整體加強筋鋁合金板超聲噴丸成形工藝研究

繆 偉

整體加強筋鋁合金板超聲噴丸成形工藝研究

繆 偉

（南京電子設備研究所，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有限元模擬和試驗相結合的方法，研究整體加強筋板超聲噴丸成形工藝。對整體加強筋板與無加強筋板的模擬發現，加強筋對成形曲率影響明顯。通過對整體加強筋板的模擬與試驗，得出撞針速度與撞針直徑對整體加強筋板橫向曲率半徑影響規律：在不改變其他參數的前提下改變撞針速度，撞針速度小于4m/s時，曲率變化明顯，大于4m/s時變化趨于平緩；改變撞針直徑時，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；整體加強筋板；曲率半徑；殘余應力

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，其工況適應性廣、加工范圍大，能解決飛機制造過程中復雜、連續曲面外形壁板成形問題[1]。通過該技術成形的板材，不僅滿足航空航天領域結構高強度、長壽命的要求，還有效避免板材鉚接、焊接造成結構增重等其他問題。

超聲噴丸技術在法國等發達國家研究較多，但對整體加強筋噴丸成形研究較少。目前國外，Gariépy等對整體加強筋機翼壁板進行模擬噴丸研究，得出不同工藝參數對機翼壁板成形影響規律[2]；國內，中航工業西飛聯合西北工業大學基于大型飛機機翼整體加強筋板延展變形問題，得出整體加強筋板噴丸成形基本趨勢[3]。

當下基礎階段研究完全采用工藝試驗進行探索不符合經濟效益，且耗時量大，有限元模擬能有效解決這一問題。魯世紅運用ABAQUS軟件建立單彈丸撞擊模型，針對彈丸速度、直徑、入射角度、單彈丸撞擊次數對殘余應力影響做出定量研究，提煉出較為合理的工藝參數和對應的量化指標[4]。S. Larose通過模擬與試驗表明，采用彈塑性-粘塑性等效動態強化模型更能真實反映高速動態沖擊過程[5]。這些研究為本文建立噴丸沖擊模型，模擬整體加強筋板超聲噴丸成形提供理論基礎。

2 原理

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

應用彈性彎曲理論對超聲噴丸進行理論分析，將殘余應力視作外力施加于板材表面，板材產生彎矩，發生變形。板材單位周長彎曲力矩近似為：

式中：σ為殘余應力平均值；為殘余應力深度；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，殘余應力深度及大小決定成形量大小，其中殘余應力深度是板材彎曲變形量的關鍵因素。板材成形量隨殘余應力深度和大小的增大而增大。通過控制其深度和大小，調整成形量，達到精確成形目的。

3 有限元模擬

3.1 模型創建

ABAQUS/CAE模型參數與工程真實狀況應保持一致[8，9]。超聲噴丸成形過程是瞬間動態過程，高度非線性。板材表層在沖擊載荷作用下發生劇烈高應變速率的塑性變形，過程伴隨加工硬化、應變率效應和溫度軟化效應。2024鋁合金動態應力應變關系通過Johnson-cook模型表達，模型參數如表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

圖1 試驗件尺寸

3.2 有限元分析

3.2.1 有無筋條對成形效果的影響

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

本次研究根據工程實際，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、筋邊及兩端進行噴丸，共5處區域[11]，除中部區域寬度為40mm，其余寬度均為20mm，等距分布。

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

圖2 有無加強筋板殘余應力分布

3.2.2 不同撞針速度對成形效果的影響

撞針速度設為3m/s，3.5m/s，4m/s，4.5m/s，5m/s，5.5m/s。模擬結果得出，撞針速度增大，板材成形效果明顯。速度小于4m/s時，橫向曲率半徑變化顯著；速度為3m/s時，橫向曲率半徑為4096.2mm，而速度變為4m/s時，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為不同撞針速度下殘余應力分布，速度大于4m/s時，殘余應力雖有增加，但增加值較前明顯減少，對應板材橫向曲率半徑變化放緩，曲線整體趨于平緩。

圖3 撞針速度與橫向曲率半徑的關系

圖4 不同撞針速度下殘余應力分布

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系

模擬中撞針直徑設為1.2mm、2mm、3mm、4mm，覆蓋率設為150%，撞針速度為4m/s。

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

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

圖6 不同撞針直徑下殘余應力分布

4 試驗設備與試驗

試驗采用超聲噴丸成形數控機床完成。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。試驗時將試樣裝夾固定，不噴丸區域用專用膠帶黏貼遮蓋。

4.1 撞針速度對成形的影響

撞針速度決定沖擊力大小，對成形效果影響明顯[12]。試驗中撞針直徑為3mm，覆蓋率為150%，撞針速度為3.5m/s，4m/s，4.5m/s。如圖7從左到右，依次表示撞針速度為3.5m/s，4m/s，4.5m/s成形的試樣。

圖7 不同撞針速度超聲噴丸成形的試樣

圖8表示撞針速度大小對整體加強筋板橫向曲率半徑的影響。根據圖中曲線可知，撞針速度增加，板材橫向曲率逐漸減小。撞針速度分別為3.5m/s，4m/s，4.5m/s時，試驗值與模擬值吻合。

圖8 撞針速度和成形曲率半徑關系的有限元模擬與試驗研究對比

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，試驗值與模擬值吻合。

圖9 撞針直徑和成形曲率半徑關系的有限元模擬與試驗研究對比

5 結束語

通過對整體加強筋板超聲噴丸成形工藝的模擬和試驗研究，分析不同撞針速度與撞針直徑對成形曲率半徑的影響規律。建立整體加強筋板彎曲變形相應超聲噴丸成形工藝參數數據庫，為提高超聲噴丸成形精度及選擇相應工藝參數提供依據。

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

b. 撞針速度對整體加強筋板超聲噴丸成形橫向曲率半徑影響：撞針速度為3.5m/s時，橫向曲率半徑模擬值為2143.9mm，實驗值為2272.4mm；撞針速度為4m/s時，模擬值1035.5mm，實驗值為1160.6mm，模擬值與試驗值吻合，此區間內，橫向曲率半徑變化明顯。撞針速度大于4m/s時，試樣表面殘余應力趨于飽和，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筋板超聲噴丸成形橫向曲率半徑影響：撞針直徑為1.2mm 時，橫向曲率半徑模擬值為4110.3mm，試驗值為4452.1mm；撞針直徑為2mm時，模擬值為1739.8mm，實驗值為1602.7mm，模擬值與實驗值吻合，此區間內，橫向曲率半徑變化明顯。撞針直徑大于2mm時，殘余應力增加值減少，橫向曲率半徑變化趨于平緩。

1 劉峰，魯世紅，張煒. 超聲波噴丸技術的研究進展[J]. 航空制造技術，2016.14：24～28

2 Gariépy A, Cyr J, Levers A. Potential applications of peen forming finite element modelling[J]. Advances in Engineering Software, 2012.52:60～71

3 彭艷敏，陳金平，楊亮，等. 大型飛機整體壁板噴丸成形延展變形分析[J]. 航空制造技術，2017.9：97～100

4 華怡，魯世紅，高琳，等. 單丸粒撞擊金屬靶材的限元分析[J]. 材料科學與工程學報，2011.29(2)：1～6

5 Larose S. An analytical approach to relate shot peening parameters to Almen intensity [J]. Surface & Coatings Technology. 2010.20: 2055～2066

6 Kumar S. Surface nanostructuring of Ti-6Al-4V alloy through ultrasonic shot peening [J]. International Journal of Surface Science &Engineering, 2017.11: 23

7 Abramov V O, Sommer F. Surface hardening of metals by ultrasonically accelerated small metal balls [J]. Ultrasonics, 1998.36: 1013～1019

8 Gariépy A, Bridier F. Experimental and numerical investigation of material heterogeneity in shot peened aluminium alloy 2024-T351[J]. Surface & Coatings Technology, 2012.46: 1～16

9 孫杰，曲中興，張立武. 基于ABAQUS的TC11單顆粒砂帶磨削過程仿真[J]. 航天制造技術，2017(6)：21～25

10 王治業. 超聲波噴丸成形工藝參數優化及弧高值預測[J]. 材料科學與工藝，2017(33)：34～38

11 王旭. 噴丸成形及強化對2024HDT-T351板材疲勞特性的影響[J]. 表面技術，2017(8)：165～169

12 陳浩，曲中興，張立武. 航空航天整體結構件新型校形技術研究現狀[J]. 航天制造技術，2017(1)：11～16

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；研究方向：航空航天鈑金成形技術。