雒亞濤，翟寶力

（西安航天發(fā)動機(jī)廠，陜西西安710100）

薄壁大尺寸鈮鎢合金噴管精密旋壓成形工藝研究

雒亞濤，翟寶力

（西安航天發(fā)動機(jī)廠，陜西西安710100）

通過對鈮鎢合金性能的研究，得到了鈮鎢合金一次旋壓最大減薄率，采用變厚度平板旋壓毛坯，合理分布兩次剪切旋壓變形量和各點(diǎn)壁厚變薄率，控制旋壓過程，應(yīng)用仿真軟件對翻邊成形進(jìn)行仿真，掌握了薄壁大尺寸鈮鎢合金噴管精密旋壓及翻邊成形技術(shù)。

薄壁大尺寸；鈮鎢合金；精密旋壓成形

0 引言

鈮鎢合金作為新型耐高溫材料具有比較好的耐高溫性能和加工性能，在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用越來越廣泛。在液體火箭發(fā)動機(jī)制造過程中選用鈮鎢合金作為噴管基體材料，可大幅度提高輻射冷卻噴管的耐溫耐壓水平，從而提高發(fā)動機(jī)的性能。本研究中某液體火箭發(fā)動機(jī)噴管結(jié)構(gòu)（見圖1）即采用鈮鎢合金Nb521。材料性能見表1。

噴管給定了沿軸向56個控制截面，每個截面壁厚給定理論值，壁厚從2 mm到0.5 mm變化，輪廓度、壁厚公差為0.1 mm。噴管出口處為厚度0.5 mm，寬度6.0 mm的翻邊。

圖1 噴管延伸段圖Fig.1 Structure of nozzle extension section

表1 Nb521合金力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of Nb521 alloy

1 鈮鎢合金極限減薄率的研究

從表1中可以看出，該材料屈強(qiáng)比Rp0.2/Rm= 300/455=0.659，斷后伸長率A≥30%。該材料塑性良好，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)可以進(jìn)行旋壓加工。

強(qiáng)力剪切旋壓成形的一次旋壓極限減薄率與材料的性能及旋壓變形時的應(yīng)力變形狀態(tài)有關(guān)。當(dāng)旋壓變形出現(xiàn)嚴(yán)重的起皺、隆起或產(chǎn)生裂紋時，說明旋壓變形已超出材料允許的極限減薄率。

大量的強(qiáng)力剪切旋壓成形工藝試驗(yàn)表明，強(qiáng)力剪切旋壓成形的一次旋壓極限減薄率ψmax與材料的塑性指標(biāo)-斷面收縮率Z存在如下關(guān)系：

圖2為ψmax=f（Z）曲線，由圖可見，ψmax隨Z值的增大而增大，但其增量越來越小。

對材料的一次剪切旋壓最大極限減薄率ψmax和材料的斷面收縮率Z之間存在對應(yīng)關(guān)系的機(jī)理分析如下：對于塑性材料，旋壓斷裂點(diǎn)與圖3中曲線1和2的交點(diǎn)相對應(yīng)。曲線1是材料實(shí)際應(yīng)力應(yīng)變曲線，曲線2是單位體積應(yīng)變功曲線。根據(jù)“虛功原理”，斷裂時的單位體積變形功等于斷裂面所受拉應(yīng)力。因此在曲線1和2相交時，旋輪出口處的斷面所受拉應(yīng)力就達(dá)到了材料所能承受的極限。

圖2 ψmax與Z的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系曲線Fig.2 Experimental curve of ψmaxvs.Z

圖3 應(yīng)力-變形功、應(yīng)變關(guān)系Fig.3 Stress vs.deformation work and strain

將應(yīng)力應(yīng)變曲線1用近似的指數(shù)函數(shù)式表達(dá)：

式中指數(shù)n與頸縮點(diǎn)應(yīng)變應(yīng)近似相等，故可得：

當(dāng)η=K=1，可得圖4中曲線1；再以適當(dāng)值代入系數(shù)K及變形效率η可得曲線2；圖中曲線3符合式（3）。

這樣就粗略闡釋了塑性材料旋壓時ψmax－Z關(guān)系的來由。還可看到當(dāng)Z≤0.4時，ψmax下降較快，即表征著材料由塑性向脆性轉(zhuǎn)變。

圖4 ψmax與Z的理論關(guān)系Fig.4 Theoretical curves of ψmaxvs.Z

按照強(qiáng)力剪切旋壓成形材料一次旋壓極限變薄率計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式：

計(jì)算鈮鎢合金Nb521板材一次旋壓極限變薄率理論值：

參考理論計(jì)算結(jié)果，利用小型模胎、小尺寸鈮鎢合金Nb521板材進(jìn)行了多種減薄率強(qiáng)力剪切旋壓工藝試驗(yàn)。結(jié)果顯示，當(dāng)一次旋壓減薄率達(dá)到71.43%時，旋壓過程中出現(xiàn)了材料破裂現(xiàn)象；當(dāng)一次旋壓減薄率小于71.43%時，旋壓過程正常。據(jù)此，確定鈮鎢合金Nb521材料一次強(qiáng)力剪切旋壓極限減薄率安全值為70%，為鈮鎢合金噴管旋壓成形工藝方案制定提供了可靠依據(jù)。

2 旋壓成形方案

2.1 旋壓道次及原材料厚度確定

噴管為大尺寸、變厚度、薄壁曲母線錐形件，只能采取強(qiáng)力剪切旋壓成形工藝進(jìn)行加工。

異形件強(qiáng)力旋壓的理想變形是純剪切變形，只有這種變形狀態(tài)才能獲得最佳的金屬流動。此時，毛坯在旋壓過程中只有軸向的剪切滑移，而無其他變形。因此，旋壓前后工件的直徑和軸向厚度不變。對具有一定錐角和壁厚的錐形件進(jìn)行強(qiáng)力旋壓時，根據(jù)純剪切變形原理，可求出旋壓時的毛坯合理厚度δ：

上式表達(dá)了錐形件強(qiáng)力旋壓時的基本變形規(guī)律——正弦律，即：經(jīng)強(qiáng)力旋壓所得錐形件的法向壁厚等于毛坯厚度與錐形件半錐角正弦值的乘積。正弦律雖然由錐形件的強(qiáng)力旋壓所導(dǎo)出，但其基本上適用于一切異形件。曲母線異形件在運(yùn)用正弦律時存在一定誤差。母線曲率半徑越小，其法向壁厚變化越大，則誤差越大。當(dāng)預(yù)制毛坯為錐形件時，純剪切的基本原理不變，但壁厚關(guān)系式中應(yīng)加入預(yù)制毛坯的錐角因素。此時，根據(jù)旋壓前后軸向厚度不變的原則，可列出下式：

根據(jù)強(qiáng)力剪切旋壓工藝?yán)碚?，已知旋壓件各點(diǎn)的坐標(biāo)值（x，y）、壁厚δ及母線半錐角α，可計(jì)算出其平板毛坯的理論厚度δ1及其旋壓減薄率最大值 ψ1，通過將其旋壓減薄率最大值ψ1與其材料的一次旋壓最大極限減薄率ψmax進(jìn)行比較，確定旋壓次數(shù)。

通過計(jì)算，噴管延伸段大端旋壓減薄率最大，其最大減薄率值ψ1為

根據(jù)上述計(jì)算可知，噴管大端旋壓減薄率理論值82.04%，大于鈮鎢合金Nb521材料的一次旋壓極限減薄率安全值70%。因此，鈮鎢合金Nb521噴管無法通過一次旋壓成形，只能通過兩次旋壓成形。

計(jì)算出的毛坯理論厚度應(yīng)在4.13～5.6 mm之間選擇?？紤]旋壓成形的負(fù)偏離因素、毛坯制造精度、毛坯車切精度，綜合評估方案的可行性、經(jīng)濟(jì)性，最終確定平板毛坯厚度為δ0=4.4 mm。

2.2 旋壓成形方案優(yōu)化

兩次剪切旋壓成形，成形方案有3種，如表2所示。

表2 鈮鎢合金Nb521延伸段強(qiáng)力剪切旋壓成形方案Tab.2 Power shear spinning-pressure schemes for extension section of Nb521 nozzle

對3種方案的優(yōu)、缺點(diǎn)進(jìn)行分析，選用加工難度相對較低、零件質(zhì)量容易保證的方案3。

2.3 毛坯壁厚計(jì)算

旋壓成形的減薄率分配和每次旋壓成形過程中各點(diǎn)的偏離率分配，直接影響旋壓件的質(zhì)量及旋壓成形能否順利進(jìn)行。

采用變厚度平板毛坯旋壓成形，難點(diǎn)是大尺寸平板毛坯各點(diǎn)壁厚值的確定和變壁厚的加工。通過計(jì)算確定各點(diǎn)壁厚值，用數(shù)控車床進(jìn)行車加工保證各點(diǎn)壁厚。

3 旋壓過程控制

旋壓間隙是影響旋壓成形的最主要因素，它直接影響旋壓過程的順利進(jìn)行和旋壓件的尺寸精度和表面質(zhì)量。選取時遵循強(qiáng)力剪切旋壓壁厚變化的正弦率，并適當(dāng)?shù)呢?fù)偏離。通過回歸方程，對旋壓間隙進(jìn)行調(diào)整，使旋壓出的壁厚滿足工藝設(shè)計(jì)要求。

經(jīng)過優(yōu)化后，旋輪圓角半徑：Rρ=12 mm；旋壓進(jìn)給速度：第1次f=0.2～0.23 mm/r，第2次f= 0.18～0.21 mm/r；主軸轉(zhuǎn)速：n=105 rpm，后逐漸調(diào)整到：一次旋壓n=98 rpm，二次旋壓n=86 rpm；旋輪安裝角：20°。

控制旋壓工藝參數(shù)，主要是控制旋壓負(fù)偏離量。引起負(fù)偏離量變化的是旋壓間隙，首先確定合理的旋壓間隙，再在旋壓過程中微調(diào)旋壓間隙，保證一定的負(fù)偏離量。

依據(jù)旋壓件理論壁厚及經(jīng)驗(yàn)給出的退讓量，計(jì)算各點(diǎn)旋壓間隙，一旋時共86點(diǎn)，二旋時共138點(diǎn)，用塞尺分別檢測左旋輪和右旋輪與旋壓胎之間的間隙，得到每一點(diǎn)旋輪坐標(biāo)，在旋壓床CNC中形成旋輪軌跡線。

旋壓后測量零件4條母線各56點(diǎn)壁厚。根據(jù)各點(diǎn)壁厚及各點(diǎn)間隙值，建立回歸方程，實(shí)測平均壁厚 =0.197+0.937·間隙值，繪制散點(diǎn)圖（見圖5），對與直線差別較大的點(diǎn)，采用回歸方程重新計(jì)算間隙，進(jìn)行試驗(yàn)件旋壓。

將首先旋壓的1405-5件間隙（紅色圖形）按回歸方程進(jìn)行修正后，旋壓1404-5（黑色圖形），明顯趨近于理論值。用此方法不斷修正間隙，直至旋壓出的試驗(yàn)件壁厚滿足要求，再旋壓鈮合金件。

圖5 散點(diǎn)圖Fig.5 Scatter diagram

旋壓中旋壓負(fù)偏離量使待旋壓毛坯材料發(fā)生傾倒。實(shí)時觀察旋輪前毛坯材料傾倒母線長度，采取實(shí)時微調(diào)旋壓間隙的方法，保證旋輪前毛坯材料傾倒母線長度在一定范圍內(nèi)保持穩(wěn)定。

4 延伸段凸緣翻邊

凸緣寬度6 mm。噴管出口直徑大、壁厚薄，剛度差，對翻邊工藝裝備與零件的尺寸協(xié)調(diào)性要求很高。通過鈑金成形仿真軟件PAMSTAMP對翻邊成形的全過程進(jìn)行了仿真分析，預(yù)測翻邊成形過程中的破裂、起皺、回彈等缺陷傾向；并分析材料參數(shù)、模具參數(shù)、摩擦和潤滑等邊界條件對翻邊成形的影響，達(dá)到預(yù)防和控制成形缺陷的目的。

模擬過程中，將零件簡化成壁厚均是0.5 mm的零件，模型如圖6所示。

通過對仿真結(jié)果的后處理及分析得出：

1）使用一套陰、陽模對零件凸緣進(jìn)行翻邊，零件容易失穩(wěn)，易造成零件翻邊圓角R下部的失穩(wěn)鼓包和翻邊圓角R根部的破裂；

2）翻邊圓角R下部夾持段越短，翻邊圓角R下部形面起皺趨勢越明顯，夾持段長度300 mm以上比較理想；

3）陰模轉(zhuǎn)角R4與R6，其對零件翻邊成形結(jié)果影響不大；

4）進(jìn)行3次翻邊成形是可行的，翻邊過程中沒有出現(xiàn)破裂現(xiàn)象。

根據(jù)翻邊成形仿真結(jié)果，在設(shè)計(jì)翻邊模結(jié)構(gòu)時，加大了對零件翻邊圓角R下部處內(nèi)、外表面的夾持和支撐長度并嚴(yán)格控制間隙，防止在翻邊過程中出現(xiàn)翻邊圓角R下部失穩(wěn)鼓包。據(jù)此，研制了噴管翻邊模，并成功對產(chǎn)品進(jìn)行了翻邊試驗(yàn)。

5 產(chǎn)品加工

經(jīng)過計(jì)算，得出旋壓平板毛坯各點(diǎn)的壁厚值，對平板毛坯壁厚進(jìn)行車切，使旋壓毛坯為變厚度平板毛坯。

共旋壓2次，對2次強(qiáng)力剪切旋壓成形的變薄率進(jìn)行合理分配；合理確定每次強(qiáng)力剪切旋壓成形各點(diǎn)的變薄率。在旋壓工序中，嚴(yán)格控制旋壓間隙，旋壓過程中保持適當(dāng)?shù)呢?fù)偏離，根據(jù)回歸方程不斷修正旋壓間隙，確保旋壓出的零件壁厚與理論值基本一致。

最終產(chǎn)品如圖7所示，輪廓度及尺寸均滿足設(shè)計(jì)要求，合格交付，并經(jīng)過了飛行考核。

圖6 翻邊模型Fig.6 Flanging model

圖7 產(chǎn)品圖Fig.7 Qualified nozzle product

6 結(jié)束語

1)通過計(jì)算和試驗(yàn)，得到了新型鈮合金Nb521材料的強(qiáng)力剪切旋壓一次極限減薄率。

2)通過計(jì)算，確定了變壁厚毛坯各點(diǎn)的壁厚值，并經(jīng)過校平毛坯、數(shù)控車切實(shí)現(xiàn)了大尺寸平板毛坯變壁厚的加工。

3)通過本項(xiàng)目研究，掌握了大尺寸大減薄率鈮鎢合金Nb521薄壁噴管兩次強(qiáng)力剪切旋壓減薄率的合理分配原則及旋壓負(fù)偏離率的合理控制原則，掌握了大尺寸變壁厚噴管強(qiáng)力剪切旋壓成形工藝技術(shù)。

4)通過仿真計(jì)算，預(yù)知了翻邊中出現(xiàn)的缺陷，設(shè)計(jì)專用模具對缺陷進(jìn)行預(yù)防，取得了良好的效果。

[1]關(guān)詩惇,何聲健.沖壓工藝學(xué)[M].西安:西北工業(yè)大學(xué)出版社,1987.

[2]李瀧杲.金屬板料成形有限元模擬基礎(chǔ)[M].北京:北京航空航天大學(xué)出版社,2008.

[3]李尚健.金屬塑性成形過程模擬[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1999.

[4]盧險(xiǎn)峰.最優(yōu)化方法應(yīng)用基礎(chǔ)[M].上海:同濟(jì)大學(xué)出版社,2003.

[5]王遠(yuǎn)鐘,董定福,俞芙芳.數(shù)值模擬波動壓邊力對拉深件成形質(zhì)量的影響[J].塑性工程學(xué)報(bào),2005(6):46-50.

[6]劉登豐,黃仕啟,周偉.登月艙用深度變推力下降級發(fā)動機(jī)系統(tǒng)方案研究[J].火箭推進(jìn),2014,40(4):22-28. LIU Dengfeng,HUANG Shiqi,ZHOU Wei.System study of deep throttling descent rocket engine for lunar lander [J].Journal of rocket propulsion,2014,40(4):22-28.

[7]王海山,陳暉,萬金川.液體火箭發(fā)動機(jī)“熱泵”啟動研究[J].火箭推進(jìn),2014,40(3):33-37. WANG Haishan,CHEN Hui,WAN Jinchuan. Investigation on heat pump"starting fault of liquid rocket engine[J].Journal of rocket propulsion,2014,40(3):33-37.

（編輯：陳紅霞）

Research on precision spinning-pressure forming process of large-size thin-walled nozzle made of niobium tungsten alloy

LUO Yatao,ZHAI Baoli
（Xi’an Space Engine Factory,Xi’an 710100,China）

The maximum thinning ratio of niobium tungsten alloy with once spinning-pressure was obtained based on study of the alloy properties.The flat spinning-pressure method is used to make the thickness of the alloy workblank changed.In the process of spinning-pressure control,the deformation of twice shearing spinning-pressure processes and wall thickness thinning ratio at each spot of the workblank are arranged rationally.The flange forming of large-size thin-walled nozzle of niobium tungsten alloy was simulated with the simulation software.The forming technology of the precise spinning-pressure and flange forming of large-size thin-walled nozzle of niobium tungsten alloy have been mastered.

large-size thin-wall;niobium tungsten alloy;precision spinning-pressure forming

V434-34

A

1672-9374(2016)06-0068-06

2016-08-09；

2016-09-13

中國航天科技集團(tuán)重大工藝專項(xiàng)資助項(xiàng)目（ZDGY2013-22）

雒亞濤（1969—），女，碩士，高級工程師，研究領(lǐng)域?yàn)殁k金沖壓