TC1钛合金端盖零件热拉深成形工艺研究

张 志 ，李鹏亮 ， 孙 宾 ，李均红

（1. 中国航空制造技术研究院，北京100024；2.塑性成形技术航空科技重点实验室，北京100024；3.数字化塑性成形技术及装备北京市重点实验室，北京100024；4.四川成发航空科技股份有限公司，成都 610503）

钛合金板材常温下屈强比（σ0.2/σb）大，弹性模量小，成形时其塑性变形范围窄，回弹大，表现为易开裂、零件尺寸精度难于控制。通常需要在550～750℃的高温下成形（简称热成形）[1]。热成形是利用金属材料加热软化，以降低板料的变形抗力，提高板料在成形过程中所能达到的变形程度，减少弹性回弹，提高零件的成形精度[2]。目前，国外航空航天工业中，钛合金钣金件90%以上是用热成形工艺制造的[3]。

Luo[4]和Yin[5]等采用数值模拟技术探讨了压边力、温度和成形速度等对TC1钛合金薄板热拉深成形工艺的影响；张凌云等[6]对TC1M钛合金板材600℃温度下杯形件拉深成形及回弹过程进行了研究，结果显示热拉深能有效地抑制卸载回弹；郭天文[7]采用数值模拟和试验研究了温度、应变速率、压边间隙和摩擦系数对TC4钛合金板材热拉深的影响；徐萌萌[8]在此基础上对TC1、TA15钛合金板材的成形性能进行了详细的研究。本文根据某型TC1钛合金端盖零件薄壁、大拉深比的结构特点，基于试验研究，分析影响其成形过程和成形质量的关键因素，为解决类似零件的成形起到一定的指导作用。

1 试验方法

1.1 零件结构及工艺难点

图1 端盖零件及基本尺寸Fig.1 Structure of the part and its dimensions

端盖零件的形状及基本尺寸如图1所示，材料为TC1钛合金，厚度为1.0mm，要求零件外观光亮，无划伤、起皱及氧化现象；同时，由于零件的圆周及底部需焊接零件，对成形后零件的尺寸公差和位置精度要求较高。如果采用棒料或管材车削加工，零件壁厚太小，加工过程容易变形。采用板材热拉深时外观质量差且尺寸难以保证，因此需要对端盖零件的热成形工艺进行研究。

从零件几何特点分析，热成形过程实际为板料在热状态下的拉深成形，其成形难点在于，首先是材料厚度为1.0mm，底部圆角为R=3mm，弯曲半径为3倍料厚，航空材料手册要求弯曲半径不小于4倍料厚；其次，端盖零件属于深拉深件，零件直径为274mm，高度为62mm。考虑到热拉深工艺的特点，要保证零件的最终高度同时考虑到后续工序留工艺余量，半成品的拉深高度应大于80mm，经计算拉深系数为1.62，已接近所用材料的拉深极限，属于大拉深比零件，在成形过程中容易在圆角处产生破裂现象。

此外端盖零件底部需要焊接加强框零件，对底部的平面度要求较高。在以往的生产过程中，钛合金拉深零件与模具之间存在摩擦力，采用手工撬取的方法会导致零件底面在脱模过程容易产生翘曲变形，造成平面度不符合设计要求。

1.2 试验材料

TC1（Ti-2Al-1.5Mn）钛合金是一种低合金化的（α+β）两相组织钛合金，主要合金元素为α相稳定元素Al和β相稳定元素Mn，具有良好的成形性能、焊接性能和工艺性能[9]。试验选用的退火态的TC1板材，实测厚度为1.05～1.06mm，其化学成分见表1。

表1 TC1钛合金的化学成分（质量分数） %

1.3 试验装置

图2 模具结构示意图Fig.2 Schematic diagram of the mould structure

采用带压边圈的拉深模具在RX-1上进行拉深试验，模具材料选择不锈钢1Cr18Ni9Ti，拉深模具采用倒装式结构（图2），通过调节压边圈与凹模之间的间隙来调节拉深过程的压边力，利用油压顶紧凹模与压边圈，通过调节上下缸的油压实现不同速度的拉深。

2 结果与讨论

2.1 模具材料的影响

热成形模具应根据零件的特点、要求和批量来选用不同的材料。前期的研究表明，不锈钢1Cr18Ni9Ti在高温下抗氧化性能好，并且高温下的屈服强度仍可满足压力加工的需求[10]，因此本文选择了不锈钢1Cr18Ni9Ti作为模具材料。在前期工艺试验中，当拉深高度接近拉深极限时，筒壁会出现拉伤（图3（a）），后期虽经简单打磨处理但拉伤严重部位仍无法消除（图3（b））；若通过打磨完全去除拉伤部分，零件的最小壁厚已低于0.85mm，无法满足设计要求。经查阅相关文献[11]，1Cr18Ni9Ti在高温下易与TC1发生焊合作用而导致零件擦伤，进而导致零件报废；此外，1Cr18Ni9Ti材质较软，零件拉深过程中易变形而导致压边力不均匀造成零件起皱。因此，1Cr18Ni9Ti适合浅拉深零件，对深拉深不利。

图3 零件侧壁出现拉伤Fig.3 Abrasive damage of the part

最终改用中硅钼球墨铸铁作为模具材料。该种材料在中硅球铁中加入合金元素钼后，钼固溶于铁素体中，其固溶强化作用，同时可以促进石墨化，细化石墨和基体组织，这可以提高铸铁的常温机械性能，特别是提高了高温机械性能（即红硬性）。同时，相对于昂贵的耐热合金，中硅钼球墨铸铁加工容易，模具的成本和周期均适应成形温度不高、小批量零件的生产。模具材料采用中硅钼球墨铸铁，成形后的零件经过简单打磨，在壁厚满足要求的前提下，外观质量合格（图4）。

2.2 成形温度的影响

温度是影响钛合金成形性能的主要因素，随着温度的升高，钛合金板料的塑性成形能力增强，有利于提高拉深系数；但同时材料的厚向异性指数减小，板材在厚度方向的变形越来越容易，拉深过程中危险截面处减薄量增加，圆角处易于破裂。因而钛合金的成形温度并非越高越好，应综合考虑上述因素。

试验过程中首先固定工艺参数（压边间隙为1.15mm，拉深速度为30mm/min），来研究不同温度对拉深结果的影响。试验表明，在600～700℃之间均可拉深出表面质量合格的端盖零件，但零件的减薄位置由凸模圆角区过渡到凹模圆角与筒壁连接处，零件的最小壁厚也是不断变化的。为此本文选用了600℃、625℃、650℃、675、700℃进行拉深试验，使用超声测厚仪测量了成形后端盖零件各部位的壁厚（图5），取最小值进行对比，如图6所示。

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

图5 零件各处壁厚检测示意图Fig.5 Scheme of the part wall thickness measurement

图6 不同温度下零件最小壁厚Fig.6 Wall thickness at elevated temperatures

可见零件的最小壁厚数值随着温度的升高先增大后减小，最大值出现在625℃，此时最小壁厚为1.02mm，最接近原始板材厚度（1.05～1.06mm），完全满足设计要求。这是因为在该温度下，TC1的延伸率约为140%，但抗拉强度仍有183MPa，在拉深过程中可以有效地抵抗径向变形，从而防止危险截面严重破坏。因此，最终选用的成形温度为（620±10）℃。

2.3 压边间隙的影响

在钛合金拉深成形过程中，压边间隙对成形质量有一定的影响。如果间隙过小，材料与模具之间的摩擦力增大从而增加筒壁的拉应力，引起零件筒壁的过度减薄，并且容易在成形件表面形成划痕，增加打磨处理工序；间隙过大法兰部分易起皱，此时法兰部分材料不容易进入变形区，易导致圆角部分减薄。因此，本文选择在620℃，压边间隙依次为1.1mm、1.15mm、1.2mm、1.25mm、1.3mm进行了拉深试验，测试了不同压边间隙对零件最小壁厚的影响。

图7 不同压边间隙时零件圆角位置的最小壁厚Fig.7 Minimum wall thickness of the corner area at different blank holder gaps

图8 不同压边间隙时零件Fig.8 Parts at different blank holder gaps

从图7可以看到，最小壁厚随着压边间隙的增大先变大后变小，当压边间隙为1.1mm和1.15mm时，最小壁厚从0.96mm增加到0.98mm，但成形件表面有严重划伤（图8（a）），经打磨处理后最小壁厚减小到0.92mm，无法满足后续旋压收口工序；当压边间隙在1.3mm时，法兰部分起皱比较严重（图8（b）），此时最小壁厚出现在测量点4（图5），数值为0.93mm，同样无法满足后续工序。但压边间隙选择1.2mm和1.25mm时，成形零件表面只有轻微的划伤（图8（c）），经打磨处理后最小壁厚约为1.0mm，完全满足后续加工要求。因此，选择压板间隙为1.2mm和1.25mm，可以成形出质量较好的端盖零件。这是因为当压边间隙在1.2mm以下时，板料法兰部位的材料在流向直筒变形区受阻，塑性变形区主要集中在压边间隙处的材料，凹模圆角处不能持续得到补充材料，拉深过程中圆角部位材料会减薄；当压边间隙在1.25mm以上时，由于间隙较大，法兰部位容易起皱，当起皱较为严重时法兰部分材料不能进入筒形变形区，同样圆角部位材料也会减薄。因此，过大或者过小的压边间隙均不利于材料的热拉深成形。因此在压边间隙为1.2mm和1.25mm时，板材的法兰部位材料流入变形区的阻力降低，且压边力足够防止法兰部分材料起皱，成形出的零件尺寸和表面质量较好。

2.4 拉深速率的影响

钛合金属于应变速率敏感材料，应变速率越低，越有利于板材的成形。但大的应变速率有利于提高生产效率。因此，选择既能满足工艺要求又能提高生产效率的拉深速度至关重要。

试验过程固定其他工艺参数（温度为（620±10）℃，压边间隙为1.2mm），设定拉深速度为10mm/min、30mm/min、60mm/min、100mm/min。结果表明，采用 10mm/min和30mm/min进行拉深时，可获得壁厚和表面质量均符合要求的零件；采用60mm/min进行拉深时，零件的最小壁厚约为0.92mm，考虑到后续工序，可能无法满足最终零件壁厚不低于0.90mm的要求；当拉深速率提高到100mm/min时，当拉深进行到一半时便发生断裂，拉深无法继续。因此，综合考虑实际需求，选择合理的拉深速度≤30mm/min。

2.5 取件方式的影响

在拉深成形过程中，由于模具材料与成形的金属板材之间的热膨胀系数差异，材料成形完成后冷却过程中，模具和成形的零件的收缩量不同，导致模具和零件之间有较大的相互作用力，在零件出模时产生了很大的摩擦力，零件脱模困难，通常是在模具型腔内部和板料表面涂润滑剂，拉深成形后采用手工撬取的方法脱模。由于施加的力量过大，过于集中，往往导致零件变形，表面划伤甚至报废。

为此对模具结构进行改造，在凸模中心增加专用气道。通过设计的专用气道，向模具腔体内通入持续的压缩空气，在对模具或零件进行强制冷却的同时，通过均匀分布在型腔内的气压产生向上的压力，将零件吹出模具型腔。气压的作用可以产生向上的脱模力，使零件发生弹性变形减少与模具的接触面积，从而使零件与模具的摩擦力降到最低。通过这种气压脱模方法，既可以降低脱模阻力，又可以使零件受力均匀，将零件变形降到最低。

结合上述改进措施，采用图9所示的拉深模具，热成形出了合格的进/出口端盖毛坯件零件底部平面度小于0.05mm（图10）。

3 结论

设计了一套带压边圈的拉深试验装置，通过试验阐述了模具材料、温度、压边间隙、拉深速度等对成形性能的影响，解决了零件取件底部平面度不满足要求的问题，得出如下结论：

图9 改进后的拉深模具示意图Fig.9 Schematic diagram of improved deep-drawing mould

图10 合格的端盖零件Fig.10 Qualified part

（1）热拉深模具材料选择中硅钼球墨铸铁优于 1Cr18Ni9Ti，成形温度为（620±10）℃，压边间隙1.20～1.25mm，拉深速度不大于30mm/min，可以实现满意的拉深结果。

（2）改进了模具结构，通过设计专用气道，采用空气脱模的方式可实现筒底平面度小于0.05mm，为类似零件的取件提供了工艺参考。

参 考 文 献

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