TC21 Ti の耐摩耗性のモデル化 | プラスチックベアリング株式会社

Scientific Reports volume 13、記事番号: 4624 (2023) この記事を引用

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メトリクスの詳細

この研究では、TC21 Ti 合金の乾式滑り摩耗耐性に対する熱処理プロセスの影響を、いくつかのレベルの通常荷重および滑り速度で調査しました。実験手順の設計として応答曲面法 (RSM) が使用されています。結果を正当化するために、XRD分析に加えてOMおよびFESEMが使用されました。 WQ + 時効試験片では、αs およびより多くの αs に分解されるα'' が豊富に含まれていたため、最高硬度 49 HRC が記録されましたが、WQ 試験片では最低硬度 36 HRC が報告されました。その結果、極端な荷重および速度条件 (50 N および 3 m/s) で水焼入れおよび時効処理 (WQ + 時効処理) を施した試験片は、最高の硬度を有しているにもかかわらず、耐摩耗性が最も劣っていることが明らかになりました。焼きなまし状態で放置されたものは、他の条件と比較すると硬度がはるかに低いにもかかわらず、最高の耐摩耗性を示しました。摩耗率で表される耐摩耗性の数学的多項式モデルが開発され、検証され、最適なパラメータを取得するために使用されました。

いくつかのエンジニアリング用途では、エンジニアは、軽量でありながら、高い強度、剛性、破壊靱性、および極端な使用温度を備えた材料を入手する必要があります1。この一連の特性は、チタン (Ti) とその合金によって簡単にサポートできます。その結果、その応用範囲は、建設、自動車、発電、生物医学、化学処理、航空宇宙、海洋産業における高度なエンジニアリング用途を含むように拡張されています2、3。しかし、チタンとその合金は、摩耗や摩擦の分野で使用されると困難に直面します。これは、鋼と比較して、特定の環境下での耐摩耗性の低さと化学親和性の高さに起因すると考えられます4。 TC21 は、高い比強度と使用温度を備えた、新開発の耐損傷性 Ti 合金です5。これは、Ti 合金市場の 70% 以上を占める α + β 合金に属します6。これは、これらの合金が熱処理および熱機械処理によって強化できるためです。したがって、用途をカスタマイズするために広範囲の微細構造と機械的特性を得ることができます7。 TC21 は、強力な競合製品であり、よく知られている Ti 合金 Ti-6Al-4V (Ti64)8 の代替品であると考えられています。 Ti64 はチタン産業の主力合金と呼ばれる者もおり、世界市場の 50% を占めています6。どちらの合金もα+β合金ですが、TC21はTi64合金よりも高い比強度と破壊靱性を持っています。 TC21 のために提出された出願には、着陸装置コンポーネント、耐荷重構造、エンジンシャフト、胴体、フレームなどの航空宇宙製品が含まれています9。

TC21 の摩耗挙動は、滑り摩耗とフレッチング摩耗の両方の観点から研究されています。 Elshear ら 10 は、変形した TC21 Ti 合金の摩耗挙動に対する冷却速度と時効プロセスの影響を調査しました。空冷およびエージング（AC + エージング）条件により、特性のより優れた組み合わせが達成されました。別の研究11では、著者らは熱処理に加えて冷間変形の影響を研究しました。 X. Guo ら 4 は、TC21 合金の微細構造と乾式滑り摩耗特性に対する 1 回、2 回、および 3 回の熱処理の影響を調査しました。彼らは、α + β バスケット織り微細構造 (2 回および 3 回の処理から生じる) の耐摩耗性が、単相 β 微細構造よりも高いことを発見しました。フレッチング摩耗については、Lin et al.12 の結果により、周波数と垂直荷重の両方と比較した場合、振幅が耐摩耗性に最も大きな影響を与えることが明らかになりました。損傷メカニズムは主に摩耗メカニズムでした。 Yan et al.13 によれば、フレッチング摩耗は高温 (150 °C) で行われました。著者らは、摩擦係数に対する温度の影響は変位に依存すると報告しました。さらに、室温と比較して摩耗率は 67.4 ～ 86.5% 減少し、酸化摩耗メカニズムが主なメカニズムでした。多くの研究では、TC21 合金の摩耗特性を制御するために従来の熱処理プロセスを使用するのではなく、表面改質技術と酸化プロセスを利用して TC21 合金の硬度と耐摩耗性を向上させることが報告されています。

実験のコストと時間を最小限に抑えながら、有効で信頼できる結論を得るために、摩耗試験は破壊試験として分類されるため、実験計画法 (DOE) がトライボロジーの分野で広く使用されています。産業または研究活動で最も使用されている設計の 1 つは、タグチ設計またはタグチ直交配列であり、プロセス設計と製品段階の両方で使用して、製品の製造性と信頼性を向上させることができます17。 R. Sahoo らは、Taguchi の L9 直交配列設計を使用して、Ti-6Al-4V の乾式滑り摩耗挙動に及ぼす熱処理プロセス、滑り速度、法線荷重、試験期間に起因する微細構造の変化などの要因の影響を研究しました。室温ではチタン合金。 Paramjit Singh ら 19 も、同じ合金の乾燥滑り挙動に対する深極低温処理条件を最適化するために、L25 直交配列を備えたタグチ設計を使用しました。制御要素は均熱時間（tcs）、焼き戻し温度（Ttp）、摺動速度（vs）、面圧（pc）、摺動時間（ts）で、それぞれ5段階で設定しました。タグチ法は総実行数を効果的に削減しますが、主効果、制御因子間の相互作用、または曲率に起因する可能性のある応答の変動の原因を正確に示すわけではありません20。タグチ氏は主効果に焦点を当てており、交互作用効果が直交配列で事前に割り当てられていない限り、交互作用効果にはあまり興味を示しません。

何人かの研究者は、チタン合金の摩耗挙動を調査するための DOE 技術として RSM を利用しました。 El-Tayeb ら 21,22 は、乾燥空気と乾燥極低温 (液体 N2) 滑り条件の両方で、2 つの α + β チタン合金、Ti54 と Ti64 の摩擦挙動を比較しました。彼らは RSM を使用して、出力間の相互関係を説明するモデルを開発しました。応答 (摩擦係数と摩耗量) および入力変数。 Chauhan ら 23 は、チタン (グレード 5) 合金の低い耐摩耗性の原因となるメカニズムを強調しようとしました。彼らは RSM を使用して、比摩耗率に対する 3 つの乾式滑り係数の影響を調査し、予測モデルが開発されました。 MD Sharma et al.24 は、Ti-3Al-2.5V 合金の乾式滑り摩擦および摩耗特性 (摩耗率、平均摩擦係数、最大接触温度など) をモデル化し、最適化しました。モデルは、入力変数の関数として応答の対数または逆平方根などに変換されました。また、Babu ら 25 は、乾燥滑り条件下での Ti-3Al-2.5V 合金の比摩耗率を、荷重、速度、滑り距離などのいくつかの入力変数と相関させる縮小二次モデルを開発しました。 Elshaer ら 26 は、RSM を使用して、圧力と速度がアボットファイアストンゾーンと低炭素鋼の摩耗挙動にどのような影響を与えるかを分析しました。

新しく開発された TC21 合金の乾式滑り摩耗挙動を制御するために従来の熱処理プロセスを使用することについて報告した文献は限られています。これには 2 つの理由が考えられます。1 つ目は、Ti64 合金が依然として好ましい Ti 合金であることです。 2 番目の理由は、TC21 合金の摩耗挙動に関する研究のほとんどは、多くの欠点があるにもかかわらず、表面改質技術に焦点を当てていることです。これらの欠点には、多額の費用、複雑な手順、多量のエネルギー消費、および環境への危険が含まれます27。さらに、すべての研究者4、10、11、12、13 は、摩耗特性に対する一度に 1 つの入力因子の影響しか調査していないことがわかりました。したがって、現在の研究はこのギャップを狭めることを目的としており、著者の知る限り、これは高速度鋼 (HSS) に対する TC21 Ti 合金の乾式滑り摩耗条件下での摩耗率の回帰モデルを開発する最初の試みです。 ) RSM を使用します。さらに、検証後に開発されたモデルは、最適化を目的として設計空間内で予測を行うために使用でき、これは私たちの研究で達成されました。

調査中の合金は、表 1 に示す化学組成を持つ、中国の Baoji Hanz Materials Technology Co., Ltd. が供給する TC21 Ti 合金です。直径 7 mm、長さ 140 mm で、この研究で使用した合金は次のとおりです。棒状に焼鈍したもの。この合金のβトランザス温度は 950 ± 5 °C です11。

この研究では 4 つの異なる熱処理サイクルが使用されています (図 1 を参照)。表 2 は、熱処理サイクルの詳細をまとめたものです。すべての熱処理サイクルには、雰囲気を制御した電気プログラム炉 (マッフル炉/モデル HTC03/1) を使用しました。次の異なる試験に適した試験片を得るために、放電加工 (EDM) ワイヤーカット機 (NOVICUT 350M モデル 2015) を使用して、TC21 ロッドを直径 7 mm、長さ 12 mm の小さな試験片に切断しました。これらの小さな試験片は 1000 グリットまで粉砕されました。金属組織検査の目的で、すべてのグループの試験片が選択され、冷間埋込樹脂に埋め込まれ、研削、研磨され、最後に 3% HF、30% HNO3、67% H2O エッチング剤組成物を使用してエッチングされました。次に、光学顕微鏡 (OM) を冶金学的検査に使用しました。

さまざまな熱処理のサイクル。

ロックウェル硬度（スケールＣ）試験は、ＡＳＴＭＥ１８規格に従って、ロックウェル硬度試験機（ＵｎｉｔｅｄＴｒｕｅ－ＢｌｕｅＩＩモデルＵ－２００４）を使用して実施した。各標本について 7 つの測定値が記録されています。実験計画手順に基づいて、選択された試験片に対してピンオンディスクテスターを使用して、周囲温度で 15 分間の乾式滑り摩耗試験を実行しました。摩耗試験片 (Φ7 および 12 長さ) を、硬度 64 HRC の高速度鋼 (HSS) ディスクに固定しました。個々の実行前に、ディスクを 1000 グリットの紙やすりで研磨し、ディスクと試験片の両方をアセトンで洗浄し、その後、乾燥および汚染を吹き飛ばすために送風機を使用しました。摩耗による質量損失を求めるために、分解能 0.0001 g の電子天秤を使用して試験の前後に試験片の重量を測定しました。耐摩耗性は摩耗率 (WR) で表され、次の式で与えられます。

ここで、Δm: グラム (g) 単位の質量損失、t: 分 (min) 単位の時間。

テストは同じレベルの通常負荷と滑り速度で 3 回繰り返され、平均が決定されて記録されました。各実験の開始時に、均一な摩耗率を実現し、ならし期間の影響を避けるために、表面が机の表面に完全にアプセットされるまで、各試験片を一定期間放置しました。

摩耗メカニズムを特定して評価するために、摩耗表面の電界放出型走査型電子顕微鏡 (FESEM) をいくつかの試験片に対して (10 N; 1.5 m/s) および (50 N; 3 m/s) の条件下で実行しました。それぞれ、低摩耗状態と重度の摩耗状態です。また、収集した破片の一部を光学的に検査した。

この調査で興味深い出力応答は、摩耗率 (WR) で表される TC21 の耐摩耗性です。 RSM は、入力パラメーターの関数として WR をモデル化するために使用されます。参考文献1、18、19、21、22、23、24、25によれば、通常の荷重/圧力、滑り速度、滑り時間/距離、摩擦ペアの材質など、摩耗特性に影響を与える可能性のあるパラメータが多数あります。、温度、表面粗さ、湿度、潤滑。その中でも最も影響を与えるのは荷重とスライド速度です。

入力係数の低レベルと高レベルは、利用可能な摩耗試験機の技術的能力を考慮して、文献調査に基づいて割り当てられました。表 3 は、入力要因のレベルを示しています。この研究では、面心中心複合設計 (CCD) (図 2) を使用して設計マトリックスを構築しました。面心 CCD は合計 11 点で構成され、4 つの階乗点、4 つの軸方向点、および 3 つの中心点として詳細に説明されます。これら 11 点は、カテゴリ因子 (熱処理) の各レベルに使用されました。したがって、計画マトリックスでは合計 55 回の実行が得られます (表 4)。 Design Expert 13 ソフトウェアは、DOE およびその後の統計分析の目的で使用されました。

フェースセンターのセンターコンポジットデザイン。

図 3 は、アニールおよびさまざまな熱処理条件の微細構造を示しています。アニール後の微細構造は、β相のマトリックス内に均一に分布した等軸α相で構成されています（図3a）。画像処理による相の体積分率解析によれば、軟質相であるα相1,28が体積の約65%を占めており、焼鈍した試験片はWQ以外の処理試験片に比べて軟らかいことがわかった。 βトランザス温度以上に加熱すると、α全体がβに変化した。合金が交流から室温の場合、β 粒子内に粗大な α プレートが形成されます (図 3b)。一方、急冷の場合、つまり WQ 斜方晶系マルテンサイト (α'') が形成されます (図 3c29)。直感的に見えるかもしれませんが、WQ サンプルの硬度の明らかな低下は、以前に報告されているように、hcp マルテンサイト α' とは対照的に軟化効果がある斜方晶系マルテンサイト α'' に起因すると考えられます 30。冷却された試験片にその後の時効処理を施すことにより、AC試験片の粗いプレートはより細かくなり、二次α（αs）の析出物が形成されます（図3d）。一方、WQ + Aging 標本では、α'' は完全に分解されて微細な αs と β31,32 になりました。これらのαはβ粒子内に分散し、粒界に沿ってより鮮明になります（図3e）。

微細構造の OM 画像: (a) アニール処理、(b) AC、(c) WQ、(d) AC + 時効、および (e) WQ + 時効。

さまざまな熱処理プロセスにより、さまざまな微細構造が得られました。これにより、図 4 に示すように、処理された試験片の硬度に顕著な変化が生じました。焼きなましされた試験片は、38 HRC の硬度値を示しました。 WQ 試験片では、最低硬度値 36 HRC が明らかになりました。一方、WQ + 時効試験片は 49 HRC の高硬度を獲得しました。これは、WQ および WQ + エージング試験片と比較して、硬度が約 36% 増加したことを反映しています。したがって、WQ + 時効後の試験片は、αs に分解されるα'' が豊富に含まれているため、最も高い硬度を持ち、αs が多くなるほど、相間境界が多くなり、転位運動に対する障壁が高くなります。

さまざまな条件での TC21-Ti 合金の硬度。

図 5 は、通常の荷重と滑り速度の両方のテストされたすべてのレベルでの TC21 Ti 合金のすべての処理条件の摩耗率を示しています。すべり速度の影響は、それぞれ 10 および 30 N の低および中標準荷重の下では、すべての処理条件で限定的であると結論付けることができます。同じ速度下では、通常の負荷の影響は顕著でした。 10 および 30 N 未満の WQ + 時効試験片では、速度が 1.5 から 2.25 m/s に増加したとき、および 2.25 から 3 m/s に増加したときに、WR がそれぞれ増加し、その後減少しました。これは、特に潤滑膜が使用されていない場合、滑り速度の増加により凝着摩耗が減少し、2 つの摩擦嵌合間の材料拡散の時間と機会が減少するためと考えられます。一方、50 N の厳しい通常荷重下では、速度が 1.5 m/s から 3 m/s に増加すると、すべての処理条件で WR が劇的に増加しました。この増加は、アニール処理条件では可能な限り最小であり、WQ + 時効処理では可能な限り最大でした。

さまざまな条件での摩耗率。

焼き鈍しされたサンプルの硬度は WQ + 時効よりもはるかに低いですが、同じ高荷重と速度の組み合わせの下では、焼きなましされたサンプルの耐摩耗性は WQ + 時効よりも高くなります。これは、鋼などの競合材料と比較した場合に特に直感的であるように見えますが、さまざまな熱処理によって生じる微細構造の変化と、これらの極端な試験条件で発生する摩擦熱効果が、この馴染みのない挙動において重要な役割を果たしています。

図6は、WRで表される表面硬度と耐摩耗性の間に反比例の関係を示しており、硬度の増加に伴い摩耗率の増加（耐摩耗性の減少）が関連付けられています。焼鈍サンプルと WQ + 時効サンプルの試験中に収集された摩耗粉を比較すると、図 7 に示すように、WQ + 時効サンプルの破片のサイズが焼鈍試験片のサイズよりもはるかに大きいことがわかりました。これは、TC21 Ti が優れていることを示唆しています。 - 合金は、焼きなまし状態での塑性変形から、WQ + 時効状態での表面のより脆性破壊まで、摩耗挙動が変化します。この提案は、表面の剥離や亀裂とともに一般的に脆く損傷している平滑化された圧縮層の存在を明らかにした、WQ + 経年劣化摩耗表面の FESEM 結果によって裏付けられています（図 8e）。 WQ + 時効の摩擦層の深刻な脆さは、粒界に沿って析出するαの微細な小板が多量に存在することに起因すると考えられます。これは、焼きなまし状態の等軸αと比較して多くの空隙を意味します33。これらの空隙は簡単に結合して亀裂を形成し、大きな層間剥離が発生します。同様の結果が Sahoo ら 1,18 と Feng ら 34 によって報告されており、彼らは耐摩耗性と表面硬度の間に逆相関があることを報告しました。

負荷と速度の極端な条件における硬度と摩耗率の相関関係。

WQ の摩耗破片 + 時効および 50 N および 3 m/s で焼鈍した試験片。

(a) 焼き鈍し、(b) AC、(c) WQ、(d) AC + 時効処理、(e) WQ + 時効処理について、50 N の通常荷重と 3 m/s の滑り速度の下での摩耗表面の FESEM。

さらに、垂直荷重が増加すると、2 つの摩擦嵌合間の実際の接触面積が増加し、摩擦熱効果である高い摩擦力により温度が上昇します。特に高温では、チタンの低い熱伝導率と高い化学親和性の結果、周囲の酸素との化学反応が起こり、図1に示すように、焼鈍した試験片の摩耗粉のXRDスペクトル分析で明らかなように、酸化チタンが形成されました。 9. 酸化チタンの存在は、焼鈍したサンプルの摩擦層をある程度保護していると考えられ、したがって、負荷と速度の極端な条件下でサンプルの耐摩耗性が向上しました。一方、WQ + エージングでは酸化物が存在しないため、図 10 の摩擦層の除去速度が非常に速いため、化学反応が起こる可能性がありません。

アニールされた試験片の破片の XRD スペクトル。

WQ + 老化試験片の破片の XRD スペクトル。

荷重と速度のいくつかの条件下で得られたいくつかの摩耗表面の形態を、すべての異なる条件で図に示します。 10 N の低荷重および 1.5 m/s の低速下では、図 11 の摩耗面には、過度の塑性変形を伴う HSS ディスクの対向面の破片または凹凸によって引き起こされる耕起痕跡が見られました。特に、焼きなまし状態では、硬度が低いためと思われる小さな付着痕もいくつか見られました。したがって、これらの低い条件下では、主な摩耗メカニズムはアブレシブ摩耗メカニズムになります。試験条件が極端なレベル、つまり 50 N および 3 m/s に達すると、図 8 に示すように、脆性破壊による層間剥離や剥離が発生し、特に WQ + 時効試験片では激しい破断が観察されます。高い硬度、図8d。

(a) 焼きなまし、(b) AC、(c) WQ、(d) AC + 時効、および (e) WQ + 時効について、10 N の通常荷重と 1.5 m/s の滑り速度の下での摩耗表面の FESEM。

次の図、図 12 は、この研究で使用された統計分析の順序を示し、要約しています。これには、分散分析 (ANOVA) として知られる確立された統計手法による、実験作業から得られた応答の変動の分析が含まれます。これは、応答変換 (Box-Cox 電力変換) の利用に加えて行われました。この変換は、実験データによく適合する数学モデルの方程式を作成する効率的な方法です。

統計解析シーケンス。

表 5 は、95% の信頼水準に基づいた最終的な改良モデルの ANOVA 結果を示しています。結果は、変換後の縮小 4 次モデルがモデル F 値 433.12 で有意 (p = 0.0001) であることを示しています。これは、ノイズによってこれほど大きな F 値が発生する可能性は 0.01% のみであることを意味します。不適合の F 値は 2.05 であり、純粋な誤差と比較した場合に有意ではない (p = 0.1327) ことを示しています。さらに、p が 0.05 未満のすべての項は統計的に有意です。垂直荷重が最も重要な入力要素として特定され、次に滑り速度と熱処理の種類が続くことがわかります。また、負荷と速度の間の相互作用効果が最も重要な相互作用として特定されています。

適合統計 (表 6) は、モデルによって説明できる平均値付近の変動量の尺度である決定係数 R2 (R2)、つまり適合ウェルネスの値が 0.9984 であることを示しています。。つまり、モデルは変動全体の 99.84% を説明できます。さらに、予測された R2 の 0.9813 は、調整された R2 の 0.9961 に非常に近いため、その差は 0.2 未満です。これは、モデルの予測能力が非常に優れていることを示しています。これは、平均に対するパーセンテージで表される標準偏差である変動係数 (CV) によって裏付けられており、モデル強化前の CV = 60.66% とは対照的に、(CV) = 2.2% です。「Adeq Precision」は信号対雑音比を測定します。 4 は必要な最小比率です。 78.56 の比率は適切な信号を示しているため、このモデルを使用して設計空間をナビゲートできます。図 13 は、モデルの残差が正規分布していることを示しています。式 2 ～ 6 は、実際の要因に関するさまざまな条件に対する最終的な経験式を表しています。

ここで、L = 荷重 (N)、S = 滑り速度 (m/s)。

最終回帰モデルの内部残差。

応答 (WR) に対する独立したパラメーターの組み合わせの影響を示すために、図 3 と図 4 に示すように、すべての熱処理条件について 3D 応答曲面プロットと 2D 等高線プロットが作成されます。それぞれ14と15。これらのプロットによると、特に高レベルでは、通常の荷重と滑り速度の増加に伴って摩耗率が増加します。さらに、この摩耗率の増加は、WQ + 時効条件（図 14e）で最も劇的ですが、焼きなまし条件（図 14a）では小さすぎます。

(a) アニール処理、(b) AC、(c) WQ、(d) AC + エージング、および (e) WQ + エージングの WR の 3D 応答曲面。

(a) アニール処理、(b) AC、(c) WQ、(d) AC + 時効、および (e) WQ + 時効の WR の 2D 等高線プロット。

得られた回帰モデルを検証するために、確認テストを実行しました。設計空間の制約内で選択された入力パラメータ。表 7 は、適用された入力パラメーターレベル、対応する実験 WR、および予測 WR をまとめたものです。結果から、このモデルは平均絶対誤差が 3.91% に相当する優れた予測能力を持っています。さらに、すべての予測値はモデルの 95% 予測区間 (PI) 制限内にあります。

最良の処理は、極度の動作条件、つまり最大垂直荷重と最大滑り速度に耐える微細構造を与えながら、最小の摩耗率を示す処理であると考えられます。この最適化基準に従い、回帰モデル方程式を使用することにより、最適解が図 16 に示されます。最適な入力パラメータのセットは、42.75 N の垂直荷重、3 m/s の滑り速度、および焼きなまし条件 (等軸微細組織) です。最適摩耗率は 8.49 g/min、最大望ましさは 0.655 で、これは最適化の目標が 65.5% 達成されたことを意味します。表 8 は、最適条件での確認テストの結果をまとめたものです。実験による WR はモデルの 95% 予測区間 (PI) 制限内にあり、平均絶対誤差は 6.04% でした。

極端な条件下で最小の WR を得るために必要な入力パラメータの最適なセット。

焼鈍した試験片 (38 HRC) に関して、WQ 試験片によって達成される最小硬度は 36 HRC であり、一方、WQ + 時効試験片によって達成される最大硬度は 49 HRC です。

極端な摩耗条件 (50 N、3 m/s) では、WQ + 時効試験片は最大の硬度を示しましたが、最悪の耐摩耗性を示しました。一方、焼きなまししたものは、硬度がはるかに低いにもかかわらず、最高の耐摩耗性を示しました。

低摩耗条件 (10 N、1.5 m/s) では摩耗メカニズムが支配的ですが、極端な条件では剥離摩耗メカニズムが支配的です。

RSM を使用して、摩耗率で表される耐摩耗性の回帰モデルが、通常の荷重、滑り、熱処理の種類の関数として開発されました。 ANOVA に基づいて、垂直荷重が最も重要な入力因子として特定され、次に滑り速度と熱処理の種類が続きます。また、負荷と速度の間の相互作用効果が最も重要な相互作用として特定されています。

モデル検証の結果、実験結果はモデルの予測区間の 95% 以内にあり、平均絶対誤差は 3.91% であることが明らかになりました。したがって、開発されたモデルは設計空間内の WR を予測するのに有効です。

得られたモデルは、負荷と速度の厳しい条件下で最小の摩耗率を得るために必要な入力係数の最適レベルを予測するために使用されました。実験結果は、これらの最適レベルでの実際の WR が予測値に近く、平均絶対誤差が 6.04% であることを示しました。

この研究中に生成または分析されたすべてのデータは、この公開記事に含まれています。

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科学技術イノベーション資金庁 (STDF) がエジプト知識銀行 (EKB) と協力して提供するオープンアクセス資金。著者らは、エジプト科学技術開発基金、助成金番号 43215 からの基金に感謝の意を表します。

ヘルワン大学工学部、カイロ、エジプト

アリ・アブデルモネイム、M. エルシェナウィ、アラファ・S. ソブ

タビン冶金研究所、カイロ、エジプト

ラマダン N. エルシャール

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概念化、RNE、AA、ME-S。方法論、RNE、AA、および ME-S。検証、RNE および AA。形式分析、RNE。リソース、RNE。データキュレーション、AAおよびRNE。執筆-原案作成、AA。執筆—レビューと編集、RNE、ME-S。そしてASS。視覚化、RNE および AA、ME-S.、ASS および RNE の監視。すべての著者は原稿の出版版を読み、同意しました。

ラマダン N. エルシャールへの通信。

著者は競合する利害関係を宣言しません。

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転載と許可

Abdelmoneim、A.、Elshaer、RN、El-Shennawy、M. 他。応答曲面法を使用した TC21 Ti 合金の耐摩耗性のモデル化。 Sci Rep 13、4624 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-31699-1

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受信日: 2023 年 1 月 15 日

受理日: 2023 年 3 月 16 日

公開日: 2023 年 3 月 21 日

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

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科学レポート (2023)

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