航空薄壁件壓鉚質(zhì)量控制研究*

郝 博，王明陽(yáng)，王建新

(東北大學(xué)航空動(dòng)力裝備振動(dòng)及控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110819)

0 引言

薄壁零件因具有質(zhì)量輕、承載效率高等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于飛機(jī)等裝備制造中[1]。壁板、蒙皮等薄壁件作為飛機(jī)外形的關(guān)鍵組件，其壓鉚質(zhì)量對(duì)于保障氣動(dòng)特性、連接強(qiáng)度有著較大的影響，而壓鉚后鐓頭的尺寸則是其重要影響因素之一[2]。

壓鉚質(zhì)量控制是通過(guò)實(shí)時(shí)分析當(dāng)前的壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)，并將分析結(jié)果反饋回生產(chǎn)車(chē)間，生產(chǎn)車(chē)間據(jù)此進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整和管制，最終使壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)保持在合理范圍內(nèi)[3]。關(guān)于壓鉚質(zhì)量控制的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。ZENG等[4]基于彈塑性變形理論建立了壓鉚過(guò)程的解析模型。LEI等[5]通過(guò)理論分析、數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，揭示了鉚釘模具結(jié)構(gòu)與壓鉚質(zhì)量之間的內(nèi)在聯(lián)系。ZHANG[6]探究壓鉚順序和方向?qū)恒T變形的影響。RIJCK等[7]基于壓縮變形理論和冪指數(shù)硬化理論，構(gòu)建了壓鉚過(guò)程中壓鉚力和鐓頭高度、直徑尺寸的物理模型。YIN等[8]建立了鉚釘直徑-釘孔直徑-最大壓鉚力之間的數(shù)學(xué)模型。符文科等[9]通過(guò)數(shù)值模擬研究了釘桿外伸量與干涉量之間的關(guān)系。常正平等[10]采用局部-整體映射模型的壁板壓鉚變形預(yù)測(cè)方法，并構(gòu)建了變形預(yù)測(cè)模型。NOLLER等[11]利用機(jī)器學(xué)習(xí)監(jiān)測(cè)故障鉚接點(diǎn)。魏文杰等[12]研究不同搭接順序下自沖鉚接頭的損傷特性。

綜上所述，目前關(guān)于壓鉚力、鐓頭尺寸建模的研究并不多，考慮鐓頭端面摩擦力影響并建模的研究更是較少報(bào)道。另外，傳統(tǒng)的研究無(wú)法將分析結(jié)果及時(shí)反饋給生產(chǎn)車(chē)間，很容易造成誤差累積。

數(shù)字孿生技術(shù)不僅可以實(shí)現(xiàn)物理車(chē)間和虛擬車(chē)間交互融合與迭代，更重要的是虛擬車(chē)間可以根據(jù)物理車(chē)間的生產(chǎn)狀態(tài)信息作出分析和決策并反過(guò)來(lái)指導(dǎo)物理車(chē)間進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整和管控[13]。

針對(duì)航空薄壁件壓鉚質(zhì)量監(jiān)控滯后、誤差累計(jì)等問(wèn)題，提出航空薄壁件壓鉚質(zhì)量控制模式，在實(shí)現(xiàn)壓鉚力數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)采集的基礎(chǔ)上，虛擬車(chē)間利用壓鉚力-壓鉚質(zhì)量模型、質(zhì)量離差算法實(shí)現(xiàn)壓鉚質(zhì)量實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)及判斷，并以此為據(jù)向物理車(chē)間發(fā)送預(yù)警命令，工人根據(jù)預(yù)警進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整和補(bǔ)救，最終實(shí)現(xiàn)薄壁件壓鉚質(zhì)量實(shí)時(shí)、動(dòng)態(tài)管控。

1 壓鉚質(zhì)量控制總體流程

傳統(tǒng)航空薄壁件壓鉚質(zhì)量控制時(shí)，依賴質(zhì)檢人員抽樣檢測(cè)，準(zhǔn)確性差、效率低且質(zhì)檢人員無(wú)法實(shí)時(shí)監(jiān)控物理車(chē)間的壓鉚質(zhì)量狀態(tài)，往往是整個(gè)零件甚至部件裝配完成后才進(jìn)行抽樣質(zhì)量檢測(cè)，容易出現(xiàn)裝配誤差累計(jì)，影響生產(chǎn)質(zhì)量及效率。而壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)作為壓鉚質(zhì)量控制的重要信息源通常被埋沒(méi)在物理車(chē)間中，這使得企業(yè)在進(jìn)行壓鉚質(zhì)量管控時(shí)無(wú)據(jù)可依、可靠性差。綜上，傳統(tǒng)的壓鉚質(zhì)量管控模式難以滿足當(dāng)前航空薄壁零件的質(zhì)量要求。

本文將數(shù)字孿生技術(shù)應(yīng)用到壓鉚質(zhì)量控制中。首先，給物理車(chē)間配備過(guò)程監(jiān)控鉚槍并提取物理車(chē)間的關(guān)鍵裝配過(guò)程要素，構(gòu)建和映射虛擬車(chē)間；然后，工人手持過(guò)程監(jiān)控鉚槍進(jìn)行日常壓鉚作業(yè)，數(shù)據(jù)服務(wù)平臺(tái)實(shí)時(shí)采集壓鉚過(guò)程中的壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)，并經(jīng)過(guò)異常值去除處理后進(jìn)行整合存儲(chǔ),構(gòu)成壓鉚孿生數(shù)據(jù)；最后，虛擬車(chē)間從壓鉚孿生數(shù)據(jù)庫(kù)中調(diào)用壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)，利用壓鉚力-壓鉚質(zhì)量模型、質(zhì)量離差算法根據(jù)壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)規(guī)范進(jìn)行偏離程度評(píng)估，并將結(jié)果反饋到物理車(chē)間，若當(dāng)前壓鉚點(diǎn)的壓鉚質(zhì)量數(shù)據(jù)滿足質(zhì)量要求，則物理車(chē)間繼續(xù)進(jìn)行壓鉚作業(yè)，反之，虛擬車(chē)間會(huì)及時(shí)對(duì)物理車(chē)間發(fā)送預(yù)警。航空薄壁件壓鉚質(zhì)量控制技術(shù)架構(gòu)如圖1所示。

圖1 航空薄壁件壓鉚質(zhì)量控制技術(shù)架構(gòu)

2 壓鉚力-壓鉚質(zhì)量理論建模

2.1 壓鉚過(guò)程條件假設(shè)

為了研究和建模方便，本文忽略次要因素對(duì)壓鉚受力、變形的影響，做以下假設(shè)：①一般塑性條件假設(shè)(連續(xù)性假設(shè)、均勻性假設(shè)、各向同性、初應(yīng)力為零、體積不變)；②鉚釘壓鉚前后，體積無(wú)變化；③釘桿圓柱度為零，即為標(biāo)準(zhǔn)圓柱體，釘桿與錐頭端面垂直度為零；④頂鐵與沖頭均為理想剛體，壓鉚過(guò)程不發(fā)生變形。

2.2 壓鉚力-壓鉚質(zhì)量理論模型

根據(jù)上述條件假設(shè)，釘桿形成鐓頭過(guò)程可視為圓柱體沿軸線鐓粗，變形過(guò)程呈軸對(duì)稱特點(diǎn)。在鐓粗成型階段，壓鉚力F逐漸增大直至到達(dá)最大值，作用在鐓頭上的正應(yīng)力σz也隨之增大，而鐓頭與沖頭接觸表面摩擦切應(yīng)力τf的大小及分布情況也直接影響到正應(yīng)力σz的分布規(guī)律。依據(jù)航空工業(yè)對(duì)鐓頭成型的質(zhì)量要求[14]，結(jié)合翁克索夫關(guān)于摩擦切應(yīng)力的研究可知，壓鉚過(guò)程中，鐓頭與沖頭接觸表面上的摩擦力區(qū)域包括停滯區(qū)和制動(dòng)區(qū)，根據(jù)翁克索夫?qū)嶒?yàn)研究可知，圓柱體端面摩擦停滯區(qū)范圍為0≤r≤h，摩擦制動(dòng)區(qū)范圍為h

圖2 鉚釘鐓粗變形及基元受力分析圖

平錐頭鉚釘壓鉚過(guò)程可視為軸對(duì)稱鐓粗，因此，有平衡方程式：

(1)

σθhdr-2τfrdr-σrhdr-rhdσr=0

(2)

式中，σθ為周向正應(yīng)力；σr為徑向正應(yīng)力；τr為沖頭與釘桿接觸面摩擦切應(yīng)力；r為鐓頭半徑；dr為鐓頭半徑的微分；dσr為徑向正應(yīng)力的積分。

由于已假設(shè)釘桿為均勻鐓粗變形，所以其徑向正應(yīng)力和周向正應(yīng)力相等，即σr=σθ，從而式(2)可簡(jiǎn)化為：

(3)

如前所述，此處仍按絕對(duì)值列簡(jiǎn)化屈服方程，因σr=σθ，所以有：

σz-σr=Y

(4)

dσz=dσr

(5)

式中，σz為釘桿受到的軸向正應(yīng)力。

聯(lián)立式(3)、式(5)可得：

(6)

在摩擦制動(dòng)區(qū)h

(7)

對(duì)式(7)兩側(cè)不定積分可得：

(8)

(9)

在摩擦制動(dòng)區(qū)的區(qū)域范圍內(nèi)對(duì)式(9)積分可得：

(10)

(11)

對(duì)式(11)兩側(cè)不定積分可得：

(12)

(13)

在摩擦停滯區(qū)的區(qū)域范圍內(nèi)對(duì)式(13)積分可得：

(14)

因此，沖頭對(duì)鐓頭的壓鉚力為：

(15)

式中，σs為鉚釘試件的屈服強(qiáng)度；h為鐓頭高度；μ為沖頭與釘桿端面間的摩擦系數(shù)；rb為鐓頭端面的直徑。

如圖3所示，采用VMS-4030G型影像測(cè)量?jī)x在鐓頭輪廓上取20個(gè)點(diǎn)，將以上點(diǎn)作為鐓頭輪廓曲線上的坐標(biāo)點(diǎn)并據(jù)此擬合鐓頭輪廓曲線，可見(jiàn)鐓頭輪廓曲線符合二次函數(shù)，因此，記鐓頭輪廓曲線表達(dá)式為：

(a) 鐓頭輪廓影像圖 (b) 鐓頭輪廓坐標(biāo)點(diǎn)及輪廓曲線

y=ax2+bx+c

(16)

式中，a、b、c分別為二次項(xiàng)系數(shù)、一次項(xiàng)系數(shù)及常數(shù)項(xiàng)。

以鐓頭中心為原點(diǎn)建立直角坐標(biāo)系如圖4所示。

圖4 鐓頭輪廓曲線解析計(jì)算坐標(biāo)系

(17)

壓鉚結(jié)束后，鐓頭的體積為：

(18)

由于對(duì)于確定裝配點(diǎn)位的壓鉚連接，式(18)中的參數(shù)d0、l、d1、s均為已知，所以等號(hào)右側(cè)可記為常數(shù)C。聯(lián)立式(17)、式(18)可得：

(19)

式(19)中db與d、h有關(guān)，滿足關(guān)系式：

(20)

聯(lián)立式(19)、式(20)可得db、h、d相互之間的關(guān)系，從而，當(dāng)限定d的尺寸時(shí)，可得到相應(yīng)db、h的大小，代入式(15)可得最優(yōu)壓鉚力。

3 理論計(jì)算、數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 理論計(jì)算

壓鉚連接時(shí)，當(dāng)鐓頭的尺寸在規(guī)定范圍內(nèi)時(shí)，鉚接處連接強(qiáng)度最大，否則，鉚縫的質(zhì)量將變差，強(qiáng)度降低[14]。國(guó)標(biāo)規(guī)定的鐓頭尺寸要求如表1所示。

表1 鉚釘壓鉚后尺寸規(guī)定 (mm)

由表1可知，若想使壓鉚連接強(qiáng)度達(dá)到最優(yōu)，則應(yīng)限制壓鉚后鐓頭的尺寸。但是，壓鉚后鐓頭的尺寸無(wú)法直接進(jìn)行控制，由式(15)可見(jiàn)，可以通過(guò)控制壓鉚力的大小進(jìn)而控制鐓頭的尺寸。本研究以平錐頭鉚釘對(duì)蒙皮測(cè)試板、長(zhǎng)桁測(cè)試板壓鉚進(jìn)行測(cè)試。其中，平錐頭鉚釘型號(hào)為HB6298，尺寸為φ4×9 mm，材料為2A10，屈服強(qiáng)度為256 MPa，被連接件中蒙皮測(cè)試板、長(zhǎng)桁測(cè)試板與機(jī)翼上的蒙皮、長(zhǎng)桁的材質(zhì)一樣，分別為2A12、7075，尺寸為200×100×2 mm，沖頭與鐓頭端面的摩擦系數(shù)為0.2[16]。

針對(duì)φ4×9 mm的平錐頭鉚釘，按照裝配工藝要求，其鉚接孔直徑一般為4.1 mm，以上數(shù)據(jù)代入式(18)可得其壓鉚完成后形成鐓頭的體積為C=60.26 mm3，鐓頭直徑應(yīng)該限制在1.5±0.1d0，顯然，當(dāng)壓鉚力越大時(shí)，釘桿材料向徑向擴(kuò)展的越多，鐓頭的直徑越大。取規(guī)定的鐓頭直徑下限1.4d0，即5.6 mm，代入式(19)和式(20)可得：rb=2.64 mm，h=2.54 mm。將rb、h代入式(15)可得此鐓頭尺寸所需的壓鉚力為15 520 N。

取規(guī)定的鐓頭直徑上限1.6d0，即6.4 mm，代入式(19)和式(20)可得：rb=2.98 mm，h=1.97 mm，將rb、h代入式(15)可得此鐓頭尺寸所需的壓鉚力為21 220 N。

綜上可知，若壓鉚完成后鐓頭尺寸在規(guī)定范圍內(nèi)，即獲得較好的壓鉚連接強(qiáng)度，則壓鉚力應(yīng)該控制在15 520 N～21 220 N。

3.2 數(shù)值模擬

薄壁零件壓鉚變形屬于復(fù)雜的非線性過(guò)程，因此，借助ABAQUS對(duì)其進(jìn)行建模和有限元仿真，從而分析壓鉚力作用下鉚釘材料的塑性流動(dòng)以及鐓頭成型，并驗(yàn)證壓鉚力-壓鉚質(zhì)量模型的有效性。

(1)幾何模型

單個(gè)鉚釘壓鉚仿真模型包括平錐頭鉚釘、測(cè)試板、沖頭和頂把四個(gè)部分，其中平錐頭鉚釘、測(cè)試板的幾何參數(shù)與理論計(jì)算時(shí)保持一致，而沖頭和頂把的尺寸均為φ12×5 mm。

(2)材料屬性

平錐頭鉚釘?shù)牟馁|(zhì)為2A10鋁合金，上、下層測(cè)試板的材質(zhì)分別為2A12和7075鋁合金，其材料性能參數(shù)如表2所示。由于壓鉚力屬于沖擊載荷，因此，將材料本構(gòu)關(guān)系設(shè)置為J-C本構(gòu)關(guān)系模型。由于沖頭和頂把的剛度比鋁合金大的多，因此，將其設(shè)置為剛體，僅與釘桿端面存在摩擦。

表2 鉚釘與測(cè)試板材料性能

(3)網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格采用CAX4R單元，由于壓鉚過(guò)程的變形主要集中在釘桿區(qū)域，因此，鉚釘采用加密網(wǎng)格，上、下測(cè)試板采用正常密度網(wǎng)格，而沖頭和頂把幾乎不發(fā)生變形，因此，采用較粗的網(wǎng)格，其中鉚釘?shù)木W(wǎng)格單元數(shù)量為189 184個(gè)，上、下測(cè)試板的網(wǎng)格單元數(shù)量分別為327 340個(gè)、304 284個(gè)，沖頭和頂把的網(wǎng)格單元數(shù)量分別為672個(gè)和804個(gè)。仿真模型網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。

圖5 壓鉚模型網(wǎng)格劃分示意圖

(4)邊界條件及接觸設(shè)置

約束平錐頭鉚釘沿X、Z方向的移動(dòng)自由度以及沿X、Z方向的旋轉(zhuǎn)自由度，約束頂把沿Y方向的移動(dòng)自由度以及沿X、Z方向的旋轉(zhuǎn)自由度，約束測(cè)試板沿Y方向的移動(dòng)自由度以及沿X、Z方向的旋轉(zhuǎn)自由度，沖頭與鉚釘同軸線，約束沖頭沿X、Z方向的移動(dòng)自由度以及沿X、Y、Z方向的旋轉(zhuǎn)自由度，僅沿Y向加載壓鉚力。接觸關(guān)系采用surface-to-surface contact，為獲得較高的計(jì)算精度，各面間的接觸采用有限滑移，以大剛度零件的平面為主面來(lái)設(shè)置主從面，摩擦系數(shù)與理論計(jì)算時(shí)相同，取0.2。

(5)載荷

將理論計(jì)算得到的15 520 N和21 220 N壓鉚力通過(guò)沖頭作用于釘桿上，具有作用時(shí)間短、高速的特點(diǎn)，因此采用Explicit分析模塊進(jìn)行分析求解。

(6)模擬結(jié)果

壓鉚力作用后，釘桿發(fā)生塑性變形并形成鐓頭。平錐頭鉚釘壓鉚前后的Mises應(yīng)力云圖如圖6所示。

(a) 壓鉚前的Mises應(yīng)力云圖 (b) 15 520 N壓鉚后的Mises應(yīng)力云圖

壓鉚完成后，為了觀測(cè)鐓頭的直徑和高度尺寸，將“Solution”通過(guò)“Export”指令導(dǎo)出“STL File”文件，然后用SolidWorks打開(kāi)后測(cè)量上述尺寸信息，15 520 N壓鉚力壓鉚后，鐓頭半徑、高度分別為2.91 mm、2.42 mm，與鐓頭理論計(jì)算值的相對(duì)誤差分別為3.93%、4.72%；21 220 N壓鉚力壓鉚后，鐓頭半徑、高度分別為3.31 mm、1.88 mm，與鐓頭理論計(jì)算值的相對(duì)誤差分別為3.44%、4.57%。

3.3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

鐓頭尺寸在日常飛機(jī)制造中被視為衡量壓鉚質(zhì)量的重要指標(biāo)和判定依據(jù)。為了驗(yàn)證本壓鉚力-壓鉚質(zhì)量理論模型的準(zhǔn)確度。采用YM-5S系列伺服壓鉚機(jī)對(duì)上述蒙皮測(cè)試板、長(zhǎng)桁測(cè)試板進(jìn)行壓鉚實(shí)驗(yàn)。利用伺服壓鉚機(jī)的控壓功能，施加15 520 N和21 220 N的壓鉚力作用于φ4×9 mm的平錐頭鉚釘上，使蒙皮測(cè)試板、長(zhǎng)桁測(cè)試板實(shí)現(xiàn)鉚接，然后得出不同壓鉚力作用下對(duì)應(yīng)的鐓頭尺寸，并與理論值比較來(lái)判定該模型的有效性。如圖7所示，壓鉚完成后，用VMS-4030G型影像測(cè)量?jī)x和LGK-0510型線性測(cè)微儀測(cè)量分別測(cè)量鐓頭的直徑和高度。

(a) 影像測(cè)量?jī)x測(cè)量鐓頭半徑 (b) 影像測(cè)量系統(tǒng)軟件界面 (c) 線性測(cè)微儀測(cè)量鐓頭高度

用15 520 N、21 220 N壓鉚力分別對(duì)φ4×9 mm的平錐頭鉚釘進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試后，其鐓頭尺寸理論值、實(shí)測(cè)值及兩者之間的相對(duì)誤差如圖8所示，其中，左側(cè)縱坐標(biāo)軸反映鐓頭尺寸，右側(cè)縱坐標(biāo)軸反映相對(duì)誤差。

(a) 15 520 N壓鉚力作用下鐓頭半徑 (b) 15 520 N壓鉚力作用下鐓頭高度

由圖8可知，伺服壓鉚機(jī)用15 520 N壓鉚力作用于φ4×9 mm的平錐頭鉚釘后，鐓頭半徑理論值與鐓頭半徑實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差取絕對(duì)值來(lái)同向分析相對(duì)誤差偏離的程度，其最大值為4.44%、平均值為2.38%；鐓頭高度理論值與鐓頭高度實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差最大為4.96%，平均值為2.92%；伺服壓鉚機(jī)用21 220 N壓鉚力作用于φ4×9 mm的平錐頭鉚釘后，鐓頭半徑理論值與鐓頭半徑實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差最大值為4.58%、平均值為2.12%；鐓頭高度理論值與鐓頭高度實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差最大為4.90%，平均值為2.94%。綜上所述，鐓頭尺寸理論值與實(shí)驗(yàn)值相比，相對(duì)誤差平均值均在5%以內(nèi)，可以滿足實(shí)際生產(chǎn)要求[14]，從而認(rèn)定該壓鉚力-壓鉚質(zhì)量理論模型有效。因此，該模型根據(jù)被連接件材質(zhì)、壁厚、潤(rùn)滑狀況、鉚釘尺寸等先知條件計(jì)算出的最優(yōu)壓鉚力區(qū)間可用于指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)。在日常生產(chǎn)中，通過(guò)監(jiān)控壓鉚力的大小，進(jìn)而監(jiān)控壓鉚后鐓頭的尺寸。

4 壓鉚質(zhì)量控制模式

4.1 壓鉚質(zhì)量實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)

絕對(duì)質(zhì)量離差是指觀測(cè)值與特定參考值間的差值，相對(duì)質(zhì)量離差是指該差值與特定參考值的比值，用于反映質(zhì)量偏離程度。基于質(zhì)量離差的基本思想，將質(zhì)量離差算法應(yīng)用于壓鉚質(zhì)量控制中，可以準(zhǔn)確、高效的實(shí)現(xiàn)薄壁零件壓鉚質(zhì)量實(shí)時(shí)監(jiān)控，此時(shí)，實(shí)測(cè)質(zhì)量數(shù)據(jù)是指實(shí)測(cè)的壓鉚力數(shù)據(jù)，特定參考值是指最優(yōu)壓鉚力區(qū)間平均值?；跀?shù)字孿生的薄壁件壓鉚質(zhì)量實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)流程如圖9所示。其中，用絕對(duì)質(zhì)量離差算法計(jì)算實(shí)測(cè)壓鉚力數(shù)據(jù)與最優(yōu)壓鉚力區(qū)間平均值的差值，并將該差值與最優(yōu)壓鉚力區(qū)間長(zhǎng)度的一半進(jìn)行比較，若該差值比最優(yōu)壓鉚力區(qū)間長(zhǎng)度的一半還大，說(shuō)明該實(shí)測(cè)壓鉚力數(shù)據(jù)不在最優(yōu)壓鉚力區(qū)間內(nèi)，無(wú)法滿足壓鉚質(zhì)量要求，反之，虛擬車(chē)間則默認(rèn)當(dāng)前壓鉚質(zhì)量合格，無(wú)需調(diào)整。

圖9 基于數(shù)字孿生的薄壁件壓鉚質(zhì)量實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)

4.2 壓鉚質(zhì)量控制實(shí)例分析

為了進(jìn)一步說(shuō)明基于數(shù)字孿生的壓鉚質(zhì)量控制模式在壓鉚生產(chǎn)中的具體實(shí)施效果，選用某型號(hào)機(jī)翼的蒙皮和長(zhǎng)桁壓鉚連接為例進(jìn)行實(shí)例分析，其中，蒙皮的材質(zhì)為2A12，長(zhǎng)桁的材質(zhì)為7075，平錐頭鉚釘型號(hào)為HB6298，尺寸為φ4×9 mm，材料為2A10，屈服強(qiáng)度為256 MPa，蒙皮與長(zhǎng)桁結(jié)構(gòu)示意圖如圖10所示。

圖10 蒙皮與長(zhǎng)桁結(jié)構(gòu)示意圖

根據(jù)上述分析結(jié)果可知，若想獲得較好的壓鉚連接強(qiáng)度，壓鉚力應(yīng)該控制在15 520 N～21 220 N，記為(a,b)，此時(shí)最優(yōu)壓鉚力區(qū)間平均值為18 370 N，最優(yōu)壓鉚力區(qū)間長(zhǎng)度的一半為2850 N。如圖11所示，工人在使用過(guò)程監(jiān)控鉚槍進(jìn)行壓鉚作業(yè)時(shí)，過(guò)程監(jiān)控鉚槍可以實(shí)時(shí)采集壓鉚操作過(guò)程中產(chǎn)生的壓鉚力數(shù)據(jù)，其中，取15組蒙皮和長(zhǎng)桁壓鉚時(shí)的壓鉚力數(shù)據(jù)，將其按照采集的先后順序編號(hào)，即采集序號(hào)1～15。

(a) 過(guò)程監(jiān)控鉚槍

如表3所示，由式(21)～式(23)計(jì)算絕對(duì)質(zhì)量離差、相對(duì)質(zhì)量離差。絕對(duì)離差公式、相對(duì)離差公式如下：

表3 實(shí)測(cè)壓鉚力數(shù)據(jù)的絕對(duì)、相對(duì)質(zhì)量離差

Δ=f(xi,x0)=|xi-x0|

(21)

{Δm∈Δ|Δm>(a+b)/2}

(22)

(23)

式中，xi為實(shí)測(cè)的壓鉚力數(shù)據(jù)；x0為最優(yōu)壓鉚力區(qū)間平均值；Δ表示絕對(duì)質(zhì)量離差；δ表示相對(duì)質(zhì)量離差；Δm表示大于最優(yōu)壓鉚力區(qū)間長(zhǎng)度一半的絕對(duì)質(zhì)量離差；a和b分別表示最優(yōu)壓鉚力區(qū)間上下限。

由表2可知，采集序號(hào)為6、15的壓鉚點(diǎn)的絕對(duì)質(zhì)量離差大于2850 N，則說(shuō)明該壓鉚點(diǎn)處的實(shí)測(cè)壓鉚力數(shù)據(jù)不在最優(yōu)壓鉚力區(qū)間內(nèi)，此時(shí)，虛擬車(chē)間向物理車(chē)間發(fā)送停裝調(diào)整預(yù)警，工人依據(jù)預(yù)警信息對(duì)相應(yīng)連接處進(jìn)行二次壓鉚。相對(duì)質(zhì)量離差用于反映質(zhì)量偏離的程度和衡量工人壓鉚操作的規(guī)范程度，其中，采集序號(hào)為6的壓鉚點(diǎn)的絕對(duì)質(zhì)量離差為4 911.56 N，相對(duì)質(zhì)量離差高達(dá)26.74%，說(shuō)明該壓鉚點(diǎn)在進(jìn)行鉚接操作過(guò)程中壓鉚力嚴(yán)重偏離壓鉚質(zhì)量要求，工人以此為依據(jù)注意下一階段操作規(guī)范。通過(guò)物理車(chē)間和虛擬車(chē)間實(shí)時(shí)融合、交互，可以實(shí)現(xiàn)問(wèn)題壓鉚點(diǎn)及時(shí)發(fā)現(xiàn)、及時(shí)補(bǔ)救，有效避免了壓鉚質(zhì)量監(jiān)控滯后及裝配誤差累計(jì)等問(wèn)題，從而提高了薄壁零件的壓鉚質(zhì)量和效率。

5 結(jié)論

(1)基于工程計(jì)算法建立壓鉚力-壓鉚質(zhì)量理論模型，并通過(guò)數(shù)值模擬和壓鉚實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該理論模型的有效性，其中15 520 N、21 220 N壓鉚力作用下鐓頭尺寸平均相對(duì)誤差均小于5%；

(2)通過(guò)實(shí)例分析，驗(yàn)證了通過(guò)壓鉚力去間接控制鐓頭尺寸的可行性；

(3)基于實(shí)測(cè)壓鉚力數(shù)據(jù)利用質(zhì)量離差算法進(jìn)行計(jì)算可以準(zhǔn)確、高效的判斷當(dāng)前壓鉚質(zhì)量是否滿足壓鉚質(zhì)量要求；

(4)驗(yàn)證了航空薄壁件壓鉚質(zhì)量控制模式的可行性，通過(guò)“感知—分析—決策—執(zhí)行”四個(gè)環(huán)節(jié)實(shí)現(xiàn)壓鉚質(zhì)量閉環(huán)控制。