一种超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法与流程

本发明涉及机械加工制造技术领域，特别涉及一种超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法。

背景技术：

夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼一种重要的结构铸件，该类铸件长度规格多为大型、超长型且对刚度和加工精密程度有很高的要求。

现有技术中，超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的精密铸造成型方法并不完善，生产出来的结构铸件的质量稳定性较差。因此，需对现有技术进行改进，设计一种能使结构铸件的质量和精密程度处于较高水平的超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的精密铸造成型方法。

技术实现要素：

本发明提供一种超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法，提升产品的质量和精密程度。

为解决上述技术问题，本发明提供了一种超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法，包括：

采用zl205aa高强铝合金浇注成型整体尾翼；

对所述整体尾翼进行热处理；

对热处理后的整体尾翼进行数控加工，具体包括：

步骤1，对整体尾翼进行加工前基准测量，分别找平两侧翼平面后，加工见光；

步骤2，对尾翼进行外形整体三维扫描，同时，两侧翼平面按照网格区域进行壁厚测量；

步骤3，对照内型网格筋三维模型，结合外形扫描及蒙皮壁厚进行蒙皮内型逆向求解，计算出内型轮廓度及壁厚偏差；

步骤4，基于所述内型轮廓度和所述壁厚偏差，根据蒙皮壁厚均匀一致的原则及外形轮廓度总体尺寸满足设计要求的原则，制定左侧蒙皮和右侧蒙皮的基准调整方案；

步骤5，基于所述基准调整方案，以保证左侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对右侧平面四角进行基准调整，半精加工左侧蒙皮，以保证右侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对左侧平面四角进行基准调整，半精加工右侧蒙皮；

步骤6，重复步骤2、步骤3和步骤4，针对半精加工的结果，制定半精加工基准调整方案；

步骤7，基于半精加工基准调整方案，以保证左侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对右侧平面四角进行基准调整，精加工左侧蒙皮，以保证右侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对左侧平面四角进行基准调整，精加工右侧蒙皮；

步骤8，进行外形整体扫描并拟合两侧翼蒙皮的整体轮廓度；

步骤9，对两侧翼大平面蒙皮厚度进行检测；

步骤10，以两侧翼型面为基准，精加工外形轮廓四周；

步骤11，以外形轮廓及两侧翼型面为基准，对底座进行精加工，保证两册翼面相对与底座的对称度；

步骤12，对精加工的尾翼进行最终检测，保证总体尺寸后进行称重。

进一步地，所述对整体尾翼进行加工前基准测量，分别找平两侧翼平面后，加工见光包括：

以铸造加工工艺凸台为基准，进行外形手工划线；

以划线为基准，分别找平两侧翼平面后，进行粗加工见光。

进一步地，所述对尾翼进行外形整体三维扫描，同时，两侧翼平面按照网格区域进行壁厚测量包括：

将所述整体尾翼立于工作台上，对其外形进行整体三维扫描；

参照所述整体尾翼的理论模型和外形筋的位置，在两侧翼外平面上参照夹芯网格筋进行划线，形成网格筋方格；

测量所有网格筋内蒙皮的厚度，每个网格筋测量四个角落点及中心区域共5个位置的壁厚值。

进一步地，所述对照内型网格筋三维模型，结合外形扫描及蒙皮壁厚进行蒙皮内型逆向求解，计算出内型轮廓度及壁厚偏差具体包括：

以蒙皮外型面为基准，结合壁厚进行逆向反求拟合出内型面蒙皮三维模型；

以内型蒙皮三维模型为基准目标，采用最佳拟合将反求出的内型进行对比；

计算出内型轮廓度及壁厚偏差。

进一步地，所述采用zl205aa高强铝合金浇注成型整体尾翼包括：

设计整体砂型铸造成型工艺和铸件图以及浇铸系统并进行模拟仿真优化；

制造装配整体砂型铸造模具，并制造检测模具砂型的型芯和型腔，而后进行三维扫描检测；

配比熔炼高强铝合金zl205aa并进行整体尾翼挤压浇铸；

切割去除铝合金整体尾翼浇铸系统，得到铝合金整体尾翼铸件；

三维扫描检测铝合金整体尾翼铸件。

进一步地，所述配比熔炼高强铝合金zl205aa包括：

采用精a1锭和精铝熔铸的al、cu、mn、ti-b中间合金配制合金，将合金中的杂质控制在最低限度，合金中的主要杂质fe控制在0.1％以下；

通过控制合金成分为cu、mn、ti为合金强化元素，形成al-cu-mn-ti相沉淀强化；

其中，熔化后，在740-750℃时，加入al-ti-b中间合金搅拌10-15min，在710-730℃时，用六氯乙烷二氧化钛精炼剂精炼静置10-15min；浇铸前轻微搅拌。

进一步地，所述整体尾翼挤压浇铸包括：

在浇铸炉前，预热浇铸炉，使炉内温度大于40℃并保持干燥，控制湿度小于80％；

进行挤压浇铸；

其中，浇铸时的铝液温度控制在700-750℃之间；浇铸的铝液重量是铸件与浇铸系统总重量的1.5倍以上；挤压压力大于0.1mpa，以确保冲型的压力和速度；冲型时间大于30s，保压压力0.1～0.12mpa，保压时间300s以上；浇铸后炉温降到室温以后4小时再随炉冷却至室温后开炉。

进一步地，所述对所述整体尾翼进行热处理包括：

设计制造整体尾翼热处理工装，并将铸造的铝合金整体尾翼与热处理工装装配；

对铸造铝合金整体尾翼进行固熔及t6淬火处理，并以内型面为基准，采用最佳拟合方式对出炉后的铸件进行三维检测，控制变形量；

对铸造铝合金整体尾翼进行人工时效，而后进行三维检测，控制人工时效的变形量；

对铝合金整体尾翼铸件进行铸造缺陷检测，而后针对缺陷进行必要的修复；

整体尾翼本体取样与力学性能测试。

进一步地，所述对铸造铝合金整体尾翼进行固熔及t6淬火处理包括：

先将炉温升温至520℃保温2h，再升温至538℃保温10-18h出炉；

将整体尾翼铸件在铝合金淬火液中淬火；

其中，铸件入水时间和转移时间小于20s，水温不低于60℃；铸件以上下立式的方式入水，防止因淬火造成铸件变形；

在固熔处理过程中，将al2cu和cd融入固熔体(al-si-mg)用以细化合金的组织达到理想的性能。

进一步地，所述人工时效包括：

在台式干燥箱中进行整体尾翼铸件人工时效处理；

其中，人工时效时，升温至175℃，保温4-6h，出炉后空冷。

本申请实施例中提供的一个或多个技术方案，至少具有如下技术效果或优点：

本申请实施例中提供的超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法，针对产品的环境工况及结构特点需求，系统性的分析了超长型薄壁高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼整体砂型铸造、热处理、数控加工等各工艺专业环节的变形特点；在数控加工阶段，有效的控制了夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼各工艺环节的变形，保证了产品的气动外形、整体尾翼金属承力层壁厚均匀性，整体尾翼总体重量质心等关键技术指标；有效地攻克了超长型薄壁高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼精密铸造成型与加工过程中的系列关键技术，保证了超长型高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼精密成型加工制造的总体质量，降低了制造成本的同时缩短了制造周期。

附图说明

图1为本发明提供的超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的结构示意图。

具体实施方式

本申请实施例通过提供一种超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法，提升产品的质量和精密程度。

为了更好的理解上述技术方案，下面将结合说明书附图以及具体的实施方式对上述技术方案进行详细说明，应当理解本发明实施例以及实施例中的具体特征是对本申请技术方案的详细的说明，而不是对本申请技术方案的限定，在不冲突的情况下，本申请实施例以及实施例中的技术特征可以相互组合。

参见图1，一种超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法，包括：

采用zl205aa高强铝合金浇注成型整体尾翼；

对所述整体尾翼进行热处理；

对热处理后的整体尾翼进行数控加工。

也就是，分为砂型铸造成型与变形控制阶段、热处理变形控制阶段以及数控加工变形控制阶段；涉及的工艺专业有zl205a铝合金整体尾翼砂型铸造、zl205a铝合金整体尾翼热处理变形控制、zl205a铝合金铸造整体尾翼数控加工变形控制、三维数字化摄像扫描检测技术等，属于多工艺协同集成制造精密成型与变形控制方法。

下面将具体说明。

第1阶段：超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼砂型铸造成型方法，包括以下步骤：

设计整体砂型铸造成型工艺和铸件图以及浇铸系统并进行模拟仿真优化；

制造装配整体砂型铸造模具，并制造检测模具砂型的型芯和型腔，而后进行三维扫描检测；

配比熔炼高强铝合金zl205aa并进行整体尾翼挤压浇铸；

切割去除铝合金整体尾翼浇铸系统，得到铝合金整体尾翼铸件；

三维扫描检测铝合金整体尾翼铸件。

具体来说，根据产品的材料特性、空间尺度、整体刚性、重量质心、设计基准等结构特征要求，结合al-si系zl205aa铝合金的整体砂型铸造工艺性，选择合适的整体砂型铸造方法；本成型方法采用呋喃树脂砂进行型整体砂型铸造，它有效的规避了超长型铝合金薄壁整体尾翼融模铸造、金属模高压铸造、金属模重力铸造不可实现的劣势。在正确选择整体砂型铸造成型方式的基础上，依据设计要求整体铸造后产品的内型面无法加工，在通过超声波测厚仪反复测量壁厚的基础上，最终保证产品外形的完整性、壁厚的均匀性、质量质心的公差要求；铸件图的设计依据上述要求结合铸件的收缩特性、保证外形面各面的轮廓度、平面度、平行度、对称度、同轴度以及型腔内加强筋的位置度和加强筋的宽度、高度、壁厚等几何尺寸，结合铸造铝合金al-cu系材料整体砂型铸造时各向异性的特点，设计长宽高(笛卡尔坐标x、y、z三个方向或依据相应的圆柱坐标或球坐标)分别为0.9％、0.85％、0.8％不同的的收缩率从而有效的保证铸件质量；需特别说明的是各铸件结构尺寸不同，其收缩率设置略有差异，控制精度需小于0.1％。结合收缩率和整体尾翼产品尺寸完成铸件图的设计，铸件图余量设计是长宽方向单边余量小于20mm，厚度方向单边余量小于10mm；三个方向余量设计的依据其一是双层蒙皮铸造难度较大，其次是后续机械加工过程中需要进行基准调整，用以保证金属切削加工过程中产品的总体外形尺寸，两侧大翼面蒙皮的厚度及平面度、平行度和对称度。

浇铸系统设计及模拟仿真的核心在于有效的保证浇铸时的冲型完全可靠，本特征采用了底注式缝隙混合浇铸系统，浇铸系统采用水平卧式和垂直立式两种浇道，垂直式浇铸系统不需要开口而水平是浇铸系统需要开口后补孔；浇铸方式分别采用了反重力底注式浇铸和反重力底注式挤压浇铸两种方式，从整体砂型铸造变形的风险和结果来看，反重力底注式挤压浇铸优于反重力底注式浇铸，其冲型更完整同时带压力浇铸规避了很多疏松缩孔等缺陷；本特征分别采用了procast/hustcae/anycasting等三种整体砂型铸造模拟软件进行模拟分析，对水平卧式浇铸和垂直立式浇铸分别进行模拟和试验，对试验结果综合评比后择优确定批量生产的浇铸系统，规避了整体砂型铸造时可能出现的裂纹、宿松、缩孔整体砂型铸造缺陷，同时规避了浇铸系统凝固后刚性过强或者刚性过弱而导致后续铸件固熔处理、淬火完全时效、浇铸系统去除等阶段的大变形风险。浇铸系统设计时需实时对铸件图不完美之处进行完善，比如刚性不足或者不利于冲型的区域进行局部增加，浇铸后再进行去除。

整体呋喃树脂砂砂型铸造模具设计及制造装配的特征关键核心在于，由于是超长型薄壁整体尾翼铸造成型模具，因结构尺寸的限制无法采用整体模具结构而必须采用拼装的组合模具结构；因此模具的拼装组合定位方式、模具组合块之间采用的连接件、模具镶块设计、模具制造方式、模具装配等至关重要。本特征采用水平卧式和垂直立式两种拼装组合方式；为保证各网格筋的宽度、高度及网格筋之间的位置度，网格筋部位的模具镶块采用呋喃树脂砂喷特殊涂料以控制凝固时的变形收缩。为保证产品的内型及收缩导致的变形不均匀，内型腔模具采用铝合金模具进行翻砂后确保内腔的尺寸精确；外模采用木模进行翻砂制造外模型腔以减小模具制造成本；模具制造方式全部采用数控加工，从而保证内外模的型面精度。为提高铸件本体力学性能，四周轮廓均采用厚度大于20mm的冷铁；外部砂型的模具厚度采用大于100mm以上的呋喃树脂砂作为模壳，以快速吸收冷却过程中的热量。

造型材料采用的是70～140目的擦洗砂和pepset树脂混合而成的树脂砂；树脂砂主要可以保证零件各部分尺寸精度，且型砂强度好，不变形，能使铸件表面光洁、美观，且树脂砂溃散性好，易清砂；为了提高铸件的内表面光洁度和提高型芯的表面强度，型芯在起模后，工艺规定在型芯形成铸件的表面使用快干涂料涂刷2～3次并抛光；

整体砂型铸造模具三维扫描检测的特征在于，内外型模具组合前，需分别对内模、外模进行三维扫描检测，重点是对内模进行三维检测，确保网格筋的几何尺寸精度；外模在合模前采用常规的尺寸检测，合模采用标准的一面两销的方式进行装配，确保在整体砂型铸造收缩的情况下，外形的加工余量足够确保外形的轮廓度的前提下余量尽肯能小，以减少后续的金属切削加工周期。将整体砂型铸造模具内模三维摄像扫描的点云与模具理论三维模型进行拟合对比，所有三维摄像扫描检测的拟合方式统一为最佳拟合方式(bestfit)，将内模拟合后的彩色点云图中红色和黄色的高点区域通过手工打磨的方式除去，确保内模轮廓度与理论要求95％以上面积的区域一致。

通过采用高纯合金锭配制合金，优化合金成分，采用铝钛硼中间合金细化合金组织，同时添加一定比例的铜元素和微量的镍元素，采用高纯氩气精炼合金，优化热处理制度等手段使合金性能大幅度提高，为高性能铸件的研制提供了材料基础。首先采用高纯铝及高纯中间合金配制zl205a合金，并优化合金元素含量。采用精a1锭和精铝熔铸的al、cu、mn、ti-b中间合金配制合金，将合金中的杂质控制在最低限度，合金中的主要杂质fe控制在0.1％以下，使合金“纯化”；其次通过控制合金成分及杂质元素含量来实现控制合金组织中的相组成：cu、mn、ti为zl205a合金主要强化元素，形成al-cu-mn-ti相沉淀强化；si为杂质元素含量高时，初生硅会影响合金的强度和伸长率，因此si杂质含量必须控制在标准下限；mn的含量应充分与cu形成足量的mn&cu相，成分应在中限以上；ti对仅相有细化作用，在标准成分范围内，可将ti设为高限。晶粒细化合金组织可以提高合金的强度和伸长率，本研究中采用熔化后再740-750℃c时加入al-ti-b中间合金搅拌10-15min，在710-730℃是用六氯乙烷二氧化钛精炼剂精炼静置10-15min,浇铸前轻微搅拌。

铝合金底注式反重力挤压浇铸的特征在于，浇铸前确保浇铸炉内的温度大于40℃以上进行预热并干燥，并控制湿度小于80％；浇铸时的铝液温度控制在700-750℃之间，本特征采用720-750℃之间，冬季和夏季温度差控制在10℃左右；浇铸的铝液是铸件+浇铸系统总重量的1.5倍以上，本系列整体尾翼采用的坩埚容量最小不得低于200公斤，挤压压力大于0.1mpa，以确保冲型的压力和速度；冲型时间30s，保压压力0.1～0.12mpa，保压时间300s；浇铸后炉温降到室温以后4小时再随炉冷却至室温后开炉。

在清除外型树脂砂后进行浇铸系统的去除，内型需要通过冲水形成密闭回路通过水流冲刷配合振动，将蒙皮夹层网格筋中的砂芯去除；采用传统的手工切割或机械切割均将外形的浇铸系统去除，该步骤采用手工等离子切割时，要避免切割位置略远离铸件本体以造成对表面的损伤和刚度损失过大；采用机械切削方式去除时要进行合理的装夹定位，避免加工应力过大导致铸件变形。

清除铸件内型的砂芯和外型的浇道后，对铸件外型面进行三维摄像扫描，将扫描的点云和铸件三维理论外形进行对比，分析出其外形轮廓度；本特征因内型腔里面三维扫描无法进行，外形面进行三维扫描后配合蒙皮壁厚测量，通过三维软件进行逆向求解，从而判断铸件的内型腔轮廓度等是否满足保证壁厚加工余量的要求，铸件的收缩率控制是否符合设计目标；该数据可作为后续批量生产余量和收缩率设计优化的依据。

第二阶段为超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼热处理变形控制阶段；所述对所述整体尾翼进行热处理包括：

设计制造整体尾翼热处理工装，并将铸造的铝合金整体尾翼与热处理工装装配；

对铸造铝合金整体尾翼进行固熔及t6淬火处理，并以内型面为基准，采用最佳拟合方式对出炉后的铸件进行三维检测，控制变形量；

对铸造铝合金整体尾翼进行人工时效，而后进行三维检测，控制人工时效的变形量；

对铝合金整体尾翼铸件进行铸造缺陷检测，而后针对缺陷进行必要的修复；

整体尾翼本体取样与力学性能测试。

下面具体说明。

根据铝合金材料热膨胀系数、强度结合整体尾翼的刚性，选择同种材料的铝合金作为热处理工装的材料选型，刚性方面着重于工装的刚度略高于铝合金整体尾翼本体的刚度或者通过封闭连接设计，将工装和整体尾翼壳体连接后形成一个封闭的整体，从而控制整体尾翼热处理的变形。刚性通过ansys软件进行计算分析求解，同时计算其温度热变形处于弹性范围内。

整体尾翼热处理定位工装首先保证连接可靠，其次要结合温度热变形趋势，保证整体尾翼加热过程中的热膨胀的自由度。因此整体尾翼热处理定位工装制造时配合面的装配采取适当的拧紧力矩，力矩过大过小均不利；所有连接销均采用铝合金材料。整体尾翼+工装定位装配后，进行三维扫描检测，记录整体尾翼的外型面轮廓度，并作为后续变形检测的基准；另外一种方法是通过设置吊具，将尾翼悬空于空中利用重力的优势进行后续热处理工序，减小热处理过程中因产品放置的不对称性导致的热变形。

al-cu系zl205a铸造合金热处理时对合金性能的影响因素有固溶处理温度、固溶处理时间、淬火介质温度、时效温度、时效时间等；为了获得最大的固溶效果，通常将固溶温度尽可能升到共晶温度附近，但不能发生过烧；选择适当的工艺参数，使合金性能得到有效提高，具体固溶参数是先升温至520℃保温2h，再升温至538℃保温10-18h出炉；固溶处理后在专用的铝合金淬火液中淬火，尽量缩短铸件入水时间，转移时间小于20s，水温不低于60℃；淬火装炉要确保铸件上下立式入水，防止因淬火造成铸件变形，铸件热处理合理设计摆放方式、入水方向和工装夹具非常重要。然后通过固熔处理时将al2cu和cd融入a固熔体(al-si-mg)来细化合金的组织达到理想的性能。

固熔处理及t6淬火热处理后进行三维扫描检测，以内型面为基准，采用最佳拟合方式进行检测。将检测结果首先与t6前的模型进行比较，从而可以判断出t6热处理工艺及浇道除去及工装设计是否合理；同步判断出工装+整体尾翼整体连接后是否发生变形；在此基础上，将定位工装拆除后，进行整体尾翼自身的三维扫描，并将扫描结果与整体尾翼进炉前的状态进行对比，从而检测出整体尾翼热处理的变形量；进一步将扫描结果与理论目标值进行比对，作为最终铸件变形量和是几何尺寸验收的判据；在各环节控制较好的情况下，可以有效的进行整体尾翼应力均匀化的同时避免热处理带来的变形风险；依据检测结果，此时外形大平面翘曲变形需控制在小于1.0mm以内。

去除热处理工装后，在台式干燥箱中进行整体尾翼铸件人工时效处理，铸件热处理合理设计摆放方式、入水方向和工装夹具非常重要；时效参数是升温至175℃，保温4-6h，出炉后空冷。

进行人工时效后，进行整体尾翼外形的三维扫描，并将扫描结果与人工时效前的状态进行对比，从而检测出整体尾翼热处理人工时效的变形量；人工时效可以有效的进行整体尾翼应力均匀化和铸造残余应力的消除，从而减少因残余应力及应力不均匀导致的后续加工变形量；依据检测结果，此时外形轮廓度变形在0.2mm左右。

最终进行铸件的x光和荧光检查，确认宿松、缩孔、裂纹是否存在；并依据铸件的缺陷决策是否进行补焊或者其他的修补措施。需重点说明的是，在浇铸系统设计合理、铸液冲型压力和冲型量足够的基础上，进行铸造工艺改进和模具修正等；铸件表观的微裂纹可通过打磨消除，表观敞开的缩孔可以通过补焊消除或者进行止裂孔规避裂纹的扩散。

整体尾翼经过t6热处理和人工时效后，在性能方面可以有效的保证铸件内部组织的致密性，其性能达到高强铝合金的行业标准要求；对整体尾翼的前后端面、窗口本体部位进行力学性能取样；分别测试常温、150℃高温和200℃高温状态下抗拉强度、屈服强度、延伸率的测试；结果表明最先冷却的部位如底座其力学性能低于最后冷却的蒙皮本体部位的性能，表明冷却速度对于铸件的性能有较大影响；本特征经过多次证明，通过合理的冶炼工艺配方、合理的浇铸系统设计、合理的铸造工艺参数及热处理工艺参数改进，可以有效的提高铸件的常温和高温力学性能与延伸率指标。

第三阶段，超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼数控加工变形控制阶段，包括以下步骤：

步骤1，对整体尾翼进行加工前基准测量，分别找平两侧翼平面后，加工见光；

步骤2，对尾翼进行外形整体三维扫描，同时，两侧翼平面按照网格区域进行壁厚测量；

步骤3，对照内型网格筋三维模型，结合外形扫描及蒙皮壁厚进行蒙皮内型逆向求解，计算出内型轮廓度及壁厚偏差；

步骤4，基于所述内型轮廓度和所述壁厚偏差，根据蒙皮壁厚均匀一致的原则及外形轮廓度总体尺寸满足设计要求的原则，制定左侧蒙皮和右侧蒙皮的基准调整方案；

步骤5，基于所述基准调整方案，以保证左侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对右侧平面四角进行基准调整，半精加工左侧蒙皮，以保证右侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对左侧平面四角进行基准调整，半精加工右侧蒙皮；

步骤6，重复步骤2、步骤3和步骤4，针对半精加工的结果，制定半精加工基准调整方案；

步骤7，基于半精加工基准调整方案，以保证左侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对右侧平面四角进行基准调整，精加工左侧蒙皮，以保证右侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对左侧平面四角进行基准调整，精加工右侧蒙皮；

步骤8，进行外形整体扫描并拟合两侧翼蒙皮的整体轮廓度；

步骤9，对两侧翼大平面蒙皮厚度进行检测；

步骤10，以两侧翼型面为基准，精加工外形轮廓四周；

步骤11，以外形轮廓及两侧翼型面为基准，对底座进行精加工，保证两册翼面相对与底座的对称度；

步骤12，对精加工的尾翼进行最终检测，保证总体尺寸后进行称重。

下面将具体说明。

依据铸造加工工艺凸台为基准，进行外形手工划线；参照划线基准，分别找平两侧翼平面后，进行粗加工见光。

将尾翼立于工作台上，对尾翼外形进行整体三维扫描；参照理论模型和外形筋的位置，采用2mm宽度蓝色记号笔，在两侧翼外平面上参照夹芯网格筋进行划线，形成网格筋方格；测量所有网格筋内蒙皮的厚度，每个网格筋测量四个角落点及中心区域共5个壁厚值。

以蒙皮外型面为基准，结合壁厚进行逆向反求拟合出内型面蒙皮三维模型；以内型蒙皮三维模型为基准目标，采用最佳拟合将反求出的内型进行对比；计算出内型轮廓度及壁厚偏差情况。

根据蒙皮壁厚均匀一致的原则及外形轮廓度总体尺寸满足设计要求的原则，制定左侧蒙皮的基准调整方案；制定右侧蒙皮的基准调整方案。

以保证左侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对右侧平面四角进行基准调整，半精加工左侧蒙皮。

以保证右侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对左侧平面四角进行基准调整，半精加工右侧蒙皮。

重复步骤2、步骤3和步骤4，分别制定左侧蒙皮和右侧蒙皮的半精加工基准调整方案。

以保证左侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对右侧平面四角进行基准调整，精加工左侧蒙皮。

以保证右侧蒙皮厚度和外形的前提下，通过调整垫铁对左侧平面四角进行基准调整，精加工右侧蒙皮。

进行外形整体扫描；拟合两侧翼蒙皮的整体轮廓度。

重复步骤2的方法，分别对左侧翼和右侧翼大平面蒙皮厚度进行检测。

以两侧翼型面为基准，精加工外形轮廓四周。

以外形轮廓及两侧翼型面为基准，对底座进行精加工，保证两册翼面相对与底座的对称度。

对精加工的尾翼进行最终检测，保证总体尺寸后进行称重。

下面将通过一个具体的实施方案进行说明。

铸件材料为zl205aa，砂型铸件化学成分应符合qj3185-2003的规定；满足gb/t9438-1999《铝合金铸件》ⅰ类铸件要求；铸件表面质量、内部质量要求按gb/t9438-1999执行；采用gjb1965-1993热处理至t6状态，底部支座及蒙皮本体取样各部位不少于3处，其常温及高温状态下力学性能拉伸/屈服强度指标不低于hb962-2001的规定。

(1)整体尾翼铸造技术指标

(a)整体尾翼残余应力去除程度不少于70％；材料热处理后氢含量不大于0.015％。(b)外型面铸造加工余量小于10mm，目标控制为6mm；(c)铸件内型轮廓度由铸造保证，且不小于0.5mm；(d)铸件重量偏差应符合±4％；(e)产品铸造合格率不少于90％。

(2)铸件物理及力学性能

铸件力学性能指标要求如表1所示。在铸件上切取试样或附铸试样的力学性能，要求常温、150℃、200℃下的力学性能。其中砂型铸造常温延伸率要求大于7％。

表1铸件力学性能指标

(3)整体尾翼铸件内部质量

尾翼内部允许有如下缺陷：允许内部有单个气孔和夹渣，其直径或最大尺寸不得大于2mm，在任意10cm×10cm单位面积上的数量不得多于2个，边距不得小于30mm；允许产品内部有成组的气孔和夹渣。其直径或最大尺寸不得大于1mm，在3cm×3cm的单位面积上的数量不得多于2个，组与组之间的距离不得小于50mm；上述缺陷的边缘距舱段边缘、孔边缘、凸台边缘的距离不得小于30mm。铸件100％进行x射线检验，内部不允许有裂纹、冷隔、未融合等缺陷；舱段内部的针孔与疏松要求如表2所示。

表2内部缺陷允许级别

(4)整体尾翼几何尺寸精度指标

(a)产品长度尺寸1165.7±0.3mm，宽度420±0.2mm，厚度145±0.2mm，其它关键尺寸公差按照±0.2mm控制；(b)外表面轮廓度不大于0.4mm,外形面对称度不大于0.5mm；(c)两舵面壁厚控制为2.3±0.5mm，允许铸件局部厚1mm以内；(d)铸件加工过程中热处理时效后型面轮廓度和对称度降低均不大于0.20mm；(e)产品加工后重量公差控制为±0.6kg.

本发明超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼精密铸造成型与变形控制技术方法，涉及的关键技术要点包含：

(1)整体尾翼铸件设计涉及的承力筋与蒙皮对强度刚度贡献的主次关系，壁厚、筋宽筋高、圆角细节设计，整体尾翼力学性能取样部位设计，铸件质量总体指标要求的分布，整体尾翼整体全局壁厚检测的标准要求；

(2)铸造工艺设计包括铸造余量设计、铸造基准设计、收缩率的设计关键技术；

(3)浇铸系统的设计包括浇道总体结构形式、主浇道、横浇道、冷隔、冒口设计及铸造流动冲型模拟与冷却凝固仿真分析及浇铸系统优化；

(4)模具总体设计与制造装配与检测；

(5)高强铝合金熔炼及挤压浇铸工艺控制与铸件三维扫描技术；

(6)提高zl205a整体尾翼本体力学性能采取的热处理工艺制度及规范；

(7)超长型薄壁高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼固熔时效及淬火工艺参数设计、热处理变形及工装设计；

(8)基于无余量加工铸造内型面为基准的超长型薄壁铝合金整体尾翼数控加工过程的基准转换技术；

(9)超长型薄壁铝合金弱刚性整体尾翼切削数控加工的轨迹设计、高效切削参数设计、加工过程中的变形控制技术；

(10)超长型薄壁铝合金整体尾翼精加工后三维检测及批量样板检测设计与间隙控制技术。

本申请实施例中提供的一个或多个技术方案，至少具有如下技术效果或优点：

本申请实施例中提供的超长型薄壁铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼的制造方法，针对产品的环境工况及结构特点需求，系统性的分析了超长型薄壁高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼整体砂型铸造、热处理、数控加工等各工艺专业环节的变形特点；通过整体砂型铸造成型模拟仿真优化、三维扫描检测技术、铸造整体尾翼切削加工余量分配和加工基准特征转换、热处理工装刚度强化、热处理淬火与人工时效等变形控制工艺技术方法，有效的控制了夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼各工艺环节的变形，保证了产品的气动外形、整体尾翼金属承力层壁厚均匀性，整体尾翼总体重量质心等关键技术指标；有效地攻克了超长型薄壁高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼精密铸造成型与加工过程中的系列关键技术，保证了超长型高强铝合金夹芯网格筋双层蒙皮整体尾翼精密成型加工制造的总体质量，降低了制造成本的同时缩短了制造周期。

最后所应说明的是，以上具体实施方式仅用以说明本发明的技术方案而非限制，尽管参照实例对本发明进行了详细说明，本领域的普通技术人员应当理解，可以对本发明的技术方案进行修改或者等同替换，而不脱离本发明技术方案的精神和范围，其均应涵盖在本发明的权利要求范围当中。