liquide). Ils ont utilisé RSM pour développer des modèles décrivant l'interrelation entre les réponses de sortie - coefficient de frottement et volume d'usure - et les variables d'entrée. Chauhan et al.23 ont tenté de mettre en évidence les mécanismes responsables de la faible résistance à l'usure de l'alliage de titane (Grade 5). Ils ont utilisé RSM pour étudier l'effet de trois facteurs de glissement à sec sur le taux d'usure spécifique et un modèle prédictif a été développé. MD Sharma et al.24 ont modélisé et optimisé les caractéristiques de frottement et d'usure par glissement à sec, par exemple le taux d'usure, le coefficient de frottement moyen et la température de contact maximale de l'alliage Ti–3Al–2,5V. Les modèles ont été transformés, comme le logarithme ou la racine carrée inverse de la réponse en fonction des variables d'entrée. Babu et al.25 ont également développé un modèle quadratique réduit pour corréler le taux d'usure spécifique de l'alliage Ti–3Al–2,5V dans des conditions de glissement à sec à certaines variables d'entrée telles que la charge, la vitesse et la distance de glissement. Elshaer et al.26 ont utilisé RSM pour analyser comment la pression et la vitesse influençaient les zones Abbott Firestone et le comportement à l'usure de l'acier à faible teneur en carbone.

La documentation sur l'utilisation des processus de traitement thermique traditionnels pour contrôler le comportement d'usure par glissement à sec de l'alliage TC21 nouvellement développé est limitée. Cela pourrait être attribué à deux raisons, la première, l'alliage Ti64 est toujours l'alliage Ti préféré. La deuxième raison, la plupart des recherches liées au comportement à l'usure de l'alliage TC21 se concentrent sur les techniques de modification de surface bien qu'elles présentent de nombreux inconvénients. Ces inconvénients comprennent des dépenses importantes, des procédures compliquées, une consommation d'énergie élevée et des risques environnementaux27. De plus, il a été remarqué que tous les chercheurs4,10,11,12,13 n'étudient que l'effet d'un facteur d'entrée à la fois sur les caractéristiques d'usure. Ainsi, les travaux en cours visent à réduire cet écart et, à la connaissance des auteurs, il s'agit de la première tentative de développement d'un modèle de régression pour le taux d'usure dans des conditions d'usure par glissement sec de l'alliage Ti TC21 contre l'acier rapide (HSS) en utilisant RSM. De plus, le modèle développé après validation peut être utilisé pour faire des prédictions dans l'espace de conception à des fins d'optimisation qui ont été accomplies dans notre travail.

L'alliage étudié est l'alliage TC21 Ti fourni par Baoji Hanz Material Technology Co., Ltd., Chine avec la composition chimique indiquée dans le tableau 1. Avec un diamètre de 7 mm et une longueur de 140 mm, l'alliage utilisé dans cette étude a été recuit sous forme de tige. La température β transus de cet alliage est de 950 ± 5 °C11.

Il existe 4 cycles de traitement thermique différents utilisés dans ce travail, voir Fig. 1. Le tableau 2 résume les détails des cycles de traitement thermique. Un four électrique programmable (four à moufle/modèle HTC03/1) à atmosphère contrôlée a été utilisé pour tous les cycles de traitement thermique. Pour obtenir des spécimens adaptés aux différents tests suivants, les tiges TC21 ont été coupées en petits spécimens de 7 mm de diamètre et de 12 mm de longueur au moyen d'une machine à découper par électroérosion (EDM) (NOVICUT 350M modèle 2015). Ces petits spécimens ont été broyés jusqu'à 1000 grains. À des fins d'examen métallographique, des spécimens de chaque groupe ont été sélectionnés et intégrés dans une résine de montage à froid, meulés, polis et finalement gravés à l'aide d'une composition de mordançage à 3 % HF, 30 % HNO3 et 67 % H2O. Le microscope optique (OM) a ensuite été utilisé pour l'examen métallurgique.

Cycles de différents traitements thermiques.

Le test de dureté Rockwell (échelle C) a été effectué à l'aide d'un testeur de dureté Rockwell (United True-Blue II modèle U-2004) selon les normes ASTM E18. Sept lectures ont été enregistrées pour chaque spécimen. Un test d'usure par glissement à sec pendant 15 minutes à température ambiante a été effectué à l'aide d'un testeur à broche sur disque pour des échantillons sélectionnés sur la base d'une procédure de conception d'expériences. Des spécimens d'usure (longueur Φ7 et 12) ont été fixés contre un disque en acier rapide (HSS) d'une dureté de 64 HRC. Avant chaque essai individuel, le disque a été broyé avec du papier émeri de grain 1000, le disque et l'échantillon ont été nettoyés avec de l'acétone, puis un souffleur d'air a été utilisé pour sécher et souffler toute contamination. Pour obtenir la perte de masse due à l'usure, une balance électronique avec une résolution de 0,0001 g a été utilisée pour peser l'échantillon avant et après l'essai. La résistance à l'usure exprimée par le taux d'usure (WR) est donnée par :

où, Δm : perte de masse en grammes (g), t : temps en minutes (min).

Le test a été répété trois fois aux mêmes niveaux de charge normale et de vitesse de glissement, puis la moyenne a été déterminée et enregistrée. Au début de chaque essai, chaque échantillon a été laissé pendant une période de temps jusqu'à ce que la surface soit complètement bouleversée par rapport à la surface du bureau pour obtenir un taux d'usure uniforme et éviter l'effet de la période de rodage.

Pour identifier et évaluer les mécanismes d'usure, une microscopie électronique à balayage à émission de champ (FESEM) de surfaces usées a été réalisée pour certains spécimens dans des conditions de (10 N ; 1,5 m/s) et (50 N ; 3 m/s) qui représentent respectivement des conditions d'usure faible et sévère. De plus, certains débris collectés ont été examinés optiquement.

La réponse de sortie qui est intéressante dans cette étude est la résistance à l'usure du TC21, exprimée en taux d'usure (WR). RSM est utilisé pour modéliser le WR en fonction des paramètres d'entrée. Selon les références 1, 18, 19, 21, 22, 23, 24, 25, de nombreux paramètres peuvent influencer les caractéristiques d'usure, tels que la charge/pression normale, la vitesse de glissement, le temps/distance de glissement, le matériau des paires de friction, la température, la rugosité de la surface, l'humidité et la lubrification. Parmi tout cela, la charge et la vitesse de glissement sont les plus influentes.

Les niveaux bas et haut des facteurs d'entrée ont été attribués sur la base de l'étude de la littérature, compte tenu des capacités techniques de la machine d'essai d'usure disponible. Le tableau 3 illustre les niveaux des facteurs d'entrée. Dans cette étude, la conception composite centrale centrée sur la face (CCD), Fig. 2, a été utilisée pour construire la matrice de conception. Le CCD centré sur la face se compose d'un total de 11 points, détaillés en 4 points factoriels, 4 axiaux et 3 points centraux. Ces 11 points ont été utilisés pour chaque niveau du facteur catégoriel (traitement thermique). Ainsi, nous obtenons 55 exécutions au total dans la matrice de conception (tableau 4). Le logiciel Design Expert 13 a été utilisé à des fins de DOE et d'analyse statistique subséquente.

Conception composite centrale centrée sur la face.

La figure 3 montre la microstructure du recuit et différentes conditions de traitement thermique. La microstructure du recuit est constituée d'une phase α équiaxe qui est uniformément répartie dans une matrice de phase β (Fig. 3a). Selon l'analyse de la fraction volumique de phase basée sur le traitement d'image, la phase α qui est une phase molle1,28, représente environ 65 % du volume et, par conséquent, les échantillons recuits étaient plus mous que ceux traités, sauf WQ. En chauffant au-dessus de la température de transus β, tout α s'est transformé en β. Si l'alliage est AC à température ambiante, des plaques α grossières se forment dans les grains β, Fig. 3b. Alors qu'en cas de refroidissement rapide, c'est-à-dire, la martensite orthorhombique WQ (α″) se forme, Fig. 3c29. Bien que cela semble intuitif, la diminution évidente de la dureté des échantillons WQ est attribuée à la martensite orthorhombique α″, qui contrairement à la martensite hcp α′, a un effet adoucissant comme précédemment rapporté30. En soumettant les échantillons refroidis à un processus de vieillissement ultérieur, les plaques grossières des échantillons AC deviennent plus fines) et certaines précipitations de forme secondaire α (αs), Fig. 3d. Alors que dans les échantillons WQ + Aging, le α″ était totalement décomposé en αs fin et β31,32. Ces α se dispersent dans le grain β et deviennent plus clairs avec le joint de grain, Fig. 3e.

Images OM de la microstructure : (a) Recuit, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Vieillissement et (e) WQ + Vieillissement.

Les différents procédés de traitement thermique ont abouti à une variété de microstructures. Cela a induit une variation remarquable de la dureté des spécimens traités, comme illustré sur la figure 4. Les spécimens recuits ont montré une valeur de dureté de 38 HRC. Les échantillons WQ ont révélé la valeur de dureté la plus basse de 36 HRC. Alors que les spécimens WQ + Aging ont obtenu la dureté élevée de 49 HRC. Cela reflète une augmentation d'environ 36 % de la dureté par rapport aux échantillons WQ et WQ + vieillissement. Par conséquent, les spécimens après WQ + vieillissement avaient la dureté la plus élevée en raison de l'abondance de α″ qui se décomposait en αs et plus il y avait de αs, plus il y avait de limites d'interphase, plus il y avait d'obstacles au mouvement des dislocations.

Dureté de l'alliage TC21-Ti à différentes conditions.

La figure 5 illustre le taux d'usure pour toutes les conditions de traitement de l'alliage Ti TC21 sous tous les niveaux testés de la charge normale et de la vitesse de glissement. On peut conclure que l'effet de la vitesse de glissement est limité pour toutes les conditions de traitement sous des charges normales faibles et moyennes de 10 et 30 N, respectivement. À des vitesses identiques, l'effet de la charge normale était significatif. Pour les échantillons WQ + Vieillissement inférieurs à 10 et 30 N, WR a été augmenté puis diminué lorsque la vitesse est passée de 1,5 à 2,25 m/s, puis augmentée de 2,25 à 3 m/s, respectivement. Cela peut être attribué à l'apparition d'une usure adhésive qui diminue en augmentant la vitesse de glissement, ce qui réduit à son tour le temps et l'opportunité de diffusion du matériau entre les deux partenaires de friction, en particulier lorsqu'aucun film lubrifiant n'est utilisé. D'autre part, sous une charge normale sévère de 50 N, toutes les conditions de traitement ont montré une augmentation spectaculaire du WR lorsque la vitesse a été augmentée de 1,5 à 3 m/s. Cette augmentation était aussi minimale que possible pour l'état Recuit et aussi maximale que possible pour le traitement WQ + Vieillissement.

Taux d'usure pour différentes conditions.

Bien que la dureté du recuit soit bien inférieure à celle de WQ + Vieillissement, la résistance à l'usure des échantillons recuits est supérieure à celle de WQ + Vieillissement sous la même combinaison de charge et de vitesse élevées. Cela semble particulièrement intuitif par rapport aux matériaux concurrents tels que les aciers, mais la variation de la microstructure résultant de différents traitements thermiques et l'effet thermique de frottement se produisant dans ces conditions extrêmes d'essai jouent un rôle important dans ce comportement inhabituel.

La figure 6 révèle une relation inverse entre la dureté de surface et la résistance à l'usure exprimée par WR, où l'augmentation du taux d'usure (diminution de la résistance à l'usure) est associée à l'augmentation de la dureté. En comparant les débris d'usure collectés lors des tests des échantillons recuits et WQ + vieillissement, il a été remarqué que la taille des débris de WQ + vieillissement était beaucoup plus grande que celle des échantillons recuits, comme le montre la figure 7. Cela suggère que l'alliage TC21 Ti subit un changement de comportement à l'usure, passant de la déformation plastique à l'état recuit à une fracture plus fragile des surfaces à l'état WQ + vieillissement. Cette suggestion est étayée par les résultats FESEM de WQ + Aging surface usée qui ont révélé l'existence de couches compactées lissées qui sont généralement endommagées de manière cassante1 ainsi que des écaillages et des fissures de surface, Fig. 8e. La fragilité sévère de la tribocouche de WQ + Aging peut être attribuée à la présence d'un grand nombre de fines plaquettes d'α précipitées le long des joints de grains, ce qui signifie beaucoup de vides par rapport à l'α équiaxe à l'état recuit33. Ces vides peuvent facilement se lier pour former des fissures et donc un délaminage important se produit. Des résultats similaires ont été rapportés par Sahoo et al.1,18 et Feng et al.34, ils ont rapporté une relation inverse entre la résistance à l'usure et la dureté de surface.

Corrélation entre la dureté et le taux d'usure dans des conditions extrêmes de charge et de vitesse.

Débris d'usure des éprouvettes WQ + Vieillissement et recuit à 50 N et 3 m/s.

FESEM de surfaces usées sous une charge normale de 50 N et une vitesse de glissement de 3 m/s pour (a) Recuit, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Vieillissement et (e) WQ + Vieillissement.

De plus, à mesure que la charge normale augmente, la surface réelle de contact entre les deux partenaires de friction augmente, ce qui entraîne une augmentation de la température due à la force de friction élevée qui est l'effet thermique de friction. En raison de la faible conductivité thermique et de l'affinité chimique élevée du titane, en particulier à des températures élevées, une réaction chimique avec l'oxygène ambiant s'est produite et des oxydes de titane se sont formés, comme l'a révélé l'analyse spectrale XRD des débris d'usure des échantillons recuits, comme illustré à la Fig. D'autre part, l'absence d'oxydes dans le vieillissement WQ +, Fig. 10, est attribuée à un taux très élevé d'élimination de la tribocouche, et donc aucune chance qu'une réaction chimique ne se produise.

Spectre XRD des débris de l'échantillon recuit.

Spectre XRD des débris de l'échantillon WQ + Aging.

Les morphologies de certaines surfaces usées obtenues sous plusieurs conditions de charge et de vitesse pour toutes les conditions différentes sont représentées sur les Fig. 8 et 11. Sous une faible charge de 10 N et une faible vitesse de 1,5 m/s, les surfaces usées, Fig. 11, présentaient des remarques de labour causées par des débris ou des aspérités sur la contre-face du disque HSS avec une déformation plastique excessive, en particulier pour l'état recuit qui présentait également de petites marques d'adhérence pouvant être attribuées à sa faible dureté. Par conséquent, dans ces conditions basses, le mécanisme d'usure prédominant est un mécanisme d'usure par abrasion. Lorsque les conditions d'essai atteignent des niveaux extrêmes, c'est-à-dire 50 N et 3 m/s, un ravissement sévère peut être observé à la suite d'un délaminage et d'un écaillage, Fig. 8, en raison d'une rupture fragile, en particulier dans l'éprouvette WQ + Vieillissement en raison de sa dureté élevée, Fig. 8d.

FESEM de surfaces usées sous une charge normale de 10 N et une vitesse de glissement de 1,5 m/s pour (a) Recuit, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + Vieillissement et (e) WQ + Vieillissement.

Le tableau suivant, Fig. 12, illustre et résume la séquence d'analyse statistique utilisée dans cette étude. Cela implique l'analyse des variations de réponse obtenues à partir du travail expérimental par une méthode statistique bien établie connue sous le nom d'analyse de variance (ANOVA). Cela s'ajoutait à l'utilisation de la transformation de réponse (transformation de puissance Box-Cox). Cette transformation est un moyen efficace de développer une équation pour un modèle mathématique qui pourrait avoir un bon ajustement pour les données expérimentales.

Séquence d'analyse statistique.

Le tableau 5 montre les résultats de l'ANOVA du modèle amélioré final basé sur un niveau de confiance de 95 %. Les résultats montrent que le modèle quartique réduit après transformation est significatif (p = 0,0001) avec une valeur F du modèle de 433,12, ce qui signifie qu'il n'y a que 0,01 % de chances qu'une valeur F aussi élevée puisse se produire en raison du bruit. La valeur F pour le manque d'ajustement est de 2,05, ce qui indique qu'elle est insignifiante (p = 0,1327) par rapport à l'erreur pure. De plus, tous les termes avec p inférieur à 0,05 sont statistiquement significatifs. Il est évident que la charge normale a été identifiée comme le facteur d'entrée le plus important, suivi de la vitesse de glissement et du type de traitement thermique. De plus, l'effet d'interaction entre la charge et la vitesse a été identifié comme l'interaction la plus significative.

Les statistiques d'ajustement, tableau 6, montrent que le coefficient de détermination R-carré (R2) qui est une mesure de la quantité de variation autour de la moyenne qui pourrait être expliquée par le modèle, c'est-à-dire l'ajustement-bien-être, a une valeur de 0,9984. Autrement dit, le modèle peut expliquer 99,84 % de la variation totale. De plus, le R2 prédit de 0,9813 est si proche du R2 ajusté de 0,9961, c'est-à-dire que la différence est inférieure à 0,2. Cela indique que la capacité de prédiction du modèle est très bonne. Ceci est étayé par le coefficient de variation (CV), qui est l'écart type exprimé en pourcentage de la moyenne, (CV) = 2,2 %, contrairement au CV = 60,66 % avant les améliorations du modèle. "Adeq Precision" mesure le rapport signal sur bruit ; 4 est le rapport minimum requis. Un rapport de 78,56 indique un signal adéquat et, par conséquent, ce modèle peut être utilisé pour naviguer dans l'espace de conception. La figure 13 indique que les résidus du modèle sont normalement distribués. Les équations de 2 à 6 représentent les équations empiriques finales pour différentes conditions en termes de facteurs réels.

où, L = charge en (N) et S = vitesse de glissement (m/s).

Résidus internes pour le modèle de régression final.

Pour illustrer l'effet combiné de paramètres indépendants sur la réponse (WR), des tracés de surface de réponse 3D et des tracés de contour 2D sont construits pour toutes les conditions de traitement thermique, comme le montrent les Fig. 14 et 15, respectivement. Selon ces graphiques, le taux d'usure augmente avec l'augmentation de la charge normale et de la vitesse de glissement, en particulier à des niveaux élevés. De plus, cette augmentation du taux d'usure est la plus spectaculaire dans la condition WQ + vieillissement, figure 14e, alors qu'elle est trop faible dans la condition recuite, figure 14a.

Surface de réponse 3D pour WR de (a) recuit, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + vieillissement et (e) WQ + vieillissement.

Tracés de contour 2D pour WR de (a) recuit, (b) AC, (c) WQ, (d) AC + vieillissement et (e) WQ + vieillissement.

Pour valider le modèle de régression obtenu, des tests de confirmation ont été effectués. Les paramètres d'entrée choisis dans les contraintes de l'espace de conception. Le tableau 7 résume les niveaux de paramètres d'entrée appliqués, le WR expérimental correspondant et le WR prédit. D'après les résultats, le modèle a une bonne capacité de prédiction avec une erreur absolue moyenne égale à 3,91 %. De plus, toutes les valeurs prédites se situent dans les limites de l'intervalle de prédiction (IP) à 95 % du modèle.

Le meilleur traitement est considéré comme celui donnant une microstructure qui résiste aux conditions de fonctionnement extrêmes c'est-à-dire charge normale maximale et vitesse de glissement maximale mais présente le taux d'usure minimal. Selon ces critères d'optimisation et en utilisant les équations du modèle de régression, la solution optimale est illustrée à la Fig. 16. L'ensemble optimal de paramètres d'entrée est une charge normale de 42,75 N, une vitesse de glissement de 3 m/s et un état recuit (microstructure équiaxe) qui donnent un taux d'usure optimal de 8,49 g/min avec une désirabilité maximale de 0,655, ce qui signifie que l'objectif d'optimisation est atteint de 65,5 %. Le tableau 8 résume les résultats des tests de confirmation dans des conditions optimales, le WR expérimental dans les limites de l'intervalle de prédiction (PI) à 95 % du modèle avec une erreur absolue moyenne de 6,04 %.

Ensemble optimal de paramètres d'entrée nécessaires pour obtenir le WR minimum dans des conditions extrêmes.

En ce qui concerne les éprouvettes recuites (38 HRC), la dureté minimale atteinte par les éprouvettes WQ est de 36 HRC, tandis que la dureté maximale atteinte par les éprouvettes WQ + Vieillissement est de 49 HRC.

Dans des conditions d'usure extrêmes (50 N, 3 m/s), bien que les éprouvettes de vieillissement WQ + aient eu la dureté maximale, elles ont montré la pire résistance à l'usure. Tandis que les recuits ont montré la meilleure résistance à l'usure malgré une dureté beaucoup plus faible.

Le mécanisme d'usure par abrasion est prédominant dans des conditions de faible usure (10 N, 1,5 m/s) tandis que le mécanisme d'usure par délaminage est prédominant dans des conditions extrêmes.

En utilisant RSM, un modèle de régression pour la résistance à l'usure exprimée en taux d'usure a été développé en fonction de la charge normale, du glissement et du type de traitement thermique. Sur la base de l'ANOVA, la charge normale a été identifiée comme le facteur d'entrée le plus important suivi de la vitesse de glissement et du type de traitement thermique. De plus, l'effet d'interaction entre la charge et la vitesse a été identifié comme l'interaction la plus significative.

Les résultats de la validation du modèle ont révélé que les résultats expérimentaux se situent dans un intervalle de prédiction de 95 % du modèle avec une erreur absolue moyenne de 3,91 %, par conséquent, le modèle développé est valide pour prédire WR dans l'espace de conception.

Le modèle obtenu a été utilisé pour prédire les niveaux optimaux des facteurs d'entrée nécessaires pour obtenir le taux d'usure minimum dans des conditions sévères de charge et de vitesse. Les résultats expérimentaux ont montré que le WR réel sous ces niveaux optimaux est proche de celui prévu avec une erreur absolue moyenne de 6,04 %.

Toutes les données générées ou analysées au cours de cette étude sont incluses dans cet article publié.

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Faculté d'ingénierie, Université Helwan, Le Caire, Égypte

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

Institut Tabbin d'études métallurgiques, Le Caire, Égypte

Ramadan N.Elshaer

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Conceptualisation, RNE, AA et ME-S. ; méthodologie, RNE, AA et ME-S. ; validation, RNE et AA ; analyse formelle, RNE ; ressources, RNE ; conservation des données, AA et RNE ; écriture-préparation du brouillon original, AA ; rédaction—révision et édition, RNE, ME-S. et ASS ; visualisation, supervision RNE et AA, ME-S., ASS et RNE. Tous les auteurs ont lu et accepté la version publiée du manuscrit.

Correspondance à Ramadan N. Elshaer.

L'auteur ne déclare aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Abdelmoneim, A., Elshaer, RN, El-Shennawy, M. et al. Modélisation de la résistance à l'usure de l'alliage Ti TC21 à l'aide de la méthodologie de surface de réponse. Sci Rep 13, 4624 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31699-1

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Reçu : 15 janvier 2023

Accepté : 16 mars 2023

Publié: 21 mars 2023

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

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