基于氣浮和定向球座的飛機(jī)機(jī)身部件隨動(dòng)固持方法

基于氣浮和定向球座的飛機(jī)機(jī)身部件隨動(dòng)固持方法

在多組cog柱單元中，如果調(diào)整形狀不規(guī)則的車身框架的位置，如固定車身，而不破壞車身位置，那么在后續(xù)設(shè)備、連接和加工方面需要解決。這是航空制造領(lǐng)域中經(jīng)常提到的一個(gè)技術(shù)問(wèn)題。機(jī)身主要由框、梁、蒙皮、壁板等組成,機(jī)身各個(gè)部件的空間位姿受各零件的制造誤差、裝配積累誤差、裝配變形及機(jī)身調(diào)姿誤差的影響,導(dǎo)致裝夾位置具有不確定性,所以一般的基于六點(diǎn)定位原理的夾具難以滿足機(jī)身固持要求。而且,由于機(jī)身部件外形龐大、形狀不規(guī)則,采用真空吸附等裝置對(duì)其進(jìn)行固持時(shí),由于間隙等原因使得固持穩(wěn)定性比較差,也不能滿足準(zhǔn)確加工和裝配等要求。盡管N.Lange等學(xué)者提出的基于相變材料的柔性?shī)A具固定工件的能力較強(qiáng),但是該方法需要定位元件對(duì)工件進(jìn)行剛性定位,夾緊工件時(shí)才不會(huì)破壞工件的空間位姿。而機(jī)身部件空間位姿調(diào)整好之后,如用上述柔性?shī)A具進(jìn)行固持,不能可靠地確保機(jī)身部件的位姿不被破壞。而在柔性?shī)A具中得到廣泛應(yīng)用的磁流變材料、電流變材料的剪切強(qiáng)度相對(duì)較低,不能很好地滿足機(jī)身部件的加工和裝配精度要求。為此,本文提出一種基于氣浮和萬(wàn)向球座結(jié)構(gòu)的飛機(jī)大部件隨動(dòng)固持方法,并設(shè)計(jì)、制造了稱之為隨動(dòng)定位器的新型專門(mén)固持工裝。隨動(dòng)定位器可以根據(jù)實(shí)際需要多點(diǎn)布局于機(jī)身部件周圍,它的最大特點(diǎn)是能夠跟隨機(jī)身部件的位姿調(diào)整并能夠在保持其位姿不變的前提下將其可靠固持。這種專門(mén)工裝在飛機(jī)對(duì)接裝配中具有廣泛的應(yīng)用前景。1發(fā)展趨向的內(nèi)壓裝置圖1為基于氣浮和萬(wàn)向球座結(jié)構(gòu)的隨動(dòng)定位器結(jié)構(gòu)原理圖。芯軸與待固定的飛機(jī)機(jī)身部件剛性連接,蓋板、油缸、外筒與定位器底座剛性連接,底座與固定工作平臺(tái)剛性連接。下半球座下表面與底座上表面形成空氣靜壓止推平面軸承,下半球座在底座上表面一定范圍內(nèi)的平動(dòng)和繞Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)不受約束,球體在上、下半球座之間可以分別繞任意軸自由轉(zhuǎn)動(dòng)。隔圈、彈簧10、調(diào)整螺釘?shù)淖饔檬钦{(diào)整球體與上、下半球座之間的初始安裝間隙,墊片的作用是調(diào)整油缸與上半球座的安裝間隙。受液壓閥芯推動(dòng)時(shí),上半球座將沿隔圈內(nèi)孔軸向?qū)蜻M(jìn)行微小移動(dòng),消除球體與上、下半球座之間的間隙,并將之鎖緊。采用基于氣浮和萬(wàn)向球座結(jié)構(gòu)的隨動(dòng)定位器跟隨固定的過(guò)程可描述如下:首先,底座進(jìn)氣口進(jìn)氣,在下半球座下表面與底座上表面之間形成氣膜,使下半球座在其上進(jìn)入自由浮動(dòng)狀態(tài)。然后將與機(jī)身部件剛性連接的芯軸緩慢插入到球體薄壁襯套中,隨著機(jī)身部件位姿調(diào)整的芯軸推動(dòng)球體在上、下半球座之間發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng),并使球體隨著上、下半球座一起平動(dòng)。機(jī)身部件位姿調(diào)整好后,薄壁襯套在油壓作用下發(fā)生均勻彈性變形沿周向鎖緊芯軸,液壓閥芯在油壓的作用下推動(dòng)上半球座鎖緊上、下半球座和球體,底座進(jìn)氣口停止進(jìn)氣,即可保證在機(jī)身部件位姿不發(fā)生改變的條件下實(shí)現(xiàn)對(duì)其可靠固持。將油壓卸載就可以釋放與機(jī)身剛性連接的芯軸,使機(jī)身恢復(fù)到調(diào)姿狀態(tài)。在機(jī)身裝配、精加工完成以后,將機(jī)身吊離隨動(dòng)定位器和位姿調(diào)整機(jī)構(gòu),在各個(gè)復(fù)位彈簧、定心套、彈簧座、鋼球等零件的作用下,上、下半球座、球體、閥芯復(fù)位到初始位置,整套裝置進(jìn)入下一次工作準(zhǔn)備狀態(tài)。2靜摩擦間的焊接力隨動(dòng)定位器關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)計(jì)計(jì)算包括芯軸直徑的選取,薄壁襯套的工作油壓,液壓閥芯的工作油壓,以及各關(guān)鍵零件相互接觸面之間的靜摩擦鎖緊力、靜摩擦鎖緊力矩。涉及計(jì)算的關(guān)鍵零件為薄壁襯套,芯軸,球體,上、下半球座,底座,液壓閥芯。根據(jù)各零件的使用要求,選定的材料及相應(yīng)力學(xué)性能見(jiàn)表1,芯軸與薄壁襯套、球體與球座之間的靜摩擦因數(shù)為0.10,其余零件相互之間接觸的靜摩擦因數(shù)為0.15。2.1芯軸尺寸和工作油壓力對(duì)產(chǎn)品運(yùn)營(yíng)的影響在整套裝置中,芯軸直徑的大小直接影響定位器固持的剛度和可靠性、定位器的體積大小與制造費(fèi)用以及薄壁襯套工作油壓的選擇。因此,芯軸的直徑尺寸最為重要。在油壓作用下,薄壁襯套沿周向發(fā)生均勻彈性變形,可以消除薄壁襯套與芯軸之間的間隙并在軸向鎖緊芯軸。當(dāng)裝配、加工完成后,釋放油壓,薄壁襯套彈性恢復(fù)并松開(kāi)芯軸。太大的油壓將使薄壁襯套發(fā)生塑性變形,從而使得在油壓釋放后薄壁襯套仍然夾緊芯軸,太小的油壓又使得鎖緊力不夠。所以根據(jù)某飛機(jī)裝配工程需求,在滿足軸向鎖緊力5000N,且薄壁襯套不會(huì)發(fā)生塑性變形,并有一定安全裕度的情況下,科學(xué)地設(shè)計(jì)芯軸尺寸和工作油壓。影響鎖緊力的因素很多,包括零件材料、結(jié)構(gòu)尺寸、工作油壓等等。為簡(jiǎn)化分析與計(jì)算,先根據(jù)工藝需要確定芯軸的材料為40Cr,薄壁襯套的材料為42CrMo,再根據(jù)手冊(cè)設(shè)計(jì)薄壁襯套的截面形狀,其尺寸如圖2所示,并按芯軸與薄壁襯套內(nèi)孔初始設(shè)計(jì)單邊間隙0.02mm進(jìn)行計(jì)算。利用有限元軟件可以計(jì)算出不同直徑的芯軸受到的薄壁襯套軸向鎖緊力與油壓的關(guān)系,結(jié)果如圖3。可以看出,薄壁襯套對(duì)芯軸的軸向鎖緊力隨著芯軸直徑、油壓的增大而增大。這是因?yàn)楸”谝r套在內(nèi)孔增大時(shí),薄壁襯套的薄壁部分剛度變低,在相同油壓作用下更容易發(fā)生彈性變形,從而可以更好地傳遞油壓壓力鎖緊芯軸。當(dāng)芯軸直徑為60mm,油壓為12MPa時(shí),薄壁襯套與芯軸中軸面的Mises應(yīng)力等值線圖如圖4所示。薄壁襯套最大Mises應(yīng)力為153MPa,小于42CrMo的屈服極限,薄壁襯套不會(huì)發(fā)生塑性變形,對(duì)芯軸的軸向鎖緊力達(dá)8419N,滿足軸向抱緊力5000N的設(shè)計(jì)要求,并有68.4%的安全裕度。若選取芯軸直徑55mm,則油壓為12MPa時(shí)僅有42.5%的安全裕度。當(dāng)芯軸直徑為65mm,油壓為11MPa時(shí)鎖緊力就達(dá)到8377N,安全裕度為67.5%,但是相應(yīng)也提高了整套裝置的體積與制造費(fèi)用。因此選擇芯軸直徑為60mm,薄壁襯套工作油壓為12MPa較為合理。2.2靜摩擦運(yùn)營(yíng)應(yīng)力的計(jì)算根據(jù)芯軸的直徑與薄壁襯套的幾何模型,實(shí)際工程對(duì)整套裝置尺寸的限制、約束,以及球座在底座上的平動(dòng)范圍設(shè)計(jì)的球體、上、下半球座的幾何模型如圖5所示。為簡(jiǎn)化計(jì)算,球體與上、下半球座經(jīng)過(guò)適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化。芯軸在橫向外加載荷的作用下將使得球體產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)的趨勢(shì),上、下半球座將產(chǎn)生平動(dòng)的趨勢(shì)。在幾何模型確定的情況下,液壓閥芯對(duì)上半球座、底座對(duì)下半球座能夠產(chǎn)生的最大靜摩擦力,以及上、下半球座對(duì)球體的最大靜摩擦力矩都與液壓閥芯的工作油壓有著直接的關(guān)系,所以,研究它們之間的關(guān)系對(duì)設(shè)計(jì)合理、可靠的工作油壓有重要意義。根據(jù)庫(kù)侖摩擦定律,可以得到液壓閥芯對(duì)上半球座在水平方向能產(chǎn)生的最大靜摩擦力與液壓閥芯工作油壓的關(guān)系式Ffriction1=πr2npμ(1)Ffriction1=πr2npμ(1)式中:Ffriction1為液壓閥芯對(duì)上半球座在水平方向的最大靜摩擦力,N;r為液壓閥芯的半徑,mm;n為液壓閥芯的數(shù)目;p為液壓閥芯的工作油壓,MPa;μ為上半球座與液壓閥芯、下半球座與底座之間的靜摩擦因數(shù)。同理,可得底座對(duì)下半球座在水平方向能產(chǎn)生的最大靜摩擦力與液壓閥芯工作油壓的關(guān)系式Ffriction2=πr2npμ(2)Ffriction2=πr2npμ(2)因此,在水平方向上,液壓閥芯、底座能夠?qū)ι?、下半球座產(chǎn)生的總最大靜摩擦力為Ffriction=2πr2npμ(3)Ffriction=2πr2npμ(3)設(shè)計(jì)中取r為9mm,n為12,μ為0.15,所以得到Ffriction=916p(4)Ffriction=916p(4)在液壓閥芯的作用下上半球座鎖緊球體,根據(jù)圖5的幾何模型,用有限元軟件計(jì)算上半球座對(duì)球體的靜摩擦鎖緊力矩與油壓關(guān)系,計(jì)算結(jié)果如圖6所示,用最小二乘法擬合,得到靜摩擦鎖緊力矩與油壓的關(guān)系式為ΜX1=20.24p+1.05ΜY1=20.24p+1.05ΜΖ1=41.24p+21.88}(5)MX1=20.24p+1.05MY1=20.24p+1.05MZ1=41.24p+21.88?????(5)式中:8MPa≤p≤15MPa;MX1,MY1,MZ1分別為上半球座對(duì)球體的靜摩擦鎖緊力矩在X軸、Y軸、Z軸上的分量,N·m,且因?yàn)楸狙b置的軸對(duì)稱特性,使得MY1=MX1。同理,可以計(jì)算下半球座對(duì)球體的靜摩擦鎖緊力矩與油壓關(guān)系ΜX2=19.21p+8.72ΜY2=19.21p+8.72ΜΖ2=25.59p+126}(6)MX2=19.21p+8.72MY2=19.21p+8.72MZ2=25.59p+126?????(6)式中:MX2,MY2,MZ2分別為下半球座對(duì)球體的靜摩擦鎖緊力矩在X軸、Y軸、Z軸上的分量,N·m。因此,上、下半球座對(duì)球體的總的靜摩擦鎖緊力矩為ΜX=39.45p+9.77ΜY=39.45p+9.77ΜΖ=66.83p+147.88}(7)式中:MX,MY,MZ分別為上、下半球座對(duì)球體的靜摩擦鎖緊力矩在X軸、Y軸、Z軸上的分量,N·m。在實(shí)際工程應(yīng)用中,芯軸主要受到軸向和橫向載荷作用,其他載荷可忽略。因此,重點(diǎn)研究MX,MY,Ffriction幾個(gè)性能指標(biāo)。當(dāng)p取14MPa時(shí),MX,MY為562N·m,MZ為1083.5N·m,Ffriction為12824N,可滿足上、下半球座對(duì)球體靜摩擦鎖緊力矩350N·m的設(shè)計(jì)要求,其中MX,MY有60.6%的安全裕度,也滿足閥芯、底座對(duì)上、下半球座在水平方向靜摩擦力5000N的設(shè)計(jì)要求,并有156.5%的安全裕度。油壓為14MPa時(shí),上、下半球座、球體中軸面的Mises應(yīng)力等值線圖如圖7,最大Mises應(yīng)力為24.5MPa,遠(yuǎn)小于材料的屈服強(qiáng)度,沒(méi)有發(fā)生塑性變形。3試驗(yàn)與研究3.1試驗(yàn)原理及試驗(yàn)測(cè)力隨著機(jī)身部件位姿調(diào)整的芯軸在推動(dòng)球體在上、下半球座之間發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng),并使球體隨著上、下半球座一起平動(dòng)時(shí)會(huì)受到附加的作用力,該作用力將會(huì)對(duì)位姿調(diào)整機(jī)構(gòu)產(chǎn)生附加作用。為此,研究球體在隨動(dòng)過(guò)程中芯軸受到的附加作用力有重要意義。試驗(yàn)原理見(jiàn)圖8,隨動(dòng)定位器與升降機(jī)構(gòu)連接法蘭剛性連接,升降機(jī)構(gòu)底座與固定的工作臺(tái)剛性連接,升降機(jī)構(gòu)底座鎖緊升降筒,從而固定隨動(dòng)定位器底座。芯軸與測(cè)力儀剛性連接,測(cè)力儀與工業(yè)機(jī)器人連接法蘭剛性連接。預(yù)先將芯軸插入到薄壁襯套孔中,并讓機(jī)器人帶動(dòng)芯軸按照?qǐng)D9所示軌跡作圓錐運(yùn)動(dòng)。其中軌跡線1為圖1中芯軸A點(diǎn)軌跡,軌跡線2為芯軸C點(diǎn)軌跡,C點(diǎn)至球心距離為87mm,r為6mm,H為355mm,L為245mm。試驗(yàn)測(cè)得芯軸在XOY平面內(nèi)受到的最大作用力為24N,Z向的最大作用力為4.6N。因此芯軸受到的附加作用力對(duì)位姿調(diào)整機(jī)構(gòu)影響較小。3.2d面為復(fù)合油壓閥芯軸的固定角度定位器工作時(shí)承受的載荷主要有裝配力和加工切削力,其中裝配力使芯軸承受與芯軸垂直的橫向載荷,切削力使芯軸承受軸向受拉、軸向受壓、橫向受彎3種載荷。受載荷作用的芯軸產(chǎn)生的變形會(huì)影響部件的裝配、加工精度。為此,研究隨動(dòng)定位器的固持強(qiáng)度具有重要意義。如圖1所示,A點(diǎn)至球心的距離為153.0mm,B點(diǎn)與球心在Z向的距離為145.5mm。當(dāng)液壓閥芯油壓為14MPa,在D面施加橫向載荷為3263.4N時(shí),球體發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng),所以上、下半球座對(duì)球體的靜摩擦鎖緊力矩MX為499N·m,有限元計(jì)算結(jié)果與之相差12.2%。當(dāng)薄壁襯套油壓為12MPa,在A點(diǎn)施加軸向載荷為10858.4N時(shí),芯軸軸向發(fā)生移動(dòng),因此薄壁襯套對(duì)芯軸軸向的鎖緊力為10858.4N,有限元計(jì)算結(jié)果與之相差22.5%。計(jì)算誤差的存在主要是因?yàn)橛邢拊?jì)算中做了一些簡(jiǎn)化,試驗(yàn)中所用的零件也有制造誤差,考慮到計(jì)算中留有比較大的安全裕度,因此所選擇的油壓可以滿足設(shè)計(jì)要求。芯軸分別受軸向、橫向載荷時(shí),試驗(yàn)測(cè)得芯軸的變形與載荷的關(guān)系如圖10和圖11所示。其中用芯軸D面的位移表示軸向的變形,B點(diǎn)的位移表示芯軸橫向的變形,橫向載荷施加在D面并與Z軸垂直。由圖10和圖11可見(jiàn),在軸向載荷為5000N時(shí),芯軸的變形為0.004mm;在橫向載荷為3000N時(shí),橫向變形為0.2mm,因此芯軸的軸向剛度相對(duì)橫向剛度較好。4rogo柱單元圖12為某飛機(jī)大部件自動(dòng)化對(duì)接裝配系統(tǒng)布局示意圖。它主要包括10個(gè)POGO柱單元、2臺(tái)用于測(cè)量并評(píng)估機(jī)身空間位姿的激光跟蹤儀、前機(jī)身移動(dòng)平臺(tái)、中機(jī)身固定平臺(tái)、后機(jī)身移動(dòng)平臺(tái)和4個(gè)隨動(dòng)定位器。其中前機(jī)身由3個(gè)POGO柱支撐,由1個(gè)隨動(dòng)定位器輔助固持;中機(jī)身由4個(gè)POGO柱支撐,由1個(gè)隨動(dòng)定位器輔助固持;后機(jī)身由3個(gè)POGO柱支撐,2個(gè)隨動(dòng)定位器輔助固持。每組POGO柱單元可以將各段機(jī)身沿X,Y,Z方向平動(dòng),也可以將機(jī)身繞X,Y,Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)。POGO柱單元分別將3段機(jī)身調(diào)整至目標(biāo)位姿后,升降機(jī)構(gòu)將隨動(dòng)定位器升起使安裝在機(jī)身下腹部的芯軸緩慢插入到薄壁襯套中。在油壓的作用下,薄壁襯套鎖緊芯軸、液壓閥芯鎖緊球體,從而在不破壞機(jī)身部件位姿前提下由隨動(dòng)定位器將各段機(jī)身輔助固持。機(jī)身對(duì)接時(shí),中機(jī)身固定不動(dòng),由前機(jī)身移動(dòng)平臺(tái)由前向后移動(dòng)實(shí)現(xiàn)前、中機(jī)身對(duì)接。然后,前、中機(jī)身固定不動(dòng),由后機(jī)身移動(dòng)平臺(tái)從后向前移動(dòng)實(shí)現(xiàn)全機(jī)對(duì)接裝配。機(jī)身對(duì)接時(shí),通過(guò)力傳感器監(jiān)測(cè)機(jī)身對(duì)接阻力,通過(guò)激光跟蹤儀監(jiān)測(cè)機(jī)身對(duì)接時(shí)機(jī)身位姿的變化。如果機(jī)身對(duì)接阻力超過(guò)設(shè)定值(如5000N時(shí))或機(jī)身位姿變化超過(guò)允許的誤差時(shí),則停機(jī)檢查、人工修配機(jī)身干涉部位最終實(shí)現(xiàn)機(jī)身對(duì)接。機(jī)身對(duì)接裝配完成后,松開(kāi)所有POGO柱單元的鎖緊機(jī)構(gòu),并卸載隨動(dòng)定位器的鎖緊油壓,讓整體機(jī)身自由放置在多組POGO柱單元上,進(jìn)行應(yīng)力釋放24h。然后,由多組POGO柱單元重新對(duì)機(jī)身進(jìn)行整機(jī)微小調(diào)姿,隨動(dòng)定位器的球體隨著芯軸、機(jī)身轉(zhuǎn)動(dòng)和平動(dòng)。整機(jī)調(diào)姿結(jié)束后,隨動(dòng)定位器再將機(jī)身輔助固持,多組POGO柱單元鎖緊機(jī)身后進(jìn)行精加工。