钛合金结构件加工新工艺

钛合金结构件加工新工艺（共8篇）（共8篇）

1.钛合金结构件加工新工艺 篇一

钛合金螺钉加工制造研究

从钛合金螺钉加工中几个卡脖子的氢脆问题、润滑问题、裂纹问题和热处理问题出发,研究钛合金螺钉的.主要加工问题的解决办法,并对其原理和方法作了介绍.

作 者：李锡刚 Li Xi-gang 作者单位：山东航天电子技术研究所,山东烟台,264000刊 名：航天标准化英文刊名：AEROSPACE STANDARDIZITION年，卷(期)：“”(4)分类号：V4 T-652关键词：钛合金螺钉 氢脆 润滑 裂纹 紧固件

2.钛合金结构件加工新工艺 篇二

关键词：小径向,铣削,颤振

0 引言

雷达是一种在民用航空或者国防领域使用十分广泛的通讯设备,其基座作为雷达发射、接收天线等主要设备的承载部分,需要满足质量轻、结构紧凑协调、强度高等要求。图1所示为待加工的雷达基座简图。

零件采用铣削加工的方法生产,整体毛坯为铸造件,其中装配电动机和轴承的A,B,C三处表面品质和形位公差精度要求较高,需精加工处理。基座材料为铸造TC4,属难加工材料,变形系数小,切削温度高,粘结磨损严重,在切削加工过程中容易造成粘刀,剥落等现象,导致刀具磨损,甚至是完全破坏,所以切削钛合金时常常不能使用较大的切削量。

由表1可知,作为一个对称的悬臂结构,基座刚度较差,加工时容易产生变形,在切削量不合理的情况下极易产生振动。一旦发生振动,加工表面品质下降,切削力将剧烈变化,加剧刀具的磨损甚至是对机床主轴造成损坏,这就是加工中的切削颤振现象。

切削颤振源于切削过程中,工件与刀具之间动态位移的反馈所引起的自激振动。经过前人的努力,已经得出了较成熟的切削颤振机理[1]及稳定预测模型,具有代表性的就是Y.Altintas、Budak等人发展的二维铣削稳定预测模型[2,3],但是上述模型在大径向切宽时准确度较高,多用于铝合金的铣削,在小径向切宽时无法很好的应用。理论研究认为,在小径向切削时,铣削过程变得高度断续,同样是采用叶瓣图进行稳定预测,颤振域会相对增加,即在原来的稳定叶瓣旁边会出现附加的叶瓣。针对这种情况,学者们发展并完善了预测模型[4,5,6],使其可用于精加工的情况。

1 小径向切深下稳定预测模型

立铣或者周铣时,因为参与铣削的主要为螺旋刃,铣刀受到的轴向力较小,所以一般建模中都采用二维铣削模型。一把铣刀有N个刀齿,以轴向切深a,径向切深ae,每齿进给量c,转速n切削工件时,产生的铣削力是周期性变化的。图2中的Ft和Fr方向为刀具与工件瞬时接触角为地φ(t)时的切向和径向力。

根据铣削力系数模型,此时的切向力和径向力为:Ft=Ktah,Fr=Krah,Kt和Kr分别为切向和径向的铣削力系数,h为瞬时切削厚度,它包含无振动状态下的静态切削厚度csinφ和振动时的动态切削厚度Δ,需要明确的是对振动起主要作用的是动态切削厚度。将铣削力投影到xoy坐标系上可得:

$\left\{\begin{array}{l}F{}_x\\ F{}_y\end{array}\right\}=\left[\begin{array}{cc}-\cos \phi & -\sin \phi \\ \sin \phi & \cos \phi \end{array}\right]\left\{\begin{array}{l}F{}_t\\ F{}_r\end{array}\right\}$

(1)

当径向切深变的较小时,铣削情况将由原来的多齿连续切削变为单齿断续切削。而且铣削力对切削系统振动的影响显著性也将体现在进给的垂直方向上,即图2中y向。需要关注的力也就限定在Fy,此时铣削力在时域内可进一步简化为以下形式:

$F{}_y(t)=\frac{1}{2}a{\rm K}{}_{t}a{}_y(t)\text{Δ}y(t),y(t)=y(t)-y(t-{\rm T})(2)$

$\begin{array}{l}a{}_y(t)={\displaystyle \sum _{j=0}^{{\rm N}-1}a}{}_{y,j}={\displaystyle \sum _{j=0}^{{\rm N}-1}-}g(\phi {}_j(t))[\sin 2\phi {}_j(t)+\\ {\rm K}{}_r(1-\cos 2\phi {}_j(t))](3)\end{array}$

Δy(t)为一个刀齿周期T内,前后两刀齿的动态位移。g(φj(t))是一个单位阶跃函数,通过瞬时接触角判断刀齿是否进入切削区。ay(t)是刀齿通过频率ωt=nN的周期函数,是影响切削力变化的方向因子。根据傅里叶变换原理可得:

$a{}_y(t)={\displaystyle \sum _{r=-\infty }^{\infty }a}{}_{y,r}e{}^{ir\omega {\rm T}},a{}_{y,r}=\frac{1}{{\rm T}}{\displaystyle {\int }_0^{{\rm T}}a}{}_y(t)e{}^{-ir\omega {\rm T}}\text{d}t(4)$

这里的r是指方向因子的谐波数,在大径向切削状态下一般认为r=0时可满足模型的预测精度,但是在小径向切削时方向因子的高次谐波才能满足精度。最终方向因子可化为:

$\{\begin{array}{l}\alpha {}_{y,r}=\frac{{\rm N}}{2\text{π}}\left(\frac{i}{2}[-c{}_0{\rm K}{}_{r}e{}^{-ir{\rm N}\text{ϕ}}+c{}_{1}e{}^{-ip1\text{ϕ}}-c{}_{2}e{}^{ip2\text{ϕ}}]{}_{\phi st}^{\phi {}_{ex}}\right),({\rm N}r\ne 2)\\ \alpha {}_{y,(1,2)}=\frac{{\rm N}}{2\pi }\frac{1}{8}\left\{4\theta i+e{}^{-i4\theta }-{\rm K}{}_r[(4e{}^{-i2\theta }-e{}^{-i4\theta })i-4\theta ]\right\},({\rm N}r=2)\end{array}$

(5)

其中,p1=2+Nr,p2=2-Nr,c0=2/(Nr),c1=(Kr-i)/p1,c0=2/(N/r)。此时,系统在颤振频率ωc处的振动可表示为:

Δy(ωc)=(1-e-iωcT)Φ(iωc)Fy(ωc) (6)

Φ(iωc)为加工系统的传递函数,式(6)带入式(2)后,根据Floquet定理可得:

$\begin{array}{l}\left(F{}_y(t)=e{}^{\lambda t}{\displaystyle \sum _{k=-\infty }^{\infty }{\rm P}}{}_{k}e{}^{ik\omega {\rm T}t}={\displaystyle \sum _{k=-\infty }^{\infty }{\rm P}}{}_{k}e{}^{ik(\omega {}_c+k\omega {}_{{\rm T}})t}\right)=\\ \Lambda \left({\displaystyle \sum _{r=-\infty }^{\infty }a}{}_{y,r}e{}^{ir\omega {}_{{\rm T}}t}\right)\left({\displaystyle \sum _{k=-\infty }^{\infty }{\rm P}}{}_{k}e{}^{i(\omega {}_c+k\omega {}_{{\rm T}})t}\Phi {}_k\right)(7)\end{array}$

上面的传递函数Φk=Φy[i(ωc+kωT)],特征值$\Lambda =\frac{1}{2}\alpha {\rm K}{}_t[1-e{}_{-i\omega {}_c{\rm T}}]$。对于ωt的周期函数P(t)有:

${\rm P}(t)=\left({\displaystyle \sum _{k=-\infty }^{\infty }{\rm P}}{}_{k}e{}^{ik\omega {}_{{\rm T}}t}\right),{\rm P}{}_p=\frac{1}{{\rm T}}{\displaystyle {\int }_0^{{\rm T}}{\rm P}}(t)e{}^{-ip\omega {}_{{\rm T}}}\text{d}t(8)$

等式(7)两边同乘以1/T∫${}_0^{{\rm T}}$e-ipωTdt后,在谐波数为p时,有以下关系:

${\rm P}{}_p=\Lambda \left({\displaystyle \sum _{k=-\infty }^{\infty }a}{}_{y,p-k}\Phi {}_y(\omega {}_c+k\omega {}_{{\rm T}}){\rm P}{}_k\right),(p,k)=0,\pm 1,\pm 2,\cdots ,\pm h{}_r(9)$

hr的值决定了方向因子ay的变化程度,当hr=1时,式(9)可化为以下形式:

$\left\{\begin{array}{l}{\rm P}{}_0\\ {\rm P}{}_{-1}\\ {\rm P}{}_1\end{array}\right\}=\Lambda \left(\left[\begin{array}{ccc}a{}_{y,0}& a{}_{y,1}& a{}_{y,-1}\\ a{}_{y,-1}& a{}_{y,0}& a{}_{y,-2}\\ a{}_{y,1}& a{}_{y,2}& a{}_{y,0}\end{array}\right]\left\{\begin{array}{l}\Phi {}_y(\omega {}_c)\\ \Phi {}_y(\omega {}_c-\omega {}_{{\rm T}})\\ \Phi {}_y(\omega {}_c+\omega {}_{{\rm T}})\end{array}\right\}\right)\times$

$\left\{\begin{array}{l}{\rm P}{}_0\\ {\rm P}{}_{-1}\\ {\rm P}{}_1\end{array}\right\}$

(10)

最终上面的等式可以化为求特征值的问题:

det[[I]+Λ[ay,p-k][Φy(i(ωc+kωT))]]=0,(p,k)=0,±1,±2,…,±hr (11)

方程中特征值的个数为(2hr+1),这时频率响应函数的自变量不只包括颤振频率处,还包括颤振频率加减整数倍的刀齿通过频率的位置。从频率响应函数可以看出,特征值是个复数(Λ=ΛR+iΛI),包括实部和虚部。这样便可以求出小径向铣削下的极限轴向切深和相应的转速为:

$a{}_{\lim }=\frac{-1}{{\rm K}{}_t}\Lambda {}_R[1+(\frac{\Lambda {}_{{\rm I}}}{\Lambda {}_R}){}^2],n=\frac{60\omega {}_c}{{\rm N}(2\text{π}{\rm I}{}_n+\epsilon )}(13)$

其中,In为需要扫描的叶瓣的个数,叶瓣数越多,稳定预测区域的转速范围越大。

2 生产验证试验

2.1 铣削力系数识别

铣削力系数Kt,Kr是颤振稳定域仿真的重要参数,他们可以通过切削试验求周期铣削力平均值的方法获得[7](表2)。试验条件:材料为ZTC4,刀具为M.A.FORD 20mm硬质合金铣刀,五齿,螺旋角38°。加工机床为MICRON UCP1000五坐标加工中心。测力设备为Kistler 9265B三向动态压电测力仪。

2.2 颤振模型验证

机床-刀具的模态参数通过力锤试验的方法获得,测试系统为北航刘强教授开发的软件Dynacut以及相关配套设施,所用机床为MICRON UCP1000。

最终可求得:Kt=1752.7MPa,Kr=404.5MPa。

试验测得加工系统模态参数为:ωn=975Hz,k=1.16E+7N/m,ζ=0.1486。已知加工系统模态参数及铣削力系数,以加工刚度最弱的悬臂梁处小孔c内侧为例,当径向切深ae=0.25mm时,最终仿真得到的稳定预测图如图3和图4所示。

从图中可以看出,小径向铣削相比于大径向铣削时的稳定叶瓣图出现了附加的叶瓣,使不稳定域增大。使用直径为20mm的铣刀螺旋铣内孔C,在线速度为80m/min,即转速1273r/min处,可获得较大的轴向切深,将螺旋铣的螺距定为1.5mm,可保证加工过程一直在稳定域内进行。使用叶瓣图指导加工生产,最终产品型位公差结果如表3所示。

各处表面粗糙度均低于要求的0.6。孔C端面E与另一侧相同位置孔的端面对称度为0.032(合格)。端面E和D的平行度为0.0061(合格),端面E与零件基座垂直度为0.0219(超)。A和B同心度为0.0053(合格),A和B公共轴线与C轴线平行度为0.0057(合格)。

各项指标中有孔B的直径,孔C的圆度以及端面E与零件基座垂直度出现了超差,其余形位公差符合设计要求。这从生产验证的方面说明,加工过程中的振动并不明显,稳定预测模型较为准确,可以作为实际生产的参考依据。因为加工过程中并没有产生很大的加工噪声,表面品质达标,没有明显的加工振纹,分析各处发生超差的原因可能是实际铣削加工时,铣削力使零件变形而产生的加工误差。由于铣削力使零件悬臂产生变形,而且当有一定程度的变形加工后不能回复时,这将影响到端面E处的垂直度指标。加工过程中的零件变形同样会影响孔B的直径和孔C的圆度,以至于产生超差。

3 结论

在铣削稳定预测领域,国内外较为认可的是大径向切宽下的稳定预测模型,这种模型在航空铝合金的加工中得到了较为普遍的应用,并有相关的加工优化软件产生。虽然近年来小径向切宽下的稳定预测得到了学者们的重视,提出了一些预测模型,却并未在实际生产中得到大量应用,本文以一个零件的真实生产为例,使模型得到了检验,并得到了较为理想的效果,说明小径向切宽的稳定预测模型有其应用前景,但有待于进一步成熟和完善。

参考文献

[1]马海龙,陈清奎,段辉.切削颤振的动力学模型研究[J].工具技术,2009,43(9):27-29.

[2]E.Budak,Y.Altintas.Analytical Prediction of Chatter Stability inMilling-Part I:General Formulation[J].Journal of Dynamic Sys-tems,Measurement,and Control,1998,120:22-30.

[3]Y.Altintas,G.Stepan,D.Merdol,Z.Dombovari.Chatter stability ofmilling in frequency and discrete time domain[J].CIRP Journal ofManufacturing Science and Technology,2008,1(1):35-44.

[4]M.A.Davies,J.R.Pratt,B.Dutterer.Stability Prediction for LowRadial Immersion Milling[J].Journal of Manufacturing Scienceand Engineering,Transactions of the ASME,2002,124:217-224.

[5]S.D.Merdol,Y.Altintas.Multi Frequency Solution of Chatter Sta-bility for Low Immersion Milling[J].Journal of ManufacturingScience and Engineering,Transactions of the ASME,2004,126:459-466.

[6]宋清华,艾兴,万熠,等.小径向切深下进给量对铣削稳定性的影响[J].中国机械工程,2008,19(10):1148-1152.

3.钛合金结构件加工新工艺 篇三

借鉴网络理论,对环形压力容器纤维缠绕规律及线型进行了探索和分析,选择了合适的`增强材料、树脂配方及成型工艺方案,优化调整了预浸纱工艺参数、缠绕工艺参数,试制的产品成功地经过了试验考核.

作 者：黄泽勇 陈刚 杨现伟  作者单位：中国三江航天集团江北厂 刊 名：航天制造技术 英文刊名：AEROSPACE MANUFACTURING TECHNOLOGY 年，卷(期)：2008 “”(2) 分类号：V4 关键词：环形压力容器   纤维缠绕   网络理论   成型工艺   试验  

4.钛合金的特性 篇四

钛合金具有电、磁、声、光、热等方面的特殊性质，或在其他作用下表面处理特殊功能的材料。

1、密度小，比强度高

金属钛的密度为4.51g/cm³，高于铝和镁，而低于钢、铜、镍，但比强度高于铝合金和高强合金钢。

2、弹性模量低

钛的弹性模量在常温时为106.4GPa，为钢的57%，而且与人体骨骼的弹性模量接近。

3、导热系数小

金属钛的导热系数小，是低碳钢的1/5，铜的1/25。

4、抗拉强度与其屈服强度接近

钛的这一性能能说明了其屈强比高，表示了金属钛材料在成型时塑性变形差。由于钛的屈服极限与弹性模量的比值大，使钛成型时的回弹能力大。、5、无磁性、无毒性

钛是无磁性金属，在很大的磁场中也不会被磁化，无毒且与人体组织及血液有好的相容性，所以被医疗界所采用。

6、抗阻尼性能强

金属钛收到机械振动、电振动后，与钢、铜金属相比，其自身振动衰减时间最长。利用钛的这一性能可做音叉、医学上的超声粉碎机振动元件和高级音响扬声器的振动薄膜等。

7、耐热性好

新型钛合金可在600℃或更高的温度下长期使用。

8、耐低温性能好

钛合金TA7，TC4和半TA18等为代表的低温钛合金，其强度随温度的降低而提高，但塑性变化却不大。在-196℃~253℃低温下保持较好的延展性及韧性，避免了金属冷脆性，是低温容器和存储等设备的理想材料。

9、吸气性能

钛是一种化学性质非常活泼的金属，在高温下可与许多元素和化合物发生反应。钛的吸气性主要指高温下与碳、氢、氮、氧发生反应。

10、耐腐蚀性能

钛是一种非常活泼的金属，其平衡电位很低，在介子中的热力学腐蚀倾向大。但实际上钛在许多介子中很稳定，如钛在氧化性、中性和弱还原性等介子中式耐腐蚀的。这是因为钛和氧有很大的亲和力，在空气中或含氧介子中，钛表面生成一层致密的、附着力强、惰性大的氧化膜，保护了钛基体不被腐蚀。即使由于机械膜层也会很快自愈或重新再生。“卡乐钛制品”经营产品有：

1、建筑装饰用纯色抛光钛板、双色拼接钛板、炫彩钛板、各种花纹彩色钛及钛合金装饰板；蚀刻钛板，精雕各种花纹图像，支持定制。

2、金属钛装饰品有彩色钛壁画与壁饰、各色彩色钛制器皿与餐具、金属钛首饰；

3、定制高端金属钛制名片、标牌、挂牌等；

5.钛合金结构件加工新工艺 篇五

1) 密度小, 强度高, 它的强度大于高强度钢。

2) 热稳定性好, 高温强度高。在300℃~500℃以下, 它的强度约比铝合金高十倍。

3) 抗蚀性好。钛合金在潮湿大气和海水介质中工作, 其抗蚀性能远优于不锈钢, 对点蚀、酸蚀、应力腐蚀的抵抗力很强。对碱、氯化物、硝酸、硫酸等有着优越的抗腐蚀能力。

4) 化学活性大, 能与大气中的O、N、H、CO、CO2、水蒸气等产生剧烈的化学反应。在600℃以上时, 钛吸收氧, 形成硬度很高的硬化层。H含量上升, 也会形成脆化层。

5) 导热性差。钛的导热系数低, 约Ni的1/4, Fe的1/5, Al的1/14.钛合金的导热系数更低, 一般为钛的50%。

6) 弹性模量小。钛的弹性模量为107800MPa, 约为钢的1/2。

综上所述, 由于钛合金具有比重小、强度高、无磁性、耐腐蚀和高温的特点, 广泛用于船舶、航空航天、精密仪器仪表等领域的核心零件。

2 应用举例

以光学镜筒的机械加工为例, 通过工艺难点分析, 刀具、冷却液的选择, 不同加工策略的比较等几方面对钛合金铣削加工进行阐述。

2.1 光学镜筒零件介绍及加工内容

该零件材料采用TC4, 它是a+β钛合金, 为双相合金。零件是受力件, 内腔装光学透镜, 所以零件要求有很高的精度, 足够的强度和一定的密封性。

数控铣削需加工外形的圆弧R42.5、119下端面减重腔、140右端面减重腔及密封槽、外形斜筋及减重腔。为了使加工基准与工艺基准、设计基准统一。把加工基准设定在140右端面与￠77圆柱的中心点上。

2.2 钛合金的切削加工难点

1) 弹性模量低, 弹性变形大。接近后刀面处工件表面回弹量大, 所以已加工表面与后刀面的接触面积大, 刀具磨损加大。

2) 导热系数低, 切削温度高。刀具与切削的接触长度短, 使切削热积于切削刃附近的小面积内而不易散发。

3) 塑性低, 硬度高。使剪切角增大, 切屑与前刀面接触长度很小, 前刀面单位面积上的切削力大, 容易造成崩刃。

4) 易产生表面加工硬化。由于钛的化学活性大, 易与各种气体杂质产生强烈的化学反应, 导致表层的硬度及脆性上升。在高温时形成氧化硬层, 造成表层组织不均, 产生局部应力集中, 降低了零件的疲劳强度。切削过程中严重损伤刀具, 产生缺口、崩刃、剥落等现象。

5) 黏刀现象严重。切削时, 切屑及被切表面层易与刀具材料咬合, 产生了严重的黏刀现象。黏刀导致在切削的相对运动过程中, 引起剧烈的黏结磨损。

6) 斜面清角加工过切。由图2中M-M视图可以看到共有10处底面呈斜面的异形腔。在使用等高精加工策略后, 形腔的角落不光滑。

如果有一条沿形腔轮廓移动的刀路, 形腔的角落将很光滑。由图3会发现刀路在具有斜率的地方发生了过切。

7) 深圆弧面的加工。由主视图可知, 在三轴机床上加工R42.5圆弧面 (如图4所示) 需要一把底部直径大于24mm, 顶部直径小于10mm, 长度大于129mm的立铣刀。根据前面对钛合金的切削加工特性的分析, 是完全加工不出的。

8) 密封槽的加工。密封槽的尺寸:宽3.8mm、深1.97mm, 由于槽宽限制, 铣刀直径只能小于3.8mm。根据铣刀标准选用￠3立铣刀。

传统加工采用0.5mm层铣法, 它是Z轴作间隙运动, 刀具沿XY轴作进给运动。由于在铣削过程中, 每个刀齿的切削厚度都比较小, 刀齿在极薄的切削厚度下进入切削, 刀齿要经过一段滑擦才能切削。造成刀具后刀面的磨损, 使切削力增大。切削力沿径向作用于刀具, 会造成刀具弯曲, 缩短刀具寿命, 这种情况对直径较小的刀具将更加明显。再因￠3立铣刀自身刚度差, 容易粘刀, 散热性差, 易断刀。刀具折断时因离心力的作用, 刀具在折断点会发生啃刀, 密封槽将失去密封效果, 造成零件报废。

3 解决问题的措施

3.1 刀具的选择

3.1.1 刀具材料的选择

由于钛合金强度高、韧性大、粘附性强和导热性差。粗加工时, 切削用量大, 切削力大, 切削过程中会产生较大的冲击力和振动, 这就要求刀具具有一定的韧性和抗弯强度。选用W2Mo9Cr4V4Co8材料粗齿高速钢铣刀, 因为它含钴量多, 所以它具有一定的抗弯强度和抗冲击韧性。再者高速钢铣刀齿数少, 有较大的容屑空间, 便于排屑。但是由于高速钢铣刀的耐磨、性耐热性和抗弯强度不如硬质合金铣刀, 在加工过程中要让刀。精加工选用GC1030 (HC) -S15材料细齿硬质合金铣刀, 它是一种主要含碳化钛, 氮化钛的PVC涂层硬质合金立铣刀。具有良好的抗积屑性和抗塑性变形性。在加工过程中同时参与切削的齿数多, 切削力小, 切削过程平稳, 可以获得很高的加工表面质量。高速钢材料与硬质合金材料性能比较如表1所示。

3.1.2 刀具几何参数的改进

由于钛合金硬度高、弹性模量低, 弹性变形大, 切屑集中在刀尖附近, 使剪切角增大。标准立铣刀的前角为10°~15°, 对加工钛合金材料前角太大, 排屑不顺畅, 不易带走切削热, 易产生积屑瘤。所以加工钛合金材料时前角应修磨至2°~6°, 以增大容屑空间, 减少刀尖附近的切削热。标准立铣刀的后角为16°, 由于后角太大, 会降低刀具和刀刃强度。所以加工钛合金材料时后角应修磨至6°~12°, 以减小后刀面与已加工表面的摩擦, 使切削轻快, 刀刃磨损减小, 增强刀具和刀刃强度。另外过渡刃应修磨成0.5~1mm圆弧, 以保护刀尖。加工钛合金铣刀的几何参数如表2所示。

3.2 切削参数的优化

切削速度对切削刃的温度影响很大, 切削速度越高则切削温度剧增, 切削温度的高低直接影响刀具寿命。由于钛合金导热性差、易粘刀产生积屑瘤, 所以切削速度较低, 以避开积屑瘤和鳞刺的产生;较小的进给量可以提高表面粗糙度, 减小弹性变形。但是由于钛合金易形成氧化硬层, 进给量太小会使刀具在硬化层内切削, 增加刀具磨损;背吃刀量大可以避免刀尖在硬化层内切削, 减小刀具磨损。还可增加刀刃工作长度, 有利于散热, 背吃刀量可选择D/2但不超过5mm。铣削用量参数如表3所示。

3.3 走刀方式的选择

铣削钛合金时, 宜采用顺铣。顺铣时, 由于刀齿切出时的切屑很薄, 不易产生积屑瘤, 能减小黏结磨损。逆铣正好相反, 容易黏屑, 当刀齿再次切入时, 切屑被碰段, 容易使刀具材料剥落、崩刃。但是, 顺铣时由于钛合金弹性模量小, 容易造成让刀现象, 因此需要光刀一次。顺铣时作用在工作台上的水平分力与走刀方向相同, 由于丝杠与螺母之间有间隙, 会使工作台突然窜动, 发生啃刀。但是数控加工中心进给丝杠与螺母无间隙, 这为采用顺铣走刀方式提供了方便。

3.4 切削液的配制

切削液选用不含氯的水溶乳化液, 它不腐蚀已加工表面。粗加工需要利用切削液带走大量的切削热, 保证切削刃强度, 减少刀具磨损, 以冷却为主, 按比例配制成5%的浓度。精加工为提高已加工表面质量, 减小切屑与前刀面之间摩擦角, 增大剪切角以减小铣削力, 以润滑为主, 按比例配制成10%的浓度。

3.5 斜面清角加工过切问题的解决──刀心轨迹偏移法

如图6 (a) 所示, 在△aob中ob=Sin (θ-90°) R所以过切量G的公式为:

为此必须把刀具中心轨迹沿斜面法向偏移0.402mm, 过切问题得以解决, 如图6 (b) 所示。

3.6 深圆弧面的加工

在三轴数控铣床上安装一台绕X轴旋转的数控转台, 在A轴上加工, 如图7所示。

由于R42.5圆弧面两端要清根, 所以选择￠10立铣刀在A轴上加工。但是由于立铣刀有1°~2°的副偏角k′r, 所以加工后表面粗糙度达不到图纸要求 (如图8所示) 。

为消除副偏角对表面粗糙度的影响, 需要点接触刀具, 选用￠6球头铣刀进行精加工。

提高表面粗糙度, 除了选择合理的刀具参数、优化的铣削用量及润滑方式外, 数控编程时行距 (横向行距) 的选取决定了残留高度的大小, 残留高度是表面粗糙度一个重要指标。残留高度主要控制轮廓最大高度Ry。

所以行距的计算公式为:

其中, R为球头铣刀半径, H为残留高度。

因刀具为￠6球刀所以R=3mm, 图纸要求表面Ra3.2。考虑到机床精度, 表面Ra1.6, 对应的Ry即H=6.3μm, 代入式 (2) 得:

3.7 密封槽的加工

钻削式去除材料法是刀具沿Z轴作进给运动, XY轴作间隙运动, 快速大量地去除材料。切削力沿轴向传人主轴, 能有效刀具保护。侧向力小, 减小工件变形。切削宽度小, 产生较薄的切屑, 这些切屑能从切削刃上带走大量切削热。后刀面与已加工表面摩擦小, 切削轻快, 刀刃磨损小。有利于发挥机床加工效率, 提高刀具寿命, 节约生产成本。

4 结论

1) 钛合金的加工宜采用低转速、低进给量、大吃刀量。粗加工用含钴的高速钢铣刀, 精加工用含碳化钛的涂层硬质合金铣刀, 可以做到质量、效率与成本的平衡。

2) 通过计算分析可以得出, 斜面的斜率变化会导致球头刀与斜面切削点的位置改变。

3) 加工切削性能差、切削加工困难的窄槽时, 钻削式去除材料法是最佳的加工方案。

参考文献

[1]朱波.钢结硬质合金与钛合金ELID磨削技术及机理的研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2001.

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[3]莫善畅, 等.Mastercam X2完全学习手册[M].北京电子工业出版社, 2007.

6.钛合金结构件加工新工艺 篇六

钛合金具有较高的比强度、热强度和较强的抗腐蚀能力,其应用极为广泛,但因钛合金切削加工困难,导致我国使用钛合金的比例相对较低,与国际应用水平相比存在较大差距,因而有必要对钛合金切削加工规律进行深入研究。过去人们多在切削液冷却条件下,用正交试验法设计钛合金切削试验参数[1,2],研究切削加工规律[3,4],但正交试验设计方法的因素变化范围不宜过大,否则试验次数大幅增加,试验成本也大大增高。在低碳经济战略背景下,降低消耗、减少环境污染,已成为社会关心的热点问题,研究钛合金清洁切削加工具有重要的社会意义。

笔者在常温干式切削和低温冷风降温切削条件下[4,5,6],用均匀设计方法[7,8]设计钛合金切削试验参数,用较少的试验次数研究较宽的切削参数变化范围内表面粗糙度、切削力与切削参数之间的关系[9,10],建立表面粗糙度和切削力的多元二次回归模型[2,8],比较分析两种清洁切削加工条件下切削参数对表面粗糙度和切削力的影响,研究结果对钛合金切削加工条件确定和切削参数的选用具有指导意义。

1 试验条件和方案

试验对象为钛合金Ti6Al4V,其硬度为HB320~360,抗拉强度σb=965MPa,屈服强度σs=875MPa,断后伸长率δ=14%。试验机床为CK6143,其主电机额定功率为5kW,主轴最大转速为2000r/min。试验刀具为CNMG120404,其主偏角κr=90°,前角γ0=6°,后角α0=10°,刃倾角λs=-6°。冷风源采用CTL-50/3冷风机,冷风温度为-50℃,冷风压力为0.4MPa,流量为3.0m3/min,冷风从前刀面射入,如图1所示。力传感器为Kistler三分量测力计9257B,测量范围为-5~5kN,灵敏度为2.3pC/N。采用Dewetron数据采集系统DEWE-3021,16通道,每通道最大采样率100kHz。表面粗糙度检测设备为SURFCOM 480A表面形状测量仪。试验设计与数据分析处理软件采用中国数学会均匀设计分会研制的均匀设计软件(5.0版)。

试验采用三因素均匀设计表U*25(253)设计钛合金切削试验参数,三因素分别为切削速度vc、进给量f和背吃刀量ap,如表1所示。在-50℃低温冷风降温和12℃常温干式切削条件下进行车削试验,同样条件试验三次,将三次试验采集到的数据的算术平均作为试验结果。初步分析试验结果可以发现,在两种切削条件下,只有主切削力Fc和表面粗糙度Ra变化较大,计算得到的切削合力Fr变化也较大,因此只对Fc、Fr、Ra进行比较研究。

2 建立经验公式

2.1 多元线性回归模型

为了很好地反映vc、f和ap三个切削参数及它们交互作用对Ra和切削力F的影响,初步拟定多元非线性基本模型为

令y=Ra=F,x1=vc,x2=f,x3=ap,x4=vc2,x5=f2,x6=ap2,x7=vcf,x8=vcap,x9=fap,于是有y=b0+b1x1+b2x2+b3x3+b4x4+b5x5+b6x6+b7x7+b8x8+b9x9。将x1~x9视为自变量,则y可以看成x1~x9的线性函数,即可以按线性模型进行处理。这里需要说明的是,本节和

2.2 节中变量的取值均为表1中各变量单位对应下的数值。

对式(1)用最优子集法和自定义变量法进行运算处理,可得Fc、Fr、Ra经验公式如下:

常温干式车削时,有

低温冷风降温车削时,有

2.2 经验公式显著性检验

方差分析结果如表2、表3所示。取显著水平α=0.05,查F分布表得到F0.05(3,21)=3.072,F0.05(4,20)=2.866,F0.05(5,19)=2.74,F0.05(6,18)=2.508,可见两种切削条件下Fc、Fr和Ra的回归方程的线性关系都高度显著。

2.3 对比分析

为了便于比较两种切削条件下切削力和表面粗糙度的变化规律,绘制了Fc、Fr和Ra的特征图。

图2、图3所示是ap=0.36mm条件下,Fc、Fr与vc、f之间的特征关系,其中常温干式切削条件下的特征关系如图2所示,低温冷风降温切削条件下的特征关系如图3所示。可以发现,两种切削条件下切削力的变化规律基本相同,f对切削力影响很大,vc对切削力影响很小,低温冷风降温切削条件下的切削力比较大。

图4、图5所示是f=0.18mm/r的条件下,Fc、Fr与vc、ap之间的特征关系,常温干式切削条件下的特征关系如图4所示,低温冷风降温切削条件下的特征关系如图5所示。可以发现,vc对切削力影响很小,ap对切削力影响很大。在低温冷风降温切削条件下的切削力变化较小,ΔFc=54.906N,ΔFr=67.432N;而常温干式切削条件下的切削力变化较大,ΔFc=99.965N,ΔFr=98.612N。低温冷风降温切削,ap变化对切削力的影响比常温干式切削小,且在ap较大时切削力随ap增大变化平缓,适宜高速大背吃刀量切削;切削力变化较小,有利于工艺系统的稳定,适宜精密加工。

图6、图7所示是vc=97m/mim条件下,Fc、Fr与f、ap之间的特征关系,常温干式切削条件下的特征关系如图6所示,低温冷风降温切削条件下的特征关系如图7所示。可以看出,低温冷风降温切削条件下的切削力变化较小,ΔFc=122.565N,ΔFr=128.228N;而常温干式切削条件下的切削力变化较大,ΔFc=166.771N,ΔFr=166.529N。在f较小、ap较大时,低温冷风降温切削条件下的切削力随ap增大而减小,而常温干式切削条件下的切削力随ap增大而增大。低温冷风切削有利于提高精密加工的切削效率和工艺系统稳定性。

图8所示是f=0.18mm/r情况下,Ra与ap、vc之间的特征关系,图8a、图8b分别是常温干式切削和低温冷风降温切削条件下的特征关系。vc对表面粗糙度几乎无影响。常温干式切削,ap在0.06~0.51mm范围内时,Ra随着ap增大而减小;ap在0.51~0.6mm范围内时,Ra随着ap增大而增大,ap引起的ΔRa=0.07μm。低温冷风降温切削,ap在0.06~0.31mm范围内时,Ra随着ap增大而增大;ap=0.31~0.6mm范围内,Ra随着ap增大而减小,ap引起的ΔRa=0.42μm。

从特征图和经验公式都可以发现,在相同切削效率的情况下,低温冷风降温切削能够获得更低的表面粗糙度。

3 结论

(1)钛合金低温冷风降温切削相对于常温干式切削,切削力变化范围较小,有利于提高工艺系统的稳定性,适宜精密加工。

(2)钛合金低温冷风降温精密切削,为了减小切削力,获得理想的加工精度、表面质量和切削效率,可选用较高的切削速度、较大背吃刀量和较小的进给量。从低碳经济战略角度出发,应积极推行低温冷风降温切削。

(3)用均匀设计方法设计的试验参数,其试验结果利用线性回归分析方法进行回归分析,建立了适用于钛合金的切削力和表面粗糙度经验公式,经过F显著性检验后发现建立的经验公式线性关系高度显著。

摘要：为了探索难加工材料钛合金的清洁切削加工规律,采用均匀设计方法设计了切削试验参数,在常温干式切削与低温冷风降温切削条件下进行切削试验研究。对试验数据进行回归分析,建立了多元二次回归模型,用最优子集法和自定变量法进行运算处理,导出了适用于钛合金精加工的切削力和表面粗糙度经验公式,方差分析结果显示其线性关系高度显著。对比分析常温干式切削和低温冷风降温切削下的切削力、表面粗糙度与切削参数之间的特征关系,发现低温冷风降温切削适用于钛合金高效精密加工,同时提出了钛合金精加工切削参数选用的基本原则。

关键词：钛合金,清洁加工,经验公式,均匀设计

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7.钛合金结构件加工新工艺 篇七

TC21 钛合金是我国自行研制的具有自主知识产权的新型高强韧损伤容限型钛合金[1],它是( Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Cr-Nb-Ni-Si )八元系的两相钛合金,化学成分与美国的Ti62222S相似。合金的铝当量为7%,β相稳定系数为0.5,加入的 α相、β相稳定元素均较多,合金的相变温度为(955±10)℃。该合金室温强度可达1050～1100MPa,断裂韧性可达70MPa·m1/2 [2]。在强度、断裂韧性、裂纹扩展抗力、热稳定性的综合匹配方面不低于 Ti-1023合金,与美国的Ti-62222S合金相当甚至更好。钛合金的性能与它的显微组织结构有关联,而显微组织形貌与热加工及热处理工艺参数有密切关系。在不同的加热、冷却、变形及应变速率条件下,钛合金中呈现不同组织结构和相组成,适当的热处理可控制相变并获得所希望的显微组织,从而改善合金的力学性能和工艺性能。TC21合金材料研制成功后,大量的科研工作者[3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16,17,18,19,20,21,22,23,24,25,26,27,28,29,30,31,32,33,34,35,36,37]对其显微组织和相结构、力学性能及损伤容限性能等方面进行了研究。

本文综述了TC21钛合金在热加工和热处理工艺方面的研究进展及其应用,为合理选择工艺参数、优化组织结构、充分发挥TC21钛合金的的优良性能提供了理论依据和参考。

1 热加工及热处理工艺参数对合金相组成及相变规律的影响

TC21钛合金在不同的工艺参数作用下,会得到不同的相组成和发生不同的相变规律,了解这一过程,对制定合金的锻造和热处理制度等热工艺具有指导作用, 也对正确理解其组织与性能关系打下基础。文献[3,4]均采用计算法和淬火金相法考察了TC21合金的α+β →β相转变温度范围,得到了不同的温度范围,由此可见,不同批次的钛合金在研究前均应具体确定其相变温度。Fei等利用XRD法观察不同热处理参数下TC21合金的相变过程,发现相变过程中除了存在基本的(α+β)相外,还有α2-Ti3Al和β2-Ti2AlNb (B2) 沉淀相的存在,但在同样的热处理制度时,却未发现Ti-62222S中出现过的ω相。这可能与合金元素的差异有关[5]。TC21合金慢冷至两相区淬火时,合金中除了基本的(α+β)相外,还会出现α″和Ti2AlNb (O)相,但随着温度的降低,相的含量会发生变化,当冷却至850℃时,α″相完全消失,合金中还有可能出现Ti2AlNb (B2)相[6],这与经β处理的TC21钛合金水冷后的相组成相似,但该种处理后的合金室温组织只有(α+β)相,没有新的析出相,只是转变的β基体上会出现针状α2相[7,8]。费玉环等[9]的研究也表明TC21合金在两相区进行热处理时,得到的均为双态组织;相组成主要是α相、β相,并含有少量金属化合物,如α2-Ti3Al相、B2相、Zr3Al、Si2Mo等,并指出冷却速度和时效对β相转变基体组织和次生α相均有影响。王义红等[10]研究了冷却速度对TC21钛合金相变规律的影响,结果表明,当冷却速率大于122℃/s时,β相转变形成正交马氏体α″相,冷速介于122～3℃/s时,发生块状转变,冷速继续降低,相变由扩散控制,形成两种不同形貌的魏氏体α片层(较平滑的α片层和较曲折的α片层)。时效过程中会发生如下的相变过程:随时效温度的升高,α相逐步发生α→α+α富→α+β亚稳→α+β,α″+α′+β亚稳→α+β,α″→α+β等分解过程。Wang等[11]同时研究了固溶温度对TC21两相钛合金相变的影响,随着固溶温度的升高,α相的体积分数会逐渐减少,如图1所示。X射线衍射分析结果如图2所示,可以看出840～1000℃淬火过程中,会出现针状(α″)马氏体组织,970～1000℃淬火过程中有再生β相和α2沉淀相的出现,这与前面论述的研究结果完全一致。

2 热加工及热处理工艺参数对合金组织和性能的影响

TC21是一种两相 (α+β) 钛合金,这类合金的力学性能对于材料的微观组织和织构非常敏感[12,13,14],而材料的微观组织和织构往往取决于热加工工艺[12,15]。对于化学成分已经确定的合金,想要得到期望的微观组织和力学性能,只能通过变形和热处理来实现。两相区钛合金的典型显微组织有4种,各表现出不同的性能:等轴组织具有较高的塑性,尤其是断面收缩率较高,但是断裂、冲击韧性和持久强度较差;网篮组织断裂韧性好,持久强度高,具有高的热强性和抗蠕变性能,但塑性、热稳定性和疲劳性能较低;魏氏组织的断裂韧性较好,但塑性、疲劳性能和拉伸性能都较低。在实际生产过程中,应当避免出现魏氏组织。混合组织是上面几种组织的混合,是实际生产中经常见到的一种组织类型,其性能介于上述几种组织的优劣之间。

文献[16]中比较了两种不同的热处理制度((α+β)两相区退火和β单相区退火)对TC21钛合金的微观组织和力学性能的影响,分别讨论了网篮组织和片状组织对材料的拉伸性能、断裂韧度和疲劳裂纹 (长裂纹)扩展性能的影响。结果显示:片状组织相比网篮组织有相近的拉伸强度,但塑性较差;两者的韧性相差不大,但增韧机理不同;网篮组织在中低速扩展区的扩展速率和片状组织几乎相同,但在较高速扩展区显示略低的扩展速率;加载方向对两种组织的疲劳裂纹扩展速率基本无影响。张颖楠等[17]采用3种不同的热处理制度研究了合金的显微组织与室温拉伸性能的关系,得出结论:(1)在[ Tβ- (20～50)℃] /1h AC+600℃/4h AC处理制度下,TC21 合金Φ20mm棒材的室温拉伸强度和塑性分别为抗拉强度大于等于1105MPa,屈服强度大于等于1000MPa,延伸率大于等于15%,断面收缩率 大于等于43%;(2)TC21合金的显微组织为双态组织时,室温拉伸性能得到良好的匹配;(3)TC21合金采用 STA热处理时,固溶温度接近或超过相变点后,合金塑性明显下降;提高时效温度将引起合金强度下降;延长时效时间将引起合金强度升高,塑性下降。文献[18]也得到了与张颖楠类似的研究结果。文献[19]中发现模锻钛合金在Tβ-20℃以下加热可最大程度地保持初生α相 长条状的形貌,从而可确保模锻件获得优异的强韧性和损伤容限性能综合匹配,且合金的时效时间在4h左右比较适宜;文献[20]中发现915℃保温1h后空冷合金可获得最高的冲击韧性。张利军等[21]研究发现,采用近β相(在β/(α+β)转变点以下10～15℃加热、变形)锻造工艺生产的TC21钛合金模锻件,可获得由少量等轴α相和大量细小的网篮条状α相及少量残留β相组成的3态组织,这种组织可在获得优异高温性能的同时保持良好的室温性能。Zhu等[22]研究了高温变形条件下TC21钛合金的组织特征,得到了不同应变条件下的热加工图(见图3),由图3分析可知,在热变形过程中应变速率对流动应变有显著影响,在1000～1150℃,应变速率 0.01～0.5s-1范围内,随着变形温度的升高和应变速率的减小,流动应变会减小,图3中出现两个耗散效率峰,分别为1000℃(0.01s-1)和1150℃(0.01s-1),与之对应的分别是动态回复和动态再结晶过程,由于片状组织球花是一种动态再结晶过程[23,24],故该区域可认为是材料热加工的理想区,而应变速率超1s-1时会出现流变非稳定区,热加工时应避免出现该种情况。宫旭辉等[25]研究了魏氏组织和双态组织TC21钛合金的高温动态拉伸力学行为,在应变速率为0.001～1270s-1、温度为298～1023℃条件下进行了拉伸实验,并对断口的形貌进行了分析。结果表明:(1)在试验温度和应变速率范围内,TC21钛合金的拉伸力学行为存在显著的温度和应变速率相关性。双态组织的应力水平和拉伸塑性均高于魏氏组织的;双态组织和魏氏组织的屈服应力具有相似的温度相关性和应变速率相关性,表明微观组织结构不影响TC21钛合金屈服应力的温度相关性和应变速率相关性。(2)准静态加载和室温下魏氏组织为穿晶断裂和沿晶断裂的混合断裂,随应变速率加快和温度的升高变为完全的韧性断裂;双态组织断裂方式均为韧性断裂。在拉伸变形过程中两种组织均未出现绝热剪切带和形变孪晶。

3 热加工及热处理工艺参数对合金损伤容限性能的影响

20世纪60年代末70年代初出现的多起飞机机体断裂事故,使人们开始提出以断裂力学为基础的损伤容限设计概念[26,27]。它要求材料具有较高的断裂韧度KIC,较低的裂纹扩展速率da/dN 与较高的疲劳裂纹扩展速率da/dN 以及较高的疲劳裂纹扩展门槛值ΔKth。钛合金作为飞机构件的主要材料,需要满足损伤容限设计要求。目前国内外主要通过降低合金间隙元素( C, N, O 等) 含量和β处理工艺( 包括β加工和β热处理) 的方法来提高钛合金的损伤容限性能[28]。疲劳裂纹扩展速率是衡量材料损伤容限性能的一个重要参量, 它反映了已损伤材料的疲劳性能, 即在交变载荷下作用材料抵抗裂纹扩展的能力。TC21 双相钛合金经受不同的热处理后,其显微组织变化相当复杂,不同的显微组织对应着不同的性能。李辉等[29]针对 TC21 钛合金进行裂纹扩展速率测试。在两种( α区和α+β区)锻造棒材上取标准 CT试样, 裂纹取向为 C-R方向。在频率f=20Hz, 应力比R=0.1,载荷范围为 400～4000N 的测试条件下,测得β区锻造的TC4-DT 棒材裂纹扩展速率明显低于α+β 区锻造的。在 ΔK=11MPa·m1/ 2时, β区锻造的棒材裂纹扩展速率达到7×10-6 ～ 9 × 10-6mm/ cycle 级;而α+β区锻造棒材裂纹扩展速率为1 ×10-5 ～ 2× 10-5mm/ cycle级。王新南等[30]研究了近 β锻造( 938℃) 和准β锻造( 968℃)状态下TC21 钛合金的疲劳裂纹扩展行为。结果显示, TC21钛合金经准β锻造后的疲劳裂纹扩展速率明显低于近β锻造的锻件。经断口分析发现,准β锻造的锻件断口表面粗糙度大,疲劳裂纹扩展路径曲折程度也大,有效地降低了疲劳裂纹扩展速率。朱丽英等[31]综合考虑 Elber模型、 Forman模型的优点及R效应,基于文献[32]提出的式(1),建立了两相网篮组织TC21钛合金的同时包含ΔKth和KIC及全物理过程的疲劳裂纹扩展速率模型(见式(2)); 研究了疲劳裂纹扩展速率da/dN与疲劳裂纹扩展门槛值之间的关系。并将TC21钛合金裂纹扩展速率试验数据和式(2)模型的拟合曲线绘制在双对数坐标系中进行了拟合,拟合结果与试验结果吻合得很好,二者之间的相关系数为r =0.99。说明该模型适用于预测 TC21钛合金的裂纹扩展速率,为工程疲劳断裂问题的分析提供了参考依据。

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式中:D, m为材料常数;R为应力循环比。

关于n对TC21钛合金裂纹扩展速率( da/dN )-ΔKi数据 (i=1, 2,…n)以及之前测定的门槛值,应用最小二乘法可得参量D和m,其结果如式(2)所示:

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此外,余槐等[33]采用三重退火的热处理方法对TC21 电子束焊接接头进行处理, 旨在降低接头的脆性,提高其韧性。结果显示, TC21 电子束焊接接头经三重退火热处理后, 母材及其接头的抗拉强度均有下降,但接头的塑性、韧性得以恢复, 塑性达到与母材相当的水平,冲击韧度达到母材的 63.3% , 是普通退火状态接头韧性水平(达到母材28.4%)的2.2倍。

4 结束语

TC21钛合金作为目前我国高强韧钛合金综合力学性能匹配最佳的钛合金, 具有非常优异的电子束焊接性能[34],适用于新一代战机的中后机身、机翼、发动机附近和起落架等部位对强度及耐久性要求高的重要或关键承力部件,不仅可以显著延长飞机构件的使用寿命,还可获得显著的减重效果[35]。目前,β处理加工技术已经在中强度TC4-DT和高强度 TC21损伤容限型钛合金的实际构件中得到了应用[36,37]。TC21钛合金性能的充分发掘还需要大量研究,为了满足实际应用的需要,产品的规格化和稳定化生产还有待进一步研究。今后工作的重点是在已积累的实际构件设计与制造的经验基础上,通过自主创新,建立相应的规范体系,向着低成本、高性能的方向发展,使TC21钛合金得到广泛应用。

摘要：综述了高强高韧损伤容限型钛合金TC21的热加工行为研究进展。重点介绍了热加工及热处理工艺参数对TC21钛合金的相组成、显微组织与力学性能、损伤容限性能等方面的影响。指出TC21钛合金在国内某些领域已经得到了应用,但有待进一步研究与开发。

8.TC4钛合金焊接前的酸洗工艺 篇八

钛合金质量轻、比强度高, 在氧化性介质、海水及海洋性环境中具有较高的耐蚀性。钛合金经热处理或线切割等高温加工后, 表面会产生一层氧化皮, 既影响其外观、与其他涂层的结合力, 又对后续的焊接质量具有非常明显的负作用。酸洗可较容易地去除钛合金表面的氧化皮, 由于其对氢比较敏感, 酸洗时存在渗氢引起氢脆的危险。因此, 对钛合金的酸洗工艺有一定的要求。

有一批TC4钛合金需要焊接成型, 由于其表面存在氧化皮, 会影响焊接性能。为此, 本工作通过大量的试验, 摸索出了一种较为理想的酸洗工艺, 应用效果甚好。

1酸洗工艺

1.1酸洗前的处理

用纯铝丝或不锈钢丝装挂零件 (不允许使用铁丝或铜丝装挂) →清洗剂除油 (采用阳极除油:10 g/L专用清洗剂;温度35~55℃, 时间3~5 min) →电解除油[ (80±10) g/L氰化钠, (80±10) g/L氢氧化钠;温度20~40℃, Jc0.5~2A/dm2, 除净为止]→水洗。

1.2酸洗工艺及说明

根据TC4钛合金的表面状况、酸洗速度和溶液维护等因素, 选定如下工艺:

HF 15~20 g/L

HNO3 340~360 g/L

WJ缓蚀剂 微量

温度 15~35℃

时间 1~2 min

需要说明的是, 配方中的硝酸与氢氟酸比例不能失调。否则, 容易出现酸洗效果不佳, 或过腐蚀;WJ缓蚀剂的主要作用是防止零件在酸洗时产生腐蚀, 延长氢的渗入时间。

1.3酸洗后的处理

TC4钛合金酸洗后表面附着的氧化物可以通过下面工艺去除。

HNO3 50% (体积分数)

温度 15~35℃

时间 5~10 min

此后, 水洗-吹干即可。

2酸洗效果

(1) 酸洗速度为3μm/min。

(2) TC4钛合金经过酸洗后, 表面无氧化皮, 洁净, 且没有腐蚀痕迹。

(3) TC4钛合金酸洗前后的含氢状态见表1。从表1可见, TC4钛合金酸洗后的氢含量没有明显的变化, 说明未引起氢脆。