李鋒，王明濤，白雪飄，田碩

噴丸成形2024鋁合金整體帶筋壁板變形規(guī)律研究

李鋒1，王明濤2,3,4，白雪飄2,3,4，田碩2,3,4

（1.海裝駐北京地區(qū)第五軍事代表室，北京 100041；2.中國航空制造技術(shù)研究院，北京 100024；3.塑性成形技術(shù)航空科技重點(diǎn)實驗室，北京 100024；4.數(shù)字化塑性成形技術(shù)及裝備北京市重點(diǎn)實驗室，北京 100024）

獲得2024鋁合金在不同噴丸參數(shù)下壁板外表面的變形規(guī)律。選取噴丸氣壓、移動速度、預(yù)應(yīng)力3個工藝參數(shù)作為正交試驗因素進(jìn)行預(yù)應(yīng)力噴丸成形正交試驗，研究在不同參數(shù)組合下單筋件的變形規(guī)律。工藝參數(shù)按對單筋件變形量影響程度從大到小的順序依次為：移動速度、預(yù)應(yīng)力和噴丸氣壓。獲得了2024鋁合金單筋試驗件噴丸成形后曲率半徑與氣壓、移動速度和預(yù)應(yīng)力之間的回歸方程，其擬合值與試驗值偏差小于12.6%。獲得了噴丸成形工藝參數(shù)對單筋件彎曲變形的影響規(guī)律，建立了工藝參數(shù)與曲率半徑的回歸方程，可為今后帶筋壁板零件的噴丸成形工藝設(shè)計提供參考。

噴丸成形；帶筋壁板；2024鋁合金；正交試驗

隨著飛機(jī)對節(jié)省燃料和提高耐久性的需求日益增加，整體輕量化制造技術(shù)對機(jī)體結(jié)構(gòu)減重、提高飛機(jī)可靠性的意義愈加重大。用帶筋整體壁板替代傳統(tǒng)蒙皮+長桁鉚接結(jié)構(gòu)，不僅可以大幅減輕結(jié)構(gòu)重量，還能夠提高機(jī)體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。然而，帶筋整體壁板中筋條結(jié)構(gòu)的變形抗力較大，零件成形難度大大增加[1-2]。預(yù)應(yīng)力噴丸成形是目前服役的大型飛機(jī)金屬機(jī)翼壁板的主要成形方法[3-4]，其原理是在噴丸成形前通過特殊工具對壁板進(jìn)行預(yù)彎曲，使零件受噴表面存在附加彈性應(yīng)力，經(jīng)過成百上千彈丸高速撞擊后，零件表層材料發(fā)生塑性變形延展而產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力變化，卸除預(yù)加載荷后，零件在內(nèi)部應(yīng)力的作用下向受噴面凸起而發(fā)生變形。大量研究表明，鋁合金材料預(yù)應(yīng)力噴丸成形的曲率是相同參數(shù)下常規(guī)噴丸成形曲率的2～3倍。噴丸成形工藝參數(shù)眾多，如彈丸直徑、彈流量、噴丸氣壓、覆蓋率、預(yù)應(yīng)力等，如何優(yōu)化組合各種工藝參數(shù)以獲得精確的零件外形，是大型整體壁板制造技術(shù)的關(guān)鍵。

長期以來，人們對噴丸成形進(jìn)行了大量研究[5-7]。Miao等[8]使用薄帶進(jìn)行了預(yù)應(yīng)力噴丸成形試驗。Gariepy等[9]研究了板料軋制方向噴丸成形變形規(guī)律。Russig等[10]以空客A380機(jī)身部件中使用的GLARE為例，研究了纖維金屬層壓板的噴丸成形過程。此外，國內(nèi)外學(xué)者對噴丸成形進(jìn)行了大量有限元模擬相關(guān)研究工作[11-20]。然而，這些研究并沒有過多關(guān)注噴丸成形帶筋整體壁板沿長度方向的塑性變形規(guī)律。新型飛機(jī)機(jī)翼壁板筋條剛性增加，外形曲率復(fù)雜，這對噴丸成形技術(shù)提出了更高的技術(shù)要求。因此，文中以2024鋁合金單筋壁板為材料進(jìn)行了預(yù)應(yīng)力噴丸成形試驗，建立了曲率半徑與噴丸成形工藝參數(shù)之間定量關(guān)系的回歸公式，以期為新型飛機(jī)的帶筋整體壁板噴丸成形工藝設(shè)計提供參考。

1 試驗

1.1 材料

試驗材料為飛機(jī)機(jī)翼壁板常用材料2024鋁合金，其力學(xué)性能如表1所示。試驗件為單筋條截面形式的整體壁板，長度為1 200 mm，中性層距離蒙皮外表面14 mm，截面示意圖如圖1所示。試驗件由厚度80 mm的2024鋁合金預(yù)拉伸板材銑削加工制成。

表1 2024鋁合金力學(xué)性能

Tab.1 Mechanical properties of 2024 aluminum alloy

圖1 試驗件截面圖

1.2 方法

噴丸成形過程中影響單筋件變形能力的主要因素如下：（1）彈流速度，可以通過控制噴丸氣壓實現(xiàn)對彈流速度的控制；（2）覆蓋率，噴射時間直接影響零件受噴區(qū)域的覆蓋率，可以通過控制零件的移動速度反映該參數(shù)的影響；（3）預(yù)應(yīng)力，可以通過預(yù)彎曲率半徑的變化反映該參數(shù)的變化。為了建立試驗件變形后最小曲率半徑與噴丸成形參數(shù)之間的定量關(guān)系，設(shè)計了三因素三水平正交試驗。根據(jù)L9(34)正交表進(jìn)行試驗，通過回歸方程來分析各因素對成形曲率的影響程度。在每組試驗件噴丸成形前后，利用跨距為140 mm的弧高儀測量試驗件中心點(diǎn)沿長度方向的弧高值。將噴丸前后的弧高值之差Δ代入式（1），計算得到試驗件噴丸成形后的曲率半徑。

式中：為弧高儀跨距。

1.3 噴丸成形試驗

1.3.1 噴丸成形參數(shù)設(shè)計

試驗設(shè)備選擇MPF15000數(shù)控噴丸機(jī)，正交試驗參數(shù)如表2所示。行業(yè)規(guī)范限制了噴丸成形后的彈坑直徑，為了滿足規(guī)范要求，設(shè)計最大噴丸氣壓為0.5 MPa?？紤]噴丸后表面質(zhì)量的要求，試驗件移動速度最小為1 000 mm/min，預(yù)應(yīng)力值為屈服強(qiáng)度s的50%～90%，彈丸為APB1/8滲碳鋼球，噴射距離為300 mm，噴丸角度為90°，彈丸流量為12 kg/min。由噴丸成形及板材彎曲原理可知，單筋件蒙皮凸起變形的噴丸區(qū)域為蒙皮外表面，如圖2所示。

表2 正交試驗參數(shù)

Tab.2 Orthogonal experiment parameters

圖2 噴丸成形區(qū)域示意圖

1.3.2 預(yù)應(yīng)力計算

利用ABAQUS軟件對試驗件進(jìn)行預(yù)彎有限元模擬，根據(jù)有限元計算結(jié)果得到不同最大應(yīng)力下單筋件的曲率半徑，進(jìn)而擬合建立單筋件最大應(yīng)力與最小彎曲半徑的定量關(guān)系。設(shè)計半徑為7 500 mm的弧面為剛性模具型面，選取1/4對稱模型，在零件筋條上表面施加均布載荷，固定模具，使零件彎曲，預(yù)應(yīng)力有限元模型如圖3所示。

圖3 預(yù)應(yīng)力有限元模型

采用靜態(tài)算法模擬零件預(yù)彎過程，由于彈性階段零件的應(yīng)力與應(yīng)變呈線性關(guān)系，因此曲率半徑與零件預(yù)彎最大應(yīng)力必然存在一定關(guān)系。當(dāng)最大應(yīng)力為364.4 MPa時，零件等效應(yīng)力分布云圖如圖4所示。

圖4 最大應(yīng)力為364.4 MPa時等效應(yīng)力分布

提取零件在6組不同彎曲狀態(tài)下的最大應(yīng)力及曲率半徑，如表3所示。對表3數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合，如圖5所示，進(jìn)而得到蒙皮外表面曲率半徑與零件最大應(yīng)力的關(guān)系式，同時推算出零件達(dá)到各最大應(yīng)力時的曲率半徑。經(jīng)過曲線擬合得到曲率半徑與最大應(yīng)力的關(guān)系式如式（2）所示。

表3 曲率半徑模擬值與最大應(yīng)力

Tab.3 Relationship between curvature radius and maximum stress

圖5 最大應(yīng)力與曲率半徑擬合曲線

使用專用工裝對單筋件進(jìn)行預(yù)應(yīng)力施加，加載方式為“三點(diǎn)彎”，如圖6所示。對單筋件施加的最大預(yù)應(yīng)力為零件彎曲過程中的最大應(yīng)力。利用式（2）可分別計算出零件預(yù)應(yīng)力為90%s、70%s、50%s時的曲率半徑以及對應(yīng)的弧高值，如表4所示。

圖6 噴丸成形前對試驗件預(yù)彎

表4 3組預(yù)應(yīng)力及預(yù)彎弧高值表

Tab.4 3 groups of prestress and pre-bending arc high value

2 結(jié)果與分析

2.1 噴丸成形后變形結(jié)果

噴丸成形后9組試驗件均呈現(xiàn)出蒙皮外表面凸起變形的特征，這是由于噴丸過程中直徑為3.18 mm的彈丸撞擊試驗件外表面，使受噴表面材料表層向四周延展，在內(nèi)應(yīng)力平衡的作用下產(chǎn)生了凸起彎曲。試驗件中心點(diǎn)沿長度方向（展向）的曲率半徑為32 667～72 059 mm，具體數(shù)值如表5所示。

2.2 正交試驗極差分析

為揭示噴丸氣壓、移動速度和預(yù)應(yīng)力3個主要參數(shù)對曲率半徑的影響規(guī)律，采用極差方法進(jìn)行分析。將試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行分類處理，將每個因素同一水平的試驗數(shù)據(jù)分為一組，并計算出每組試驗數(shù)據(jù)的平均值，試驗件噴丸變形量極差分析如表6所示。3個因素極差對比柱狀圖如圖7所示。可以看出，各因素中噴丸氣壓極差最小，而移動速度極差最大。這意味著各因素按對單筋件彎曲變形量的影響程度從大到小的順序依次為：移動速度、預(yù)應(yīng)力和噴丸氣壓。

表5 正交試驗曲率半徑結(jié)果

Tab.5 Curvature radius results of orthogonal experiment

表6 試驗件噴丸變形量極差分析

Tab.6 Range analysis of shot peen deformation of experimental specimen

為定性分析不同水平下各因素對指標(biāo)的影響規(guī)律，得到各因素與水平之間的關(guān)系曲線如圖8—10所示。從圖8可以看到，在噴丸氣壓從0.2 MPa至0.5 MPa的增大過程中，試驗件沿展向的曲率半徑近似線性減小。這說明噴丸氣壓的增大使?jié)B碳鋼球撞擊試驗件之前的動能變大，根據(jù)能量守恒定律可知，增加的能量會轉(zhuǎn)化為試驗件的彎曲變形能量，進(jìn)而增加試驗件變形量，使曲率半徑變小。

圖7 3個因素極差對比柱狀圖

移動速度對曲率半徑的影響如圖9所示。可以看出，試驗件曲率半徑隨著噴丸過程中移動速度的增加而逐漸增大，且增加幅度呈減小趨勢。這是因為在移動速度從1 000 mm/min到7 000 mm/min的變化過程中，在其他噴丸參數(shù)固定的情況下，噴丸覆蓋率（試驗件受噴打的覆蓋率）變小。這導(dǎo)致材料表面彈坑的數(shù)量變少，彈坑周圍材料的塑性延展累加量減小，從而試驗件彎曲變形量減小，彎曲曲率半徑增大。

圖8 噴丸氣壓對曲率半徑的影響

圖9 移動速度對曲率半徑的影響

單筋件預(yù)應(yīng)力大小對噴丸成形后曲率半徑的影響規(guī)律如圖10所示?？梢?，當(dāng)預(yù)應(yīng)力從189.5 MPa逐漸增加到341.1 MPa時，沿長度方向的曲率半徑逐漸減小，且減小幅度呈現(xiàn)加大的趨勢。這說明預(yù)應(yīng)力的增加使試驗件受噴前表面產(chǎn)生更大的彈性應(yīng)變，這加大了內(nèi)應(yīng)力的變化梯度，提高了單筋件的噴丸成形變形能力。附加彈性應(yīng)變越大，噴丸成形后試驗件的彎曲變形量越大。

圖10 預(yù)應(yīng)力對曲率半徑的影響

2.3 曲率半徑回歸方程

為了獲得曲率半徑與各因素之間的定量關(guān)系，對進(jìn)行回歸分析。曲率半徑與氣壓、移動速度和預(yù)應(yīng)力σ之間的關(guān)系如式（3）所示。

式中：、、、為常數(shù)。

將式（3）兩邊取對數(shù)，如式（4）所示。

令=ln，0=ln，1=ln，2=ln，3=ln(σ+1)，則有：

利用Orgin軟件多元線性擬合求得式（5）中的系數(shù)。得到回歸方程如式（6）所示。

將正交試驗3個因素的水平值分別代入相應(yīng)的曲率半徑回歸方程中，得到擬合值與試驗值的對比如圖11所示。可以看出，基于多元線性回歸建立的數(shù)學(xué)模型擬合結(jié)果與試驗值基本相符，二者最大偏差為12.6%。通過以上驗證可知，曲率半徑回歸方程可以反映噴丸成形工藝參數(shù)與成形后單筋件沿展向曲率半徑的關(guān)系，能為實際帶筋壁板零件的噴丸成形工藝設(shè)計提供參考。

3 結(jié)論

1）各工藝參數(shù)對2024鋁合金試驗件曲率半徑的影響程度有一定區(qū)別，其中移動速度對曲率半徑的影響最大，預(yù)應(yīng)力的影響次之，噴丸氣壓的影響最小。隨著移動速度的增加，曲率半徑遞增；隨著噴丸氣壓及預(yù)應(yīng)力的增大，曲率半徑遞減。

2）建立了帶筋壁板變形曲率半徑與噴丸氣壓、移動速度、預(yù)應(yīng)力的定量關(guān)系回歸方程，其擬合值與試驗值偏差不超過12.6%，該回歸方程可為今后帶筋整體壁板零件噴丸成形工藝設(shè)計提供借鑒。

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Deformation Law of 2024 Aluminum Alloy Stiffened Integral Panel by Shot Peen Forming

LI Feng1, WANG Ming-tao2,3,4, BAI Xue-piao2,3,4, TIAN Shuo2,3,4

(1. Naval No.5 Military Delegate Office in Beijing Area, Beijing 100041, China; 2. AVIC Manufacturing Technology Institute, Beijing 100024, China; 3. Aeronautical Key Laboratory for Plastic Forming Technologies, Beijing 100024, China; 4. Beijing Key Laboratory of Digital Plasticity Forming and Equipment, Beijing 100024, China)

The work aims to obtain the deformation law of outer surface of 2024 aluminum alloy panel under different shot peen parameters. Three technological parameters, i.e. shot peen pressure, moving velocity and prestress, were selected as factors to carry out orthogonal experiment of prestressed shot peen forming, and the deformation law of single-reinforcement workpiece was studied under different parameter combinations. The technological parameters were moving velocity, prestress and shot peen pressure in the order of effect on the deformation of single-reinforcement workpiece. The regression equation between the curvature radius of 2024 aluminum alloy single-reinforcement specimen after shot peen forming and pressure, moving velocity and prestress was obtained, and the deviation between the fitting value and the experimental value was less than 12.6%. The effect law of shot peen forming parameters on the bending deformation of single-reinforcement workpiece is obtained, and the model of the effect of technological parameters on the curvature radius is established, which can provide a reference for the shape control of such structures in shot peen forming in the future.

shot peen forming; stiffened integral panel; 2024 aluminum alloy; orthogonal experiment

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.09.003

TG30；V261

A

1674-6457(2022)09-0018-06

2022–06–12

國家重點(diǎn)研發(fā)計劃（2017YFB0306303）

李鋒（1980—），男，碩士，副主任工程師，主要研究方向為材料加工工程。

王明濤（1986—），男，碩士，高級工程師，主要研究方向為噴丸及蠕變時效成形技術(shù)。

責(zé)任編輯：蔣紅晨