大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术的制作方法

1.本发明涉及有色金属塑性成型与精密机械加工技术领域，特别涉及一种大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术。


背景技术：

2.钛及钛合金已成为航空、航天、能源、船舶、化工及医疗领域不可缺少的材料，但钛的化学活性高，铸造难度大，现有的铸造技术难以满足目前航空航天等领域对薄壁、异型、结构和功能统一钛合金精密铸件的需求。因此，大型超长钛合金异形薄壳件等大规模复杂结构件的制造效率底，难度大，质量不可靠。


技术实现要素：

3.本发明提供一种大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术，解决现有技术中的大型超长钛合金异形薄壳件的制造效率低，难度大，质量不可靠的技术问题。
4.为解决上述技术问题，本发明提供了一种大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术，所述大型超长钛合金异形薄壳包括：沿第一方向依次连接的第一圆筒段、第一圆锥筒段、第二圆筒段、第二圆锥筒段和第三圆筒段构成的圆筒形薄壳，且所述圆筒形薄壳上设置有径向凸起的沿壳体母线的凸型半圆形鼓包，所述凸型半圆形鼓包内设置有加强筋板，所述第一圆筒段外侧设置有环形加强筋，所述圆筒形薄壳内侧设置多个隔板，所述圆筒形薄壳的两端分别设置有第一法兰和第二法兰，所述第一圆筒段的直径小于所述第二圆筒段的直径，所述第二圆筒段的直径小于所述第三圆筒段的直径，且圆筒形薄壳的厚度范围为2.5mm
±
0.5mm；
5.所述制造方法包括：
6.将所述圆筒形薄壳于所述第二圆筒段划分为内筒小段和内筒大段两部分并分别铸造成型；
7.分别车铣复合粗加工和半精加工所述内筒小段和所述内筒大段；
8.组装所述内筒小段和所述内筒大段并进行激光焊接，而后进行筒体精加工。
9.本技术实施例中提供的一个或多个技术方案，至少具有如下技术效果或优点：
10.本技术实施例中提供的大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术，采用分体铸造、精密机械加工以及激光焊接的方案可有效提高铸件浇铸质量、控制铸件的变形及有效地进行铸件的热等静压消除铸件的缺陷，从而提升产品质量。
附图说明
11.为了更清楚地说明本技术实施例中的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作一简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图是本技术的一些实施例，对于本
领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
12.图1为本发明实施例提供的大型超长钛合金异形薄壳的结构示意图；
13.图2为本发明实施例提供的内筒小段的结构示意图；
14.图3为本发明实施例提供的内筒大段的结构示意图；
15.图4为本发明实施例提供的总体工艺方案设计与制造工艺流程；
16.图5为本发明实施例提供的内筒剖面结构示意图；
17.图6为本发明实施例提供的通槽隔板拆分示意图；
18.图7为本发明实施例提供的铸造工艺流程图；
19.图8为本发明实施例提供的内筒前段铸件图；
20.图9为本发明实施例提供的内筒后段铸件图；
21.图10为本发明实施例提供的内筒前段浇铸系统示意图；
22.图11为本发明实施例提供的内筒后段浇铸系统示意图；
23.图12为本发明实施例提供的前段、后段浇注系统示意图
24.图13为本发明实施例提供的内筒内置挡(或隔)板安装及焊接示意图；
25.图14为本发明实施例提供的内筒小段前段铸件图；
26.图15为本发明实施例提供的内筒大段后段铸件图；
27.图16为本发明实施例提供的热等静压后的产品铸件三维模型示意图；
28.图17为本发明实施例提供的机械加工前的示意图；
29.图18为本发明实施例提供的工字型隔板和矩形隔板两种焊接示意图；
30.图19为本发明实施例提供的两段对接焊接的示意图；
31.图20为本发明实施例提供的铸件的浇铸系统三维模型示意图；
32.图21为本发明实施例提供的内筒大段石墨型铸造模具结构示意图；
33.图22为本发明实施例提供的内筒小段石墨型铸造模具结构示意图。
具体实施方式
34.下面结合附图并参考具体实施例描述本技术。
35.本技术实施例通过提供一种大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术，解决现有技术中的大型超长钛合金异形薄壳件的制造效率低，难度大，质量不可靠的技术问题。
36.参见图1、图2和图3，本实施例提供一种大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术，所述大型超长钛合金异形薄壳包括：沿第一方向依次连接的第一圆筒段11、第一圆锥筒段12、第二圆筒段13、第二圆锥筒段14和第三圆筒段15构成的圆筒形薄壳，且所述圆筒形薄壳上设置有径向凸起的沿壳体母线的凸型半圆形鼓包16，所述凸型半圆形鼓包16内设置有加强筋板，所述第一圆筒段11外侧设置有环形加强筋，所述圆筒形薄壳内侧设置多个隔板，所述圆筒形薄壳的两端分别设置有第一法兰17和第二法兰18，所述第一圆筒段11的直径小于所述第二圆筒段12的直径，所述第二圆筒段12的直径小于所述第三圆筒段15的直径，且圆筒形薄壳的厚度范围为2.5mm
±
0.5mm。
37.具体来说，本实施以一具体的为例进行具体说明，所述大型超长钛合金异形薄壳
产品为长筒型结构，该产品零件外形尺寸为2220.0
×
580.0
×
550.0mm，主体壁厚为2.5mm，零件理论重量43.2kg，零件示意图及结构尺寸如图1和图2所示。该薄壁异形筒壳中间段主体结构蒙皮壁厚为2.5mm，薄壁蒙皮区域总长度为2180mm；小段外圆直径为￠240mm-￠309mm，大段直径为￠309mm-￠392mm；从小段到大段为过渡区域，由￠240mm逐渐过渡到￠309mm的圆锥形段。该薄壁筒壳总长2220mm。
38.所述制造方法包括：
39.将所述圆筒形薄壳于所述第二圆筒段12划分为内筒小段和内筒大段两部分并分别铸造成型；
40.分别车铣复合粗加工和半精加工所述内筒小段和所述内筒大段；
41.组装所述内筒小段和所述内筒大段并进行激光焊接，而后进行筒体精加工。
42.进一步地，所述加强筋板设置成间隔布置的多块筋板。在内部半圆形鼓包沿轴向分布12块加强筋板，用于安装线路同时加强壳体的刚性作用；经理论计算分析得该12处筋板加强后，壳体的整体刚性可提高25％左右。需要说明的是，原始设计采用连续不间断的整体筋板，但由于考虑的铸造工艺性无法清砂，同时铸造充型过程中的质量缺陷和检测等工艺因素存在不可预知的风险，因此将其分割为12处断续的加强筋板。
43.所述内筒小段和所述内筒大段内设置的多个隔板中，靠近两端筒口的隔板整体铸造而成，其他隔板分别通过焊接的方式固定并精加工内型面，减小铸造和加工的难度。
44.进一步地，在所述半精加工过程中，所述内筒小段和所述内筒大段的待焊接边分别设置工艺法兰作为大小段的加工协调基准。
45.同时，所述工艺法兰均设置成开口法兰结构，而不是封闭的圆环结构，采用开口结构有利于既能有效达到装夹找正工艺基准的作用，同时可以规避因封闭圆形法兰在最后除去时因刚度急剧衰减而导致的筒身大变形。
46.进一步地，在所述内筒小段和所述内筒大段铸造成型后进行热等静压热处理消除铸件的缺陷。
47.进一步地，在进行车铣复合粗加工前，对所述内筒小段和所述内筒大段进行荧光检测与三维扫描检测；
48.在完成车铣复合粗加工后进行三维扫描基准转换协调而后进行半精加工。
49.在进行所述内筒小段和所述内筒大段激光焊接前，分别完成所述隔板焊接，而后进行所述内筒小段和所述内筒大段的对接，而后进行两端法兰精加工与同轴度等检测。
50.进一步地，所述内筒小段和所述内筒大段进行止口对接焊接，有效焊接厚度为4.5mm；焊接功率范围3.4-3.8kw，速度1.7-1.9m/min。
51.进一步地，所述第一法兰前端面留5mm余量，所述第一法兰的内侧端面留3mm余量，所述第一法兰的端面凹槽单边留3mm余量，所述第一法兰的底面留3mm余量，所述第一法兰的底面外圆直径留16mm余量，所述第一法兰的底面内形面单边留5mm余量；
52.所述第二法兰的后端面留5mm余量，所述第二法兰的内侧端面留3mm余量，所述第二法兰的端面凹槽单边留3mm余量，所述第二法兰的底面留3mm余量，所述第二法兰的底面外圆直径留16mm余量，所述第二法兰的底面内形面单边留5mm余量。
53.下面将针对上述具体的工件具体描述制造方法及其优点。
54.本实施例涉及的制造方法内容主要包括以下几个部分：
55.1)大型超长钛合金异形薄壳精密铸造工艺与模具设计及铸造；
56.2)大型超长钛合金异形薄壳精密车铣复合加工计算；
57.3)大型超长钛合金异形薄壳激光焊接技术与气密测试；
58.4)大型薄壁钛合金异形薄壳三维数字化扫描检测。
59.本实施例包含了钛合金薄壁异形薄壳精密成型与制造及检测工艺过程中的系列关键方法，涉及大型超长薄壁钛合金异形薄壳产品的结构设计与工艺特点控制、大型超长钛合金异形薄壳精密铸造成型工艺方案设计、与多种浇铸系统模拟仿真优化及铸件三维数字化摄像扫描检测技术、大型超长钛合金异形薄壳数控车铣复合粗精加工与基准转换协调技术、大型超长钛合金异形薄壳大功率激光焊接技术、大型薄壁钛合金异形薄壳综合外压与气密测试检测技术等。
60.本发明实施例摸索出的大型超长型钛合金异形薄壳精密铸造、变形控制与加工及焊接变形控制技术方法，对于同类大型薄壁异形壳体结构产品的精密成型与加工制造提供了行之有效的新型可靠解决方法。
61.钛合金铸造是将熔融金属浇注、压入铸型型腔，凝固后使之成为具有一定形状和性能的铸件。铸造的特点是使金属一次成形，工艺灵活性大，各种成分、形状和重量的铸件几乎都能适应，且成本低廉。铸造方法分砂型铸造和特种铸造，可根据铸件的合金类型、大小、批量、质量要求予以选择。在大批生产时可以采用机械化、自动化设备。由于钛的物理化学特性，钛合金的铸造工艺无论是在成型材料配比还是工艺方法上都有其独特的要求和特点。
62.首先，它要求成型材料具有非常高的耐火性；二是浇注必须在高真空度或惰性气体保护下进行，有时还伴有离心力。采用不同材质的模具型壳，按照模具材料的不同可分为三个不同的模具浇铸系统。
63.(1)纯石墨壳系统。不同粒度的石墨粉用作耐火填料和撒砂材料，树脂用做粘合剂。外壳强度高、重量轻、成本低、原料来源广泛。适用于离心或重力浇注。
64.(2)难熔金属表面壳系统。作为复合体系，除了表层因成型材料(钨粉等难熔金属)不同而需要特殊工艺外，背层从成型材料到制壳工艺都与铸钢的熔模铸造相同。
65.(3)氧化物陶瓷外壳体系。壳体的表层和背层采用氧化物作为成型材料，因此壳体强度高，导热系数在三种壳体中最小，适用于铸造形状复杂的薄壁铸件。
66.以上三种型壳体系浇注的钛铸件化学成分和力学性能差异不大；但表面质量存在明显差异，后两种壳体的收缩率明显低于石墨壳体，因此铸件尺寸精度较高。
67.要解决的技术问题
68.①
壁厚非常薄的均匀性：加工余量的设计4种方案，内外型都不留余量、内外型都留余量、内型留余量外形不留余量或者外形留余量内型不留余量；
69.②
铸件的缺陷为i级铸件：整体铸造和分体铸造，分体铸造的方案设计，浇铸系统的设计；
70.③
长度很长导致铸件其容易变形：铸件变形的控制措施；
71.④
焊接的密封性及配合性：焊接前的准备、焊接过程的控制及焊接参数设计
72.⑤
加工工艺设计的合理性：基准控制、同轴度的控制、加工的变形控制
73.⑥
外压稳定性和气密性检测方法：及失稳控制方法，要进行外压稳定性计算后进
行合理的加压控制，包含压力测试的检测控制。逐步加压措施、保压时间；包含内部充气进行气密检测的措施。
74.三个阶段的划分控制与实施例要求：
75.本实施例中，钛合金的优点及其在航空航天的应用优势薄壁钛合金精密铸造和加工的难点，充分利用激光焊接、精密铸造、机械加工的综合优势。
76.按照如下三个阶段进行描述说明：
77.第一阶段：壳体分段处理总体方案设计与精密铸造，产品特点、工艺总体设计、铸件工艺设计、浇铸系统设计与模拟仿真、模具设计与制造加工装配、石墨型精密铸造、热等静压及后处理；
78.第二阶段：前后段精密机械加工与涨型热处理，精密机械加工、涨型热处理、三维扫描气密测试；
79.第三阶段：壳体前后段激光焊接与精密加工，激光焊接、精密加工、气密测试。
80.参见图4，总体工艺方案设计与制造工艺流程图。
81.1)产品结构特点与工艺设计创新：钛合金薄壳的结构特点构成：
82.2)大型超长钛合金异形薄壳精密铸造技术，三种铸造工艺方案；
83.3)大型超长钛合金异形薄壳车铣复合加工，基准的设计与开口变形控制；
84.4)大型超长钛合金异形薄壳激光焊接技术，激光焊接技术与参数控制，焊接工艺流程；
85.5)大型薄壁钛合金异形薄壳综合检测技术，外压检测与内压气密检测。
86.本专利公开的一种大型超长异形薄壳结构特点如下：大型超长钛合金异形薄壳产品为长筒型结构，该产品零件外形尺寸为2220.0
×
580.0
×
550.0mm，主体壁厚为2.5mm，零件理论重量43.2kg，零件示意图及结构尺寸如图1和图2所示。该薄壁异形筒壳中间段主体结构蒙皮壁厚为2.5mm，薄壁蒙皮区域总长度为2180mm；小段外圆直径为￠240mm-￠309mm,大段直径为￠309mm-￠392mm；从小段到到大段为过度区域，由￠240mm逐渐过度到￠309mm的圆锥型段。该薄壁筒壳总长2220mm；根据工艺需要将其粉为两部构成(具体将在后续实施例中讲述)，包含长度为1119.6mm的小段和长度为1100.4mm的大段构成。其中小段由前端直径￠580mm厚度为20mm的大法兰、直径￠240mm长度为899.6.mm的圆柱段、直径￠240mm过度到￠309mm长度为200mm的圆锥段三个部分组成；其中大段靠后端为三个部分，由直径￠309mm长度为740mm的圆柱段、直径￠309mm过度到￠392mm长度为200mm的圆锥段、直径￠392mm长度为140mm的圆柱段、后端直径￠550mm厚度为20mm的小法兰共四个部分组成。
87.实施例要求公开的薄壁钛合金壳体外部结构：从图中可以看出，壳体外部两端法兰为薄壁结构，且分布较多加工特征包含减轻槽、外部和端面的各两处密封槽、壳体法兰内侧管嘴安装阶梯孔等；中央筒身区域比较复杂，包含沿壳体母线的凸型半圆型鼓包贯穿壳体前后端面，壳体小段有六条环形加强筋；壳体蒙皮部位壁厚均为2.5mm
±
0.5mm,属于大型超长型薄壁壳体。
88.该薄壁钛合金筒壳内部结构：从壳体内部剖视图可以看出，在内部半圆型鼓包沿轴向分布12块加强筋板，该筋板设置主要用于安装线路同时加强壳体的刚性作用；经理论计算分析的该12处筋板加强后，壳体的整体刚性可提高25％左右。需要说明的是，原始设计采用连续不间断的整体筋板，但由于考虑的铸造工艺性无法清砂，同时铸造充型过程中的
质量缺陷和检测等工艺因素存在不可预知的风险，因此将其分割为12处断续的加强筋板；将内筒大小段的前后隔板各2处整体铸造出来，小段中间4处隔板和大段中间4处隔板分别通过焊接方式进行连接后进行精加工内型面，减小铸造和加工的难度；该设计和工艺的集成是不容易想得到的。另外在机械加工过程中的大小段焊接边新增两处工艺法兰作为大小段的加工协调基准，新增的工艺法兰均设计为开口结构而不是封闭的圆环结构，采用开口结构有利于既能有效达到装夹找正工艺基准的作用，同时可以规避因封闭圆形法兰在最后除去时因刚度急剧衰减而导致的筒身大变形。
89.考虑到铸造工艺性清砂困难同时为加工过程中控制变形增加刚性，内筒大小段的前后隔板各2处整体铸造出来，小段中间4处隔板和大段中间4处隔板分别通过焊接方式进行连接后进行精加工内型面。两处法兰均设计为开口结构而不是封闭的圆环结构，目的是有利于装夹的同时在加工过程中有利于释放加工应力，该结构可以有效规避采用封闭的圆环结构在精加工后去掉圆环时因为结构破坏刚性急剧衰减而导致异形截面的内筒发生变形从而无法进行正常的装配；对于因精加工后如焊接对缝无法正常配合，可以采取热校型的办法进行，采用温度550-750
°
之间的真空热处理进行涨性，涨型工装采用45#钢或者是20cr马氏体不锈钢，工装过盈量控制在￠0.2-￠0.5mm之间。
90.内筒分段部位的工艺设计依据：由于产品尺寸较大，尤其是铸造和加工的难度大，铸造过程中的特殊部位及大型面空间异形曲面的浇铸充型、铸造内部质量力学性能指标控制、铸造疏松/砂眼/裂纹/针孔等缺陷控制、大型铸件壁厚均匀一致性、铸件热处理及热等静压过程中的变形控制，铸件粗精加工过程中的变形控制、产品形位公差如平行度/平面度/同轴度,产品装配的尺寸公差包含总体外形长度/外圆配合尺寸/密封槽深度宽度/油管嘴加工控制等均需要综合考虑。该大型超长钛合金异形薄壳产品铸造成型总体上可采用整体铸造和分体铸造方式进行。其中如采用整体铸造存在生产管理相对简单、工装数量少、成本低等优势，但是存在技术风险大、一次性投入难度大、产品合格率低且不可控等缺点，尤其是整体铸造工艺技术质量方面存在铸件模具大且装配精度要求高、浇铸系统复杂失败机率高、铸件充型时间短、铸造缺陷不可控、铸造变形控制困难等几乎无法克服的难题；主要原因是因产品尺寸大且钛合金因其高温下特别活泼几乎与空气中所有的元素都发生反应需要采用真空浇铸来实现，而且由于产品是超长型薄壁件，无论采用水平浇铸或者是立式离心浇铸，现有的浇铸炉装备在能力上存在较大差距；另外国内现有的相关热等静压炉尺寸不满足要求，且存在热等静压过程中的该超长薄壁件出现大变形等问题。
91.因此本发明实施例中，优先采用分体铸造 精密机械加工 激光焊接的方案可有效提高铸件浇铸质量、控制铸件的变形及有效的进行铸件的热等静压消除铸件的缺陷。具体分体方案如前述实施例要求所描述，这种方案有利于钛合金精密型铸造充型同时有利于铸造后的石墨清砂处理、有利于铸造后的热等静压和热处理、有利于机械加工过程中的装夹找正和壁厚测量、有利于隔板氩弧焊和两段对接进行激光焊接、有利于铸造后及机械加工过程中的内外型面三维摄像与数字化扫描检测等多种优势。如采用整体方案，铸造充型无法确保顺利完成势必造成诸多缺陷且无法实现热等静压和热处理，机械加工过程中内型面加工需要5米以上带中心架的大型卧式车床或者卧式车铣复合加工中心/大型龙门五轴加工中心,内部的隔板铸造无法实现有效的清砂而又无法实现正常的焊接操作，三维数字化摄像扫描因扫描头的尺寸规格和设备行程限制无法实现全区域的三维检测。因此本实施例
规定采用两截分段铸造后分布进行热等静压热处理工序，然后进行荧光检测与三维扫描检测；然后进行两段的车铣复合粗加工并进行三维扫描基准转换协调后进行半精加工；然后进行两段的隔板焊接后进行两段的激光焊接对接，最后进行两端法兰精加工与同轴度等检测；最终工序安排外压稳定性与内压气密性测试。
92.难点总体分析：
93.①
壁厚非常薄的均匀性：由于产品是属于钛合金薄壁型大型超长型弱刚性件，由于国内装备能力的限制，目前无法实现整体铸造和热等静压热处理工序，因此采用分体铸造加工后焊接的方案，且铸件的等级要求为gjb2896a-2007i级b类铸件，对于铸件的各项性能和缺陷控制要求非常高。分体铸造的方案设计在一定程度上缓解了因国内装备能力不足带来的压力，但是对应分体的前段及后段由于产品结构特点的特殊性要求，即使采用分体铸造也存在较大的难度和技术风险；因壳体壁厚很薄只有2.5mm，且长度很长达到1200mm，且直径很大达到了接近￠400mm,采用整体铸造其长厚比达到了480:1，宽厚比达到了600:1,面积于厚度比达到了接近300000:1，且因钛合金材料铸造工艺的特殊性，即使将厚度增加一倍为5mm，其铸造难度也非常之大，因此首先对分体方案进行合理的分解是非常重要的，需要考虑铸件模具石墨砂清理和对后续加工过程及焊接操作方便可行(图中的剖分面正是基于加工好开展以及焊接与清砂均可以高效开展的方案)，但浇铸系统的设计方案是最为核心的环节，整个铸造工艺质量好坏及成功铸造成型完全取决于浇铸系统的设计。浇铸系统的设计必须考虑铸件薄壁的特性首先需考虑充型的充盈可靠性；其次考虑该铸件壳体直径较大且长度很长需要重点考虑铸件浇铸及凝固过程中模具的高温刚性和吸热散热性，以保证浇铸过程中模具的耐温及冷却过程中的铸件收缩变形可控；第三是由于铸件为薄壁异形结构且内部特征相对复杂，需细化模具浇铸系统确保所有部位完全实现i级b类铸件的性能要求同时规避相关质量缺陷比如缩松和缩孔以及绝对不允许的裂纹等；第四是需考虑铸件热等静压热处理过程中是否因高温高压热处理过程中导致铸件的大变形等；最后需结合后续的机械加工工艺与焊接工艺，设置合理的工艺凸台或者加强筋以及铸件的基准、设置合理的铸件加工与检测基准等，便于后续机械加工顺利进行且所设计的加工余量合理且加工成本周期可控，同时有利于后续焊接过程变型可控和操作方便。
94.②
机械加工工艺设计方案的合理性：由于铸件需要进行精密加工，因此根据产品的装配特性和设计要求，综合考虑铸件的毛坯设计、毛坯的加工基准设计找正、产品加工过程对形位公差和尺寸公差的保证措施、加工过程中的变形控制措施、加工前后的基准协调与检测控制、产品装夹夹具设计制造、加工工序的划分与机床选型、钛合金加工刀具及切削参数的合理制定等。其中与铸件毛坯状态协调是首先需要考虑齐全充分的，包含铸件加工基准的设置、加工余量的设计、检测方法的制定、加工工序的划分、加工机床及夹具装夹找正、数控加工成型的编制等。其中加工余量的设计有4种方案，包含方案i筒壳内外型都不留余量、方案ii内外型都留余量、方案iii内型留余量外形不留余量、方案iv外形留余量内型不留余量，四种方案中方案i内外型都不留余量是最优目标但是铸造工艺无法实现而无法开展，方案ii内外型都留余量带来的是加工成本高周期长质量可靠性差等多种缺点；方案iii内型留余量外形不留余量和方案iv外形留余量内型不留余量两种方案各有利弊，方案iii内型留余量外形不留余量带来的优势是充分利用鼓包是外凸而内型是标准的回转体圆柱面和圆锥面，可以通过数控车削方式来高效切削进行；如采用方案iv外形留余量内型不
留余量的方案则存在外型面因鼓包外凸需要通过铣削完成，存在加工周期长成本高质量差等多种缺点，故本方案余量设计采用方案iii内型留余量外形不留余量进行(值得需要说明的是，如果鼓包向内型面凹陷，则采用方案iv外形留余量内型不留余量的方法，其原理相同通过外型面高效车削实现产品的高效率加工，本实施例同样包含此方法)。增加的加工工艺基准采用端面圆环形法兰结构形式，前述已经进行了详细说明。
95.③
焊接的密封性及配合性：焊接方面需要协调与机械加工之间的接口状态，包括焊接的接口形式实现、焊接装夹装配精度要求，本实施例规定激光焊接要求对接止口的间隙不大于0.15mm，同时要求内控不超过0.10mm，机械加工对接端面的平面度控制在0.05mm，焊接性能抗拉强度要求不低压母材的85％。因采用对接焊接方式，当焊接间隙大于0.25mm后焊缝连接强度下降约20％，当对接间隙超过0.3mm以后性能急剧下降超过30％以上，当焊接间隙达到0.2mm时焊缝拉伸强度性能达到母材90％，当间隙小于0.15mm后焊接拉伸强度达到95％基本接近母材的性能；因此要求焊缝对接间隙不超过0.15mm，工艺内控要求小于0.10mm，从而对机械加工两端面对接平面度需小于0.05mm,从而保证产品实际使用过程中受内导致的激光焊接焊缝的拉伸强度力学性能和气密性能。其次本实施例规定焊接处止口总深度为5mm，其中4mm以上必须采用激光焊接对接焊保证焊接的力学性能，4.5mm-5mm之间开坡口即要求采用0.5-1mm之间取0.75mm倒角后，采用1mm激光焊接填丝焊，目的是防止因机械加工平面度即装配后的焊接间隙不均匀后采取的气密防范措施，通过1mm激光填丝焊进行最后的封堵用于二次加强；本实施例规定激光填丝焊接所用材料可以优先推荐采用tc4/ta15牌号的钛合金激光焊丝，在无法获取这类钛合金激光焊丝时，可以采用0cr18ni9ti(316)焊丝作为工艺的备选实施方案，经过实际验证是同样可以达到焊接气密的目标要求的。因钛合金热导率较低导致焊接过程中产生的高温散热速度慢，同时因本壳体较大真空退火炉装备尺寸的限制，本实施例规定激光焊接后可不进行退火处理，但是在焊接过程中需要采取相应的散热措施和抗氧化措施，具体通过在内型面设置厚度60mm-100mm直径￠304
±
0.05mm带导向装置的紫铜板于焊接止口内部下方以过度配合的形式装夹支撑于内部用于散热的目的，同时紫铜板中间开口直径￠100mm的通孔用于两段壳体中间储存氩气；焊接前壳体两端分别采取封堵措施，并依据内腔体积填充足够浓度的氩气，充氩气之前先采取抽真空措施，真空度需达到0.01mpa以下，另外在焊接过程中，外部采用氩气进行保护防止焊接过程中钛合金与空气中的氮气等发生反应；焊接工艺参数如下：有效焊接厚度为4.5mm时激光焊接工艺参数为：p＝3.4-3.8kw；v＝1.7-1.9m/min；δf＝ 3～ 4mm。
96.④
各个阶段的变形控制与数据检测：实施例书中要求五个阶段的三维扫描检测数据时必须规定的以外，荧光探伤检测等也是必不可少的，同时针对钛合金的常温力学性能和高温力学性能需按照相关标准执行，同时需检测常温和相应高温状态下钛合金的金相组织，从而建立钛合金常温及高温状态下的宏观力学性能与相应温度条件下微观组织结构金相组织之间的映射关系。
97.⑤
仿真手段的应用：本专利公开了同一类产品各四种浇铸系统方案，包含三种卧式静浇浇铸系统和一种立式离心浇铸系统各四种共八种浇铸系统方案，并分别进行了卧式静浇和立式离心铸造系统的仿真，对应该类产品浇铸系统的宏观优化和微观细化提供了较好的优化指导作用。
98.⑥
外压稳定性和气密性检测方法：及失稳控制方法，要进行外压稳定性计算后进行合理的加压控制，包含压力测试的检测控制。逐步加压措施和保压时间控制措施，采用每次充气10％的压力、稳定5分钟后，分十次进行充气及两次补气措施，每次补气稳压30分钟后继续补气，如第一次补气无任何压降则不进行第二次补气，最多不多于三次补气。需要说明的是因为气体充气过程中气体压缩温度会升高，待稳压后气体温度逐渐下降会存在一定的压降，因此采取必要的补气措施是正常的；需要进一步说明的是，由于季节温度和昼夜温度的差异，气体分子随温度的活动运动速度不同其压力也是会发生波动和变化的，因此充气时的环境温度和保压静止后的时间温度都需要详细记录和核算；最后在不同的高度的海拔地区，充气和保压需要结合当地的海拔高度和温度差异进行适当的调整，最为关键的是如果在冬天进行充气一直保压至夏天温度升高时，需要重点关注温度的差异，内部气体的的压力会产生较大的变化而需要小心检测压力以规避安全事故的发生。
99.大型超长钛合金异形薄壳产品铸造成型总体上可采用整体铸造和分体铸造方式进行。其中如采用整体铸造难度大、成本高、周期长等缺点，整体铸造工艺技术质量方面存在铸件充型时间短、铸造缺陷不可控、铸造变形控制困难；国内现有的热等静压炉尺寸不满足要求，且存在热等静压过程中的大变形等问题。采用分体铸造 激光焊接方案可有效提高铸件浇铸质量、控制铸件的变形及有效的进行铸件的热等静压消除铸件的缺陷。
100.分体铸造方案采用从长度方向分两段进行铸造，如图3所示；然后进行机械加工后再焊接，上面留一个小鼓包，两段焊接完后再焊剩下的小鼓包。前、后两段可以直接对焊，采用激光焊接。两端留余量，焊后机械加工，并与薄壳装配位置的长度进行配加工。内筒前段铸件最大法兰直径φ560，长度1080mm，壁厚2.5mm，属于长圆筒薄壁铸件，产品结构如图3所示。舱内筒后段铸件最大法兰直径φ590，长度1180mm，壁厚2.5mm，属长圆筒形薄壁铸件，产品结构如图4所示。内筒前段、后段属于铸造难度较难的铸件。
101.根据零件使用要求，采用的工艺方案为：内筒前、后段仅加工内型面(不包含通槽)及法兰安装面、孔等位置，外形及法兰背面不加工；铸件合格后加工内腔、对接止口，孔及安装面留量焊后精加工保证尺寸精度。根据零件结构分析，顶部通槽结构不利于铸造清型、x光探伤、渗透检测，无法保证通槽铸件质量，为了解决这一难题，组织策划了三种通槽成型方案：
102.1.内隔板焊接成型
103.参见图6，将通槽内2.5mm隔板拆开，内腔加工后，通过手工氩弧焊的方式将隔板19点焊到内筒内壁上，隔板100mm宽，间隔100mm放置一块。
104.隔板拆除后，铸件内部完全暴露，方便清型、x光探伤、渗透检测，可以保证铸件整体质量。缺点：通槽顶部2.5mm壁厚无法成型，需要加厚到4.0mm；内筒空间狭小只能采用手工氩弧焊，只能局部点焊，无法连续焊接，焊接精度和焊接质量不高，仅可实现通槽隔板隔离线缆的使用要求，无法起到支撑结构、受力的要求。
105.3.1薄壁内筒的铸造工艺流程
106.参见图7，薄壁异形内筒前段和后段铸造工艺流程。
107.3.2薄壁内筒铸造工艺设计
108.1)工艺设计
109.①
铸件设计：根据零件结构分析结果，进行铸件结构设计，在加工部位放置余量，
铸造加工工艺环等，铸件结构示意图如图13和图14所示，绿色为加工面，采用余量5-8mm以便于后续调整中心基准。根据铸件结构特点、数量及研制工期，选择数控机加石墨型的铸造工艺方法。
110.②
浇铸系统设计方案1
111.参见图8和图9，铸件的成型与否，与铸件的浇注系统设计有重大关系，浇注系统的设计应遵循以下几个原则：第一，应当保证铸件的完整充型；第二，在铸件的厚大部位开设浇道；第三，采取开放式浇注系统，保证铸件快速充型。依据以上几个原则，结合铸件结构特点，在内筒前、后段铸件浇注时，采用环向浇铸，每个环上均布6个φ30浇口，如图15和图16所示。其中在铸件的厚大部位上开设内浇口，既可以用于充型，也可以用于补缩铸件的厚大部位。
112.③
浇铸系统设计方案2
113.参见图10和图11，根据铸件的结构特点和产品图纸及技术协议的要求，采用卧式离心浇注工艺，每炉浇前段和后段各一件。设置一条较粗的主浇道，六条横浇道与铸件相连，在离心力作用下，补缩铸件。
114.④
收缩率的确定：根据以往经验和产品特点，选择铸件的收缩率为0.8％。同时，为了保证铸件关键尺寸和形状，在铸件的非加工面的部分设置贴补量，在铸件交付前将该余量去除。
115.⑤
工艺难点分析：外表面不加工，内部存在非加工面，最终产品壁厚2.5mm，圆筒长度较长，内部质量和表面质量要求高。
116.2)石墨型设计：根据浇铸系统方案及铸件结构特点，对石墨模型进行分型设计，主要有以下原则：
①
石墨型减少分块；
②
长石墨芯子采用螺杆串起来固定；
③
石墨型之间采用定位止口，防止组型偏差；
④
外形与芯子之间采用垫片保证铸件壁厚均匀；
117.内筒材料为钛合金铸件tc4，结构为长筒薄壁件，总长为2240mm，内筒的成形方案为从长度方向分两段铸造加工后再焊接，内筒前段长度为1070mm，内筒后段长度为1173mm，内筒前段、内筒后段结构中不包含隔板，前、后两段采用止口激光焊接，两端面留余量，焊后机械加工保证。
118.内筒前、后段主要加工内容为内孔、法兰盘上外圆、凹槽及孔、焊接坡口。根据其加工特征，主要加工流程：对料找基准
‑‑‑
加工顶部坡口
‑‑‑
顶部焊接
‑‑‑
粗车、粗铣内腔、法兰面
‑‑‑
去应力退火
‑‑‑
精车内腔、精铣对接接口
‑‑‑
前后筒对焊
‑‑‑
精车法兰密封面。
119.分段铸造 机械加工后，先在各段内断续焊接鼓包与挡筒体间分隔档板(或隔板)，再拼接成内筒整体。焊接坡口型式采用叉口式对接形式激光焊接,分段拼接时的环焊(包括鼓包弧段 筒体弧段)可通过机器人分段示教编程实现封闭焊接。产品分为2段，其拼接时对合尺寸加工难度大，激光焊时，对合间隙、贴合间隙(均要求小于0.1mm，局部允许0.15mm)，难以保证。拟采取措施优化焊接工艺规范及坡口型式，扩大激光焊接工艺适应性；各件组焊前严格控制相关配合尺寸公差，降低焊接质量风险。
120.3.4工艺难点解决措施
121.内筒铸件为长筒中含通槽的异形结构，内筒前段长度1080mm，法兰直径φ560mm，筒体最小外径φ309
±
0.5mm，外表面为非加工面，通槽内表面为非加工面，通槽处壁厚2.5mm。。内筒后段长度1180mm，法兰直径φ590mm，筒体最小外径φ240
±
0.5mm，外表面含环
形筋并且为非加工面，通槽内表面为非加工面，通槽处壁厚2.5mm。大型薄壁内筒异形结构导致铸造容易发生变形，其次外型面不加工，通过车削内表面保证壁厚的均匀性；因此两端面法兰外圆和端面余量要充足，便于调整加工过程中内筒前后段两端外圆自身的同轴度和焊接后的同轴度。激光焊接对接止口精度要求较高，同时是异形结构对接，需要提高对接焊缝的整体轮廓度，保证激光焊接的正常进行以及焊接后的气密性要求。
122.1、铸造工艺难点分析及解决措施
123.1)充型：sfc内筒前后段铸件的制造采用石墨型铸造工艺，由于石墨具有激冷和导热快的性能，铸件壁厚5.5mm，对铸造成型有一定的难度。解决措施：
①
增加铸件的工艺补贴量，适当增加壁厚，增加铸件的充型性；
②
增加浇注高度，提高浇注压力；
③
浇注前对铸型进行预热。
124.2)变形：sfc内筒前、后段铸件外形不加工，成品厚度仅为2.5mm，铸件变形可能导致铸件加工不出，且铸件壁薄，整体刚性较差。解决措施：铸型分型时减少分块，降低组型误差。浇注前对铸型采用紧固工装对铸件进行紧固。浇注完成后延长铸型冷却时间，待铸型完全冷却后去掉铸型紧固工装。对变形部位采用工装退火校型。
125.2机械加工工艺难点及解决措施
126.1)尺寸精度要求高：前、后段法兰密封面同轴度0.05，零件总长2240，较难保证；法兰背部沉头孔尺寸精度
±
0.05，难以直接加工，较难保证；解决措施：前后法兰焊后整体精加工保证尺寸精度要求；调整焊接工艺，减少焊接变形；法兰沉头孔定制专用反膛刀具，局部尺寸放电加工；
127.2)零件加工变形：零件成品壁厚2.5mm，加工时易变形；解决措施：制定合理加工工艺，制作专用工装；
128.3)焊接接口尺寸精度要求高：前后段对接处，对焊接装配间隙精度要求高；解决措施：前后段配合加工，多次测量、试配合加工；
129.3前后段及隔板激光焊接工艺难点
130.焊接易变形及解决措施：制作专用工装，提高定位精度；制定合理的焊接工艺，减少焊接变形。产品研制过程，严格执行特殊过程确认程序，对涉及焊缝内/外部质量、及过程因素包括装备、材料、人员、环境、工艺参数等进行监控。焊前试片确定焊接参数，前、后段焊前对接、检测间隙，定位焊，激光焊接，焊后检测，气密测试。
131.变形控制措施：
132.铸造变形控制措施，加工变形控制措施，焊接变形控制措施，铸件及加工精度保证措施。
133.涨形变形控制措施：通过涨形工艺措施对内筒前段与后段对接部位进行热处理涨形措施，具体原理是利用钛合金线膨胀系数及弹性模量小，在加热涨形过程中的热应力小，能够在完全真空退火温度之前达到塑性变形的目的。工装采用20cr马氏体不锈钢或者45#钢或者0cr18ni9ti(316)奥氏体不锈钢进行涨型，考虑到工装自身高温强度及耐温性及涨形过程中对钛合金表面光洁度等影响，常用0cr18ni9ti(316)奥氏体不锈钢或者是20cr马氏体不锈钢作为工装，本专利方法采用两种不锈钢作为涨形工装进行涨形，以提高异形截面焊接前的对接装配轮廓精度，单边涨形余量通过500℃-750℃不完全退火温度计算分析获取。对接处壳体内型面直径为￠304mm/外型面直径为￠309mm,按照550℃温度环境进行
不完全退火进行涨形，由于tc4钛合金在550℃以上面临性能急剧下降的风险，因此不完全等温退火采用不高于550℃的条件执行。
134.对应分别计算钛合金壳体和对应工装在直径方向的膨胀量和在约束条件下所经受的高温热应力，钛合金的线膨胀系数a＝8.6x10-6mm/m.℃,弹性模量e为110gpa(对应550℃弹性模量为80gpa)，对应的20cr13马氏体不锈钢的线膨胀系数a＝12.5x10-6mm/m.℃，弹性模量e为220gpa(对应550℃弹性模量为160gpa)；tc4钛合金的直径膨胀量为δd＝a*d*δt＝8.6*10-6*304*500mm＝1.3072mm,即tc4钛合金壳体在直径方向膨胀量为1.3072mm，半径方向为0.6536mm；对应的20cr13马氏体不锈钢的直径膨胀量为δd＝a*d*δt＝12.5*10-6*304*500＝1.9mm,半径方向为0.95mm；从而这个温度环境下的直径过盈量为0.5928mm，半径方向的过盈量为0.2964mm，满足原始工艺设计单边过盈量0.2-0.5mm要求。涨形过程中核算钛合金的热应力和工装的热应力，从而确定其安全性是否可靠，计算获得完全约束tc4钛合金使其不膨胀的情况下其材料自身的的极限热应力σ＝a*e*δt＝8.6*10-6*80gpa*500＝8.6*40mpa＝344mpa，即便如此也小于钛合金该温度环境条件下的抗拉强度；计算获得20cr13马氏体不锈钢如果完全约束其500℃温度环境下的热膨胀则需要的约束强度为σ＝a*e*δt＝12.5*10-6*160gpa*500＝12.5*80mpa＝1000mpa；两组进行比较，可见在500℃环境条件下，采用20cr马氏体不锈钢进行涨形时，钛合金壳体无法约束工装的高温膨胀，从而可以达到有效的涨形撑圆提高焊接对接的轮廓度的目标。
135.上述计算式极限条件下的双方完全约束，实际应力是依据真实过盈量来协调平衡的，20cr13马氏体不锈钢工装膨胀过程中会受到钛合金的约束而不会自由膨胀，钛合金自身膨胀过程中也要受到其自身材料强度性能的约束和工装的支撑，从而达到撑圆校形的目的；通过反算过盈量推算两种材料tc4和20cr13的高温线膨胀协调系数分别为3.9*10-6,依据线膨胀协调系数核算的tc4钛合金筒壳受热及工装支撑后涨形的热应力σ＝a*e*δt＝3.9*10-6*80gpa*500＝156mpa,而20cr13工装所受到的压缩热应力σ＝3.9*10-6*160gpa*500＝312mpa。进一步比较这两种材料的高温性能，该涨形措施科学合理，措施有效。由于钛合金的抗拉强度和屈服强度之比即屈强比系数非常接近基本达到了760/840＝0.905,因此在常温下对钛合金进行塑性校形时非常困难，往往需要通过大变形来实现，但这种方法风险太高，如果实施的载荷过小达不到临界变形应变要求其校形失败，如果实施的载荷过大超过临界应变可能带来破坏而无法恢复，故称钛合金为形状记忆合金也是有道理的，只是常温下的形状记忆合金，在高温下进行热涨形和校形实施的效果好，安全系数高稳妥可靠。
136.本实施例对铸件毛坯尺寸余量工艺设计要求规定如下：毛坯余量的设计准则需综合考虑钛合金铸件真空浇铸充型的有效壁厚、铸件冷却变形后的角度误差、大小端同轴度误差等综合金相容差分配与计算分析，本实施例按照产品沿轴线变形角度误差不大于0.5
°
，壁厚最小浇铸厚度按照钛合金大面积可实现5mm顺利充型进行核算和布置浇铸系统，最终确定两段壳体的铸造加工余量，具体实施例要求如下：1)考虑铸件的工艺性和加工的工艺性，本实施例规定以壳体外型面为基准，壳体筒身段外型面不留余量由石墨型精密铸造保证；由于鼓包处内型面采用传统机械加工非常困难基本无法加工，鼓包区域外型面也相对复杂，该鼓包区域壁厚为5mm，因此鼓包区域内外型面都不留余量，由铸造浇铸系统来保证。2)内筒小段的法兰前端面留5mm余量，法兰内侧端面留3mm余量，法兰端面凹槽单边留3mm余量，底面留3mm余量，外圆直径留16mm余量；实施例规定筒身壳体内形面单边留5mm余
量，外型面不留余量；内部凹槽靠近两端出口位置各铸造一个长100mm隔板，与内筒大段对接位置铸造一个直径φ440、宽度20的开敞式工艺法兰，其余按图铸造到位。3)内筒大段的法兰后端面留5mm余量，法兰内侧端面留3mm余量，法兰端面凹槽单边留3mm余量，底面留3mm余量，外圆直径留16mm余量，内形面单边留5mm余量；4)大小前后段筒壳内部凹槽靠近两端出口位置各铸造一个设计要求的长100mm厚度5mm的连接隔板，前后段中央区域其余各三处共六处隔板，由加工处隔板后通过焊接保证，包含三块矩形隔板和三块工字型隔板；5)为有利于加工基准协调调整，在前后段剖分连接处，各铸造一个直径φ430mmx18mm厚度的圆环带花瓣式开口槽的工艺法兰，其余按图铸造到位。
137.参见图14和图15，本实施例明确的具体铸件，本实施例规定铸件尺寸按照铸件图进行制造和全部尺寸检测，铸件毛坯公差按gb/t6414-1999《铸件尺寸公差》规定的不大于ct8级，未注圆角r3；壳体铸件重量公差应符合gb/t11351-89中mt7级的规定(上、下偏差相同)
±
4％；加工完成后进行气密性检测，采用气源充气检验，0.35mpa
±
0.002mpa下保持60
±
1min无漏气，且压力表无压降。
138.本实施例规定的修补及矫正技术要求：1)允许用机械加工或手工的方法除去任何缺陷，但必须保证舱段的公差和表面质量符合要求。2)除舱段端框对接部位(如对接螺栓孔、对接沟槽等)40mm范围内、所有的支架、仪器设备安装凸台、蒙皮与口框结合部位的肋条等规定不允许补焊的部位外，其它便于补焊、打磨和检验的部位允许进行补焊。3)铸件补焊采用钨极氩弧焊或双方认可的其它方式。4)舱段单处补焊面积和处数应符合表5的规定，补焊区的边距(包括反面补焊区)不得小于两相邻补焊区之和。5)舱段同一部位的补焊次数：热处理前不得超过2次，热处理后，不得超过1次；凡经补焊的舱段，补焊后必须按原热处理规范进行热处理，舱段在机械加工完毕后，不允许补焊。6)补焊区不得有裂纹、未焊透、分层等缺陷。在同一补焊区中允许有直径不大于2mm，深度不超过壁厚三分之一的气孔或夹渣2处，边距不小于10mm。7)舱段允许在热态校形，校形区域必须进行荧光检查，不允许有裂纹。
139.表5舱段单处补焊面积和处数规定
[0140][0141][0142]
前段与后段的数控机械加工工艺流程实施例规定要求如下(由于两个壳体存在相似性，其加工原理和工艺方案基本相同)：
[0143]
1)进行铸件三维扫描，测量壁厚，并指定最佳装夹找正方案；
[0144]
2)装夹找正：以外型面为基准，找正外形轮廓两处截面圆中心，找正过程中通过调整垫片调整大端面四点，保证外型面按照最佳拟合外圆达到最佳状态；做好象限标识以备后续基准调整时使用参考
[0145]
3)数控立车粗加工小端法兰端面和外圆见光，要求端面和外圆单边余量大于3mm
以上：
[0146]
4)数控立车粗加工大端法兰端面和外圆见光：掉头，以粗加工完成后的小端法兰为装夹定位基准，找正外圆中心，粗加工大端法兰端面和外圆见光，要求端面和外圆单边余量大于3mm以上。
[0147]
5)车削粗加工壳体内型面：数控卧车(本工序也可以采用数控立车，要求立车z向行程足够大于2米以上方可，目前这类立车一般企业不多，因而采用数控卧车更方便，比如采用常用的ck6180x3000或者ck61125x3000/5000均可以实现)以大端法兰为基准，采用三爪卡盘或者四爪卡盘，装夹找正大端面法兰外圆，同时上中心架托住小端法兰外圆；粗车和半精车削内孔，粗车去余量见光；半精车内孔型面，留余量不大于2mm；
[0148]
6)三维扫描、壁厚测量与荧光检测，气密检测：进行粗加工后的壳体三维扫描和壁厚测量，摸索出余量分配是否合理，变形是否在工艺可控制的范围内；此时可以有效通过荧光射线检测，壳体是否有疏松和裂纹等，并能对缺陷部位进行探伤分析与气密处理。综合判断是否存在需要补焊的气孔或者缩孔及裂纹等，对微裂纹宜采用工业ct结合进行检测其裂纹的深度是否满足设计指标要求，如图16所示。
[0149]
7)装夹找正：以外型面为基准，找正外形轮廓两处截面圆中心，找正过程中通过调整垫片调整大端面四点，保证外型面按照最佳拟合外圆达到最佳状态；对照工序2的象限标识和三维扫描数据及壁厚分布，进行微量调整达到壁厚分布最佳均匀状态
[0150]
8)数控立车或者数控卧车半精密车削加工小端法兰端面和外圆见光，要求端面余量2
±
0.2mm,外圆单边余量1mm
±
0.2mm；
[0151]
9)数控立车半精密车削加工大端法兰端面和外圆见光：掉头，以半精密车削加工完成后的小端法兰为装夹定位基准，找正外圆中心，半精密车削加工大端法兰端面和外圆见光，要求端面余量2
±
0.2mm,外圆单边余量1mm
±
0.2mm；
[0152]
10)精加工车削壳体内型面：数控卧车(ck6180x3000或者ck61125x3000/5000均可以实现)以大端法兰为基准，采用三爪卡盘或者四爪卡盘，装夹找正大端面法兰外圆，同时上中心架托住小端法兰外圆；精密车削加工内型面到设计理论尺寸；
[0153]
11)三维扫描、壁厚测量与同轴度检测分析：进行精密加工后的壳体三维扫描和壁厚测量，总结出余量分配与变形控制措施有效及改进措施；同时进行大小端面的法兰外圆同轴度检测，满足后续对接焊接后的形位公差如大小端面法兰平行度、外圆的同轴度、内型焊接止口的圆度和轮廓度要求，否在工艺可控制的范围内。
[0154]
12)焊接前进行称重，并结合后续的余量去除进行核算，如果重量超标：则按照三维扫描的数据，在下工序中按照壁厚略超标的部位进行适当的余量除去；如果重量指标满足要求，则不进行重量除去工序。
[0155]
13)卧式加工中心或者是卧式车削复合加工中心、大型立式龙门加工中心：优先采用卧式加工中心可以一次装夹完成两个端面外型大部分特征的加工精密铣削加工；需要说明的是大端法兰外圆和端面不加工，其余特征全部加工到位，包含焊接对接止口的外形工艺圆环及焊接止口与坡口。
[0156]
14)激光焊接和填丝焊接：点焊、填丝焊、涨型措施作为辅助工装；隔板的准备与焊接，隔板采用手持式激光焊接进行
[0157]
15)大型数控卧式车削中心：精加工焊接后的内筒壳体，上中心架，找正壳体内型
面中心与卧是车床主轴的同轴度小于0.1mm以内，原则上不超过0.2mm,精密车削两端面外圆和端面，精密车削端面密封槽和外圆的密封槽各两处，密封槽宽度5mmx深度2.65mm，配合直径￠3.5mm的密封圈。
[0158]
16)气密检测：采用直径￠3.5mm的密封圈共四根，上专用工装，进行气密压力检测，采用0.35mpa
±
0.002mpa下保持60
±
1min无漏气，且压力表无压降，24小时后压力下降不超过5％。
[0159]
参见图16、图17和图18，采取的加工变形与焊接变形控制措施总结如下：
[0160]
机械加工方面：1)三维扫描；2)基准转换与变形控制；3)特殊过程控制：采用车铣复合加工空；4)钛合金攻丝采用松花石蜡油进行涂敷；5)采用基于点云的加工轨迹设计与编程，合理的保证壁厚同时实现设计指标的重量要求。
[0161]
焊接方面
[0162]
1)焊接止口的设计实现对接焊接通过激光焊接实现钛合金的高性能焊接。
[0163]
2)焊接前的对接及配合控制，利用线膨胀系数进行变形涨型微小塑性变形配合。
[0164]
3)焊接前的点焊定位，及变位机联系焊接配合机器人视教控制，焊接距离与焊接参数设计优化控制。
[0165]
4)焊接后的气密检测与荧光检测，中间支撑环进行热涨型控制变形，激光焊接功率参数、隔板焊接的工艺参数。
[0166]
中间加强框对接焊接(激光焊 氩弧焊接盖面/激光焊接坡口钝边尺寸为6mm)
[0167]
p＝4.9-5.4kw；v＝1.8-2.1m/min；δf＝ 3～ 4mm；
[0168]
内筒前段与后段组焊(止口对接焊接，有效焊接厚度为4.5mm)
[0169]
p＝3.4-3.8kw；v＝1.7-1.9m/min；δf＝ 3～ 4mm；
[0170]
铸造方面：1)产品设计分体创新与浇铸系统细化设计；2)三种浇铸方式的模拟仿真优化；3)浇道除去采用线切割方式，同时有利于清砂；4)热等静压与热处理的合理安排，浇道的除去合理的时机；浇道除去后进行热等静压，热处理安排在粗加工之后进行。适当安排不完全退火，消除加工过程中的残余应力。
[0171]
前段和后段模具采用同一的原则进行设计，各模具也采用整体分块方式通过形状轮廓进行对接，由数控机床进行加工保证高精度对接的工艺需求。由于模具是以外型面为基准，外保证外型面模具的可靠性，外型面上下模板均带有高密度石墨材料保证铸造时的收缩性和表面光洁度；其余部位采用常用的钛合金石墨型浇铸所用的石墨材料；高密度高碳石墨材料的密度2.0g/cm3，采用lg200-90牌号以上碳含量的高碳石墨，要求高碳石墨粒径￠200um，固定碳c含量大于90％；其余部位采用固定碳含量75％左右，石墨粒径￠80um-￠150um的中低碳型石墨材料。各主体之间采用插接嵌入式进行定位和装配，保证位置精度足够。上下模板、左右侧板、中间芯模均采用插接嵌入式定位连接；中间芯模分为三段，每段之间采用标准圆柱孔和圆柱轴高精度配合通过插接的方式进行连接，插入导向深度大于20mm，芯模整体采用两根直径￠30mm的钛合金直轴进行装配锁紧，保证轴向方向模具的装配刚性和浇铸充型升温与冷却过程中与铸型的线膨胀系数一致。上下模板采用深度5mm的凸台和凹槽的方式进行精确定位与连接，左右侧板侧采用4块三角形进行精确装配定位。为有利于提高模具的冷却速度，提高铸件的延伸率，外形面上下模板壁厚设计大于150mm，保证铸件能够快速冷却过程中通过模具可以快速的散热。两段鼓包区域均布置在浇铸系统的
最下方底部，其中前段鼓包底部模具石墨芯支撑采用6个辅助支点支撑托住鼓包中心石墨镶块插件，而后段鼓包底部模具石墨芯支撑采用5个辅助支点支撑托住鼓包中心石墨镶块插件；这种带夹层结构的钛合金石墨型铸造模具创新设计考虑具有两种非常突出的优势，其一是便于鼓包区域因内外型均需要近净成型，布置在下方便于钛合金铸液在充型过程中充分利用重力的优势保证鼓包区域能够完全充满；其二是布置在下方，模具因为鼓包区域有一部分为空心结构的模具镶块需要进行支撑，布置在下方正好可以利用鼓包外形朝下通过设计几处支撑点与外型相连可以托住此重量(如果布置在顶端则无法充分利用重力的优势，其次是该处支撑无法有效的设计挂点结构容易坍塌；布置在下方也是不太容易轻易想得到的；而如果布置在两侧方，则同样没有布置在底部更有优势)。同时在充型之前，先将模具预热到80
°
以上至200
°
左右，目的是保证钛合金充型过程中的流畅，规避常温模具在充型过程中大量吸热而不利于及时充型及冷却凝固过程中模具总热沉积不够而影响后续散热不及时导致的性能不足。
[0172]
2)两段模具的浇铸系统的中间主浇道分三层，纵向主浇道为直径￠80mm的圆柱型结构核心浇铸通道，浇口处直径为￠120mm，分布在壳体模具轴向的中央部位为第iii截面，第iii截面主浇道两侧各设置两处共四处直径￠30mm的圆形横向浇道；心部纵向主浇道直径￠60mm沿壳体轴向方向贯穿壳体模具前端与后端，是仅次于主浇道的第二主要浇铸关键通道，沿纵向各设置五个截面的横向环形分布横向主浇道为第三重要的关键浇铸通道；其中第i截面为小段小端(小段后端)与大段小端(大段前端)法兰部位分布6条环形的矩形30mmx30mm横向主浇道，其中第v截面为小段大端(小段前端)与大段大端(大段后端)法兰部位分布8条环形的矩形30mmx30mm横向主浇道；第ii截面和第iv截面的横向主浇道分布在第iii截面横向主浇道沿轴向两侧前后两端，第ii截面横向主浇道位于第i和第iii横向主浇道之间，第iv截面横向主浇道位于第iii和第v截面横向主浇道之间，沿纵向主浇道直径￠60mm轴向环形分布6条直径￠30mm的圆形横向浇道，与其他截面的横向浇道共同构成壳体浇铸系统模具的第三重要关键浇铸通道。两段的小端法兰中心部位即后续激光焊接对接端面筒体中心，均采用沿壳体外圆中心对称环形分布角度为60
°
的6条横浇道，既有利于充型同时规避对壳体鼓包区域的负面影响；而两段的大端法兰中心部位即壳体的前后法兰端面中心则采用沿壳体外圆中心对称环形分布角度为45
°
的8条横浇道，保证两段大端法兰外圆及其周边区域充型圆满，同时规避两段壳体铸造冷却凝固过程中变形。
[0173]
3)本实施例规定的，前后段鼓包区域各段共有五处共十处隔板连接，其中靠近前后段的各自两端法兰端面的隔板由铸造保证出，中央部位隔板通过后续焊接连接而成；因鼓包区域内外型面均不留余量，且壁厚较薄壁为保证浇铸充型稳定充盈以及后续热等静压热处理过程中不发生变形，需要在鼓包区域考虑充分，为此在鼓包区域内型面两侧设置加强筋实现达桥；如图所示在前段即小段内型面设置直径￠12mm的圆柱加强筋共11根进行相对均匀分布来实现搭桥结构，在后段即大段内型面设置直径￠12mm的圆柱加强筋共7根进行相对均匀分布来实现搭桥结构，两段总共设置18根直径￠12mm的圆柱型加强筋实现搭桥结构；通过18根圆柱型加强筋实现鼓包两侧的搭桥结构具有三个方面的优势，其一是进一步细化优化了浇铸系统的由常规的三级浇道提升为四级浇道实现大长薄壁关键细微结构的有效充型同时规避无此层级浇铸系统的各种缺陷；其二是能够有效提升薄壁壳体高温浇铸及后续冷却过程中的壳体刚性从而减少壳体浇铸及热等静压后的变形(经过核算该18根
直径￠12mm的圆柱加强筋和矩形/工字型隔板可有效提升壳体刚性达到30％以上，该18根直径￠12mm的圆柱型加强筋在热等静压之前先不除去而是安排在热等静压热处理之后除去，目的就是为了控制热等静压热处理过程中的变形)；其三是该18根直径￠12mm的圆柱型加强筋在热等静压热处理后可同时用于铸件的试样替代铸件的本体取样，用于测试和检验铸件的常温及高温力学性能与金相组织微观组织结构，并建立钛合金铸件在不同温度环境下的微观组织结构金相组织与铸件力学性能延伸率的映射关系，建立微观组织与宏观性能之间的映射关系。这种优势优点一般是不容易想得到的。
[0174]
4)本实施例规定要求包含铸件浇铸辅助支撑及性能取样设置：包含试样取样部位设置、同时用于铸件浇铸及后续加工基准的两端花瓣结构的法兰、浇铸系统顶部冒口处的补缩设置。具体包含前述18根直径￠12mm的圆柱型加强筋和24根直径￠16mm的圆柱型随炉试样，24根直径￠16mm的圆柱型随炉试样布置在前段小端(小段后端)与后段大端(大段后端)的八条沿周向分布的八条第三层级横向主浇道上，八条横浇道上每条布置三根直径￠16mm长150mm的圆柱型随炉试样，这样布置最重要的目的是用于弥补浇铸过程中的形成充型存储缓冲液库弥补充型不足和铸件的补缩作用，而这是非常不容易想得到的；其次是用于满足设计工艺所需要的不同温度环境下测试的钛合金高温力学性能试样数量足够。实施例规定的用于前段及后段焊接对接端面设计用于浇铸系统模具充型及支撑和后续加工基准的两端花瓣结构的法兰，法兰外圆直径为￠430mmx18mm厚，其采用圆形法兰结构同时在法兰上开出各7个u型通槽(加上鼓包通槽共8处开口槽)，u型槽口尺寸为100mmx45mm；这种设计的优势表现在三个方面，其一是利用端面法兰可以较好的保证铸件浇铸系统的顺利充型充盈；其二是加强大小段小端面的整体刚性从而提高薄壁筒身的整体刚性的同时有利于铸件热等静压装夹方便，进一步有助于减少铸件凝固及后续热等静压热处理过程中因结构非对称不平衡而引起的大变形；其三中间设置八处u型通槽有助于铸件凝固过程中的端面吸热提高靠近焊接端面区域的性能；其四也是非常重要的优点是利用圆形法兰方便用于后续机械加工车削过程中粗精密加工的基准协调和基准转换；最后是非常有利于铸件各个阶段三维数字化摄像扫描检测基准的建立。
[0175]
对浇铸系统的补缩设置在模具顶部的两块封板上，利用结构及重力优势可以有效的实现浇铸及凝固补缩。
[0176]
5)实施例要求规定的五个阶段的三维摄像扫描检测：五个阶段的三维扫描依次为第1阶段的模具加工装配后三维扫描、第2阶段的铸件浇铸完成去除主浇道和三级辅助浇道后热等静压前三维扫描、第3阶段的热等静压后最末级四级辅助浇道前即交付到机机械加工前铸件三维扫描、第4阶段的铸件第一次粗加工后并进行荧光检测后三维扫描、第5阶段的铸件完成全部需要的精加工后激光对接焊接前三维扫描。第1阶段的对模具进行三维扫描的目的是用于检测模具装配后的整体曲面轮廓及装配形位精度与模具理论设计三维模型之间的差异，依据检测精度进行必要的修补和调整，规避后续因模具加工或者装配精度的影响导致的铸件轮廓精度及位置误差与余量分配超标，给机械加工的定位装夹找正带来难以协调的难度。第2阶段对铸件浇铸去除主浇道和重要辅助浇道后的三维扫描，其目的是检测铸件的整体轮廓与目标精度之间的差异，从而有效的核算各个方向的收缩率设置是否合理，从而可以为批量生产铸件收缩率的高精度设计提供数据支撑。第3阶段对热等静压后的铸件进行三维扫描检测的目的是，对比热等静压前后铸件整体轮廓的变化情况，从而为
热等静压过程种工装设计支撑装夹以及浇道除去提供有效的工艺支撑；但更重要的是为后续机械加工进行外轮廓与两端法兰作为基准找正及余量协调提供准确的铸件三维数字化实物模型，即提供铸件的毛坯加工三维模型状态作为装夹找正的理论实物基础；第4阶段的三维扫描是用于铸件粗加工前后的变化情况进行对比，摸索铸件粗加工前后的铸件变形情况，为合理的制度切削加工参数和装夹找正优化提供理论数据支撑；但更重要的是用于第二次半精密加工前进行基准转换协调时提供最为精准的理论数据，通过计算机对实物点云数据与理论模型进行比对，为实际基准调整操作时提供正确的协调方向和最为精确的协调量。第5阶段的对两段铸件进行精加工后三维扫描的目的是检测两段铸件是否完全满足工艺设计质量要求，是否达到最终焊接前的状态正确性与合理性，从而为焊接控制变形措施提供必要的工艺数据支撑；并通过两段点云装配和实物装配进行校核焊接过程中所需采取的措施，为最终焊接后进行两个端面法兰外圆及端面和密封槽精密加工余量、总体长度尺寸精度、两端外圆的同轴度等关键装配加工特征提供最终的协调基准方向，依据实际情况采取必要的控制和挽救措施；实施例规定对两段各自焊接端面小法兰装配插接的配合精度可通过涨形工装及辅助装夹工装提高两段焊接前所需要的插接对接装配尺寸精度(包含对插接结构进行必要的修补措施，可采取二次精加工两段各自的小法兰插接部位的配合特征，达到产品焊接后精加工所需要的基准精度)。
[0177]
前期产品存在以下问题：
①
内筒前、后段铸件为大尺寸铸件，壁厚相对来说较薄，在铸造过程中，因钛合金凝固收缩不均易产生变形。
②
由于产品最终壁厚只有2.5mm，壁厚公差(0， 0.5)，轮廓度0.5。所以对铸件外形面尺寸精度要求高，前期产品外表面大面积壁厚增厚1.5-2.0mm，个别局部增厚甚至达到3.2mm。
③
铸件表面质量要求高，需要达到a级规定，前期铸件未满足。
④
铸件内部质量要求高，需要达到a级规定，前期铸件未满足。
⑤
铸件重量公差要求高，前期产品重量超差17公斤。
[0178]
表11内筒前段问题
[0179][0180]
原因分析：铸件问题为零件外形未进行加工，为铸造面，导致壁厚偏差较大及长度尺寸超差；焊接坡口尺寸1超差为零件加工变形，工艺设计不合理导致；φ45沉孔底面有台阶为车加工面与铣加工面产生的接刀痕。
[0181]
表12内筒后段问题
[0182][0183]
原因分析：铸件问题为零件外形未进行加工，为铸造面，造成厚超差；销孔尺寸超差为操作者手工铰孔时手摆动导致孔径超差；孔位的3个基础尺寸原因为这些尺寸精度是靠机床本身加工精度来保证，机床本身精度影响最大，其次加工后零件可能存在变形，综合造成这些尺寸超差；焊接坡口尺寸超差为零件加工变形，工艺设计不合理导致。
[0184]
针对上述问题，机械加工工艺需采取相应的改进措施。产品加工改进措施见表16。
[0185]
表16产品加工改进措施
[0186][0187]
6.3内筒铸造工艺优化设计方案
[0188]
根据内筒的铸造产品质量问题原因分析及解决措施，制定内筒前后段铸造工艺优化设计方案如下五条重要改进措施：
[0189]
1、内筒铸件的形状为长筒含通槽结构，且局部壁厚较薄，结构尺寸较大，属于大型、薄壁的钛合金铸件。根据前期产品尺寸情况，确定内筒铸件优化后的收缩率，内型面缩尺：0.3％，外型面缩尺：1.2％，高度方向缩尺：1％，内表面打磨量0.5mm，外表面打磨及修正量1mm。
[0190]
2、在内筒铸件的石墨型设计中，在保证石墨型加工精度和加工便捷的前提下，设计尽可能少的分型面，从而减少由于铸型的积累误差造成铸件尺寸的不合格。铸型总体分为5层，且芯子与外皮之间为方止口定位，防止芯子的窜动。
[0191]
3、浇注系统的选择与浇注方式的设计是生产表面无裂纹，内部致密、无弯曲变形、合格铸件的重要保证。经分析前期产品情况，综合考虑到设备特点和铸件结构特性，确定该
铸件的顶注式浇注系统，浇注方式采用立式静浇工艺。
[0192]
4、内筒前段主浇道置于圆筒中心，横浇道设计4层，每层4条均布，横浇道尺寸40x40mm。内筒后段由于筒径较小，内置浇道较难去除，因此内筒后段主浇道筒外侧设置，横浇道设计4层，每层浇道外侧均布。底层横浇道的尺寸为60x35mm，铸件其他三层浇道为外侧面设置的环状浇道。这两种浇注系统的设计方式保证了在浇铸时金属液迅速平稳充满铸型型腔，形成顺序凝固，减少铸件缩孔、缩松的产生，获得质量较好的铸件。
[0193]
5、为了保证铸件的表面质量和内部质量，针对浇注系统进行了几次优化和计算机模拟。根据计算机模拟的结果，获取铸件局部和浇道位置存在细微的缩孔缺陷，通过热等静压完全可以消除。
[0194]
本技术实施例中提供的一个或多个技术方案，至少具有如下技术效果或优点：
[0195]
本技术实施例中提供的大型超长钛合金异形薄壳精密铸造与加工及焊接变形控制技术，采用分体铸造、精密机械加工以及激光焊接的方案可有效提高铸件浇铸质量、控制铸件的变形及有效地进行铸件的热等静压消除铸件的缺陷，从而提升产品质量。
[0196]
显然，本领域的技术人员可以对本技术进行各种改动和变型而不脱离本技术的精神和范围。这样，倘若本技术的这些修改和变型属于本技术权利要求及其等同技术的范围之内，则本技术也意图包含这些改动和变型在内。