航空发动机燃烧室帽罩变压边热成形技术

孟宝，郑立皇，韩子健，万坤，姜源源，李又春，马鑫，万敏

航空发动机燃烧室帽罩变压边热成形技术

孟宝1，郑立皇1，韩子健1，万坤2，姜源源2，李又春2，马鑫2，万敏1

（1.北京航空航天大学 机械工程及自动化学院，北京 100191；2.中国航发南方工业有限公司，湖南 株洲 412002）

提出帽罩零件真空环境变压边热成形新技术，解决航空发动机燃烧室帽罩零件冷成形回弹大、精度低、内部应力大，以及热成形壁厚不均、氧化严重等问题。利用有限元仿真和工艺试验相结合的方法，选用GH3625高温合金板材研究变压边热成形过程中压边力加载路径对帽罩成形质量的影响，分析热成形模具热膨胀与回弹变形对帽罩尺寸精度的影响，建立考虑热成形、变压边力加载及模具补偿的成形方案。在900 ℃条件下，帽罩热成形力相比室温下降低约70%，内外径回弹量分别降低约67%和59%。基于几何特征优化的压边力加载路径有助于减小零件型面的回弹。结合回弹变形和热膨胀变形补偿，确定模具总补偿量为内径‒0.49 mm，外径‒0.62 mm。工艺试验结果表明，采用模拟所确立的成形方案成形的帽罩质量较好，尺寸精度达到IT9级，型面精度在0.2 mm以内，切边后回弹量为0.1 mm，与有限元仿真结果吻合较好。建立的有限元模型和变形补偿方案可以有效地优化帽罩的工艺成形过程，所提出的变压边热成形技术能够显著降低高温合金变形抗力和回弹，可以解决高精度帽罩零件成形制造难题。

燃烧室帽罩；热成形；变压边力；流动控制；热补偿

随着新一代航空发动机性能的提升，燃烧室进口温度、压力和出口温度逐步上升，高温燃气向火焰筒壁面的热辐射强度也随之增强，筒壁受热变形的问题也越来越突出，因而对火焰筒上的关键构件帽罩提出了更高的要求。整体帽罩构件刚性好，能够弥补因平板式头部转接段所带来的刚性差、易变形缺点。因此，新一代航空发动机均采用整体式帽罩，以增强火焰筒头部结构的刚性[1]。整体帽罩为薄壁环型构件，其外廓尺寸大，壁厚较薄，结构形状复杂。帽罩内环焊接在内环转接段上，外环焊接在火焰筒外环组件上，在整个火焰筒组合件中起着承上启下、整流高温高压燃气的重要作用，如图1所示。由于帽罩两侧边都带有一定的锥度，内外两个止口同时配合。为了保证后续装配精度，一般要求整体帽罩的型面轮廓度不大于0.3 mm，内外轮廓尺寸精度达到IT9级（机加零件精度）。而且，帽罩零件材料为难成形镍基高温合金，常温成形变形抗力和回弹均很大，成形精度难以保证。另一方面，火焰筒的工作环境极为恶劣，工作过程中承受着复杂的工况，对零件的力学性能有很高的要求。总之，整体帽罩的制造精度和力学性能对组接、装配及燃烧室火焰筒整体使用性能有很大的影响，其精准制造工艺是航空发动机火焰筒组合件研制亟需攻克的关键技术。

目前，高温合金整体帽罩的主要成形工艺是“多道次冷成形+热处理+整形”。由于高温合金板材强度高，变形回弹大，零件切边后型面易扭曲，为保证帽罩内外端直径尺寸精度，需要反复退火热处理，并进行型面校形。此外，在常温条件下，采用回弹补偿的方法虽然能够在一定程度上提高零件的尺寸精度，但是需要反复试模以确定具体的回弹补偿参数，且所成形零件残余应力较大，不利于后续装配[2]。上述这些问题导致采用当前的成形工艺制造的高温合金帽罩零件尺寸稳定性差、制造周期长、合格率低。

图1 航空发动机燃烧室整体帽罩零件

热成形技术能够降低材料的变形抗力和回弹，有利于提高帽罩零件的成形精度及缩短成形工艺周期。在热成形工艺的基础上引入压边力控制技术可以进一步调控材料流动，精确控制零件的关键尺寸，提高零件的成形精度。其中，压边力加载路径会直接影响材料的流动，对消除起皱和破裂缺陷、控制材料变形行为具有重要意义。传统橡胶、弹簧压边形式不适用于高温热成形环境，刚模恒定压边力加载模式对材料流动的调控能力有限，为了实现对材料流动的精准调控，需要考虑变压边力加载模式。付泽民等[3-4]开发了一种变压边力加载系统，结合有限元仿真研究了圆筒形工件在不同定值及变压边力下的成形结果，发现在最优压边力曲线下，能最大程度地提升金属板材成形性能，抑制缺陷。张思良[5]研究了筒形件的压边力区间及变压边力模型，并设计了相应的变压边力装置以实现预定的压边力加载模式。李奇等[6]研究了变压边力加载路径下镁合金筒形件的热成形过程，发现在线性增加的变压边力加载曲线下零件成形质量最好。孔晓华[7]研究了圆形和方盒形件的复合分块压边拉深工艺，实现了不同区域压边力的独立加载，更加有效地控制了成形缺陷，提高了金属板材的拉深成形能力。为了提高铝合金板的成形性能，Lin等[8]提出了一种变压边力优化策略。王东哲等[9]针对方盒形零件，通过数值模拟、变压边力等方法有效地控制了金属流动，提高了板材成形性能。蒋磊等[10]从9种变压边力加载方式中选出最优变压边力条件，为加载方式优化提供了参考方法。Endelt等[11]设计了一种基于时间和空间的压边力反馈控制系统，能够控制总压边力和分布压边力，并能调节压边力随时间的变化规律。Candra等[12]对杯形件拉深展开了研究，发现相对于恒定压边力，变压边力能有效抑制破裂的产生，提高杯形件成形性能。Feng等[13]采用多目标优化方法，实现了对变压边力的快速精确设计，为变压边力设计提供了参考方法。

除了压边力外，模具的热膨胀和回弹也会影响零件的尺寸精度。为了得到高精度的零件，需要对成形模具进行热补偿和回弹补偿，然后确定最终的模具尺寸。苗恩铭等[14]、罗哉等[15]、徐祗尚[16]、杨思炫[17]对精密机械零件热膨胀变形行为开展了一系列研究，提出了形变不相似理论，为机械热变形及其控制提供了有效的思路。朱丽等[18]对钛合金板材进行了热变形本构建模，为工件的成形及模具的补偿提供了理论参考。蒋少松[19]对成形过程中模具与工件的热膨胀差异进行了研究，发现热膨胀引起的精度偏差严重影响成形精度。Wucher等[20]采用数值模拟的方法，针对零件热固化制造过程进行了综合补偿，测量发现，形状误差降低了70%以上。Li等[21]综述了热膨胀变形对机床精度的影响，分析了主轴热误差补偿的研究现状。Zhang等[22]为了消除由于热膨胀引起的精密玻璃透镜形状误差，提出了基于数学分析的模具热补偿方法，将最大误差从2.04 μm降低到了0.31 μm。Grankäll等[23]对复合材料零件在固化及冷却过程中因热膨胀系数差异引起的形状误差进行了研究，发现零件在高温下除了会尺寸变大，还存在形状变化。Mahshid等[24]研究了精密注射成型中热膨胀造成的变形问题，发现模具热变形约12 μm，与模具加工误差（10～15 μm）在同一量级，是一个不能忽略的形状误差来源。上述这些工作为高温合金帽罩零件热成形研究提供了可以借鉴的研究思路，然而，若采用传统热成形技术，高温合金帽罩零件易氧化等问题仍无法得到很好的解决。

文中基于航空发动机燃烧室帽罩零件的成形特点，提出结合热成形、压边力控制和真空技术的变压边热成形工艺，通过有限元仿真，以帽罩零件壁厚分布和回弹量作为优化目标，确定热成形压边力加载模式，并对零件的热膨胀变形及回弹进行综合补偿。最后，开展工艺试验并对成形帽罩零件的尺寸和型面轮廓进行检测，以验证所提变压边热成形工艺技术在解决高精度高温合金帽罩零件成形制造难题方面的有效性。

1 试验

1.1 材料

某型号燃烧室帽罩零件采用厚度为1.6 mm的GH3625合金板材（固溶态）成形，其化学成分如表1所示。为获得材料的基本力学性能，在MTS电子万能试验机上进行板材室温单向拉伸试验，拉伸速度为5 mm/min，利用数字图像相关技术（DIC）测量应变，计算出真实应力和真实应变曲线，如图2所示。在Gleeble−3500热模拟试验机上进行高温单向拉伸试验，应变速率为0.1～0.001 s−1，获得高温下的真实应力‒应变曲线，900 ℃下且应变速率约为0.001 s−1的试验结果如图2所示，其他试验结果见文献[25]。同时，对GH3625合金热变形行为开展研究，得到合金的热加工图，并结合微观组织检测确定合金在长期服役温度范围、准静态应变速率以下的最优热加工窗口[25]。根据之前的研究结果，确定成形温度为900 ℃，应变速率约为0.001 s‒1（约为8 mm/min）[25]。

1.2 帽罩零件特征及工艺分析

所研究的燃烧室帽罩零件几何形状如图3所示，其关键尺寸为内径（176.19±0.1 mm）、外径（258.88±0.1 mm）和型面斜度角（12°±30′），内外径尺寸精度要求极高。航空发动机燃烧室帽罩是一种薄壁环形零件，其圆周上具有倾斜角度和均布孔特征，内外直径位置有圆角特征。对于薄壁环形零件，还有均布孔特征，可能发生型面扭曲变形。由于零件的截面为U形，内外径成形后很容易发生回弹变形，造成零件超差。在帽罩零件后续装配环节中，采用焊接的方式分别将内外径焊接在发动机燃烧室转接段上，焊接质量直接受到内外径尺寸精度的影响。因此，燃烧室帽罩零件内外径的尺寸精度是主要控制参数。对于燃烧室帽罩此类薄壁环形零件，不存在冲压负角，其成形深度较浅，宜采用刚模拉深成形。考虑到其尺寸较大，易产生外法兰起皱，使用压边圈改善法兰受力。帽罩的传统成形工艺为冷拉深成形，对成形设备吨位要求较大，成形精度较差。由于高温合金难变形，采用真空环境热成形方法能够有效降低变形抗力和回弹，同时避免了高温氧化缺陷。

表1 GH3625高温合金化学成分

Tab.1 Chemical composition of GH3625 superalloy

图2 GH3625合金板材在不同温度下的应力-应变曲线

图3 燃烧室帽罩结构特征

1.3 试验方法

根据试验设备和零件几何特征设计了如图4所示的帽罩零件热成形模具，其由凹模、凸模和压边圈组成。其中，凹模通过螺钉和热成形机连接，凸模和压边圈分别安装于设备主轴和压边安装台上。凹模中间部分有一个大的通孔，能够实现模具减重和快速加热。压边圈内侧具有一定的锥度，能够实现成形时凸模的自动找正。由于帽罩零件精度要求高，取模具间隙为1.05倍材料厚度。对模具尺寸进行回弹补偿，确定凹模直径为175.7 mm，凸模直径为179.06 mm。使用圆环形毛坯，其内径为120 mm，外径为306 mm。

图4 成形模具及其关键尺寸（单位：mm）

根据优化结果，设计制造燃烧室帽罩零件成形专用模具，在北京航空航天大学自主开发的BCS50−AR热成形机上开展工艺试验。该设备最高加热温度为1 000 ℃，最大真空度为1´10‒3Pa，压边力在0～ 300 kN连续可调，最大成形力为500 kN[26]。帽罩零件工艺验证设备及模具装配如图5所示。凹模通过螺钉连接倒装于上工作台，坯料放置在压边圈上。为了减小热成形过程中的摩擦阻力，在坯料表面均匀喷涂一层高温润滑剂。将坯料准确放置在压边圈上，关闭加热炉炉门，开始抽真空。达到真空度要求后，打开热成形机水冷系统和加热系统，进行加热。达到成形温度后，调节加热功率，使温度保持在设计温度附近并保温一段时间，使模具内部温度场分布均匀。试验过程中，使用3个热电偶分别监测坯料、凹模和压边的温度。保温之后，按照设定的成形速度和压边力加载路径进行拉深，当成形力达到阈值时停止试验。最后关闭加热系统，开始降温，降温结束后取出零件，进行后续切边及测量。

图5 工艺验证设备及模具

1.4 数值模拟

基于仿真软件Dynaform对帽罩变压边热成形过程进行有限元模拟，建立如图6所示的有限元模型。该模型考虑了加热及成形后的冷却过程，模型由凸模、凹模、压边圈和板料组成。成形过程采用双动模式进行控制，凸模的加载和压边圈的加载独立进行。为了研究热成形过程中模具与零件之间的相互作用及零件的受热形状误差，建立了基于ABAQUS的热力耦合仿真模型，如图7所示。模型使用的GH3625材料和Cr25Ni20耐热模具钢的热膨胀系数（）列于表2。

图6 成形过程有限元仿真模型

2 不同工艺方案研究

提取有限元仿真中凸模的成形力数据，绘制成形力和行程变化曲线，如图8所示。可以看出，冷成形最大成形力约为520 kN，而热成形最大成形力约为140 kN。相对于冷成形方法，热成形的最大成形力降低约70%。因此，热成形能显著降低帽罩零件变形抗力。经有限元仿真可得到成形帽罩零件的壁厚和回弹量分布特征，沿帽罩零件圆周截面提取其厚度和回弹量分布数据，以沿截面距内边缘距离为数据点坐标，可以对仿真结果进行定量分析。根据此方法得到冷成形和热成形帽罩零件回弹分布，如图9所示。起点处横坐标为0 mm，沿截面（红色曲线）向外计算距离。可见热成形帽罩零件的回弹量显著降低，其中，内径处最大回弹量从0.49 mm降低到0.16 mm，降低约67%；外径处最大回弹量从0.94 mm降低到0.39 mm，降低约59%。热成形零件的回弹分布曲线呈现“中间低两边高”的特征，且其中间部分（30～70 mm）均处于低回弹区域（<0.1 mm），对应切边后的零件部分。因此，热成形方案能够显著地改善帽罩零件的回弹变形缺陷，对零件的内外径尺寸精确控制具有重要意义。

图7 热力耦合有限元仿真模型

表2 GH3625合金和Cr25Ni20耐热不锈钢的热膨胀系数

Tab.2 Thermal expansion coefficient of GH3625 alloy and Cr25Ni20 heat resistant stainless steel

图8 不同工艺方案成形力曲线

图9 帽罩冷成形与热成形回弹分布对比

3 结果与讨论

3.1 不同压边力加载模式对帽罩成形质量的影响

3.1.1 定压边力加载对帽罩成形质量的影响

为探究不同压边力对帽罩零件成形结果的影响，开展帽罩在900 ℃、不同恒定压边力条件下成形的有限元仿真，获得了不同恒定压边力下热成形帽罩零件的成形力变化曲线，如图10所示。可以看出，随着压边力的增大，所需要的成形力呈上升趋势。这是因为较大的压边力增大了材料的流动阻力，需要向凸模施加更大的成形力才能使材料产生变形并且流向凹模。若压边力不足，会导致工件产生起皱缺陷。因此，在保证法兰不起皱的前提下，尽量采用较小的压边力，能够降低材料变形抗力，减小对设备吨位的需求。

不同恒定压边力下的热成形帽罩厚度分布曲线如图11所示。可见，随着压边力增大，零件在30 mm和70 mm附近厚度下降更加剧烈，即在圆角处厚度减薄更加严重。恒定压边力为10 kN时，零件厚度没有剧烈波动；恒定压边力为300 kN时，零件厚度出现了锯齿形波动。可以发现，随着压边力的增大，零件厚度减薄加剧，且变得更加不均匀。这是因为外法兰区域施加的较大压边力限制了材料的流动，使坯料在圆角区域发生了局部减薄变形。不同恒定压边力下的回弹分布如图12所示。可见，随着压边力增大，零件的回弹量呈上升趋势，零件内径区域回弹量变化较小，零件截面40～70 mm区域回弹量变化比较明显。当压边力达到300 kN时，回弹量接近0.17 mm。因此，为了获得高精度帽罩零件，应尽量采用较小的压边力。

图11 定压边力加载模式下零件厚度分布

3.1.2 变压边力加载对帽罩成形质量的影响

除了传统的恒定压边力拉深成形，随着模具行程改变压边力的变压边力拉深成形也对零件的成形质量具有重要影响。图13列举了几种典型的变压边力加载曲线。其中，P1和P2分别为递增和递减型压边力加载方式；P3和P4分别为峰型和谷型压边力加载方式；P5和P6为梯形压边力加载方式。

图12 定压边力加载模式下零件回弹分布

图13 典型压边力加载路径

不同变压边力路径下热成形的帽罩零件厚度分布如图14所示。可以看出，采用路径P6成形的零件具有最均匀的厚度分布，并且其厚度减薄程度最小。路径P5条件下的零件厚度减薄最剧烈，且在零件截面60～80 mm之间产生比较明显的锯齿波动。这一现象产生的原因与较大恒定压边力成形的情况类似，外法兰区域材料受到较强的限制，导致圆角位置产生严重的局部减薄。其他变压边力加载路径的厚度分布曲线处于路径P5和P6之间，根据各自的加载情况产生了不同程度的厚度减薄。

不同变压边力路径下热成形帽罩零件的回弹分布如图15所示。在零件内直径位置，路径P6具有最大回弹量，约为0.18 mm；路径P2具有最小回弹量，约为0.15 mm。不同压边力加载路径对零件内径附近回弹量影响较小，这是因为该处坯料未受到压边力的影响。然而，在截面位置96 mm附近（零件外法兰区域），路径P6回弹量最大，约为0.55 mm，表明在成形初期，较大的压边力会导致外法兰区域出现较大的回弹量。在截面距离30～70 mm之间，路径P2、P3和P6的回弹量相对较小，说明在成形后期，较小的压边力有助于减小零件型面的回弹。

图14 变压边力加载下热成形零件截面厚度分布

图15 变压边力加载模式下零件截面回弹分布

3.1.3 基于零件几何特征的压边力加载路径设计

燃烧室帽罩零件成形过程经历下料、成形、切孔和切边等工序。其中，热成形工序对帽罩成形质量起决定性影响。根据不同压边力加载模式下帽罩成形质量变化规律，优化压边力加载路径，并分析不同路径下多工序成形后帽罩零件的尺寸精度，据此对压边力加载路径进行优化。根据帽罩在定压边力和变压边力加载模式下的成形结果，确定在最低压边力下帽罩成形质量最好。在凸模行程的不同阶段，所需最低压边力不同。利用有限元仿真的方法分析不同行程下的最低压边力。设置初始压边力为0 kN，进行恒定压边力下的仿真。按照凸模行程分析帽罩变形情况，找到在此压边力下不起皱的最大行程。基于上一条压边力加载路径，在不起皱最大行程处增大压边力，增幅为5 kN，获得新的压边力加载路径，并再次进行仿真。重复此过程，最终得到基于凸模行程的最低压边力加载路径。同时发现，所获得的压边力加载路径与帽罩几何特征具有一定的联系，进一步简化以便于实际应用，如图16所示。

图16 变压边力加载路径设计

第1阶段为开始成形到凸模斜面与板料完全贴合之前，压边力为0 kN。这一过程中，坯料未产生大变形，也没有流入凹模型腔，不需要压边力限制材料流动。第2阶段为凸模斜面与板料完全贴合至板料包裹住整个凸模工作面。这一过程中，坯料在凸模的作用下经凹模圆角流入模具型腔，由于外法兰区域材料向内流动，施加10 kN的压边力抑制可能发生的起皱。最后阶段为板料包裹住整个凸模工作面至最终合模状态。为了获得更强的抗起皱能力和更均匀的厚度分布，施加50 kN的压边力。所设计的压边力加载路径也是分阶段最小压边力，其3个阶段对应帽罩零件在成形过程中因不同几何特征造成的不同受力状态。

3.1.4 压边力加载路径设计方法验证

在基于零件特征的压边力加载路径下，热成形各个工序的回弹量分布如图17所示。可见，在整个成形过程中，热成形工序回弹是主要的回弹变形来源，帽罩零件内径最大回弹量约为0.18 mm，外径最大回弹量约为0.39 mm。切孔工序回弹量较小，不超过0.02 mm，对零件形状的影响可以忽略。切内边工序在切边部位产生的最大回弹约为0.1 mm；切外边工序在切边位置产生的最大回弹约为0.02 mm。零件最终的回弹变形量受到成形过程所有工序的影响，内径位置切边回弹量约为0.12 mm，总回弹变形量约为0.25 mm，外径位置切边回弹量约为0.09 mm，总回弹变形量约为0.14 mm，小于图15所示典型加载路径下的回弹，证明了基于零件几何特征的压边力加载路径设计方法的有效性。然而，仅优化压边力加载路径时，零件的回弹量已超出尺寸公差，因此，需要对帽罩热成形过程进行回弹补偿。

图17 分段压边力加载路径下零件在不同工序中的回弹

3.2 热膨胀与回弹变形对帽罩尺寸精度的影响

3.2.1 热膨胀对帽罩尺寸精度的影响

在不受外界其他因素影响的情况下，金属材料尺寸随温度升高而产生变化，表达式见式（1）。

式中：2、1分别为最终温度和初始温度，℃；2和1分别为受热变形后和受热变形前的尺寸，mm；为平均线膨胀系数。对于所研究的燃烧室帽罩零件，针对其主要尺寸特征内径和外径进行热补偿。

当温度从室温20 ℃上升到试验温度900 ℃时，零件产生热膨胀，代入式（1）得到热膨胀后的零件和模具尺寸（单位：mm），见式（2）。

式中：1和1分别为帽罩在1温度（室温）下的内外径尺寸；2和2分别为帽罩在2温度（成形温度）下的内外径尺寸；part为此温度区间帽罩材料的平均线膨胀系数。

在热变形过程中，板料与模具贴合，根据900 ℃时零件尺寸计算经热膨胀补偿后在常温下的模具尺寸（单位：mm）计算见式（3）。

式中：1和1分别为模具在1温度（室温）下的内外径尺寸；2和2分别为模具在2温度（变形温度）下的内外径尺寸；die为此温度区间模具材料的平均线膨胀系数。

计算可知，经热补偿，模具内径减小了0.31 mm，外径减小了0.46 mm。当不进行热补偿时，模具常温下的主要特征尺寸和分别设计为176.19 mm和258.88 mm。在成形温度下，零件尺寸和模具尺寸相同，见式（4）。

当温度降至室温后，帽罩零件的尺寸计算见式（5）。

3.2.2 回弹变形对帽罩尺寸精度的影响

由于零件与模具热膨胀系数不同，在冷却收缩过程中模具会对零件产生挤压现象，使零件在冷却过程中产生塑性变形，影响零件尺寸精度。为了研究冷却过程中零件的受压变形情况，利用ABAQUS软件进行热力耦合分析。帽罩零件冷却后的回弹分布及其回弹方向如图18所示。帽罩零件的外部回弹方向与成形时板料变形方向相反，同时也与模具冷却时挤压作用方向相反，其最大回弹量约为0.52 mm，相对于不考虑热补偿时增大约0.13 mm，说明降温过程中模具对零件的作用加大了零件的变形程度，且总回弹量是成形回弹与模具挤压回弹的叠加。相较于外径，帽罩零件内径的变形情况变得更加复杂，零件的回弹方向由向内回弹转变为向外回弹，模具挤压产生的回弹大于热成形产生的回弹，最终零件内径的回弹变形由模具降温挤压作用占主导。结合热成形仿真与降温冷却过程的仿真结果，确定帽罩零件热成形回弹补偿量为内径-0.18 mm，外径-0.14 mm。综合回弹变形和热膨胀变形补偿，确定模具总补偿量为内径-0.49 mm，外径-0.62 mm。

图18 帽罩零件冷却过程回弹分布及方向

3.3 工艺验证

根据确定的帽罩压边力加载路径及模具补偿方案，按照前述试验方法开展燃烧室帽罩零件流动控制热成形工艺试验。帽罩零件成形过程及切边后的零件如图19所示。可见，所成形的帽罩零件表面质量较好，没有缺陷。

为了定量研究帽罩零件的成形效果，对成形后帽罩零件的截面特征尺寸进行测量，重点考察切边后帽罩零件的内外径尺寸及型面轮廓。选取成形的4个零件进行测量，对于不同零件的每种尺寸均测量3次，取平均值，测量结果如图20所示。可见，所成形零件的内外径尺寸均满足设计要求，尺寸精度达到了IT9级，证明了流动控制热成形技术能够成形出高精度帽罩零件。此外，所成形零件的尺寸分布均匀，说明成形零件的一致性好，成形质量稳定。以某一零件为例，切边前内径为176.14 mm，外径为258.82 mm；切边后内径为176.24 mm，外径为258.92 mm，回弹量均为0.1 mm，与切边回弹的有限元仿真结果吻合。

图19 帽罩零件流动控制热成形试验过程

图20 热成形帽罩零件的内外径测量结果

为了进一步测量帽罩零件型面轮廓精度，采用激光三维扫描仪对成形零件进行扫描，结果如图21所示。将扫描结果与帽罩零件理论三维数字模型进行对比，发现在型面上最大误差小于0.2 mm，进一步证明了流动控制热成形技术在提高零件型面精度方面具有显著优势。

图21 热成形帽罩零件轮廓三维扫描结果

4 结论

1）相对于冷成形工艺，热成形能显著降低高温合金帽罩零件的成形力和回弹量。在900 ℃、50 kN的压边力条件下，成形帽罩内径处最大回弹量从冷成形的0.49 mm降至0.16 mm，外径处最大回弹量从0.94 mm降至0.39 mm。

2）综合考虑900 ℃下零件的回弹变形和热膨胀变形，对模具尺寸进行了补偿，确定模具热补偿量为内径-0.31 mm，外径-0.48 mm。回弹补偿量为内径-0.18 mm，外径-0.14 mm。总补偿量为内径-0.49 mm，外径-0.62 mm。

3）根据确定的基于零件几何特征的分段递增压边力加载路径、回弹补偿量及热补偿量，开展了燃烧室帽罩变压边热成形工艺试验。热成形后切边的帽罩零件内外径尺寸精度均达到IT9级，型面轮廓精度在0.2 mm以内，证明了所提出的变压边热成形技术在解决高精度高温合金帽罩零件成形制造难题方面的有效性。

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Hot Forming Technology Combined with Variable Blank Holder Force for Aero-engine Combustion Chamber Hood

MENG Bao1, ZHENG Li-huang1, HAN Zi-jian1, WAN Kun2, JIANG Yuan-yuan2, LI You-chun2, MA Xin2, WAN Min1

(1. School of Mechanical Engineering & Automation, Beihang University, Beijing 100191, China; 2. AECC South Industry Co., Ltd., Hunan Zhuzhou 412002, China)

The work aims to propose a new hot forming technology combined with variable blank holder force in vacuum environment to solve the problems of large springback, low accuracy, and large internal stress in cold forming of aero-engine combustion chamber hood parts and uneven wall thickness and serious oxidation in hot forming. With GH3625 superalloy sheet as the research object, the method of combining finite element simulation and experiment was used to explore the effect of blank holder force loading path on the forming quality of hood in hot forming process with variable blank holder. Moreover, the impact of thermal expansion of the die and springback deformation on the dimensional accuracy of hood was analyzed. Further, the forming scheme considering hot forming, variable blank holder force loading and die compensation was established. At forming temperature of 900 ℃, the hot forming force of hood was reduced by about 70% compared with that at roo­m temperature, and the springback of inner and outer diameters was reduced by about 67% and 59% respectively. The optimal bla­nk holder force loading mode based on geometric features was helpful to reduce the springback of the part shape. Combined with springback and thermal expansion compensation, the total compensation amount of the die was determined to be ‒0.49 mm for inner diameter and ‒0.62 mm for outer diameter. According to the experimental results, based on the establish­ed forming scheme through simulation, the dimensional accuracy of the formed parts reached IT9 level, and the surface accuracy was within 0.2 mm.The springback value after trimming was 0.1 mm, which was consistent with the numerical simulation results. The established finite element model and deformation compensation scheme can effectively optimize the forming process of the hood. The proposed hot forming technology with variable blank holder can significantly reduce the deformation resistance and springback of superalloy and solve the forming and manufacturing problems of high-precision hood parts.

combustion chamber hood; hot forming; variable blank holder force; flow control; thermal compensation

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.01.021

TG386

A

1674-6457(2023)01-0170-12

2022‒08‒02

2022-08-02

中国航发集团产学研合作项目（HFZL2019CXY024‒2）

Industry-University-Research Cooperation Project of AECC (HFZL2019CXY024-2)

孟宝（1985—），男，博士，副教授，主要研究方向为跨尺度构件高性能成形制造理论及技术、先进成形工艺。

MENG Bao (1985-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: theory and technology of high performance forming for cross-scale components and advanced forming process.

孟宝, 郑立皇, 韩子健, 等. 航空发动机燃烧室帽罩变压边热成形技术[J]. 精密成形工程, 2023, 15(1): 170-181.

MENG Bao, ZHENG Li-huang, HAN Zi-jian, et al. Hot Forming Technology Combined with Variable Blank Holder Force for Aero-engine Combustion Chamber Hood[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(1): 170-181.