背景技术
在许多工业产品中存在着很多坛口形大口径薄壁管件，其定心部的直径大于300mm，管壁厚度同定心部直径的比例不超过1∶14。
例如，300mm火箭弹的中燃烧室就是一种典型的坛口形大口径薄壁管件。火箭弹的中燃烧室位于发动机的中部，其前端与前燃烧室连接，后端与后燃烧室连接。在火箭弹飞行时，中燃烧室承受高温高压燃气流及空气动力与气动力矩的作用，工作环境严酷，受力条件复杂，直接关系到产品的可靠性、安全性。相对于前、后燃烧室，中燃烧室结构的不同之处在于：中燃烧室的圆柱部内径尺寸大于两端内径尺寸，即内腔呈坛口状，且圆柱部长度占整个中燃烧室总长的70％以上。
目前，现有的坛口形大口径薄壁管件的制造方法采用“无缝钢管→下料→机加→热处理→机加成形”流程(以下简称机加方案)，即，采用管材通过完全机械去除材料的方法加工成形。这种工艺存在以下问题：1)材料利用率极低，仅为12.4％。大部分管材材料变为了铁屑，切削量大，加工成本高；2)产品质量不稳定，良品率低，仅为88.2％。壁厚均匀性差，在内、外形加工中采用较长刀杆，存在刀颤和刀杆强度不足的问题，壁厚差仅能保证到0.07-0.19mm之间。
发明内容
本发明的目的是为了克服现有技术的缺陷，为了在制造坛口形大口径薄壁管件时，保证产品质量的一致性，同时降低成本，提出一种新的制造方法。通过采用“管材下料→热处理→旋压→冷缩口”成形方案(以下简称旋压方案)替代机加方案，提高了中燃烧室壁厚均匀性，同时使材料利用率提高一倍以上，有效节约了加工成本。
本发明所采用的技术方案如下：
首先，采用球化退火方式对原始管材进行热处理，使原始管材的微观组织变为球状珠光体。
然后，进行旋坯的设计及加工。由于旋压变形是等体积变形，并且中燃烧室为封闭的等体积变形，在旋坯设计时，应根据设计要求严格计算出旋坯的旋压部分的体积，根据体积具体确定出旋坯的厚度和长度，该长度包含与未旋压部分的圆滑连接部分。精确的确定出旋坯厚度和长度，就能够保证成品机加时合格的圆柱部长度以及缩口后缩口部位内腔的圆滑过渡。因此，在旋坯设计时，为保证旋压时的减薄率及后续的缩口余量，本方法的减薄率选为78.3％，缩口余量选为8.5mm，旋坯的总长为470mm，旋坯的厚度为12.25mm，长度为166.5mm-167.5mm。
根据上述设计指标对旋坯进行加工。加工完成后，对其进行旋压。由于旋压后得到的制品端面与制品中心轴线的垂直度不满足缩口的要求，因此要对制品进行平端面和倒角处理。平端面处理能够使处理后的制品端面冷缩口与冷缩口冲头接触部分接触受力均匀，保证缩口后整个制品的同轴度。倒角处理能够降低缩口时口部的应力集中。
之后，对制品进行冷缩口处理。处理时，缩口模的直径要严格控制在306.07mm±0.05mm之间，使得缩口后的制品外径控制在301.8mm±0.3mm之间；同时，使其总长控制在980mm±0.5mm之间，从而符合产品尺寸要求。表1示出了缩口模直径的选取对制品的影响：
表1缩口模不同直径下对制品性能的影响
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冷缩口处理完成后，对制品依次进行去应力退火、调质处理和机加加工。由此保证最后成品的性能。
有益效果
采用本发明方法，对比现有技术，具有以下优点：
(1)采用旋压-冷缩口复合成形工艺，将中燃烧室内表面由锥形过度改为自然弧形过度，有效的提高了管壁厚的均匀性，提高了良品率。
(2)有效提高了原材料利用率，节约了加工成本。
具体实施方式
下面以采用本发明方法制造国产300mm火箭弹的中燃烧室为例，对本方法的具体实施方式做详细说明。
首先，采用球化退火方式对原始管材进行热处理，使原始管材的微观组织变为球状珠光体。
然后，进行旋坯的设计及加工。由于旋压变形是等体积变形，并且中燃烧室为封闭的等体积变形，在旋坯设计时，应根据设计要求严格计算出旋坯的旋压部分的体积，根据体积具体确定出旋坯的厚度和长度，该长度包含与未旋压部分的圆滑连接部分。精确的确定出旋坯厚度和长度，能够保证成品机加时合格的圆柱部长度以及缩口后缩口部位内腔的圆滑过渡。因此，在旋坯设计时，为保证旋压时的减薄率及后续的缩口余量，减薄率选定为78.3％，缩口余量为8.5mm，旋坯的总长为470mm，旋坯的厚度为12.25mm，长度为166.5mm-167.5mm。
根据上述设计指标对旋坯进行加工。加工完成后，对其进行旋压。由于旋压后得到的制品端面与制品中心轴线的垂直度不满足缩口的要求，因此要对制品进行平端面和倒角处理。平端面处理能够使处理后的制品端面冷缩口与冷缩口冲头接触部分接触受力均匀，保证缩口后整个制品的同轴度。倒角处理能够降低缩口时口部的应力集中。
之后，对制品进行冷缩口处理。处理时，缩口模的直径要严格控制在306.07mm±0.05mm之间，使得缩口后的制品外径控制在301.8mm±0.3mm之间；同时，使其总长控制在980mm±0.5mm之间，从而符合产品尺寸要求。
冷缩口处理完成后，对制品依次进行去应力退火、调质处理和机加加工。由此保证最后成品的性能。
对采用本发明方法和现有的机加方案制造出的火箭弹中燃烧室的管壁厚差进行统计分析发现，采用本发明方法，壁厚分布为2.68-2.75mm，壁厚差为0.07mm；而采用机加方案的壁厚分布为2.60-2.80mm，壁厚差为0.19mm，由此可见，采用本发明方法，壁厚的均匀性优于机加方案。
其次，对采用本发明方法同现有技术进行经济性分析对比。
机加方案与旋压-冷缩口复合形成方案下料的经济性分析如表2所示：
表2
下料长度
(mm)
下料重量
(Kg)
单件材料
价格(元)
调质取样
比例
材料利用率
(％)
|
机加方案
10000+8
205.1
7793.8
～14％
12.4
旋压-冷缩口
方案
4700+8
96.4
3663.2
～7％
26.5
节约
530
108.7
4130.6
～7％
14.1
由上表知：旋压-冷缩口复合形成方案比机加方案单件节约原材料108.7Kg，按年产150件计算，下料可节约原材料16.31吨，按3.8万元/吨的价格计算，每年可节约原材料费用61.98万元。
再对热处理取样费用进行分析。火箭弹中燃烧室的最终性能是通过热处理调质保证的，每冶金炉至少取样一件作性能分析。按年产150件计算，机加方案需～21个冶金炉(每冶金炉下料约7件)取样21件，重量205.1×21＝4307.1Kg≈4.31吨。旋压-冷缩口复合形成方案需～11个冶金炉(每冶金炉下料约14件)，取样11件，重量96.4×11＝1060.4Kg≈1.06吨。因此，热处理取样可节约材料4.31-1.06＝3.25吨，节约费用共计3.25×3.8＝12.35万元。因此，仅单下料工序及热处理取样即可节约成本74.33万元。