TC1鈦合金端蓋零件熱拉深成形工藝研究

張 志 ，李鵬亮 ， 孫 賓 ，李均紅

（1. 中國航空制造技術研究院，北京100024；2.塑性成形技術航空科技重點實驗室，北京100024；3.數(shù)字化塑性成形技術及裝備北京市重點實驗室，北京100024；4.四川成發(fā)航空科技股份有限公司，成都 610503）

鈦合金板材常溫下屈強比（σ0.2/σb）大，彈性模量小，成形時其塑性變形范圍窄，回彈大，表現(xiàn)為易開裂、零件尺寸精度難于控制。通常需要在550～750℃的高溫下成形（簡稱熱成形）[1]。熱成形是利用金屬材料加熱軟化，以降低板料的變形抗力，提高板料在成形過程中所能達到的變形程度，減少彈性回彈，提高零件的成形精度[2]。目前，國外航空航天工業(yè)中，鈦合金鈑金件90%以上是用熱成形工藝制造的[3]。

Luo[4]和Yin[5]等采用數(shù)值模擬技術探討了壓邊力、溫度和成形速度等對TC1鈦合金薄板熱拉深成形工藝的影響；張凌云等[6]對TC1M鈦合金板材600℃溫度下杯形件拉深成形及回彈過程進行了研究，結果顯示熱拉深能有效地抑制卸載回彈；郭天文[7]采用數(shù)值模擬和試驗研究了溫度、應變速率、壓邊間隙和摩擦系數(shù)對TC4鈦合金板材熱拉深的影響；徐萌萌[8]在此基礎上對TC1、TA15鈦合金板材的成形性能進行了詳細的研究。本文根據(jù)某型TC1鈦合金端蓋零件薄壁、大拉深比的結構特點，基于試驗研究，分析影響其成形過程和成形質量的關鍵因素，為解決類似零件的成形起到一定的指導作用。

1 試驗方法

1.1 零件結構及工藝難點

圖1 端蓋零件及基本尺寸Fig.1 Structure of the part and its dimensions

端蓋零件的形狀及基本尺寸如圖1所示，材料為TC1鈦合金，厚度為1.0mm，要求零件外觀光亮，無劃傷、起皺及氧化現(xiàn)象；同時，由于零件的圓周及底部需焊接零件，對成形后零件的尺寸公差和位置精度要求較高。如果采用棒料或管材車削加工，零件壁厚太小，加工過程容易變形。采用板材熱拉深時外觀質量差且尺寸難以保證，因此需要對端蓋零件的熱成形工藝進行研究。

從零件幾何特點分析，熱成形過程實際為板料在熱狀態(tài)下的拉深成形，其成形難點在于，首先是材料厚度為1.0mm，底部圓角為R=3mm，彎曲半徑為3倍料厚，航空材料手冊要求彎曲半徑不小于4倍料厚；其次，端蓋零件屬于深拉深件，零件直徑為274mm，高度為62mm?？紤]到熱拉深工藝的特點，要保證零件的最終高度同時考慮到后續(xù)工序留工藝余量，半成品的拉深高度應大于80mm，經計算拉深系數(shù)為1.62，已接近所用材料的拉深極限，屬于大拉深比零件，在成形過程中容易在圓角處產生破裂現(xiàn)象。

此外端蓋零件底部需要焊接加強框零件，對底部的平面度要求較高。在以往的生產過程中，鈦合金拉深零件與模具之間存在摩擦力，采用手工撬取的方法會導致零件底面在脫模過程容易產生翹曲變形，造成平面度不符合設計要求。

1.2 試驗材料

TC1（Ti-2Al-1.5Mn）鈦合金是一種低合金化的（α+β）兩相組織鈦合金，主要合金元素為α相穩(wěn)定元素Al和β相穩(wěn)定元素Mn，具有良好的成形性能、焊接性能和工藝性能[9]。試驗選用的退火態(tài)的TC1板材，實測厚度為1.05～1.06mm，其化學成分見表1。

表1 TC1鈦合金的化學成分（質量分數(shù)） %

1.3 試驗裝置

圖2 模具結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of the mould structure

采用帶壓邊圈的拉深模具在RX-1上進行拉深試驗，模具材料選擇不銹鋼1Cr18Ni9Ti，拉深模具采用倒裝式結構（圖2），通過調節(jié)壓邊圈與凹模之間的間隙來調節(jié)拉深過程的壓邊力，利用油壓頂緊凹模與壓邊圈，通過調節(jié)上下缸的油壓實現(xiàn)不同速度的拉深。

2 結果與討論

2.1 模具材料的影響

熱成形模具應根據(jù)零件的特點、要求和批量來選用不同的材料。前期的研究表明，不銹鋼1Cr18Ni9Ti在高溫下抗氧化性能好，并且高溫下的屈服強度仍可滿足壓力加工的需求[10]，因此本文選擇了不銹鋼1Cr18Ni9Ti作為模具材料。在前期工藝試驗中，當拉深高度接近拉深極限時，筒壁會出現(xiàn)拉傷（圖3（a）），后期雖經簡單打磨處理但拉傷嚴重部位仍無法消除（圖3（b））；若通過打磨完全去除拉傷部分，零件的最小壁厚已低于0.85mm，無法滿足設計要求。經查閱相關文獻[11]，1Cr18Ni9Ti在高溫下易與TC1發(fā)生焊合作用而導致零件擦傷，進而導致零件報廢；此外，1Cr18Ni9Ti材質較軟，零件拉深過程中易變形而導致壓邊力不均勻造成零件起皺。因此，1Cr18Ni9Ti適合淺拉深零件，對深拉深不利。

圖3 零件側壁出現(xiàn)拉傷Fig.3 Abrasive damage of the part

最終改用中硅鉬球墨鑄鐵作為模具材料。該種材料在中硅球鐵中加入合金元素鉬后，鉬固溶于鐵素體中，其固溶強化作用，同時可以促進石墨化，細化石墨和基體組織，這可以提高鑄鐵的常溫機械性能，特別是提高了高溫機械性能（即紅硬性）。同時，相對于昂貴的耐熱合金，中硅鉬球墨鑄鐵加工容易，模具的成本和周期均適應成形溫度不高、小批量零件的生產。模具材料采用中硅鉬球墨鑄鐵，成形后的零件經過簡單打磨，在壁厚滿足要求的前提下，外觀質量合格（圖4）。

2.2 成形溫度的影響

溫度是影響鈦合金成形性能的主要因素，隨著溫度的升高，鈦合金板料的塑性成形能力增強，有利于提高拉深系數(shù)；但同時材料的厚向異性指數(shù)減小，板材在厚度方向的變形越來越容易，拉深過程中危險截面處減薄量增加，圓角處易于破裂。因而鈦合金的成形溫度并非越高越好，應綜合考慮上述因素。

試驗過程中首先固定工藝參數(shù)（壓邊間隙為1.15mm，拉深速度為30mm/min），來研究不同溫度對拉深結果的影響。試驗表明，在600～700℃之間均可拉深出表面質量合格的端蓋零件，但零件的減薄位置由凸模圓角區(qū)過渡到凹模圓角與筒壁連接處，零件的最小壁厚也是不斷變化的。為此本文選用了600℃、625℃、650℃、675、700℃進行拉深試驗，使用超聲測厚儀測量了成形后端蓋零件各部位的壁厚（圖5），取最小值進行對比，如圖6所示。

圖4 打磨完表面合格的零件Fig.4 Part with good surface quality after sanding

圖5 零件各處壁厚檢測示意圖Fig.5 Scheme of the part wall thickness measurement

圖6 不同溫度下零件最小壁厚Fig.6 Wall thickness at elevated temperatures

可見零件的最小壁厚數(shù)值隨著溫度的升高先增大后減小，最大值出現(xiàn)在625℃，此時最小壁厚為1.02mm，最接近原始板材厚度（1.05～1.06mm），完全滿足設計要求。這是因為在該溫度下，TC1的延伸率約為140%，但抗拉強度仍有183MPa，在拉深過程中可以有效地抵抗徑向變形，從而防止危險截面嚴重破壞。因此，最終選用的成形溫度為（620±10）℃。

2.3 壓邊間隙的影響

在鈦合金拉深成形過程中，壓邊間隙對成形質量有一定的影響。如果間隙過小，材料與模具之間的摩擦力增大從而增加筒壁的拉應力，引起零件筒壁的過度減薄，并且容易在成形件表面形成劃痕，增加打磨處理工序；間隙過大法蘭部分易起皺，此時法蘭部分材料不容易進入變形區(qū)，易導致圓角部分減薄。因此，本文選擇在620℃，壓邊間隙依次為1.1mm、1.15mm、1.2mm、1.25mm、1.3mm進行了拉深試驗，測試了不同壓邊間隙對零件最小壁厚的影響。

圖7 不同壓邊間隙時零件圓角位置的最小壁厚Fig.7 Minimum wall thickness of the corner area at different blank holder gaps

圖8 不同壓邊間隙時零件Fig.8 Parts at different blank holder gaps

從圖7可以看到，最小壁厚隨著壓邊間隙的增大先變大后變小，當壓邊間隙為1.1mm和1.15mm時，最小壁厚從0.96mm增加到0.98mm，但成形件表面有嚴重劃傷（圖8（a）），經打磨處理后最小壁厚減小到0.92mm，無法滿足后續(xù)旋壓收口工序；當壓邊間隙在1.3mm時，法蘭部分起皺比較嚴重（圖8（b）），此時最小壁厚出現(xiàn)在測量點4（圖5），數(shù)值為0.93mm，同樣無法滿足后續(xù)工序。但壓邊間隙選擇1.2mm和1.25mm時，成形零件表面只有輕微的劃傷（圖8（c）），經打磨處理后最小壁厚約為1.0mm，完全滿足后續(xù)加工要求。因此，選擇壓板間隙為1.2mm和1.25mm，可以成形出質量較好的端蓋零件。這是因為當壓邊間隙在1.2mm以下時，板料法蘭部位的材料在流向直筒變形區(qū)受阻，塑性變形區(qū)主要集中在壓邊間隙處的材料，凹模圓角處不能持續(xù)得到補充材料，拉深過程中圓角部位材料會減??；當壓邊間隙在1.25mm以上時，由于間隙較大，法蘭部位容易起皺，當起皺較為嚴重時法蘭部分材料不能進入筒形變形區(qū)，同樣圓角部位材料也會減薄。因此，過大或者過小的壓邊間隙均不利于材料的熱拉深成形。因此在壓邊間隙為1.2mm和1.25mm時，板材的法蘭部位材料流入變形區(qū)的阻力降低，且壓邊力足夠防止法蘭部分材料起皺，成形出的零件尺寸和表面質量較好。

2.4 拉深速率的影響

鈦合金屬于應變速率敏感材料，應變速率越低，越有利于板材的成形。但大的應變速率有利于提高生產效率。因此，選擇既能滿足工藝要求又能提高生產效率的拉深速度至關重要。

試驗過程固定其他工藝參數(shù)（溫度為（620±10）℃，壓邊間隙為1.2mm），設定拉深速度為10mm/min、30mm/min、60mm/min、100mm/min。結果表明，采用 10mm/min和30mm/min進行拉深時，可獲得壁厚和表面質量均符合要求的零件；采用60mm/min進行拉深時，零件的最小壁厚約為0.92mm，考慮到后續(xù)工序，可能無法滿足最終零件壁厚不低于0.90mm的要求；當拉深速率提高到100mm/min時，當拉深進行到一半時便發(fā)生斷裂，拉深無法繼續(xù)。因此，綜合考慮實際需求，選擇合理的拉深速度≤30mm/min。

2.5 取件方式的影響

在拉深成形過程中，由于模具材料與成形的金屬板材之間的熱膨脹系數(shù)差異，材料成形完成后冷卻過程中，模具和成形的零件的收縮量不同，導致模具和零件之間有較大的相互作用力，在零件出模時產生了很大的摩擦力，零件脫模困難，通常是在模具型腔內部和板料表面涂潤滑劑，拉深成形后采用手工撬取的方法脫模。由于施加的力量過大，過于集中，往往導致零件變形，表面劃傷甚至報廢。

為此對模具結構進行改造，在凸模中心增加專用氣道。通過設計的專用氣道，向模具腔體內通入持續(xù)的壓縮空氣，在對模具或零件進行強制冷卻的同時，通過均勻分布在型腔內的氣壓產生向上的壓力，將零件吹出模具型腔。氣壓的作用可以產生向上的脫模力，使零件發(fā)生彈性變形減少與模具的接觸面積，從而使零件與模具的摩擦力降到最低。通過這種氣壓脫模方法，既可以降低脫模阻力，又可以使零件受力均勻，將零件變形降到最低。

結合上述改進措施，采用圖9所示的拉深模具，熱成形出了合格的進/出口端蓋毛坯件零件底部平面度小于0.05mm（圖10）。

3 結論

設計了一套帶壓邊圈的拉深試驗裝置，通過試驗闡述了模具材料、溫度、壓邊間隙、拉深速度等對成形性能的影響，解決了零件取件底部平面度不滿足要求的問題，得出如下結論：

圖9 改進后的拉深模具示意圖Fig.9 Schematic diagram of improved deep-drawing mould

圖10 合格的端蓋零件Fig.10 Qualified part

（1）熱拉深模具材料選擇中硅鉬球墨鑄鐵優(yōu)于 1Cr18Ni9Ti，成形溫度為（620±10）℃，壓邊間隙1.20～1.25mm，拉深速度不大于30mm/min，可以實現(xiàn)滿意的拉深結果。

（2）改進了模具結構，通過設計專用氣道，采用空氣脫模的方式可實現(xiàn)筒底平面度小于0.05mm，為類似零件的取件提供了工藝參考。

參 考 文 獻

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