TA15合金富氧α层扩散分析及厚度预测

在钛合金产品高温成形过程中,表面会吸附大气氛围中的氧、氮、氢,形成包括富氧α层、氧化层以及防护涂料在内的污染层。污染层会降低材料的抗拉强度、断后伸长率等力学性能,缩短产品的使用寿命。本文利用菲克第二定律对TA15合金在860~950℃下的富氧α层厚度进行研究,并利用恒定温度下求解方法,解得氧元素在TA15合金内扩散的激活能Q为211897.4J/mol,并求得其扩散曲线。最后,提出利用面积求解TA15合金在工艺状态下富氧α层厚度的方法,为后续研究提供思路。

钛合金富氧α层的形成与测定方法研究

采用显微硬度测试法,结合微观组织观察分析,对TC2和TA15钛合金板材热处理富氧α层深度随热处理温度和时间的变化规律进行了实验研究,得出了TC2和TA15钛合金在600￣1000℃范围内不同温度热处理的富氧α层深度的显微硬度测试方法。为钛合金热成形过程的工艺控制和表面质量检验提供参考依据。

富氧α层对钛合金直角接头开裂的影响

某液压系统进行地面开车试验约2 h时发现钛合金直角接头喷油现象,后更换另一件直角接头继续工作约3 h,在同样位置也发生开裂喷油现象。通过断口宏微观观察、能谱分析、金相检查和硬度测试,确定了直角接头的开裂性质和原因。结果表明:直角接头开裂性质为疲劳开裂;开裂原因主要与接头承受了较大应力和源区存在较厚的富氧α层有关;建议在彻底去除富氧α层的前提下,适当增加结构的设计裕度。

TA15和TA2钛合金富氧α层生成机制

研究TA15和TA2两种α型钛合金不同热处理条件下富氧α层的形成。讨论合金中富氧α层的生成动力学和热力学。利用光学显微镜观察富氧α层并测量其厚度。结果表明,加热温度和保温时间均影响钛合金中富氧α层的形成,且温度为主要因素。富氧α层的厚度生长动力学曲线呈抛物线型,受氧扩散控制。计算出TA15和TA2钛合金富氧α层的生成激活能,分别为146.48 kJ/mol和59.97kJ/mol,说明TA2钛合金更易生成富氧α相。产生这种差异的主要原因是TA15的合金类型及合金元素的添加有助于阻止氧元素在α相中的扩散。建立TA15钛合金富氧层厚度-温度-时间的关系曲线。

3种钛合金富氧α层的生长规律

分析了3种钛合金(TC2、TC4和TC6合金)在不同热处理条件下富氧α层的生长规律,并计算了生成动力学和热力学。结果表明,富氧α层厚度随加热温度和保温时间的增加而增加,温度是影响富氧α层厚度的主要原因。富氧α层的生长受氧扩散过程影响,富氧α层厚度与t^(1/2)呈线性关系。TC2、TC4和TC6合金富氧α层的热激活能分别为106.1、110.1、47.7 kJ/mol。由于氧的固溶强化作用,富氧α层显微硬度高于基体硬度,通过显微硬度法测量富氧α层厚度值要高于金相法的测量值。

常规热处理对TC4合金富氧α层及力学性能的影响

研究了在大气条件下,常规热处理对TC4合金富氧α层及其性能的影响。结果表明,随加热温度升高及保温时间的延长,TC4钛合金富氧α层厚度增厚,且TC4钛合金强度、伸长率及断面收缩率随富氧α层厚度的增加而降低。TC4钛合金富氧α层的生长动力学曲线呈抛物线形规律,受氧扩散控制,可用y=at1/2描述。富氧α层的生成属于热激活行为,并建立了生成预报模型。

热处理对TC6合金富氧α层形成的影响

研究了TC6合金不同热处理条件下的富氧α层,讨论了生成动力学和热力学。研究结果表明,TC6合金只有在700℃以上才会生成富氧α层,并且温度越高,富氧α层越厚;TC6合金富氧α层的生成动力学曲线呈抛物线形,受氧扩散过程的控制,可以用y=at1/2进行描述;TC6合金富氧α层生成属于热激活行为,其激活能为140 kJ/mol。

基于BP神经网络的TC6钛合金富氧α层厚度与热暴露温度、时间关系预报

将TC6钛合金经过不同热暴露工艺处理后,测得其富氧α层的厚度。利用BP人工神经网络建立富氧α层的厚度与热暴露工艺(热暴露温度、保温时间)之间的关系网络模型。结果表明:所建的模型可以很好的预报不同热暴露工艺下富氧α层厚度,而且还可以通过富氧α层厚度得到最优的热暴露工艺。建立了富氧α层厚度为50μm热暴露工艺临界图以便指导生产实践。

玻璃润滑剂对TC6钛合金抗氧化行为的影响

研究了涂覆玻璃防护润滑剂及不同涂覆厚度对TC6钛合金试样抗氧化行为的影响。分析了试样表面富氧α层和硬度的变化规律。结果表明,涂覆玻璃防护润滑剂显著改善了钛合金表面的高温抗氧化性能,且玻璃防护润滑的涂覆厚度为0.1～0.2 mm时能获得最优的抗氧化性。

TC6钛合金叶片裂纹的产生原因

TC6钛合金叶片在榫头加工后发现叶背侧存在沿叶身横向分布的裂纹。采用宏观观察、断口分析、金相检验、硬度测试等方法,对叶片裂纹产生的原因进行分析。结果表明:裂纹起源于叶背侧表面,并向叶盆侧扩展;高温锻造过程中,叶片近表面发生吸氧反应,形成了富氧α层;榫头加工过程中,叶片承受一定的弯曲载荷,叶背侧厚度较大区域表面承受的应力较大。榫头加工时的弯曲载荷作用和热成型时产生的富氧α层均会促进裂纹萌生和扩展。

钛合金壳体开裂失效分析

某钛合金壳体在进行冲击试验时开裂,外表面有液压油喷出。对钛合金壳体裂纹进行了外观检查,对其裂纹断口进行了宏、微观观察,并对其组织和硬度进行了检查。结果表明:钛合金壳体的裂纹性质为疲劳开裂;在壳体进行粗加工过程中,壳体壁厚较薄部位的硬而脆的富氧α层处萌生了裂纹,并发生了扩展。

工业纯钛TA1的高温摩擦与磨损行为

工业纯钛(TA1)表面塑性剪切抗力较低且氧化膜保护作用有限,在滑动摩擦时会产生严重的磨损行为。经高温氧化处理的TA1圆盘试样通过高温摩擦磨损试验机以及扫描电镜(SEM)和能谱(EDS)分析,研究实验温度、氧化膜及富氧α层对TA1摩擦磨损行为的影响规律。结果表明,由于磨屑的润滑作用,在相同的载荷和磨损时间下,有氧化层TA1的摩擦因数范围在0.07~0.3,无氧化层TA1摩擦因数范围在0.55~0.9之间。摩擦磨损实验温度越高,有氧化层的TA1摩擦处的犁沟形貌分布越多、越深。对于无氧化层TA1试样,随温度升高和对磨时间的延长,裂纹更易扩展形成剥层磨损。TA1材料的主要磨损方式为剥层磨损、黏着磨损以及氧化磨损,无氧化膜及富氧α层的TA1材料黏着磨损更为严重。表面硬度和磨损机制不同造成高温下摩擦磨损性能的差异。

增材制造大型钛合金横梁缺陷分析

增材制造大型TC4钛合金横梁成形完成后进行缺陷检查,通过超声检测对梁缺陷的尺寸和位置进行检测,然后通过线切割对相应位置进行取样,磨制抛光后利用体视显微镜、金相显微镜、扫描电镜和能谱检测仪的手段,分别对缺陷类型及形貌进行分析统计,对缺陷附近组织、缺陷内部形貌进行观察分析,对夹杂物成分进行能谱检查,分析得出缺陷类型和形成原因。结果表明:TC4钛合金横梁的孔洞缺陷为熔合不良造成,与成形过程中局部出现搭接率和和Z轴单层行程ΔZ匹配不良的情况有关;夹杂缺陷为氧化物夹杂,是由于熔覆环境受到一定程度的氧气污染,合金熔滴表面反应生成氧化皮夹杂嵌入基体,氧气的存在同时影响熔合不良孔洞附近组织,使其出现α相增多和富氧α层的现象。

钛合金铸件基体火焰烧伤对荧光渗透检测的影响

目的为钛合金铸件生产过程后续相应工艺改进提供技术支持。方法分析浇冒口附近反复出现裂纹的原因,对ZTC4和ZTA15两种合金产品进行生产跟踪、工艺试验安排以及切片金相微观组织分析。结果火焰切割浇冒口后铸件表面出现荧光微裂纹,且目视可见,后期热等静压(HIP)工序铸件表面裂纹依然存在,而且并没有衍生新的裂纹。焊接处理,表面裂纹扩大化,并且呈环形分布。得出铸件基体裂纹产生原因:火焰切割浇冒口使铸件基体烧伤产生裂纹,烧伤部位表面产生富氧α层,导致零件焊接性能差,产生表面开裂。结论后期通过对产生烧伤裂纹铸件,保证将富氧α层完全去除方式,提高焊接质量,使铸件表面质量满足要求。

前箱底焊缝的断裂失效分析

油箱前箱底γ环和前底通过自动氩弧焊焊接而成,在水压试验过程中出现漏水现象。通过荧光无损探伤、断口分析、金相检验、残余应力测试确定了前箱底的失效原因。结果表明,焊缝组织中的富氧α层导致前箱底脆性裂纹的萌生,是其开裂的主要原因,焊缝存在较大的残余拉应力、焊缝组织粗大促进了前箱底脆性开裂。建议加强焊接过程中的气氛保护,以避免在零件表面形成富氧α层,并检查和完善焊接工艺、热处理工艺。