長桁結構件超聲波噴丸成形穩定性及參數優化

梁思瑞 張 煒 姜 偉 魯世紅 霍元澤

（1.中航西安飛機工業集團股份有限公司，西安 710048；2.南京航空航天大學 機電學院，南京 210016）

超聲波噴丸技術是一種新興噴丸成形與校形技術，不僅具有傳統噴丸成形的各項優點，而且能獲得比傳統噴丸技術更深的殘余壓應力場，從而實現復雜雙曲型面的精確校形[1-2]。單長桁結構件的噴丸成形和校形研究是機翼整體壁板成形與校形研究的基礎[3]。本文主要研究鋁合金長桁結構件超聲波噴丸的穩定性和噴丸成型與校形工藝參數優化方法。

1 超聲波噴丸穩定性分析

1.1 超聲波噴丸成形失穩類型

長桁結構件在超聲波噴丸過程中會因受到撞針沖擊方向的沖擊力和板平面內的誘導力作用而產生失穩現象[4-5]。當撞針沖擊引起板材發生塑性變形且殘余壓應力大于反向塑性變形時，工件表面會產生與理想變形方向相反的變形。這種變形表現為材料的整體反向彎曲變形，稱為整體失穩狀態。當撞針沖擊板材局部區域造成誘導壓應力集中時，可能導致該局部區域達到臨界失穩狀態，稱為局部失穩狀態。

1.2 超聲波噴丸整體失穩技術研究

采用ABAQUS軟件對超聲波噴丸整體失穩進行預測性研究，并采用Johnson-Cook模型描述結構件的動態響應，表達式如下：

式中：εp為真實塑性應變；ε˙*為無量綱應變速率；ε˙0為參考塑性應變速率（取值為0.001～1.000 s）；ε˙為有效塑性應變速率；T為環境溫度；T0為室溫；Tm為材料熔點溫度；A為材料屈服應力，設定為571 MPa；B為冪指數系數，設定為185 MPa；C為硬化系數，設定為0.008 3，n為硬化指數，設定為0.7；m為溫度指數，設定為1。

分析不同厚度長桁結構件相同振幅下的變形規律和超聲波噴丸整體失穩噴丸參數，見表1。

表1 整體失穩噴丸參數

分析處理實驗數據可得：不同噴丸振幅與噴丸弧高之間的關系如圖1所示。圖1中弧高值為正表示向理想變形方向的變形，弧高值為負則表示出現整體失穩。

圖1 沖擊振幅對噴丸弧高值影響

1.3 超聲波噴丸局部失穩技術研究

在實際生產中，局部失穩狀態表現為局部區域曲率大且不連續。因此，可采用多元回歸方法，擬合超聲波噴丸成形曲率與工藝參數之間的關系。超聲波噴丸的沖擊振幅和噴丸時間為兩個重要的可控工藝參數。根據生產實踐經驗，在有限區域內，噴丸時間越長，局部區域受噴次數越多，越易導致失穩變形。因此，通常使用噴丸時間密度作為控制參數，定義式為：

式中：β為噴丸時間密度；t為噴丸時間；s為噴丸區域面積。

采用Origin擬合方法，以如表2所示的噴丸參數，處理腹板厚度為2 mm的鋁合金長桁結構件。根據實際生產經驗，只有沖擊振幅大于40%才會發生局部失穩。因此，僅擬合沖擊振幅小于40%的情況。得到的局部失穩臨界噴丸時間密度與沖擊振幅的關系如圖2所示，可見噴丸時間密度隨著噴丸振幅的增加而減少。

表2 局部失穩噴丸參數

圖2 局部失穩時間密度與沖擊振幅的關系

1.4 超聲波噴丸成形和校形參數選擇策略

通過研究可得，在實際生產中，為避免產生失穩，應遵循以下策略。首先，避免選擇小于20%的沖擊振幅。其次，當結構件厚度在2.0～2.9 mm時，沖擊振幅應選擇在40%～60%。噴丸振幅大于65%后，沖擊振幅隨著厚度增加而增加，以減緩整體失穩狀態。再次，當結構件厚度達到3.2 mm時，結構件的剛度較強，不會再出現失穩現象，因此應盡量選擇合適的結構件厚度。最后，合理控制超聲波噴丸時間密度與沖擊振幅的關系，避免產生局部失穩現象。當沖擊振幅較大時，應采用較小的噴丸時間密度。

2 超聲波噴丸成形試驗

2.1 試驗目的與實驗裝置

根據關于失穩現象的分析可知，沖擊振幅和噴丸時間密度是影響超聲波噴丸穩定性的兩個重要工藝參數。因此，為了探索機翼薄壁加筋整體壁板的超聲波噴丸成形工藝方法與準則，在避免產生失穩的工藝參數范圍內進行了鋁合金長桁結構件超聲波噴丸成形試驗。試驗過程中采用法國SONATS公司生產的手提式Stress voyager UNS B02-3超聲波噴丸設備。

2.2 試驗材料及結構

試驗件分別采用編號為A、B、C、D的4組2024-T351材料的典型單長桁結構件，每組各5件。除腹板厚度外，4組單長桁結構件其余尺寸相同，其中A、C兩組試驗件腹板厚度為2 mm，B、D兩組試驗件腹板厚度為4 mm。

2.3 試驗方法

選擇A、C試驗件的撞針直徑為1.2 mm，B、D試驗件的撞針直徑為3 mm。各組內5件試驗件的沖擊振幅分別為25%、35%、45%、55%和65%，噴丸時間預設為90 s。試驗選擇如圖3所示腹板中央位置的F點和筋頂中央位置的G點作為展向成形曲率測量點，跨距分別為200 mm和500 mm。選擇圖3中A、B、C、D、E這5個點作為弦向成形曲率測量點，跨距為120 mm。

圖3 弧高測量點

3 試驗結果與討論

壁板的最終成形量受沖擊振幅、噴丸時間和初始外形曲率的影響，需要按照以下函數關系進行多元線性回歸分析：

式中：a、b、n、c均為常數；f為沖擊振幅；t為噴丸時間；K'為零件的初始外形曲率。

以沖擊振幅、噴丸時間和初始外形曲率為自變量，試件的最終成形曲率為因變量，根據各試件的5個弦向曲率測量點，可得到5個線性回歸方程。確定各點的線性回歸方程時，要以線性回歸擬合相關系數較大為宜，最終分別選擇A試件B點、B試件A點、C試件D點和D試件C點處的線性回歸方程作為A、B、C、D各試驗件的弦向成形曲率、沖擊振幅、噴丸時間和初始外形曲率的關系方程。

整理如下：

通過弦向成形曲率回歸方程可以看出：在試件弦向初始外形曲率K'一定的情況下，噴丸時間T對弦向最終成形曲率的影響更大；從回歸方程中K'的系數可以看出，弦向初始外形曲率K'對試件弦向最終成形曲率K影響較大且為正相關。可見，弦向初始外形曲率越大，弦向最終成形曲率越大。

采用同樣的方法對A、B、C、D試件的展向成形曲率進行多元線性回歸分析，整理出4種試驗件的展向成形曲率的回歸方程如下：

通過展向成形曲率回歸方程可以看出：由于4組試驗件均為薄壁加筋結構，筋條的存在顯著加強了試件的展向變形剛性，使其在超聲波噴丸成形后的展向變形量非常小；在沖擊振幅、噴丸時間和展向初始外形曲率中，沖擊振幅和噴丸時間對展向成形曲率的變化影響非常小，而展向初始外形曲率對展向成形曲率的影響則相對較大。

根據以上結論，可得出適用于生產實際的兩點超聲波噴丸參數優化設計方法。第一，實際超聲波噴丸成形生產過程中，常因噴丸時間選擇不當而需要反復校形，從而影響生產效率并造成浪費。為避免該問題，可根據試驗研究所得出的經驗公式，先選擇合適的沖擊振幅，再求出相應的噴丸時間，從而減少反復校形次數，提高生產精度和效率。第二，因為筋條的存在顯著加強了薄壁長桁結構件的展向變形剛性，所以其展向外形噴丸成形相對較難，一般展向成形曲率值遠小于弦向成形曲率值。因此，在實際噴丸成形生產中，要嚴格控制薄壁長桁結構件的展向初始外形曲率。

4 結語

本文分析超聲波噴丸整體失穩狀態及相同振幅下的變形規律，得出噴丸振幅與噴丸弧高之間的關系。通過多元回歸方法，擬合分析超聲波噴丸過程中結構件局部失穩的臨界噴丸時間密度與沖擊振幅的關系，總結出了可指導生產實踐的不同厚度區間的薄壁結構件噴丸參數選擇策略。根據超聲波噴丸試驗結果，得出超聲波噴丸弦向和展向成形曲率的一般規律以及適用于生產實際的超聲波噴丸參數優化設計方法，即根據所得經驗公式選擇合適的振幅，求出相應噴丸時間，進而確定合理的噴丸時間。在實際生產過程中，因為展向噴丸成形較困難，所以要嚴格控制薄壁長桁結構件的展向初始外形曲率。