低温钛是指在600℃ 以上及一定形变条件下长期组织工作的合金金属材料， 具备优异的综合操控性， 可分为铁基、 镍基和钴基低温钛三类。 GH5188低温钛是氧化钇强化型钴基低温钛， 具备较好的低温抗氧化剂操控性， 与此同时具备满意的研磨成型、 冲压等操控性， 适于制造航空发动机上在980℃以下要求高气压和在1100℃以下要求抗氧化剂的零件。

　　近年来， 虽然船舶工程、 汽车工业、 航空航天等大型梁柱制造金属材料的轻量化需求， 截叶梁柱因其质量轻、 易研磨成型等诸多特点被广泛使用。 但虽然冲压操作过程中冲压形变的释放、 热分布不均匀等原因导致截叶冲压极易造成形变， 从而负面影响冲压质量和焊件外形。

　　在冲压钴AlGaAs时， 与镍AlGaAs和铁AlGaAs相同， 冲压热输出是负面影响热裂缝造成的重要不利因素之一。 在冲压操作过程中， 应选用较高的冲压热输出， 防止因合金间化合物的析出而负面影响钛抗热裂操控性。钛中的沉淀物原素S、 P， 和低熔点合金Pb、 Zn、Bi等， 虽然不溶于钴或者与钴发生固相反应， 会引起钛脆性， 且这些原素可能会在冲压时引起热裂缝， 所以应减少这些原素在钛中的含量， 与此同时要尽可能保证这些原素不会污染冲压区。 虽然冲压区清洁度的保证是获得优质沟槽的先决条件， 与此同时也负面影响沟槽区出现气孔， 因此冲压钴AlGaAs部件时， 焊前清理组织工作极为重要。

　　CMT（Cold Metal Transfer） 冷合金过渡阶段是如前所述钢与铝冲压、 无倾倒引弧控制技术和微连接控制技术而成功开发的一种低热输出量冲压工艺控制技术。 在熔滴漏电过渡阶段时， 焊机会收到漏电信号，立即切断冲压控制器， 与此同时将塞雷县回抽以帮助熔滴脱落来同时实现熔滴的“冷过渡阶段” 。 这种热-冷-热交替的加热方式， 极大地降低了CMT增材操作过程中的热输出。

　　CMT冲压控制技术的创新之处在于将熔滴过渡阶段与送丝运动结合， 大大降低了冲压操作过程的热输出量， 真正同时实现了无倾倒冲压。 而CMT-Pin控制技术是在CMT冲压控制技术基础上增加了高精度位数操作过程控制系统和整体逆向送丝器， 进一步提高了冲压精度。

　　CMT-Pin工艺控制技术就是在塞雷县接触到合金表面起弧， 而塞雷县不伸出硝酸锶， 硝酸锶和塞雷县迅速加热凝固下来， 加热时间长短决定Pin的高度， 最后塞雷县通电后迅速回抽。 而透过调节电流大小和回抽时力的大小， 就可以造成图1右图相同的Pin头形状， 包括“圆柱状” “球状” 等。

　　CMT-Pin控制技术是如前所述CMT冲压工艺控制技术的一种创新控制技术， 其主要特点是高精度位数操作过程控制和整体逆向送丝器。 本文选用CMT-Pin控制技术对GH5188低温钛截叶展开测试， 透过改变CMT-Pin的工艺控制技术模块，研究工艺控制技术模块对Pin脚外形成型及试板形变的负面影响。

　　测试金属材料及设备（1） 测试金属材料 测试选用GH5188钴基低温钛截叶， 试板宽度为100mm， 宽度为80mm， 厚度为0.8mm、 1.2mm。 测试选用 φ 1.2mm 的GH5188塞雷县。

　　（ 2） 测试设备 测试选用福尼斯TPS CMTAdvanced 4000型冲压控制器、 VR7000 CMT送丝系统和RCU 5000i遥控器配合使用， 它能够直接展开送丝并且确保高精度的送丝距离， 配备机器可以同时实现自 动化生产。 图2为CMT-Pin冲压工艺控制技术。

　　CMT-Pin冲压机械研磨图3右图为专供CMT-Pin冲压机械研磨， 盖板选用在低温下仍能保持硬度和气压的TC4钛钛钢材， 盖板选用具备较高气压且保暖操控性较好的5A06铝钛钢材。 冲压时为了使试板散热充分， 会选用保暖操控性好的铜板置放于盖板上。

　　测试方法（1） 测试操作过程及方法 将0.8mm厚的GH5188低温钛钢材切割成宽度为100mm、 宽度为80mm的待测。 为使焊后试板形变量测不受其他不利因素负面影响，冲压前用无水酒精溶液清洗待焊工件、 去除表面有机物质及油污等， 防止因沉淀物对后期测试操作过程造成不良负面影响。

　　图4右图为CMT-Pin冲压示意， 表1为冲压模块。 束缚状态冲压时， 将冲压试板与专供CMT-Pin冲压机械研磨固定安装于组织工作台上， 根据机械研磨盖板上的预留孔位置， 透过在线编程控制冲压机器沿行走路径展开冲压。

　　（2） 试板形变量测及信息处理 冲压测试完成后， 待待测加热后再将其从专供冲压机械研磨中取出，并对焊后试板展开编号， 依次量测。1） 正方形外形变量测。 冲压形变发生于结构钢材正方形之外的称之为正方形外形变。 焊后试板发生的正方形外形变即为沿Z路径（板厚路径） 的形变值记为Δ H， 在量测试板正方形外形变值时， 将试板置放于水平组织工作台面， 以中心Pin柱作为基准展开量测。量测的起始点从试板两中轴mm， 直到试板两边的边缘处， 用形变雷达网的方式表示试板的正方形外形变。 试T2330长和板宽路径的中轴为A—A、 B—B线， 沿试板中轴量测正方形外形变， 两量测点间距10mm， 直到中轴两端处。并且规定沿板长路径正方形外形变为Δ H c ， 沿板宽路径 正方形外形变为Δ H k ， 形变值正表示为上翘形变， 形变值负表示为下翘形变。

　　2） 信息处理。 根据焊后试板正方形内形变的量测统计数据， 用Origin拟合出相同冲压热输出时， 沿板边收缩形变量的统计数据图。 用Origin软件处理焊后试板正方形外形变的量测统计数据， 并运用Origin作出相同板厚和冲压热输出时的正方形外形变雷达网和沿试T2330长和板宽路径的中轴A—A、 B—B的最大形变量的折线图， 以分析正方形外形变与各不利因素之间的关系。

　　CMT-Pin冲压的沟槽截面无腺图5右图为0.8mm的试板在束缚状态下， 热输出为50.9J/mm的沟槽横截面的宏观无腺。 从图中可以看出， 沟槽与母材charged较好， 有一定的熔深。 腐蚀后的待测分为三层， 最上层A地区为Pin柱（塞雷县段） ， 中间B地区为沟槽， 最底层C地区为母材。

　　图6右图为沟槽charged线处显微组织无腺。 从图6中可以看出， charged线附近发生了明显的组织转变，沿Pin脚向上路径晶粒由胞状晶转变为柱状晶。

　　CMT-Pin焊后试板正方形外形变（1） 正方形外形变特征 图7右图为0.8mm的试板在束缚状态下， 只改变冲压热输出时焊后试板正方形外形变的实物， 图7a、 b分别为冲压热输出30.2J/mm和57.8J/mm。 从图7中可以观察到， 焊后试板沿厚度路径出现了高低不平的正方形外形变， 在沿试T2330长路径出现上翘形变， 沿试板宽度路径出现了下翘形变， 焊后试板形变整体呈现典型的失稳形态。

　　图8右图为0.8mm的试板在束缚状态下， 只改变冲压热输出时焊后试板正方形外形变雷达网， 图8a、 b分别为冲压热输出30.2J/mm和57.8J/mm， 图中红域表示焊后试板发生上翘形变， 蓝域表示下翘形变。 从图8中可以观察到， 焊后试板的最大上翘形变量出现在板宽的两端， 沿板长路径的中间中轴附近； 焊后试板的最大下翘形变量出现在板长的两端， 沿板宽路径的中间中轴附近， 焊后试板整体呈现典型的波浪形失稳形态。

　　分析认为其造成的原因主要包括两个方面： 一方面， 在CMT-Pin冲压操作过程中， 试件中性面以上部分的熔化面积大， 使得中性面以上部分的收缩力大于中性面以下部分的收缩力， 使其造成上翘形变；另一方面， 虽然截叶为矩形件且厚度小， 且离焊点较远处束缚形变大， 反之则小。 束缚形变较大的位置将对收缩形变造成一定的阻碍作用， 使得截叶造成了残余压形变。 当残余压形变超过截叶的临界失稳形变时， 就会造成失稳形变。 其失稳临界形变可表示为σcr = K ( δ / B)2式中 σcr ——临界形变（MPa） ；δ ——板的厚度（mm） ；B——板的宽度（mm） ；K——与束缚情况有关的系数。由上式可知， 当束缚情况和板厚一定时， 与板宽路径垂直的端面（A—A中轴路径） 宽厚比小于与小于板长路径 垂直的端面（ B—B中轴） 宽厚比， 造成其失稳的临界形变较小。 与此同时， 为了协调截叶形变， 在沿板长路径会造成上翘（或下翘）的形变大于沿板宽路径。 当冲压热输出较大时， 沿板边的上翘和下翘形变所造成较大的弯矩相互作用，导致沿板长路径中轴处出现最大上翘（或下翘）形变， 最终形成沿板边路径的凹-凸形形变。

　　（2） 钢材厚度的负面影响 图9右图为冲压试板在束缚状态下， 热输出量为44.0J/mm时， 只改变钢材厚度的大小， 经量测焊后试板正方形外形变量后的统计数据图。 其中， 图9a、 b分别为相同钢材厚度下沿板宽正方形外形变Δ H k 和沿板长正方形外形变Δ H c 。

　　结合图9分析， 同一厚度下的冲压试板， 焊后沿钢材中轴A—A两侧正方形外形变Δ H c 的最大值大于焊后沿钢材中轴B—B两侧正方形外形变Δ H k 的最大值。 在束缚状态下冲压1.2mm的试板焊后测得Δ H c的最大值0.04mm， Δ H k 的最大值0.04mm， 试板整体最大形变量为0.04mm； 在束缚状态下冲压0.8mm的试板焊后测得Δ H c 的最大值0.16mm，Δ H k 的最大值0.15mm， 试板整体最大形变量为0.16mm。

　　从图9可以看出， 随着钢材厚度的增加， 沿钢材中轴A—A的最大形变量Δ H k 逐渐降低， 沿钢材中轴B—B的最大形变量Δ H c 逐渐降低， 试板整体形变量逐渐降低。

　　对于上述现象分析认为， 在冲压时造成的截叶形变趋势和原因是虽然截叶