蔣建軍，陳飛，門向南，鈔欣，方丁，王成雨，李偉剛，楊杰

航空弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形計算及工藝規(guī)范建立

蔣建軍1，陳飛2，門向南1，鈔欣1，方丁1，王成雨2，李偉剛2，楊杰2

（1.成都飛機(jī)工業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，成都 610092；2.西南交通大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院，成都 610031）

研究航空弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形的力學(xué)理論、有限元模擬的預(yù)測方法，建立噴丸強(qiáng)化工藝規(guī)范，為國內(nèi)航空工業(yè)中的噴丸工藝提供一定指導(dǎo)。首先利用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行若干組不同噴丸速度的隨機(jī)彈丸撞擊模擬，創(chuàng)建與噴丸平均速度相關(guān)的噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)庫，在此基礎(chǔ)上，進(jìn)行弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形的理論預(yù)測和有限元仿真。在ABAQUS環(huán)境下開發(fā)一個快速模擬不同噴丸參數(shù)下弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形的插件，實現(xiàn)各種不同類型的弓形結(jié)構(gòu)框的自動前處理以及理論解和仿真解的給出。在以上研究的基礎(chǔ)上，發(fā)展一套快速確定各類弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化參數(shù)的工藝規(guī)范。針對某型號弓形結(jié)構(gòu)框，在相同的噴丸參數(shù)下，理論計算的最大變形量為1.25 mm，有限元計算的最大變形量為1.13 mm，實驗結(jié)果為1.8 mm。結(jié)合計算預(yù)測和工藝規(guī)范，確定了噴丸矯形區(qū)域及參數(shù)，最終弓形結(jié)構(gòu)框的變形為0.15 mm，滿足精度要求，驗證了計算預(yù)測與規(guī)范的有效性。分析認(rèn)為，建立的理論預(yù)測方法和有限元方法可以快速準(zhǔn)確地預(yù)測弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形結(jié)果。本研究對于國內(nèi)航空工業(yè)中弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形的快速仿真以及理論預(yù)測具有較大的工程價值。

噴丸；有限元仿真；弓形結(jié)構(gòu)框；變截面梁；變形

在航空制造工業(yè)中，為了達(dá)到減輕質(zhì)量和保證強(qiáng)度的目的，會使用較多高筋薄壁、結(jié)構(gòu)復(fù)雜且精度要求較高的鋁合金結(jié)構(gòu)件。弓形結(jié)構(gòu)框為其中一種典型的結(jié)構(gòu)件，某型號飛機(jī)機(jī)頭所使用的弓形結(jié)構(gòu)框如圖1所示。鋁合金在加工成弓形結(jié)構(gòu)框的過程中，由銑削、裝夾等過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，會引起構(gòu)件尺寸發(fā)生變化，且內(nèi)部的殘余應(yīng)力會嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)框的疲勞強(qiáng)度，降低其使用壽命[1]。噴丸強(qiáng)化處理是提高構(gòu)件疲勞強(qiáng)度和延長壽命的有效方法之一，在航空航天和汽車領(lǐng)域結(jié)構(gòu)件的表面處理中有著廣泛應(yīng)用。由于弓形結(jié)構(gòu)框為非對稱結(jié)構(gòu)，噴丸產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力會使弓形結(jié)構(gòu)框產(chǎn)生一定的變形，需要調(diào)整不同位置的噴丸強(qiáng)度以減小整體變形[2]。

噴丸變形在國內(nèi)外有較多的研究。Miao等[3]建立了噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力與軸向約束力及約束彎矩之間的關(guān)系，并通過噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力計算了Almen試片的噴丸變形。肖旭東[4]基于等效噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力場，計算了噴丸對板料變形的影響。Gariépy等[5-6]通過實驗和有限元模擬，研究了不同彈丸直徑和不同噴丸速度對噴丸效果的影響，并將模擬彈丸撞擊得到的噴丸應(yīng)力場引入到大尺寸零件的有限元模型中，模擬零件變形。文獻(xiàn)[7-9]建立了噴丸強(qiáng)化三維模型，并研究了不同噴丸參數(shù)對噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力分布的影響。張煒等[10]利用Box-Behnken實驗和有限元分析，對機(jī)翼緣條噴丸參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。

在實際噴丸強(qiáng)化工藝中，弓形結(jié)構(gòu)框的種類繁多，且每一類的噴丸要求均不同，噴丸參數(shù)往往需要通過大量的重復(fù)實驗來確定。另外，同一批次工件因其初始變形的不同，需要不同的噴丸參數(shù)。針對上述問題，本文進(jìn)行了如下研究：首先利用ABAQUS進(jìn)行隨機(jī)多彈丸的噴丸模擬，建立噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)庫；其次，研究了弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形的力學(xué)理論和有限元仿真預(yù)測方法，在ABAQUS環(huán)境下開發(fā)了一個快速預(yù)測不同類型弓形結(jié)構(gòu)框在不同噴丸強(qiáng)化參數(shù)下變形結(jié)果的插件，將理論預(yù)測方法集成于插件中，與ABAQUS共用模型數(shù)據(jù)，并在后處理中同時輸出理論預(yù)測結(jié)果和有限元結(jié)果，結(jié)合具體的弓形結(jié)構(gòu)框噴丸實驗驗證了該插件的有效性。在以上研究的基礎(chǔ)上，形成了一套快速確定各類弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化參數(shù)的工藝規(guī)范。

1 噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)庫建立

根據(jù)Gariépy等[6]對大尺寸零件噴丸模擬方法的研究，本文采用直接應(yīng)力法來模擬結(jié)構(gòu)框的噴丸強(qiáng)化變形。首先通過隨機(jī)多彈丸撞擊模擬獲得了如圖2所示的多組噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力曲線，結(jié)合不同噴丸參數(shù)下的誘導(dǎo)應(yīng)力曲線，可以建立噴丸參數(shù)與噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力之間的關(guān)系，在此基礎(chǔ)上建立噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)庫。然后利用有限元模擬和理論計算快速預(yù)測弓形結(jié)構(gòu)框在不同彈丸速度下的噴丸強(qiáng)化變形。在計算過程中，直接考慮的噴丸參數(shù)為噴丸速度，但在實際噴丸的時候，噴丸速度不便直接測量，利用Dr. KIemenz[11]推導(dǎo)出的經(jīng)驗公式計算：

式(1)中：為彈丸平均速度，m/s；為噴丸壓力，MPa；為彈丸直徑，mm；為彈丸流量，kg/min。其中，噴丸壓力、彈丸直徑和彈丸流量可根據(jù)具體噴丸工況直接給出。

圖2 不同速度下的誘導(dǎo)應(yīng)力沿厚度分布

Fig.2 Induced stress distribution along the thickness at different speeds

具體的隨機(jī)彈丸撞擊模型如圖3所示。此模型已經(jīng)對網(wǎng)格尺寸的收斂性、模型的邊界效應(yīng)以及約束方式等進(jìn)行了分析，其收斂性良好，且計算結(jié)果穩(wěn)定。模型中，彈丸是直徑為0.58 mm的球體，初速度為50 m/s，為減少計算時間，彈丸在模擬過程中被視作剛體。靶材的幾何尺寸為5.5 mm×5.5 mm×2 mm，為了避免邊界對結(jié)果的影響，彈丸全部作用在靶材上表面中心的2 mm×2 mm的區(qū)域內(nèi)，且只統(tǒng)計中心1 mm×1 mm區(qū)域內(nèi)的數(shù)據(jù)。靶材側(cè)面設(shè)置對稱約束，靶材底面全固定。為確保計算結(jié)果的精度和最終所得應(yīng)力曲線的平滑度，對彈丸撞擊區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，單元尺寸為0.02 mm，非撞擊區(qū)域的網(wǎng)格尺寸為0.1 mm，單元類型為8節(jié)點的減縮單元（C3D8R）[12]。采用動態(tài)顯式分析，靶材與彈丸間的接觸設(shè)為罰函數(shù)法，接觸摩擦系數(shù)為0.03。彈丸和靶材的材料參數(shù)見表1，靶材采用Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)，見表2[13]。

圖3 多彈丸撞擊模擬模型

表1 彈丸和靶材的材料屬性

Tab.1 Material properties of shots and targets

表2 7075鋁合金Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)

Tab.2 Johnson-Cook constitutive model parameters of 7075 aluminum alloy

2 理論及有限元預(yù)測弓形結(jié)構(gòu)框變形

在誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)庫的基礎(chǔ)上，本文同時采用解析計算和有限元模擬對噴丸強(qiáng)化后的工件變形進(jìn)行預(yù)測。解析計算方法基于彈性力學(xué)，將噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力等效為彎矩，根據(jù)梁的彎曲理論，建立結(jié)構(gòu)框噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力與變形方程，得到了結(jié)構(gòu)框噴丸變形。有限元模擬方法則選取直接應(yīng)力法，采用3層結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料常規(guī)殼單元，外側(cè)兩層用來定義初始應(yīng)力，中間層用于調(diào)整模型厚度。

2.1 理論模型

根據(jù)航空弓形結(jié)構(gòu)框的結(jié)構(gòu)特點，將其簡化成軸線為弧線、橫截面為“T”形且相對軸線平面對稱的變截面曲梁。如圖4所示，軸為弧形件軸線，軸線半徑為，軸沿截面法向，軸為弧形件橫截面的對稱軸，軸在橫截面上，且垂直于軸、軸。

圖4 簡化幾何模型

弧形件截面高度遠(yuǎn)小于其軸線曲率半徑，因此假定弧形件純彎曲時的中性層位于軸?；⌒渭谶M(jìn)行噴丸強(qiáng)化時，受噴面相對其幾何對稱面對稱。噴丸強(qiáng)化工藝完成后，其變形以對稱面內(nèi)的彎曲及延展變形為主，可視為變截面曲梁的平面變形。

初始狀態(tài)下，完全約束弧形件變形。σ可以等效為與邊界上約束力相平衡的等效軸向力和彎矩：

式中：是橫截面面積。根據(jù)曲梁平面彎曲理論，邊界條件撤除后弧形件變形方程為：

2.2 有限元模擬

由于弓形結(jié)構(gòu)框的幾何實體外形輪廓比較復(fù)雜，為了保證數(shù)值模擬的可行性，并合理節(jié)省計算時間，方便網(wǎng)格劃分，進(jìn)行有限元模擬時，對幾何模型進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮喕?，如圖5所示。

泡沫塑料也是現(xiàn)代立體漆藝常用的造型材料。泡沫塑料質(zhì)地輕，容易切削成型。成型之后可以留在作品內(nèi)部，起支撐作用；也可以將其去除。這只需要在成型的胎骨上鑿一個小孔，用針管注入松香水等稀釋劑，即可使泡沫塑料溶解，隨后讓溶解成的液體從小孔流出，封上小孔即可。閩江學(xué)院美術(shù)學(xué)院學(xué)生陳健的作品《容·嶼》（圖5）便是用塑料泡沫制作胎骨。作品表現(xiàn)了海水驚濤拍岸的洶涌來勢，以及島嶼處變不驚的從容氣度。

圖5 有限元殼單元模型

將模型分段是為了方便將不同的材料厚度賦予給相應(yīng)工件部位。首先約束模型3個頂點位移自由度，以防止模型產(chǎn)生剛體位移。然后利用ABAQUS子程序?qū)⒁勋@得的誘導(dǎo)應(yīng)力施加到相應(yīng)的殼單元節(jié)點上，最后模擬得到結(jié)構(gòu)框的噴丸變形結(jié)果，如圖6所示。

圖6 噴丸強(qiáng)化變形結(jié)果

3 ABAQUS二次開發(fā)

3.1 程序框架

本節(jié)基于ABAQUS的 Plug-ins 插件程序，通過GUI腳本創(chuàng)建新的用戶圖形界面，實現(xiàn)與用戶的人機(jī)交互[14]。使用 Python 語言編寫內(nèi)核腳本程序，通過設(shè)計合理的參數(shù)對話框和定義關(guān)鍵字，開發(fā)出一個用戶定制功能的弓形結(jié)構(gòu)框噴丸模擬仿真模塊，使ABAQUS可自動完成不同種類弓型結(jié)構(gòu)框的有限元分析。包括幾何建模、邊界條件施加、網(wǎng)格劃分和子程序SIGINI自動施加等操作，有效提高了弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化數(shù)值模擬的效率[15]。子程序中的誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)將由用戶輸入的噴丸參數(shù)決定。另外，將理論預(yù)測模型集成于仿真模塊中，與ABAQUS共用模型數(shù)據(jù)和噴丸參數(shù)，在用戶使用Plug-ins插件并開始有限元計算時，理論計算程序自動提交運算，并將理論預(yù)測結(jié)果和ABAQUS模擬結(jié)果同時輸出。程序流程如圖7所示。

圖7 程序流程

3.2 前、后處理模塊

插件中，前處理包含了兩個輸入界面。模型參數(shù)輸入界面如圖8所示，界面直接定義了工作目錄、弓形結(jié)構(gòu)框總分段數(shù)、每一段的截面參數(shù)、腹板與外形間的夾角、半徑、網(wǎng)格尺寸和材料類型等7個參數(shù)，其中的截面參數(shù)包含了界面中表格里面的8個參數(shù)。噴丸參數(shù)如圖9所示，噴丸面介紹如圖10所示。輸入的參數(shù)為各個噴丸面的噴丸壓力、每分鐘噴丸量、彈丸直徑和噴丸角度。輸入的模型參數(shù)和噴丸參數(shù)為理論計算和有限元仿真共用參數(shù)。從參數(shù)輸入界面可以看出，該插件可適用于任意變截面弓形結(jié)構(gòu)框在不同噴丸參數(shù)下噴丸強(qiáng)化模擬。為了更直觀地查看弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化后的變形量，在ABAQUS完成計算后，提取相應(yīng)節(jié)點的兩個主方向的位移結(jié)果，利用三角關(guān)系求解出噴丸后弓形結(jié)構(gòu)框沿其半徑方向的位移，并將ABAQUS模擬結(jié)果同理論預(yù)測結(jié)果同時輸出在ABAQUS操作界面下方的顯示狀態(tài)信息欄。

圖8 模型參數(shù)界面

圖9 噴丸參數(shù)界面

4 理論計算與有限元仿真驗證

為了驗證理論預(yù)測和有限元模擬結(jié)果的可靠性，利用具體弓形結(jié)構(gòu)框的噴丸實驗來加以驗證。針對如圖11所示的弓形結(jié)構(gòu)框，按照實際的噴丸要求，對弓形結(jié)構(gòu)框的外形內(nèi)外表面使用相同的噴丸參數(shù)進(jìn)行噴丸實驗、理論預(yù)測和數(shù)值模擬。

圖11 實驗工件

4.1 有限元及理論計算結(jié)果

根據(jù)第3節(jié)的介紹，利用噴丸強(qiáng)化插件計算的位移云圖如圖12所示。同一噴丸參數(shù)下，理論預(yù)測出工件的最大變形量為1.25 mm，有限元模擬出最大變形量為1.13 mm。理論預(yù)測和有限模擬結(jié)果基本一致。

4.2 噴丸實驗和變形測量

現(xiàn)場的噴丸實驗如圖13所示，將弓形結(jié)構(gòu)框固定在工作平臺上進(jìn)行噴丸。分別將噴丸前后的弓形結(jié)構(gòu)框放置在檢夾模具上，利用塞尺測量弓形結(jié)構(gòu)框與檢夾模具之間的間隙，然后對比噴丸前后間隙的變化，確定弓形結(jié)構(gòu)框的噴丸強(qiáng)化變形量，并記錄相關(guān)數(shù)據(jù)。

圖12 有限元模擬結(jié)果

a 噴丸過程

b 貼模測量

圖13 噴丸實驗件

Fig.13 Shot peening test piece: a)shot peening process; b)die sticking measurement

4.3 計算與實驗對比

相同噴丸參數(shù)下，計算與實驗的最大變形量見表3。將實驗結(jié)果與計算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，計算結(jié)果較實驗結(jié)果偏小。由于噴丸過后，工件的變形量過大，無法滿足精度要求，后續(xù)利用工藝規(guī)范確定了噴丸矯形區(qū)域（腹板面）及參數(shù)，最終噴丸過后工件的變形量為0.15 mm，達(dá)到了噴丸變形要求。

表3 最大變形量比較

Tab.3 Comparison of maximum deformation

5 工藝規(guī)范

5.1 噴丸強(qiáng)化工藝總體流程

理論和有限元雖然可以快速預(yù)測不同類型弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形結(jié)果，但是由于實際工藝的復(fù)雜性，有必要建立具有操作性的規(guī)范。針對成都飛機(jī)工業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司的噴丸工藝，結(jié)合有限元仿真及理論預(yù)測，建立了一套適用于各類弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化的工藝規(guī)范，如圖14。利用此規(guī)范的方法，修正了成飛公司某零件的噴丸參數(shù)，最終零件的變形誤差在生產(chǎn)要求的±0.2 mm之內(nèi)。

圖14 工藝規(guī)范基本思路

5.2 確定噴丸強(qiáng)度與氣壓關(guān)系

實際噴丸過程中，可變的噴丸參數(shù)較多，包括噴丸氣壓、彈流量、噴丸角度、彈丸直徑和噴嘴移動速度。為實現(xiàn)少參數(shù)下控制噴丸變形結(jié)果，固定非關(guān)鍵因素（彈流量、噴丸角度、彈丸直徑和噴嘴移動速度），在許可范圍內(nèi)調(diào)整噴丸氣壓來控制噴丸變形。通過Almen噴丸實驗確定了S230彈丸類型下噴丸氣壓與噴丸強(qiáng)度之間的關(guān)系曲線，如圖15所示。

5.3 確定噴丸基準(zhǔn)面及其噴丸強(qiáng)度初始值

根據(jù)具體結(jié)構(gòu)框的噴丸要求，首先確定噴丸基準(zhǔn)面，然后以規(guī)定許可噴丸強(qiáng)度的中間值作為基準(zhǔn)面的噴丸強(qiáng)度，通過改變其他面的噴丸強(qiáng)度來調(diào)整噴丸強(qiáng)化的變形量。

5.4 計算變形與噴丸強(qiáng)度的關(guān)系

針對相應(yīng)的噴丸設(shè)備，固定零件基準(zhǔn)面的噴丸強(qiáng)度，利用弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化插件計算零件沿半徑方向的最大變形量隨調(diào)整面噴丸強(qiáng)度的變化曲線，結(jié)果如圖16所示。

圖16 S230彈丸噴丸強(qiáng)度和變形的關(guān)系

5.5 噴丸工藝流程

1）第一件初始變形尺寸測量，選擇第一個零件，利用檢夾模具和塞尺測量初始的變形量，記錄內(nèi)收尺寸或者外擴(kuò)尺寸。

2）利用弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化軟件，計算獲得噴丸強(qiáng)度的值，使得零件的變形量補(bǔ)償初始變形。

3）按照計算得到的噴丸強(qiáng)度依次對零件基準(zhǔn)面和調(diào)整面進(jìn)行噴丸，利用檢夾模具實際測量零件變形量。通過插值方法獲得計算的補(bǔ)償系數(shù)。

4）針對接下來的每一個件，檢測初始變形量，采用有限元仿真并對結(jié)果進(jìn)行計算補(bǔ)償，進(jìn)行噴丸。

6 結(jié)論

噴丸工藝在國內(nèi)外已有較多的研究，但是由于實際噴丸的復(fù)雜性，目前噴丸研究仍然還不完善。本文針對航空弓形結(jié)構(gòu)框的噴丸工藝進(jìn)行了深入的研究，主要研究成果如下：

1）建立了噴丸誘導(dǎo)應(yīng)力數(shù)據(jù)庫，建立了弓形結(jié)構(gòu)框噴丸變形的理論計算方法和有限元模擬方法，開發(fā)了快速預(yù)測弓形結(jié)構(gòu)框噴丸變形結(jié)果的插件，通過具體的實驗驗證了插件計算結(jié)果的有效性和準(zhǔn)確性。

2）針對成都飛機(jī)工業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司的噴丸工藝，結(jié)合有限元仿真及理論預(yù)測，建立了一套各類弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化的工藝規(guī)范。該套工藝規(guī)范的建立對快速確定各類弓形結(jié)構(gòu)框的噴丸參數(shù)具有較大的工程價值。

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Calculation of Shot Peening Strengthening Deformation of Aerospace Arc-shaped Frame and Establishment of Process Specification

1,2,1,1,1,2,2,2

(1.Chengdu Aircraft Industry (Group) Co., Ltd, Chengdu 610092, China; 2.School of Mechanics and Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

This work aims to study the mechanical theory and finite element method (FEM) prediction method for shot peening deformation of aerospace arc-shaped frame, and establish the specification of shot peening process to provide guidance for shot peening in the domestic aviation industry. Firstly, several groups of random shot impact simulations with different shot speeds were carried out by ABAQUS, and a shot peening induced stress database related to the average shot speed was created. Based on this, theoretical prediction and finite element simulation of shot peening deformation of arc-shaped frame were carried out; in the ABAQUS environment, a plug-in for quickly simulating the shot peening deformation of arc-shaped frame under different peening parameters was developed. By using this plug-in, all operations could be done automatically in the fore treatments of ABAQUS for various types of arc-shaped frames, and theoretical and simulation results could be given at the same time. Based on the above research, a process specification for quickly determining the shot peening parameters of various arc-shaped frames was developed. For specific aerospace arc-shaped frame, the theoretical maximum deformation was 1.25 mm; the maximum deformation calculated by FEM was 1.13 mm; and the experimental result was 1.8 mm under the same shot parameters. Combined with calculation prediction and process specification, the shot peening area and parameters were determined; and the final deformation of the arc-shaped frame was 0.15 mm, which met the accuracy requirements. The validity of the calculation prediction and specification was verified. Through the analysis, theoretical prediction method and FEM can quickly and accurately predict the results of shot peening deformation of arc-shaped frame. This study is of engineering value for the quick simulation and theoretical prediction of the shot peening deformation results of the arc-shaped frame in the domestic aviation industry.

shot peening; finite element simulation; arc-shaped frame; beam with variable cross-section; deformation

2019-06-21；

2019-09-09

JIANG Jian-jun (1970—), Male, Master, Researcher level senior engineer, Research focus: aeronautical engineering.

楊杰（1970—），男，博士，教授，主要研究方向為工程力學(xué)。E-mail: yangchenjie@swjtu.cn

Corresponding author：YANG Jie (1970—), Male, Doctor, Professor, Research focus: mechanics of Engineering. E-mail: yangchenjie@swjtu.cn

蔣建軍, 陳飛, 門向南, 等. 航空弓形結(jié)構(gòu)框噴丸強(qiáng)化變形計算及工藝規(guī)范建立[J]. 表面技術(shù), 2020, 49(6): 290-296.

TG668

A

1001-3660(2020)06-0290-07

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2020.06.035

2019-06-21；

2019-09-09

蔣建軍（1970—），男，碩士，研究員級高級工程師，主要研究方向為航空工程。

JIANG Jian-jun, CHEN Fei, MEN Xiang-nan, et al. Calculation of shot peening strengthening deformation of aerospace arc-shaped frame and establishment of process specification[J]. Surface technology, 2020, 49(6): 290-296.