蔣君俠，張啟祥，朱偉東

浙江大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，杭州 310027

鉚接作為飛機(jī)裝配中的重要連接形式極大地影響著飛機(jī)壽命[1-4]，航空業(yè)發(fā)達(dá)國家普遍采用自動(dòng)鉆鉚技術(shù)以提高飛機(jī)壁板鉆鉚的質(zhì)量和效率。西方極少數(shù)國家擁有先進(jìn)的自動(dòng)鉆鉚技術(shù)并能夠制造出自動(dòng)鉆鉚設(shè)備[5-9]，但由于技術(shù)封鎖原因出口到中國的大都是國外淘汰的自動(dòng)鉆鉚機(jī)。隨著國產(chǎn)大飛機(jī)項(xiàng)目的開展，急需進(jìn)行自動(dòng)鉆鉚技術(shù)研究和設(shè)備的自主研發(fā)。作為自動(dòng)鉆鉚機(jī)的重要組成部分，送釘系統(tǒng)主要依據(jù)設(shè)備的結(jié)構(gòu)和功能而設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)鉚釘儲(chǔ)存和輸送的功能[10-11]。國外自動(dòng)鉆鉚機(jī)如BROTJE的MPAC[12]、EI(Electroimpact)的E7000[13]和GEMCOR的G2000等都配備了由法國AHG公司研發(fā)的抽屜式送釘系統(tǒng)[14]，這種系統(tǒng)由預(yù)先儲(chǔ)存好不同型號(hào)鉚釘?shù)亩鄠€(gè)抽屜組成，每個(gè)抽屜存儲(chǔ)大量鉚釘并放置在抽屜架上，系統(tǒng)自動(dòng)控制從抽屜選釘然后進(jìn)入輸送管道送至鉆鉚頭終端。

自動(dòng)鉆鉚機(jī)運(yùn)動(dòng)復(fù)雜，配套送釘系統(tǒng)多選用具有較好靈活性的軟管作為輸送管道，并采用氣力輸送，但在選擇輸送管道內(nèi)徑和輸送氣壓時(shí)多依靠經(jīng)驗(yàn)選取，缺少深入理論研究。國內(nèi)有高校[15-17]對(duì)輸送管道的最小彎曲半徑和最小輸送氣壓作了一定研究，實(shí)際在設(shè)計(jì)送釘系統(tǒng)時(shí)更重要的是如何確定最佳的輸送管道內(nèi)徑和管道入口輸送氣壓，這也是本文的主要研究內(nèi)容。本文先對(duì)送釘系統(tǒng)和鉚釘在輸送管道中的運(yùn)動(dòng)作了介紹和分析，然后根據(jù)沉頭鉚釘外形，分別對(duì)輸送管道內(nèi)徑的選擇方法和輸送氣壓的計(jì)算方法進(jìn)行深入研究，最后結(jié)合自動(dòng)鉆鉚機(jī)配套的送釘系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。送釘技術(shù)理論研究和工程試驗(yàn)為送釘系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供了可靠的依據(jù)。

1 送釘系統(tǒng)

圖1 自動(dòng)鉆鉚機(jī)和送釘系統(tǒng)Fig.1 Automatic drilling and riveting machine & rivet feeding system

如圖1所示為作者參與研發(fā)的飛機(jī)壁板自動(dòng)鉆鉚機(jī)，圖中右側(cè)為配套的送釘系統(tǒng)。送釘系統(tǒng)主要由鉚釘柜、鉚釘注射器、鉚釘插釘器和鉚釘輸送管道組成。鉚釘柜安裝在鉆鉚機(jī)底部滑枕上跟隨鉆鉚機(jī)移動(dòng)，鉚釘注射器和鉚釘插釘器安裝在鉆鉚機(jī)制孔插釘頭上，鉚釘輸送管道安放在自動(dòng)鉆鉚機(jī)內(nèi)部，一端連接鉚釘柜、另一端連接鉚釘注射器。送釘系統(tǒng)具體工作流程為，鉚釘柜輸出鉚釘進(jìn)入輸送管道，鉚釘在輸送氣流的作用下沿管道輸送至鉚釘注射器，再由注射器送至插釘器，最后由插釘器將鉚釘插入鉚接孔。

送釘系統(tǒng)輸送管道的主要特點(diǎn)：① 線路長，飛機(jī)壁板自動(dòng)鉆鉚機(jī)尺寸大，安裝在底部滑枕上的鉚釘柜與制孔插釘頭距離遠(yuǎn)，因此連接鉚釘柜和鉚釘注射器的鉚釘輸送管道需要足夠長的線路；② 彎道多，為了降低對(duì)自動(dòng)鉆鉚機(jī)工作的干擾，輸送管道安放在鉆鉚機(jī)內(nèi)部空隙區(qū)域，不可避免地產(chǎn)生許多彎曲部分；③ 路徑多變。自動(dòng)鉆鉚機(jī)工作運(yùn)動(dòng)復(fù)雜，空間狀態(tài)變換多，輸送管道的路徑相應(yīng)會(huì)發(fā)生許多變化。

輸送管道線路長、彎道多、路徑多變等特點(diǎn)，使得鉚釘輸送成為送釘系統(tǒng)中最容易發(fā)生故障的環(huán)節(jié)。所以在選擇輸送管道內(nèi)徑和確定管道入口輸送氣壓時(shí)必須考慮鉚釘?shù)倪\(yùn)動(dòng)情況。

2 輸送管道中鉚釘運(yùn)動(dòng)分析

工程中輸送管道是在三維空間鋪設(shè)，但主要以直線路徑和平面內(nèi)的彎曲路徑為主，三維曲線路徑情況較少且距離不長，所以整體管道路徑可簡化為平面內(nèi)的直線路徑和彎曲路徑。管道中每次僅輸送一個(gè)鉚釘，保證氣源穩(wěn)定的前提下，可認(rèn)為鉚釘為穩(wěn)定輸送。因此研究時(shí)按鉚釘在平面內(nèi)的穩(wěn)定運(yùn)動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行分析。

2.1 直管道中鉚釘?shù)倪\(yùn)動(dòng)

沉頭鉚釘和其在傾斜角度φ的直管道中輸送受力情況如圖2所示。其中D為鉚釘沉頭直徑，d為鉚釘公稱直徑，H為鉚釘沉頭高度，L為鉚釘總長度，B為管道內(nèi)徑；v為輸送氣流速度，u為鉚釘速度；γ為鉚釘沉頭面與氣流速度方向垂面的夾角，AD為鉚釘在氣流速度方向的投影面積；F為輸送鉚釘?shù)臍鈩?dòng)力，與鉚釘速度方向相同；f為鉚釘受摩擦力，F(xiàn)N為鉚釘受管道內(nèi)壁支持力，mg為鉚釘重力；m為鉚釘質(zhì)量。

由圖2可得鉚釘詳細(xì)受力分析為

(1)

式中：μ為鉚釘與管道內(nèi)壁間的摩擦系數(shù)，氣動(dòng)力F為[18-19]

(2)

(3)

式中：C為動(dòng)力系數(shù)；ρ為輸送氣流密度；ω為與具體輸送情況有關(guān)的系數(shù)。

式(2)和式(3)表明動(dòng)力系數(shù)C影響氣動(dòng)力大小，且管道內(nèi)徑B越小則動(dòng)力系數(shù)C越大。

聯(lián)立式(1)和式(2)得

(4)

圖2 鉚釘及其在直管道中的受力分析Fig.2 Rivet and analysis of forces in straight tube

鉚釘輸送需滿足du/dt≥0，代入式(4)得

(5)

另外有

(6)

將式(6)代入式(5)得

(7)

當(dāng)鉚釘速度u=0時(shí)可得

(8)

由此可得直管道中輸送鉚釘所需的最小氣流速度為

(9)

當(dāng)鉚釘速度u≠0時(shí)可得

(10)

由此可得直管道中鉚釘可達(dá)到的最大速度為

(11)

2.2 彎管道中鉚釘?shù)倪\(yùn)動(dòng)

圖3 鉚釘在彎管道中的受力分析Fig.3 Force analysis of rivet in bending tube

鉚釘在彎管道中輸送最不利的情況是由水平轉(zhuǎn)為豎直向上，此時(shí)鉚釘按照重心進(jìn)行受力分析如圖3所示。其中φ為鉚釘受支持力與垂直方向的夾角，Ru為鉚釘重心運(yùn)動(dòng)軌跡的彎曲半徑。

由圖3可得鉚釘詳細(xì)受力分析為

(12)

聯(lián)立式(2)和式(12)得

(13)

鉚釘輸送需滿足du/dt≥0，代入式(13)得

(14)

圖3情況下AD近似等于鉚釘沉頭面積，因此同2.1節(jié)中計(jì)算方法可得彎管道中輸送鉚釘所需的最小氣流速度為

(15)

綜合式(9)和式(15)可得輸送鉚釘所需最小氣流速度為

vmin=max(vmin1,vmin2)=vmin1

(16)

此外由式(1)和式(12)對(duì)比可知，彎管道中的摩擦力與直管道中的摩擦力相比增加了向心力的影響，導(dǎo)致管道彎曲處磨損較為嚴(yán)重。且彎管道中鉚釘速度越大、彎曲半徑越小，則磨損越嚴(yán)重。

3 輸送管道內(nèi)徑選擇方法

送釘系統(tǒng)針對(duì)不同型號(hào)鉚釘需要選擇不同內(nèi)徑的輸送管道。對(duì)于圖2所示的沉頭鉚釘，輸送管道內(nèi)徑B默認(rèn)選取原則為

B∈{Bi}D

(17)

式中：{Bi}為可選管道內(nèi)徑的集合。

這是因?yàn)槿鬊i≤D，則鉚釘不能通過；若Bi≥L，則鉚釘輸送時(shí)將會(huì)打轉(zhuǎn)翻動(dòng)。此選取原則比較籠統(tǒng)，經(jīng)常是在D～L之間靠經(jīng)驗(yàn)選取管道內(nèi)徑B。送釘系統(tǒng)選取管道內(nèi)徑時(shí)，主要考慮管道彎曲時(shí)不易卡釘和鉚釘受氣動(dòng)力較大，所以綜合管道彎曲卡釘分析和動(dòng)力系數(shù)兩方面，從而進(jìn)行管道內(nèi)徑的選擇。

3.1 管道彎曲卡釘條件分析

送釘系統(tǒng)使用的軟管輸送管道在一定范圍內(nèi)彎曲時(shí)可認(rèn)為管道截面形狀不變。當(dāng)管道彎曲至一定程度后，沉頭鉚釘在其中輸送將會(huì)發(fā)生卡釘。管道發(fā)生臨界卡釘狀態(tài)時(shí)的彎曲半徑稱為臨界卡釘彎曲半徑。管道發(fā)生卡釘有兩種情況，鉚釘桿與管道內(nèi)壁抵觸卡釘，或鉚釘前端與管內(nèi)壁接觸區(qū)產(chǎn)生摩擦死角卡釘。

3.1.1 管道卡釘條件幾何分析法

圖4中R0為管道彎曲半徑，R為管道內(nèi)壁外側(cè)彎曲半徑，A1、A2為鉚釘與彎管道內(nèi)壁外側(cè)的兩個(gè)接觸點(diǎn)。分別過A1和彎管曲率中心建立Oxy坐標(biāo)系，則t為鉚釘桿與管道內(nèi)壁內(nèi)側(cè)的最小間隙，n為鉚釘桿與彎管曲率中心的最大垂直距離。圓弧A1A2在坐標(biāo)系Oxy中的方程為

x2+(y+n)2=R2

(18)

令x1=OA1，根據(jù)鉚釘尺寸可得A1、A2坐標(biāo)分別為A1(x1，0)、A2(x1-L,(D-d)/2)，代入式(18)可得

(19)

由式(19)解得

(20)

同時(shí)由圖4可知

圖4 鉚釘和彎曲管道Fig.4 Rivet and bending tube

(21)

聯(lián)立式(20)和式(21)解得

(22)

式中：

t=0時(shí)可計(jì)算得管道臨界卡釘彎曲半徑R0min1。

3.1.2 管道卡釘條件力學(xué)分析法

鉚釘前端與管內(nèi)壁接觸區(qū)的摩擦角θ如圖5所示。

為避免出現(xiàn)摩擦死角而卡釘，須滿足

Fsinθ>μFcosθ

(23)

同時(shí)由圖5中三角關(guān)系可知

(24)

聯(lián)立式(21)、式(23)和式(24)解得

(25)

所以管道臨界卡釘彎曲半徑為

(26)

綜合可得為了避免鉚釘在輸送管道彎曲處卡釘，管道最小彎曲半徑應(yīng)為

R0min=max(R0min1,R0min2)

(27)

圖5 鉚釘與管道的摩擦角Fig.5 Frictional angle between rivet and tube

3.2 管道內(nèi)徑綜合選擇方法

引入最小彎曲半徑R0min對(duì)應(yīng)的最大彎曲曲率ρmax，由式(22)、式(26)和式(27)可知管道內(nèi)徑B越大則最大彎曲曲率ρmax越大越有利；由式(3)可知管道內(nèi)徑B越大則動(dòng)力系數(shù)C越小越不利。因此在已知管道內(nèi)徑選擇范圍{Bi}時(shí)，令M等于ρmax與C的無量綱相對(duì)值的差值絕對(duì)值，取M最小時(shí)對(duì)應(yīng)的管道內(nèi)徑Bi，此時(shí)管道最大彎曲曲率ρmax和動(dòng)力系數(shù)C綜合情況最好，最有利于鉚釘輸送。所以可得最優(yōu)管道內(nèi)徑B綜合選擇方法為

(28)

3.3 管道內(nèi)徑綜合選擇實(shí)例

工程中常使用同一管道輸送沉頭直徑D、公稱直徑d和沉頭高度H相同但長度L不同的系列鉚釘。針對(duì)D=7.26 mm，d=5 mm，L=14～20 mm系列鉚釘，按照管道內(nèi)徑默認(rèn)選取原則其選擇范圍為7.26 mm

由表1數(shù)據(jù)根據(jù)式(28)作出M=f(Bi)的曲線，結(jié)果如圖6所示。

表1不同管道內(nèi)徑下的最小彎曲半徑和阻力系數(shù)

Table1Minimumbendingradiusesanddragcoefficientsintubeswithdifferentinteriordiameters

B/mmR0min/mmρmax/mm-1C8180.05642.7911.90.08410.2108.50.1185.3116.40.1563.61250.22.7133.90.2562.3

圖6 最佳管道內(nèi)徑選擇曲線Fig.6 Curve for selection of optimum tube interior diameter

圖6表明，B=9時(shí)M=f(Bi)達(dá)到最小值，所以B=f-1(M)|Mmin=9，此時(shí)管道最大彎曲曲率ρmax和動(dòng)力系數(shù)C的無量綱相對(duì)值最接近，輸送管道彎曲不卡釘和鉚釘受氣動(dòng)力綜合情況最好，所以最優(yōu)管道內(nèi)徑為B=9 mm。同理可擴(kuò)展，B=9 mm對(duì)于D=7.26 mm，d=5 mm，L=10～20 mm系列鉚釘是最優(yōu)輸送管道內(nèi)徑。

4 管道入口輸送氣壓計(jì)算方法

送釘系統(tǒng)是在管道鉚釘入口施加一定氣壓靠氣力輸送鉚釘。輸送過程中存在各種壓強(qiáng)損失，入口氣壓不足則不能順利送釘。同時(shí)輸送氣壓影響輸送速度，從而影響鉚釘輸送時(shí)間。所以從輸送過程壓強(qiáng)損失、鉚釘輸送時(shí)間兩方面來計(jì)算管道入口輸送氣壓。

4.1 輸送過程壓強(qiáng)損失

圖7 鉚釘輸送路徑Fig.7 Path of rivet feeding

鉚釘輸送路徑如圖7所示，pin為入口壓強(qiáng)，pout為出口壓強(qiáng)，本文所述壓強(qiáng)均為相對(duì)壓強(qiáng)。氣力輸送鉚釘過程中不可避免地存在壓強(qiáng)損失，主要包括3部分：沿程壓強(qiáng)損失、送釘壓強(qiáng)損失和彎道壓強(qiáng)損失[20]。

4.1.1 沿程壓強(qiáng)損失Δp1

氣流在管道中流動(dòng)時(shí)，管壁的粘附作用和氣流內(nèi)部之間的摩擦力將沿流程阻礙氣流流動(dòng)，從而產(chǎn)生沿程壓強(qiáng)損失。在圖7所示情況下沿程壓強(qiáng)損失為

(29)

式中：λ為沿程阻力系數(shù)；l為管道總長度。

4.1.2 送釘壓強(qiáng)損失Δp2

當(dāng)氣流在截面均勻的管道內(nèi)流動(dòng)遇到鉚釘時(shí)，氣流方向和速度都會(huì)發(fā)生變化，產(chǎn)生的附加阻力會(huì)使氣流產(chǎn)生送釘壓強(qiáng)損失，如圖7所示鉚釘前后壓強(qiáng)分別為p1、p2，送釘壓強(qiáng)損失Δp2為

(30)

4.1.3 彎道壓強(qiáng)損失Δp3

氣流在管道中流經(jīng)彎曲區(qū)域時(shí)，流速大小和方向被迫發(fā)生急劇變化從而產(chǎn)生壓強(qiáng)損失。如圖7所示的管道彎曲處前后壓強(qiáng)分別為p3、p4，彎道壓強(qiáng)損失Δp3為

(31)

式中：ζ為局部阻力系數(shù)，其表達(dá)式為

(32)

式中：ψ為彎道彎曲角度。

所以可得鉚釘輸送全程壓強(qiáng)損失Δp為

Δp=pin-pout=

Δp1+Δp2+Δp3=

(33)

流體力學(xué)中管道某處的壓強(qiáng)等于該處的靜壓與動(dòng)壓之和。實(shí)際送釘氣流速度較小可認(rèn)為氣流不可壓縮，所以輸送管道出口與入口流速相同。管道出口處靜壓pout(s)=0，動(dòng)壓pout(d)與流速相關(guān)，所以出口壓強(qiáng)pout、入口壓強(qiáng)pin分別為

(34)

pin=pout+Δp=

(35)

4.2 管道入口理論輸送氣壓的計(jì)算

設(shè)自動(dòng)鉆鉚機(jī)鉆鉚速率為N，即為一分鐘內(nèi)完成鉆鉚工作的鉚釘數(shù)量。在一個(gè)鉆鉚周期中包括鉚釘輸送時(shí)間Tf、制孔時(shí)間Td和鉚接時(shí)間Tr等，即

(36)

本文所提的送釘是指鉚釘從釘柜中輸出至鉚釘注射器這段過程，因此為了保證鉆鉚機(jī)的鉆鉚速率，保守鉚釘輸送時(shí)間需滿足

(37)

(38)

假定鉚釘平均輸送速度與可達(dá)最大速度umax關(guān)系為

(39)

式中：η為鉚釘速度有效系數(shù)，依具體情況而定。

聯(lián)立式(11)、式(37)～式(39)可得為滿足鉚釘輸送時(shí)間所需的氣流速度為

(40)

將式(40)代入式(35)可得管道入口理論輸送氣壓pin-cal為

(41)

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

5.1 輸送管道內(nèi)徑選擇的驗(yàn)證

針對(duì)D=7.26 mm，d=5 mm，L=12 mm的鉚釘，按照管道內(nèi)徑默認(rèn)選取原則可選內(nèi)徑B∈{8，9，10，11} mm，按照管道內(nèi)徑選擇的理論研究應(yīng)選內(nèi)徑9 mm。所以選擇同種材質(zhì)、內(nèi)徑分別為8、9、10 mm的輸送管道按圖8路徑進(jìn)行送釘試驗(yàn)，管道入口施加10 000 Pa氣壓，該氣壓值足夠大以輸送鉚釘。改變彎曲半徑R0并統(tǒng)計(jì)鉚釘通過情況和輸送時(shí)間，結(jié)果如表2所示。

由表2可知當(dāng)彎曲半徑為8～10 mm時(shí)，內(nèi)徑8 mm的管道會(huì)發(fā)生卡釘，內(nèi)徑9 mm和10 mm的管道則不會(huì)發(fā)生卡釘，考慮到實(shí)際輸送管道會(huì)發(fā)生截面彎曲變形，故彎曲半徑不會(huì)比8 mm更小，所以9 mm和10 mm內(nèi)徑的管道更利于順利送釘；此外在等氣壓輸送情況下內(nèi)徑9 mm管道比內(nèi)徑10 mm管道輸送時(shí)間更短，即說明前者比后者送釘動(dòng)力系數(shù)大，更利于鉚釘輸送。綜合可得內(nèi)徑9 mm管道對(duì)于輸送試驗(yàn)鉚釘最為合適，也證明了前文管道內(nèi)徑綜合選擇方法的合理性。

圖8 管道內(nèi)徑選擇試驗(yàn)路徑Fig.8 Experimental path for choosing interior diameter of tube

表2 管道內(nèi)徑選擇試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Experimental results for choosing interior diameter of tube

R0/mmS(total)S(passed)Tf/sB=8mmB=9mmB=10mmB=8mmB=9mmB=10mmB=8mmB=9mmB=10mm8505050050501.191.39105050503550500.811.011.25125050505050500.580.931.07

5.2 管道入口輸送氣壓的驗(yàn)證

為了配合工程需要，管道入口輸送氣壓驗(yàn)證的試驗(yàn)將在作者參與研發(fā)的自動(dòng)鉆鉚機(jī)上進(jìn)行，如圖9所示。配套送釘系統(tǒng)的鉚釘柜安裝在鉆鉚機(jī)右側(cè)滑枕上的箱罩內(nèi)，鉚釘輸送管道安放在鉆鉚機(jī)內(nèi)部，為了配合制孔插釘頭的大范圍多自由度運(yùn)動(dòng)，輸送管道的安放路徑如圖9中黃線所示。

針對(duì)D=7.26 mm，d=5 mm，L=12 mm的鉚釘，根據(jù)輸送管道內(nèi)徑選擇的研究可知內(nèi)徑為9 mm 輸送管道最為合適。對(duì)于圖9自動(dòng)鉆鉚機(jī)的送釘系統(tǒng)，整體輸送管道是在三維空間鋪設(shè)，但直線段管道都可按平面路徑計(jì)算，且彎曲段管道也多是在平面內(nèi)彎曲，因此整體輸送管道可簡化為平面內(nèi)管道。制孔插釘頭運(yùn)動(dòng)至最高處時(shí)鉚釘輸送最不利，此時(shí)鉚釘輸送管道路徑近似為如圖10所示。實(shí)際自動(dòng)鉆鉚機(jī)鉆鉚速率N=10，由式(37)可得輸送時(shí)間Tf≤2 s。鑒于圖10輸送管道路徑的復(fù)雜性，保守鉚釘速度有效系數(shù)η=1/2。所以由式(41)可得管道入口理論輸送氣壓為pin-cal≥17 917 Pa。

按圖10路徑進(jìn)行輸送氣壓驗(yàn)證試驗(yàn)，通過減壓閥改變管道入口輸送氣壓，結(jié)果如表3所示。

由表3可知?dú)鈮涸诓恍∮?0 000 Pa的情況下鉚釘輸送時(shí)間符合預(yù)期結(jié)果Tf≤2 s，所以實(shí)際所需輸送氣壓pin-act≥20 000 Pa，接近理論輸送氣壓pin-cal≥17 917 Pa，說明前文管道入口理論輸送氣壓計(jì)算方法是合理的。理論值與實(shí)際值存在誤差的原因可能是在壓強(qiáng)損失計(jì)算中公式相對(duì)于實(shí)際情況有所簡化，從而導(dǎo)致理論值比實(shí)際值略小。盡管如此，理論計(jì)算方法對(duì)實(shí)際確定管道入口輸送氣壓仍然具有很大的指導(dǎo)作用。

圖9 鉆鉚機(jī)送釘路線Fig.9 Rivet feeding path of drilling and riveting machine

圖10 輸送氣壓選擇試驗(yàn)路徑Fig.10 Experimental path for choosing feeding air pressure

表3 輸送氣壓選擇試驗(yàn)結(jié)果

Table 3 Experimental results for choosing feeding air pressure

pin/PaS(total)S(passed)Tf/s500050506.831000050503.821500050502.562000050501.962500050501.733000050501.67

圖10所示鉚釘輸送路徑是最不利的送釘情況，所以實(shí)際選用氣壓pin-act=20 000 Pa也能滿足其他路徑的送釘需求，對(duì)于自動(dòng)鉆鉚機(jī)送釘系統(tǒng)而言是最佳的管道入口輸送氣壓。

6 結(jié) 論

1) 通過幾何分析法和力學(xué)分析法，得出管道最小彎曲半徑計(jì)算公式，并綜合送釘動(dòng)力系數(shù)得出最優(yōu)管道內(nèi)徑選擇方法。針對(duì)直徑為5 mm的不同長度鉚釘，得出最優(yōu)管道內(nèi)徑為9 mm。針對(duì)?5 mm×12 mm鉚釘，試驗(yàn)表明內(nèi)徑為9 mm時(shí)管道彎曲不卡釘和鉚釘受氣動(dòng)力綜合情況最好，是最優(yōu)管道內(nèi)徑。

2) 采用流體力學(xué)和空氣動(dòng)力學(xué)計(jì)算鉚釘輸送壓強(qiáng)損失，結(jié)合輸送時(shí)間和速度分析得出合適輸送氣壓計(jì)算方法。針對(duì)作者參與研發(fā)的飛機(jī)壁板自動(dòng)鉆鉚機(jī)的送釘系統(tǒng)，選用?5 mm×12 mm鉚釘和最優(yōu)內(nèi)徑管道進(jìn)行送釘試驗(yàn)，試驗(yàn)得出的合適輸送氣壓與理論計(jì)算結(jié)果較為接近，證明了理論方法的合理性。

本文中關(guān)于送釘技術(shù)的研究對(duì)其他送釘系統(tǒng)輸送不同型號(hào)鉚釘也同樣適用，對(duì)設(shè)計(jì)送釘系統(tǒng)并提高其工作效率和穩(wěn)定性等有著明顯的指導(dǎo)作用。

[1] 王巍, 俞鴻均, 谷天慧. 大型飛機(jī)壁板組件先進(jìn)裝配技術(shù)[J]. 航空制造技術(shù), 2016(5): 42-46.

WANG W, YU H J, GU T H. Advanced assembly technology of large aircraft panel components[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2016(5): 42-46 (in Chinese).

[2] 杜兆才, 姚艷彬, 王健. 機(jī)器人鉆鉚系統(tǒng)研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢[J]. 航空制造技術(shù), 2015(4): 26-31.

DU Z C, YAO Y B, WANG J. Research status and development trends of robot drilling and riveting system[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2015(4): 26-31 (in Chinese).

[3] 王珉, 陳文亮, 郝鵬飛, 等. 飛機(jī)數(shù)字化自動(dòng)鉆鉚系統(tǒng)及其關(guān)鍵技術(shù)[J]. 航空制造技術(shù), 2013(1/2): 80-83.

WANG M, CHEN W L, HAO P F, et al. Aircraft automatic drilling and riveting system and its key technology[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2013(1/2): 80-83 (in Chinese).

[4] 許國康. 大型飛機(jī)自動(dòng)化裝配技術(shù)[J]. 航空學(xué)報(bào), 2008, 29(3): 734-740.

XU G K. Automatic assembly technology for large aircraft[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2008, 29(3): 734-740 (in Chinese).

[5] REMLEY D, REDIGER J, HAWORTH P, et al. Slug rivet machine installs 16 rivets per minute drill rivet shave: SAE-2009-01-3155[R]. Warrendale, PA: SAE, 2009.

[6] OLSSON T, HAAGE M, KIHLMAN H, et al. Cost-efficient drilling using industrial robots with high-bandwidth force feedback[J]. Robotics and Computer-Integrated Manufacturing, 2010, 26(1): 24-38.

[7] BI S S, LIANG J. Robotic drilling system for titanium structures[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2011, 54(5-8): 767-774.

[8] DEVLIEG R, SITTON K, FEIKERT E, et al. Once (one-sided cell end effector) robotic drilling system: SAE-2002-01-2626[R]. Warrendale, PA: SAE, 2002.

[9] SARH B. Assembly techniques for space vehicles: SAE-2000-01-3028[R]. Warrendale, PA: SAE, 2000.

[10] BOAD C L, COLEBOURN D. Stick fastener feed system for large variety & small quantity: SAE-2008-01-2320[R]. Warrendale, PA: SAE, 2008.

[11] RINK P, GIVLER G, STANCIK B, et al. New generation automated fastener feed systems: SAE-952169[R]. Warrendale, PA: SAE, 1995.

[12] 鄧鋒. MPAC自動(dòng)鉆鉚機(jī)[J]. 航空制造技術(shù), 2010(6): 26-29.

DENG F. MPAC automatic drilling and riveting machine[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2010(6): 26-29 (in Chinese).

[13] STANSBURY E C, BIGONEY B, ALLEN R. E7000 high-speed CNC fuselage riveting cell: SAE-13ATC-0086[R]. Warrendale, PA: SAE, 2012.

[14] BORNES P, BROWN M, HUBERT C, et al. Womb to tomb SPC control of fasteners from rivet manufacture to installation using existing software: SAE-2003-01-2958[R]. Warrendale, PA: SAE, 2003.

[15] TIAN W, ZHOU Z F, LIAO W H. Analysis and investigation of a rivet feeding tube in an aircraft automatic drilling and riveting system[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2016, 82(5-8): 973-983.

[16] 龔輝. 基于工業(yè)機(jī)器人平臺(tái)的自動(dòng)供釘系統(tǒng)設(shè)計(jì)研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2012: 7-8.

GONG H. Design and research of automatic rivets feeding system based on industry robots platform[D].Hangzhou: Zhejiang University, 2012: 7-8 (in Chinese).

[17] 李菡. 基于雙機(jī)器人協(xié)同的自動(dòng)鉆鉚終端器及其自動(dòng)供釘裝置的設(shè)計(jì)與研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2010: 32-49.

LI H. Study on dual-robot-based drilling & riveting end-effector and automated rivet feeding apparatus[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2010: 32-49 (in Chinese).

[18] 黃標(biāo). 氣力輸送[M]. 上海: 上?？茖W(xué)技術(shù)出版社, 1984: 217-229.

HUANG B. Pneumatic transmission[M]. Shanghai: Shanghai Scientific & Technical Publishers, 1984: 217-229 (in Chinese).

[19] 陸志良. 空氣動(dòng)力學(xué)[M]. 北京: 北京航空航天大學(xué)出版社, 2009: 63-65.

LU Z L. Aerodynamics[M]. Beijing: Beihang University Press, 2009: 63-65 (in Chinese).

[20] 侯國祥, 孫江龍, 王先洲, 等. 工程流體力學(xué)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2006: 88-99.

HOU G X, SUN J L, WANG X Z, et al. Engineering fluid mechanics[M]. Beijing: China Machine Press, 2006: 88-99 (in Chinese).