楊浩駿， 陳 燕， 徐九華， 傅玉燦， 徐陳林， 張永升

(江蘇省精密與微細(xì)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(南京航空航天大學(xué))，210016 南京)

預(yù)壓緊力對(duì)疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙的影響

楊浩駿， 陳 燕， 徐九華， 傅玉燦， 徐陳林， 張永升

(江蘇省精密與微細(xì)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(南京航空航天大學(xué))，210016 南京)

為研究預(yù)壓緊力對(duì)疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙的影響，本文首先采用板殼理論建立疊層結(jié)構(gòu)制孔簡(jiǎn)化模型；進(jìn)而運(yùn)用有限元方法，分析了預(yù)壓緊力對(duì)疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙的影響，并以單層板的受力響應(yīng)模型進(jìn)行結(jié)果比對(duì)以驗(yàn)證模型正確，進(jìn)而分析了不同工藝條件下，疊層結(jié)構(gòu)層間間隙的變化規(guī)律；最后通過(guò)疊層結(jié)構(gòu)鉆削試驗(yàn)驗(yàn)證了限元分析結(jié)果的正確性. 研究結(jié)果表明，隨著單向預(yù)壓緊力的逐漸增大，疊層板會(huì)經(jīng)歷層間間隙逐漸減小到貼合的過(guò)程，其轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)著預(yù)壓緊力的臨界值. 加工過(guò)程中欲達(dá)到良好的毛刺抑制效果，預(yù)壓緊力需滿足以下兩個(gè)條件：I)轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的層間間隙DB需小于未施加預(yù)壓緊力情況下的層間毛刺高度；II)其值需高于臨界預(yù)壓緊力FB. 此外，減小制孔軸向力或預(yù)壓緊環(huán)直徑可有效降低臨界預(yù)壓緊力及對(duì)應(yīng)層間間隙；從提高預(yù)壓緊力作用效果，減小層間間隙的角度考慮，疊層結(jié)構(gòu)制孔時(shí)應(yīng)將尺寸較厚、模量較高的板材置于疊層結(jié)構(gòu)下層.

預(yù)壓緊力；疊層結(jié)構(gòu)；層間間隙；制孔質(zhì)量；有限元分析

一架民用客機(jī)大約需要制150～-+200萬(wàn)個(gè)連接孔，其中不乏眾多薄壁疊層結(jié)構(gòu)裝配連接孔. 出于提高裝配質(zhì)量的考慮，裝配孔一般需要合件加工，但由于鉆削軸向力的作用，薄壁零件在制孔過(guò)程中存在著較大的層間間隙，間隙的存在會(huì)帶來(lái)層間毛刺、切屑卷入層間等問(wèn)題[1-2]，這不僅會(huì)影響飛機(jī)裝配質(zhì)量、降低疲勞壽命[3]，而且手工去除毛刺、切屑的過(guò)程，更是不利于飛機(jī)自動(dòng)化裝配過(guò)程的實(shí)現(xiàn)[4]. 因此，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者們提出，在薄壁疊層結(jié)構(gòu)制孔時(shí)，應(yīng)使用預(yù)壓緊技術(shù)使得疊層結(jié)構(gòu)在鉆孔過(guò)程中保持貼合.

HELLSTERN. C等[5]在疊層板鉆削試驗(yàn)中在疊層板上加上一個(gè)的施加預(yù)壓緊力的簡(jiǎn)易裝置，使得層間毛刺得以減少. MELKOTE S N等[6]等通過(guò)對(duì)鋁合金疊層結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究，認(rèn)為壓緊方式以及施加預(yù)壓緊力的位置是影響鉆削層間毛刺的主要因素. BI S S等[7-9]采用自制的機(jī)器人鉆削設(shè)備，對(duì)TC4與Al-7075薄板疊層制孔過(guò)程中所產(chǎn)生的層間毛刺進(jìn)行系統(tǒng)的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)疊層制孔過(guò)程中所產(chǎn)生的毛刺不僅與工藝參數(shù)有關(guān)，還與疊層結(jié)構(gòu)的夾持狀態(tài)、疊層順序有著很大聯(lián)系. LI Y等[10]在不同的鉆削參數(shù)和預(yù)壓緊力下對(duì)鋁合金疊層板進(jìn)行鉆削試驗(yàn)，認(rèn)為軸向預(yù)壓緊力比鉆削參數(shù)對(duì)層間毛刺的抑制效果更顯著. CHOI J等[11]通過(guò)有限元分析鉆削過(guò)程中層間毛刺的形成過(guò)程，表明由于鉆削軸向力而導(dǎo)致的層間間隙對(duì)層間毛刺的形成有著顯著影響. 盧志軍[12]以制孔質(zhì)量為約束條件，對(duì)鋁合金薄壁疊層結(jié)構(gòu)進(jìn)行單向預(yù)壓鉆孔工藝研究，綜合考慮孔圓柱度、夾層毛刺高度、效率等因素，提出工藝決策建議. LIANG J[13]嘗試使用理論分析方法分析預(yù)壓緊力對(duì)層間間隙的影響，將預(yù)壓緊力作用下的鉆削層間間隙模型，等效為簡(jiǎn)支梁受載彎曲模型進(jìn)行分析，分析預(yù)壓緊環(huán)對(duì)層間間隙的改變機(jī)理，并指出層間間隙與預(yù)壓緊力、軸向力、材料剛度有關(guān). 陳威等[14]和徐溶蔚等[15]使用有限元法計(jì)算飛機(jī)蒙皮與長(zhǎng)桁的剛度矩陣，并利用彈性力學(xué)的方法預(yù)測(cè)預(yù)壓緊力數(shù)值.

施加預(yù)壓緊力是為了減小疊層板制孔過(guò)程中的層間間隙，以達(dá)到降低層間毛刺形成空間、防止切屑卷入層間的目的. 上述研究分析了預(yù)壓緊力對(duì)加工質(zhì)量的影響，未對(duì)其減小層間間隙的規(guī)律進(jìn)行細(xì)致分析，并且未對(duì)所需施加的預(yù)壓緊力數(shù)值進(jìn)行探討. 考慮到層間間隙變化不易通過(guò)試驗(yàn)來(lái)獲得，本文首先采用經(jīng)典板殼理論建立疊層結(jié)構(gòu)制孔簡(jiǎn)化模型，進(jìn)而采用有限元方法，分析了預(yù)壓緊力對(duì)疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙的影響，提出了通過(guò)臨界預(yù)壓緊力來(lái)確定最佳預(yù)壓緊力數(shù)值的方法，并分析了軸向力、預(yù)壓緊環(huán)直徑、疊層組合、板厚比例對(duì)臨界預(yù)壓緊力的影響，并最終以試驗(yàn)的方法對(duì)有限元分析結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證.

1 疊層結(jié)構(gòu)制孔簡(jiǎn)化模型建立

在飛機(jī)蒙皮的裝配過(guò)程中，疊層板的厚度(t)一般小于5 mm，而相鄰螺栓之間的間距(L)則超過(guò)100 mm，t/L=1/20<1/8，因此大多數(shù)飛機(jī)蒙皮的裝配孔制備過(guò)程均為疊層薄板制孔. 本文以板殼理論為基礎(chǔ)對(duì)分析模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，圖1(a)為疊層結(jié)構(gòu)制孔簡(jiǎn)化模型，模型四周采用剛性約束，軸向力采用點(diǎn)載荷進(jìn)行施加，預(yù)壓緊力采用圓形線載荷進(jìn)行施加，圓形板半徑OR為薄板中心至螺栓中心的距離. 圖1(b)是圓形疊層板受載彎曲變形示意圖，F(xiàn)a是制孔軸向力，F(xiàn)p是預(yù)壓緊力，其通過(guò)預(yù)壓緊環(huán)施加于上層板，l=OR為圓形板半徑，r1為鉆孔半徑，r2為預(yù)壓緊環(huán)半徑，r為板中性面上的點(diǎn)距離對(duì)稱軸的距離(中性面是指板在厚度方向的對(duì)稱面).

(a)簡(jiǎn)化模型

(b)受載變形狀態(tài)示意

根據(jù)鐵摩辛柯板殼理論[16]可知，上層板(四周剛固中心帶孔的圓形薄板)的彎曲變形方程：

當(dāng)r1

(1)

當(dāng)r2

(2)

下層板(四周剛固的圓形薄板)彎曲變形方程為

(3)

式中M為薄板單位寬度上的剛度(N/m).

M=[Et3/12(1-v2)].

(4)

式中：E為薄板彈性模量(MPa)，v為泊松比，t為薄板板厚(mm)，r為板中性面上的點(diǎn)距離對(duì)稱軸的距離(mm).

根據(jù)式(1)～(4)及表1中的材料屬性，結(jié)合實(shí)際制孔工藝，設(shè)定l=70 mm，r1=2 mm，r2=17.5 mm，t=1.5 mm，F(xiàn)a=200 N，使用MATLAB軟件對(duì)Al/Al疊層薄板彎曲變形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果如圖 2所示. 隨著預(yù)壓緊力從100 N增加至230 N，上層板的彎曲變形與下層板逐漸接近，并從最外圍開(kāi)始貼合，疊層薄板在受載彎曲變形過(guò)程中，其層間間隙有著先大幅減小，進(jìn)而緩慢減小的過(guò)程，由于過(guò)大的預(yù)壓緊力會(huì)造成疊層薄板過(guò)度彎曲變形，影響孔的形狀精度，因而有必要通過(guò)計(jì)算，得出合理的預(yù)壓緊力數(shù)值. 由于數(shù)值模型無(wú)法模擬兩板接觸問(wèn)題，下面使用有限元軟件Abaqus對(duì)疊層薄板受載彎曲變形過(guò)程進(jìn)行分析.

圖2 預(yù)壓緊力對(duì)Al/Al疊層薄板彎曲變形的影響(Fa=200 N)

2 有限元模型驗(yàn)證及結(jié)果討論

2.1有限元模型建立

本文以典型的飛機(jī)蒙皮疊層結(jié)構(gòu)Al/Al疊層、Al/Ti疊層作為分析對(duì)象. Al板、Ti板厚度t=1.5 mm，材料的屬性見(jiàn)表 1. 疊層板的接觸采用面面接觸屬性，切向接觸使用罰摩擦模型，該模型在切向摩擦力計(jì)算過(guò)程中，會(huì)自動(dòng)選擇罰剛度，并允許產(chǎn)生彈性滑動(dòng)，適用于絕大多數(shù)接觸問(wèn)題；法向接觸采用硬接觸，當(dāng)接觸壓力為負(fù)時(shí)，兩接觸體分離[17]. 有限元計(jì)算中，考慮到切削液的潤(rùn)滑作用，摩擦系數(shù)設(shè)定為0.3[18].

表1 試驗(yàn)材料屬性

3D有限元模型采用有限元分析軟件Abaqus建立，分析類型為Abaqus Standard準(zhǔn)靜態(tài)分析. 疊層板采用兩層板疊放結(jié)構(gòu)，單層板尺寸為200 mm×200 mm，預(yù)壓緊環(huán)直徑35 mm，鉆頭直徑4 mm，上層板采用通孔形式，距離薄板邊緣50 mm處，預(yù)設(shè)螺栓孔4個(gè)，以螺栓孔孔壁剛固約束替代螺栓約束，有限元模型約束如圖 3(a)所示. Al板模型采用5積分點(diǎn)SC8R連續(xù)殼單元.

疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙主要是由疊層板上下兩層處于不同受力狀態(tài)所形成. 當(dāng)鉆頭鉆出上層板，進(jìn)入下層板時(shí)，下層板受到鉆削軸向力的擠壓作用，沿鉆頭運(yùn)動(dòng)方向產(chǎn)生形變，因而上層板與下層板之間形成層間間隙. 真實(shí)鉆削過(guò)程的載荷較為復(fù)雜，本模型對(duì)預(yù)壓緊力作用下的鉆削過(guò)程進(jìn)行簡(jiǎn)化，將載荷簡(jiǎn)化為兩個(gè)部分，如圖 3(b)所示. 第一部分為鉆削軸向力(Fa)，通過(guò)對(duì)疊層板下層施加與鉆頭同樣直徑的圓形面載荷進(jìn)行模擬；第二部分為預(yù)壓緊力(Fp)，其對(duì)疊層板的預(yù)壓緊作用，通過(guò)對(duì)上層板施加環(huán)形面載荷進(jìn)行模擬.

(a)螺栓約束 (b) 載荷施加方式

2.2有限元模型驗(yàn)證

疊層結(jié)構(gòu)層間間隙形成時(shí)，預(yù)壓緊力作用于上層板，鉆削軸向力作用于下層板，兩者相對(duì)獨(dú)立，因此可以通過(guò)單層板受載彎曲變形試驗(yàn)，驗(yàn)證疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙有限元仿真模型的正確性. 試驗(yàn)平臺(tái)如圖 4所示，試驗(yàn)板材采用尺寸為200 mm×200 mm×1.5 mm的鋁合金板材，在距離薄板邊緣50 mm處采用直徑為8 mm的螺栓將板材固定，鋼塊平放于MTS CMT7000電子式萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)下部；預(yù)壓緊環(huán)、鉆頭夾持于萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上部. 通過(guò)上部給定向下1 μm/s位移，獲取薄板在載荷作用下的反作用力-位移曲線，并與有限元模型輸出的反作用力-位移曲線(載荷施加位置)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證有限元模型的正確性.

(a)預(yù)壓緊環(huán)擠壓?jiǎn)螌覣l板 (b) 鉆頭擠壓?jiǎn)螌覣l板

單層Al板在鉆頭載荷作用下彎曲變形狀態(tài)如圖 5所示. 由圖可知，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，再通過(guò)對(duì)比力-位移曲線(圖 6)可知，無(wú)論是預(yù)壓緊環(huán)擠壓試驗(yàn)還是鉆頭擠壓試驗(yàn)，其有限元仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在趨勢(shì)、數(shù)量級(jí)上保持一致，但試驗(yàn)值的增長(zhǎng)率一直大于有限元值的增長(zhǎng)率. 這是由于有限元仿真過(guò)程中未考慮支撐螺栓、預(yù)壓緊環(huán)、鉆頭等系統(tǒng)的彎曲變形，而實(shí)際試驗(yàn)過(guò)程中這些部件也會(huì)隨著載荷的增加而產(chǎn)生彈性彎曲變形，所以導(dǎo)致試驗(yàn)所測(cè)得的位移值大于仿真計(jì)算得出的位移值，并且其差值呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì).

(a)試驗(yàn)結(jié)果

(b)有限元分析結(jié)果(Al板,Fa=500 N)

圖5Al板變形試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比

Fig.5 Comparison of experimental and simulation results of Al plate deformation state

2.3預(yù)壓緊力對(duì)于層間間隙的影響過(guò)程

分析預(yù)壓緊力對(duì)層間間隙的影響過(guò)程對(duì)研究預(yù)壓緊力作用機(jī)理至關(guān)重要，從圖7可以看出，隨著預(yù)壓緊力的增加，疊層結(jié)構(gòu)制孔間隙的減小過(guò)程可分為兩個(gè)部分：

第一部分為A-B段，即快速減少階段，該階段從預(yù)壓緊力為0(A點(diǎn))開(kāi)始，至上層板與下層板貼合(B點(diǎn))結(jié)束. 此時(shí)對(duì)應(yīng)的Fp為248 N，層間間隙由0.903 mm，縮小至0.069 mm，在此過(guò)程中每增加100 N預(yù)壓緊力，層間間隙減少0.336 mm. 在此階段中，疊層板之間由于鉆削軸向力的作用，存在著明顯的間隙，此時(shí)預(yù)壓緊力的作用效果較為明顯.

第二部分為B～C段，即緩慢減少階段，該階段從上層板與下層板貼合(B點(diǎn))開(kāi)始，至預(yù)壓緊力1500 N(C點(diǎn))結(jié)束. 該階段，層間間隙由0.069 mm縮小至0.012 mm，層間間隙相比未施加預(yù)壓緊力時(shí)，在此階段，每增加100 N預(yù)壓緊力，層間間隙僅減少0.004 mm. 在此階段中，由于上層板與下層板已處于接觸狀態(tài)，預(yù)壓緊力的持續(xù)增大帶來(lái)疊層板共同彎曲變形，由于上層板與下層板受力彎曲變形的差異，帶來(lái)疊層間隙持續(xù)緩慢地減少.

(a)預(yù)壓緊力

(b) 鉆削軸向力

Fig.6 Comparison of test and simulation values of load-displacement curve

圖7預(yù)壓緊力對(duì)Al/Al疊層制孔層間間隙影響規(guī)律(Fa=200N)

Fig.7 Effect of clamping force on inter-layer gap formed in Al/Al stacked material drilling (Fa=200 N)

因此，B點(diǎn)即為疊層板預(yù)壓緊力作用的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，所對(duì)應(yīng)的預(yù)壓緊力FB稱為臨界預(yù)壓緊力，是疊層結(jié)構(gòu)制孔過(guò)程中適合預(yù)壓緊力，此時(shí)對(duì)應(yīng)的層間間隙為DB.

2.4預(yù)壓緊力轉(zhuǎn)折點(diǎn)的主要影響因素分析

2.4.1 制孔軸向力對(duì)于層間間隙的影響分析

不同鉆頭形式、制孔工藝會(huì)帶來(lái)不同的制孔軸向力，而制孔軸向力對(duì)薄板彎曲變形狀態(tài)也有影響. 圖 8為不同軸向力作用下預(yù)壓緊力對(duì)疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙的影響，如圖 8(a)所示，對(duì)于Al/Al疊層結(jié)構(gòu)，在不同的軸向力作用下，施加預(yù)壓緊力均能夠大幅度減少軸向間隙，但不同制孔軸向力情況下，預(yù)壓緊力的作用效果則不相同. 例如，100 N制孔軸向力情況下，1 000 N預(yù)壓緊力能夠?qū)娱g間隙縮減為原先的1%，而當(dāng)制孔軸向力達(dá)到500 N時(shí)，1 000 N預(yù)壓緊力能夠?qū)娱g間隙縮減至原先的6%. 圖 8(b)為不同制孔軸向力對(duì)疊層板臨界預(yù)壓緊力的影響，隨著制孔軸向力的增加，F(xiàn)B與DB呈現(xiàn)線性增加的趨勢(shì)，這是由于越大的軸向力帶來(lái)越大的下層板彎曲變形，這時(shí)就需要更大的預(yù)壓緊力使得疊層板達(dá)到貼合狀態(tài)；由于下層板彎曲變形的非線性，越大的軸向力會(huì)造成帶來(lái)鉆頭部位更加突出的彎曲變形，造成層間間隙增大.

(a)層間間隙隨預(yù)壓緊力的變化

(b) FB、DB隨預(yù)壓緊力的變化

圖8不同軸向力作用下預(yù)壓緊力對(duì)疊層制孔層間間隙的影響(Al/Al疊層)

Fig.8 Effect of clamping force on inter-layer gap formed in stacked material drilling under different thrust force (Al/Al stacks)

2.4.2 預(yù)壓緊環(huán)直徑對(duì)于層間間隙的影響分析

作為施加預(yù)壓緊力的執(zhí)行裝置，預(yù)壓緊環(huán)的直徑大小直接影響著預(yù)壓緊力的作用效果，如圖 9預(yù)壓緊環(huán)直徑對(duì)疊層制孔層間間隙的影響所示，在制孔直徑為4 mm時(shí)，相同預(yù)壓緊環(huán)寬度的情況下，預(yù)壓緊環(huán)直徑由7.5 mm增加至32.5 mm，所需預(yù)壓緊力FB由196 N增加至278 N，并且隨著直徑的增加，F(xiàn)B的增速越大；隨著轉(zhuǎn)折點(diǎn)的層間間隙DB由0 μm增加至55 μm，當(dāng)預(yù)壓緊環(huán)直徑在7.5～12.5 mm時(shí)，DB增加緩慢，之后便呈現(xiàn)穩(wěn)定的較快增加. 這是由于預(yù)壓緊環(huán)的直徑減小，能夠使得預(yù)壓緊力作用位置與軸向力更為接近，這使得上層板的彎曲變形狀態(tài)與下層板更加接近，從而降低FB與DB的值.

(a)層間間隙隨預(yù)壓緊力的變化

(b) FB、DB隨預(yù)壓緊力的變化

圖9預(yù)壓緊環(huán)直徑對(duì)疊層制孔層間間隙的影響(Al/Al疊層；Fa=200N；預(yù)壓緊環(huán)寬度2.5mm)

Fig.9 Effect of the diameter of the preloading ring on inter-layer gap formed in stacked material drilling under different thrust force (Al/Al stacks;Fa=200 N; the width of the preloading ring is 2.5 mm)

2.4.3 疊層組合對(duì)于層間間隙的影響分析

不同材料由于彈性模量、厚度等有所差異，抗彎曲變形能力也有所不同，因此不同材料組合的疊層結(jié)構(gòu)在鉆削時(shí)產(chǎn)生的層間間隙也有所不同. 如圖10(a)所示，Ti-Al疊層與Al-Al疊層、Ti-Ti疊層與Al-Ti疊層在不施加預(yù)壓緊力的情況下，其初始間隙是兩兩一致的，由此可見(jiàn)，在沒(méi)有預(yù)壓緊力作用下，決定疊層結(jié)構(gòu)層間間隙的是下層板的彎曲變形狀態(tài)，其不僅與板厚、制孔軸向力有關(guān)，也與下層板的材料屬性有關(guān)，由于鈦合金的彈性模量比鋁合金大，所以其初始層間間隙也較小.

如圖 10(b)所示，疊層結(jié)構(gòu)下層板為Al時(shí)的層間間隙，明顯高于下層板為Ti時(shí)的層間間隙；當(dāng)疊層結(jié)構(gòu)上下兩層半為同一類型材料時(shí)，其FB值幾乎相同；FB與DB值最大的疊層組合為Ti-Al疊層，該種情況下，下層板易彎曲變形，而上層板不易彎曲變形，造成預(yù)壓緊力增加明顯，層間間隙也不易減小. 因此從提高制孔質(zhì)量的角度考慮，應(yīng)將彈性模量高的材料置于下層.

(a)層間間隙隨預(yù)壓緊力的變化

(b) FB、DB隨預(yù)壓緊力的變化

圖10疊層組合對(duì)疊層板層間間隙的影響(Fa=200N；t=1.5mm；預(yù)壓緊環(huán)直徑32.5mm)

Fig.10 Effect of the stacked material types on inter-layer gap formed in stacked material drilling (Fa=200 N;t=1.5 mm; the diameter of the preloading ring is 32.5 mm)

2.4.4 板厚比值對(duì)于層間間隙的影響分析

在不同飛機(jī)蒙皮裝配位置，疊層結(jié)構(gòu)的上層板與下層板的厚度也會(huì)有所改變，而上層板與下層板厚度比值的變化必然會(huì)帶來(lái)FB值與DB值的改變. 由圖 11(a)可見(jiàn)，在不同板厚比的情況下，預(yù)壓緊力對(duì)層間間隙的減小過(guò)程是一致的；由圖 11(b)所示，當(dāng)厚度比從0.66增加至1.33的過(guò)程中，F(xiàn)B值由102 N迅速增加至541 N，并且增速隨著板厚的增加而增加，這是由于施加預(yù)壓緊力最主要的作用是使上層板與下層板在加工過(guò)程中保持貼合狀態(tài)，而板厚比的增加使得上層板中性面剛度大于下層板中性面剛度，造成兩板貼合難度加大；相比FB值的急劇增大，因此DB值僅由56 μm小幅增至72 μm，可見(jiàn)板厚比值主要是影響兩板貼合的難易程度，而對(duì)最終貼合狀態(tài)的影響不大. 由此可見(jiàn)，增加上層板板厚，其影響最大的是FB值，由于過(guò)大的預(yù)壓緊力會(huì)帶來(lái)疊層結(jié)構(gòu)的過(guò)度彎曲變形，因此為了減小所需的FB值，在制孔時(shí)應(yīng)盡量將板厚較大的板材置于疊層結(jié)構(gòu)下層.

(a)層間間隙隨預(yù)壓緊力的變化

(b) FB、DB隨預(yù)壓緊力的變化

圖11疊層板厚比值對(duì)疊層制孔層間間隙的影響(Al/Al疊層；Fa=200N；下層板板厚1.5mm)

Fig.11 Effect of thickness ratio of stacked plates on inter-layer gap formed in stacked material drilling (Al/Al stacks;Fa=200 N; lower plate thickness is 1.5 mm)

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

通過(guò)上述有限元分析方法，可以獲得疊層制孔時(shí)預(yù)壓緊力施加的最佳數(shù)值，考慮加工過(guò)程中的層間間隙不易獲取，因此可以通過(guò)監(jiān)測(cè)疊層間毛刺高度，間接驗(yàn)證有限元分析結(jié)果的正確性. 之所以選擇層間毛刺高度作為層間間隙尺寸的判斷指標(biāo)，一方面是因?yàn)閷娱g間隙會(huì)直接影響到層間毛刺的高度，另一方面層間毛刺本身也是評(píng)價(jià)疊層制孔質(zhì)量的重要考核指標(biāo)，過(guò)大的層間毛刺會(huì)對(duì)裝配過(guò)程帶來(lái)不利的影響.

試驗(yàn)設(shè)備為DH5570三坐標(biāo)加工中心，鉆頭采用直徑4 mm的硬質(zhì)合金麻花鉆，預(yù)壓緊環(huán)直徑15 mm，試驗(yàn)板材采用尺寸為200 mm×200 mm×1.5 mm的鋁合金板材，材料屬性如表1所示，在距離薄板邊緣50 mm處采用直徑為8 mm的螺栓將板材固定. 試驗(yàn)工裝如圖 12所示，預(yù)壓緊力通過(guò)氣缸進(jìn)行施加，試驗(yàn)過(guò)程中改變氣源壓力以調(diào)節(jié)預(yù)壓緊力大小. 預(yù)壓緊力大小通過(guò)Kistler 9272測(cè)力儀進(jìn)行測(cè)量，鉆削毛刺高度及寬度通過(guò)Sensofar白光共聚焦顯微鏡進(jìn)行測(cè)量. 在轉(zhuǎn)速2500 rev/min及進(jìn)給率0.1 mm/rev的切削參數(shù)下，鉆削軸向力實(shí)測(cè)值為181 N，通過(guò)有限元計(jì)算，可知FB=210 N，DB=30 μm，因此預(yù)壓緊力施加范圍定為0～640 N，間隔為80 N.

圖12 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)

(a) 毛刺局部形貌

(b) 測(cè)量方法

Fig.13 Exit burr morphology and measuring method of Aluminum Alloy hole

毛刺典型形態(tài)及測(cè)量方法如圖 13所示，鉆削毛刺的形成機(jī)理復(fù)雜、形狀各異，入口毛刺主要是由于擠壓隆起作用而導(dǎo)致的材料塑性彎曲變形，出口毛刺主要是由于底部支撐不足，最后一層材料并非切除，而是被鉆頭頂出，從而導(dǎo)致鉆削出口處材料產(chǎn)生較大塑性彎曲變形[19].

預(yù)壓緊力的主要作用是改變層間間隙，因此其對(duì)層間毛刺的影響較大，選取上層板出口毛刺及下層板入口毛刺進(jìn)行分析，結(jié)果見(jiàn)圖14所示. 在0～160 N階段，隨著預(yù)壓緊力的不斷增大，層間毛刺高度并沒(méi)有得到有效降低，這是由于此刻的層間間隙仍大于毛刺高度，預(yù)壓緊力并沒(méi)有起到限制毛刺生長(zhǎng)的作用；當(dāng)預(yù)壓緊力介于160 N與320 N之間時(shí)，也就是層間間隙處于從300 μm向30 μm過(guò)度的過(guò)程中，較小的間隙形成了對(duì)層間毛刺的有效抑制作用，上層板出口、下層板入口毛刺高度降低明顯；當(dāng)預(yù)壓緊力大于320 N時(shí)，由于層間間隙減小緩慢，增加預(yù)壓緊力對(duì)毛刺的抑制效果明顯減弱. 可見(jiàn)，預(yù)壓緊力的施加并不會(huì)影響鉆削出口毛刺與鉆削入口毛刺的形成機(jī)理，其主要是通過(guò)縮小層間間隙，減小毛刺的形成空間，使得上層板出口毛刺無(wú)法沿孔壁方向自由生長(zhǎng)，而是抵住下層板進(jìn)而切削去除，并且只有當(dāng)預(yù)壓緊力大于FB時(shí)，預(yù)壓緊力才能起到明顯的毛刺抑制作用.

圖14預(yù)壓緊力對(duì)層間毛刺尺寸的影響(0.1mm/rev,2500r·min-1)

Fig.14 Effect of clamping force on inter-layer gap formed in stacked material drilling (0.1 mm/rev,2500 r·min-1)

4 結(jié) 論

本文采用有限元數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法分析了飛機(jī)部件裝配過(guò)程中，預(yù)壓緊力對(duì)疊層結(jié)構(gòu)制孔層間間隙的影響規(guī)律，具體結(jié)論如下：

1)施加單向預(yù)壓緊力可有效降低疊層制孔過(guò)程中的層間毛刺高度，且欲達(dá)到良好的毛刺抑制效果，預(yù)壓緊力需滿足以下兩個(gè)條件：I)其轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的層間間隙DB需小于未施加預(yù)壓緊力情況下的層間毛刺高度；II)其值需高于臨界預(yù)壓緊力FB.

2)減小制孔軸向力或預(yù)壓緊環(huán)直徑可有效降低臨界預(yù)壓緊力FB及對(duì)應(yīng)層間間隙DB.

3)疊層結(jié)構(gòu)制孔過(guò)程中將尺寸較厚、模量較高的板材置于下層可進(jìn)一步減小層間間隙、提高預(yù)壓緊力作用效果.

[1] 姜麗萍，陳文亮，王珉，等. 單向壓緊制孔工藝的自適應(yīng)響應(yīng)面優(yōu)化方法[J]. 中國(guó)機(jī)械工程， 2015，26(23): 3156-3161. DOI:10.3969/j.issn.1005-132X.2015.23.007.

JIANG L P, CHEN W L, WANG M, et al. An approach to Adaptive Response Surface Optimization of One-side Pressed Drilling Process[J]. China Mechanical Engineering, 2015, 26(23): 3156-3161. DOI: 10.3969/j.issn.1005-132X.2015. 23.007.

[2] 王珉，薛少丁，陳文亮，等. 面向飛機(jī)自動(dòng)化裝配的單向壓緊制孔毛刺控制技術(shù)[J]. 航空制造技術(shù)， 2011，(9): 26-29. DOI：10.16080/j.issn1671-833x.2011.09.020.

WANG M, XUE S D, CHEN W L, et al. One-Side Pressed Burrless Drilling Technology for Aircraft Automatic Assembly[J]. Aeronautical Manufacturing Technology. 2011，(9): 26-29. DOI: 10.16080/j.issn1671-833x.2011.09.020.

[3] SISCO T. Achieving “one up assembly” by reduction of interface burr height in aluminum, graphite, and advanced titanium/graphite hybrid (TiGr) material[R]. SAE Technical Paper. 2003. DOI: 10.4271/2003-01-2896.

[4] DEVLIEG R, SITTON K, FEIKERT E, et al.ONCE (One-sided Cell End effector) Robotic Drilling System[R]. SAE Technical Paper. 2002. DOI: 10.4271/2002-01-2626.

[5] HELLSTERN C. Investigation of interlayer burr formation in the drilling of stacked aluminum sheets[D]. Georgia Institute of Technology， 2009.

[6] MELKOTE S N, NEWTON T R, HELLSTERN C, et al. Interfacial Burr Formation in Drilling of Stacked Aerospace Materials[M]. Berlin： Springer-Verlag. 2010.

[7] BI S S, LIANG J. Experimental studies and optimization of process parameters for burrs in dry drilling of stacked metal materials[J] . The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2011, 53 ( 9-12 ) : 867-876.DOI: 10.1007/s00170-010-2877-y.

[8] 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. DOI: 10.1007/s00170-010-2962-2.

[9] LIANG J, BI S S. Design and experimental study of an end effector for robotic drilling[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2010, 50 (1-4): 399-407. DOI: 10.1007/s00170-009-2494-9.

[10]LI Y, HU Y, Yao Z Q.Modeling and Analysis of the Effect of Preloaded Pressing Force on Gap Formation during the Drilling of Double-Layered Material[J]. Applied Mechanics & Materials， 2012, 217-219: 1541-1546. DOI: 10.4028/www.scientific.net/AMM.217-219.1541.

[11] CHOI J, MIN S, DORNFELD D, et al. Modeling of inter-layer gap formation in drilling of a multi-layered material[R]. University of California at Berkeley, 2003.

[12]盧志軍. 制孔質(zhì)量約束的鋁合金薄壁疊層結(jié)構(gòu)單向預(yù)壓鉆孔工藝研究[J]. 航空制造技術(shù)， 2015，495(S2): 152-156. DOI：10.16080/j.issn1671-833x.2015.S2.152.

LU Z J. Study of One-Side Pressed Drilling Process of Aluminum Alloy Thin-Walled Laminated Structure[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2015，495(S2): 152-156. DOI: 10.16080/j.issn1671-833x.2015.S2.152.

[13]LIANG J. The formation and effect of interlayer gap in dry drilling of stacked metal materials[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 69 (5-8): 1263-1272.

[14]陳威，朱偉東，章明，等. 疊層結(jié)構(gòu)機(jī)器人制孔壓緊力預(yù)測(cè)[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)工學(xué)版， 2015，49(12): 2282-2289. DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2015.12.007.

CHEN W, ZHU W D, ZHANG M, et al. Clamping force prediction for robotic drilling of stacked structure[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2015, 49(12): 2282-2289. DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2015.12.007.

[15]徐溶蔚, 王珉, 陳文亮. 基于響應(yīng)面法的單向壓緊制孔工藝參數(shù)優(yōu)化[J]. 航空制造技術(shù)， 2014，(10): 68-71. DOI：10.16080/j.issn1671-833x.2014.10.020.

XU R W, WANG M, CHEN W L. Parameters Optimization of Automatic Skin-Side Pressed Drilling Process Based on the Response Surface Methodology[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2014，(10): 68-71. DOI：10.16080/j.issn1671-833x.2014.10.020.

[16]鐵摩辛柯. 板殼理論[M]. 北京: 科學(xué)出版社， 1977: 52-70.

TIMOSHENKO S P. Theory of Plates and Shells[M]. Beijing: Science Press, 1977： 52-70.

[17]張建偉, 等. ABAQUS6.12有限元分析從入門到精通[M].北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2015: 58-61.

ZHANG J W, et al. ABAQUS6.12 finite element analysis from entry to master[M]. Beijing: China Machine Press, 2015: 58-61.

[18]劉悅. 高強(qiáng)鋁合金摩擦行為及表征[D]. 秦皇島: 燕山大學(xué), 2011.

LIU Y. Friction Behaviors and Characterization of High Strength Aluminium Alloys[D]. Qinhuangdao: Yanshan University, 2011.

[19]KIM J, MIN S, DOENFELD D A. Optimization and control of drilling burr formation of AISI 304L and AISI 4118 based on drilling burr control charts[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture， 2001, 41(7): 923-936. DOI: 10.1016/S0890-6955(00)00131-0.

Theeffectofclampingforceontheinter-layergapformedinstackedmaterialdrilling

YANG Haojun, CHEN Yan, Xu Jiuhua, FU Yucan, XU Chenlin, ZHANG Yongsheng

(Jiangsu Key Laboratory of Precision and Micro-Manufacturing Technology (Nanjing University of Aeronautics and Astronautics), Nanjing 210016, China)

To examine the effect of clamping force on the inter-layer gap formed in stacked material drilling, firstly, the drilling deformation state of stacked plates with clamping force was analyzed using elastic shell theory. Further, by finite element method, the drilling deformation model with clamping force was established in consideration of interface contact condition. The accuracy of model was verified by comparing with experimental results of single-plate deformation. Then, the changing process of inter-layer gap was analyzed under different drilling conditions. At last, the experiment was carried out to verify the finite elements analysis results. The results show that, with the increase of clamping force, the inter-layer gap will go through two stages, decreasing rapidly at first and slowly after the turning point. The turning point corresponds to the critical clamping force. To obtain an effective burr height reducing, the following two conditions must be required: I) the inter-layer gapDBcorresponding to the turning point should be smaller than the drilling burr height without applying the clamping force, II) the clamping force should be higher than the critical forceFB. Besides, reducing the thrust force, or minimum diameter of the clamping ring can reduce the demand clamping force and inter-layer gap size. To enhance the effects of clamping force and minimize inter-layer gap, the thicker plate and the plate with higher modules should be set as the back plate.

clamping force; stacked material; inter-layer gap; hole quality; finite element analysis

10.11918/j.issn.0367-6234. 201701066

TH16; V262.4

A

0367-6234(2017)11-0001-08

2017-01-17.

遼寧省航空聯(lián)合基金(2014028024)資助；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計(jì)劃項(xiàng)目(KYLX16_0318)資助

楊浩駿(1990—)，男，博士研究生；徐九華(1964—)，男，博士生導(dǎo)師，長(zhǎng)江學(xué)者特聘教授

陳 燕，ninaych@nuaa.edu.cn

(編輯苗秀芝)