Titan und Titanlegierungen haben drei charakteristische Eigenschaften, die ihnen ihre technische Bedeutung geben : hohe Festigkeit bei guter Duktilität, niedriges spezifisches Gewicht und gute Korrosionsbestän- digkeit gegen oxidierende Säuren. Aufgrund dieser günstigen Kombina- tionen von Eigenschaften werden Titanlegierungen u. a. in der Luft- und Raumfahrt, in Strahltriebwerken und Hochleistungsmotoren und im chemischen Apparatebau eingesetzt.

Eine typische Legierung ist TiA16V4 mit einer Zugfestigkeit von 900- 1200N/mm bei einer Bruchdehnung von etwa 10 %. In der Luft-und Raumfahrt wird dieser beliebte Titanwerkstoff für Kompressorschau- feln, Nieten, Schrauben, über Schaltzellen, über Antriebswellen, Ge- triebeteile, Rotorköpfe bis hin zu Treibstoffbehältern und Brennkam- mergehäusen eingesetzt.

Titan und seine Legierungen sind zäh und schwer zerspanbar, so dass nur Schnittgeschwindigkeiten erzielt werden können, die etwa einem 20tel der erreichbaren Schnittgeschwindigkeiten von unlegiertem Stahl entsprechen.

Um in Großdieselmotoren, wie sie beispielsweise für Schiffe oder Lo- komotiven verwendet werden, einen besseren Wirkungsgrad bzw. eine höhere Leistung zu erzielen, wird die einströmende Luft durch einen

Turbolader vorverdichtet. Die Turboladerverdichterräder werden dabei in der Regel aus Aluminiumlegierungen hergestellt. Soll der Wirkungs- grad der Motoren weiter verbessert werden, muss das Verdichtungs- verhältnis noch weiter erhöht werden. Bedingt durch die noch stärker erwärmte komprimierte Luft bewirken hohe Verdichtungsverhältnisse dann hohe Temperaturen an den Verdichterrädern. Aluminiumlegierun- gen eignen sich wegen ihrer zu geringen Warmfestigkeit nicht mehr für den Einsatz in solchen Turboladern. Aus diesem Grund wird TiA16V4 eingesetzt. Die schlechte Zerspanbarkeit stellt aber ein großes Problem dar und erhöht die Fertigungskosten drastisch, muss aber in Kauf ge- nommen werden.

Die Verdichterräder haben einen Durchmesser von bis zu 2 m. Zur Herstellung wird aus einem Materialblock ein Rohling geschmiedet. Die Endkontur der Verdichterschaufeln wird durch spanabhebende Ferti- gung aus dem Rohling durch einen Fräsprozess herausgearbeitet. Die Bearbeitungszeit des Werkstücks aus der Titanlegierung ist gegenüber eines aus Aluminium etwa verzehnfacht. Auf die spanende Bearbei- tung entfällt daher ein hoher Anteil der Herstellkosten.

In Folge der hohen Schnittkräfte werden außerdem die Spanwerkzeuge thermisch sehr hoch belastet und sind einem hohen Verschleiss un- terworfen.

Von dieser Problemstellung ausgehend soll ein Verfahren und eine Le- gierung zum Zerspanen eines Werkstücks aus einer Titan-Basislegie- rung, insbesondere aus TiA16V4, angegeben werden, das bzw. die hö- here Schnittgeschwindigkeiten gestattet.

Zur Problemlösung zeichnet sich das Verfahren durch folgende Schrit- te aus : a) Erhitzen des Werkstücks in einer wasserstoffhaltigen At- mosphäre, wobei das Werkstück Wasserstoff aufnimmt ; b) Abkühlen des Werkstücks ; c) spanabhebende Bearbeitung des Werkstücks ; d) Erhitzen des Werkstücks in einer wasserstoffreien Atmo- sphäre, insbesondere im Vakuum, wobei Wasserstoff her- ausgelöst wird.

Durch die in das Werkstück diffundierten Wasserstoffatome wird der Werkstoff gut zerspanbar. Insbesondere bei hohen Schnittgeschwin- digkeiten nimmt die Schnittkraft um über 50 % gegenüber der her- kömmlichen Titanlegierung ab. Beim erneuten Erhitzen des Werkstücks im Vakuum nach der Bearbeitung diffundieren die Wasserstoffatome aus dem Werkstoff wieder heraus und es wird die ursprüngliche Dukti- lität wieder hergestellt.

Die Herstellkosten werden aufgrund der verminderten Bearbeitungs- zeit, insbesondere bei großen Bauteilen, drastisch reduziert. Auch der Werkzeugverschleiss wird reduziert. Erste Versuche haben eine Reduk- tion von 15% ergeben. Es hat sich insbesondere herausgestellt, dass die Abnahme der Schnittkraft bei höheren Schnittgeschwindigkeiten größer ist als bei niedrigen Schnittgeschwindigkeiten.

Zur Aufnahme des Wasserstoffs wird das Werkstück vorzugsweise auf 973 K erhitzt. Das spätere Abkühlen erfolgt im außer Betrieb genom- menen Glühofen. Nach dem Abkühlen soll die Wasserstoffkonzentrati- on im Werkstück unter 1,5 Gewichtsprozent Wasserstoff (H) in Titan (Ti) betragen.

Die wasserstoffhaltige Atmosphäre steht im Glühofen unter einem Druck von 5 103Pa. Dies entspricht einer Gleichgewichtskonzentration von etwa 0, 5 Gew. -% Wasserstoff in Titan.

Die Glühzeit hängt prinzipiell von der Bauteilgeometrie ab. Sie beträgt in der wasserstoffhaltigen Atmosphäre aber mindestens 2 Stunden.

Vorzugsweise bleibt das Werkstück auch beim Abkühlen der wasser- stoffhaltigen Atmosphäre ausgesetzt.

Damit der Wasserstoff möglichst rasch aus dem Werkstück wieder herausdiffundiert, beträgt das Vakuum vorzugsweise 2 10-3Pa. Die Glühtemperatur im Vakuum beträgt vorzugsweise wieder 973 K.

Das Aufheizen des Werkstücks erfolgt insbesondere vorzugsweise in- duktiv. Oberflächenoxide und/oder weitere Deckschichten werden von dem Werkstück vor dem Erhitzen zumindest in den Bereichen entfernt, die später spanend bearbeitet werden sollen. Die Befreiung von Ober- flächenoxiden oder Deckschichten erfolgt vorzugsweise mittels einer Ätzlösung, die insbesondere vorzugsweise aus einer Mischung aus Fi20, HN03 und HF sowie H202 besteht.

Der Titan-Basislegierung, insbesondere der TiA16V4-Basislegierung, kann Lanthan beigemischt werden, wobei der Lanthan-Anteil 0, 3-3 Atom-% beträgt.

Der Titan-Basislegierung kann auch Cer in geringen Mengen zugesetzt sein.

Überraschenderweise hat sich gezeigt, dass eine Titan-Basislegierung, der Lanthan beigemischt ist, sich durch eine erhöhte Wärmeleitfähig- keit auszeichnet, was die beim Zerspanen entstehende Reibungswär- me reduziert. Bei Werkstücken aus einer Titan-Basislegierung mit Lan- than-Beimischung können folglich höhere Zerspangeschwindigkeiten realisiert werden als bei Werkstücken aus einer bisher bekannten Ti- tan-Basislegierung. Diese höheren Schnittgeschwindigkeiten werden erreichbar, ohne dass das Werkstück vor dem Zerspanen mit Wasser- stoff beladen wird.

Anhand der beigefügten Figuren soll ein Ausführungsbeispiel der Erfin- dung nachfolgend näher erläutert werden.

Es zeigt : Figur 1 einen Vergleich des Schnittkraftverlaufs zwischen her- kömmlichem TiA16V4 und mit Wasserstoff beladenem Ti- Al6V4 mit einer Spanungsdicke von 40, um, Figur 2 einen Vergleich des Schnittkraftverlaufs zwischen her- kömmlichem TiA16V4 und mit Wasserstoff beladenem Ti- A) 6V4 mit einer Spanungsdicke von 80, um, Figur 3a das Zugversuchsdiagramm zwischen TiA16V4, mit Was- serstoff beladenem TiA16V4 und von Wasserstoff entla- denem TiAt6V4 bei 293 K, Figur 3b das Zugversuchsdiagramm zwischen TiA16V4, mit Was- serstoff beladenem TiA16V4 und von Wasserstoff entla- denem TiA16V4 bei einer Temperatur 773 K, Figur 4 das Zustandsdiagramm Titan-Wasserstoff, Figur 5 ein Diagramm zur Spananalyse, Figur 6a eine Gefügeanalyse von TiA16V4, Figur 6b eine Gefügeanalyse von beladenem TiA16V4, Figur 6c eine Gefügeanalyse von entladenem TiA16V4,

Figur 7a den Verlauf der Schnittkraft und der Härte von TiA16V4 in Abhängigkeit vom Lanthan-Anteil, Figur 7 b die verschiedenen Spanformen von TiA16V4 in Abhängig- keit von dem Lanthan-Anteil.

Die Titan-Basislegierung TiA16V4 wird herkömmlich hergestellt, d. h.

Gießen, Schmieden, sowie die erforderlichen Wärmebehandlungen er- folgen nach dem Stand der Technik, so dass ein Werkstoff mit Duplex- gefüge und hohen Zugfestigkeiten bei guter Duktilität entsteht und nach Herstellung des Rohlings aus der Legierung dieser auf herkömm- liche Art umgeformt werden kann.

Vor dem Zerspanen des Werkstücks wird die Legierung entweder voll- ständig oder nur in den zu zerspanenden Bereichen mit einer Ätzlö- sung, die beispielsweise besteht aus 50 ml H20, 50 mi HNO3, 10 mi der Lösung [12 ml HF+70m1 H202], 5-10 Minuten gereinigt, so dass Oberflächenoxide und mögliche Deckschichten an der Werkstückober- fläche entfernt werden. Anschließend wird das Werkstück in einem Induktionsofen, in dem eine wasserstoffhaltige Atmosphäre mit einem Druck von 5. 10' Pa herrscht, auf eine Temperatur von 973 K (700°C) gebracht und mindestens 2 Stunden geglüht, wodurch Wasserstoff- atome in das Werkstück diffundieren und sich in dem Grundwerkstoff einlagern. Die Diffusionsgeschwindigkeit von Wasserstoff in Titan ist im Vergleich zu anderen Metallen hoch. Bei 973 K etwa 0,1 mm/min.

Das bedeutet, dass bei einer Stunde Glühzeit eine Eindringtiefe des Wasserstoffs in das Titanwerkstück von 6 mm zu erwarten ist. Die Eindringtiefe erhöht sich mit steigender Temperatur. Da das zu zerspa- nende Volumen bekannt ist, kann die Beladungszeit entsprechend an- gepasst werden, so dass nur die zu zerspanenden Bereiche mit Was-

serstoff angereichert sind. Die Glühzeit hängt prinzipiell von der Bau- teilgeometrie ab. Je größer die zu zerspanenden Bereiche der Bauteile sind, um so länger muss das Werkstück geglüht werden. Die Wasser- <BR> <BR> stoffkonzentration im Werkstück soll nach dem Abkühlen 0,5 Gew. -% im Titan betragen.

Zum Abkühlen wird der Induktionsofen ausgeschaltet und das Werk- stück sich selbst überlassen. Wenn es eine Temperatur erreicht hat, die eine weitere Bearbeitung gestattet, wird das mit Wasserstoff bela- dene Werkstück spanabhebend bearbeitet. Figur 5 zeigt den Segmen- tierungsgrad G über der Schnittgeschwindigkeit vu four einen beladenen und einen unbeladenen Werkstoff bei einer Spanungsdicke ap von 40, um und von 80 um.

Der Segmentierungsgrad bestimmt sich nach der Formel : G=hmax-hmin hmax wobei bei 0 <G<0, 3 ein Fließspan vorliegt, bei Go ; 0, 3 ein Über- gangsspan und bei G>0, 3 ein Segmentspan vorliegt.

Dem linken Bereich der Figur 5 ist entnehmbar, dass nach der Bela- dung des Werkstoffs mit Wasserstoff sich bei der Zerspanung ein schnittgewindigkeitsabhängiger Übergang vom Fließ-zum Segment- span einstellt, der beispielsweise auch bei der Zerspanung von Stählen und Aluminiumlegierungen beobachtet werden kann, nicht jedoch bei unbeladenem TiA16V4.

Segmentspäne haben ein sägeblattartiges Aussehen, während Fließ- späne Späne mit konstantem Querschnitt über der Spanlänge sind.

Nach dem Zerspanen wird das Werkstück erneut geätzt und dann ge- glüht. Diesmal wird ein Vakuum von 2 10-3 Pa angelegt. Das Werk- stück wird wieder bei 773 K geglüht, damit die Wasserstoffatome aus dem Werkstück wieder herausdiffundieren können, wodurch die ur- sprüngliche Duktilität des Werkstücks hergestellt wird. Wenn die Duk- tilität des mit Wasserstoff beladenen Werkstücks im Ausnahmefall für bestimmte Einsatzzwecke ausreichend hoch ist, kann auf das erneute Glühen nach dem Zerspanen verzichtet werden.

Wie Figuren 3a und 3b zeigen, sind die Anforderungen an die Festig- keit und die Duktilität des Werkstoffs bei Raumtemperatur (293 K) als auch bei 973 K durch die modifizierte Legierung gewährleistet. Die erreichte Festigkeit der wasserstoffbeladenen Proben lag innerhalb der vom : x-Phasenanteil abhängigen Schwankungsbreite verschiedener Duplexgefüge. Wie Figur 3a zeigt, führt das Beladen des Werkstoffes (Werkstück) bei einer Abnahme der Festigkeit um etwa 8 % zu einer Verminderung der Bruchdehnung, die in einer abnehmenden Bruchdeh- nung von 20 % auf 8 % resultiert. Durch die nachgestellte Entla- dungsbehandlung kann bei gleichbleibender Festigkeit die Zähigkeit wieder auf etwa 16 %, also deutlich gesteigert werden. Alle drei Werkstoffe zeigen ein duktiles Bruchverhalten mit einer wabenartigen Bruchfläche. An den Proben war eine deutliche Brucheinschnürung zu erkennen.

Figur 3b ist entnehmbar, dass die Festigkeit der beladenen Probe ge- genüber der Referenzprobe bei 773 K (500 °C) geringfügig erhöht ist, was durch eine erhöhte Diffusionsgeschwindigkeit des Wasserstoffs in

Titan bei dieser Temperatur zu erklären ist, so dass es zu einer Behin- derung der Versetzungsbewegung kommt. Bei der Bruchdehnung las- sen sich hingegen keine Unterschiede messen.

Wasserstoff stabilisiert bekanntlich die kubisch raumzentrierte ß- Phase in Titan. Entsprechend wird gemäß dem in Figur 4 dargestellten Zustandsdiagramm Ti-H die Phasenumwandlung a-, ß durch Zulegie- ren von Wasserstoff zu tieferen Temperaturen hin verschoben, so dass bei einer Wärmebehandlung bei 700°C (973 K) in wasserstoffhaltiger Atmosphäre mit der Umwandlung in ein reines ß-Titangefüge zu rechnen wäre. Wärmebehandlungen im Einphasengebiet führen in der Regel zu einem grobkörnigen Gefüge. An drei verschiedenen Proben wurde eine Gefügeanalyse durchgeführt. Die Figuren 6a bis 6c zeigen, dass es nicht zu einer unerwünschten Gefügeveränderung durch Kornwachstum kommt, also völlig überraschend nach der Dotierung offensichtlich kein einphasiges ß-Titan vorliegt. Wahrscheinlich ist dies auf die Wirkung des Legierungselementes Aluminium als a- Stabilisator zurückzuführen. Ein grobkörniges Gefüge würde die me- chanischen Eigenschaften des Werkstoffs deutlich verschlechtern. Er- findungsgemäß ist aber die Stabilität des Gefüges sichergestellt.

Der Titan-Basislegierung, insbesondere der Legierung TiA16V4, kann Lanthan in einer Menge von 0,3 bis 3 Atom-% beigemischt werden.

Bis zu einem Lanthan-Gehalt von 1,5 Atom-% findet eine vollständige Ausscheidung des Lanthans im Grundgefüge statt. Die Partikel haben eine durchschnittliche Größe von 12, um. Die Verteilung der Lanthan- ausscheidungen beschränkt sich auf die Korngrenzen und das Kornin- nere zwischen den Dendriten des Gussgefüges. Untersuchungen ha- ben ergeben, dass die Ausscheidungen als nahezu reines Lanthan i- dentifiziert werden. Sauerstoff oder Stickstoff sind nicht nachzuwei-

sen. Bei Lanthangehalten ab 2 Atom-% bildet sich neben den Lan- thanausscheidungen eine zweite Phase. Das Gefüge der zweiten Phase besteht aus einer Lanthanmatrix (80 % des Gefüges) mit meanderför- migen Titaneinschlüssen (etwa 20 %). Aluminium oder Vanadium las- sen sich nicht nachweisen. Ein nahezu gleiches Aussehen des Gefüges ist erreichbar, wenn der Legierung anstatt Lanthan Cer beigemischt wird.

Die Legierung TiAI6V4 mit Lanthan wird in einem Vakuum-Lichtbogen- ofen hergestellt. Als Vorlegierung wird die herkömmliche TiA16V4- Legierung verwendet, die mit elementarem Lanthan als Block zusam- men in den Ofen verbracht wird. Vor dem Schmelzen wird zunächst ein Vakuum von beispielsweise 104 Pa erzeugt, um Sauerstoff aus der Ofenkammer zu entfernen. Der Zündvorgang des Lichtbogens er- folgt dann bei cirka 6 104 Pa in der Ofenkammer. Da Titan bei Raum- temperatur nur sehr geringe Mengen von Lanthan lösen kann, entsteht bei der Herstellung der Legierung ein Gefüge aus TiA16V4 mit diskret ausgeschiedenen Lanthan-Partikeln. Vor dem Einschmelzen muss die Oxidschicht auf dem Lanthanblock entfernt werden. Dies geschieht zum Beispiel mechanisch mit einer Feile mit anschließender Reinigung und Lagerung in Alkohol oder Azeton bis zum Verbringen des Lanthans in den Ofen. Bei Schmelzen der Legierung zeigt sich überraschender- weise, dass sich die Wärmeleitfähigkeit der lanthanhaltigen Legierung gegenüber der Standardlegierung erhöht, da die Schmelze deutlich schneller abkühlt als die Legierung ohne Lanthanzusatz. Damit die technische Anwendbarkeit der Legierung gewährleistet ist, muss die Legierung thermo-mechanisch behandelt werden, um ein Duplexgefüge herzustellen. Die Legierung lässt sich hierzu in einem Temperaturbe- reich zwischen 973 K und 1023 K beispielsweise durch Strangpressen umformen. Im stranggepressten Zustand erreicht diese Legierung eine

Zugfestigkeit von etwa 1000 N/mm2 und ist damit mit der Basislegie- rung TiAI6V4 vergleichbar.

Wie Figur 7a zeigt, vermindert sich die Schnittkraft in Abhängigkeit des Lanthangehalts. Sie setzt ab einem Lanthangehalt von 0,3 Atom- % ein und reduziert die Schnittkraft um 20 % bei einem Lanthangehalt von 0,5 Atom-%. Wie die Figur weiterhin zeigt, ändert sich die Härte des Werkstoffs durch Zulegieren von Lanthan so gut wie nicht.

Figur 7b zeigt, dass bei der Zerspanung von TiA16V4 ohne Lanthan- Zusatz ein Band-oder Wirrspan entsteht. Durch das Zulegieren von Lanthan ergeben sich bei der Zerspanung kurzbrechende Späne, wie sie zum Beispiel von Automatenstählen bekannt sind, jedoch nicht von TiA16V4. Erklärbar ist dies durch die Anwesenheit der Lanthanpartikel im Gefüge. Der kurzbrechende Span hat den Vorteil, dass die Kontakt- fläche und damit die Kontaktzeit zwischen Span und Schneidfläche des Werkzeugs verringert wird, wodurch sich die in der Kontaktzone entstehende Reibungswärme deutlich vermindert. Durch die erhöhte Wärmeleitfähigkeit wird die entstehende Reibungswärme zu einem wesentlich größeren Teil als bei TiA16V4 in den Span abgeleitet, wo- durch die thermische Belastung des Werkzeugs herabgesetzt wird und sich damit die Standzeit erhöht, was die Bearbeitungskosten reduziert.