大長徑比薄壁燃燒室殼體加工變形分析與控制技術(shù)研究

黃海艇 許開州 王燕華 李瑞琴

（1.上海工業(yè)互聯(lián)網(wǎng)創(chuàng)新中心，上海 200131；2.上海航天動力技術(shù)研究所，上海 201109；3.上海航恩智能科技有限公司，上海 201108）

固體火箭發(fā)動機殼體作為典型的大長徑比薄壁多支耳筒形件，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，外掛件多，如彈翼支耳座、電纜罩支座、吊掛體以及殼體前后接口等。它的質(zhì)量輕，結(jié)構(gòu)剛性差，長徑比不低于8，壁?。ㄐ∮? mm），強度高，抗拉強度不低于1.7 GPa，延伸率不低于6%。所使用的材料硬度高，低合金超高強度鋼在淬火后硬度不低于55 HRC。發(fā)動機殼體是導(dǎo)彈彈體結(jié)構(gòu)的重要組成部分。殼體的變形和尺寸精度直接影響導(dǎo)彈總裝及彈翼和電纜罩裝配。它存在的難加工、整體變形難控制的問題，對現(xiàn)階段的型號研制產(chǎn)生制約。

國內(nèi)外針對薄壁零件加工變形控制問題做了大量研究[1-2]。中南大學(xué)對30CrMnSiA鋼大直徑薄壁燃燒室殼體設(shè)計專用工裝，可以校正燃燒室殼橢圓度和母線直線度[3]。漢光重工在零件淬火后短時間內(nèi)讓鉗工對其校形，再進行人工時效，減小了零件的熱處理變形[4]。王樹松等人針對超高強度鋼30Cr3SiNiMoVA殼體變形，提出“形變熱處理調(diào)質(zhì)→成型→中溫回火”的加工工藝[5]。在焊接變形控制方面，張克等人采用分段焊接的順序方法實現(xiàn)薄壁筒體類零件成型的工藝優(yōu)化[6]。王蘇平等人采用分體式工裝來保證發(fā)動機燃燒室殼體吊掛焊接精度[7]。此外，相關(guān)國內(nèi)外學(xué)者開展了基于有限元的焊接熱彈塑性分析，實現(xiàn)了焊接工藝裝備與參數(shù)的優(yōu)化[8-10]。

本文通過對殼體制造、裝藥制造、裝配等過程的系統(tǒng)測量與分析，結(jié)合有限元仿真分析方法，分析焊接和熱處理工藝過程對殼體變形的作用機理和基本規(guī)律，明確了殼體變形的控制策略，并通過工藝試驗對工裝優(yōu)化方案的有效性進行驗證。

1 殼體加工過程變形分析與定位

燃燒室殼體現(xiàn)有加工工藝流程如圖1所示。前后筒體經(jīng)過旋壓，采用真空電子束焊接機焊接為一體。彈翼支座采用氬弧焊焊接在殼體上，隨后殼體經(jīng)熱處理，通過加工中心完成殼體外圓面和端面的特征加工。

圖1 燃燒室殼體加工工藝流程

通過測量與分析，得出導(dǎo)致殼體變形的兩個主要因素。

一方面，前接頭、后接頭、旋壓筒體以及外部零件焊接產(chǎn)生的裝配及焊接變形。殼體焊接包括前后筒體真空電子束焊接和彈翼支座在殼體上的氬弧焊接。檢測表明，前者對殼體變形影響更大。如表1所示，筒體經(jīng)過電子束對接焊接后，部分檢驗點超出直線度不大于1.5 mm的合格范圍。

表1 電子束焊接后直線度測量 單位：mm

另一方面，殼體經(jīng)淬火熱處理過程產(chǎn)生的淬火熱處理變形。如表2所示，對5發(fā)組焊后的殼體進行淬火，取軸向等分4點進行圓度測量，標星號*數(shù)字為超差點，圓度要求不大于1.5 mm。

數(shù)據(jù)表明，殼體經(jīng)淬火后圓度出現(xiàn)明顯變化，且變形集中在殼體中段。由表2可知，為控制變形，現(xiàn)有方法采用外箍式專用整形工裝，同時進行回火處理，一定程度上抑制了變形，但仍需進行二次回火+整形工裝，進一步減小變形量，導(dǎo)致生產(chǎn)效率大幅降低，需要通過仿真模擬進一步明確產(chǎn)生變形的基本規(guī)律。

表2 淬火后測量 單位：mm

2 殼體變形有限元仿真分析

2.1 焊接變形分析與控制

針對焊接結(jié)構(gòu)模擬件建立有限元模型進行應(yīng)力分析，以焊縫為對稱面建立圓筒1/2模型，其中外半徑為170 mm，壁厚為2.38 mm。網(wǎng)格劃分模型如圖2所示，焊縫區(qū)域的網(wǎng)格密集，遠離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格稀疏。設(shè)定熱源強度為1.15×1 011 W·m-3，焊縫寬度為1.5 mm，焊接速度為9 810 mm·min-1。

圖2 圓筒網(wǎng)格模型（周向100等分）

殼體橫向收縮和塑性應(yīng)變的分布如圖3所示，S為距離焊縫的距離，UZ為橫向位移，負值表示收縮。

圖3 橫向收縮及塑性應(yīng)變分布圖

由表3可知，在端面上每隔900取1個點分析橫向收縮和軸向應(yīng)變沿圓周的分布情況。

表3 端面4點的橫向收縮和軸向應(yīng)變

如圖4所示，焊接仿真結(jié)果表明，焊接過程產(chǎn)生了收縮變形，導(dǎo)致殼體直線度超差。

圖4 變形示意圖

為按前述位移量“撐開”圓筒，采用如圖5所示的模型進行接觸非線性分析，在3瓣內(nèi)撐工裝上分別施加集中力，分析形變位移量與工裝施加載荷間的關(guān)系。圓筒外表面施加完全約束，圓筒內(nèi)壁和內(nèi)撐工裝的外表面分別生成接觸面和接觸單元（CONTAC49單元），設(shè)置該接觸單元法向接觸硬度為3×105N·mm-1。

圖5 接觸分析模型

經(jīng)計算分析，殘余位移在0.08～0.10 mm為最優(yōu)，模型形變位移量與施加載荷的關(guān)系如表4所示。

表4 載荷力與預(yù)位移量的關(guān)系

經(jīng)過分析，預(yù)變形產(chǎn)生的環(huán)向殘余應(yīng)變約等于在預(yù)變形后的焊接與在自由狀態(tài)下焊接后的殘余環(huán)向應(yīng)變之差（在最靠近焊縫的4個節(jié)點上有一定偏差），即內(nèi)支撐工裝在預(yù)變形時產(chǎn)生的環(huán)向殘余塑變顯著減小了徑向變形，而產(chǎn)生的橫向殘余塑變對減小橫向收縮幾乎沒有影響。

2.2 熱處理變形分析與控制

建立的熱處理仿真模型如圖6所示。為提升殼體熱處理效率，殼體的排列方式為圓心連線三角形排列。

圖6 三維模型及有限元模型

熱處理工藝過程如圖7所示。加熱至550 ℃后保溫30 min，加熱至750 ℃后保溫30 min，加熱至920 ℃后保溫30 min，最后進行真空淬火。

圖7 工藝參數(shù)曲線圖

氣淬處理殼體變形機理如圖8所示，同時對實際熱處理過程進行變形測量。測量點分布如圖9所示，在陽面、陰面各沿殼體軸向取3個檢測點。

圖8 氣淬處理殼體變形機理（單位：mm）

圖9 測試實物

實測變形曲線如圖10所示。實測數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)誤差在10%以內(nèi)，直接反映了熱處理變形過程。

圖10 實測變形曲線圖

經(jīng)過分析，熱處理過程中殼體的內(nèi)外表面溫度分布不均。零件開始淬火時，外表面（靠向加熱板一側(cè)）處于進氣口低速區(qū)，冷卻慢，溫度高，塑性好。內(nèi)表面（靠向爐體中心一側(cè)）處于真空爐內(nèi)進氣口的高速有效區(qū)域內(nèi)，冷卻快，且先收縮。內(nèi)表面受高溫外表面牽制產(chǎn)生拉應(yīng)力，外表面相應(yīng)受到壓應(yīng)力，帶動整個截面產(chǎn)生塑性變形。外表面和臨近內(nèi)外兩側(cè)的中間區(qū)域向外膨脹，這個階段的應(yīng)力主要由熱應(yīng)力引起。

當內(nèi)表面冷卻至馬氏體相變點Ms時發(fā)生馬氏體相變，此時外表面溫度較高，尚未發(fā)生相變，內(nèi)表面因體積膨脹受到壓應(yīng)力，外表面和中間區(qū)域受到拉應(yīng)力，主要由組織應(yīng)力引起。當外表面冷卻至馬氏體相變點Ms時，外表面膨脹受壓應(yīng)力，內(nèi)表面受拉應(yīng)力，此時內(nèi)表面的塑性差無法抵消組織應(yīng)力引起的形變。

繼續(xù)冷卻至馬氏體相變溫度以下時，工裝中心的支撐柱散熱緩慢，支撐柱向內(nèi)表面反傳熱，外表面冷卻速度開始大于內(nèi)表面，熱應(yīng)力規(guī)律反轉(zhuǎn)，內(nèi)表面受拉應(yīng)力，外表面受壓應(yīng)力。此時，材料塑性非常差，產(chǎn)生的微弱變形無法通過儀器測量獲得。

3 試驗驗證

3.1 焊接變形控制驗證

根據(jù)仿真結(jié)果，焊接內(nèi)撐工裝施加的預(yù)緊力為9 kN，工裝安裝位置距離焊縫為1.5 cm，如圖11所示。

圖11 內(nèi)支撐工裝實物

施加工裝后的殼體變形量如表5所示，與表1進行對比，施加工裝后變形量顯著減小。

表5 施加工裝后變形量 單位：mm

3.2 熱處理變形控制驗證

現(xiàn)有工裝中心存在為固定懸掛工件而設(shè)計的大尺寸支撐柱，影響了殼體的保形加工。一是影響了內(nèi)側(cè)同心圓分布流場，減少了有效冷卻面積。二是支柱直徑過大，鋼材料在加熱過程中吸收大量熱量，殼體冷卻后仍有500 ℃以上的高溫，釋放大量熱量導(dǎo)致殼體回火，出現(xiàn)了殼體強度降低、產(chǎn)生額外形變的問題。三是由于支撐柱的存在，工件被固定在熱處理爐的1/2半徑處，恰好跨越向上流動氣流的高速區(qū)和低速區(qū)。效冷卻面積，保證殼體處于均勻流場內(nèi)，減少溫度差從而抑制變形。改進后工裝的測試數(shù)據(jù)如表6所示。

圖12 改進前后工裝實物

表6 改進工裝后的測試數(shù)據(jù) 單位：mm

數(shù)據(jù)表明，改進工裝對抑制殼體變形效果顯著，淬火后殼體的圓度相比原有策略的變形量得到有效減小。改進后工裝通過一次回火+整形工裝即可實現(xiàn)對殼體變形的有效控制。

4 結(jié)論

通過仿真分析明確了各工藝過程中影響殼體變形的規(guī)律，通過優(yōu)化工裝有效控制了加工變形，主要得出以下結(jié)論：

（1）經(jīng)過測量試驗、有限元分析，明確了焊接、熱處理過程中組織場和應(yīng)力場變化是造成殼體變形的主要因素；

（2）通過工藝試驗確定了優(yōu)化工裝支撐柱、改進底部格柵式導(dǎo)流板的控制策略，結(jié)果證明優(yōu)化后的工裝顯著控制了殼體的加工變形，而對于一次回火加整形工裝仍舊超差的工件，可采用二次回火加整形工裝，進一步抑制變形。