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性 能 人造电极 酚醛浸渍 压型酚醛石墨管
石 墨 石 墨 YFSG1 YFSG2
比重 2.2-2.27 2.03-2.07
密度 g/cm3 1.14-1.6 1.8-1.9 1.8-1.93 1.97
硬度（布氏） 10-12 25-35
吸水率 % 12-14 0.07
孔隙率 % 28-32
增重率 % 14-15
导热系数 Kcal/m.h.℃ 100-110 100-110 27-35
抗压强度 MPa 20-24 60-70 86.2-120 69
抗拉强度 MPa 2.5-3.5 8-10 24.5-28.2 14.1
抗弯强度 MPa 8.5-10 24-28 60
冲击韧性 kg.cm/cm2 1.4-1.6 2.8-3.2 2.7℃3.4
温差急变性 150℃急冷至20℃次数 20 39
浸渍深度 mm 20
渗透性 （厚度 10mm） 渗透 12-15
线膨胀系数 1/℃ 2倍工作压力下不透 0.8MPa下不透
氧化温度 ℃ 2.5x10-6 5.5x10-6 24.75x10-6(96℃) 8.45x10-6
使用温度 ℃ 400 170 170-180
热稳定性 （从150℃-200℃自
然降到15-20℃）次数 >35 >30
弹性模具 MPa 0.07-0.13 2.16x106 1.48x106
马丁耐热 ℃ ≥170 300
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2007年4月5日 星期四
涂前刀具的表面质量www.tool-tool.com
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被涂刀具表面应是光亮的磨光面，刀具各工作表面上不得有锈斑、磨糊、氧化、崩刃等缺陷，要求刃口上无毛刺。前、后刀面上的表面粗糙度应达到Ra<0.8~1.25μm。表面粗糙度值愈小，涂层的结合度愈好。此外，刀具表面的清洗质量也十分重要。
刀具基体材料
涂层刀具的基体材料与涂层材料应合理匹配，须根据不同的加工要求选用。涂层高速钢刀具的基体，既可用W6Mo5Cr4V2(
M2)的通用型高速钢，也可用含钴的超硬高速钢和粉末冶金高速钢(PM HSS)。因粉末冶金的基体均匀，故使用效果好。加工钛合金时，推荐用含钴超硬高速钢如W2Mo9Cr4VCo8(M42)作为刀具的基体材料。对於涂层滚刀，当以正常切削速度(<45m/min)加工齿轮时，崩刃是滚刀磨损的主要原因，因此应选择韧性较好的W6Mo5Cr4V2高速钢作为刀具的基体材料；而在高速滚齿时(切削速度大於100m/min)，月牙洼磨损是滚刀磨损的主要原因，因此应选用耐热性和耐磨性较高的含钴超硬高速钢或 CW9Mo3Cr4VN高速钢为刀具的基体材料。
涂层硬质合金刀具的基体，在加工钢材时，宜选择加工钢材的硬质合金，如WC-TiC-Co或WC-TiC-TaC-Co类合金(P30用得较多)；加工铸铁和有色金属时，宜选择WC-Co类合金(K20用得较多)。
被加工材料的硬度及切削加工性，对涂层刀具的使用效果也有一定影响。试验证实，涂层刀具最适於切削高硬度和耐磨合金一类难加工材料。
刀具的几何角度
由於涂层的润滑性好，所以涂层刀具工作时常会在工件表面上打滑，为此涂层刀具上的後角应比未涂层刀具的後角略大。实践表明，对铰刀等一类精加工刀具，加大後角後，可使刃口锋利，切屑形成容易，打滑现象明显减少，刀具的使用性能提高。
切削用量和切削液
为了充分发挥涂层刀具的性能，必须正确选用切削用量和切削液。涂层刀具由于耐热性好，抗月牙洼磨损能力强，故可采用较大进给量和切削速度工作，但首先应选 取较大进给量。通常涂层高速钢刀具采用的进给量比未涂层刀具提高10%~100%，提高20%~30%的切削速度是合适的。为了提高工效，涂层硬质合金刀 具也可采用比未涂层刀具高25%~70%的切削速度进行切削。目前，用涂层硬质合金通用刀具加工中碳结构钢时的切削速度，立铣刀可达 100~150m/min，钻头可达80~100m/min；丝锥加工铸铁为20~40m/min。
实践证明，使用20号机械油加10%煤油冷却时，可使涂层高速钢镗刀的寿命提高1~2倍。TiN涂层高速钢滚刀加工20CrMnTi (197HBS)钢制斜齿圆柱齿轮(模数m=5)时，使用20号机械油和煤油混合润滑，刀具寿命可提高5倍左右，即使重磨后也可提高2~3倍，干切时寿命 仅提高1倍。
涂层刀具使用时还要求机床的精度好、刚性高和振动小，刀具或刀片的夹持也应牢固。
涂层刀具的重磨和重涂
涂层刀具磨损后必须进行重磨。涂层刀具重磨时，须将刀具上的磨损部分全部磨掉。对于只需重磨前刀面的刀具(如拉刀、齿轮滚刀和插齿刀等)或只需重 磨后刀面的刀具(如钻头和铰刀等)，若在其毗连切削刃的另一个刀面(如钻头的螺旋出屑槽)上的涂层未受损伤，刀具耐磨性即可提高。重新刃磨后的涂层刀具， 其刀具寿命可达原来新涂层刀具寿命50%左右或更长，仍比未涂层刀具的寿命要高。
刃磨涂层硬质合金刀具所用砂轮可采用金刚石砂轮。但刃磨涂层高速钢刀具时，用立方氮化硼(CBN)砂轮磨削有较好效果。刀具的磨损处应全部磨去，涂层不能剥落，又不能使刀具退火。
使用涂层刀具的一个重要问题是重磨后刀具切削性能恢复的问题，即刀具每次刃磨(开口)后可否再进行重复涂层(重涂)的问题。对于重磨的成形刀具， 只有进行重涂，才能保证刀具的总寿命提高3~5倍以上。凡重涂刀具首先必须按工艺要求将各几何参数磨好，其磨光部分不允许存在各种质量缺陷，如磨糊、毛刺 等。重涂时可采用局部屏蔽技术只对刃磨面进行涂层。对於不采用屏蔽技术的重涂，在重涂4~6次后，刀具的非刃磨面的涂层厚度就会过大，从而影响刀具的精度 和产生局部剥落现象，此时要对刀具进行脱膜处理后再重涂。重涂后的刀具切削性能一般不低於第一次新涂层刀具，刀具可重涂多次，直到报废为止。
由上可知，重涂对提高刀具耐磨性和生产率是有很大潜力的。但重磨后是否要重涂，还要看该刀具在技术上可否重涂和在经济上是否合算而定。
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被涂刀具表面应是光亮的磨光面，刀具各工作表面上不得有锈斑、磨糊、氧化、崩刃等缺陷，要求刃口上无毛刺。前、后刀面上的表面粗糙度应达到Ra<0.8~1.25μm。表面粗糙度值愈小，涂层的结合度愈好。此外，刀具表面的清洗质量也十分重要。
刀具基体材料
涂层刀具的基体材料与涂层材料应合理匹配，须根据不同的加工要求选用。涂层高速钢刀具的基体，既可用W6Mo5Cr4V2(
M2)的通用型高速钢，也可用含钴的超硬高速钢和粉末冶金高速钢(PM HSS)。因粉末冶金的基体均匀，故使用效果好。加工钛合金时，推荐用含钴超硬高速钢如W2Mo9Cr4VCo8(M42)作为刀具的基体材料。对於涂层滚刀，当以正常切削速度(<45m/min)加工齿轮时，崩刃是滚刀磨损的主要原因，因此应选择韧性较好的W6Mo5Cr4V2高速钢作为刀具的基体材料；而在高速滚齿时(切削速度大於100m/min)，月牙洼磨损是滚刀磨损的主要原因，因此应选用耐热性和耐磨性较高的含钴超硬高速钢或 CW9Mo3Cr4VN高速钢为刀具的基体材料。
涂层硬质合金刀具的基体，在加工钢材时，宜选择加工钢材的硬质合金，如WC-TiC-Co或WC-TiC-TaC-Co类合金(P30用得较多)；加工铸铁和有色金属时，宜选择WC-Co类合金(K20用得较多)。
被加工材料的硬度及切削加工性，对涂层刀具的使用效果也有一定影响。试验证实，涂层刀具最适於切削高硬度和耐磨合金一类难加工材料。
刀具的几何角度
由於涂层的润滑性好，所以涂层刀具工作时常会在工件表面上打滑，为此涂层刀具上的後角应比未涂层刀具的後角略大。实践表明，对铰刀等一类精加工刀具，加大後角後，可使刃口锋利，切屑形成容易，打滑现象明显减少，刀具的使用性能提高。
切削用量和切削液
为了充分发挥涂层刀具的性能，必须正确选用切削用量和切削液。涂层刀具由于耐热性好，抗月牙洼磨损能力强，故可采用较大进给量和切削速度工作，但首先应选 取较大进给量。通常涂层高速钢刀具采用的进给量比未涂层刀具提高10%~100%，提高20%~30%的切削速度是合适的。为了提高工效，涂层硬质合金刀 具也可采用比未涂层刀具高25%~70%的切削速度进行切削。目前，用涂层硬质合金通用刀具加工中碳结构钢时的切削速度，立铣刀可达 100~150m/min，钻头可达80~100m/min；丝锥加工铸铁为20~40m/min。
实践证明，使用20号机械油加10%煤油冷却时，可使涂层高速钢镗刀的寿命提高1~2倍。TiN涂层高速钢滚刀加工20CrMnTi (197HBS)钢制斜齿圆柱齿轮(模数m=5)时，使用20号机械油和煤油混合润滑，刀具寿命可提高5倍左右，即使重磨后也可提高2~3倍，干切时寿命 仅提高1倍。
涂层刀具使用时还要求机床的精度好、刚性高和振动小，刀具或刀片的夹持也应牢固。
涂层刀具的重磨和重涂
涂层刀具磨损后必须进行重磨。涂层刀具重磨时，须将刀具上的磨损部分全部磨掉。对于只需重磨前刀面的刀具(如拉刀、齿轮滚刀和插齿刀等)或只需重 磨后刀面的刀具(如钻头和铰刀等)，若在其毗连切削刃的另一个刀面(如钻头的螺旋出屑槽)上的涂层未受损伤，刀具耐磨性即可提高。重新刃磨后的涂层刀具， 其刀具寿命可达原来新涂层刀具寿命50%左右或更长，仍比未涂层刀具的寿命要高。
刃磨涂层硬质合金刀具所用砂轮可采用金刚石砂轮。但刃磨涂层高速钢刀具时，用立方氮化硼(CBN)砂轮磨削有较好效果。刀具的磨损处应全部磨去，涂层不能剥落，又不能使刀具退火。
使用涂层刀具的一个重要问题是重磨后刀具切削性能恢复的问题，即刀具每次刃磨(开口)后可否再进行重复涂层(重涂)的问题。对于重磨的成形刀具， 只有进行重涂，才能保证刀具的总寿命提高3~5倍以上。凡重涂刀具首先必须按工艺要求将各几何参数磨好，其磨光部分不允许存在各种质量缺陷，如磨糊、毛刺 等。重涂时可采用局部屏蔽技术只对刃磨面进行涂层。对於不采用屏蔽技术的重涂，在重涂4~6次后，刀具的非刃磨面的涂层厚度就会过大，从而影响刀具的精度 和产生局部剥落现象，此时要对刀具进行脱膜处理后再重涂。重涂后的刀具切削性能一般不低於第一次新涂层刀具，刀具可重涂多次，直到报废为止。
由上可知，重涂对提高刀具耐磨性和生产率是有很大潜力的。但重磨后是否要重涂，还要看该刀具在技术上可否重涂和在经济上是否合算而定。
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焊接刀具产生裂纹的原因及防止办法www.tool-tool.com
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各种牌号的硬质合金其强度越高，在钎焊过程中发生裂纹的可能性越小。在实际生产过程中，用于精加工或超精加工的高硬度、高耐磨性合金刀片(如YD15、 YG3X、YN10等)在钎焊时容易产生裂纹。我公司负责焊接刀的生产及质量管理，焊接刀产生裂纹是影响焊接刀质量的主要问题之一。本文阐述了焊接刀产生裂纹的原因及防止办法，从多角度进行了详细地分析，有效地解决了长期困扰焊接刀生产的问题。
1 焊接刀裂纹形成的机理及类型
1) 加热对硬质合金形成裂纹的影响
硬质合金刀片与钢(刀杆)的热膨胀系数相差较大，而且合金的导热性能也
较刀体材料差，若在焊接时快速加热会产生很大内应力，促使刀片在焊接层处热应力过大导致刀片崩裂。
因此焊接温度控制在约大于焊料溶点30～50℃。选用的焊料其熔点应低于刀杆熔点60℃，焊接时火焰应由下向上均匀加热慢慢预热进行焊接，因此要求刀槽与刀片焊接面形成一致。局部过热会使刀片本身或刀片与刀杆的温差较大(大与厚的刀片更为严重)，热应力将使刀片刃口崩裂。所以要求预热时先对刀杆预热，若刀片与刀杆一起加热应前后左右往返移动火焰进行加热，这样可避免热量集中造成局部过热而产生裂纹。
2) 刀槽形状对裂纹形成的影响
刀槽的形状与刀杆焊接面不一致或相差较大，形成封闭式或半封闭式的槽形，易造成焊接面过多和焊层过大，由于热膨胀之后收缩率不一致，也易在刀片焊接处造成应力过大，形成崩裂。在满足使用所需要的焊缝强度要求下，尽可能减少钎焊面的面积。
3) 冷却对硬质合金形成裂纹的影响
焊接中或焊接后进行冷却或急速冷却以及焊剂脱水不良，都会使刀片产生爆裂而裂纹贯通。因此要求焊料有良好的脱水性。焊后绝对不能放在水中急速冷却，要放在石灰、石棉粉、砂子等中缓慢冷却。最好缓冷后在300℃左右保温6小时以上随炉冷却。
4) 刀槽底面有缺陷对裂纹形成的影响
刀片和刀槽的接触面不平整，如有黑皮麻坑、局部不平等原因，使焊接不能形成平面结合，造成焊料分布不匀，这样不但影响焊缝强度而且引起应力集中，导致刀片断裂，因此，刀片要研磨接触面，对刀片刀槽的焊接面应清洗干净。
在铣刀片槽与刀片配合过程中，要求刀片伸出刀杆支承部分不大于0.5mm，如果刀片伸出刀杆支承部分过大或刀杆支承部分较弱，就会使刀具在焊接过程中承受拉力而产生断裂现象。
5) 刀片二次加热对裂纹形成的影响
刀片在钎焊后，紫铜钎料没有完全填满缝隙，个别出现虚焊，有的刀具在出炉过程中，刀片在刀杆上掉下来，因此需二次加热，这样一来，粘结剂Co严重烧损，WC晶粒长大，有可能直接导致刀片裂纹。
2 焊接应力引起裂纹的特征
(a) (b)
(c) (d)
图1
(a)快速加热产生的裂纹 (b)快速冷却产生的裂纹
图2
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刀具几何参数对数控车床加工精度的影响www.tool-tool.com
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一 引言
在数控加工中，为降低加工工件表面粗糙度、减缓刀具磨损、提高刀具使用寿命、选择适宜的切削力等因素，通常车刀会存在刀尖圆弧半径r，主偏角kr，车刀刀尖距零件中心高的偏差等刀具几何参数的影响，必定引起被加工零件的轴向尺寸误差和径向尺寸误差，由此使得加工中的运行轨迹与被加工零件的表面形状产生差异。因被加工零件表面形状各异，所以引起的差异也各不相同。
二 误差分析及改进方法
下面依次分析车削加工各类零件表面形状引起的差异以及采取的措施。
1. 车刀刀尖圆弧半径对加工圆柱类零件表面的影响
众所周知，被加工零件表面的成形是由车刀与零件表面接触间切点的运行轨迹保证的。
对于主偏角kr=90度的车削加工，参见图1.1示，被加工零件表面的轴向尺寸由刀尖圆弧顶点A保证。
图1.1
Δa =b-a=r
式中：b——零件轴向尺寸;a——实际轴向位移量;r ——刀尖圆弧半径。
此时，刀具实际轴向位移是长度a为：
a=b-Δa=b-r
当(D-d)/2=ap
Δa=BC=
此时，刀具实际轴向位移长度a=b-Δa =
对于主偏角KF<90°的车削加工，当完成轴向加工即处于图1.1c位置时，被加工零件的已加工表面部由车刀刀尖点A保证，零件的加工表面由刀具型面AC和CE形成。显而易见，当刀具轴向位移长度为a时，则达到零件要求的轴向长度。所以轴向尺寸变化量Δa为：
Δa =b-a=BC+DE
因为BC=rsinKr
DE=CEctgKr=(ap-r+rcos，Kr)ctgKr
所以 Δa =rsinKr+(ap-r+rcosKr)ctgKr……
此时，刀具的实际轴向位移长度a为：
a=b-Δa =b- rsinKr+(ap-r+rcosKr)ctgKr……
当(D-d)/2=ap
由此可得结论：
对于圆柱类零件表面的加工，由于车刀刀尖圆弧半径与车刀主偏角的存在，使得被加工零件的轴向尺寸发生变化，且轴向尺寸的变化量随刀尖圆弧半径的增大而增 大;随车刀主偏角的增大而减小。所以，在编制加工程序时，应相应改变其轴向位移长度。刀具几何参数对此类零件的径向尺寸无影响。
2. 车刀刀尖圆弧半径对加工单段锥体类零件表面的影响
车削加工中，车刀与被加工零件的位置关系见图１.２。
图１.２
Δa＝a-b
因为 Ｂ′Ｃ′＝ＢＣ＝rsinα
所以 a=b′
即 Δa＝b′－b＝ＢＦ
因为刀尖圆弧同时相切于锥体和圆柱体的Ｂ、Ａ两点，由几何关系得：
Δa＝rcosαtg（α/２）
此时刀具实际轴向位移是长度a为：
a=b=rcosαtg（α/２）
由此可得结论：
对于单段外锥体零件的加工，由于车刀刀尖圆弧半径的存在，锥体的轴向尺寸、径向尺寸均发生变化，且轴向尺寸的变化量随刀尖圆弧半径的增大而增大，随锥体锥角的增大而增大，径向尺寸随刀尖圆弧半径的增大而减小，随锥体增大减小。
3. 车刀刀尖圆弧半径对加工球体类零件表面的影响
车削加工中，车刀刀尖与被加工零件的位置关系如图1.3所示。
图1.3
Δa＝b-a=ＥＦ＝rsinα
α——零件球面夹角
此时刀具的实际轴向位移长度a为 ：
a=b-Δa＝（Ｒ－r）sinα
同理可知，当加工外球面时，Δa应取负值。
因为在加工中，刀具各点依次陆续进入切削，其轴向尺寸的变化量Δa=EF，当完成球体加工而进行球体大端面加工时，则应使刀尖圆弧顶点A与端面相 切，此时，轴向应移动EF+AE而非EF，否则必定使得球面的径向尺寸发生变化，并造成零件报废。由此引起的径向尺寸变化量Δd为：
Δd=2BF=2bcosα
此时球体实际最大盲径Dmax为：
Dmax=D-Δd=D-2bcosα
因为 b′＝b-ＡＥ
所以 b′< b
这在实际加工中应特别引起足够的重视。
由此可得结论:
对于内球面零件的加工，由于车刀刀尖圆弧半径的存在，使得被加工零件的轴向尺寸发生变化，且轴向尺寸的变化量随刀尖圆弧半径的增大而增大，随球面夹角的增大而增大，同理亦可得加工外球面时轴向尺寸的变化量及其位移长度。此处略。
4. 车刀刀尖圆弧半径对加工锥体接球体类零件表面的影响
车削加工中，车刀与被加工零件的位置如图1.４所示。
图1.4
Δa =b１-a１=LC=(R+r)cosβ-Rcosθ-rsinα
所以锥体部的实际轴向位移长度a1为：
a１=b１-Δa１=b１-(R+r)cosβ+Rcosθ+rsinα
此时球体部轴向尺寸的变化量Δa2为
Δa2=b2-a2=R(cosθ-cosβ)
球体部的实际轴向位移长度a2为
a2=b2-Δa2=b2-R(cosθ-cosβ)
由于轴向尺寸的变化，使得零件径向尺寸也随之发生变化，锥体径向尺寸的变化量Δdl为
Δdl=2BC=2[(R+r)cosβ－Rcosθ－rsinα]tgα
所以锥体部最大直径d1max为
dlmax=d-Δdl=d-[(R+r)cosβ－Rcosθ－rsinα]tgα
同理球体部径向尺寸的变化量Δad2为
Δad2=2R[sinβ-sinθ]
所以球体部最小直径d2min为d2min＝2Rsinβ
由此可得结论: 图1.4
对于锥体接球体类零件的加工，由于车刀刀尖圆弧半径的存在，使得被加工零件的轴向尺寸、径向尺寸均发生变化;且锥体部轴向尺寸的变化量随刀尖圆弧半径的增 大而增大，随体斜角的增大而增大;球体部轴向尺寸的变化量随刀尖圆弧半径的增大而增大，随刀尖零件切点处与轴线间夹角的增大而增大;其径向尺寸的变化量 为：锥体部大端的径向尺寸随刀尖圆弧半径的增大而减小，随锥体斜角的增大而减小;球体部小端径向尺寸随刀尖圆弧半径的增大而增大，随刀尖零件切点处与轴线 间夹角的增大而增大。所以加工中应随之变换其位移长度。
同理可得加工凹球面、内球面与锥体部相接时轴向尺寸、径向尺寸的变化量及其位移长
度。此处略。
5. 误差的消除方法
消除方法(1)：编程时，调整刀尖的轨迹，使得圆弧形刀尖实际加工轮廓与理想轮廓相符。即通过简单的几何计算，将实际需要的圆弧形刀尖的轨迹换算出假想、刀尖的轨迹。
消除方法(2)：以刀尖圆弧中心为刀位点编程步骤如下:
绘制件草图→以刀尖圆弧半径r和工件尺寸为依据绘制刀尖圆弧运动轨迹→计算圆弧中心轨迹特征点→编程。
在这个过程中刀尖圆弧中心轨迹的绘制及其特征点计算略显繁琐，如果使用CAD软件中等距线的绘制功能和点的坐标查询功能来完成此项操作则显得十分方便。
另外，采用这种方法加工时，注意以下两点:
1.检查所使用刀具的刀尖圆弧半径的r-值是否与程序中的r值相符；
2.对刀时，要把r值考虑进去。
三 结束语
本文主要是以刀尖圆弧的加工为例进行讨论的，其它类型的参数也存在类似的问题，本文限于篇幅不再赘述。以上只是生产者在实践工作中的一点拙见，难免有不当之处，望读者不吝赐教，倘若本文能对您的工作有些许帮助，则将是笔者莫大的欣慰。
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磁路的定理www.tool-tool.com
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磁路的定理：
安培定律： Length×H＝I×N
Length为绕线部分的周长，可以采用增加线圈匝数或者电流的方法增大磁场。
法拉第定理
V＝NAdB/dt 电压等于磁通变化率
B＝uH u为磁导律
H描述的是自由空间的磁场，B描述的磁性材料内部的磁场。事实上他们是一个东西，它们之间的关系由磁性材料的特性u决定，可以把u看成是磁性材料的增益。
V＝NAudH/dt＝NAud(N×I/Length)/dt=(N^2*A*U/Length)dI/dt
V=LdI/dt
比较上式可得出
L=N^2Au/Length理想电感值是和匝数平方成正比的。
MKS-CGS两种单位
1T＝10 000G 1圆密耳＝5.07×10^(-6)cm^2
1密耳＝1/1000英寸；1 英 寸 ＝2.5400 厘 米 ；1 英 尺 ＝12 英 寸 ＝0.3048 米
电抗Reactance
磁阻Reluctance IN＝R（phai） R=1/(uA) 磁动势比作电压，磁阻比作电阻，磁通比作电流。
剩磁Remanence
变压器：输入功率等于输出功率，没有时间的滞后。电感则是在一段时间内储存能量，过一段时间后把能量释放。
反激式变压器的工作；开关导通时，反激式变压器的作用如同一个电感，因为原边导通时，理想开关可以认为是短路，那么正电压全部加在原边绕组上，原 边电流逐渐上升。能量被储存在电感中。E＝0.5LI^2。当开关关断时，反激式变压器的作用和普通变压器一样。开关关断时，可以认为是开路，原边没有通 路，因此通过二极管在副边释放能量。能量从原边传递到了副边。
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铝合金热处理工艺www.tool-tool.com
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铝合金热处理工艺铝合金热处理工艺
铝合金铸件的热处理就是选用某一热处理规范，控制加热速度升到某一相应温度下保温一定时间并以一定得速度冷却，改变其合金的组织，其主要目的是提高合金的力学性能，增强耐腐蚀性能，改善加工型能，获得尺寸的稳定性。
3.1.1铝合金热处理特点
众所周知，对于含碳量较高的钢，经淬火后立即获得很高的硬度，而塑性则很低。然而对铝合金并不然，铝合金刚淬火后，强度与硬度并不立即升高，至于塑性非但 没有下降，反而有所上升。但这种淬火后的合金，放置一段时间（如4～6昼夜后），强度和硬度会显著提高，而塑性则明显降低。淬火后铝合金的强度、硬度随时 间增长而显著提高的现象，称为时效。时效可以在常温下发生，称自然时效，也可以在高于室温的某一温度范围（如100～200℃）内发生，称人工时效。
3.1.2铝合金时效强化原理
铝合金的时效硬化是一个相当复杂的过程，它不仅决定于合金的组成、时效工艺，还取决于合金在生产过程中缩造成的缺陷，特别是空位、位错的数量和分布等。目前普遍认为时效硬化是溶质原子偏聚形成硬化区的结果。
铝合金在淬火加热时，合金中形成了空位，在淬火时，由于冷却快，这些空位来不及移出，便被“固定”在晶体内。这些在过饱和固溶体内的空位大多与溶质原子结 合在一起。由于过饱和固溶体处于不稳定状态，必然向平衡状态转变，空位的存在，加速了溶质原子的扩散速度，因而加速了溶质原子的偏聚。
硬化区的大小和数量取决于淬火温度与淬火冷却速度。淬火温度越高，空位浓度越大，硬化区的数量也就越多，硬化区的尺寸减小。淬火冷却速度越大，固溶体内所固定的空位越多，有利于增加硬化区的数量，减小硬化区的尺寸。
沉淀硬化合金系的一个基本特征是随温度而变化的平衡固溶度，即随温度增加固溶度增加，大多数可热处理强化的的铝合金都符合这一条件。沉淀硬化所要求的溶解 度－温度关系，可用铝铜系的Al－4Cu合金说明合金时效的组成和结构的变化。图3－1铝铜系富铝部分的二元相图，在548℃进行共晶转变L→α＋θ （Al2Cu）。铜在α相中的极限溶解度5.65％（548℃），随着温度的下降，固溶度急剧减小，室温下约为0.05％。
在时效热处理过程中，该合金组织有以下几个变化过程：
3.1.2.1 形成溶质原子偏聚区－G•P（Ⅰ）区
在新淬火状态的过饱和固溶体中，铜原子在铝晶格中的分布是任意的、无序的。时效初期，即时效温度低或时效时间短时，铜原子在铝基体上的某些晶面上聚集，形 成溶质原子偏聚区，称G•P（Ⅰ）区。G•P（Ⅰ）区与基体α保持共格关系，这些聚合体构成了提高抗变形的共格 应变区，故使合金的强度、硬度升高。
3.1.2.2 G•P区有序化－形成G•P（Ⅱ）区
随着时效温度升高或时效时间延长，铜原子继续偏聚并发生有序化，即形成G•P（Ⅱ）区。它与基体α仍保持共格关系，但尺寸较 G•P（Ⅰ）区大。它可视为中间过渡相，常用θ”表示。它比G•P（Ⅰ）区周围的畸变更大，对位错运动的阻碍进 一步增大，因此时效强化作用更大，θ”相析出阶段为合金达到最大强化的阶段。
3.1.2.3形成过渡相θ′
随着时效过程的进一步发展，铜原子在G•P（Ⅱ）区继续偏聚，当铜原子与铝原子比为1：2时，形成过渡相θ′。由于θ′的点阵常数发 生较大的变化，故当其形成时与基体共格关系开始破坏，即由完全共格变为局部共格，因此θ′相周围基体的共格畸变减弱，对位错运动的阻碍作用亦减小，表现在 合金性能上硬度开始下降。由此可见，共格畸变的存在是造成合金时效强化的重要因素。
3.1.2.4 形成稳定的θ相
过渡相从铝基固溶体中完全脱溶，形成与基体有明显界面的独立的稳定相Al2Cu，称为θ相此时θ相与基体的共格关系完全破坏，并有自己独立的晶格，其畸 变也随之消失，并随时效温度的提高或时间的延长，θ相的质点聚集长大，合金的强度、硬度进一步下降，合金就软化并称为“过时效”。θ相聚集长大而变得粗 大。
铝－铜二元合金的时效原理及其一般规律对于其他工业铝合金也适用。但合金的种类不同，形成的G•P区、过渡相以及最后析出的稳定性 各不相同，时效强化效果也不一样。几种常见铝合金系的时效过程及其析出的稳定相列于表3－1。从表中可以看到，不同合金系时效过程亦不完全都经历了上述四 个阶段，有的合金不经过G•P（Ⅱ）区，直接形成过渡相。就是同一合金因时效的温度和时间不同，亦不完全依次经历时效全过程，例如有 的合金在自然时效时只进行到G•P（Ⅰ）区至G•P（Ⅱ）区即告终了。在人工时效，若时效温度过高，则可以不经 过G•P区，而直接从过饱和固溶体中析出过渡相，合计时效进行的程度，直接关系到时效后合金的结构和性能。
表3－1几种铝合金系的时效过程及其析出稳定的强化相
3.1.3影响时效的因素
3.1.3.1从淬火到人工时效之间停留时间的影响
研究发现，某些铝合金如Al－Mg－Si系合金在室温停留后再进行人工时效，合金的强度指标达不到最大值，而塑性有所上升。如ZL101铸造铝合金，淬火 后在室温下停留一天后再进行人工时效，强度极限较淬火后立即时效的要低10～20Mpa，但塑性要比立刻进行时效的铝合金有所提高。
3.1.3.2合金化学成分的影响
一种合金能否通过时效强化，首先取决于组成合金的元素能否溶解于固溶体以及固溶度随温度变化的程度。如硅、锰在铝中的固溶度比较小，且随温度变化不大，而 镁、锌虽然在铝基固溶体中有较大的固溶度，但它们与铝形成的化合物的结构与基体差异不大，强化效果甚微。因此，二元铝－硅、铝－锰、铝－镁、铝－锌通常都 不采用时效强化处理。而有些二元合金，如铝－铜合金，及三元合金或多元合金，如铝－镁－硅、铝－铜－镁－硅合金等，它们在热处理过程中有溶解度和固态相 变，则可通过热处理进行强化。
3.1.3.3合金的固溶处理工艺影响
为获得良好的时效强化效果，在不发生过热、过烧及晶粒长大的条件下，淬火加热温度高些，保温时间长些，有利于获得最大过饱和度的均匀固溶体。另外在淬火冷却过程不析出第二相，否则在随后时效处理时，已析出相将起晶核作用，造成局部不均匀析出而降低时效强化效果。
3.1.3.4时效温度的影响
在不同温度时效时，析出相的临界晶核大小、数量、成分以及聚集长大的速度不同，若温度过低，由于扩散困难，G•P区不易形成，时效后 强度、硬度低，当时效温度过高时，扩散易进行，过饱和固溶体中析出相的临界晶核尺寸大，时效后强度、硬度偏低，即产生过时效。因此，各种合金都有最适宜的 时效温度。
3.1.4铝合金的回归现象
经淬火自然时效后的铝合金（如铝－铜）重新加热到200～250℃，然后快冷到室温，则合金强度下降，重新变软，性能恢复到刚淬火状态；如在室温下放置， 则与新淬火合金一样，仍能进行正常的自然时效，这种现象称为回归现象。关于回归现象的解释是合金在室温自然时效时，形成G•P区尺寸 较小，加热到较高温度时，这些小的G•P区不再稳定而重新溶入固溶体中，此时将合金快冷到室温，则合金又恢复到新淬火状态，仍可重新 自然时效。在理论上回归处理不受处理次数的限制，但实际上，回归处理时很难使析出相完全重溶，造成以后时效过程呈局部析出，使时效强化效果逐次减弱。同时 在反复加热过程中，固溶体晶粒有越来越大的趋势，这对性能不利。因此回归处理仅用于修理飞机用的铆钉合金，即可利用这一现象，随时进行铆接，而对其他铝合 金则没有使用价值。
3.1.5固溶处理与淬冷
为了利用沉淀硬化反应，首先通过加热及快速冷却，形成一种过饱和的固溶体。形成固溶体的工艺过程称固溶热处理。其目的是把合金最大量实际可溶解的硬化元素溶于固溶体中。这一工艺过程包括把合金加热到足够高温度下保温足够长时间然后水中快冷。
概括的说，提高铝合金强度、硬度的热处理，包括三个步骤的工艺过程：（1）固溶热处理－可溶相的溶解。（2）淬火－过饱和固溶体的形成。（3）时效－在室温下（自然时效）或高温下（人工时效或沉淀热处理）溶质原子的沉淀析出。
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