劉現(xiàn)偉+錢煒

摘要： 通過對輸入氣壓和鉚接時間等工藝參數(shù)的控制，在自動鉚接試驗(yàn)臺上進(jìn)行錘鉚試驗(yàn)工藝.試驗(yàn)得到，當(dāng)輸入氣壓為0.5 MPa、鉚接時間為2 s時，鉚接效率較高且能達(dá)到鉚接技術(shù)要求，但存在鉚接件表面質(zhì)量差、變形較大等缺陷.針對自動鉚接試驗(yàn)臺鉚接工藝的這一缺陷進(jìn)行研究，并提出解決方案，建立了試驗(yàn)臺鉚接系統(tǒng)的動力學(xué)模型，分析頂鐵振動、彈簧剛性和預(yù)緊力對鉚接質(zhì)量的影響.

關(guān)鍵詞： 氣動鉚錘； 試驗(yàn)臺； 表面質(zhì)量； 動力學(xué)模型； 變形量

中圖分類號： TH 131.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

Process Research of Automatic Riveting for

Pneumatic Riveting Hammer

LIU Xianwei，QIAN Wei

（School of Mechanical Engineering， University of Shanghai for Science and Technology， Shanghai 200093， China）

Abstract： Through controlling the riveting process parameters of input pressure and riveting time，the hammer riveting test is carried out in the conventional test bench.The results show that the system can be obtained to meet the requirements of riveting quality and high efficiency when the input pressure is 0.5 MPa and the riveting time is 2 s，but it is with poor quality and large deformation riveting and other defects.Aiming at the defects of pneumatic riveting，the dynamic model of the test bench riveting system was established，and the influence of the roof iron vibration and spring preload rigidity on quality of riveting was analyzed.

Keywords： pneumatic hammers； test bench； surface quality； dynamic model； deformation

據(jù)統(tǒng)計，飛機(jī)制造中，鉚接的工作量約占裝配制造總工作量的30%[1]，可見鉚接質(zhì)量將直接影響飛機(jī)各結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和抗疲勞性能.目前國內(nèi)外航空航天領(lǐng)域主要采用的鉚接形式有兩種：一種是氣動錘鉚，它是傳統(tǒng)的鉚接方式，錘鉚時氣鉚槍活塞推動鉚錘，鉚錘受活塞作用后沖擊鉚釘，使鉚釘釘桿鐓粗，并從頂桿端使鐓頭成形；另一種是壓鉚，即給鉚釘施加很大的壓鉚力使鉚釘變形的鉚接方式，一般在自動鉆鉚機(jī)上自動完成[2]，它是一種相對比較先進(jìn)的鉚接方式，質(zhì)量穩(wěn)定、效率高、勞動條件好，缺點(diǎn)是應(yīng)用范圍受結(jié)構(gòu)限制[3].

自動鉆鉚機(jī)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，技術(shù)水平要求高，造價昂貴.與其相比，工業(yè)機(jī)器人具有成本低，靈活性好，安裝空間小及自動化程度更高的優(yōu)點(diǎn)[4].尤其是對于空間狹小的殼體，機(jī)器人末端執(zhí)行器采用結(jié)構(gòu)緊湊的氣動鉚槍更加具備優(yōu)勢.氣動錘鉚的主要部件是氣動鉚槍，其結(jié)構(gòu)簡單，結(jié)實(shí)輕便，價格低廉[5]，它與工業(yè)機(jī)器人結(jié)合，代替人工實(shí)現(xiàn)機(jī)器人自動鉆鉚，是目前國內(nèi)外學(xué)者研究的一個新方向.

基于此背景，本文在已有的氣動錘鉚試驗(yàn)臺上進(jìn)行錘鉚試驗(yàn)，建立試驗(yàn)臺鉚接系統(tǒng)的動力學(xué)模型，優(yōu)化出能夠得到符合鉚接通用技術(shù)要求的鐓頭高度及較好的鉚接件表面質(zhì)量，減小鉚接變形量的參數(shù)與方案.

1.1氣鉚槍工作原理

氣鉚槍內(nèi)部構(gòu)成如圖1所示，其工作原理是：接上氣管，打開氣閥門，按下氣鉚槍開關(guān)，空氣進(jìn)入鉚槍氣缸，由于壓力差內(nèi)部活塞開始快速往復(fù)運(yùn)動，并沖擊鉚錘，受沖擊的鉚錘獲得速度后錘擊鉚釘使其變形.

1.2氣鉚槍錘鉚工藝原理

氣動錘鉚是一種傳統(tǒng)的鉚接工藝，分為正鉚法和反鉚法兩種.正鉚法即用頂鐵直接作用于鉚釘頭，氣鉚槍的錘鉚力沖擊釘桿而形成鐓頭，但其勞動強(qiáng)度大，效率低，應(yīng)用范圍受結(jié)構(gòu)限制.反鉚法則是氣鉚槍鉚錘頂住鉚釘頭，鉚錘直接在鉚釘頭一側(cè)錘擊，頂鐵頂住釘桿的另一側(cè)形成墩頭，它能夠使零件貼緊，使用領(lǐng)域廣，頂鐵的質(zhì)量較輕，僅為正鉚頂鐵的1/4，多用于機(jī)體各組合件和部件[6].因此，選用應(yīng)用更廣的反鉚法進(jìn)行試驗(yàn)操作.氣動鉚錘工作原理如圖2所示.

1.3試驗(yàn)臺介紹

在實(shí)際工作中，鉚槍的輸入氣壓和鉚接時間是影響錘鉚工藝的重要參數(shù)[7].為了能對錘鉚工藝參數(shù)進(jìn)行有效控制，所用錘鉚試驗(yàn)臺利用調(diào)壓閥（調(diào)節(jié)范圍0～1 MPa）分別對沖擊力、沖擊速度進(jìn)行控制，采用延時繼電器（調(diào)節(jié)范圍0～10 s）、電磁閥等對鉚槍的通氣時間進(jìn)行定量控制.

在鉚錘頂緊鉚釘頭不斷錘擊形成鐓頭的過程中，用于頂緊釘桿的頂鐵也應(yīng)該隨著做軸向進(jìn)給運(yùn)動，并始終保持頂緊狀態(tài)，因此試驗(yàn)臺引入彈簧[8]，頂鐵頂緊釘桿的力主要由壓縮彈簧獲得.為使鉚接前能獲得所需的預(yù)緊力，利用兩個螺母鎖緊壓縮的彈簧，并通過擰螺母來壓縮和釋放彈簧.

為滿足試驗(yàn)所需性能要求，經(jīng)調(diào)整后的試驗(yàn)臺保證了氣鉚槍、鉚釘和頂鐵同軸，這樣能得到質(zhì)量更好的鉚接件，防止鉚釘變形不均勻；鉚錘頭部和頂鐵頭部通過高頻淬火處理，以保證其較高的硬度；錘鉚試驗(yàn)臺經(jīng)Solidworks建立模型，如圖3所示.

2鉚接試驗(yàn)及結(jié)果分析

2.1錘鉚試驗(yàn)

因輸入氣壓和鉚接時間是影響錘鉚工藝的兩個關(guān)鍵因素，所以選取這兩個因子作為試驗(yàn)因子.采用正交試驗(yàn)方法對這些參數(shù)進(jìn)行組合，根據(jù)因子數(shù)和水平數(shù)選擇合適的正交表.試驗(yàn)選取L9（34）正交表，即共做9次試驗(yàn)，觀察4個因素，每個因素水平數(shù)均為3.按要求裝配好機(jī)械部件并連接好電氣元件，在氣動錘鉚試驗(yàn)臺上進(jìn)行錘鉚試驗(yàn).錘鉚鉚接試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1所示.

2.2試驗(yàn)結(jié)果分析

鉚接件若具有適量且均勻的干涉量，則有更好的抗剪切拉脫強(qiáng)度和疲勞壽命，由于鐓頭尺寸能客觀地反映鉚接件干涉量，故考核標(biāo)準(zhǔn)為鉚釘?shù)溺咁^高度.按照鉚接技術(shù)要求可知不同直徑的鉚釘，其鐓頭高度要求如表2所示.

通過分析得出：當(dāng)輸入氣壓為0.5 MPa、鉚接時間為2 s和輸入氣壓為0.4 MPa、鉚接時間為4 s時，鐓頭高度均滿足鉚接通用技術(shù)要求；考慮到效率因素，當(dāng)輸入氣壓為0.5 MPa、鉚接時間為2 s時，鉚接效率更高且能達(dá)到鉚接鐓頭高度的要求，但此時鉚接件表面質(zhì)量較差，變形較大.

3影響鉚接件表面質(zhì)量因素探究

3.1頂鐵振動分析

錘鉚過程中頂鐵頂住鉚釘釘桿端，鉚錘錘擊鉚釘瞬間，頂鐵受周期沖力而振動，沖擊瞬間頂鐵頂住鉚釘使其變形，所以頂鐵振動是影響工件形變的重要因素.機(jī)器人鉚接結(jié)構(gòu)如圖4所示，頂鐵利用彈簧支撐以避免頂鐵與鉚釘硬接觸.

分析錘鉚過程可知，鉚釘在鉚錘不斷沖擊作用下，在釘桿端逐漸形成鐓頭.假設(shè)鉚釘僅受1次沖擊，理想情況下作用力為鉚錘施加的單位脈沖力f，若無鉚釘，頂鐵將做自由振動，受系統(tǒng)阻尼作用曲線見圖5（a）；而現(xiàn)實(shí)中，頂鐵的運(yùn)動有所差異，頂鐵在t1（頂鐵與鉚釘釘桿端再次接觸的時間）時第1次回到平衡位置，并以某一速率沖擊鉚釘，動能損失，速度急速減小，振幅也急速減小，見圖5（b）.

實(shí)際錘鉚時，鉚釘受重復(fù)錘擊，頂鐵的位移也將有兩種：一是沖擊力周期T>t1，在鉚錘第2次作用之前，頂鐵已與鉚釘發(fā)生沖擊而靜止，在以后的每次沖擊下頂鐵的運(yùn)動與首次相同，且不受之前沖擊力的影響，位移曲線見圖6（a）；二是沖擊力周期T

鉚釘形成鐓頭是在受沖擊瞬間完成，此時應(yīng)保證頂鐵與鉚釘接觸并提供足夠的支撐.若沖擊瞬間頂鐵尚未與鉚釘接觸，鉚錘將對工件進(jìn)行沖擊，使工件變形，導(dǎo)致鉚接質(zhì)量達(dá)不到要求，甚至工件直接報廢.因此必須保證沖擊周期T大于頂鐵回到與鉚釘接觸的時間t1.

3.2試驗(yàn)臺鉚接系統(tǒng)動力學(xué)模型

鉚接系統(tǒng)頂鐵及其支撐部件和試驗(yàn)臺均可以看成1個單自由度彈簧質(zhì)量阻尼系統(tǒng)，鉚接前壓縮彈簧給鉚接系統(tǒng)提供一定的預(yù)緊力F0，建立系統(tǒng)動力學(xué)模型，如圖7所示.

根據(jù)牛頓定律，系統(tǒng)運(yùn)動方程為：

m1x··1+c1（x·1-x·2）+k1（x1-x2）=F（t）-F0

m2x··2+c1（x·2-x·1）+k1（x2-x1）+k2x2+

c2x·2=0（1）

式中：m1為頂鐵質(zhì)量；m2為試驗(yàn)臺質(zhì)量；x1為頂鐵位移；x2為試驗(yàn)臺支撐架變形；k為彈簧剛度；c為阻尼系數(shù).

假設(shè)系統(tǒng)的初始條件為0，對方程進(jìn)行拉氏變換，拉氏變換后的方程為：

m1s2x1（s）+c1s[x1（s）-x2（s）]+k1[x1（s）-

x2（s）]=F（s）-F0/s

m2s2x2（s）+c1s[x2（s）-x1（s）]+k1[x2（s）-

x1（s）]+c2sx2（s）+k2x2（s）=0（2）

解方程組（2）并化簡x2（s）可得：

x2（s）=（c1s+k1）/{m1s2（m2s2+c2s+k2）+

[（m1+m2）s2+c2s+k2]（c1s+k1）}×

（F（s）-F0/s）（3）

此試驗(yàn)臺鉚接系統(tǒng)中，試驗(yàn)臺質(zhì)量m2≈100 kg，頂鐵質(zhì)量m1=2.35 kg，m2m1，頂鐵質(zhì)量相對于試驗(yàn)臺質(zhì)量可忽略不計，故m1+m2≈m1，故式（3）可寫成：

x2（s）=（c1s+k1）/[（m2s2+c2s+k2）（m1s2+

c1s+k1）]×（F（s）-F0/s）（4）

由式（2）得x1（s）=x2（s）+1m1s2+c1s+k1×x2（s），聯(lián)立式（4）得：

x1（s）=x2（s）+1m1s2+c1s+k1×

（F（s）-F0/s）（5）

單獨(dú)1次沖擊在理想狀態(tài)下可等效為脈沖力，脈沖就是在瞬間作用1個很大力的有限沖量.根據(jù)單位脈沖函數(shù)δ的性質(zhì)，將脈沖力F在t=a時刻產(chǎn)生的沖量表示為：F（t）=F1δ（t-a），脈沖力F經(jīng)拉氏變換為F（s）=F1，線性彈簧阻尼很小，一般可忽略，由此得出頂鐵在單次作用力下的位移x1為：

x1=x2+F1m1k1sink1m1t-

F0k11-cosk1m1t（6）

由式（6）可得出，試驗(yàn)臺產(chǎn)生的位移也是頂鐵位移的一部分.Cherng[8]和Wang等[9]通過對錘鉚過程中頂鐵振動進(jìn)行試驗(yàn)探究，得出氣鉚槍鉚接時頂鐵振幅在1 mm左右.由于試驗(yàn)過程中頂鐵振幅明顯高于試驗(yàn)臺支撐架產(chǎn)生的形變，故忽略試驗(yàn)臺支撐架的形變.

4頂鐵振動影響因素及試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1支撐彈簧剛度的影響

通過上述分析可知，錘鉚過程中試驗(yàn)臺支撐架變形量x2很小，忽略不計，則式（5）可寫為：