雙層多支板流道組合件變形控制

薛慶增，陳運嘉庚，任 萍，楊秀娟，張大威，張相普

（1. 海軍駐沈陽地區(qū)發(fā)動機(jī)專業(yè)軍事代表室，沈陽 110043；2. 西北工業(yè)大學(xué)能源與動力學(xué)院，西安 710129；3. 中航工業(yè)沈陽黎明航空發(fā)動機(jī)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，沈陽 110043 ）

某航空發(fā)動機(jī)流道組合件是雙層多支板薄壁鈑金焊接機(jī)匣，流道筒體壁厚1.5mm，全部零件采用GH536高溫合金制造。它由外流道、內(nèi)流道和沿周均布的17個整流支板組成，內(nèi)、外流道分別由前、后安裝邊和1.5mm薄壁鈑金錐筒焊接而成，17個整流支板經(jīng)外流道壁面型孔插接到內(nèi)流道壁面的定位環(huán)中，另一端與外流道角焊縫連接，內(nèi)流道和外流道存在徑向微位移（見圖1）。雙層多支板薄壁焊接機(jī)匣是典型弱剛性件，在制造過程中，不僅存在焊接變形，還存在加工變形。焊接變形以及加工變形是影響焊接機(jī)匣精度的兩個主要因素。針對弱剛性零件加工變形和焊接變形，國內(nèi)外進(jìn)行了大量相關(guān)研究。何寧等[1]分析了典型薄壁件現(xiàn)有變形控制方法，針對切削力導(dǎo)致的薄壁件加工變形，提出了基

于高速切削和刀具偏擺補(bǔ)償技術(shù)。孫國智等[2]研究了刀具進(jìn)給切入方式、夾具加固裝夾方式控制薄壁結(jié)構(gòu)件加工變形的方法。任軍學(xué)等[3]基于有限元仿真分析，提出薄壁機(jī)匣類零件數(shù)控加工變形控制的優(yōu)化方案，并結(jié)合試驗進(jìn)行了驗證。于春濤等[4]分析薄壁結(jié)構(gòu)件變形的主要因素，提出了采用防變形裝夾技術(shù)、高速切削技術(shù)控制加工變形的工藝優(yōu)化措施。劉玉梅[5]基于模擬仿真方法，研究了薄板件切削回彈變形機(jī)理及變形控制方法。師俊東[6]研究了高溫合金薄壁機(jī)匣零件加工工藝優(yōu)化過程，以實現(xiàn)弱剛性機(jī)匣高質(zhì)高效加工。徐金梅[7]從加工工藝出發(fā)，分析了大型薄壁機(jī)匣加工變形的原因，提出了控制變形的工藝優(yōu)化方案。胡敏英等[8]研究了采用預(yù)置應(yīng)力，控制圓筒縱向焊縫變形的工藝措施。徐東宏等[9]分析了大型薄壁筒體縱縫、環(huán)縫焊接變形影響因素，提出了控制焊接變形的工藝方法。Deo等[10]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)，在鈦合金薄板焊接時對熱源前方距離焊縫中心線的兩側(cè)用輔助熱源，可以產(chǎn)生縱向拉伸應(yīng)力，從而減少焊接殘余應(yīng)力并避免翹曲的發(fā)生。

本文分析雙層多支板薄壁流道組合件加工中產(chǎn)生變形的主要原因，從加工工藝入手，對焊接變形和加工變形進(jìn)行控制和矯正，以滿足弱剛性流道件加工精度要求。

1 工藝難點分析

1.1 GH536材料

GH536與Hastlloy x成分相近，含鐵約20%、鉬7%～8%，是主要用鉻和鉬固溶強(qiáng)化的一種含鐵量較高的鎳基高溫合金，具有良好的抗氧化和耐腐蝕性能，在900℃以下有中等的持久和蠕變強(qiáng)度，冷、熱加工成形性良好。由于塑性好，能承受較大的焊接應(yīng)力，焊接時不需采用特殊措施，焊接性好，適用于制造航空發(fā)動機(jī)的燃燒室部件和其他高溫部件，在900℃以下長期使用，短時工作溫度可達(dá)1080℃。GH536的化學(xué)成分如表1所示。

表1 GH536高溫合金化學(xué)成分 %

1.2 零件制造精度

雙層多支板流道組合件組合焊接后加工精度較高，內(nèi)流道前安裝邊相對外流道后安裝邊前端面基準(zhǔn)B的平面度0.05mm，距基準(zhǔn)B軸向尺寸在φ470.6+0.2mm范圍內(nèi)保持113.8+0.1mm，組合焊接后在該平面加工32個寬度10H8（+0.0220）的矩形槽，這些矩形槽相對外流道后安裝邊孔的位置度為0.04mm，相對流道組合件軸線的對稱度為0.02mm。鈑金結(jié)構(gòu)的內(nèi)、外流道均有兩條環(huán)形氬弧焊縫，距安裝邊外表面約20mm，近距離焊接收縮，極易造成安裝邊端面出現(xiàn)翹曲變形。薄壁構(gòu)件結(jié)構(gòu)剛性差，車加工、鉆孔及插槽加工時易變形，尺寸穩(wěn)定性極差。同時多支板插接的雙層結(jié)構(gòu)內(nèi)流道相對外流道存在一定徑向活動量，給焊接后的組合加工帶來很大困難。

1.3 工藝難點分析

薄壁鈑金焊接結(jié)構(gòu)的內(nèi)、外流道通過壁面上的型孔和沿周均布的17個整流支板連接，要滿足雙層多支板流道組合件焊接后組合加工精度，一定要控制焊接變形和加工變形。影響流道組合件加工精度的主要因素有：內(nèi)、外流道壁面上17個型孔的位置度，內(nèi)、外流道薄壁錐筒成形后的圓度，內(nèi)、外流道焊接后激光切型孔的基準(zhǔn)面平面度等。內(nèi)、外流道錐筒采用GH536合金1.5mm厚板材卷筒焊接而成，剛性差，兩條縱焊縫焊接后錐筒局部收縮，圓度難以保證。錐筒與前、后安裝邊焊接后，提高了構(gòu)件剛性，但若焊接前不能控制錐筒圓度，會影響后續(xù)內(nèi)、外流道壁面上型孔加工精度。

圖1 雙層多支板流道組合件示意圖Fig.1 Schematic diagram of bilayer flow passage component with multi-supported slab

對雙層多支板結(jié)構(gòu)流道組合件圖紙進(jìn)行充分分析，工藝難點如下：

（1）內(nèi)、外流道錐筒氬弧焊兩條縱焊縫后，錐筒焊接變形及圓度矯正；

（2）內(nèi)、外流道錐筒與前/后安裝邊環(huán)焊縫焊接時焊接變形控制；

（3）內(nèi)、外流道焊接后激光切型孔時17個型孔的位置度精度保證；

（4）組合加工變形控制。

2 工藝措施

2.1 內(nèi)、外流道錐筒焊接變形矯正

內(nèi)、外流道錐筒由扇形料冷彎后焊接而成，兩條縱焊縫焊接后，焊縫縱向收縮引起錐筒縱縫區(qū)域產(chǎn)生縱向殘余撓度，以及筒體端面焊縫處出現(xiàn)局部外凸變形，影響錐筒圓度。以外流道為例，縱縫焊接后，外流道錐筒產(chǎn)生了圖2所示的縱向撓曲及端面外凸變形。引起縱向殘余焊接應(yīng)力的主要原因是熱影響區(qū)的收縮塑性變形和焊接金屬的縱向收縮變形。

表2是GH536合金板材室溫性能，可見，GH536合金屈服強(qiáng)度較小，在較小的成形力作用下，即可產(chǎn)生塑性變形。同時其抗拉強(qiáng)度較高，成形后回彈較小，延伸率較大，達(dá)35%，材料塑性好，有利于室溫下變形矯正。在計算錐筒展料時，預(yù)留出錐筒焊接后變形矯正量。以小端內(nèi)徑φ575.6mm，大端內(nèi)徑φ610.6mm，高度99.3mm的GH536高溫合金，壁厚1.5mm錐筒為例：由虎克定律ε=σ/E，當(dāng)σ取屈服強(qiáng)度σp0.2時，ε=310/(206×103)=0.15%。按零件大端最終直徑尺寸φ610.6mm，延伸率δ5=35%及彈性變形量0.15%計算，錐筒脹形矯正前毛料直徑應(yīng)在（φ610.6×(1-0.15%））～（φ610.6×(1-35%））之間，即φ609.6841～φ396.89mm?？紤]到縱縫撓曲和錐筒端面焊縫外凸變形實際值和零件成形壁厚允許減薄量，錐筒下料時周長預(yù)留約9mm矯正量，即大端內(nèi)徑按φ607.7mm，小端內(nèi)徑按φ572.7mm計算展料。

圖2 錐筒壁面撓曲及端面的外凸變形Fig.2 Wall deflection and the end outer-convex deformation of taper tube

表2 GH536合金板材室溫性能

圖3 脹塊示意圖Fig.3 Schematic diagram of bulging block

圖4 脹塊與液壓脹大機(jī)矯正錐筒示意圖Fig.4 Schematic diagram of taper tube corrected by bulging block

圖5 安裝邊翹曲變形Fig.5 Flange deflection deformation

設(shè)計制造專用脹塊，見圖3，12個脹塊一組，與液壓脹大機(jī)配合使用，錐筒套裝脹塊外型面上，對錐筒型面焊接變形進(jìn)行矯正，周長矯正量約9mm，通過脹形矯正，消除錐筒縱焊縫壁面內(nèi)凹彎曲及端面焊縫處局部外凸變形（圖4），矯正后錐筒小端內(nèi)徑達(dá)φ575.6mm，大端內(nèi)徑達(dá)φ610.6mm。打表檢測實際零件矯正后圓度不大于0.5mm。

2.2 流道組合件環(huán)縫焊接變形控制

焊接是局部不均勻加熱的過程，焊接時局部不均勻熱輸入是產(chǎn)生焊接應(yīng)力與焊接變形的決定因素。焊接結(jié)構(gòu)存在較大的焊接應(yīng)力和焊接變形，不僅引起工藝缺陷，影響結(jié)構(gòu)的承載能力，還影響結(jié)構(gòu)的加工精度和尺寸穩(wěn)定性。流道組合件是薄壁多焊縫鈑金構(gòu)件，內(nèi)、外流道錐筒與安裝邊焊接時，焊接應(yīng)力引起安裝邊出現(xiàn)翹曲變形及環(huán)焊縫內(nèi)凹收縮（見圖5）。

采用圖6所示的環(huán)焊縫內(nèi)脹緊夾具完成錐筒與前、后安裝邊的環(huán)縫焊接。該焊接夾具沿周設(shè)計6個脹塊，脹塊靠機(jī)械力沿固定滑道徑向外移，脹塊間斜面接觸，脹圓后形成完整、連續(xù)的圓周面，并使脹塊外型面氬氣環(huán)槽保持完整連續(xù)，避免焊接時空氣摻入熔池，并達(dá)到待焊處內(nèi)徑尺寸，脹緊待焊零件。脹塊與待焊零件接觸部位采用紫銅材料制造，紫銅具有高的熱傳導(dǎo)性，可提高焊縫金屬和焊縫周圍區(qū)域的熱傳導(dǎo)，增加散熱，減小焊接變形。在脹塊脹緊下，環(huán)縫處的金屬熱膨脹受到限制，受熱區(qū)失穩(wěn)的收縮應(yīng)力部分被抵消。內(nèi)、外流道上的環(huán)焊縫在夾具剛性固定下施焊，冷卻至室溫時拆下零件，控制了環(huán)縫的內(nèi)凹變形，減小了安裝邊端面翹曲變形。實際零件焊接后環(huán)縫局部變形小于0.3mm，安裝邊端面局部翹曲0.5～0.8mm。

圖6 環(huán)焊縫焊接夾具脹塊示意圖Fig.6 Schematic diagram of bulging block of girth weld welding clamp

圖7 型孔示意圖Fig.7 Schematic diagram of type hole

圖8 激光切孔裝夾示意圖Fig.8 Schematic diagram of laser drilling

2.3 內(nèi)、外流道壁面型孔加工精度控制

內(nèi)/外流道是靠17個整流支板通過流道筒壁上的型孔焊接/插接連接在一起的（如圖7所示），確保內(nèi)外流道壁面上17個整流支板型孔激光切割的軸向尺寸精度和位置度就顯得非常重要。內(nèi)外流道與前、后安裝邊焊接后，由于存在焊接應(yīng)力，安裝邊端面會產(chǎn)生約1mm左右的翹曲變形。激光切孔時以安裝邊端面為基準(zhǔn)平面，會導(dǎo)致內(nèi)、外流道錐筒壁面上的支板型孔軸向起始點尺寸偏差大，影響17個支板精確裝配。激光切孔前安排車加工切孔基準(zhǔn)面，消除安裝邊翹曲變形對型孔軸向尺寸精度的影響。薄壁機(jī)匣基準(zhǔn)平面的加工要反復(fù)修復(fù)基準(zhǔn)[7]，圖8大端安裝邊端面是外流道激光切孔基準(zhǔn)平面，先以大端安裝邊為基準(zhǔn)，車削小端安裝邊端面，切削量0.6～0.8mm后，再以小端安裝邊為基準(zhǔn)，車削大端安裝邊端面，切削0.6～0.8mm，然后再次以大端安裝邊為基準(zhǔn)，車削小端安裝邊端面，切削0.2～0.3mm后，再以小端安裝邊為基準(zhǔn)，車削大端安裝邊端面，切削0.2～0.3mm，完成基準(zhǔn)平面加工。

流道組合件是薄壁焊接機(jī)匣，剛性差，自由狀態(tài)下前、后安裝邊同軸度偏差較大，為了增加零件剛性，保證其壁面上的17個型孔的位置度，設(shè)計、制造了流道切孔夾具（圖8），該夾具采用定位止口和帶內(nèi)徑定位的壓蓋控制內(nèi)、外流道前、后安裝邊在激光切孔時的同軸度，同時限制內(nèi)、外流道錐筒自由狀態(tài)下變形。激光切孔前對點找正夾具徑向跳動0.05mm以內(nèi)，實際零件激光切孔后支板型孔的位置度公差打表檢測在φ0.15～φ0.2mm，用型面樣板檢測支板型孔線輪廓度0.5mm符合樣板透光度要求。

2.4 組合加工變形控制

加工過程中的切削力是薄壁結(jié)構(gòu)件變形的主要原因之一，而切削加工中產(chǎn)生的切削力以及殘余應(yīng)力與加工工藝參數(shù)密切相關(guān)。何寧等[1]研究了薄壁結(jié)構(gòu)件加工變形控制方法，指出高速切削具有較小的切削力，并能減小薄壁件熱變形。分析流道組合件結(jié)構(gòu)特點，結(jié)合實際生產(chǎn)經(jīng)驗，選取切削性能好的硬質(zhì)合金YG8W刀具，刀具前角γ0=5°，刀具后角α0=10°，主偏角k0=50°，選取潤滑效果和冷卻效果好的嘉實多Hysol.R切削液，車削工藝參數(shù)見表3。

表3 流道組合件數(shù)控車削工藝參數(shù)

除了考慮切削力對零件加工變形的影響，還要考慮組合加工時壓緊力對零件加工變形的影響。車削前安裝邊時，后安裝邊為基準(zhǔn)平面，采用徑向壓緊方式，避免后安裝邊平面度誤差造成前安裝邊加工變形。車削后安裝邊時，前安裝邊為基準(zhǔn)平面，增加浮動支撐，在浮動支撐上采用軸向壓緊方式，壓緊基準(zhǔn)面壓板時，在后安裝邊端面壓表檢查，通過調(diào)整浮動支撐，控制后安裝邊端面變形不允許超過0.02mm。

內(nèi)、外流道激光切孔時車削前、后安裝邊，消除了環(huán)縫焊接造成的安裝邊翹曲變形，但17個整流支板與外流道焊接，與內(nèi)流道插接，并經(jīng)消除應(yīng)力熱處理后，安裝邊仍然會出現(xiàn)約0.7～1mm局部翹曲變形。車加工前需要再次修復(fù)基準(zhǔn)平面?；鶞?zhǔn)平面修復(fù)后，精車前壓表檢查基準(zhǔn)平面各壓板壓緊時對車削平面造成的零件變形，變形量應(yīng)不超過0.02mm。

后安裝邊車加工后厚度僅4.5mm，安裝邊孔處于懸臂狀態(tài)，鏜孔時，由于切削力作用，容易造成安裝邊變形，影響孔的位置精度（見圖1）。采用四坐標(biāo)加工中心鏜孔時，在后安裝邊下表面B加入輔助支撐裝置，增加后安裝邊剛性，抵消部分切削力，保證多孔鏜削尺寸穩(wěn)定性。

3 結(jié)果分析與討論

采用上述控制焊接變形、加工變形的工藝路線，完成了雙層多支板流道組合件的加工，對加工后零件進(jìn)行尺寸檢測，檢測結(jié)果見表4。從檢測結(jié)果來看，前、后安裝邊車加工尺寸、插槽尺寸和孔尺寸符合圖紙要求。

薄壁鈑金焊接機(jī)匣的焊接變形和加工變形控制一直是航空制造中的難題,本文在環(huán)縫焊接時采用分瓣式組合焊接夾具，脹塊脹緊時直徑恰好為待焊環(huán)縫的內(nèi)徑，撐緊的脹塊在環(huán)縫區(qū)域形成剛性固定，減小環(huán)縫內(nèi)凹和安裝邊端面局部翹曲變形，取得一定實效。如果借助數(shù)值模擬技術(shù)，計算出環(huán)縫內(nèi)凹變形量，依據(jù)變形量增加焊接夾具脹塊脹緊直徑，焊接時脹塊對環(huán)縫區(qū)具有一定反變形撐脹，即對環(huán)縫區(qū)預(yù)置一定應(yīng)力，焊接后撤除預(yù)置應(yīng)力，環(huán)縫反變形復(fù)原，對控制薄壁機(jī)匣零件環(huán)縫內(nèi)凹和安裝邊端面翹曲變形會更有效。

在雙層多支板流道組合件的數(shù)控加工中采用了反復(fù)修復(fù)加工基準(zhǔn)、高速切削及輔助支撐等方法控制加工變形，加工的零件尺寸滿足設(shè)計要求，但反復(fù)修復(fù)基準(zhǔn)，加工周期較長。如果設(shè)計一套可翻轉(zhuǎn)、帶浮動支撐的柔性車鏜夾具，多方向增加加工面的剛性，采用車銑一體化加工中心進(jìn)行加工，實現(xiàn)一次裝夾，完成前、后安裝邊車削及安裝邊孔、槽口鏜銑加工，不僅減少弱剛性零件的加工變形，還能提高加工效率。

4 結(jié)論

雙層多支板外流道組合件是薄壁焊接機(jī)匣，涉及焊接、車、鏜削等加工，焊接變形和加工變形影響零件尺寸穩(wěn)定性，因此在加工的各個環(huán)節(jié)要對變形加以控制。

（1）預(yù)留錐筒脹形量，采用專用錐筒脹形脹塊配合液壓脹大機(jī)，可有效矯正錐筒縱縫焊接帶來的撓曲和外凸變形；

（2）采用環(huán)縫焊接夾具脹緊下施焊錐筒與前、后安裝邊環(huán)焊縫，控制環(huán)縫凹陷變形，減小安裝邊端面翹曲；

（3）激光切型孔前，反復(fù)修復(fù)基準(zhǔn)平面，并采用專用切孔夾具保證前、后安裝邊同軸度，從而控制流道壁面17個型孔的位置精度；

（4）控制壓板壓緊力對加工平面帶來的變形，選取合理的工藝參數(shù)，增加輔助支撐，反復(fù)修復(fù)基準(zhǔn)平面等多種措施控制流道組合件車、鏜加工產(chǎn)生的加工變形。

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表4 流道組合件尺寸檢測結(jié)果 mm

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