面向螺旋銑制孔過程的壓腳壓緊力優(yōu)化

畢運波 ,李 夏 ,嚴(yán)偉苗 ,沈立恒 , 朱 宇 ,方 偉

(1. 浙江大學(xué) 機械工程學(xué)院,浙江 杭州 310027; 2. 中航工業(yè)西安飛行自動控制研究所,陜西 西安 710065; 3. 上海飛機制造有限公司,上海 200436)

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面向螺旋銑制孔過程的壓腳壓緊力優(yōu)化

畢運波1,李 夏2,嚴(yán)偉苗1,沈立恒3, 朱 宇3,方 偉3

(1. 浙江大學(xué) 機械工程學(xué)院,浙江 杭州 310027; 2. 中航工業(yè)西安飛行自動控制研究所,陜西 西安 710065; 3. 上海飛機制造有限公司,上海 200436)

為了優(yōu)化機器人螺旋銑制孔過程中末端執(zhí)行器的壓腳壓緊力取值, 提高末端執(zhí)行器與工件的接觸剛度, 消除壓緊力取值對加工孔的孔徑精度、表面粗糙度、孔位偏差等的影響, 采用解析法確定壓緊力取值的許用范圍. 通過建立螺旋銑制孔過程有限元仿真模型, 研究許用范圍內(nèi)不同壓緊力對加工孔質(zhì)量的影響, 給出壓腳壓緊力的最優(yōu)值. 通過制孔實驗對比分析不同壓緊力下的加工孔質(zhì)量, 實驗結(jié)果表明, 在優(yōu)化后的壓腳壓緊力作用下, 加工孔的圓柱度可以有效控制在0.013 mm以內(nèi), 孔的內(nèi)壁表面粗糙度可以提升至1.6 μm以內(nèi).

螺旋銑; 壓腳裝置; 末端執(zhí)行器; 壓緊力; 有限元分析(FEA)

在飛機裝配過程中, 飛機結(jié)構(gòu)件之間的連接主要為機械連接,連接孔質(zhì)量對于提高連接精度、保證飛機使用壽命及安全性有著重要的影響. 據(jù)統(tǒng)計可知, 70%的飛機機體疲勞失效事故起因于結(jié)構(gòu)連接部位,其中80%的疲勞裂紋往往發(fā)生于連接孔處[1]. 隨著工業(yè)機器人技術(shù)的迅速發(fā)展以及機器人成本的不斷降低, 采用機器人連接末端執(zhí)行器的自動化制孔方式正逐步取代傳統(tǒng)的手工制孔方式[2]. 自動化制孔技術(shù)不僅作業(yè)范圍大、安裝空間小, 且集成度高、柔性好, 可以顯著地提高制孔效率, 改善制孔精度.

隨著機器人自動化制孔技術(shù)在飛機裝配領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用, 如何有效地控制加工孔質(zhì)量已成為國內(nèi)外眾多學(xué)者的研究重點之一. Fatronik公司研發(fā)了一種自主爬行機器人制孔系統(tǒng)[3], 機器人在其自身視覺系統(tǒng)幫助下完成位置坐標(biāo)的自適應(yīng).Olsson等[4]設(shè)計了一套基于力矩反饋的機器人制孔系統(tǒng), 抑制制孔時工件的滑動和振動.

蒙皮作為飛機壁板的主要構(gòu)件之一,制孔質(zhì)量不僅影響后續(xù)定位和連接精度, 同時對保證壁板整體結(jié)構(gòu)剛度和整機氣動外形具有重要的意義.蒙皮通常為薄壁零件, 且自身剛度較弱, 在制孔過程中易受交變切削載荷的作用而產(chǎn)生彈性變形, 甚至振動, 導(dǎo)致制孔精度降低. 通常采用單向壓緊的方法來增強整個制孔系統(tǒng)的動態(tài)剛度, 抑制加工振動, 減少制孔毛刺, 最終保證制孔質(zhì)量. 美國EI公司開發(fā)了一種多功能末端執(zhí)行器(MFEE)[5], 工作時, 壓緊機構(gòu)帶動機構(gòu)整體移動, 控制工件變形. Hellstern[6]在鉆削實驗中使用一個簡易的預(yù)壓緊裝置, 驗證了在較大的壓緊力下加工孔質(zhì)量較好. 王珉等[7]利用有限元仿真驗證了單向壓緊力對毛刺的影響, 提出壓緊力推薦值, 但實際測量結(jié)果沒有達到工藝要求.

壓緊力會對蒙皮撓度及加工孔的表面粗糙度、圓柱度[8]等幾何參數(shù)產(chǎn)生較大影響, 但多數(shù)制孔過程不會對壓緊力進行合理的分析計算, 僅憑經(jīng)驗進行粗略設(shè)置, 導(dǎo)致蒙皮、長桁、鉚釘?shù)攘慵装l(fā)生塑性變形或抑振效果較差, 影響孔加工質(zhì)量. 針對以上問題, 本文以機器人螺旋銑末端執(zhí)行器制孔系統(tǒng)為平臺, 通過計算壓緊力的許用范圍, 建立螺旋銑制孔的有限元仿真模型, 揭示許用范圍內(nèi)壓緊力對制孔質(zhì)量的影響規(guī)律, 從而得到壓緊力最優(yōu)值, 并通過實驗進行驗證.

1 機器人螺旋銑末端執(zhí)行器制孔系統(tǒng)

1.1 螺旋銑制孔原理

圖1 螺旋銑制孔原理Fig.1 Principle of orbital drilling

螺旋銑制孔通常集鉆銑于一體, 刀具的端部切削刃與外圍切削刃同時參與對工件進行銑切[9]. 刀具的運動可以分為3部分, 即刀具繞自身軸線的自轉(zhuǎn)、刀具沿加工孔軸線的公轉(zhuǎn)及刀具的軸向進給.這3種運動合成的復(fù)合運動可以使刀具沿螺旋線路徑鉆銑被加工材料. 如圖1所示, 在不更換刀具的情況下, 螺旋銑裝置僅需調(diào)節(jié)刀具公轉(zhuǎn)半徑就可以快速適應(yīng)加工孔徑尺寸的變化[10]. 螺旋銑作為一種新型的孔加工方式, 具有切削過程平穩(wěn)、散熱快、切削力小等優(yōu)點, 極大地提高了加工孔的質(zhì)量和刀具壽命.

1.2 機器人螺旋銑末端執(zhí)行器制孔系統(tǒng)

如圖2所示, 螺旋銑末端執(zhí)行器主要由主軸、進給裝置、偏心套筒、偏心伺服電機、壓腳、測距傳感器、冷卻裝置、排屑裝置等組成, 螺旋銑末端執(zhí)行器通過快換法蘭與工業(yè)機器人相連, 如圖3所示. 工業(yè)機器人具有6個關(guān)節(jié), 每個關(guān)節(jié)對應(yīng)一個自由度, 共有6個自由度. 每個關(guān)節(jié)由帶反饋的伺服電機驅(qū)動, 可以精確地實現(xiàn)機器人末端的空間定位功能, 從而保證在可達空間內(nèi)將末端執(zhí)行器定位到任意位置, 并調(diào)整末端執(zhí)行器的空間姿態(tài).

圖2 螺旋銑末端執(zhí)行器Fig.2 Orbital drilling end effector

圖3 機器人螺旋銑末端執(zhí)行器制孔系統(tǒng)Fig.3 Robotic orbital drilling end effector system

在螺旋銑末端執(zhí)行器的制孔過程中, 移動平臺將機器人移動到對應(yīng)的制孔區(qū)域位置, 使得制孔區(qū)域處于機器人較優(yōu)的工作范圍內(nèi). 工業(yè)機器人通過各關(guān)節(jié)臂的協(xié)調(diào)運動, 將螺旋銑末端執(zhí)行器準(zhǔn)確定位到制孔位置,通過激光測距傳感器進行法矢計算, 從而調(diào)整螺旋銑末端執(zhí)行器位姿, 使主軸刀具的進給方向與工件表面的法向一致.螺旋銑末端執(zhí)行器有序完成制孔所需的主軸旋轉(zhuǎn)、進給運動、公轉(zhuǎn)運動以及壓腳壓緊、油霧冷卻和真空排屑等輔助操作.

在制孔過程中,當(dāng)?shù)毒呓佑|到剛度較弱的壁板蒙皮、長桁、鉚釘?shù)裙ぜr容易導(dǎo)致工件產(chǎn)生彈性變形, 如圖4所示. 壓腳裝置作為自動化制孔中采用較廣泛的一種單向壓緊裝置, 位于末端執(zhí)行器末端, 其相對于執(zhí)行器主軸的位置可以通過絕對光柵尺實現(xiàn)實時反饋, 并可以將蒙皮在制孔過程中產(chǎn)生的彈性變形量實時補償?shù)街鬏S的進給軸上, 保證制孔精度.

圖4 工件受壓變形Fig.4 Workpiece deformation under pressure

1.3 壓腳壓緊力作用區(qū)域與主軸位置關(guān)系

壓腳安裝在螺旋銑末端執(zhí)行器的前端, 通過滑塊沿底座導(dǎo)軌滑動, 制孔時由氣缸推動壓腳滑動與工件接觸對工件施加一定壓緊力, 壓緊力作用區(qū)域為同心圓環(huán). 主軸外圈與偏心套筒通過軸承連接, 偏心套筒軸線穿過壓腳壓緊力的作用區(qū)域圓心. 螺旋銑制孔時, 除主軸自轉(zhuǎn)及進給運動外, 主軸在偏心伺服電機的驅(qū)動下繞偏心套筒軸線以設(shè)定的偏心距離作公轉(zhuǎn)運動, 如圖5所示.

圖5 壓緊力作用區(qū)域與主軸位置關(guān)系Fig.5 Position relationship between pressure-force’s region and spindle

圖6 平板受壓緊力及切削力作用Fig.6 Plate with pressure-force and drilling force

2 壓緊力許用范圍計算

2.1 內(nèi)應(yīng)力解析計算

因飛機壁板局部待加工區(qū)域曲率較小, 可以近似看作平板區(qū)域. 假設(shè)該平板區(qū)域的長度為l, 寬度為b, 厚度為h, 所受的軸向切削力為Fa,如圖6所示. 平板四邊用螺栓固定, 可以近似看作簡支[11]. 壓腳在平板上的作用區(qū)域的外半徑為R, 內(nèi)半徑為r,pf為均勻分布在平板上的壓緊力壓強, 則總壓緊力Fp=πpf(R2-r2), 其大小由工業(yè)機器人的末端執(zhí)行器壓腳裝置控制.

根據(jù)納維埃雙三角級數(shù)方法可知, 四邊簡支平板的撓曲函數(shù)的通解[12]可以表示為

(1)

式中：D為平板的抗彎剛度,

q(x,y)為施加在板上的面載荷. 鑒于式(1)比較復(fù)雜, 且計算量大, 故對式(1)進行簡化. 通常主軸公轉(zhuǎn)半徑較小且主軸位置因公轉(zhuǎn)運動實時變化, 軸向力位置近似取壓緊力作用區(qū)域圓心處；壓腳壓緊力的作用區(qū)域面積很小,可以用繞壓腳圓心半徑為R′=(R+r)/2、壓強為p的均勻線性分布載荷近似表示壓緊力[13], 如圖7所示.

圖7 壓腳壓緊力簡化示意圖Fig.7 Plate with simplified pressure-force and drilling force

假設(shè)軸向力作用點的坐標(biāo)為(x1,y1), 當(dāng)其單獨作用時, 平板上任一點(x,y)處的撓度為

(2)

假設(shè)壓緊力的作用區(qū)域任一點坐標(biāo)為(x2,y2), 則它與軸向力位置的關(guān)系可以用參數(shù)方程表示：

(x2,y2)=(x1+R′cos θ,y1+R′sin θ);0≤θ<2π.

當(dāng)壓緊力單獨作用時, 平板上任一點(x,y)的撓度可以由式(3)計算得到；當(dāng)平板受壓緊力與軸向切削力共同作用時,任一點處的撓度如式(4)所示.

(3)

(4)

平板內(nèi)任一點處在x與y方向上的內(nèi)力矩分別為

(5)

則相應(yīng)點處產(chǎn)生的內(nèi)力矩為

(6)

雙重三角級數(shù)的收斂速度較慢, 在實際計算中不可能選取無窮多項, 因此只能求得應(yīng)力的近似解.

2.2 螺旋銑制孔簡化模型

航空鋁合金材料鉆削加工一般采用螺旋立銑刀, 圓柱面上的主切削刃和端面上的副切削刃同時參與材料去除[14]. 在模型中,選擇直徑為10 mm的螺旋立銑刀, 取板厚h=4 mm, 長l=200 mm, 寬b=80 mm. 結(jié)合實際加工過程中螺旋銑末端執(zhí)行器的壓腳結(jié)構(gòu)可知, 壓腳外半徑為22.5 mm, 壓腳內(nèi)半徑為17.5 mm, 則R′=(R+r)/2=20 mm. 平板和刀具材料分別為航空鋁合金2024-T3和硬質(zhì)合金,物理屬性如表1所示. 表中,E為彈性模量,ν為泊松比,ρ為密度,σs為0.2%屈服強度.壓腳圓心位于平板上表面形心處,如圖8所示．

表1 平板及刀具材料的物理屬性

圖8 螺旋銑孔簡化模型Fig.8 Simplified model of orbital drilling

2.3 壓緊力許用范圍計算

根據(jù)式(4)可知, 圖7所示模型中的平板中心點處的撓度可由下式表示:

(7)

航空鋁合金2024-T3的0.2%屈服強度σs為280 MPa,許用應(yīng)力為[σ]=σs/ns, 其中ns為安全因數(shù), 本文取3.8, 此時可以算出[σ]=73.7 MPa. 最大正應(yīng)力應(yīng)小于許用應(yīng)力[σ], 即σmax≤[σ].

取Fa=250 N, 將變量代入式(6), 利用Matlab軟件對式(5)、(6)進行近似計算, 可得平板中心點處沿x及y方向上的內(nèi)力矩分別為

(8)

(9)

通常情況下, 鋁合金板的許用內(nèi)力矩可以根據(jù)下式計算得到:

(10)

因[σ]=73.7 MPa, 則[M]=196 N·m. 考慮到M≤[M], 結(jié)合式(9)可得p≤4 010 N·m. 壓腳的最大許用壓緊力[Fp]=2πR′p≈500 N, 即當(dāng)壓腳壓緊力的取值不高于500 N時, 平板不會產(chǎn)生塑性變形而導(dǎo)致失效.

當(dāng)平板的尺寸或材料變化時, 相應(yīng)的許用壓緊力的取值范圍可以根據(jù)式(7)～(10)得到.

3 仿真分析

當(dāng)作用在平板上的壓緊力控制在許用范圍內(nèi)時, 平板不會因產(chǎn)生塑性變形而導(dǎo)致失效, 然而, 壓緊力對加工孔質(zhì)量的影響規(guī)律無法通過計算得到. 本文利用有限元軟件ABAQUS(6.13版本)建立螺旋銑制孔動態(tài)有限元模型,分析壓緊力對加工孔質(zhì)量的影響.

3.1 網(wǎng)格劃分

刀具和平板分別采用四面體單元和六面體單元進行網(wǎng)格劃分, 其中, 制孔區(qū)域的網(wǎng)格劃分較密, 而其他區(qū)域的網(wǎng)格劃分相對稀疏, 從而減少計算量[15]. 刀具和平板經(jīng)網(wǎng)格劃分后所包含的單元總數(shù)分別為2 273和76 190, 整個有限元模型如圖9所示.

圖9 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.9 Mesh partition of finite element model

圖10 模型的約束和加載條件Fig.10 Constraints and loads of finite element model

3.2 邊界條件、載荷及參考點

如圖10所示, 約束平板4個側(cè)面在z向的自由度, 并約束平板底面4個頂點在x與y方向的自由度, 保證平板在制孔過程中板相對固定且始終處于四邊簡支狀態(tài)；同時對平板施加壓緊力, 該壓緊力的作用區(qū)域和螺旋銑末端執(zhí)行器壓腳壓緊力作用區(qū)域一致. 在制孔區(qū)域周圍選擇4個有限元節(jié)點作為參考點, 通過這4個參考點在仿真過程中的位移變化來實時反映制孔區(qū)域的振動狀態(tài)及變形.

3.3 材料分離及接觸條件

將鋁合金及硬質(zhì)合金物理屬性賦予平板及刀具。在進行動態(tài)分析時, 平板材料的損傷模型及塑性材料硬化模型選用Johnson-Cook模型, 本構(gòu)參數(shù)A=265 MPa,B=426 MPa,n=0.24,m=1,C=0.015, 失效系數(shù)d1=d2=0.13,d3=-1.5,d4=0.011,d5=0, 熔點溫度θm=660 ℃, 當(dāng)前溫度θr=20 ℃, 破壞應(yīng)變率為2 000 s-1, 漸進損傷失效位移為0.05 mm, 等效塑性應(yīng)變率為1 s-1[16]．

刀具與平板間的接觸關(guān)系設(shè)為硬接觸, 產(chǎn)熱設(shè)為默認(rèn)值, 摩擦力方向為各向同性, 摩擦系數(shù)設(shè)為0.4, 刀具和壁板的自接觸摩擦系數(shù)設(shè)為0.1.

3.4 分析步

整個動態(tài)仿真過程分為以下4步.

1)加載邊界條件及沿-z軸方向的壓腳壓緊力Fp.

2)將表2中定義的刀具相應(yīng)自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速n、公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速s及進給速度v載入有限元模型中, 模擬刀具對平板的銑削運動。表2中,t為運行時間,d為公稱直徑.

3)刀具退回起始點, 同時保持n及s與步驟2)相同.

4)設(shè)置n、s及v為0, 同時卸去板上的壓緊力Fp.

重復(fù)上述仿真步驟, 每次仿真中壓緊力的取值依次為50, 100, …, 500 N．

表2 螺旋銑制孔仿真過程分析步參數(shù)

3.5 分析結(jié)果

在動態(tài)仿真過程中,不同時刻平板的應(yīng)力σ云圖如圖11所示. 可以看出, 在整個螺旋銑制孔過程中, 除制孔區(qū)域外平板沒有產(chǎn)生大的應(yīng)力. 比較4個參考點在動態(tài)仿真時的位移情況, 參考2、參考點3、參考點4的位移情況與參考點1大致相似, 說明制孔區(qū)域周邊在各個方向上的振動及變形情況與參考點1相似. 如圖12、13所示為在壓緊力為100、300、500 N的情況下, 參考點1在x及y方向上的位移Sx、Sy.

圖11 不同時刻平板的應(yīng)力云圖Fig.11 Stress nephogram of plate at different moments

圖12 參考點1在x方向上的位移Fig.12 Displacement of reference-point 1 in x-direction

圖13 參考點1在y方向上的位移Fig.13 Displacement of reference-point 1 in y-direction

對所有仿真結(jié)果進行對比可以看出, 參考點在x方向上的位移為-0.01～0.01 mm, 在y方向的位移為-0.015～0.015 mm, 可見壓緊力對于平板在x及y方向的位移影響不大. 在x與y方向上的位移不一致是平板在x與y方向上的尺寸差別導(dǎo)致. 考慮到實際情況下, 壓腳裝置與平板間存在一定的摩擦力,摩擦力隨壓緊力的增大而增大, 故壓緊力越大,參考點在x及y方向的位移量越小. 從圖12、13可以看出, 卸去壓緊力后, 平板回彈造成的x及y方向的孔位偏差在1 μm以內(nèi), 可以忽略不計.

如圖14所示為在壓緊力為100、300、500 N的情況下, 參考點1在z方向上的位移Sz.

圖14 參考點1在z方向上的位移Fig.14 Displacement of reference-point 1 in z-direction

由仿真結(jié)果可以看出, 平板在z方向上的變形對壓腳壓緊力的取值較x和y向敏感. 如圖14所示, 從0.5 s開始刀具進給直至2.1 s完成制孔的過程中, 刀具對平板進行銑削加工, 平板產(chǎn)生振動. 當(dāng)切削未開始時, 平板僅受壓緊力作用, 平板產(chǎn)生變形, 500 N壓緊力下的平板最大變形量為0.12 mm。當(dāng)?shù)毒吲c平板剛接觸時, 由于平板受壓緊力及刀具前端副切削刃切削力同時作用, 平板在z方向上的變形較大, 最大變形量隨壓緊力的增大最大可達0.19 mm。當(dāng)?shù)毒咔岸诉M入平板, 即由主切削刃參與銑孔時, 平板產(chǎn)生小幅振動, 考慮到該段時間內(nèi)振幅有一定變化,取該時間段內(nèi)參考點1位移量的最大振幅Smax來表示平板在主軸進給方向上的振幅, 如圖15所示.

從參考點1在z方向的位移情況可知, 當(dāng)卸去壓緊力后, 平板回彈造成的z方向孔位偏差在5 μm以內(nèi), 可以忽略不計.

圖15 銑孔時壁板最大振幅隨壓緊力的變化趨勢Fig.15 Variation trend of plate’s maximum amplitude in drilling process

從圖15可以看出, 平板振幅的總體趨勢是隨著壓緊力的增大而減小, 壓緊力越大時抑振效果越好, 加工孔質(zhì)量越高. 造成振幅趨勢出現(xiàn)波動的原因是部分網(wǎng)格在銑削仿真過程中出現(xiàn)斷裂, 從而導(dǎo)致對應(yīng)時刻的振幅突然增大．

在卸去500 N壓緊力后, 平板的總位移S云圖及z方向位移云圖如圖16、17所示. 可以看出, 在卸去壓緊力后, 除制孔區(qū)域外, 平板沒有產(chǎn)生大的形變.

從仿真結(jié)果可以看出,在相應(yīng)加工參數(shù)設(shè)定的情況下,壓腳壓緊力的最優(yōu)值應(yīng)取500 N,此時系統(tǒng)動態(tài)剛度最高, 抑振效果最好. 將該結(jié)論推廣到一般情況時, 壓腳壓緊力應(yīng)盡可能靠近許用范圍上限, 此時抑振效果相對最好, 加工孔質(zhì)量最高.

圖16 平板位移云圖Fig.16 Displacement nephogram of plate

圖17 平板z方向位移云圖Fig.17 Displacement nephogram of plate in z-direction

4 實驗驗證

4.1 實驗材料、刀具和實驗設(shè)備

在制孔實驗中, 平板材料選用鋁合金2024-T3,尺寸為200 mm ×80 mm ×4 mm,刀具采用Φ10 mm的硬質(zhì)合金刀. 實驗平臺采用浙江大學(xué)自行研制的機器人自動化螺旋銑制孔系統(tǒng), 如圖18所示. 該系統(tǒng)主要包括KUKA·KR360-2型工業(yè)機器人、螺旋銑末端執(zhí)行器、機器人移動平臺、試切臺及鋁合金板材等. 螺旋銑制孔終端執(zhí)行器安裝于工業(yè)機器人末端法蘭, 并由機器人帶動末端執(zhí)行器到達目標(biāo)位姿進行制孔實驗.

圖18 機器人自動化螺旋銑制孔系統(tǒng)實驗現(xiàn)場Fig.18 Test site of robotic automatic orbital drilling system

4.2 實驗結(jié)果分析

4.2.1 軸向切削力 在螺旋銑制孔過程中, 刀具軸向切削力可以通過切削力測量實驗由測力儀測得. 設(shè)進給速度為1 mm/s, 公稱直徑為14 mm, 公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為90 r/min, 當(dāng)主軸自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時, 測得平均軸向切削力約為170 N, 最大軸向切削力約為250 N, 刀具軸向切削力的變化曲線如圖19所示.保持其他參數(shù)不變, 當(dāng)主軸自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速上升至4 500 r/min時, 平均軸向切削力減小至135 N, 最大切削力約為200 N.當(dāng)主軸自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速達到6 000 r/min下, 平均軸向切削力約為120 N, 最大切削力約為175 N. 之前計算許用壓緊力時取軸向切削力為250 N, 實際的軸向切削力低于計算所取值, 最大許用壓緊力符合要求.

圖19 刀具軸向切削力的變化曲線Fig.19 Axial drilling force curve

4.2.2 孔圓柱度對比 分別在100 N/300 N/500 N壓緊力下,采用如表3所示的參數(shù)進行螺旋銑制孔實驗。觀察各加工孔質(zhì)量及毛刺, 測量各加工孔的圓柱度及孔壁表面粗糙度．

表3 制孔實驗加工參數(shù)

取加工孔入口、孔內(nèi)中心, 孔出口三處橫截面, 利用Sylvac內(nèi)徑測量儀在各截面測得的所有示值中取最大與最小示值差的1/2, 記為該加工孔圓柱度. 在不同壓緊力作用下,加工孔的圓柱度c分布曲線如圖20所示.可以看出, 當(dāng)壓緊力為100 N時, 加工孔的圓柱度c可以控制在0.012～0.030 mm; 當(dāng)壓緊力增加至300 N時, 加工孔的圓柱度主要分布在0.009～0.020 mm; 在500 N的壓緊力作用下時, 加工孔圓柱度縮小至0.002～0.013 mm, 此時圓柱度公差為8～18 μm. 從以上結(jié)果可以看出, 改變壓緊力可以顯著地改變加工孔圓柱度的分布范圍, 從而實現(xiàn)對加工孔圓柱度的有效控制.

圖20 不同壓緊力下的孔圓柱度分布Fig.20 Hole cylindricity distribution under different pressure-force

4.2.3 孔質(zhì)量對比 通過Dinolite光學(xué)顯微鏡對螺旋銑制孔實驗加工孔質(zhì)量進行觀察, 利用表面粗糙度測量儀對加工孔壁進行測量. 可以發(fā)現(xiàn), 在100 N壓緊力作用下, 加工孔的孔壁上有較多振紋, 且孔1～6的表面粗糙度為3.2～6.3 μm.當(dāng)壓緊力為300 N時, 加工孔的孔壁質(zhì)量得到較大改進, 振紋顯著減少, 且外觀較光滑, 孔1～6的表面粗糙度約為3.2 μm.當(dāng)壓緊力進一步增大, 達到500 N時, 孔壁光潔度得到明顯提升, 孔1～6的表面粗糙度基本在1.6 μm以內(nèi). 另外, 100 N壓緊力下的加工孔出口毛刺現(xiàn)象較500 N明顯. 以孔1為例, 如圖21所示為不同壓緊力下的孔壁光潔度對比.

圖21 不同壓緊力下孔1的孔壁光潔度對比Fig.21 Comparison of hole 1’s hole wall under different pressure-force

4.2.4 實驗結(jié)果 從以上實驗結(jié)果的對比分析可以看出, 當(dāng)壓腳壓緊力取500 N時, 通過螺旋銑加工出的孔質(zhì)量較100 N和300 N時更好, 主要體現(xiàn)在孔圓柱度更小, 孔壁光潔度更高, 表面粗糙度更優(yōu). 可見, 在同等加工條件下, 壓腳壓緊力的取值應(yīng)盡可能靠近許用范圍上限, 可以有效地提高加工孔質(zhì)量, 改善加工孔的圓柱度、孔壁表面粗糙度等.

5 結(jié) 論

(1) 通過納維埃雙三角級數(shù)方法, 計算得到壁板受壓后任意點的內(nèi)應(yīng)力, 提出根據(jù)壁板材料特性計算壓腳壓緊力許用范圍的理論計算方法。

(2) 通過有限元方法對不同壓緊力下的螺旋銑制孔過程進行仿真, 得到最優(yōu)壓緊力的取值方法。

(3) 通過實驗比較不同壓緊力下的加工孔質(zhì)量, 驗證了最優(yōu)壓緊力可將加工孔圓柱度控制在0.013 mm以內(nèi), 將表面粗糙度控制在1.6 μm以內(nèi), 進一步證明了有限元仿真結(jié)果的正確性和可靠性.

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Pressure-force optimization of press-foot device for orbital drilling process

BI Yun-bo1, LI Xia2, YAN Wei-miao1, SHEN Li-heng3, ZHU Yu3, FANG Wei3

(1.DepartmentofMechanicalEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027,China; 2.AVICXi’anFlightAutomaticControlResearchInstitute,Xi’an710065,China; 3.ShanghaiAircraftManufacturingLimitedCompany,Shanghai200436,China)

The internal stress of workpiece was analytically calculated during the robotic orbital drilling in order to optimize the pressure-force of press-foot to improve the contact stiffness between the end effector and workpiece, and eliminate the effects of it on the aperture precision, surface roughness and deviation of hole position. The range of allowable pressure-force was derived. Then the simplified finite element model of orbital drilling was established to compare how the different pressure-force affects the holes’ quality, and the optimum pressure-force was concluded. The quality of each hole drilled under different pressure-force was compared in orbital drilling experiment. Results showed that hole cylindricity was successfully controlled within 0.013 mm and hole surface roughness was controlled within 1.6 μm after pressure-force optimization．

orbital drilling; press-foot device; end effector; pressure-force; finite element analysis(FEA)

2014-12-24. 浙江大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版)網(wǎng)址： www.journals.zju.edu.cn/eng

國家自然科學(xué)基金資助項目(51275463, 51205352) .

畢運波(1979-), 男, 副教授, 從事飛機數(shù)字化裝配技術(shù)的研究. ORCID: 0000-0002-6270-3030. E-mail: zjubyb@zju.edu.cn 通信聯(lián)系人：嚴(yán)偉苗, 男, 博士后. ORCID: 0000-0001-9523-6195. E-mail: yanweimiao@zju.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.01.015

TH 16

A

1008-973X(2016)01-0102-09