钛合金切削

2024-09-08

钛合金切削（精选七篇）

钛合金切削篇1

关键词：钛合金,切屑,变形系数,切削速度vc,进给量f

1 引言

钛合金在切削时, 会产生锯齿形切屑 (该类型切屑介于带状切屑和节状切屑之间) , 不同的切削参数直接影响工件的切削变形, 而切削变形直接影响到切削力、切削热以及刀具的磨损。因此研究钛合金的切削变形, 有着重要的意义。一般情况下, 变形系数可较为直观地反应切削变形程度。本文通过车削试验, 分别测量不同切削参数时形成的切屑的几何尺寸来计算变形系数, 分析切削速度vc、进给量f等因素对切削变形的影响规律。

2 试验设备、条件与原理

2.1 试验设备与条件

试验设备与条件见表1。

2.2 试验原理

在金属切削过程中, 由于产生塑性变形, 使切屑的外形尺寸发生变化, 即与切削层尺寸比较, 切屑的长度偏短, 厚度增加, 这种现象称为切屑收缩, 如图1所示。一般情况下, 切屑收缩的大小能反映切削变形的程度, 衡量切屑收缩的大小可用变形系数表示。

式中, Λh———变形系数;Lc———切削长度, Lc= (πD/n-b) 。对于本实验:槽数n=3;槽宽b=5;Lch———切屑长度, 把切屑收集起来, 测量其长度。

计算变形系数的方法用测量切削长度法。在车床上将试件装在三爪卡盘与尾架顶尖之间, 试件轴向开槽并在槽内浇注金属铅, 以达到保护刀尖和断屑目的, 如图2所示。

把实验得到的切屑, 冷却后, 选出标准切屑, 用铜丝沿切屑外部缠绕后拉直, 然后用钢板尺测出其长度Lch。为提高实验精度, 可测3~5段切屑的长度求出平均值Lch。则变形系数

3 试验方案

为消除试验中其他因素的干扰, 车削试验采用单因素的试验方法。在分析切削速度vc对切削变形的影响规律时, 选取几何参数相同的刀具, 固定车削时的进给量f和背吃刀量ap, 选用不同的切削速度vc对工件进行试切。在分析进给量f对切削变形的影响规律时, 同样采用单因素法, 即在刀具几何参数和切削速度vc相同的条件下, 选用不同进给量f对工件进行试切。车削试验所选取刀具的几何参数为:主偏角κr=45°;负偏角κr'=45°;刃倾角λs=0°;前角γo=10°;后角αo=7°;刀尖圆弧半径r=0.1mm。

4 试验数据及分析

4.1 切削速度vc对切削变形的影响

在切削速度vc=30-60m/min时进给量f=0.1mm/r, 背吃刀量ap=1.5mm时, 测量切屑的长度Lch。由式 (2) 计算变形系数Λh, 绘出切削速度vc与变形系数Λh的关系曲线, 如图3所示。

由图3可以看出, 变形系数Λh随切削速度vc的增大而减小, 即切削变形随速度vc的增大而减小。

4.2 进给量f对切削变形的影响

在进给量f=0.05-0.2mm/r, 切削速度vc=60m/min, 背吃刀量ap=1.5mm时, 测量切屑的长度Lch。由式 (2) 计算变形系数Λh, 绘出进给量f与变形系数Λh的关系曲线, 如图4所示。

由图4可以看出, 变形系数Λh随进给量f的增大而减小, 即切削变形随进给量f的增大而减小。

5 切削变形的理论分析

在一般切削条件下, 切削塑性材料时, 刀具前刀面上近切削刃处的法向力甚大, 而远离切削刃处甚小, 故近切削刃处刀具前刀面与切屑是紧密型接触, 而在远离切削刃处形成峰点型接触。经试验验证, 在近切削刃处, 刀具前刀面与切屑的摩擦力占全部摩擦力的85%, 故切削时, 刀具前刀面与切屑的摩擦, 紧密型接触区的摩擦起主要作用。为便于分析, 本文将峰点型接触区的摩擦忽略不计。对于紧密型接触, 摩擦系数

式中:μ———摩擦系数;τs———切屑底层抗剪强度;Aa———前刀面与切屑名义接触面积;FγN———前刀面上的法向力。

而摩擦角β与摩擦系数又有如下关系:

由李和谢弗公式 (Lee and Shaffer) :

式中———剪切角;γo———刀具前角。

而变形系数与剪切角之间的关系为:

切削钛合金时, 由钛合金导热系数小, 故随着切削速度vc的增大, 切削温度逐渐升高, 导致切屑底层金属抗剪强度τs下降。由式 (3) 可以看出刀具前刀面与切屑之间的摩擦系数μ减小, 由式4可得摩擦角β也随之减小, 由式 (5) 可知剪切角准增大, 由式 (6) 可得变形系数Λh减小, 即切削变形随切削速度vc的增大而减小。

而对于进给量f, 随着进给量f的增大, 会使前刀面上的法向力FγN增大, 由式 (3) 可知刀具前刀面与切屑之间的摩擦系数μ减小, 由式 (4) 、 (5) 、 (6) 可知, 变形系数Λh减小, 即切削变形随进给量f的增大而减小。

6 结论

本文使用YG8硬质合金刀具对钛合金进行了车削试验, 通过对切屑的测量, 计算了变形系数Λh, 得出了切削速度vc与进给量f与变形系数Λh之间的关系。并对试验结果进行了理论分析, 结论如下:

(1) 变形系数Λh随切削速度vc的增大而减小, 即切削变形随速度vc的增大而减小。

(2) 变形系数Λh随进给量f的增大而减小, 即切削变形随进给量f的增大而减小。

参考文献

[1]周泽华.金属切削原理[M].上海, 上海科学技术出版社.1993, 48-78.

[2]袁哲俊.金属切削实验技术[M].北京, 机械工业出版社.1983, 29-32.

钛合金切削篇2

钛合金在航空航天工业和其他工业部门有着广泛的应用前景。随着科学技术的不断进步和我国国民经济的快速发展，作为“崛起的第三代金属”钛工业必将大有作为。

航空航天用钛合金的特点及应用

作为航空航天领域不断兴起的材料，钛合金有以下优势[1-3]：

（1）比强度高。钛合金具有很高的强度，其抗拉强度为686~1176MPa，而密度仅为钢的60%左右，所以比强度很高。

（2）高温性能优良。钛合金在高温下仍能保持良好的机械性能，其耐热性远高于铝合金，且工作温度范围较宽。

（3）抗腐蚀性强。在550℃以下的空气中，钛表面会迅速形成薄而致密的氧化钛膜，其耐蚀性优于大多数不锈钢。

在航空工业领域，钛合金主要用于制造喷气发动机的压气机盘、涡轮盘、叶片、机匣等，以及诸如大型主起落架支撑梁、机身后段及转向梁等结构件[4]。因钛合金具有比强度高和耐高温特点，用于制造飞机发动机和机体能够有效地提高发动机推重比和机体机构效率，有利于缓解热障现象[5]。近年来军用飞机上所用钛合金材料的比例正在不断增加[6]，钛合金材料的应用水平已成为衡量飞机先进性的重要标志之一。美国第四代战斗机的F-22 的机体主要承力材料大量采用钛64（Ti-6Al-4V），约占机身总质量的36%，钛62222 主要用于发动机周围蒙皮机构及发动机框架，约占机身总质量的3%[7]。在民用飞机方面，钛合金的应用也较为广泛。在波音777 上大约采用了11%的钛结构，其平面钛箔的用量将达到12247kg[8]。在航天工业领域，钛合金主要用于制造耐高温和低温零件[9]。如上海钢铁研究所的7715D 用于DFH-3 卫星的FY-25 型远地点发动机喷注器；俄罗斯的BT37 合金广泛应用于宇航工业形状复杂的低温管路系统。

航空航天用钛合金的切削加工现状

航空航天用钛合金零部件主要有两类。一类是复杂曲面，如叶轮、涡轮盘和叶片等，实际生产中采用多轴数控加工。图1 中采用多轴铣削加工的钛合金涡轮即为复杂曲面。另一类是薄壁框型件，如大型框、梁和壁板等多采用铣削加工。图2 中采用立铣加工的钛合金壁板是典型的薄壁框型件。上述两种工件的加工都必须从整块坯料中去除大量的材料，而钛合金的切削加工性较差，其工件的加工成本占工件总成本的比重很大。切削加工困难是导致钛合金零件价格高昂的重要因素。钛合金的切削加工性

钛合金是典型的难加工材料，其加工特性表现如下[10-11]：

（1）钛合金的导热性差，是不良导热体金属材料。切削加工时，切屑与前刀面的接触面积很小，特别容易引起薄壁件的热变形。

（2）钛合金弹性模量低，弹性变形大。切削时接近后刀面处工件的回弹量大，导致已加工表面与后刀面的接触面积特别大，造成加工件几何形状和精度差、表面粗糙度增大、刀具磨损增加。

（3）钛合金的亲和性大、切削温度高。切削时，钛屑及被切表层与刀具材料咬合，产生严重的粘刀现象，容易引起刀具强烈的粘结磨损。钛合金的高温化学活性强，在600℃以上时，与氧、氮产生间隙固溶。吸收气体后钛合金表面的硬度明显上升，对刀具有强烈的磨损作用。

目前，我国的钛合金切削加工效率还比较低，生产中应用最多的硬质合金刀具推荐的切削速度在30~50m/min，与国外相比还存在很大差距。目前的钛合金切削加工工艺

现有的钛合金切削加工方式主要是车削和铣削。钛合金车削加工时易获得较好的表面粗糙度，加工硬化不严重，但切削温度高，刀具磨损快。钛合金的铣削加工比车削加工困难。因为铣削是断续切削，并且切屑易与刀刃发生粘结，当粘屑的刀齿再次切入工件时，粘屑被碰掉并带走一小块刀具材料，形成崩刃，极大地降低了刀具的耐用度。

在加工钛合金时，通常选择较小的前角，以增大切屑与前刀面的长度；选择较大的后角，以减小后刀面与加工表面之间的摩擦。为了降低切削温度，通常选用较小的切削速度和较大的切深，并使用切削液。切削速度过小导致材料去除率低下，增加了钛合金加工成本；较大的切深导致切削力增大，影响钛合金工件尤其是薄壁件的质量；切削液的使用增加了加工成本，造成环境污染，不符合绿色切削的要求。

目前，我国的钛合金加工缺乏有效的工艺数据库支持。在具体工艺安排和切削用量选择上，往往凭经验和“试切”来确定工艺参数。此外，我国刀具和切削液的国产化程度还比较低，制约了钛合金切削加工水平的提高。

钛合金切削加工的发展趋势

随着航空工业的发展，钛合金将逐步取代铝合金，成为航空工业的主要材料。未来的钛合金切削加工将主要面向3 个方向：

（1）大幅提高单位时间内的材料去除量，实现高效加工；

（2）研发新型刀具，延长刀具使用寿命；

（3）减少切削液的使用，达到绿色切削。钛合金高速切削

高速切削能大幅提高钛合金加工效率，并保证零件加工质量。钛合金的高速槽铣和周铣实践证明，高速切削不仅能提高加工效率，还能有效提高被加工表面的质量[12-14]。

钛合金高速切削具有以下优势：

（1）温升少，工件热变形小。高速切削虽然产热量多，但由于切屑从工件上切离的速度快，90% 以上的切削热被切屑带走，传给工件的热量很小，工件积累热量极少，这对于减少钛合金热变形有重要意义。

（2）切削力低。切削速度高使得剪切变形区变窄，剪切角增大，变形系数减小和切屑流出速度快，从而使切削变形减小，切削力比常规切削力低30%~90%, 特别适合于加工刚性差的航空用钛合金薄壁件。

（3）材料切除率高，加工表面质量好。高速切削时其进给速度可随切削速度的提高相应提高5~10 倍，这样单位时间内材料的切除量可提高3~5 倍。另外随着切削速度的提高，切屑可以被很快切离工件，故残留在工件表面上的应力很小。由于切削点温度的升高工件表面鳞刺的高度会显著降低甚至完全消失。

钛合金高速切削也面临着很多技术难题。高速导致加工表面温度急剧升高，由于钛合金导热性差，如不采取有效的降温措施，会使得钛合金和空气中元素发生化学反应，形成硬化层。高温烧蚀和切削力的增大造成刀具急剧磨损，使得加工不能持续。钛合金切削加工的高性能刀具

大量的研究结果[15-17] 表明：刀具的快速磨损是制约钛合金高速切削加工的最主要因素。因而，要想提高钛合金加工和应用水平，必须研发适用于钛合金的高性能刀具。刀具材料方面，应具备高的耐热性、抗热冲击性、良好的高温力学性能和高的可靠性。

硬质合金刀具的价格相对低廉，是目前使用最多的钛合金切削刀具，常用刀具有YG6、YG8 等。但是在以往的研究和生产实践中，通常不采用YT 类刀具，因为含钛的刀具材料在高温下很容易与钛合金亲合，使得粘结磨损严重。但是对刀具磨损的研究表明，钛合金在低速铣削时的刀具磨损机理为粘结撕裂磨损，在高速铣削时以扩散磨损为主[18]。而含钛类刀具可有效抑制扩散磨损。因此，低速段使用的YG 类硬质合金刀具不适合钛合金高速切削，而YT 类刀具将是新的研究方向。

PCD 刀具的性能很适宜于加工钛合金[19] ：（1）良好的导热性。金刚石的导热系数为硬质合金的1.5~9倍。由于导热系数及热扩散率高，切削热容易从刀具散出，故切削区温度低，这对于克服钛合金导热性差的问题有重要意义。（2）较低的热膨胀系数。金刚石的热膨胀系数比硬质合金小几倍约为高速钢的1/10，在高温下，能够更好地保证钛合金工件的加工质量。（3）极高的硬度和耐磨性。金刚石刀具在加工高硬度材料时耐用度为硬质合金刀具10~100 倍甚至高达几百倍。使用金刚石刀具切削钛合金，能够有效延长刀具使用寿命。Mori 等[20] 采用新型PCD 刀具在高速切削钛合金时获得了较好的切削效果。但是Balkrishna Rao 等[21]的研究结果表明，金刚石刀具的磨损形式表现为剥落和沟槽磨损，不能实现高速切削。

在刀具结构方面，Komanduri 与Reed[22] 设计了一种可提高刀具寿命的新型刀夹，该刀夹可获得较大的刀具后角和负前角；Shuting Le 等[23] 研究了可转位刀具在高速车削Ti6Al4V钛合金过程中的应用状况，在高速切削状态下，可转位刀具的寿命比固定位刀具的寿命增长了37 倍。钛合金绿色切削

传统的钛合金切削使用大量的冷却液，增加了制造成本，造成了环境污染，还会损害工人的身体健康[24]。绿色切削可有效解决由切削液引起的各类问题。目前国内外对绿色加工的研究主要有绿色切削技术和绿色冷却技术。

绿色切削技术包括：干式切削、准干式切削、低温切削和绿色湿式切削[25-26]。

干式切削可完全消除使用切削液导致的一系列负面影响[25]，由于摩擦使工件和刀具的温度升高，导致刀具磨损加快，工件产生残留应力，同时会使得刀具和工件发生热变形，表面质量降低，因而不适用于航空航天用钛合金的加工。准干式切削又称MQL（Minimal Quantity Lubrication）极微量润滑技术，它是将极微量的切削油与具有一定压力的压缩空气混合并雾化后，喷射到加工区，对刀具和工件之间的加工部位进行有效的润滑。MQL 可以大大减少“刀具-工件”和“刀具-切屑”之间的摩擦，起到抑制温升、降低刀具磨损、防止粘连和提高工件加工质量的作用。使用的润滑液很少，而效果却十分显著，既提高了工效，又不会对环境造成污染，是钛合金切削加工的有效途径。低温切削能够提高工件的切削加工性、刀具寿命和工件表面质量，非常适用于钛合金加工。林肯大学的Z.Y.Wang [27] 的研究结果表明，在超低温加工状态下，刀具材料能够保持良好的切削性能，提高了刀具寿命，保证了切削效率和加工质量。

绿色冷却技术是实现绿色加工的关键，主要包括：液氮冷却、蒸汽冷却、低温气体射流冷却以及喷雾射流冷却等。

液氮冷却采用液氮使工件、刀具或切削区处于低温冷却状态进行切削加工，是目前主要的低温加工手段。低温气体射流冷却是采用-10~-100℃的冷风强烈冲刷加工区的一种冷却方式。试验证明，该方式可以显著均匀地降低加工区、刀具及工件的温度，有效地抑制刀具磨损，提高刀具耐用度，改善已加工表面的加工质量和提高零件加工精度[28-29]。由于液氮冷却切屑收集困难，纯气体冷却时刀具没有得到润滑等问题，制约了此种冷却方式的推广。有学者在此种方法基础上提出了钛合金低温喷雾射流冷却加工[30]。低温喷雾射流冷却加工兼备了低温、射流冲击、充分汽化和使用最绿色的空气等几个要素。

结束语

钛合金切削篇3

钛合金是一种综合机械性能良好的工程材料,具有比强度高、高低温性能好、耐腐蚀等很多优点,广泛应用于航空、航天领域。其切削加工时存在如下特点:变形系数小,刀尖应力大,切削温度高,化学活性大,弹性恢复大,粘结磨损和扩散磨损较突出,不利于切削加工,是一种典型的难加工材料[1]。为了提高钛合金的切削加工性,一些学者[2,3]将氢加入钛合金中,结果显示,适量氢的置入能降低切削力,改善钛合金的切削加工性能,提高刀具寿命。随着高速切削技术的发展,钛合金高速低耗切削加工研究日益增多,有限元模拟仿真是一种降低成本的好方法。

有限元分析法作为求解数学物理问题的一种数值方法,已经历了半个多世纪的发展,随着计算机技术的发展,在工程分析中得到广泛的应用。Klamecki.B.E. [4]于20世纪70年代第一次将有限元分析法引入到切削加工领域,基于有限元建模法高效便捷的特点,目前已在切削加工建模中得到长足发展。

通过SHPB实验获取不同氢含量TC4的J-C本构方程,结合有限元分析软件模拟切削过程,并通过相应的正交切削实验在较低速下对有限元仿真模型进行验证修正,以此为基础,进行置氢钛合金的高速切削仿真,分析置氢对钛合金高速切削的效果。

1 钛合金动态力学实验与J-C参数拟合

1.1 分离式霍普金森压杆实验

分离式霍普金森压杆(SHPB)实验技术被认为是获得材料在102～104s-1应变率范围内应力应变关系的最主要的实验手段[5]。在 1914年由 Hopkinson提出来的,典型的 SHPB 装置及其数据采集处理系统如图1所示。当高压气室的撞击杆(子弹) 以一定的速度撞击弹性输入杆时,在输入杆中产生一个入射脉冲,应力波通过弹性输入杆到达试件,试件在应力脉冲的作用下产生高速变形,应力波通过较短的试件同时产生反射脉冲进入弹性输入杆和透射脉冲进入输出杆,利用粘贴在弹性杆上的应变片,记录下的应变脉冲计算材料的动态应力、应变参数。为研究高温下TC4的应力应变关系,实验采用环形可控直流电源加热炉对试样加热,电热丝均匀分布在炉内壁,以保证对试样平均加热。当试样达到预定温度时, 加热控制系统保温约5min,使得试样上温度分布均衡。

Hopkinson压杆装置在测定材料的高温动态力学性能时,由于两杆必须与试件进行接触,如果接触时间过长,试件的热量会向压杆传递,导致试件温度降低并使压杆上产生温度梯度,而温度的变化会引起压杆阻抗的变化,这将给实验带来很多困难。实验是在西北工业大学固体力学实验室SHPB设备上进行的,该设备配备了一套该实验室自行研制的同步组装系统,可以在很大程度上减少热传导的影响。

实验所用置氢TC4钛合金棒材由北京航空材料研究所提供,其尺寸为d10mm×100mm,含氢量为0.1%、0.3%及0.5%(质量百分比,下同),试样尺寸为d5mm×5mm,均为慢丝线切割加工。为减少压杆与试样界面间的摩擦,试样端面的粗糙度应不大于Ra0.8μm。

1.2J-C本构方程

本构关系,就是指变形材料的流动应力与热力参数的关系,它表征材料变形过程中的动态响应,反映材料物质本性的变化,是切削有限元模拟成败的关键因素[6]。目前有很多种本构模型描述材料的动态性能,由于Johnson-Cook模型形式比较简单,引入了材料的应变强化、应变速率强化及热软化参数,在切削加工领域得到了较为广泛的应用。其一般形式为:

$\begin{array}{l} \bar{σ} = [A + B (ε^{p l})^{n}] \times [1 + c l n (\frac{\dot{ε}^{p l}}{\dot{ε}_{0}})] \times \\ [1 - (\frac{θ - θ_{r}}{θ_{m e l t} - θ_{r}})^{m}] (1) \end{array}$

式中:A,B,c,n,m——材料参数;

epl ——等效塑性应变;

$\dot{ε}$ pl ——等效塑性应变率;

$\dot{ε}$ 0 ——参考应变率取为0.001;

θ ——材料温度;

θr ——参考温度;

θmelt ——熔点温度。

通过数据拟合的方法对SHPB实验数据进行处理得到J-C公式参数(具体过程详见文献[7]),如表1所示。

2 置氢钛合金正交切削有限元模拟及验证实验

2.1 几何模型

图2为正交切削的几何模型,工件为0.4mm×0.1mm,切削宽度2mm,切削厚度0.05mm,刀具前角6°,后角8°。为节约计算量,非切削层采用粗网格划分,切削层采用加密的网格划分,网格单元采用cpe4rt热力耦合单元。限制工件材料底边边界和左侧边界以及右边部分边界的3个自由度。刀具从右向左切削工件材料,刀具的切削速度以边界条件的形式输入。通过调整刀具垂直方向的位置实现切削深度的选择。

2.2 摩擦模型与切屑分离准则

在切削加工过程中,刀具的前刀面对切屑及后刀面对已加工表面都存在摩擦、挤压作用。根据被广泛接受的索瑞夫摩擦理论,刀屑接触面分为2个区域:粘结区域和滑动区域。在粘结区域摩擦力等于材料的剪切流动应力最大值,在滑动区域摩擦力遵循库仑摩擦规律[8]。即f=min(μσn,s) (2)

式中:μ——摩擦系数;

σn——接触面上的压力;

s——剪切流动应力最大值。

采用Lagrange算法进行非线性有限元分析,切屑与工件的分离通过节点控制模拟。当满足下式时认为切屑与工件分离[9]。

$(\frac{F^{n}}{F_{f}^{n}})^{2} + (\frac{F^{s}}{F_{f}^{s}}) \geq 1 (3)$

式中:Fn——正应力;

F $_{f}^{n}$ ——临界正应力;

Fs——剪应力;

F $_{f}^{s}$ ——临界剪应力。

2.3 验证实验

为检验有限元模型建立是否正确,现制作了置氢钛合金正交切削实验,实验在国产CA6140车床上进行,该机床主轴转速范围10r/min～1400r/min,进给量范围(标准)0.08mm/r～1.59mm/r。正交切削实验采用切断刀,径向进给切削方式车削置氢钛合金圆棒,刀具前角6°,刀具后角8°,切削速度分别为22.6m/min和50.7m/min,切削宽度2mm,切削厚度0.05mm。测力系统主要由测力仪Kistler 9265B,电荷放大器Kistler 5019A,力信号数据采集卡DynoWare V2.30,测试软件组成。测出的切削力信号经电荷放大器放大后,再经过数据采集卡将信号传送到计算机,运用配套软件Dynoware对切削力信号进行分析处理。

3 模拟结果与讨论

3.1 切屑形态

钛合金切削过程中,材料产生大的塑性变形,伴随有加工硬化,硬化表面使剪切面应力增加,切屑便在刀具和工件基体表面的挤压作用下形成锯齿状切屑。图3是当切削速度为50.7m/min时的仿真与实验切屑形态比较,两者都呈现典型的锯齿状特征。在两个锯齿节块间出现狭窄的绝热剪切带,在绝热剪切带内切屑与刀具接触处的网格畸变相当严重,其他区域网格变形不大。仿真结果与实际切削时的切屑形态吻合。

3.2 切削力模拟及讨论

图4为切削速度为22.6m/min和50.7m/min仿真值与切削实验值的对比图。从图中可以看出两者在分布趋势上完全一致,但在切削力数值上有误差,误差不超过10%,这样的结果在数值分析中是合理的,仿真结果与实验结果比较吻合,可以认为有限元仿真模型建立正确。从图4(a)和图4(b)可见,在两种不同的切削速度下,切削力随置氢量有相同的变化规律:切削力首先随置氢量的增加而降低,在置氢量进一步增大的时候,切削力反而上升,切削力的最低点出现在置氢量为0.3%时。相对于切削未置氢钛合金时的切削力,当速度为22.6m/min时降低了19.1N,降低的比例达到7.1%。结果表明:在钛合金中置入适当的氢元素能降低切削力,提高了钛合金TC4的切削加工性。

3.3 高速时切削力的模拟结果及分析

本文使用建立的有限元模型,设定切削速度为120m/min和300m/min进行有限元仿真,以获得置氢钛合金高速切削条件下的切削力。图5(a)是当切削速度达到120m/min和300m/min时的切削力模拟值。由图可知,在高速切削时切削力变化规律与低速相同,随着氢的置入,切削力下降,但置氢量进一步增大的时候,切削力上升。图5(b)是置氢量分别为0和3%在不同切削速度时切削力变化图。从图中可以看出,随着切削速度增加,切削力下降,下降幅度却逐渐减小,切削速度从22.6m/min 增至120m/min 时切削力下降达到11.4%,从120m/min增至300m/min切削力下降幅度却只达到1.4%。从图中可得到氢的置入减小了切削过程中的切削力,置入0.3%的氢后切削力最大降低20.6N,降幅达到7.4%。

4 结论

1) 通过SHPB实验得到了不同置氢含量TC4的J-C模型常量,为有限元模拟提供了材料的本构模型。

2) 通过有限元模拟与正交切削实验可知,氢的置入改善了钛合金的切削加工性。随着置氢含量百分比的增加,切削力下降,但置氢量进一步增大的时候,切削力反而上升,置氢量为0.3%时,切削力最低。有限元模拟与实验结果差距小于10%,基本吻合。

3) 通过有限元模拟钛合金高速切削过程发现切削力与置氢量的变化规律与低速相同,同时发现随着切削速度的增加,切削力下降,但其降幅逐渐减小。

参考文献

[1]任敬心.难加工材料的磨削[M].北京:国防工业出版社,1999.

[2]侯红亮,李志强,等.钛合金热氢处理技术及其应用前景[J].中国有色金属学报,2003,13(3):534-545.

[3]张少卿.氢在钛合金热加工中的作用[J].材料工程,1992(2),24-29.

[4]Klamecki B E.Incipient chip formation in metal cutting:three di-menstion finite analysis[D].Ph D.Thesis,University of Illinois at Urbana-Champaign,1973.

[5]赵习金.分离式霍普金森压杆实验技术的改进和应用[D].长沙:国防科技大学,2003.

[6]杨勇,柯映林,等.高速切削有限元模拟技术研究[J].航空学报,2006,27(5):531-535.

[7]王海玲.置氢钛合金TC4切削加工仿真研究[D].南京:南京航空航天大学,2008.

[8]王殿龙,于贻鹏.金属切削过程的有限元法仿真研究[J].大连理工大学学报,2007,47(6):829-833.

钛合金的超高速切削加工技术研究篇4

钛合金化学亲和力大，导热性差且强度高，使切削温度大幅提高、刀具磨损加剧，用传统的加工方法难以加工。长期以来，改善钛合金切削加工性的途径一直在探索中，合理选择刀具材料及刀具几何参数、合理制定切削用量、采用适当的切削液等均可在不同程度上提高难加工材料的切削加工性。迄今已经有了一些方法，常用的有专门热处理、加热切削、向切削区引入超声波及振动等。但这些方法普遍存在着效率低、成本高且加工质量难保证等弊端。而超高速切削加工可大幅提高钛合金加工的生产效率及加工质量。

1. 超速切削的特点及刀具材料

（1）高速切削技术

高速切削是一个相对概念，如何定义，目前尚无共识。通常把切削速度比常规高出5—10倍的切削加工叫做高速切削或超高速切削。按不同加工工艺规定的高速切削范围，车削700—7000m/min，铣削300—6000m/min，钻削200—1100m min，磨削150—360m/s，这种划分比常规切速几乎提高了一个数量级，而且有继续提高的趋势。

高速切削技术是在机床结构及材料、机床设计制造技术、高速主轴系统、快速进给系统、高性能CNC控制系统、高性能刀夹系统、高性能刀具材料及刀具设计制造技术、高效高精度测量测试技术、高速切削机理、高速切削工艺等诸多相关硬件与软件技术均得到充分发展的基础之上综合而成的。因此，高速切削加工是一个复杂的系统工程，涉及机床、刀具、工件、加工工艺过程参数及切削机理等诸多方面。

该技术为“轻切削”方式，每一刀切削排屑量小，切削深度小，即ap与ae很小。其有以下几个优点。

加工时间短，效率高。高速切削的材料去除率通常是常规的3—5倍。

刀具切削状况好，切削力小，主轴轴承、刀具和工件受力均小。由于切削速度高，吃刀量很小，剪切变形区窄，变形系数ξ减小，切削力降低30%—90%。同时，由于切削力小，让刀也小，提高了加工质量。

刀具和工件受热影响小。切削产生的热量大部分被高速流出的切屑所带走，故工件和刀具热变形小，有效地提高了加工精度。

材料切除率高，工件表面质量好。首先，ap与ae小，工件粗糙度好。其次，切削线速度高，机床激振频率远高于工艺系统的固有频率，因而工艺系统振动很小，十分容易获得好的表面质量，工件表面鳞刺的高度会显著降低，甚至完全消失。超高速切削时其进给速度可随切削速度的提高相应提高5—10倍。这样，单位时间内材料的切除率可提高3—5倍。

高速切削刀具热硬性好，且切削热量大部分被高速流动的切屑所带走，可进行高速干切削，不用冷却液，减少了对环境的污染，能实现绿色加工。

可完成高硬度材料和硬度高达HRC40—62淬硬钢的加工。如采用带有特殊涂层(TiAlN)的硬质合金刀具，在高速、大进给和小切削量的条件下，完成高硬度材料和淬硬钢的加工，不仅效率高出电加工(EDM)的3—6倍，而且表面质量很高(Ra0.4)，基本上不用钳工抛光。

(2）超高速切削的刀具材料

由于超高速切削的速度比常规切削速度高几倍甚至十几倍，切削温度很高，因此超高速切削对刀具材料提出了更高的要求。刀具材料应具备高的耐热性、抗热冲击性，良好的高温力学性能，以及较高的可靠性。目前国内外用于超高速切削的刀具材料主要有涂层硬质合金、TiC (N)基硬质合金、陶瓷刀具、聚晶金刚石PCD和立方氮化硼等。

2. 超高速切削钛合金

超高速切削钛合金是在高应变率响应的作用下，改善其加工性能，从而得到高的加工质量。超高速切削钛合金的速度一般控制在150—1000m/min范围。

超高速切削钛合金的关键技术除了切削速度外，还有刀具主轴单元及进给单元制造技术、机床支承及辅助单元制造技术、加工测试技术等诸多因素。

根据钛合金自身对刀具材料的要求，以及超高速切削对刀具材料提出的特殊要求，研究发现适宜于超高速切削的几种常用的刀具材料与钛合金的匹配性存在很大差异。

PCD刀具的性能很适宜于加工钛合金，原因有： (1) 很好的导热性。由于导热系数及热扩散率高，切削热容易散出，故切削温度低。金刚石的导热系数为硬质合金的1.5—9倍。 (2) 较低的热膨胀系数。金刚石的热膨胀系数比硬质合金小得多，约为高速钢的1/10。 (3) 极高的硬度和耐磨性，金刚石刀具在加工高硬度材料时，耐用度为硬质合金刀具的10—100倍，甚至高达几百倍。

3. 结语

采用超高速切削难钛合金这一加工材料，解决了常规切削钛合金的难题，既保证了加工质量，又大幅度提高了生产率，具有良好的发展前景。超高速切削技术用于难加工材料的加工正在逐渐成熟，如何进一步完善超高速切削钛合金的加工技术，是有待进一步研究的课题。

参考文献

[1]左敦稳, 黎向锋, 赵剑峰.现代加工技术.北京:北京航空航天大学出版社, 2005.3.

[2]荣烈润.高速切削技术的发展现状.机电一体化, 2002.8, (1) :6-9.

钛合金切削篇5

关键词：钛合金,有限元分析,表面残余应力,刃口半径

0 引言

金属切削过程是工件与刀具间的相互作用[1],并伴随着高应变、高压、高温度的复杂弹塑性大变形过程,在已加工表面上往往会存在着相当大的残余应力。本文主要对第一类残余应力即宏观残余应力[2]进行分析,残余拉应力影响加工零件的疲劳强度、静力强度、抗应力腐蚀等性能,导致加工表面产生微裂纹,使用寿命降低;而残余压应力在一定范围是可以提高零件的疲劳强度。在使用过程中受到温度、外力等因素的作用,使分布不均匀的残余应力发生松弛与再分布,对尺寸稳定性、造成严重的影响。

近年来,随着计算机图形技术和数值仿真技术的不断提高,使金属切削过程模拟仿真成为可能。国内外研究对切削参数、刀具参数、切屑形状及切削热分布做了许多工作[3,4,5],模拟精密切削钛合金研究其残余应力的分布及变形较少。

本文使用商业有限元软件,进行模拟正交切削钛合金TC4的切削过程,研究刀具刃口半径对加工表面残余应力的分布及材料的抗弯刚度对变形的影响。为研究工件变形及控制提供了有益的参考数据,可用于指导切削刀具几何参数的合理选择。

1 有限元模型的建立

金属的切削过程是一个多元非线性过程,建立正交热-力耦合[6]有限元切削模型,在一定假设下建立模型:

1)切削宽度是切削深度五倍以上,模型简化成平面应变问题;

2)刀具只在切削方向上的运动,同时将刀具设置为刚性体,忽略刀具的塑性变形和加工过程中的磨损,在本文中刀具材料为金刚石刀具;

3)在实际的切削过程刀具和工件的摩擦以及切屑存在弹塑性变化都产生很多的热量,致使工件的温度不断的升高,使工件的微观组织发生了变化。在模拟建模的时候我们将忽略由于温度变化引起的金相组织及其它的化学变化;

4)忽略辐射作用,只考虑刀具和工件之间的传导和对流;

5)被加工材料定义为各向同性材料,本文中切削材料为钛合金TC4。

1.1 材料本构模型的建立

金属切削过程即产生有弹性变形,又产生塑性变形;并且始终处于高温、大应变的条件下,整个过程是一个复杂的多元非线性问题,并考虑多种因素对工件材料硬化应力的影响,JohnsonCook等向塑性模型[7]使用应变、应变率和温度的关系方程表达工件材料的流动应力。

式中为等效流动应力为等效塑性应变为等效塑性应变率为参考应变率,一般常取1s-1;A、B、C、n、m分别为屈服应力、硬化模量、应变力相关系数、硬化系数、热软化系数;T为当前的温度值;Tm为材料的熔点;Tr为室温(20°)。

1.2 切屑的分离准则

切削加工的过程是材料不断被去除的过程,本文采用更接近实际情况的应变分离准则:规定在预定义路径上距刀尖前缘最近处的节点的等效塑性应变达到临界值时,此单元节点分离。本文使用Johnson-Cook破坏准则[7]。单元破坏的定义为:当材料失效参数ω超过1时,则假定为材料失效。当所有的积分点都发生材料失效,判定该单元格将从网格中被删除。

式中—等效塑性应变增量;

失效应变。

在这里失效应变与无量纲应变率压应变-偏应力比P/q及无量纲温度有关;

式中:d1、d2、d3、d4、d5—失效参数;

参考应变率。

Johnson-Cook剪切失效模型适用于金属大应变率变形动态仿真数值模拟。

1.3 有限元网格划分

在金属的切削过程中,切削区域是温度和应力集中的地方,随着刀尖与工件接触,单元格开始变形,有的单元坐标由于变形不均匀而扭曲,严重影响了计算精度,甚至引起网格的畸变、退化等,使得计算结果不收敛,或与实际不相符。通过网格重新划分,选用自适应网格(ALE)划分技术改善网格质量,并对切削区域进行网格局部加密,逐层加密,这样可以提高计算的效率,获得更精确的分析结果。

2 模拟结果与讨论

本文中模拟的是金刚石刀具高速切削钛合金TC4,其密度为4.44×103 kg/m3,材料的力学物理性能、热性能见表1、表2,金刚石刀具材料参数如表3所示。

本文采用五个刀具刃口半径0.01 mm、0.015mm、0.02 mm、0.03 mm、0.04 mm,工件尺寸2.5mm×0.8 mm,切削深度ap=0.01 mm、切削速度νc=6000 mm/s、前角为500、后角为500,工件及刀具的正交切削有限元模型如图1所示,加工残余应力的分布如图2所示。

我们可以从图2中看到,加工残余应力的分布有明显的变化,随刀具刃口半径r由0.01 mm~0.04 mm的增大,表层的残余应力逐渐增大,较大的残余应力层逐渐向工件内部扩展。当r=0.01 mm时,表面残余应力最大60.406 MPa;当r=0.04 mm时,表面残余应力最大158.636 MPa。这是由于刀具刃口半径r的增大,刀具与工件的接触增大,接触摩擦热增多,工件温度不断升高。当r=0.03、0.04 mm时,加工表面出现较大的变形,严重影响了加工表面质量,加工误差增大。还可以看出,在工件两端处的加工变形和残余应力较大,中间比较平缓接近,这是由于加工中间区域时,工件刚度较大并且很相似,两端刚度较小。

工件在加工表面Y向的残余应力模拟分布曲线如图3所示,从此图可以看出,加工残余应力变化主要在工件近表层,这是由于钛合金的导热性较差,热量主要蓄存在近表层,刀具刃口半径r的变化只对工件近表层温度有影响,图中在深度0.025mm处到达最大,在深度0.35 mm以下加工残余应力很小,波动很小。

从图4中我们可以看出刀具在这里是设为刚性体,工件在刀尖部位的应力最大,工件加工区域的应力和温度也是很高,蓄积了很大的能量,并在此高切削速度、小切深、刀具高锋锐度的条件下产生断屑,这与实际结果相吻合。

刀具刃口半径r=0.02 mm时的切削力和加工表面质量曲线如图5、图6,得到的平均切削力约F=20 N;加工表面两端由于刚性差,变形大,中间比较接近,表面粗糙度Ra<0.1µm。在实际中,随时注意观察刀具是否磨钝,避免刀刃不锋利产生的挤压变形、扎刀和烧伤。采用较小的切削深度、较高的刀具锋锐度(金刚石刀具可以刃磨出r=1µm,天然金刚石刀具可以刃磨出r≤1µm)、较高的切削速度,这样加工表面变形小,加工误差降低,可以得到的加工表面质量越好。

3 结论

1)采用应变分离原则可较准确的模拟切削加工过程,并得到预测加工残余应力的分布。

2)由于切削刃对加工表面摩擦和挤压的程度与切削刃的锋锐度有关,随着刀具刃口半径的增大,以加工表面的变形增大,才生大量的切削热,使残余应力数值也逐渐的增大,残余应力层向工件内部扩展,导致已加工表面的质量越差。

3)钛合金的导热性能差,高热分布在加工近表层,使近表层加工残余应力增加。

4)在切削力的作用下,加工表面两端的刚度较小的区域变形大,残余应力也较大;而对刚度较大的中间区域则影响较小,比较均匀。

参考文献

[1]周泽华.金属切削原理(第2版)[M].上海:上海科技技术出版社.1993.

[2]刘海涛,卢泽生,孙雅洲.切削加工表面残余应力研究的现在与发展[J].航空精密制造技术,2008,44(2):17-19,31.

[3]K.Iwata,A.Osakada,Y.Terasaka,Proeess modeling of orthogonalcutting by rigid-Plastic finite element method.J.Eng.Mater.Technol.,1984,106(1):132-138.

[4]T.?zel,E.Zeren.Determination of work material flow stressand friction for FEA of machining using orthogonal cuttingtests.Journal of Materials Processing Technology,2004:1019-1025.

[5]Maan Aabid Tawfiq.Finite element analysis of the rake angleeffects on residual stresses in a machined layer.Eng.&Technology,2007,25(1):36-48.

[6]黄志刚,柯映林.金属切削加工的热力耦合模型及有限元模拟研究[J].航空学报,2004,25(3):317-320.

钛合金切削篇6

钛合金具有比强度高、耐热性和耐腐蚀性好等优良性能, 在各工业领域特别是航空航天领域得到越来越广泛的应用[1,2]。但钛合金材料切削加工时, 由于切屑与前刀面接触面积小, 因而切削时刀尖应力大, 另外, 钛合金材料导热系数较小, 切削热不易散失, 因而极易引起切削区局部高温, 这些因素都将加速刀具的磨损, 并直接影响到钛合金材料的加工表面质量[3,4,5]。因此, 通过降低切削过程中的切削力和切削温度, 从而改善其切削加工性能, 是提高钛合金加工效率和降低加工成本的重要技术手段。

为了改善钛合金材料的切削加工性能, 人们尝试为钛合金的切削加工提供低温、真空、惰性气体保护等外部氛围条件, 但均收效甚微, 还大幅度增加了加工成本[6]。1959年, Zwiecker、Schleicher在不经意中发现钛合金适度置氢可明显改善其热加工性能[7], 这一发现通过实验得到了证实, 由此也催生了一种可望从根本上改善钛合金加工性能的新技术——热氢处理技术。所谓钛合金的热氢处理技术是利用氢致塑性、氢致相变, 以及氢的可逆合金化作用以实现钛氢系统最佳组织结构, 从而改善加工性能[8]。

利用热氢技术来改善钛合金的切削加工性能, 在国外已进行了一些前期研究工作, 并取得了一定成效[9,10,11,12,13], 但国内对置氢钛合金切削加工的研究至今未见相关报道。鉴于国内航空制造业对提高钛合金切削加工效率和降低切削加工成本的迫切需要, 笔者开展了置氢钛合金的测力测温试验研究, 寻找置氢量对硬质合金-置氢钛合金自然热电偶的热电特性的影响规律, 以及置氢工艺和置氢量对切削力、切削温度的影响规律, 并据此优选出改善钛合金切削加工性能的置氢工艺和置氢量范围, 为后续的置氢钛合金切削加工机理研究提供依据。

1 试验

1.1 置氢工艺及试件制备

置氢钛合金母材选用锻态Ti-6Al-4V (TC4) , 其主要化学成分如表1所示。三种置氢工艺过程具体为:将各锻态TC4棒料经表面处理后分别置于一定温度 (工艺Ⅰ采用650℃、工艺Ⅱ采用750℃和工艺Ⅲ采用800℃) 的氢气炉中, 采用气相充氢方法对其置氢, 氢含量通过在充氢系统中调节充氢压力来控制 (合金中实际氢含量由精密分析天平用称重法得到, 天平精度为1×10-5g。) , 在该温度下保温6h, 然后随炉冷却至室温。本试验中采用的置氢钛合金为ϕ18mm×100mm的棒料, 三种置氢工艺及相应的含氢质量分数 (w (H) , 即置氢量) 如表2所示。下文所提氢含量均指质量分数w (H) , 不再注释。

1.2 试验方法

试验系统原理图如图1所示。切削力测量采用三向压电式测力仪。3个方向切削力分别为进给抗力Ff (轴向力) 、切深抗力Fp (径向力) 和主切削力Fc (切向力) 。

切削热电势的测量采用自然热电偶法, 结合刀具和工件材料的温度-热电势标定曲线, 得到刀具前刀面与切屑接触区的平均温度值。考虑到刀片尺寸相对较小, 在切削过程中刀片尾端 (冷端) 的温度会高于室温, 这时从刀片尾端引出导线将产生附加热电势, 从而影响测量精度。故在刀片的冷端连接点处, 引出两根与刀片材料热电极性相反的金属丝 (铜丝和康铜丝) , 再接上可变电阻使之组成回路, 通过调节可变电阻的触点位置, 使其回路电位相等, 从而消除附加热电势。

1.3 试验条件

(1) 机床。

国产C630车床, 该车床具有较高的承载能力和刚性。

(2) 工件材料。

置氢Ti-6Al-4V, Ti-6Al-4V属于一种高强度α+β两相钛合金。

(3) 车削刀具。

WC/Co类硬质合金可转位机夹刀具, 前角为10°, 后角为4°, 主偏角为90°, 刃倾角为0°。刀片牌号、型号分别为YG8和31303C, 刀尖圆弧半径为0.3mm。

(4) 测力系统。

瑞士产Kistler9265B型三向压电式测力仪、DynoWare V2.30型力信号采集系统和5019A型电荷放大器。

(5) 测温系统。

HP3562型动态信号分析仪、自行研制的热电偶快速标定装置。

(6) 车削方式。

干式外圆车削。

(7) 切削参数。

切削速度vc取20m/min, 进给量f取0.1mm/r, 切削深度ap取1mm。

2 试验结果与分析

2.1 置氢量对刀具-工件热电偶的热电势影响

自然热电偶法是目前切削加工中比较成熟和常用的温度测量方法, 其工作原理是基于不同导体间的热电效应。由于不同置氢量钛合金TC4和刀具材料构成的热电偶为非标准热电偶, 采用比较法分别对其进行了标定, 并进行了冷端室温补偿, 结合中间温度定律, 得到相对于0℃的热电特性关系, 即温度标定曲线。图2所示为硬质合金刀具 (下面简称YG8) 和置氢钛合金 (不同置氢工艺下的TC4) 材料之间的温度标定曲线。

1.w (H) =0 2.w (H) =0.21% 3.w (H) =0.37%4.w (H) =0.65% 5.w (H) =0.91% (c) YG8-TC4 (置氢工艺Ⅲ) 温度标定曲线

由于热电偶材料之一为硬质合金刀具, 因此, 几种置氢工艺下的标定曲线差别仅与置氢钛合金材料特性有关。由图2可以发现:无论是哪种置氢工艺, 未置氢试件对应的标定曲线均处于曲线族的左上方, 即相同温度下, 未置氢试件加工时对应的热电势最小, 且置氢量越大, 对应的标定曲线愈趋于曲线族的右下方, 即对于相同的温度值, 置氢量越大的试件对应的热电势越大。依据不同导体材料的塞贝克效应[14]:

式中, E为温差电动势;λ为热电势系数 (塞贝克系数) ;TH为热端温度;TC为冷端温度。

可知, 各置氢工艺下, 未置氢试件对应热电偶的热电势系数明显小于置氢试件, 且置氢量越大, 对应的热电势系数越大, 即测温灵敏度越大。其原因主要是由于氢的加入, 使钛合金材料的物理性能发生了变化[15], 例如, 材料组织中α相和β相相对百分比的变化, 材料热传导率的变化等。

2.2 置氢工艺和置氢量对切削力的影响

图3所示为钛合金TC4在工艺Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ下置氢后, 车削外圆时主切削力Fc随置氢量变化的对比曲线。由图3可知:①随着置氢量的增加, 在工艺Ⅰ下, Fc出现先下降、然后迅速升高、最后缓慢增大的变化趋势。

其中, 在置氢量为0.21%时, Fc出现最小值 (267.4N) , 相对未置氢试件 (Fc=272.2N) , Fc仅降低了约2%, 可见, 置氢工艺Ⅰ对降低主切削力基本无影响。②对于置氢工艺Ⅱ, 在置氢量小于0.57%时, Fc变化较为平缓;置氢量大于0.57%后, Fc迅速增大;在置氢量为0.57%时, Fc虽然出现极小值 (274.1N) , 但亦较未置氢时大, 因此, 工艺Ⅱ对主切削力无降低。③对于置氢工艺Ⅲ, 置氢量小于0.21%时, Fc快速下降;置氢量在0.21%～0.37%时, 置氢量对Fc影响轻微, 且在该置氢量范围内Fc较小;置氢量大于0.37%后, 主切削力急剧增大, 且在置氢量约超过0.5%以后, Fc比未置氢时要大;在置氢量为0.21%时, Fc达到最小值 (251.6N) , 相对未置氢试件下降约8%, 由此说明, 工艺Ⅲ对降低主切削力有一定程度的影响。因此, 三种置氢工艺中, 工艺Ⅲ对应的主切削力下降相对较大, 即800℃下置氢对降低主切削力效果最明显, 相应的最佳置氢量范围为0.21%～0.37%;此外, 要获得较佳的切削力下降效果, 该工艺下的置氢量不宜超过0.5%。

2.3 置氢工艺和置氢量对切削温度的影响

由图4所示可见, 随着置氢量的增加, 三种置氢工艺下的切削温度θ均不是单纯的线性关系, 且具有相同的变化趋势:置氢量约在0～0.2%时, θ急剧降低, 可见置氢之后切削温度下降明显;0.2%～0.4%时, θ变化平缓, 并且该置氢量范围内θ值最小;但置氢量大于0.4%后, θ逐渐增大。置氢工艺Ⅰ在置氢量为0.37%时, θ达到最小值 (471.2℃) , 相对未置氢试件 (θ=522.0℃) 下降约50℃。由工艺Ⅱ知, θ最小值 (446.5℃) 较未置氢试件降低约76℃, 此时置氢量为0.37%。而对于置氢工艺Ⅲ, 在置氢量为0.37%时, θ达到最小值 (443.3℃) , 相对未置氢试件下降了约80℃。因此, 在上述三种置氢工艺中, 工艺Ⅱ和工艺Ⅲ对应的切削温度下降量较大, 有效降低切削温度的较佳置氢量应在0.6%以内。

由图3和图4的比较结果, 考虑到既要减小切削力, 又要降低切削温度, 在文中试验条件下, 从上述三种工艺中, 优选置氢工艺Ⅲ为后续研究TC4材料的置氢工艺, 即置氢温度为800℃、保温6h、随炉冷却至室温, 且最佳置氢量为0.21%～0.37%。此外, 为了降低切削力和切削温度, 置氢量不应超过0.5%, 置氢量最佳值可随切削条件的变化而适当调整。

除了上述三种置氢工艺对切削力、切削温度的影响研究外, 还就置氢后试件的处理过程对其的影响进行了比较。将上述工艺Ⅲ获得的置氢试样, 经封装后于850℃下固溶处理30min, 然后随炉冷却至700℃, 最后随炉冷却至室温或在空气中冷却至室温, 或水淬冷却至室温。结果表明, 这几种后续处理过程对降低Fc有一定效果, 均在置氢量为0.21%时, Fc相对未置氢试件下降约在4%～8%内;对降低θ均较明显, 在置氢量为0.37%时, θ相对未置氢试件的下降约在70℃～80℃之间。经后续处理的工艺Ⅲ置氢试件与未进行后续处理的工艺Ⅲ置氢试件相比, 切削力下降幅度相当, 切削温度大小相差仅在10℃以内, 考虑到置氢试件后续处理过程的复杂性和处理成本及工作效率, 故选取原置氢工艺Ⅲ为试验最佳置氢工艺。

3 讨论

综上所述, 对于优选出的置氢工艺Ⅲ, 随着置氢量的增加, 试件的切削力、切削温度并非是单纯的线性变化关系, 而是存在一个最佳置氢量范围。究其原因主要在于以下方面的综合作用。

(1) 氢是一种强烈的β相稳定元素, 而TC4是一种α+β两相钛合金, 置氢后不同置氢量钛合金的材料组织发生了明显变化。如图5所示, 置氢后TC4钛合金组织中的α相 (白色部分) 数量较原始组织逐渐减少, 而β相数量逐步增加;当置氢量达到0.37%时, 组织明显细化, 并出现了针状马氏体组织α″, 该种组织具有良好的切削加工性[11];随着置氢量的继续增大, 合金中马氏体组织明显粗化, 并且当氢超出其固溶极限时会析出具有强化效应的氢化物[16], 特别是β相数量继续增加, 当氢含量很高时就会形成近β结构, 这时钛合金的切削加工性将逐步变差[3]。

(2) 置氢后钛合金与切削过程相关的力学性能发生了变化。如高温、高应变率下流动应力发生了变化。图6所示为采用分离式霍普金森压杆试验获得的不同置氢量合金在应变率和温度分别为10000s-1和500℃条件下的应力-应变曲线。由图6可知, 置氢量为0.37%试件的流动应力较未置氢试件下降最明显, 大约由1000MPa降到800MPa, 约降低了20%, 这将降低材料切削加工时的变形抗力, 从而改善材料的切削加工性能;但超过该置氢量后, 合金的流动应力回升, 故具有最佳置氢量的钛合金材料流动应力最小。Martorell等[17]获得了相同的研究结果。

1.w (H) =0 2.w (H) =0.21% 3.w (H) =0.37% 4.w (H) =0.65%

(3) 置氢后钛合金材料与切削过程相关的热物理性能改变。如置氢后钛合金材料的热传导率发生了变化。图7所示为500℃下材料热传导率随置氢量变化曲线, 随着置氢量的增加, 材料的热传导率单调递增。相对未置氢试件, 0.65%置氢量试件的热传导率约升高了52%, 这将大大改善切削区的散热条件, 有利于切削区温度值下降, 从而改善其切削加工性。

需指出的是, 钛合金中氢的溶解及其反应具有可逆性。在置氢钛合金切削加工结束后, 可以通过真空退火的方法将氢从置氢钛合金中去除, 使钛合金结构在精加工之前氢含量恢复到安全水平, 并且恢复材料原有性能。

4 结论

(1) 相同置氢工艺下, 置氢量越大, 置氢试件对应热电偶的热电势系数越大, 且置氢试件对应的热电偶的热电势系数明显大于未置氢试件对应热电偶的热电势系数。

(2) 随着置氢量的增加, 主切削力在650℃置氢时相对未置氢试件仅降低2%, 750℃置氢时没有降低, 而800℃置氢时主切削力约下降了8%;在650℃、750℃和800℃置氢时, 切削温度相对未置氢试件分别约降低了50℃、76℃和80℃。

(3) 为获得切削力和切削温度的最佳改善效果, 优选的置氢工艺为:在800℃下置氢、保温6h、随炉冷却至室温;最佳置氢量范围为0.21%～0.37%。

(4) TC4钛合金经适量置氢后, 可以改变材料显微组织中α相和β相的相对含量, 明显细化其组织, 并可使材料高温流动应力明显降低和热传导率明显增大, 这些都是置氢钛合金切削加工时存在一个最佳置氢量范围的重要影响因素。

摘要：为了改善钛合金的切削加工性能, 提出将钛合金进行置氢处理后再进行切削加工。在650℃、750℃和800℃下对Ti-6Al-4V合金进行了置氢处理, 并在干切削条件下对其开展了切削力、切削温度对比试验。结果表明:在置氢工艺相同时, 随着置氢量增加, 热电偶的热电势系数越来越大;主切削力在650℃置氢时相对未置氢试件仅降低2%, 750℃置氢时没有降低, 而800℃置氢时主切削力约下降了8%;切削温度均呈现先快速降低、经过一平缓变化段后又快速增加的变化趋势, 在650℃、750℃和800℃置氢情况下, 切削温度相对未置氢试件分别约降低了50℃、76℃和80℃。最终确定优选的置氢工艺为:在800℃下置氢、保温6h、随炉冷却至室温;最佳置氢量范围为0.21%～0.37%。

钛合金切削篇7

目前, 国外生物固定型假体全部采用钛合金基体, 表面多孔层一般为纯钛球形粉末制成。国内表面多孔层髋关节假体采用的是CoCrMo合金基体和球形粉末。由于CoCrMo合金的弹性模量远高于人体自然骨, 植入后会出现应力遮挡现象, 导致骨质疏松。而国内生产商还未能掌握表面为多孔形式的、采用钛合金基体的生物固定型假体的生产工艺。为了填补这一空白, 本工作对采用钎焊工艺制备钛合金表面多孔层进行了研究, 以期能够在不对基体组织、性能造成很大影响的情况下获得具有一定孔隙和结合强度, 并适用于临床植入使用的具有纯钛/钛合金表面多孔层的髋关节假体。

1 实验方法

采用由等离子旋转电极法制备的纯钛和Ti6Al4V合金两种球形粉末, 纯钛粒径为ϕ0.2～0.4mm, Ti6Al4V合金球形粉末粒径约为ϕ0.8mm, ϕ0.6～0.8mm, ϕ0.5mm。将钎料、金属球形粉末、环氧树脂黏结剂均匀搅拌, 钎料与金属球形粉末的比例为1∶7～8, 黏结在ϕ25mm×40mm的Ti6Al4V合金棒上或锻造Ti6Al4V合金股骨柄上, 厚度约1.5～2mm (见图1) 。在烘箱中烘干后, 进行真空钎焊, 在920℃或950℃保温30min, 真空度为1.2×10-2～9.5×10-3Pa, 保温结束后随炉冷却至室温。采用SEM观察Ti6Al4V合金棒表面多孔层孔径及股骨柄样件显微组织, 采用重量法计算其孔隙率, 采用4057静载型材料试验机进行基体-表面多孔层结合强度及股骨柄样件力学性能测试, 并对股骨柄样件表面多孔层进行遗传毒性实验进行生物学相容性初步评价。

(a) Ti6Al4V棒样品; (b) 股骨柄样件

(a) Ti6Al4V bar; (b) femoral stem

2 实验结果

2.1 表面多孔层孔径和孔隙率

采用SEM观察钎焊后样品表面多孔层 (见图2) , 表面多孔层纯钛/钛合金球形粉末之间实现钎焊连接。

表面多孔层的孔径与孔隙率测定结果见表1, 表中同时列出了本公司生产的CoCrMo合金股骨柄表面多孔层的孔径和孔隙率以进行比较。结果显示, 采用ϕ0.8mm的Ti6Al4V粉末时, 钎焊后的孔隙率比钎焊前的有明显降低, 但钎焊后ϕ0.8mm和ϕ0.6mm的粉末形成的多孔层孔隙率差异不大, 二者又比ϕ0.2～0.4mm的粉末形成的多孔层的孔隙率大。

2.2 表面多孔层结合强度

结合强度测试试样制备方法:在ϕ25mm×40mm的试样一端黏上金属球形粉末, 并烘干、钎焊;另一个相同尺寸的试样一端均匀涂抹胶黏剂 (E-7) ;将两个试样对正粘好, 并于烘箱中100℃保温3h烘干。在Instron 4057材料试验机上完成拉伸试验, 结合强度试验示意图见图3, 测试结果见图4和表2。

2.3 基体室温力学性能

本研究对两件Ti6Al4V合金锻造股骨柄按钎焊工艺进行处理, 规范为950℃/30min。经机加工取得力学性能测试试样, 在4057静载型材料试验机上进行室温力学性能测试, 测试结果见表3。

2.4 显微组织

取1件Ti6Al4V合金锻造股骨柄, 切取两个试样, 取其中1个试样按钎焊工艺进行处理, 规范为950℃/30min。对钎焊前后的两件试样进行显微组织分析, 结果见图5。

(a) 钎焊前, 锻造应变线位置; (b) 钎焊前, 锻造股骨柄边缘; (c) 钎焊后, 锻造应变线位置; (d) 钎焊后, 锻造股骨柄边缘

(a) before braze welding, position of strain line; (b) before braze welding, at the edge; (c) after braze welding, position of strain line; (d) after braze welding, at the edge

2.5 生物学性能初步评价

生物学评价采用钎焊后的多孔层剥离颗粒, 颗粒材料为纯钛或Ti6Al4V合金。对样品进行遗传毒性评价试验。检测报告显示, 试验结果为阴性, 表明钎焊后的样品不具有遗传毒性。

3 讨论

3.1 Ti6Al4V合金表面纯钛/钛合金多孔层工艺选择

真空烧结法是最常用的表面纯钛/钛合金多孔层的制备方法, 是利用纯钛/钛合金球形粉末浆料涂布在基体表面经真空烧结而成表面多孔层[2,3]。球形粉末尺寸为50～1000μm。烧结生成后的表面孔隙大小约200～300μm, 孔隙率30%～55%。烧结多孔层与基体表面形成了冶金结合。

真空烧结工艺的烧结温度在1200℃以上, 超过了钛合金β转变温度 (一般为998～1020℃) , 因此, 钛合金基体的显微结构转变为层状的α-β结构, 抗疲劳性大为降低。而且由于粉末与基体连接处颈部的曲率半径小, 会形成凹口而容易导致微裂纹, 更进一步降低了材料的疲劳特性[4]。

等离子喷涂法是用0.1mm以下的钛或钛合金粉末经等离子焰熔融后喷射在金属基体表面而形成表面多孔层[5]。由于钛很易氧化, 须采用真空等离子喷涂技术。孔隙率和孔隙大小由使用的粉末粒度和等离子喷涂条件决定。等离子喷涂涂层与基体表面锁合但不形成冶金结合。等离子喷涂涂层的表面很不规则并有可能存在闭合孔隙。真空等离子喷涂是一种比较成熟的工艺, 但是需要昂贵的真空等离子喷涂设备, 对工作环境的要求比较高, 会造成产品成本上升等问题。

为了克服以上方法的缺点, 保持Ti6Al4V合金基体的组织和力学性能不发生大的改变, 同时降低工艺成本, 选择了真空钎焊法进行研究。这种方法是采用适当的钎料与纯钛/钛合金粉末混合并涂在基体表面, 在适当的真空钎焊温度下, 钎料熔化、溶解和扩散, 形成基体与纯钛/钛合金颗粒之间以及颗粒与颗粒之间的钎焊结合。通过选择适当的元素及其配比, 制备出熔化温度低于钛β转变温度的钎料, 钎焊热循环对基体材料的显微组织和力学性能不造成明显影响, 使髋关节假体具有表面多孔层的同时, 仍具有较高的符合基体材料行业标准的力学性能和疲劳性能。

3.2 钎料的选择及其生物相容性

钛合金常见钎料主要有铝基、银基和钛 (锆) 基三大类, 其中铝基、银基钎料基体主要组成元素的生物相容性差, 且银基钎料的钎焊接头耐腐蚀性能差, 因此不能用于人工关节的钎焊。目前常用的钛 (锆) 基钎料均含有Cu, Ni等元素, 而铜对于人体植入物是应当避免的元素。根据对金属元素的生物学评价, 表明Co, Zr, Mo等元素的生物相容性较好, 而Cu, Ni等元素的生物相容性较差, 对人体存在潜在危害的可能性大[6]。特别是铜元素过量后会引起铜中毒、溶血症等。因此, 所研制的钎料是以Co, Zr, Mo等具有生物相容性的元素作为合金元素的Ti-Zr基钎料。遗传毒性评价结果为阴性也表明了钎料具有较好的生物相容性。

3.3 表面多孔层表征与临床适用性

3.3.1 孔径与孔隙率

有研究资料证明, 多孔植入体内骨细胞长入所需的最小连通孔孔径为100μm, 而被广泛接受的优选孔径范围为100～400μm[2]。本研究的钎焊表面多孔层, 其孔径均大于100μm, 最大可达300μm, 能够满足骨细胞长入的要求。

CoCrMo烧结多孔层髋关节假体产品已在临床上应用了多年, 在术后临床随访以及由于其他原因引起的髋关节二次置换手术中初次植入股骨柄的取出情况看, 这种CoCrMo合金多孔假体与人体骨骼组织结合良好, 松动、下沉情况极少出现, 取得了良好的术后远期效果。表面钎焊的纯钛/钛合金多孔层的孔径和孔隙率与CoCrMo烧结的多孔层相比均略小, 但差别不显著, 可以认为各种粒径的纯钛/钛合金球形粉末形成的表面多孔层的孔隙率允许骨组织细胞在孔隙内长入。

3.3.2 表面多孔层结合强度

髋关节假体表面多孔层与基体间的结合强度直接影响其植入后的使用寿命。结合强度不足时, 易引发表面金属粉末脱落, 进入人体软组织, 产生不可预期的严重后果。因此, 表面结合强度是一项十分重要的指标。然而, 由于工艺方法、技术参数的不同, 目前国际、国家及行业标准中对此项指标均没有统一的、明确的规定。

在ASTM F 1147[7]中, 对结合强度的测定方法作出了规定, 与本研究采用的方法相同。在ASTM F 2068[8]中要求, 羟基磷灰石涂层的结合强度≥15MPa, 其他涂层结合强度≥20MPa。本研究以20MPa作为对结合强度的要求。

研究结果中, 对粒径为ϕ0.5mm的Ti6Al4V粉末和ϕ0.2～0.4mm的纯钛粉末, 在钎焊工艺参数为950℃/30min时, 其结合强度均显著高于20MPa (见图4) 。认为这两种情况下钎焊表面多孔层与钛合金基体之间的结合强度能够满足人体植入要求。

3.4 基体表征与临床适用性

3.4.1 力学性能

髋关节假体植入人体后, 在走路、上下楼梯等过程中, 髋关节要支撑远大于人体体重的力, 最大可达人体体重的3～5倍[1]。要保证髋关节假体能够满足长期不均匀受力的状况, 就必须满足一定的力学性能条件。因此, 髋关节假体的室温力学性能首先必须满足国家标准和行业标准的规定。

表3结果表明, 经过钎焊热循环, 锻造Ti6Al4V合金股骨柄的力学性能各项指标均高于YY 0117.1[9]的要求, 亦即高于国际标准ISO 5832-3[10]的要求, T2试样的Rm, RP0.2两项指标与国标GB/T 13810[11]的要求相当。由此可认为对锻造Ti6Al4V合金股骨柄, 采用的钎焊热循环对其力学性能影响不显著, 能够满足髋关节假体的力学性能要求。

3.4.2 基体显微组织

对Ti6Al4V合金的显微组织结构, 在医药行业标准YY0117.1[9]中有明确的规定, 即“按GB/T 13810-1997中附录A‘Ti6A14V钛合金金相组织分类评级图’评级检查, 其高倍组织应符合该评级图中Al～A9级要求”。

对钎焊前后的样品的显微组织分析认为, 钎焊后的显微组织中含有少量的未完全转变的针状β相 (黑色) , 可忽略不计;二者的显微组织α+β相形态均在A6级以上, 符合行业标准YY0117.1[9]的规定。

Ti6Al4V合金锻件的显微组织对其力学性能、特别是疲劳性能具有非常重要的影响。真空烧结法不适用于钛合金髋关节假体表面多孔层, 正是由于其烧结的高温使得Ti6Al4V合金的显微结构转变为层状的α-β结构, 晶粒变得粗大, 严重降低了其疲劳性能。而图5的结果说明, 由于钎焊采用的温度较低, 保温时间短, 保证了钛合金髋关节假体锻件的显微组织不发生显著变化, 从而保证了在人体复杂运动和受力情况下钛合金髋关节假体的使用寿命。

4 结论

(1) 选择纯钛/钛合金球形粉末, 采用钎焊工艺, 在样品和髋关节表面获得了多孔层。选择钎焊工艺参数为950℃/30min。

(2) 钎焊所得表面多孔层的孔径、孔隙率与结合强度均满足人体植入要求。

(3) 经钎焊热循环后的股骨柄基体材料的力学性能和显微组织基本不受影响, 能满足行业标准的规定。

(4) 遗传毒性评价试验结果显示钎焊多孔层具有良好的生物相容性。

参考文献

[1]吕厚山.人工关节外科学[M].北京:科学出版社, 1998.

[2]PILLIAR R M.Porous-surfaced metallic implants for orthopedicapplications[J].J Biomed Mater Res, 1987, 21:1-33.

[3]THIEME M, WIETERS K P, BERGNER F, et al.Titaniumpowder sintering for preparation of a porous functionally gradedmaterial destined for orthopaedic implants[J].J Mater Sci MaterMed, 2001, 12:225-231.

[4]LEE T, CHANG E, YANG C.Comparision of corrosion behav-ior and surface characteristics of vacuum brazed and heat treatedTi6Al4V alloy[J].J Mater Sci:Materin Med, 1998, 9:429-437.

[5]YANG Y Z, TIAN J M, TIAN J T, et al.Preparation of gradedporous titanium coatings on titanium implant materials by plasmaspraying[J].J Biomed Mater Res, 2000, 52:333-337.

[6]周宇, 杨贤金, 崔振铎.新型医用β-钛合金的研究现状及发展趋势[J].金属热处理, 2005, 30 (1) :47-50.

[7]ASTM F 1147-05, Standard test method for tension testing ofcalcium phosphate and metal coatings[S].

[8]ASTM F2068-03, Standard specification for femoral prosthe-ses—metallic implants[S].

[9]YY 0117.1-2005, 外科植入物骨关节假体锻、铸件Ti6A14V钛合金锻件[S].

[10]ISO 5832-3-1996, Implants of surgery-metallic materials-part3:Wrought titanium 6-aluminium 4-vanadium alloy[S].

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