喷丸成形2024铝合金整体带筋壁板变形规律研究

李锋，王明涛，白雪飘，田硕

喷丸成形2024铝合金整体带筋壁板变形规律研究

李锋1，王明涛2,3,4，白雪飘2,3,4，田硕2,3,4

（1.海装驻北京地区第五军事代表室，北京 100041；2.中国航空制造技术研究院，北京 100024；3.塑性成形技术航空科技重点实验室，北京 100024；4.数字化塑性成形技术及装备北京市重点实验室，北京 100024）

获得2024铝合金在不同喷丸参数下壁板外表面的变形规律。选取喷丸气压、移动速度、预应力3个工艺参数作为正交试验因素进行预应力喷丸成形正交试验，研究在不同参数组合下单筋件的变形规律。工艺参数按对单筋件变形量影响程度从大到小的顺序依次为：移动速度、预应力和喷丸气压。获得了2024铝合金单筋试验件喷丸成形后曲率半径与气压、移动速度和预应力之间的回归方程，其拟合值与试验值偏差小于12.6%。获得了喷丸成形工艺参数对单筋件弯曲变形的影响规律，建立了工艺参数与曲率半径的回归方程，可为今后带筋壁板零件的喷丸成形工艺设计提供参考。

喷丸成形；带筋壁板；2024铝合金；正交试验

随着飞机对节省燃料和提高耐久性的需求日益增加，整体轻量化制造技术对机体结构减重、提高飞机可靠性的意义愈加重大。用带筋整体壁板替代传统蒙皮+长桁铆接结构，不仅可以大幅减轻结构重量，还能够提高机体的结构强度。然而，带筋整体壁板中筋条结构的变形抗力较大，零件成形难度大大增加[1-2]。预应力喷丸成形是目前服役的大型飞机金属机翼壁板的主要成形方法[3-4]，其原理是在喷丸成形前通过特殊工具对壁板进行预弯曲，使零件受喷表面存在附加弹性应力，经过成百上千弹丸高速撞击后，零件表层材料发生塑性变形延展而产生内应力变化，卸除预加载荷后，零件在内部应力的作用下向受喷面凸起而发生变形。大量研究表明，铝合金材料预应力喷丸成形的曲率是相同参数下常规喷丸成形曲率的2～3倍。喷丸成形工艺参数众多，如弹丸直径、弹流量、喷丸气压、覆盖率、预应力等，如何优化组合各种工艺参数以获得精确的零件外形，是大型整体壁板制造技术的关键。

长期以来，人们对喷丸成形进行了大量研究[5-7]。Miao等[8]使用薄带进行了预应力喷丸成形试验。Gariepy等[9]研究了板料轧制方向喷丸成形变形规律。Russig等[10]以空客A380机身部件中使用的GLARE为例，研究了纤维金属层压板的喷丸成形过程。此外，国内外学者对喷丸成形进行了大量有限元模拟相关研究工作[11-20]。然而，这些研究并没有过多关注喷丸成形带筋整体壁板沿长度方向的塑性变形规律。新型飞机机翼壁板筋条刚性增加，外形曲率复杂，这对喷丸成形技术提出了更高的技术要求。因此，文中以2024铝合金单筋壁板为材料进行了预应力喷丸成形试验，建立了曲率半径与喷丸成形工艺参数之间定量关系的回归公式，以期为新型飞机的带筋整体壁板喷丸成形工艺设计提供参考。

1 试验

1.1 材料

试验材料为飞机机翼壁板常用材料2024铝合金，其力学性能如表1所示。试验件为单筋条截面形式的整体壁板，长度为1 200 mm，中性层距离蒙皮外表面14 mm，截面示意图如图1所示。试验件由厚度80 mm的2024铝合金预拉伸板材铣削加工制成。

表1 2024铝合金力学性能

Tab.1 Mechanical properties of 2024 aluminum alloy

图1 试验件截面图

1.2 方法

喷丸成形过程中影响单筋件变形能力的主要因素如下：（1）弹流速度，可以通过控制喷丸气压实现对弹流速度的控制；（2）覆盖率，喷射时间直接影响零件受喷区域的覆盖率，可以通过控制零件的移动速度反映该参数的影响；（3）预应力，可以通过预弯曲率半径的变化反映该参数的变化。为了建立试验件变形后最小曲率半径与喷丸成形参数之间的定量关系，设计了三因素三水平正交试验。根据L9(34)正交表进行试验，通过回归方程来分析各因素对成形曲率的影响程度。在每组试验件喷丸成形前后，利用跨距为140 mm的弧高仪测量试验件中心点沿长度方向的弧高值。将喷丸前后的弧高值之差Δ代入式（1），计算得到试验件喷丸成形后的曲率半径。

式中：为弧高仪跨距。

1.3 喷丸成形试验

1.3.1 喷丸成形参数设计

试验设备选择MPF15000数控喷丸机，正交试验参数如表2所示。行业规范限制了喷丸成形后的弹坑直径，为了满足规范要求，设计最大喷丸气压为0.5 MPa。考虑喷丸后表面质量的要求，试验件移动速度最小为1 000 mm/min，预应力值为屈服强度s的50%～90%，弹丸为APB1/8渗碳钢球，喷射距离为300 mm，喷丸角度为90°，弹丸流量为12 kg/min。由喷丸成形及板材弯曲原理可知，单筋件蒙皮凸起变形的喷丸区域为蒙皮外表面，如图2所示。

表2 正交试验参数

Tab.2 Orthogonal experiment parameters

图2 喷丸成形区域示意图

1.3.2 预应力计算

利用ABAQUS软件对试验件进行预弯有限元模拟，根据有限元计算结果得到不同最大应力下单筋件的曲率半径，进而拟合建立单筋件最大应力与最小弯曲半径的定量关系。设计半径为7 500 mm的弧面为刚性模具型面，选取1/4对称模型，在零件筋条上表面施加均布载荷，固定模具，使零件弯曲，预应力有限元模型如图3所示。

图3 预应力有限元模型

采用静态算法模拟零件预弯过程，由于弹性阶段零件的应力与应变呈线性关系，因此曲率半径与零件预弯最大应力必然存在一定关系。当最大应力为364.4 MPa时，零件等效应力分布云图如图4所示。

图4 最大应力为364.4 MPa时等效应力分布

提取零件在6组不同弯曲状态下的最大应力及曲率半径，如表3所示。对表3数据进行曲线拟合，如图5所示，进而得到蒙皮外表面曲率半径与零件最大应力的关系式，同时推算出零件达到各最大应力时的曲率半径。经过曲线拟合得到曲率半径与最大应力的关系式如式（2）所示。

表3 曲率半径模拟值与最大应力

Tab.3 Relationship between curvature radius and maximum stress

图5 最大应力与曲率半径拟合曲线

使用专用工装对单筋件进行预应力施加，加载方式为“三点弯”，如图6所示。对单筋件施加的最大预应力为零件弯曲过程中的最大应力。利用式（2）可分别计算出零件预应力为90%s、70%s、50%s时的曲率半径以及对应的弧高值，如表4所示。

图6 喷丸成形前对试验件预弯

表4 3组预应力及预弯弧高值表

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

2 结果与分析

2.1 喷丸成形后变形结果

喷丸成形后9组试验件均呈现出蒙皮外表面凸起变形的特征，这是由于喷丸过程中直径为3.18 mm的弹丸撞击试验件外表面，使受喷表面材料表层向四周延展，在内应力平衡的作用下产生了凸起弯曲。试验件中心点沿长度方向（展向）的曲率半径为32 667～72 059 mm，具体数值如表5所示。

2.2 正交试验极差分析

为揭示喷丸气压、移动速度和预应力3个主要参数对曲率半径的影响规律，采用极差方法进行分析。将试验数据进行分类处理，将每个因素同一水平的试验数据分为一组，并计算出每组试验数据的平均值，试验件喷丸变形量极差分析如表6所示。3个因素极差对比柱状图如图7所示。可以看出，各因素中喷丸气压极差最小，而移动速度极差最大。这意味着各因素按对单筋件弯曲变形量的影响程度从大到小的顺序依次为：移动速度、预应力和喷丸气压。

表5 正交试验曲率半径结果

Tab.5 Curvature radius results of orthogonal experiment

表6 试验件喷丸变形量极差分析

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

为定性分析不同水平下各因素对指标的影响规律，得到各因素与水平之间的关系曲线如图8—10所示。从图8可以看到，在喷丸气压从0.2 MPa至0.5 MPa的增大过程中，试验件沿展向的曲率半径近似线性减小。这说明喷丸气压的增大使渗碳钢球撞击试验件之前的动能变大，根据能量守恒定律可知，增加的能量会转化为试验件的弯曲变形能量，进而增加试验件变形量，使曲率半径变小。

图7 3个因素极差对比柱状图

移动速度对曲率半径的影响如图9所示。可以看出，试验件曲率半径随着喷丸过程中移动速度的增加而逐渐增大，且增加幅度呈减小趋势。这是因为在移动速度从1 000 mm/min到7 000 mm/min的变化过程中，在其他喷丸参数固定的情况下，喷丸覆盖率（试验件受喷打的覆盖率）变小。这导致材料表面弹坑的数量变少，弹坑周围材料的塑性延展累加量减小，从而试验件弯曲变形量减小，弯曲曲率半径增大。

图8 喷丸气压对曲率半径的影响

图9 移动速度对曲率半径的影响

单筋件预应力大小对喷丸成形后曲率半径的影响规律如图10所示。可见，当预应力从189.5 MPa逐渐增加到341.1 MPa时，沿长度方向的曲率半径逐渐减小，且减小幅度呈现加大的趋势。这说明预应力的增加使试验件受喷前表面产生更大的弹性应变，这加大了内应力的变化梯度，提高了单筋件的喷丸成形变形能力。附加弹性应变越大，喷丸成形后试验件的弯曲变形量越大。

图10 预应力对曲率半径的影响

2.3 曲率半径回归方程

为了获得曲率半径与各因素之间的定量关系，对进行回归分析。曲率半径与气压、移动速度和预应力σ之间的关系如式（3）所示。

式中：、、、为常数。

将式（3）两边取对数，如式（4）所示。

令=ln，0=ln，1=ln，2=ln，3=ln(σ+1)，则有：

利用Orgin软件多元线性拟合求得式（5）中的系数。得到回归方程如式（6）所示。

将正交试验3个因素的水平值分别代入相应的曲率半径回归方程中，得到拟合值与试验值的对比如图11所示。可以看出，基于多元线性回归建立的数学模型拟合结果与试验值基本相符，二者最大偏差为12.6%。通过以上验证可知，曲率半径回归方程可以反映喷丸成形工艺参数与成形后单筋件沿展向曲率半径的关系，能为实际带筋壁板零件的喷丸成形工艺设计提供参考。

3 结论

1）各工艺参数对2024铝合金试验件曲率半径的影响程度有一定区别，其中移动速度对曲率半径的影响最大，预应力的影响次之，喷丸气压的影响最小。随着移动速度的增加，曲率半径递增；随着喷丸气压及预应力的增大，曲率半径递减。

2）建立了带筋壁板变形曲率半径与喷丸气压、移动速度、预应力的定量关系回归方程，其拟合值与试验值偏差不超过12.6%，该回归方程可为今后带筋整体壁板零件喷丸成形工艺设计提供借鉴。

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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

国家重点研发计划（2017YFB0306303）

李锋（1980—），男，硕士，副主任工程师，主要研究方向为材料加工工程。

王明涛（1986—），男，硕士，高级工程师，主要研究方向为喷丸及蠕变时效成形技术。

责任编辑：蒋红晨