某型號噴管內壁成形缺陷分析及工藝改進

趙雅麗，惠 蒲，崔珊珊

(西安航天發動機有限公司，陜西 西安 710100)

0 引言

噴管類零件是液體火箭發動機中的常用和重要零件，其成形質量直接影響發動機的性能和安全。由于鈑金件生產成本低、 生產效率高，可以成形出空間結構復雜的零件，因此這類零件大多采用鈑金成形的工藝方法。但是由于其型面為曲母線，成形過程是一個具有幾何、材料和接觸高度非線性的復雜力學問題，影響因素很多，生產實際中很難精確地控制材料的流動，因此成形過程中會產生各種各樣的缺陷，影響零件的幾何精度、表面質量和力學性能[1]。在預防成形缺陷方面，常采用理論分析和實踐驗證相結合的方法。

目前國內外此類零件的工藝設計大多采用理論分析計算和實踐工程經驗相結合的方法，對于零件的成形缺陷預防具有明顯的局限性。有限元模擬技術的發展，為分析復雜板料的成形過程提供了比較有效的工具[2-6]。但是目前應用有限元模擬分析計算此類零件成形過程的文獻資料鮮有報道。

本文針對某型號噴管內壁，利用PAM-STAMP鈑金數值模擬軟件對其成形過程進行模擬仿真，直觀了解和掌握了零件成形過程中的變形規律[7-8]，找出了成形缺陷存在的原因，提出了合理的改進措施，并生產出了滿足設計圖紙要求的零件。

1 零件技術要求及控制難點

1.1 零件尺寸及技術要求

該零件如圖1所示。其材料為1Cr18Ni9Ti，原材料壁厚2.5 mm，成形后要求最小壁厚為2.2 mm，零件型面與樣板間隙≤0.3 mm。

1.2 成形缺陷

該零件采用扇形板料對縫焊接成錐筒后使用模具液壓成形的工藝方案[9]，錐形坯料如圖2所示。成形后存在大端周圈起皺及小端喉部下方周向環狀突起的缺陷，如圖3所示。檢查發現與樣板間隙約0.5 mm，無法滿足設計圖紙≤0.3 mm的要求。

1.3 難點分析

由圖1可見，該零件形狀有以下幾個特點：①大、小端直徑比大；②型面曲率變化大。零件由錐筒液壓成形，大端主要完成收縮變形，中間部位為脹形，小端喉部為收縮變形，出口為脹形。成形過程既有脹形又有擠壓、拉伸和收縮，材料流動和變形狀況非常復雜，難以通過理論計算掌握其成形過程中應力應變情況及材料流動規律。另外，由于零件的成形過程是在封閉的模具型腔內，無法直觀看到零件的變形過程，因此只能憑借經驗對工藝進行改進，都沒有達到理想的效果。

圖1 零件圖 圖2 坯料圖Fig.1 Part drawing Fig.2 Blank drawing

圖3 零件缺陷示意圖Fig.3 Part defect drawing

2 成形過程有限元仿真

板料沖壓成型仿真的求解方法有動力顯式和靜力隱式兩種算法。動力顯式算法計算時間步長小，計算時間短，不涉及平衡迭代過程和解的收斂性問題，無須構造剛度矩陣，廣泛應用于板料沖壓成形的分析計算[10-12]。本文采用動力顯式算法，對噴管內壁的成形過程進行模擬。

2.1 有限元模型的建立

采用三維繪圖軟件UG建立陰模、陽模及錐筒坯料模型，再將建好的模型以IGES格式導入PAM-STAMP中，對其進行網格劃分，網格劃分采用自適應網格優化法。實際生產中，錐筒是由扇形板料對縫焊接而成，型面不是理想的錐形。為方便計算，幾何模型按照扇形展開計算得出的理想錐體型面建模，并且忽略焊縫與基體的材料性能差異。陰、陽模型面尺寸按照模具設計圖紙給出，陰、陽間隙為2.6 mm。計算結果顯示，簡化模型對計算結果的影響很小。計算過程中，陰、陽模均為剛體，即不可變形體，坯料為變形體。圖4為有限元三維模型。

圖4 三維有限元模型Fig.4 Three-dimensional finite element model

2.2 成形過程分析

選取零件成形過程中幾個典型環節的剖面線圖、壁厚及應力分布云圖進行觀察分析。圖5是陽模開始接觸坯料時的狀態，可以看出，零件首先接觸的是陽模中間凸起部位。此時零件小端還沒有與陰模接觸，大端與陰?？诓拷佑|。

圖5 初始狀態剖面圖Fig.5 Initial state profile

圖6依次顯示了零件開始變形時的狀態、壁厚及應力分布，此時零件被陽模帶動下行，由于中間接觸范圍的不斷擴大，材料在該部位受到沿周向的拉伸力，由于此處受到的拉應力最大，變形量最大，所以材料減薄也最嚴重。同時，由于零件大端在陰?？诓渴艿揭蚪佑|產生的阻力，與陽模對零件的作用力相反，因此使得零件在兩個接觸區域之間的部位受到拉伸力作用。

圖6 零件大端進入陰模時的狀態、壁厚及應力分布Fig.6 The status,thickness and stress distribution when the large end of the part enters the female die

隨著陽模下行，零件大端直徑大于陰模直徑的部分不斷進入陰模并被陰?？诓渴湛s，隨著坯料不斷進入陰模型腔，陰模大端口部圓角處材料在板厚方向的壓應力不斷增加，當壓應力達到一定程度時，材料開始失穩起皺，如圖7所示。零件與陽模接觸區域依然是壁厚最薄的區域，此處坯料發生脹形。大端起皺部位應力最大，壁厚增加非常顯著。

圖8為零件小端開始接觸陰模時的狀態、壁厚及應力分布圖。此時零件大端已基本全部進入陰模，大端起皺部位受到約束校正。此時，零件小端與陰模小口部位開始接觸，坯料受到的摩擦阻力與接觸陽模的中間部位受到的作用力相反，因此可以看到，兩處接觸部位的中間區域產生了環狀凸起，這是因為該區域坯料受到兩側的壓應力而產生的失穩現象。零件小端與陰模圓角接觸部位料厚增加顯著。

圖9為成形結束時零件狀態、壁厚及應力分布云圖?？梢钥闯?，大端的起皺和小端下方的環狀鼓包依然沒有消除。

2.3 成形結果分析

從圖9可以看出，成形結束時，陰陽模間隙不均勻，說明模具沒有完全閉合。零件的壁厚分布云圖顯示，零件小端圓角部位最大料厚為2.87 mm，已經超過了陰陽模間隙2.6 mm，這使得模具無法完全閉合，從而導致零件成形不到位。同時零件表面起皺也是導致型面尺寸超差的直接因素。模擬結果與實際生產中出現的狀況和缺陷完全一致。

圖7 零件大端失穩起皺時的狀態、壁厚及應力分布Fig.7 The status,thickness and stress distribution when the large end of the part is wrinkling

圖8 零件小端開始接觸陰模時的狀態、壁厚及應力分布Fig.8 The status,thickness and stress distribution when the small end of the part began to contact the female die

圖9 零件成形結束時的狀態、壁厚及應力分布Fig.9 The status,thickness and stress distribution when the forming of the part is finished

3 原因分析及措施改進

3.1 原因分析

起皺是板料在成形過程中受壓失穩的一個主要表現形式。板料在塑性變形過程中會受到復雜的應力狀態的作用，由于板厚度方向尺寸與其他兩個方向的尺寸相比很小，因此，板料在厚度方向上最不穩定[13-15]。當板面內的壓應力達到一定程度時，板厚方向最容易因受壓而不能維持穩定的塑性變形，產生失穩起皺現象。通過分析模擬過程及結果得知，零件大端起皺主要是受到周向非同軸平衡力，在力偶產生的切向壓應力作用下產生的起皺。而零件小端的環形起皺主要是因為受到沿母線方向的壓應力而產生的。要想成形出型面尺寸合適的零件，必須有效消除起皺現象[16]。

3.2 措施改進

從以上分析可以看出，由于零件成形過程中零件大端及小端喉部區域料厚增加顯著，使得模具無法完全閉合，零件成形不到位。因此，可以通過增大陰、陽模局部間隙的方法改進模具型面設計。模具型面改進主要有以下兩個方面：①將陰、陽模間隙整體增大至2.7mm；②由于零件大、小端受到與陰模接觸產生的摩擦阻力更大，因此通過曲線擬合，將大、小端模具間隙放大至2.9mm。

3.3 改進后模擬結果分析

將改進后的模具通過建立有限元模型進行仿真，其結果如圖10所示?？梢钥闯隽慵蠖藳]有起皺，小端凸起鼓包消除。這是因為模具間隙增加，使得零件大、小端受到的由陰模產生的摩擦阻力減小，從而使得零件在大端口部和小端喉部位置的料厚增加減小，反過來又促進了零件更加順利地進入陰模型腔。由于成形后壁厚小于陰、陽模間隙，模具能夠完全閉合，從根本上消除了零件的起皺缺陷。

圖10 改進后零件成形結束時的狀態、壁厚及應力分布Fig.10 The status,thickness and stress distribution when the forming of the part is finished after improved

4 試驗驗證

根據仿真計算結果改進陰、陽模型面參數和間隙。成形后零件最小壁厚2.33 mm，符合設計圖紙中最小壁厚2.2 mm的要求；型面與樣板間隙最大為0.25 mm，滿足≤0.3 mm的設計要求，且沒有出現起皺及鼓包現象，如圖11所示。

圖11 實際零件與仿真零件外觀對比圖Fig.11 Contrast drawing of actual and simulation parts

對結果進一步分析對比，以小端為起始，在仿真結果零件和實際零件上，沿母線方向分別均勻選取了14個位置點對壁厚進行測量，測量結果如表1所示。

表1 仿真零件壁厚與實際零件壁厚對比

Tab.1 Comparison of wall thickness between simulation model and actual partmm

位置仿真零件壁厚實際零件壁厚52.562.52252.672.68452.612.62652.542.50852.482.431052.412.381252.352.331452.422.441652.462.451852.562.522052.602.632252.622.602452.652.612652.682.70

從表1可以看出：仿真零件壁厚與實際零件壁厚在相對應位置上的最大差值僅為0.05 mm，且壁厚沿母線方向的變化趨勢完全一致。提取仿真結果零件型面曲線與理論曲線進行比對，測量出了這14個位置點的零件型面間隙，與實際零件型面與樣板間隙進行比較(表2)，可以看出：仿真零件與實際零件型面間隙最大差值僅為0.06 mm，且型面間隙沿母線方向的變化趨勢一致?？梢姺抡嬗嬎憬Y果是準確有效的。

表2 仿真零件型面間隙與實際零件型面間隙對比

Tab.2 Comparison of surface gap between simulation model and actual partmm

位置仿真零件型面間隙實際零件型面間隙50.02<0.05250.120.15450.130.10650.120.15850.150.151050.160.201250.170.201450.150.151650.190.251850.210.252050.180.22250.120.152450.100.102650.05<0.05

5 結語

通過有限元仿真軟件，對某型號噴管內壁的成形過程進行模擬，通過對成形過程及結果觀察，結合理論分析，找出了該零件成形后產生起皺缺陷的原因，并通過改進模具參數設計，生產出了符合設計圖紙要求的零件，對今后此類零件工藝方案的制定和實施提供了有益的參考。