周 珂 ，范云飛 ，劉 鋼 ，周 波

（1.南京工程學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京211167；2.上海交通大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200240；3.上海拓璞數(shù)控科技股份有限公司，上海201111；4.上海工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，上海200093）

自動鉆鉚技術(shù)的發(fā)展對航空航天工業(yè)的發(fā)展有著重要的意義[1]。而在各種自動鉆鉚技術(shù)中，機(jī)器人自動鉆鉚系統(tǒng)由于其良好的靈活性和適應(yīng)性，成為當(dāng)前自動鉆鉚技術(shù)發(fā)展的一大趨勢[2]。機(jī)器人自動鉆鉚應(yīng)用廣泛，但在對無人機(jī)油箱等狹小殼體的機(jī)器人鉚接系統(tǒng)進(jìn)行設(shè)計時，頂鐵端機(jī)器人由于存在尺寸要求與剛度需求之間的矛盾，設(shè)計難度大。

Cherng等人[3]對鉚槍以及頂桿進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，引入彈簧、阻尼這些單元，大大抑制了錘鉚過程中鉚槍的振動；Kadam[4]和Bloxsom[5]對典型的氣動沖擊工具，如鉚槍、沖錘等建立理論模型，模擬其工作原理并試驗研究其性能。以上研究主要是針對氣動鉚槍，對于錘鉚工藝本身并未做深入的研究。

Li等人[6]針對機(jī)器人鉚接系統(tǒng)，建立了錘鉚過程的動力學(xué)模型，分析了鉚釘塑性變形，并通過實驗驗證了其合理性。曲巍威等人[7]提出了一種對錘鉚過程進(jìn)行仿真分析的方法，建立了錘鉚的運動學(xué)模型，并對錘鉚過程進(jìn)行了有限元仿真，獲得了鉚接時間以及鉚接件的殘余應(yīng)力分布。之后通過鉚接試驗驗證了仿真方法的有效性，指出鉚槍輸入氣壓以及鉚接時間是影響錘鉚的關(guān)鍵因素。

本文以此為背景，探究通過調(diào)整鉚接參數(shù)來減小鉚接沖擊力的方法，搭建一個帶有測力系統(tǒng)的鉚接試驗臺，通過理論分析得到影響傳感器受力的主要鉚接參數(shù)后，展開正交試驗，探究這些參數(shù)對于傳感器受力和鉚接效率的影響。

1 氣動錘鉚原理與實驗臺介紹

1.1 氣動鉚槍工作原理

氣動鉚槍的構(gòu)造如圖1所示，通入壓縮空氣后，在換向閥的作用下，壓縮空氣會從鉚槍內(nèi)腔或外腔進(jìn)入，最終從排氣孔排出。因而活塞兩端會出現(xiàn)交替變化的壓力差，推動活塞往復(fù)運動，并撞擊鉚錘，受撞擊后的鉚錘獲得速度，沖擊鉚釘。盡管單獨一次沖擊產(chǎn)生的變形量不大，但是沖擊積累到一定次數(shù)后可使鉚釘變形達(dá)到規(guī)定的要求。鉚錘的沖擊速度直接影響到鉚釘變形，鉚槍的輸入氣壓不同，鉚錘的沖擊速度以及沖擊頻率也會發(fā)生變化[8]。

圖1 氣動鉚槍結(jié)構(gòu)

1.2 氣動錘鉚工藝

氣動錘鉚分為正鉚法和反鉚法兩種。正鉚法即用頂鐵頂住鉚釘頭，氣鉚槍鉚錘的錘擊力直接作用在釘桿上形成鐓頭，如圖2（a）所示；反鉚法則是氣鉚槍鉚錘頂住鉚釘頭，鉚錘直接在鉚釘頭那側(cè)錘擊，頂鐵頂住釘桿的另一側(cè)形成鐓頭，如圖2（b）所示。目前航空鉚接裝配中，多采用反鉚法，本研究亦采用反鉚法。

圖3 氣動錘鉚的正反鉚法

1.3 實驗設(shè)備與條件

（1）整體測力實驗臺由鉚槍部分、試件裝夾部分、頂鐵部分以及測力部分組成，如下圖3所示。氣動鉚槍為臺灣貝斯特AT-2204型直柄氣動鉚槍，其工作氣壓0～0.6 MPa；頂鐵部分的內(nèi)頂桿采用壓縮彈簧進(jìn)行減震，適用彈簧型號有12.348 N/mm、24.206 N/mm、59.192 N/mm.試件選用兩塊尺寸150 mm×40 mm，厚度為2 mm，牌號為7A09-T6鋁合金板；鉚釘選用Φ4 mm×9 mm的普通半圓頭鋁合金鉚釘。

圖3 鉚接測力實驗平臺實物

（2）測力部分包括環(huán)形測力傳感器、放大器、數(shù)據(jù)采集器以及計算機(jī)，環(huán)形測力傳感器與數(shù)據(jù)采集模塊，如圖4、圖5所示。

圖4 LFC-120環(huán)形測力傳感器

圖5 OM-DAQ-USB-2401數(shù)據(jù)采集器

1.4 動力學(xué)模型分析

參考單自由度彈簧質(zhì)量阻尼系統(tǒng)建立內(nèi)頂桿振動的動力學(xué)模型，如圖6所示。m為內(nèi)頂桿質(zhì)量，k為彈簧剛度，c表示阻尼系數(shù)，x為內(nèi)頂桿位移，f為鉚釘對內(nèi)頂桿的沖擊力，通過該模型可以研究內(nèi)頂桿在振動過程中對傳感器的作用力。

圖6 內(nèi)頂桿振動的動力學(xué)模型

理想狀態(tài)下單獨一次沖擊可等效為脈沖力，設(shè)一次沖擊時作用在內(nèi)頂桿上的沖量為I，則利用單位脈沖函數(shù)δ函數(shù)的性質(zhì)，得到在時間t=a時作用的脈沖力f如式（1）所示。

則傳感器受到來自內(nèi)頂桿的最大作用力推導(dǎo)如式（2）所示。

由上式可知，當(dāng)系統(tǒng)的固有頻率越大時，傳感器受到的作用力越大。由于系統(tǒng)阻尼很小，若忽略阻尼的影響，則由式（2）可得公式（3）。

由式（3）可知，F(xiàn)0、k、I和 m 這四個參數(shù)對于傳感器的受力有著重要的影響，F(xiàn)0即為彈簧的預(yù)緊力，k為彈簧的剛度，m為內(nèi)頂桿的質(zhì)量、I為鉚釘對內(nèi)頂桿的沖量，其大小主要受鉚槍輸入氣壓的影響。

2 鉚接測力實驗與數(shù)據(jù)分析

2.1 鉚接正交試驗設(shè)計

在保證鉚接質(zhì)量的前提下，選擇鉚槍的輸入氣壓、支撐彈簧的剛度、支撐彈簧的預(yù)緊力這三個因子進(jìn)行正交試驗研究不同鉚接參數(shù)對力傳感器受力和鉚接效率的影響。試驗指標(biāo)即為傳感器在鉚接過程中受力的最大值和鉚接時間，通過數(shù)據(jù)采集器將鉚接過程中的力信號傳入計算機(jī)中，對力數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，找出鉚接過程中力的最大值，綜合考慮試驗的目的和難度，使用正交表L9（34），3因素3水平安排表見表1.

表1 三因素三水平安排表

2.2 試驗結(jié)果的獲取與處理

2.2.1 測試處理

圖7為一次鉚接過程收集到的電壓信號曲線，把圖中自由狀態(tài)時間段的電壓平均值X作為本次鉚接的零點電壓，用整體電壓信號和零點電壓的差值δ與傳感器的靈敏度G相乘，即得鉚接過程的力F，如公式（5）.對力曲線進(jìn)行處理，求出鉚接過程中力的最大值，如圖8所示。

圖7 一次鉚接過程中采集的電壓信號

圖8 一次鉚接過程中采集的力信號

對圖7中3.8 s至4.2 s的力曲線進(jìn)一步放大后如圖9所示。

圖9 力曲線局部放大

鐓頭正交試驗結(jié)果見表2.

表2 正交試驗表

2.2.2 極差分析

極差R反映了因子對實驗結(jié)果影響的大小，極差越大表明該因素對試驗結(jié)果的影響越大，通過極差R可以判斷因素對考核指標(biāo)的影響主次順序。

對正交實驗的結(jié)果進(jìn)行極差分析，得到表4和表5，由表3可知，影響力指標(biāo)的主次順序為：B＞C＞A，即：彈簧剛度＞彈簧預(yù)緊力＞鉚槍氣壓。由表4可知，鉚槍氣壓是影響鉚接時間的主要因素，且主次關(guān)系為：鉚槍氣壓＞彈簧預(yù)緊力＞彈簧剛度。

表3 力指標(biāo)的極差分析表

表4 時間指標(biāo)的極差分析表

在極差分析的基礎(chǔ)上繪制三個因子的影響趨勢圖，如圖10與圖11所示。

圖10 對力指標(biāo)的影響趨勢圖

圖11 對時間指標(biāo)的影響趨勢圖

2.3 試驗的結(jié)論及參數(shù)優(yōu)化

（1）彈簧剛度和彈簧預(yù)緊力的改變對于鉚接沖擊力的大小有著很顯著的影響，三個鉚接參數(shù)對傳感器受力的影響均呈正相關(guān)的關(guān)系。而對于鉚接時間即鉚接效率而言，鉚槍氣壓的作用顯著，并與鉚接時間呈負(fù)相關(guān)，而彈簧剛度和彈簧預(yù)緊力對于鉚接效率的影響均不顯著。

綜合考慮鉚接沖擊力和鉚接效率，選取最終設(shè)計參考工藝參數(shù)為：鉚槍氣壓0.5 MPa、彈簧剛度24.206 N/mm、彈簧預(yù)緊力250 N.作為，以此參數(shù)進(jìn)行試驗，試片結(jié)果如圖12所示，試驗結(jié)果為：鐓頭平均高度2.01 mm，且全部合格，鉚接時間為3.2 s，平均最大鉚接沖擊力為489.5 N.

圖12 最終參數(shù)鉚接試驗

3 結(jié)論

（1）搭建鉚接測力試驗平臺，實現(xiàn)了對鉚接時頂鐵端所受沖擊力的在線測量，并借助力曲線求得鉚接過程中的最大沖擊力值。

（2）建立了內(nèi)頂桿振動的動力學(xué)模型，得出鉚槍氣壓、彈簧剛度、彈簧預(yù)緊力是影響頂鐵端沖擊力重要因素的結(jié)論。

（3）通過正交試驗，研究了鉚槍氣壓、彈簧剛度、彈簧預(yù)緊力這三個參數(shù)對頂鐵端沖擊力和鉚接效率的影響，得出彈簧剛度和彈簧預(yù)緊力對頂鐵端沖擊力的影響要大于鉚槍氣壓，鉚槍氣壓是影響鉚接效率的顯著因素的結(jié)論。并綜合鉚接效率和鉚接沖擊力，選出一組參數(shù)，作為頂鐵端機(jī)器人設(shè)計的參考。