低温铝合金

低温铝合金（精选4篇）

低温铝合金 篇1

0 引言

6063系铝合金是应用最广、用量最多的一种变形铝合金, 被广泛应用于挤压建筑型材和工业型材[1]。随着材料加工向高速、节能、连续化方向发展, 低温快速挤压技术是一种新型铝型材挤压成型技术, 铝合金挤压变形时所能达到的最大流变速度是挤压工艺的主要目标, 以提高企业生产效率和经济效益。同普通挤压技术相比, 低温快速挤压技术具有其突出的优点:由于挤压时温度低, 坯料加热时间相应缩短, 同时变形速率快, 坯料变形时间短, 既节省能耗, 又大大提高了生产效率, 是一种很有前景的材料加工方法。

1 实现低温快速挤压成型的困难及方向

目前, 行业内存在挤压速度提不起来, 效率低下, 造成加工成本过高[2]。经过分析发现提速难题主要原因有: (1) Mg/Si值较高, 流动性能差; (2) 提速使出料口温度超过模具钢安全温度530℃, 降低模具寿命; (3) 模具设计不适应高速挤压, 影响几何尺寸, 同时温升太高, 容易出现模具退火; (4) 风冷效果不能满足淬火要求, 容易析出强化相, 造成硬度偏低。针对以上困难, 为了实现6063铝合金低温快速挤压成型, 我公司研究小组经讨论确定改进合金成分、铝棒加热温度、模具结构设计、淬火方式等关键工艺参数。

2 实现6063铝合金低温快速挤压成型的工艺讨论

用原来铝棒低温快速成型, 挤压机主缸压力达到极限值 (210Kg/cm2) 而不出料, 油温快速上升;用原来铝棒、原来温度快速成型, 出料口温度超出模具退火温度 (550℃) , 型材变形, 硬度、抗拉强度降低;用新成分铝棒、原来温度、原来速度成型, 成型速度加快, 但不理想;用新成分铝棒、原来温度、快速成型, 主缸压力低于下限值 (100Kg/cm2) , 成型速度加快, 型材变形, 型材试样硬度降低, 抗拉降低;用新成分铝棒, 低温、快速成型, 主缸压力合理 (190Kg/cm2) , 成型速度加快, 出料口温度低于530℃, 但出现型材变形现象, 同时, 型材硬度偏低, 达不到质量要求。

为了增强铝质的流变性, 可以提高Si的百分含量, 降低Mg的百分含量, 但要确保Mg/Si在1~1.73之间, 使之在形成强化相Mg2Si时产生过剩Si, 以便增强挤压时的流动性[3]。考虑到挤压速度加快后, 摩擦热会产生更多, 料胆内铝质温升会超过极限温度, 所以要降低铝棒温度。挤压速度提升后, 改进模具设计以适应快速流动, 保证几何尺寸, 控制模具温升, 模具的供料部分、受力大小、工作带宽度都要进行相应调整。另外, 成型速度提升后, 风冷措施不能满足淬火要求, 必须加装水雾冷却装置, 以适应快速淬火要求, 抑制强化相析出, 保证理想硬度以保证淬火效果。

2.1 优化模具结构设计

为实现6063铝合金低温快速挤压成型, 模具显得十分重要, 选用新型模具材料, 如H11钢 (4Cr5Mo Si V) 、H13钢 (5Cr2Ni Mo VSi) 等, 这些材料较过去常使用的H21钢 (3Cr2W8V) 在综合性能上有很大提高, 不仅会延长模具寿命, 还会使型材表面更加光洁, 减少模具与金属的摩擦, 对提高挤压速度有明显的好处[4]。模具的工作带越宽, 工作带对制品表面的摩擦越大, 制品产生的附加拉应力也增大, 制品产生裂纹的倾向性增加, 相应地挤压速度就要降低;工作带越光滑, 工作带入口处尖锐程度保持得好, 能够降低制品产生裂纹的倾向性, 也可相应地保持较高的挤压速度。总之, 模具的改进可以适应快速流动、保证几何尺寸、控制模具温升等, 尽可能降低挤压力和减少挤压的摩擦力, 有利于提高挤压速度。模具设计时使进料孔倒角的增大一方面减少了桥位挤压过程中所承受的压力, 也就是说减小了进料时的阻力从而提高挤压速度[5,6];另一方面在模具强度允许范围内, 进料口倒角增大也加大了分流比, 而分流比的大小直接影响到挤压阻力的大小、制品成型和焊合质量, 分流比越大越有利于金属流动与焊合, 也可减少挤压力。

2.2 降低铝棒温度, 提高挤压工进速度

由于挤压过程中产生的变形热和摩擦热很大, 可使合金温度升高几十度, 甚至更高。速度的升高会加剧这种热效应, 使金属粘结工具的现象加重, 增加金属变形的不均匀性, 使制品表面划伤, 严重时产生挤压裂纹[7]。降低锭坯加热温度可以提高挤压速度, 但为了保证6063型材挤压后的热处理效果, 还应保持较高的温度。挤压之前将铝棒预热温度降低30℃, 使之保温在430℃ (原工艺标准:460℃) , 出料速度从原有的15米/每分钟提高到25米/每分钟。使铝棒可以在较低温度下快速挤压, 降低铝棒加热温度, 通过提高挤压速度, 使型材温度升高来补偿, 以达到低温快速挤压的目的, 这样既能提高生产效率, 又能节约能源。

2.3 改进淬火方式

淬火是为了将在高温下固溶于基体金属中的Mg2Si出模孔后经快速冷却到室温而被保留下来。低温快速成型的铝型材, 成型速度提升后, 传统原有风冷效果已经不能满足淬火要求, 挤压出的型材容易析出强化相, 造成材料硬度偏低, 韦氏硬度为7HW达不到标准, 因此设计加装一套水雾喷淋装置系统, 以适应快速淬火要求, 抑制强化相析出, 保证挤压得到的铝型材具有理想的硬度。

2.4 调整合金成分

在6063铝合金中, 为了增强铝质的流变性, 可以适当提Si降Mg, 但要确保Mg/Si在1~1.73之间, 使之在形成强化相Mg2Si时产生过剩Si, 以便增强挤压时的流动性。在试验中, 为实现低温快速挤压成型, 挤压过程中采用优化设计后的模具, 铝棒温度430℃, 挤压速度为25米/每分钟, 固定Mg含量为0.5%, Si的预添加量分别为0.40%、0.45%、0.50%, 利用参数优化法改变Si的加入量, 在试验基础上确定最佳的Si含量。试验中采用纯铝锭、工业纯硅、纯镁锭配置相应的6063合金, 浇注成Φ110mm的圆形铸锭, 用800T挤压机将圆形铸锭挤压成铝型材。观察比较挤压情况、型材表面光泽度, 及挤压完成后通过时效处理比较力学性能, 确定最佳的参数。

如表一所示, 可以明显看出, 随着Si含量的增加, 铝棒挤压时所需挤压力在减小, 也就说明合金的流动性能在逐步提高。由于批量的生产很难保证合金成分的均匀化, 所以看到的挤压力在一个很小范围内波动。

图一为不同Si含量的挤压后成品表面质量的比较, 从外观上看均无灰蒙蒙的感觉, 用锯切断口观察没有裂纹, 锯口光滑平整。在挤压过程中, 型材没有弯曲、扭曲等现象, 型材装配后能够轻松拉动。挤压出来的型材表面质量用手触摸感良好, 挤压纹均匀, 无白线条、黑线条存在, 但Si含量为0.50的型材表面相比于Si含量为0.45的表面暗不少。图一 (d) 、 (e) 、 (f) 分别是型材经过碱洗露出的砂面, 从图中可以明显看出, 伴随着Si含量的提高在型材中晶粒变得粗大, 这将严重影响型材的力学性能。

注: (a) 、 (d) Si含量为0.40%; (b) 、 (e) Si含量为0.45%; (c) 、 (f) Si含量为0.50%

注: (a) Si含量为0.40%; (b) Si含量为0.45%; (c) Si含量为0.50%

从图二可以看出, 适量的Si对合金的铸态组织有一定细化作用, 从而改善材料的力学性能, 而Si含量较多时, 材料铸态组织变得粗大改善作用反而有所减小, 相应力学性能也出现下降趋势。根据有关文献的研究成果[8,9]:当Si含量低于某一数值时, 它对Ti Al3的稳定性影响很小, 这时Ti控制下的Ti Al3形核中心占主导位置;当Si含量超过这一数值时, 过剩Si对Ti Al3的稳定性有一定影响, 这时Si控制下的Ti Al3结晶核心占主导地位, 部分过剩Si与Ti、Al一起形成Al Si Ti三元化合物, 减少了Ti Al3质点的数量, 故降低了结晶组织的形核率。图三和图四分别是同一批次相同的Si含量合金通过挤压后取样10根得到抗拉强度和延伸率的范围比较。从图上可以看出, Si含量位0.40%, 含量偏低, 在低温下流变性不能满足快速挤压的要求, 而随着Si含量的提高, 不仅适应低温快速挤压来提高生产效率, 而且型材的抗拉强度较传统挤压也有一定的提高, 当Si达到0.5%时新合金成分挤压出来的型材的力学性能较0.45%的Si有很大幅度的下降。因此综合考虑, 配制合金成分时提Si降Mg, 当Mg含量为0.50%时, 最佳Si含量0.45%。

3 结束语

为实现6063铝合金低温快速挤压成型, 应当适当调整合金成分, 提Si降Mg, 增强挤压时的流动性;应当改进模具结构设计, 增加模具的进料口倒角, 适当调整工作带宽度, 减小挤压成型阻力, 以适应快速流动, 保证几何尺寸, 控制模具温升;应当加装水雾喷淋装置, 以适应快速淬火要求, 抑制强化相析出, 保证理想硬度;降低铝棒预热温度, 使之保温在430℃ (原工艺标准:460℃) , 出料速度可从原有的15米/每分钟提高到25米/每分钟。

参考文献

[1]赵锡龙, 乔及森, 陈剑虹.6061铝合金热变形行为的研究[J].热加工工艺, 2009, 38 (02) :10-12.

[2]吕兆勇.6063铝合金型材挤压堵模的成因及其对策[J].铝加工, 2006, (05) :31-33.

[3]张金刚.6063铝合金挤压型材常见缺陷及其解决办法[J].有色金属加工, 2004, 33 (02) :27-30.

[4]谢建新, 刘静安.金属挤压理论与技术[M].北京:冶金工业出版社, 2012.

[5]张洪辉, 隋荣勃, 王坤.铝合金挤压模具寿命影响因素[J].中国有色金属, 2013, (03) :66-67.

[6]潘健怡.铝合金型材挤压的数值模拟及模具结构优化研究[D].广州:华南理工大学, 2010.

[7]柳瑞清, 蔡薇.6063铝合金热挤压变形特性[C].材料研究与应用新进展 (下卷) , 1999.

[8]丁发俊.提高6063铝合金挤压型材成品率的措施[J].轻合金加工技术, 2001, 29 (03) :35-37.

[9]关业武.6063合金型材力学性能的影响因素及改善对策[J].有色金属再生与利用, 2004, (09) :13-14.

液氮低温切削钛合金实验研究 篇2

关键词：钛合金TC4,液氮,低温切削,切削力

1 引言

钛合金具有比强度、比刚度高,且耐腐蚀,焊接性能好等特点,广泛用于飞行器结构材料。然而其导热性能低,化学活性高,加工难度大,限制了其应用范围,属典型的难加工材料。传统加工方法不能彻底解决钛合金难加工问题,使刀具磨损严重,加工质量无法保证,且切削液的大量使用对生态环境危害较大。故笔者进行了将液氮直接喷向切削区低温切削钛合金的实验研究,分析液氮冷却低温切削对钛合金的影响。

2 实验方案

实验设备:CK6136B数控车床,YDZ-100型自增压液氮罐,液氮喷射压力0.08MPa,流量0.6kg/min,DLF-4型电荷电压滤波积分放大器,YDC-Ⅲ89型压电式三向动态测力仪,TR240便携式表面粗糙度仪,读数显微镜,YM052硬质合金,γ0=5°;α0=7°;λs=0°。

实验方法:用两个同型号的刀片在相同的切削用量下进行干、低外圆车削实验,以保证实验的一致性。低温切削时首先将液氮喷向刀尖与工件接触区,以使刀具处于低温状态,然后进行切削实验。

3 实验结果分析

3.1 切削力测量及分析

工件材料、刀具及冷却方式一定时,影响切削力的主要因素有背吃刀量ap、进给量f、切削速度vc。现采用单因素法进行测量,分析三个方向的切削力随切削速度的变化规律。参数及结果如表1、图1。

分析影响效果图可知:

(1)液氮低温切削钛合金相比干切削,切削力Fz、Fy有所增加,但进给量方向力Fx下降。原因是低温脆性使得材料强度和硬度提高,主切削力和切深抗力增加,但液氮迅速气化带走大量热量减低了切削区的温度,使得粘结效应减小,摩擦系数减小,故进给力下降。

(2)干切削与低温切削两种情况下,切削力随切削速度的变化规律不同。

干切削状态,切削速度vc在30~60m/min主切削力Fz随切削速度的增大先减小后增大,切深抗力和进给力变化不大;这是由于钛合金切削时切削速度对切削力的影响包括切削温度和积屑瘤两方面。钛合金导热系数非常小,在切削区及切削刃附近产生的切削热不易散出,致使高温软化现象显著,故vc在30~50m/min时主切削力FZ随切削速度增大而减小;钛合金化学活性大,高温下易与气体发生化学反应,使得钛层硬度显著提升,在加上低速下塑性变形严重,使加工硬化取代高温软化作用成为主导因素,故在50~60m/min时,Fz随切削速度增大而增大,另一面也由于积屑瘤的产生与消失导致这一变化趋势。超过60m/min时,高温软化起主导作用且未形成积屑瘤,三个方向的切削力均随切削速度增加而减小低温状态下,切削速度增加,切削温度升高,工件材料强度和硬度下降,所消耗的切削功率减少,故切削力减小。

低温切削避免了积屑瘤的产生,防止因其不稳定造成刀具的磨损加剧,影响表面质量,这在精加工下是很有利的。

3.2 粗糙度测量及分析

表面粗糙度产生的原因可归为以下两方面:(1)几何因素所产生的粗糙度。主要取决于残留面积的高度。(2)切削过程不稳定因素所产生的粗糙度。如积屑瘤、鳞刺、切削变形、刀具边界磨损等。

粗糙度随切削速度的变化情况如表2、图2。

由图2可知,低温切削比干切削表面粗糙度值小;干切削:切削速度在50m/min左右时,粗糙度值最大,然后随切削速度继续增加而减小;低温切削:整个切削速度范围内粗糙度值随切削速度的增加而减小。

分析原因:干切削时,在50m/min左右切削钛合金易产生积屑瘤,影响表面质量,随着切削速度继续增加,高温软化起主导作用,不会产生积屑瘤,故表面粗糙度值降低;低温切削时,切削温度降低,使粘结现象不易发生,减小了工件材料的塑性变形,故表面粗糙度值减小。

(ap=1.25mm、f=0.25mm/r)

3.3 刀具磨损

切削过程中,刀具每切到一定程度就要测量其磨损值,该阶段可用切削时间衡量,也可用切削行程长度来衡量。考虑到钛合金干切削断屑困难,短时间易发生缠绕不易控制,采用切削行程来衡量刀具磨损。

切削行程长度值计算公式如式(1),切削用量:vc=60r/min,f=0.2mm/r,ap=0.75mm;

初值D=40mm,l=150mm;进行5次测量,测得磨损数据如表3。

其中:D-棒料直径;l-棒料切削长度。

由图3刀具磨损对比曲线可得知:

低温切削相比干切削钛合金时,后刀面的磨损状况得到较大改善,且随行程长度的增加趋势更加明显。液氮喷射在切削区,气化加快了切削热向外传导速度,从而降低了切削区的温度,且低温液氮降低了钛合金的塑性,减小切屑与刀具、刀具与工件的摩擦,从而减缓了刀具磨损。

3.4 断屑情况

图4为两种切削参数下的切屑图片。为避免刀具材料的不均匀性和刀具磨损带来的影响,采用干、低交替切削的方式进行。

从切屑形状对比图4可以看出:

切削速度较低时,干切削的切屑主要为较长缠绕屑,很容易缠绕在工件上,影响加工表面质量,低温切削主要为碎断切屑,切屑较短,断屑容易;切削速度较高时,干切削相比低温切削切屑积留在切削区,不易排出,断屑极其困难。试验中发现随切削速度的增加,干切削切削区切屑软化现象明显,有烧红的迹象且加工过程中噪声很大,影响切削顺利进行。低温切削则可以有效避免。分析原因:液氮具有较强冷却能力,钛合金冷硬现象严重,高温切屑遭遇液氮低温冲击突然冷却,降低了切屑的延展性,从而易断;此外,液氮喷射具有较强的冲击能力,这也是改善断屑情况的一个重要原因。

4 结论

钛合金液氮低温冷却切削相对于干式切削:(1)主切削力增大,但变化范围较小,且进给力有较大幅度减小,有利于提高工艺系统的稳定性,当切削速度超过60m/min时,这种变化趋势更加明显。(2)干切削时,切削速度在50m/min左右时会有积屑瘤产生,而液氮冷却低温切削有效地抑制积屑瘤的产生,减缓了刀具磨损,粗糙度值减小,表面质量得到改善。(3)断屑变得容易,低温切削时,切屑缠绕程度减轻,特别是切削速度超过80m/min时,干切削排屑变得困难,而低温切削仍然能够很顺利进行。

参考文献

[1]万宏强.低温切削技术及其应用研究[J].煤矿机械,2007,28(3):90-92.

[2]WANG Z Y.难切削材料的低温加工[J].国外金属加工,2001(2):1-8.

[3]李登万,陈洪涛.钛合金加工切削力试验研究[J].广西大学学报,2010,35(5):733-737

[4]HONGSY,etal.Frictionandcuttingforcesincryogenicmachiningof Ti-6Al-4V[J].Machine Tools&Manufacture,2001,41:2271-2285.

低温铝合金 篇3

低温喷雾射流技术是一门新兴的绿色制造技术,它集低温气液两相强对流、射流冲击、充分汽化三项强化换热优势于一身,能够实现少量切削液高效冷却加工,避免了传统切削液浇注冷却污染环境的弊端。目前国内外学者对低温喷雾射流技术的研究逐渐增多,例如,An[1]等通过试验证明了低温喷雾射流切削可以成倍地提高切削区域传热系数,降低切削温度,提高刀具耐用度。

另一方面,阻燃钛合金Ti40是一种新型稳定β相钛合金,主要应用于制造具有高强度、高韧性和阻燃特性的高推重比航空发动机压气机机匣零部件。它可以承受高温高压作用,同时最大程度地降低钛火现象的发生。但是,钛合金由于具有切削温度高、刀屑接触面积小、易粘刀等加工特性,是公认的难加工材料之一,尤其是β相钛合金更难加工。尽管国内外对钛合金材料的铣削机理已进行了大量研究[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16,17,18],其中不乏绿色切削钛合金的研究,但距离彻底解决钛合金的切削加工难题仍有不少问题需要突破。

鉴于此,本文针对阻燃钛合金Ti40材料,采用了两种冷却方式(包括油冷浇注和低温喷雾射流)对其进行 铣削试验,对比研究 冷却方式 对Ti40材料铣削加工刀具磨损行为的影响,分析了刀具磨损机理。在确认低温喷雾射流冷却方式优势的基础上,建立了刀具铣削温度模型,并进行了试验验证。

1试验方法及试验系统

1.1试验材料

工件材料为Ti40阻燃钛合金,是一种由V、Cr和Si固溶强化的Ti-V-Cr高合金纯β型钛合金,其化学成分见表1。工件材料的热处理状态为固溶 + 时效。硬度 为HRC29~36。常温下Ti40的主要物理力学性能见表2,其在不同温度下的力学性能见表3。可以看出,它是一种高温纯β型钛合金,具有较好的高温力学性能以及高温阻燃特性,因而切削该钛合金时,刀刃切削区温度高,承受的压力大,刀具磨损严重。

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1.2试验条件及方法

1.2.1试验条件

试验机床为XS5040立式铣床,采用三维视频显微镜记录和测量刀具磨损。使用的冷却润滑剂为30号机油和煤油混合油,体积比为3∶1。采用CVD耐高温涂层Ti(C,N)-Al2O3 硬质合金刀具,直径为25mm,刀尖圆角半径为3.1mm,切削前角为22°,后角为15°,轴向倾角为12°。综合考虑材料去除效率和刀具耐用度,试验采用切削用量如下:铣削速度v=80 m/min,径向切宽ae=1mm,轴向切深ap=3mm,每齿进给 量fz=0.1mm。

1.2.2试验方法

试验采用单齿,顺铣。采用油冷浇注和低温喷雾射流两种冷却方式。采用夹丝半人工热电偶法测量铣削温度,使用NIUSB-6211多功能数据采集卡采集温度信号。采用三维视频显微镜(型号为KH7700)测量刀具 磨损量,采用扫描 电镜(型号为HitachiS-3400NⅡ)进行刀具磨损形态观测。

对工件材料铣削加工过程中的后刀面磨损值VB进行跟踪测量,在磨损较均匀的位置测量三次后取平均值,即VB=(L2+L3+L4)/3,如图1所示,L1为磨损前的切削刃所在位置,L2、L3、L4为切削刃磨损后的三处测量值。测量时间的间隔根据刀具磨损发展速度的快慢进行适当调整,测量过程一直持续到刀具达到相应的磨钝标准为止。刀具磨 钝标准取后刀面平均磨损值VB =0.2mm。

1.3低温喷雾射流系统

低温喷雾射流系统如图2所示。高压气体经过调压阀调整后一路进入冷却枪1成为低温气体,随后进入到气动雾化喷嘴2的气体入口端,另一路进入密封良好的容器3内,由气压压出溶液,进入气动雾化喷嘴2的液体入口端。高压气体和液体在喷嘴喷口外部混合,产生低温喷雾射流。系统中气路一端设有气流调节阀,用以调节气路中的气流量,同时气路中冷却枪的气温调节阀用于调节气体压力和温度,调节后低温气体压力为0.2~0.5MPa,低温气流温度范围为-10~5℃。液路一端通过气动雾化喷嘴流量调节阀调节冷却润滑液的使用量。喷嘴喷射方位可调并定位在与进给方向成135°的角度,靶距可调。

2试验结果与比较

2.1冷却润滑方式对刀具磨损的影响

为研究不同冷却润滑方式下铣削刀具的磨损过程,通过三维视频显微镜跟踪测量刀具后刀面磨损情况,得到图3所示的后刀面磨损量随铣削时间的变化曲线。本试验铣削过程中,油冷浇注冷却油的使用量为1860mL/min,低温喷雾射流气体压力为0.5MPa,液体压力为0.5MPa,液体流量为96mL/min,靶距为10mm。喷嘴冷却润滑后刀面。

Ti40阻燃钛合 金不仅弹 性模量小,热导率小,而且高温下的强度下降很慢,此外,高温下的断裂韧性不降反升,因而切削温度很高。高温导致硬质合金刀具工作环境恶劣,刀具耐用度很低,必须采用在刀具表面涂抹涂层以提高高温耐磨性。由图3曲线可明显看出低温喷雾射流方式下刀具耐用度较油冷浇注高1倍。主要原因在于,低温喷雾射流冷却过程中,低温喷雾射流雾滴密度很高,雾滴粒径小且具有较大的冲量,冷却润滑介质比浇注冷却更容易充分地进入切削区域,热导率较高,由此降低了切削区温度,同时高速氮气流减小了刀具与工件间的摩擦,刀具涂层不易过早剥落,冷却与润滑行为同时作用,大大降低了刀具磨损速率,提高了刀具耐用度。难加工材料加工过程中,由于低温喷雾射流雾滴粒径更小,更易进入切削区,通常能够起到较好的润滑作用,使得刀具磨损较均匀。因此,阻燃钛合金Ti40铣削过程中虽然铣削温度过高,但低温喷雾射流能够有效降温,导致切削刀具温度保持在相对较低水平,刀具磨损减缓,刀具耐用度远高于油冷浇注的刀具耐用度。

铣削过程中,刀具切削温度越高,切出后冷却降温幅度越大,Ti(C,N)-Al2O3 涂层剥落就越剧烈,如图4所示。可以看出,油冷浇注条件下刀具后刀面磨损严重,这是因为油冷浇注冷却下切削区的冷却油在铣削高温下发生沸腾,后续的切削液不能及时进入切削区域,切削温度较高,而在低温喷雾射流冷却下,前刀面涂层剥落较明显,这是因为该冷却条件下刀具后刀面切削温度急剧降低,前刀面的Ti(C,N)-Al2O3 涂层与硬质合金基体由于热膨胀系数不同,结合部产生较大的热应力,进而生成裂纹,裂纹不断扩展,最终导致剥落;但是在低温喷雾射流条件下,后刀面涂层看不到明显剥落现象且后刀面磨损带宽度差异较小,刀具磨损形貌较油冷条件下得到明显改善。对切削刃部A区域进行EDS能谱分析,从元素分析结果来看,刀具基体 成分主要 包括:W元素占66.80%,C元素占25.48%,Co黏结剂占7.72%,没有检测到Ti、N、Al元素,表明此处刀具表面的Ti(C,N)-Al2O3 涂层已剥落。

2.2最佳喷雾射流参数的优化

由上述试验结果可知,相对于油冷浇注冷却润滑方式,低温喷雾射流冷却方式不仅大大提高了刀具铣削Ti40阻燃钛合金的刀具耐用度,而且改善了后刀面磨损形貌。对低温喷雾射流冷却和油冷浇注条件下的切削温度进行了测量,结果如图5所示。由图5可知,采用低温喷雾射流时的最高铣削温度530℃比油冷浇注时的最高铣削温度625℃降低了95℃。钛合金铣削温度的降低有利于刀具耐用度的提高[18],Ti40阻燃钛合金的刀具耐用度由油冷条件下的16min提高到低温喷雾射流时的34min。

根据文献[19]的研究,低温喷雾射流过程中,影响强化换热的因素主要有射流速度、雾滴粒径、喷雾流量和靶距,而这些因素在实际工作中的控制是直接通过调节气体压力、液体压力、靶距、液体流量这四个因素来实现的,但是这四个因素对铣削温度和刀具耐用度的影响规律还未明确。因此,需要建立刀具温度及耐用度和低温喷雾射流参数的关系模型,优化出最佳喷雾射流参数。考虑到阻燃钛合金Ti40铣削温度高是刀具快速磨损的主要原因,因此应采取控制铣削温度的方法来控制刀具磨损进程。本文采用响应曲面法[20]建模和分析4个喷雾射流因素变量对铣削温度的影响规律,进而间接反映出对刀具磨损的影响规律。选择二次响应曲面方程,考虑所有的一次项、二次项和两两交叉项,铣削温度响应和4个因素变量之间的关系表示如下:

即

式中,x1为气体压力;x2为液体压力;x3为靶距;x4为液体流量;b0、bi、bii、bij为系数。

每个因素选择4个水平,如表4所示,并采用中心复合设计试验,对应试验结果如表5所示。采用响应曲面法计算回归系数。通过试验及拟合分析,确定x1、x2、x3、x4、x24为显著影响因子。由此得出低温喷雾射流切削时刀具铣削温度数学模型为

对回归方程进行F检验。从表6可以看出,二次回归模型F值为8.91,其对应的概率P<0.0001 ,表明对切削温度建立的回归模型极其显著。切削温度的失拟项p =0.7978>0.05,表明回归模型的失拟不显著,采用响应曲面法建立的切削温度的回归模型是有效的,可以用此模型对铣削温度进行分析和预测。

从式(1)及图6可以看出,刀具铣削温度与气体压力、液体压力、靶距成线性关系,而铣削温度与液体流量成非线性二次函数关系,说明液体流量的使用量存在一个最优值。本文采用试验方法对已得出的数学模型进行验证,在选定气体压力、液体压力和靶距的基础上,研究液体流量对铣削温度和刀具耐用度的影响,并确定Ti40材料铣削加工时的最佳用量。为获取最低的铣削温度值及其相应的低温喷雾射流参数,对建立的数学模型进行最优化。最优化数学模型如下:

目标函数为

约束方程为

选用初始值为x0=(0,0,0,0)T,求得最优解为x=(0.5,0.5,5,83.24)T,minθ =511.8,即在给定参数范围内选取气体压力为0.5MPa,液体压力为0.5 MPa,靶距为5 mm,液体流量 为83.24 mL/min时 (后续验证 试验取整数83mL/min),可获得最 低铣削温 度为511.8℃。这表明低温喷雾射流铣削采用上述参数既降低了铣削温度,有利于刀具耐用度的提高,又减少了氮气和冷却油的使用量,节约了资源。

2.3低温喷雾射流刀具耐用度验证

为验证所建立的铣削温度数学模型及优化结果的可行性,进行了优化参数下的低温喷雾射流试验。刀具耐用度随液体流量变化曲线如图7所示(v =80 m/min,ae=1 mm,ap=3 mm,fz=0.1mm)。冷却润 滑剂流量 在气体压 力为0.5MPa,液体压力为0.5MPa,靶距为5mm,液体流量为83L/min时,冷却润滑效果最好,刀具耐用度约40 min,比原来的34 min提高了17%,验证了所建数学模型和优化结果的有效性。由低温喷雾射流的冷却机理分析可知,在同等加工条件下,刀具-切屑、刀具-工件接触面间的接触面积一定,则雾滴粒径越小、射流速度越大,冷却润滑效果越 好[20]。当靶距 由10 mm减小为5mm,液体流量由96mL/min减少为83mL/min时,雾滴粒径值降低,射流速度增大,此时雾滴填充数量较多,冷却效果较好。刀具耐用度结果说明优化后的参数对刀具磨损的抑制作用起到了较显著的效果。

3结论

(1)刀具耐用度试验结果表明相比传统浇注冷却,低温喷雾射流能更有效地降低切削温度,抑制刀具后刀面磨损,并减小后刀面磨损带宽差异,从而不仅提高了刀具耐用度,也改善了后刀面磨损形貌。

(2)采用响应曲面法对影响Ti40阻燃钛合金铣削温度的低温喷雾射流因素进行了分析,发现通过调节低温喷雾射流的气体压力、液体压力、靶距和液体流量可以有效降低铣削温度。提出间接通过建立铣削温度模型并以铣削温度最小为目标优化低温喷雾射流参数,从而采用优化的参数有效提高刀具耐用度的方法。由建立的刀具铣削温度模型优化结果及刀具耐用度试验验证可知,该方法是切实可行的。

(3)在给定切 削用量下 (v=80 m/min,ae=1mm,ap=3mm,fz=0.1mm),低温喷雾射流参数为气体压力0.5MPa,液体压力0.5MPa,靶距5mm,液体流量83mL/min时,刀具铣削阻燃钛合金的刀具耐用度最长,可达40min。

摘要：为研究低温喷雾射流对铣削Ti40阻燃钛合金过程中刀具磨损的改善效果,通过油冷浇注以及低温喷雾射流冷却润滑方式的对比分析,探讨了铣削过程中涂层硬质合金刀具的磨损行为与耐用度。研究了低温喷雾射流加工过程中气体压力、液体压力、靶距、液体流量对铣削温度的影响,利用响应曲面法建立了刀具铣削温度数学模型,确定了喷雾射流参数的最佳值,并进行了铣削验证。结果表明:低温喷雾射流较油冷浇注冷却润滑方式可更有效地抑制刀具磨损,能够成倍地提高刀具耐用度;建立的刀具铣削温度模型有效度高,误差较小,通过优化低温喷雾射流参数有效提高了刀具耐用度;低温喷雾射流铣削Ti40阻燃钛合金的最佳参数值为:气体压力0.5MPa,液体压力0.5MPa,靶距5mm,液体流量83mL/min。

低温铝合金 篇4

金属烤瓷修复体的瓷粉,根据烧结温度可以分为低温瓷粉和高温瓷粉[5]。低温瓷粉最初主要用于贵金属金合金,防止烧结温度过高引起金合金基底冠变形。另外,钛在800 ℃以下短时间内形成的氧化膜附着力比较高,超过800 ℃在界面就会形成多层结构的、疏松多孔的氧化膜,使金瓷结合强度明显下降[6]。因此钛及钛合金所匹配使用的也属于低温瓷粉。高温瓷粉主要应用于镍基烤瓷合金和钴基烤瓷合金。

高温瓷粉强度较高,烤瓷修复体易造成对颌牙过度磨耗,而低温瓷粉对天然牙磨耗小,如果能将低温瓷粉用于钴基烤瓷合金,则扩大了低温瓷粉的应用领域,避免了天然牙的过度磨耗。

使用不同瓷粉搭配不同的合金前,最好先进行实验研究,测试瓷粉与合金是否可以匹配使用。本实验拟研究低温瓷粉IPS d.SIGN、高温瓷粉IPS- Classic与钴基烤瓷合金Wirobond® C的金瓷结合强度,检验其是否可以匹配使用,为临床使用提供依据。

1 材料与方法

1.1 材料和仪器

Wirobond® C新配方钴铬烤瓷合金(Bego公司,德国);IPS d.SIGN帝赞低温瓷粉,IPS Classic经典高温瓷粉(Ivoclar Vivadent公司,列支敦士登); 0.5 mm厚蜡片及2.0 mm直径铸造用线蜡条(上海齿科材料厂);Gilvest HS磷酸盐铸造包埋材料(BK Giulini公司,德国)。

Plus F型真空搅拌机(Whip Mix公司,美国);DGZ250型多溶温高频自动铸造机(天津仪器设备厂);超声振荡仪(Shofu公司,日本);JG5833型笔式喷砂机(天津精工医疗设备厂);Programat P300烤瓷炉(Ivoclar Vivadent公司,列支敦士登);游标卡尺(杭州西湖量刃具厂);INSTRON 5848 MicroTester微力材料试验机(Instron Corporation公司,美国);JSM- 6460钨灯丝扫描电子显微镜(日本电子株式会社,日本);Fine coat ion sputter JFC- 1100型溅射镀金仪(JEOL Ltd.公司,日本)

1.2 实验方法

1.2.1 金属试件制备

采用失蜡法将Wirobond® C钴铬合金铸造为25 mm×3.0 mm×0.5 mm的金属试件,打磨,用180 μm Al2O3、 400 kPa压强喷砂处理,超声清洗10 min,吹干。随机分为A、B 2 组。

1.2.2 金瓷结合试件制备

将IPS d.SIGN低温瓷粉的Opaque糊剂涂于A组试件中央8 mm区域,按操作手册推荐程序设置烤瓷炉烧结温度,进行烧结。再次涂布Opaque,烧结。然后堆砌牙本质瓷,使用自制的塑料夹具,统一瓷体的大小为长约8.5 mm,宽约3.5 mm,厚约1.2 mm。按照程序烧结。然后打磨至所要求规格: 8.0 mm×3.0 mm×1.1 mm。

采用类似操作制备IPS Classic高温瓷粉的金瓷结合试件(B组)。

1.2.3 三点弯曲实验

A、B 2 组随机各取8 个试件进行三点弯曲实验[7]。将试件置于万能材料试验机上,加载速度为0.5 mm/min。记录金瓷开裂时的加载值,用公式τb=k·Ffail计算出金瓷结合强度(k为与金属材料的弹性模量和试件形状厚度有关的一个系数)。用SPSS 14.0软件分析实验结果(α=0.05)。

1.2.4 扫描电镜试件的制备

将A、B 2 组剩余的各2 个金瓷结合试件,放入自制的磨具中固定,自凝树脂包埋,沿一端瓷块末端切断金属片,制成圆柱状试件。用金相砂纸自400#,600#,800#,1000#,1200#,1500#流水冲洗下依次打磨,清水冲洗,置于95%酒精超声清洗,无油压缩空气吹干。

1.2.5 扫描电镜观察

对试件进行溅射镀金,扫描电子显微镜进行镜下界面观察。

2 结 果

三点弯曲实验的金瓷结合强度值见表 1。2 组的结合强度值均大于ISO9693标准中所要求的最低值25 MPa。

① 组间比较P<0.05

各组试件扫描电镜下所见(图 1):高温瓷粉组金瓷结合紧密,无缝隙,有散在气泡,气泡直径较小约2~4 μm,偶见直径约为5~6 μm的气泡。低温瓷粉组金瓷结合较高温瓷粉组略为疏松,未见明显缝隙,金瓷结合界面的气泡略多,气泡大小差异明显,小气泡直径约为2~3 μm,大气泡直径可达10 μm左右。

背散射电子成像中,高温瓷粉组的钴铬合金中可见分布较为均匀、散在、较亮衬度的点,并且在靠近金瓷结合界面的区域分布较密集,而在远离金瓷结合界面的区域分布较稀疏。对比低温瓷粉组的背散射电子成像并未发现这一情况,提示可能IPS Classic高温瓷粉中有平均原子序数较大的成分扩散到了钴铬合金中,而IPS d.SIGN低温瓷粉中不含有该成分。

A:低温瓷粉组二次电子成像; B:低温瓷粉组背散射电子像; C:高温瓷粉组二次电子像; D:高温瓷粉组背散射电子像。箭头1所指为气泡,箭头2所指为均匀、散在、较亮衬度的点

3 讨 论

3.1 关于金瓷的热膨胀系数

形成良好的金瓷结合的重要条件为所使用的合金应当与结合的瓷有匹配的热膨胀系数值。通常要求烤瓷的热膨胀系数略小于金属的热膨胀系数,两者之差控制在0.9×10-6~1.5×10-6/℃。本实验中,IPS d.SIGN低温瓷粉的热膨胀系数在(12.0~12.6)×10-6/℃之间,IPS Classic高温瓷粉的热膨胀系数在(12.6~13.2)×10-6/℃之间,而Wirobond® C新配方钴铬烤瓷合金的热膨胀系数在(14.0~14.2)×10-6/℃之间。IPS d.SIGN低温瓷粉与IPS Classic经典高温瓷粉相比,其热膨胀系数更低,这可能是其与Wirobond® C钴铬烤瓷合金的金瓷结合强度较低的原因之一。

3.2 关于金瓷结合断裂的形式

金瓷结合体通常有3 种类型的结合破坏方式:瓷层内部断裂、金属氧化层内断裂和金属与金属氧化物间的断裂。本实验在三点弯曲测试后,肉眼观察瓷脱落后的界面,发现2 组均未出现瓷完全从界面剥脱的情况,都有瓷的剩余。这也为临床上采用剩瓷率(瓷黏附试验)来研究金瓷结合强度提供可能。发生瓷层内部断裂的情况下,几乎都出现在opaque遮色瓷与dentin体瓷之间,提示瓷层中opaque遮色瓷与dentin体瓷的结合界面可能是受力的薄弱区域。在临床也常会见到烤瓷冠发生崩瓷后有opaque遮色瓷的残留。

3.3 关于烤瓷内的气孔

堆瓷的过程中轻敲震荡可以使瓷中所含水分溢出,但不能完全避免瓷层中气孔的产生。已经烧结致密的瓷内如果再产生气体也会形成气孔,烧结后期瓷层中连通的气孔逐渐过渡成封闭的气孔。反复烧结会使瓷粉内的碳酸盐不断分解,产生更多的滞留气体,致使封闭气孔增多,一些靠近表面的封闭气孔可能发生聚集,融合,变为开放气孔,从而造成瓷表面气孔增多。烧结时金瓷界面物质的化学反应也会在界面产生气孔。多个封闭气孔融合,使得气孔体积增大。张钊等[8]通过研究认为,反复烧结会使瓷粉中的碳酸盐不断分解;随着烧结次数的增加,烤瓷表面和内部的气孔均出现增多、变大和聚集的变化,同时瓷断面的玻璃态结构也由平坦均质结构变为高低不平的片块状结构,表明多次烧结导致金属烤瓷修复体中瓷的结构缺陷增加,成为外力作用时的薄弱区域。本实验中IPS Classic高温瓷粉组金瓷结合界面散在直径较小的气泡,而IPS d.SIGN低温瓷粉组金瓷结合界面的气泡较IPS Classic高温瓷粉组略多,气泡大小差异明显。过多、过大的气泡是IPS d.SIGN低温瓷粉组比IPS Classic高温瓷粉组的金瓷结合强度低的一个可能原因。提示临床上增加瓷在金属表面的润湿性,减少气泡的产生,是提高金瓷结合强度的一个重要手段。

3.4 关于高温瓷粉组钴铬合金中均匀散在的较亮衬度的点状影像

关于背散射电子成像中高温瓷粉组的钴铬合金中较亮衬度的点,其原因可能是IPS Classic高温瓷粉的opaque瓷与IPS d.SIGN低温瓷粉的opaque瓷的主要成分中的元素有差异。筛选差异的元素成分,要求原子序数大于钴。IPS Classic高温瓷粉属于传统的热烧结陶瓷(长石瓷),IPS d.SIGN低温瓷粉是玻璃陶瓷。IPS d.SIGN低温瓷粉中用一种不透明的磷灰石-白榴石玻璃陶瓷基质来替代了IPS Classic高温瓷粉所用的SnO2,不含Sn元素。SnO2的氧化膜可以增加瓷在合金表面的润湿性,增强黏附,从而提高了金瓷结合强度。可能是SnO2 这种成分产生了高温瓷粉组的钴铬合金中分布较为均匀的、较亮衬度的点状影像。如果要进一步确认这种点状影像的成分,则需要进行电子探针微量分析法来分析组成元素,在今后的实验中有待进一步研究。

4 结 论

IPS d.SIGN低温瓷粉及IPS Classic高温瓷粉都可以与Wirobond® C钴铬烤瓷合金匹配使用,两者的结合强度值均大于ISO9693标准中所要求的最低值25 MPa,并且差异具有显著性(P<0.05),可以满足临床应用要求。

IPS d.SIGN低温瓷粉与钴铬烤瓷合金的结合强度比IPS Classic高温瓷粉与钴铬烤瓷合金的结合强度低,并且差异具有显著性(P<0.05),提示选择瓷粉和合金进行匹配使用时应当考虑热膨胀系数的匹配。

参考文献

[1]张怀勤,光寒冰,赵云凤.贵金属在烤瓷修复中的应用[J].口腔材料器材杂志,2002,11(2):92-93.

[2]Craig RG,Powers JM.赵信义,易超(译).牙科修复材料学[M].西安:世界图书出版公司,Elsevier(Singapore)PteLtd,2002:372-381.

[3]de Melo RM,Travassos AC,Neisser MP.Shear bondstrengths of a ceramic system to alternative metal alloys[J].J Prosthet Dent,20059,3(1):64-69.

[4]Huang HH.Surface characterization of passive film on NiCrbased dental casting alloys[J].Biomaterials,2003,24(6):1575-1582.

[5]于海洋.现代牙科技师手册[M].北京:科学技术文献出版社,2007:221.

[6]任卫红,郭天文,张艺权,等.铸造纯钛和锻造纯钛与瓷的结合性能比较[J].实用口腔医学杂志,20021,8(2):129-131.

[7]Wood MC,Thompson GA,Agar JR.A comparison ofdebonding strengths of four metal-ceramic systems with andwithout opaque porcelain[J].J Prosthet Dent,2007,97(3):141-149.