中航工業(yè)北京航空制造工程研究所

塑性成形技術(shù)航空技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 鄧 瑛 李志強(qiáng) 韓秀全 邵 杰 張新華

數(shù)字化塑性成形技術(shù)及裝備北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室

空軍駐華北地區(qū)軍事代表室 高志勇

鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)（圖1）具有材料高比強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)輕量化的特點(diǎn)，是先進(jìn)航空/航天零部件發(fā)展方向[1-2]。為提高結(jié)構(gòu)可靠性，常使用激光沖擊、噴丸等工藝對(duì)結(jié)構(gòu)外表面進(jìn)行強(qiáng)化[3-6]，對(duì)強(qiáng)化后的薄壁試驗(yàn)件進(jìn)行高周振動(dòng)疲勞測(cè)試發(fā)現(xiàn)，超過(guò)90%試驗(yàn)件的裂紋源區(qū)位于振動(dòng)應(yīng)力相對(duì)較低的未強(qiáng)化表面（即內(nèi)部表面），因此，研究外表面強(qiáng)化后，薄壁結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力分布規(guī)律對(duì)分析結(jié)構(gòu)失效原因、提高結(jié)構(gòu)疲勞性能具有重要意義。

當(dāng)前常用的測(cè)試、分析手段難以獲得薄壁結(jié)構(gòu)未強(qiáng)化表面（內(nèi)部表面）的殘余應(yīng)力，測(cè)試技術(shù)方面：（1）內(nèi)表面通常處于封閉空腔內(nèi)，由于結(jié)構(gòu)的阻擋，常用的無(wú)損殘余應(yīng)力測(cè)試法難以將射線投送到測(cè)量位置；（2）薄壁結(jié)構(gòu)通常需在高溫環(huán)境下成形，難以預(yù)埋傳感器；（3）加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)附近的應(yīng)力集中區(qū)小。數(shù)值研究方面：強(qiáng)化過(guò)程中伴隨高應(yīng)變率、材料非線性和幾何非線性問(wèn)題，導(dǎo)致計(jì)算模型復(fù)雜、龐大，難以通過(guò)模擬零/部件強(qiáng)化過(guò)程獲得殘余應(yīng)力[7-13]。

針對(duì)這一現(xiàn)狀，本文將采用試驗(yàn)測(cè)試與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法開(kāi)展研究：首先，結(jié)合鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)的幾何特點(diǎn)設(shè)計(jì)特征模擬件；隨后，對(duì)模擬件進(jìn)行表面強(qiáng)化，測(cè)量?jī)?nèi)、外表面殘余應(yīng)力，修正、驗(yàn)證有限元模型；最后，通過(guò)有限元方法預(yù)測(cè)加強(qiáng)筋附近殘余應(yīng)力分布。

1 模擬件設(shè)計(jì)

鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)由蒙皮和加強(qiáng)筋構(gòu)成，常見(jiàn)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)如圖1所示[14]。

針對(duì)鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)幾何特點(diǎn)并結(jié)合當(dāng)前常用應(yīng)力測(cè)試方法特點(diǎn)設(shè)計(jì)了模擬件，外形如圖2所示，模擬件由薄板和加強(qiáng)筋組成，薄板用于模擬真實(shí)結(jié)構(gòu)中的蒙皮，加強(qiáng)筋間距、寬度參考真實(shí)結(jié)構(gòu)，此次研究中特征模擬件的加強(qiáng)筋高度為15mm，保證其具有足夠的剛度，加強(qiáng)筋所在一側(cè)模擬薄壁結(jié)構(gòu)的內(nèi)部表面，另一側(cè)則模擬結(jié)構(gòu)的外表面。

圖2 模擬件外形特征Fig.2 Profile of thin wall speci men

2 模擬件制備及測(cè)試

使用退火態(tài)的TC4合金板材制備模擬件，采用慢走絲線切割切取模擬件，使得表面粗糙度為Ra0.4，并避免機(jī)械加工中產(chǎn)生殘余應(yīng)力，制備蒙皮厚分別為1.5mm（SP1）和5.0mm（SP2）模擬件，共2件。

采用XRD殘余應(yīng)力測(cè)試方法和應(yīng)變片法測(cè)量殘余應(yīng)力：前者用于測(cè)試強(qiáng)化前、后蒙皮外表面的殘余應(yīng)力，測(cè)量位置位于無(wú)加強(qiáng)筋一側(cè)表面的幾何中心；后者用于測(cè)量加強(qiáng)筋一側(cè)殘余應(yīng)力，測(cè)量位置如圖3所示4、5點(diǎn)兩處，共2個(gè)測(cè)量點(diǎn)，應(yīng)變片的敏感柵尺寸為2.5mm。

圖3 應(yīng)變片安裝位置Fig.3 Strain gauge site on specimen

表面強(qiáng)化試驗(yàn)前，使用XRD方法測(cè)試外表面殘余應(yīng)力，接近于0應(yīng)力狀態(tài)，隨后，使用虎鉗夾持模擬件一端，另一端自由，采用干式噴丸方法強(qiáng)化模擬件的外表面，彈丸為鑄鋼丸，噴丸強(qiáng)度為0.15mmA，彈丸入射角為90°，采用泰斯特TSI5920動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀時(shí)時(shí)記錄內(nèi)表面應(yīng)力變化，每通道均采用帶溫度補(bǔ)償片，每通道獨(dú)立采樣，采樣率為200Hz，強(qiáng)化后采用XRD再次測(cè)量外表面殘余應(yīng)力。

試驗(yàn)測(cè)試獲得強(qiáng)化后殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)如表1所示：SP1模擬件外表面殘余應(yīng)力為-666MPa，內(nèi)表面殘余應(yīng)力分別為20.1MPa和21.7MPa，SP2模擬件外表面殘余應(yīng)力為-715MPa，內(nèi)表面殘余應(yīng)力分別為7.4MPa和8.5MPa。

表1 強(qiáng)化后殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)

3 有限元模型

采用六面體20結(jié)點(diǎn)實(shí)體單元建立模擬件有限元模型；在位于蒙皮外表面的結(jié)點(diǎn)上施加溫度載荷，利用材料熱膨脹變形模擬表面強(qiáng)化引起的塑性變形[15]，在蒙皮側(cè)面施加對(duì)稱邊界條件，選取位于加強(qiáng)筋端面上一個(gè)節(jié)點(diǎn)約束其全部自由度，利用SP1模擬件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)修正有限元模型，利用SP2試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證計(jì)算方法和模型精度。

數(shù)值模擬結(jié)果如表2所示，從中可以看出，采用修正后的有限元方法預(yù)測(cè)SP2模擬件內(nèi)表面殘余應(yīng)力與測(cè)試結(jié)果之間的誤差平均值為7.2%。

表2 測(cè)試/預(yù)測(cè)殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)對(duì)比

從SP2模擬件的計(jì)算結(jié)果中提取位于1/2高度處橫截面內(nèi)表面殘余應(yīng)力，起始位置為有限元模型側(cè)面，結(jié)束位置為有限元模型對(duì)稱中心線結(jié)點(diǎn)。獲得內(nèi)表面殘余應(yīng)力變化規(guī)律如圖4所示，可以看出，模擬件內(nèi)表面殘余應(yīng)力均為拉伸應(yīng)力狀態(tài)，遠(yuǎn)離加強(qiáng)筋的區(qū)域拉伸應(yīng)力較小，為7.38MPa，靠近加強(qiáng)筋的區(qū)域應(yīng)力逐步上升，最大拉伸應(yīng)力位于加強(qiáng)筋和蒙皮交界面處，達(dá)到8.1MPa，加強(qiáng)筋導(dǎo)致的應(yīng)力集中系數(shù)為1.1。

圖4 SP2模擬件內(nèi)表面殘余應(yīng)力變化規(guī)律Fig.4 Residual stress variation on inner surface of specimen SP2

4 空心平板模擬件殘余應(yīng)力

利用模擬件驗(yàn)證后的計(jì)算和建模方法，預(yù)測(cè)鈦合金空心平板模擬件（以下簡(jiǎn)稱平板模擬件）內(nèi)表面殘余應(yīng)力分布規(guī)律，外形如圖5所示。

在平板模擬件外表面施加-700MPa的殘余壓應(yīng)力，觀測(cè)其內(nèi)表面殘余應(yīng)力變化規(guī)律，觀測(cè)位置如圖6所示，預(yù)測(cè)結(jié)果如圖6所示。

從圖7中可以看出，當(dāng)平板模擬件外表面殘余應(yīng)力為-700MPa時(shí)，內(nèi)表面殘余應(yīng)力沿著試驗(yàn)件長(zhǎng)度方向的應(yīng)力分量為正值，即為拉伸應(yīng)力狀態(tài)，加強(qiáng)筋與蒙皮連接界面的起始、終止位置處有應(yīng)力集中，最大應(yīng)力達(dá)到21.5MPa。

圖5 平板模擬件外形特征Fig.5 Profile of thin wall specimen

圖6 觀測(cè)截面及觀測(cè)路徑Fig.6 Observing section and path

圖7 平板模擬件內(nèi)表面殘余應(yīng)力分布Fig.7 Residual stress variation on inner surface of thin wall specimen

5 結(jié)論

本文使用試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究表面強(qiáng)化后鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)內(nèi)表面殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。設(shè)計(jì)了具有鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)特點(diǎn)的模擬件，通過(guò)XRD方法和應(yīng)變片法測(cè)量了殘余應(yīng)力，驗(yàn)證了有限元模型精度，最后，預(yù)測(cè)了平板模擬件內(nèi)表面殘余應(yīng)力分布規(guī)律，得出結(jié)論如下：

（1）在本文所使用的表面強(qiáng)化參數(shù)和模擬件結(jié)構(gòu)形式下，模擬件內(nèi)表面呈現(xiàn)拉伸殘余應(yīng)力狀態(tài)，加強(qiáng)筋與蒙皮的交接區(qū)域拉伸應(yīng)力最大；

（2）在本文所用噴丸參數(shù)下，壁厚為1.5mm的模擬件外表面殘余應(yīng)力為-666MPa，內(nèi)表面殘余應(yīng)力平均值為20.9MPa。壁厚為5.0mm的模擬件外表面殘余應(yīng)力約為-715MPa，內(nèi)表面殘余應(yīng)力平均值為7.95MPa；

（3）內(nèi)表面殘余應(yīng)力隨蒙皮厚度的增加而降低；

（4）鈦合金空心薄壁結(jié)構(gòu)噴丸強(qiáng)化后的內(nèi)表面呈現(xiàn)拉伸殘余應(yīng)力的特點(diǎn)將對(duì)其疲勞破壞產(chǎn)生重要影響，裂紋萌生位置可能會(huì)出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)的內(nèi)表面。

[1] 劉大響, 程榮輝. 世界航空動(dòng)力技術(shù)的現(xiàn)狀及發(fā)展動(dòng)向.北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào), 2002, 28(5)：490-496.

[2] 陳光. 新型發(fā)動(dòng)機(jī)的一些新穎結(jié)構(gòu). 航空發(fā)動(dòng)機(jī), 2001, 1：3-10.

[3] 夏明莉, 劉道新, 杜東興,等. 噴丸強(qiáng)化對(duì)TC4 鈦合金表面完整性及疲勞性能的影響. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2012, 31(8)：1349-1354.

[4] 高玉魁. 噴丸對(duì)TC18 鈦合金拉-拉疲勞性能的影響. 稀有金屬材料與工程, 2004, 33(9)：1000-1002.

[5] 高玉魁. 噴丸強(qiáng)化對(duì)TC4 鈦合金組織結(jié)構(gòu)的影響. 稀有金屬材料與工程, 2010, 39(3)：1536-1539.

[6] 鄧瑛, 韓秀全, 邵杰,等. 鈦合金三層空心結(jié)構(gòu)模擬件設(shè)計(jì)及高周疲勞實(shí)驗(yàn). 航空制造技術(shù), 2013 , 16：157-159.

[7] Jaap S. Fatigue of structures and materials. Springer Science+Business Media B.V, 2009.

[8] 李國(guó)祥. 噴丸成形. 北京：國(guó)防工業(yè)出版社, 1982.

[9] Taehyung K , Lee H, Minsoo K,et al. A 3D FE model for evaluation of peening residual stress under angled multi-shot impacts.Surface & Coatings Technology, 2012, 206： 3981-3988.

[10] XIE L, ZHANG J, XIONG C,et al. Investigation on experiments and numerical modelling of the residual stress distribution in deformed surface layer of Ti-6Al-4V after shot peening. Materials and Design,2012, 41： 314-318.

[11] Kim T, Lee H, Hong C H,et al. A simple but effective FE model with plastic shot for evaluation of peening residual stress and its experimental validation. Materials Science and Engineering A,2011,528：5945-5954.

[12] Kim T, Lee H, Hong C H, et al. Effects of Rayleigh damping,friction and rate-dependency on 3D residual stress simulation of angled shot peening. Materials and Design, 2013, 46： 26-37.

[13] Sara B, Ramin G, Mario G. On the shot peening surface coverage and its assessment by means of finite element simulation： a critical review and some original developments. Applied Surface Science, 2012,259： 186-194.

[14] XUN Y W, TAN M J. Applications of superplastic forming and diffusion bonding to hollow engine blades. Journal of Materials Processing Technology, 2000, 99： 80-85.

[15] 胡凱征, 吳建軍, 王濤,等. 基于溫度場(chǎng)的噴丸成形數(shù)值模擬及參數(shù)優(yōu)化. 中國(guó)機(jī)械工程, 2007, 18(3)：292-295.