繆 偉

整體加強(qiáng)筋鋁合金板超聲噴丸成形工藝研究

繆 偉

（南京電子設(shè)備研究所，南京 210016）

以2024鋁合金為研究對象，分析板材超聲噴丸成形理論，采用ABAQUS有限元模擬和試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究整體加強(qiáng)筋板超聲噴丸成形工藝。對整體加強(qiáng)筋板與無加強(qiáng)筋板的模擬發(fā)現(xiàn)，加強(qiáng)筋對成形曲率影響明顯。通過對整體加強(qiáng)筋板的模擬與試驗(yàn)，得出撞針?biāo)俣扰c撞針直徑對整體加強(qiáng)筋板橫向曲率半徑影響規(guī)律：在不改變其他參數(shù)的前提下改變撞針?biāo)俣?，撞針?biāo)俣刃∮?m/s時(shí)，曲率變化明顯，大于4m/s時(shí)變化趨于平緩；改變撞針直徑時(shí)，1.2mm和2mm直徑的撞針對板材成形效果明顯，之后趨于平緩。

超聲噴丸；整體加強(qiáng)筋板；曲率半徑；殘余應(yīng)力

1 引言

超聲噴丸成形是近十幾年興起的綠色、高效表面加工技術(shù)，其工況適應(yīng)性廣、加工范圍大，能解決飛機(jī)制造過程中復(fù)雜、連續(xù)曲面外形壁板成形問題[1]。通過該技術(shù)成形的板材，不僅滿足航空航天領(lǐng)域結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度、長壽命的要求，還有效避免板材鉚接、焊接造成結(jié)構(gòu)增重等其他問題。

超聲噴丸技術(shù)在法國等發(fā)達(dá)國家研究較多，但對整體加強(qiáng)筋噴丸成形研究較少。目前國外，Gariépy等對整體加強(qiáng)筋機(jī)翼壁板進(jìn)行模擬噴丸研究，得出不同工藝參數(shù)對機(jī)翼壁板成形影響規(guī)律[2]；國內(nèi)，中航工業(yè)西飛聯(lián)合西北工業(yè)大學(xué)基于大型飛機(jī)機(jī)翼整體加強(qiáng)筋板延展變形問題，得出整體加強(qiáng)筋板噴丸成形基本趨勢[3]。

當(dāng)下基礎(chǔ)階段研究完全采用工藝試驗(yàn)進(jìn)行探索不符合經(jīng)濟(jì)效益，且耗時(shí)量大，有限元模擬能有效解決這一問題。魯世紅運(yùn)用ABAQUS軟件建立單彈丸撞擊模型，針對彈丸速度、直徑、入射角度、單彈丸撞擊次數(shù)對殘余應(yīng)力影響做出定量研究，提煉出較為合理的工藝參數(shù)和對應(yīng)的量化指標(biāo)[4]。S. Larose通過模擬與試驗(yàn)表明，采用彈塑性-粘塑性等效動(dòng)態(tài)強(qiáng)化模型更能真實(shí)反映高速動(dòng)態(tài)沖擊過程[5]。這些研究為本文建立噴丸沖擊模型，模擬整體加強(qiáng)筋板超聲噴丸成形提供理論基礎(chǔ)。

2 原理

超聲噴丸以高頻超聲波作為能量源，經(jīng)中間機(jī)構(gòu)傳遞至加工終端，即撞針，作用板材表面，產(chǎn)生巨大沖擊載荷，致使金屬表層晶粒破碎、晶格及高密度位錯(cuò)，受沖板材表層金屬材料誘導(dǎo)產(chǎn)生塑性變形和殘余應(yīng)力分布[6]，殘余應(yīng)力超過材料屈服極限，板材逐步發(fā)生向受噴面凸起的彎曲變形，達(dá)到所需外形[7]。

應(yīng)用彈性彎曲理論對超聲噴丸進(jìn)行理論分析，將殘余應(yīng)力視作外力施加于板材表面，板材產(chǎn)生彎矩，發(fā)生變形。板材單位周長彎曲力矩近似為：

式中：σ為殘余應(yīng)力平均值；為殘余應(yīng)力深度；為板材厚度。

彎曲力矩均勻存在，單面噴丸后，板材具有一定曲率外形，但最小曲率半徑較大。

噴丸后，外形曲率半徑為：

式中：為彈性模量；為泊松比。

將式（1）代入式（2），得：

分析得出，殘余應(yīng)力深度及大小決定成形量大小，其中殘余應(yīng)力深度是板材彎曲變形量的關(guān)鍵因素。板材成形量隨殘余應(yīng)力深度和大小的增大而增大。通過控制其深度和大小，調(diào)整成形量，達(dá)到精確成形目的。

3 有限元模擬

3.1 模型創(chuàng)建

ABAQUS/CAE模型參數(shù)與工程真實(shí)狀況應(yīng)保持一致[8，9]。超聲噴丸成形過程是瞬間動(dòng)態(tài)過程，高度非線性。板材表層在沖擊載荷作用下發(fā)生劇烈高應(yīng)變速率的塑性變形，過程伴隨加工硬化、應(yīng)變率效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)。2024鋁合金動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系通過Johnson-cook模型表達(dá)，模型參數(shù)如表1所示。試樣尺寸如圖1所示。

表1 2024鋁合金Johnson-cook材料模型參數(shù)

圖1 試驗(yàn)件尺寸

3.2 有限元分析

3.2.1 有無筋條對成形效果的影響

探究加強(qiáng)筋對板材超聲噴丸成形工藝影響，可在相同工藝參數(shù)條件下對有加強(qiáng)筋和無加強(qiáng)筋板材進(jìn)行成形效果對比，得到加強(qiáng)筋對成形效果影響程度。

本次研究根據(jù)工程實(shí)際，選用直徑為3mm的撞針，覆蓋率為150%[10]，沖擊速度4m/s。為保證成形效果，在板材中部、筋邊及兩端進(jìn)行噴丸，共5處區(qū)域[11]，除中部區(qū)域?qū)挾葹?0mm，其余寬度均為20mm，等距分布。

由圖2得出，相同工藝參數(shù)條件下，有加強(qiáng)筋板殘余應(yīng)力大于無加強(qiáng)筋板殘余應(yīng)力，但同一深度兩曲線差值較小。加強(qiáng)筋增加了板材剛度，在沖擊回彈階段，對變形起抑制作用。即相同工藝參數(shù)條件下有無加強(qiáng)筋是影響成形量大小的主要因素。

圖2 有無加強(qiáng)筋板殘余應(yīng)力分布

3.2.2 不同撞針?biāo)俣葘Τ尚涡Ч挠绊?/p>

撞針?biāo)俣仍O(shè)為3m/s，3.5m/s，4m/s，4.5m/s，5m/s，5.5m/s。模擬結(jié)果得出，撞針?biāo)俣仍龃?，板材成形效果明顯。速度小于4m/s時(shí)，橫向曲率半徑變化顯著；速度為3m/s時(shí)，橫向曲率半徑為4096.2mm，而速度變?yōu)?m/s時(shí)，橫向曲率半徑減為1035.5mm，降低74.72%，之后隨速度增加，橫向曲率變化程度降低，如圖3所示。

圖4為不同撞針?biāo)俣认職堄鄳?yīng)力分布，速度大于4m/s時(shí)，殘余應(yīng)力雖有增加，但增加值較前明顯減少，對應(yīng)板材橫向曲率半徑變化放緩，曲線整體趨于平緩。

圖3 撞針?biāo)俣扰c橫向曲率半徑的關(guān)系

圖4 不同撞針?biāo)俣认職堄鄳?yīng)力分布

3.2.3 不同撞針直徑成形效果分析

圖5 撞針直徑與橫向曲率半徑的關(guān)系

模擬中撞針直徑設(shè)為1.2mm、2mm、3mm、4mm，覆蓋率設(shè)為150%，撞針?biāo)俣葹?m/s。

直徑為1.2mm時(shí)，板材橫向曲率變化較小。直徑為2mm時(shí)，橫向曲率為1739.8mm，變化明顯。直徑為3mm、4mm時(shí)，變化趨于平緩，如圖5所示。

圖6為不同撞針直徑下殘余應(yīng)力分布情況，得出，直徑大于2mm時(shí)，殘余應(yīng)力在同一深度增加值減少，對應(yīng)板材橫向曲率變化放緩。

圖6 不同撞針直徑下殘余應(yīng)力分布

4 試驗(yàn)設(shè)備與試驗(yàn)

試驗(yàn)采用超聲噴丸成形數(shù)控機(jī)床完成。試樣選用厚度為20mm的2024鋁合金板材銑削加工而成，如圖1所示。試驗(yàn)時(shí)將試樣裝夾固定，不噴丸區(qū)域用專用膠帶黏貼遮蓋。

4.1 撞針?biāo)俣葘Τ尚蔚挠绊?/h3>

撞針?biāo)俣葲Q定沖擊力大小，對成形效果影響明顯[12]。試驗(yàn)中撞針直徑為3mm，覆蓋率為150%，撞針?biāo)俣葹?.5m/s，4m/s，4.5m/s。如圖7從左到右，依次表示撞針?biāo)俣葹?.5m/s，4m/s，4.5m/s成形的試樣。

圖7 不同撞針?biāo)俣瘸晣娡璩尚蔚脑嚇?/p>

圖8表示撞針?biāo)俣却笮φw加強(qiáng)筋板橫向曲率半徑的影響。根據(jù)圖中曲線可知，撞針?biāo)俣仍黾樱宀臋M向曲率逐漸減小。撞針?biāo)俣确謩e為3.5m/s，4m/s，4.5m/s時(shí)，試驗(yàn)值與模擬值吻合。

圖8 撞針?biāo)俣群统尚吻拾霃疥P(guān)系的有限元模擬與試驗(yàn)研究對比

4.2 撞針直徑對成形的影響

選取撞針直徑為1.2mm，2mm，3mm。根據(jù)圖9中可知，撞針直徑與橫向曲率半徑成反比，隨撞針直徑增大，試樣橫向曲率半徑逐漸減小，試驗(yàn)值與模擬值吻合。

圖9 撞針直徑和成形曲率半徑關(guān)系的有限元模擬與試驗(yàn)研究對比

5 結(jié)束語

通過對整體加強(qiáng)筋板超聲噴丸成形工藝的模擬和試驗(yàn)研究，分析不同撞針?biāo)俣扰c撞針直徑對成形曲率半徑的影響規(guī)律。建立整體加強(qiáng)筋板彎曲變形相應(yīng)超聲噴丸成形工藝參數(shù)數(shù)據(jù)庫，為提高超聲噴丸成形精度及選擇相應(yīng)工藝參數(shù)提供依據(jù)。

a. 有加強(qiáng)筋與無加強(qiáng)筋模擬對比：整體加強(qiáng)筋試樣橫向曲率半徑為1035.5mm，無加強(qiáng)筋試件為851.7mm，變化明顯。

b. 撞針?biāo)俣葘φw加強(qiáng)筋板超聲噴丸成形橫向曲率半徑影響：撞針?biāo)俣葹?.5m/s時(shí)，橫向曲率半徑模擬值為2143.9mm，實(shí)驗(yàn)值為2272.4mm；撞針?biāo)俣葹?m/s時(shí)，模擬值1035.5mm，實(shí)驗(yàn)值為1160.6mm，模擬值與試驗(yàn)值吻合，此區(qū)間內(nèi)，橫向曲率半徑變化明顯。撞針?biāo)俣却笥?m/s時(shí)，試樣表面殘余應(yīng)力趨于飽和，增加值減少，橫向曲率半徑變化趨于平緩。

c. 撞針直徑對整體加強(qiáng)筋板超聲噴丸成形橫向曲率半徑影響：撞針直徑為1.2mm 時(shí)，橫向曲率半徑模擬值為4110.3mm，試驗(yàn)值為4452.1mm；撞針直徑為2mm時(shí)，模擬值為1739.8mm，實(shí)驗(yàn)值為1602.7mm，模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合，此區(qū)間內(nèi)，橫向曲率半徑變化明顯。撞針直徑大于2mm時(shí)，殘余應(yīng)力增加值減少，橫向曲率半徑變化趨于平緩。

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Ultrasonic Shot Peening Forming Process of Integrally Stiffened Panel

Miao Wei

(Nanjing Electronic Equipment Institute, Nanjing 210016)

This paper regards 2024 aluminum alloy as the object to research the radius of curvature of the ultrasonic shot peening (USP) forming. Using ABAQUS and experiments to explore the USP forming process of integrally-stiffened panel and non-stiffened panel, we found that stiffeners have an obvious impact on curvature. Through the results of the simulation of integrally-stiffened panels reflect the relationship between the impact velocity and the diameter of needles and transverse curvature radius of integrally-stiffened panel. Under the premise of keeping other parameters intact to change impact velocity, when it is less than 4m/s, the curvature changes obviously, while it exceeds 4m/s, the change is leveling off. When changing needle diameter, 2mm diameter of needles show an obvious difference in comparison with 1.2mm diameter of needles. If the diameter exceeds 2mm, the change is leveling off.

ultrasonic shot peening；integrally-stiffened panel；curvature radius；residual stress

2018-01-18

繆偉（1989），碩士，航空工程專業(yè)；研究方向：航空航天鈑金成形技術(shù)。