发布日期：2026-6-30 11:26:42
引言
作为一种典型的轻质金属，TC11钛合金因其比强度高、抗腐蚀能力强及热稳定性好等特性[1-2]，成为航空航天领域关键零部件的首选材料[3-10],尤其是在航空发动机关键零部件中[11-12],已得到广泛应用。但钛合金材料因表面耐疲劳、硬度、耐磨损和微动磨损性能差的缺点，应用受到限制[13]。由于钛氧化物硬度较高，且氧极易渗透至基体中形成固溶体[14-15],因此可采用渗氧的方法对钛合金表面进行强化。Bertrand利用这种工艺生成具有黏附性的薄氧化膜，显著提高了轻载下钛合金的磨损性能。Dong等[17]在此基础上利用氧扩散(OD)和热氧化(TO),发展了一种新的氧促进扩散技术并成功应用于低强度钛合金。已有文献[18]报道,钛合金渗氧处理(又称硬化处理)可在特定温度下,使零件表面层与空气中的氧充分饱和，形成高硬、高耐磨性的扩散层，即氧在α相中的饱和固溶体层，从而达到提高零件表面耐磨性和加工后光洁度的目的。作者前期对TC11钛合金渗氧工艺开展了技术研究，将钛合金零件埋入刚玉砂中，在空气炉中加热至700一850℃，保温一定时间后，形成高硬度的扩散层。研究表明，随着渗氧温度升高、时间延长，渗氧层越厚，表面硬度越大，但渗氧层较疏松，强化效果减弱。为获得高质量的渗氧层，提高零件表面耐磨性，本文在不改变现有渗氧工艺的基础上,研究了真空预处理对TC11钛合金渗氧能力的影响。
1、试验部分
1.1试验材料
试验选用两种规格的TC11钛合金棒材(Φ36 mm和32mm),其化学成分列于表1。渗氧用刚玉砂规格为10-20目,符合GB/T2478-2022要求。
表1 TC11合金化学成分
Table 1 Chemical composition of TC11 alloy
| 元素 | Ti | Al | Mo | Si | Zr | Fe | C | N | H | O | 其他杂质单项 | 杂质总量 |
| w/% | 余量 | 6.6 | 3.5 | 0.29 | 1.8 | 0.03 | <0.01 | 0.01 | 0.002 | 0.15 | <0.1 | <0.4 |
1.2试验设备
本试验使用设备主要包括箱式炉、滑底炉、真空炉、显微硬度计、金相显微镜等。
1.3试验方法
1.3.1真空预处理对渗氧层影响试验
试验针对不同热处理状态下两种规格的TC11合金棒材进行真空预处理，并采用800℃×6h的成熟渗氧工艺,分别开展直接渗氧和不同预处理后渗氧。通过显微硬度计测试渗氧层厚度与表面硬度，并与未真空预处理试样进行对比分析。
采用不同的加工参数及真空预处理冷却方式以改变试样的表面状态,并将真空预处理安排在加工的不同阶段，预处理后进行渗氧。分别设置2种车加工参数及2种磨加工参数,具体参数如下:车加工I,转速250r·min⁻¹,进给3mm,走刀1mm·min⁻¹;车加工II,转速160r·min⁻¹,进给8mm,走刀2mm·min⁻¹;磨加工I,砂轮线速度35m·s⁻¹,磨削深度0.005mm;磨加工II,砂轮线速度15m·s⁻¹,磨削深度0.025mm。
1.3.2真空预处理对TC11合金的影响分析试验
探究真空热处理与常规空气炉热处理的工艺差异,以及两种热处理方式对合金性能产生的不同影响。采用TC11合金棒材模拟某零件的加工过程，研究氢含量、表面污染层、近表面组织等因素对TC11钛合金渗氧能力的影响。氢含量检测采用惰性气体熔融法，使用设备为氧氮氢联测仪，采用金相检测法测定表面污染层及近表面组织。
2、结果与讨论
2.1真空预处理对渗氧层的影响
2.1.1退火方式对渗氧层的影响
为探究真空预处理对渗氧层的影响，分别采用空气退火和真空退火两种工艺对两种规格的TC11合金棒材进行预处理，退火参数均设定为950℃、保温1h。对不同热处理状态的试样进行渗氧试验，结果如表2所示。从表2可见，TC11钛合金经真空预处理再进行渗氧，渗氧层表面硬度和深度均显著提高。
表2 真空预处理试验结果
Table 2 Vacuum pretreatment test results
| 试样编号 | 棒材规格 | 退火工艺 | 表面硬度(HV) | 渗氧层深度/mm |
| B1T | Φ36mm | 空气退火 | 414 | 0.045 |
| B1Z | Φ36mm | 真空退火 | 560 | 0.080 |
| B2T | Φ32mm | 空气退火 | 452 | 0.045 |
| B2TZ | Φ32mm | 空气退火+真空退火 | 567 | 0.095 |
为确认真空预处理可提高渗氧能力,对7种不同热处理制度的试样(Φ36mm棒材)在原热处理状态基础上增加一次真空退火(950℃×1h),并与未进行真空退火的试样一起渗氧，比较其渗氧层表面硬度和深度,结果如表3所示。从表3可见,真空预处理可显著提高TC11合金渗氧能力。其中，渗氧层表面硬度提高23%-53%,渗氧层深度提高42%-111%。
表3 真空预处理验证试验结果
Table 3 Vacuum pretreatment verification test results
| 试样编号 | 空气退火 | 真空退火 | 表面硬度(HV) | 渗氧层深度/mm |
| X01 | 970℃×2h | — | 510 | 0.050 |
| T01 | 970℃×2h | 950℃×1h | 642 | 0.080 |
| X21 | 950℃×1.5h | — | 503 | 0.050 |
| T21 | 950℃×1.5h | 950℃×1h | 630 | 0.080 |
| X91 | 950℃×2h | — | 513 | 0.055 |
| T91 | 950℃×2h | 950℃×1h | 631 | 0.085 |
| X41 | 950℃×3h | — | 455 | 0.045 |
| T41 | 950℃×3h | 950℃×1h | 695 | 0.095 |
| X71 | 950℃×5h | — | 498 | 0.060 |
| T71 | 950℃×5h | 950℃×1h | 608 | 0.085 |
| X31 | 950℃×1h两次 | — | 459 | 0.050 |
| T31 | 950℃×1h两次 | 950℃×1h | 612 | 0.085 |
| X81 | 950℃×1h四次 | — | 494 | 0.055 |
| T81 | 950℃×1h四次 | 950℃×1h | 616 | 0.095 |
2.1.2加工工序及工艺参数对渗氧层的影响
结合某零件的加工过程,采用不同加工参数及真空退火冷却方式改变试样的表面状态,并将真空热处理安排在加工的不同阶段，预处理后进行渗氧。设计了8种不同加工工序及工艺参数的试验方案,对试样渗氧层进行检测,结果列于表4。从表4可见,车加工参数、磨加工参数以及冷却方式对渗氧层的硬度和深度无明显影响。
表4 预处理工序及参数对渗氧层影响
Table 4 Effect of different pretreatment processes on the oxygen penetration layer
| 试样编号 | 渗氧前处理工艺 | 表面硬度(HV) | 中心硬度(HV) | 渗氧层深度/mm |
| 1ZK1ST | 车加工I+真空退火(空冷)+磨加工I | 548 | 321 | 0.070 |
| 1ZK2ST | 车加工I+真空退火(空冷)+磨加工II | 541 | 335 | 0.060 |
| 2ZK1ST | 车加工II+真空退火(空冷)+磨加工I | 563 | 325 | 0.062 |
| 2ZL1ST | 车加工II+真空退火(炉冷)+磨加工I | 546 | 338 | 0.067 |
| 21ZST | 车加工II+磨加工I+真空退火(空冷) | 527 | 326 | 0.068 |
| 22ZST | 车加工II+磨加工II+真空退火(空冷) | 565 | 341 | 0.058 |
| KT2ZK1ST | 空气退火+车加工II+真空退火(空冷)+磨加工I | 547 | 334 | 0.068 |
| KT21ZST | 空气退火+车加工II+磨加工I+真空退火(空冷) | 578 | 326 | 0.068 |
2.2真空预处理影响原因分析
对比分析真空热处理与常规空气炉热处理的工艺差异,探究了两种热处理工艺下TC11合金的氢含量、表面污染层及近表面组织的变化。
2.2.1氢含量变化
为分析TC11材料在渗氧过程的氢含量变化,对36mmTC11合金棒材在不同热处理条件下的氢含量进行测试,结果如表5所示。由表5可知,试样经空气退火、渗氧及二次退火过程,氢含量无明显变化,而真空退火可显著降低氢含量。
表5 热处理工艺对氢含量的影响
Table 5 Effect of heat treatment process on hydrogen content
| 试样编号 | 空气退火 | 真空退火 | 渗氧 | 二次退火 | 氢含量/(μg·g⁻¹) |
| Y | — | — | — | — | 5.53 |
| K1 | 950℃×1h | — | — | — | 7.07 |
| K2 | 950℃×1h | — | 800℃×8h | — | 5.43 |
| K3 | 950℃×1h | — | 800℃×8h | 650℃×6h | 4.73 |
| Z1 | — | 950℃×1h | — | — | 1.03 |
| Z2 | — | 950℃×1h | 800℃×8h | — | 1.63 |
| Z3 | — | 950℃×1h | 800℃×8h | 650℃×6h | 1.77 |
| KZ1 | 950℃×1h | 950℃×1h | — | — | 1.20 |
| KZ2 | 950℃×1h | 950℃×1h | 800℃×8h | — | 1.73 |
| KZ3 | 950℃×1h | 950℃×1h | 800℃×8h | 650℃×6h | 2.10 |
为分析氢含量对TC11材料渗氧能力的影响，对试样进行氮化增氢及真空退火处理，在不同氢含量的条件下进行渗氧，测试结果如表6所示。从表6可以看出，原试样氢含量为22.0μg·g⁻¹,由于未进行真空热处理，其渗氧层硬度及深度均偏低。经氮化增氢处理的N1及N2试样，氢含量已增至500μg·g⁻¹以上,渗氧层硬度及深度均有所提高。对比真空退火试样(N1T、N2T、N1TF和N2TF)的渗氧情况可知,经分压真空处理后的试样氢含量显著高于高真空除氢处理试样,但前者渗氧层硬度及深度仅略高于后者。结果表明，试样氢含量对渗氧能力无显著影响。
表6 氢含量对渗氧能力的影响
Table 6 Effect of hydrogen content on oxygen permeation ability
| 试样编号 | 氮化增氢 | 真空退火 | 氢含量/(μg·g⁻¹) | 表面硬度(HV) | 渗氧层深度/mm |
| ST | — | — | 22.0 | 452 | 0.040 |
| N1 | 580℃×20.5h | — | 528.3 | 547 | 0.055 |
| N2 | 630℃×37h | — | 731.6 | 485 | 0.050 |
| N1T | 580℃×20.5h | 950℃×1h(高真空) | 0.8 | 609 | 0.070 |
| N2T | 630℃×37h | 950℃×1h(高真空) | 1.4 | 589 | 0.073 |
| N1TF | 580℃×20.5h | 950℃×1h(分压真空) | 9.4 | 644 | 0.082 |
| N2TF | 630℃×37h | 950℃×1h(分压真空) | 9.4 | 598 | 0.090 |
2.2.2表面污染层影响
对TC11棒材空气退火与真空退火后的表面组织进行观察，结果如图1所示。从图1可见，TC11棒材经真空退火后表面出现白亮层，推测该现象是合金表层吸氧所致。表面显微硬度达469HV0.05,显著高于基体硬度(317HV0.05);渗氧层硬化层深度达0.05mm,其影响层深度达0.10mm。
真空热处理提高了TC11合金的渗氧性能,该机制与真空氛围下的预渗氧工艺密切相关。设置多种工序流程试验,试样在真空热处理后均进行磨加工,统计加工量并开展渗氧试验,结果如表7所示。试样1ZK1ST、1ZK1ST、2ZK1ST和2ZL1ST在真空热处理后加工量均超出基体硬化影响层厚度,但其渗氧能力仍显著提升，渗氧层深度明显大于未经真空热处理试样。当试样真空热处理加工量超过1 mm时，渗氧表面硬度明显降低，这说明真空热处理对TC11合金的影响发生在近表面。
表7 真空热处理后加工量对渗氧层的影响
Table 7 Effect of machining amount on oxygen penetration layer after vacuum heat treatment
| 试样编号 | 加工量/mm | 表面硬度(HV) | 渗氧层深度/mm |
| 1ZK1ST | 0.13 | 523 | 0.065 |
| 1ZK2ST | 0.16 | 509 | 0.075 |
| 2ZK1ST | 0.09-0.12 | 529 | 0.065 |
| 2ZL1ST | 0.12 | 532 | 0.080 |
| J1 | 0.03 | 556 | 0.065 |
| J2 | 0.05 | 568 | 0.075 |
| J3 | 0.15 | 573 | 0.075 |
| J4 | 0.20 | 541 | 0.060 |
| J5 | 0.50 | 533 | 0.070 |
| J6 | 1 | 496 | 0.045 |
| J7 | 3 | 419 | 0.045 |
2.2.3近表面组织变化
试验采用36mmTC11合金棒材模拟零件加工过程，加工过程中使用空气氛围(950℃×1h)和真空氛围(950℃×1h)两种热处理方式，对试样基体及近表面的金相组织进行观察及对比分析，结果如图2所示。
从图2可见，TC11钛合金为双态组织，由初生α相及转变β相组成。对比基体组织发现，α相尺寸差别不大，空气热处理及真空热处理试样的基体组织α相质量分数分别为41.2%和41.6%,表明在相同的热处理制度(950℃×1h)下，热处理方式对TC11合金基体组织影响不大。对比近表面组织可以发现,经真空热处理后的近表面组织中α相较密集,而空气热处理后近表面组织中α相稀疏,其α相质量分数分别为40.3%及50.9%,影响层深度达0.2-0.4mm,这是由于真空氛围通过抑制表面氧化,降低氧分压，促进表面α相形核与长大，且其仅作用于近表面扩散层，基体因未受表面氧/真空氛围影响，相变驱动力不足,组织无明显变化。氧在α-Ti中的最大溶解度可达14.5%,而在β-Ti中于1740℃时氧的最大溶解度仅为1.8%,在Ti-O固溶体中,氧以氧化物形式存在于钛晶格中，钛中固溶氧后可显著提高钛α→β转变的相变温度，氧在α-Ti里的扩散系数远大于β-Ti,当α相质量分数从40.3%提升至50.9%时，氧在近表层的整体有效扩散速率显著加快,同时晶格畸变进一步助推氧扩散,因此提高显微硬度及渗层厚度[19-21]。当真空预处理的加工量未超过影响层深度时,TC11合金渗氧能力均可得到有效提升,且不受加工方式影响。因此,真空预处理通过改变TC11合金近表面α相含量提高合金渗氧能力，进而提升表面硬度及渗层深度。
3、结论
(1)在不改变现有渗氧工艺参数的基础上，真空预处理可显著提高TC11钛合金渗氧能力。
(2)真空预处理通过改变TC11合金近表面α相含量提高了TC11合金渗氧能力，改变了渗氧层表面硬度和深度，更好地满足了零件的表面耐磨性要求。
参考文献
[1] 吴小燕，苏超群，汤洋，等.激光冲击TC4钛合金材料本构模型参数的修正方法[J].机械工程与自动化，2024(2):64-65.
[2] 董宝昆，张宇航，行登海，等.超声冲击强化工艺对钛合金表面质量及磨损性能影响研究[J].航空科学技术，2023(12):43-58.
[3] Zhao S, Meng F Y, Fan B L, et al. Evaluation of wear mechanism between TC4 titanium alloys and self-lubricating fabrics[J]. Wear, 2023, 512: 204532.
[4] 席国强，邱建科，雷家峰，等.Ti-6Al-4V合金的室温蠕变行为[J].材料研究学报，2021, 35(12): 881-892.
[5] Yu H Y, Liang W P, Miao Q, et al. Microstructure and wear behavior of (ZrTaNb)C/N quaternary ceramic coatings prepared by double-cathode glow plasma surface alloying on titanium alloy[J]. Wear, 2023, 523: 204789.
[6] 沈建成，张俊喜，王国飞，等.温度对TC11钛合金摩擦磨损行为的影响[J].热加工工艺，2023, 52(23): 135-138.
[7] Li B Q, Zhou H G, Liu J F, et al. Multiaxial fatigue damage and reliability assessment of aero-engine compressor blades made of TC4 titanium alloy[J]. Aerospace Science and Technology, 2021, 119: 107107.
[8] Singh P, Pungotra H, Kalsi N S. On the characteristics of titanium alloys for the aircraft applications[J]. Materials Today: Proceedings, 2017, 4(8): 8971-8982.
[9] 赫家禹，吴向清，谢发勤，等.钛合金表面激光重熔微弧氧化层的组织结构及摩擦磨损性能[J].稀有金属材料与工程，2023, 52(7): 2424-2433.
[10] Shi M J, Cheng M, Liu J X, et al. Internal defects control mechanism and process optimization of TC11 titanium alloy by cross wedge rolling[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2023, 320: 118106.
[11] Li Y F, Wang F L, Sun Q, et al. Study on the microstructure and impact toughness of TC11 titanium alloy by a novel electromagnetic shocking treatment[J]. Materials Science and Engineering: A, 2023, 876: 145149.
[12] 丁燕，柏林，薛超凡，等.TC21钛合金的高温微动磨损行为研究[J].南京航空航天大学学报，2018, 50(1): 126-130.
[13] 郭周强，葛利玲，袁航，等.钛合金TC4表面纳米化及其热稳定性[J].材料热处理学报，2012, 33(3): 114-118.
[14] 陈长军，马红岩，张敏，等.钛合金的表面渗氧强化研究进展[J].热加工工艺，2007, 36(14): 63-65.
[15] 张春艳，伍光凤，田中青.TC4合金热氧化行为的研究[J].热加工工艺，2007, 36(16): 36-38.
[16] Bertrand G, Jarraya K, Chaix J M. Morphology of oxide scales formed on titanium[J]. Oxidation of Metals, 1984, 21(1-2): 1-19.
[17] Dong H, Li X Y. Surface compound layer evolution during plasma nitriding of titanium[J]. Materials Science and Engineering A, 2001, 303(1-2): 224-232.
[18] 赵永庆，朱康英，李佐臣，等.Ti811合金棒材的热稳定性能和蠕变性能[J].材料开发与应用，1995, 10(2): 16-20.
[19] 莫畏，邓国珠，罗方承.钛冶金[M]. 2版. 北京: 冶金工业出版社，1998: 20-21.
[20] Bell T, Dong H. Proceedings of the first asia international conference on tribology[C]. Beijing: Tsinghua University Press, 1998: 421-427.
[21] Bell T, Dong H. Surface engineering of titanium—The metal for the 21st century[A]//Proceedings of 12th IFHTSE Congress[C]. Melbourne: Australia, 2000: 1-10.
（注，原文标题：真空预处理对TC11钛合金渗氧能力的影响_薛庆增）