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      用于飛機裝配的具有變胞功能的自主移動制孔機構

      放大字體  縮小字體 發布日期:2020-02-26 06:36:01    瀏覽次數:7    評論:0
      導讀

      波音737、波音787蒙皮裝配的鉆孔和鉚接,以及空客的A320機翼組件裝配和A380機身腹部檢查口蓋壁板的鉆孔和鉚接等都是用機器人完成[1-4],這集中反映了國外飛機先進裝配連接技術的現狀和發展趨勢:柔性化與自動化裝配,高質量、高效率裝配.自主移動制孔機構是輕型自動化裝配系統的典型代表,它是由空客與 M.TORRES,SERRA公

      波音737、波音787蒙皮裝配的鉆孔和鉚接,以及空客的A320機翼組件裝配和A380機身腹部檢查口蓋壁板的鉆孔和鉚接等都是用機器人完成[1-4],這集中反映了國外飛機先進裝配連接技術的現狀和發展趨勢:柔性化與自動化裝配,高質量、高效率裝配.自主移動制孔機構是輕型自動化裝配系統的典型代表,它是由空客與 M.TORRES,SERRA公司聯合推出的多足并聯自主移動制孔機構,結合末端執行器和飛機裝配工藝技術的輕型自動化飛機裝配系統[5],具有高精度、剛柔耦合的特點.文獻[5]中提到空客等聯合研發的FDH和SAMPA機器人已應用于A380等實際生產,國內上海交通大學研制了一臺配有18個電機的飛機制孔六足仿生步態自主移動制孔機構[6],北航與南航合作研發了一臺航空制孔機器人[7-8],他們都采用傳統的定自由度設計,在爬行過程中不具有變自由度特性,部分運動軸處于閑置狀態,多工況適應能力較弱.

      1998年,Dai等[9]等通過研究包裝紙盒及花樣折紙等工藝品提出了變胞機構的概念,次年與張啟先院士[10]一起將變胞機構引入國內,之后眾多學者對其展開了矩陣演變、綜合算法、變胞源機構和變胞生物進化理論等研究[11-13].劉川禾等基于機構拓撲理論研究了變胞機構的變拓撲結構組成理論[14],為變拓撲結構的機構分析和綜合奠定了理論基礎.變胞機構憑借其具有變拓撲結構、變自由度和多工況適應能力而被應用,如:空間伸展臂、特種機器人、倫敦大學利用變胞原理開發研制出變胞手[15]、丁希倫等開發了星球變胞探測車[16]等.

      自主移動制孔機構應用于飛機裝配時,要實現環向位移移動(記為前進x方向),在此階段機構無需額外的不可控轉動自由度;到達工位后,通過側滾(A角擺動)、俯仰(B角擺動)調姿到達制孔法矢,再由末端執行器實現x,y,z方向的制孔移動,共5自由度運動.針對這種不同工況下要求變自由度的特性,本文提出了一種雙偏心變胞源機構,結合楊廷力等[17]的機構拓撲結構設計理論研制了一種具有變胞功能的自主移動制孔機構.對機構進行了運動學求解,給出了基于各足伸縮量的機構調姿控制方法.同時繪出了調姿運動中各足偏移量分布,為雙偏心變胞源機構的尺寸設計提供依據.

      1 雙偏心變胞源機構

      變胞機構是一種可根據環境和工況的變化,從一種機構形式(構態)轉變為另一種(或多種)機構形式的變拓撲機械系統,用于滿足多功能的實際需求[18].而如何根據實際任務對變胞機構進行綜合,結合變拓撲理論設計出滿足要求的變胞源機構[12],建立變胞機構構型設計理論與方法體系,成為目前阻礙變胞機構發展及應用的主要難題.

      本文根據變胞理論,提出了一種雙偏心變胞源機構,如圖1所示,有兩個轉動副和一移動副插銷構成.它具有非鎖緊自由適應補償狀態a1和鎖緊狀態a2兩種功能狀態.它的變胞功能是采用錐形插銷和鎖緊定位孔來實現的,具體是由跟雙偏心機構轉軸R2相連的移動副T實現錐形插銷的上下移動,完成a1與a2兩種功能狀態的切換.鎖緊定位孔在與R1副相連的板上,錐形插銷的末端具有一段伸長的圓桿,在a1狀態,雙偏心小范圍內自由適應調整時,避免錐形插銷移出定位孔,保證能順利地變胞到a2狀態.定位孔的大小需滿足雙偏心機構應用所要求的自由適應調整范圍.

      圖1 雙偏心變胞源機構兩種狀態
      Fig.1 Two phases of the double eccentric source metamorphic mechanism

      處于a1狀態下的雙偏心機構的自由二維適應調整原理如圖2所示,由兩連桿OO1,O1O2采用旋轉副相連,O處是固定端旋轉副,O1處是移動端旋轉副,O2可實現平面內無極數位移調整.若兩偏心量相等為 r,OO1繞 O轉動 α,O1O2繞O1轉動β,則點O2在陰影區域內移動,坐標為

      圖2 雙偏心機構原理
      Fig.2 Principle of double eccentric mechanism

      若O2初始時與O重合,則O2可在半徑2r的圓形陰影區域內活動,此時雙偏心機構具有該區域內的二維自由調整適應能力.

      本機構的轉動副由兩個大小不同的軸承組合嵌套的形式來實現,機構的變胞功能采用小型氣缸帶動錐形插銷實現.錐形插銷由氣缸抬起,為a1狀態;錐形插銷由氣缸帶動插入鎖緊孔,機構鎖死,為a2狀態,機構內相對位置回復到初始狀態.

      2 自主移動機構設計及其變胞分析

      自主移動制孔機構具有與一般運動機構不同的設計需求,主要表現在:①負載相對較大,工作時制孔力、壓緊力等載荷疊加,大概1500 N,考慮末端執行器的自重,移動機構相對負載較大;②要求結構盡量輕,以便可靠地吸附于飛機表面上進行工作;③精度要求較高,一般孔定位精度±0.2 mm,法向制孔垂直度要求 ± 0.5°,孔徑精度 ±0.02 mm,孔壁粗糙度 Ra1.6,锪窩深度精度0.05 mm,這對整個系統的定位精度提出了極高的要求;④剛性要求較高,保證制孔精度和工作載荷的前提下,還要考慮振動和結構優化等因素.

      2.1 自主移動制孔機構設計

      為適應自主移動機構爬行和制孔調姿的多種工況,不增加閑置運動軸數量,本文基于雙偏心變胞源機構,運用機器人機構變拓撲結構設計理論,設計了一種具有變胞功能的自主移動制孔機構,機構簡圖如圖3所示.

      圖3 自主移動制孔機構簡圖
      Fig.3 Autonomous mobile drilling mechanism sketch

      機構由末端執行器,xy框、內框、外框以及與其相連的 8足組成.足1,2,5,6固連于內框,足3,4,7,8固連于外框,內框與外框通過兩個平行的x向移動副相連.末端執行器通過一個x向移動副與xy框相連,xy框通過一個y向移動副與內框相連.末端執行器有檢測法矢用的4個激光測距傳感器和一確定制孔位置的工業攝像頭.8足為8條支鏈,支鏈1為SP(S表示球副;P表示移動副,與框身垂直),支鏈2為SPP(一P副垂直于框身,一P副平行于x方向),其余支鏈為六自由度的SRRP(P副與框身垂直),其中RR是雙偏心變胞源機構,各支鏈中與框身垂直的P副為驅動副.

      對于本文提出的自主移動機構,和一般的腿式機器人不同,由于通過足上真空吸盤與產品相固定,在飛機表面任何位置(包括垂直吸附和倒吊吸附的工作狀態)均能保持穩定,吸盤的面積需根據機構自重、制孔載荷和壓緊力進行計算.本文設計的原型系統,要保證垂直吸附和倒吊吸附的工作狀態下可靠工作,需直徑200 mm的吸盤.各足基本只承受拉伸或壓縮載荷,這種八足并聯形式的自主移動機構的承載能力、穩定性和剛度能較好地滿足要求.

      2.2 變胞功能階段分析

      自主移動制孔機構在各個階段功能需求不同,通過雙偏心變胞源機構實現機構行走功能階段和法向調姿制孔功能階段二者之間的相互切換:

      1)行走功能階段:行走過程中,機構僅需有x,y,z 3方向的移動自由度,額外的A,B擺自由度會影響機構的行走穩定性.故在行走功能階段,雙偏心變胞源機構變胞為a2狀態,使機構整體僅具有3個移動自由度,自主移動制孔機構行走采用內外框架交替前進的方式實現.首先八足真空吸盤完全吸附于機身;外框4足吸盤失效,由內框4足獨立吸附;外框4足驅動副帶動各足z向抬升,外框在x向驅動副作用下,相對內框向前運動,實現外框的x向移動;外框各足驅動副帶動各足z向下降直到機身表面,真空吸盤吸附;內框4足吸盤失效,由外框4足獨立吸附.如此交替重復前進到達目標區域,如圖4所示.

      2)法向調姿制孔功能階段:到達目標區域后,8足吸附于機身表面,雙偏心變胞源機構變胞為a1狀態,內外框移動副抱死,框體視為動平臺,如圖5所示.xy框帶動末端執行器移動;由工業攝像頭掃描確定制孔位置T;再由4個激光測距傳感器得出制孔目標法矢[19],記為 n=(l,m,n)T.動平臺與定平臺(機身)之間由 1-SP,1-SPP,6-SRRP共8支鏈連接.根據機構拓撲學中基于方位特征的自由度分析[17],支鏈2中支鏈SP與支鏈 SPP 組成的單開鏈限制了動平臺的繞z軸轉動自由度,此時機構具有x,y,z,A擺、B 擺共五自由度.機構進行調姿,通過八足驅動副調整各足長度,實現動平臺俯仰與側滾,使末端執行器法矢n0與目標法矢n重合.調姿過程中各足末端x,y向的偏移量由雙偏心變胞源機構進行自由適應.

      圖4 行走功能階段簡圖
      Fig.4 Sketch of walking phase

      圖5 法向調姿制孔功能階段簡圖
      Fig.5 Sketch of normal posture alignment& drilling phase

      法向調姿后,造成末端執行器刀具點坐標偏移.末端執行器在內框內具有x,y向兩移動自由度,調整刀具點至目標位置.最終8足同步下蹲實現制孔動作,末端執行器上配有最大輸出力1000 N、保壓行程100mm的氣缸提供蒙皮單向制孔所需的壓緊力,以減少制孔毛刺和夾層切削,保證制孔質量[20].

      3 自主移動制孔機構實現

      3.1 機構運動學求解

      機構運動學求解是自主移動制孔機構調姿運動算法的基礎,也是機構尺寸設計的依賴.

      根據螺旋理論及其修正的自由度 G-K公式[21],分析得自主移動制孔機構在調姿制孔功能階段,具有x,y,z 3個方向的移動,A,B 擺兩個轉動,共五自由度.下面用運動學逆向解析對自主移動制孔機構的調姿制孔功能階段進行運動學求解.

      令足i(i=1,2,…,8)上的球副位置為Si(i=1,2,…,8),其足上移動副位置為 Pi(i=1,2,…,8).建立如圖5所示右手正交坐標系.

      定坐標系:Ob-xbybzb,原點Ob位于 S1中心,xb為初始狀態下 P2P1方向,yb為初始狀態下P1P6方向(初始時 P1P6·P2P1=0),zb為 xb和yb確定的右手坐標系.

      動坐標系:Om-xmymzm,固定在機構動平臺上,原點Om位于 P1,zm與足升降副平行,xm平行于P2P1方向.

      初始狀態動坐標系與定坐標系平行.

      根據機器人坐標系變換理論,本機構調姿運動定義為由初始狀態n0=(0,0,1)T先繞xm軸旋轉φx,后繞ym軸旋轉φy,滿足了調姿后足2僅有一個xm向偏移.本機構運動學反解即求到達位姿(φx,φy)、制孔期望法矢 n=(l,m,n)T時,八足升降的位移量 Δli,調姿造成的各足 xm,ym向偏移量;同時給出了調姿后的刀具偏移補償量.

      由空間坐標系A,B角旋轉變化,得動坐標系Om與定坐標系Ob的坐標轉換矩陣Rbm,如式(2)所示.因空間旋轉矩陣為正交矩陣,故

      其中(sinφy,-sinφxcosφy,cosφxcosφy)T=(l,m,n)T.由此解出 φx,φy,進而得到轉換矩陣 Rbm.

      足1為固定足,調姿時一般不升降.由機構參數得,坐標系旋轉變化后,坐標系平移了

      任一點D在定坐標系位置坐標矢量Db和在動坐標系的位置矢量Dm關系為

      左右同乘 R-1 bm,得

      設點Si在坐標系Ob-xbybzb和Om-xmymzm的坐標分別為 Sib=(xSib,ySib,zSib)T(該坐標根據實際工況與機構參數可知)和Sim=(xSim,ySim,zSim)T

      調姿前Si在Om-xmymzm坐標為

      將 S1b=(0,0,0)T和 S1m=(0,0,-h)T代入式(8),可得調姿前后各足偏移量為

      解得調姿后各足在x,y兩個方向的偏移量為

      各足的驅動量為

      其中Δli為機構到達位姿(φx,φy),即目標法矢n時各足驅動量,其正值表示伸長,負值表示縮短.同理,可得調姿后刀具點的偏移補償量:

      調整法向后,根據式(13)的計算結果,依靠xy框的x向和y向運動機構調整相應的ΔxTm,ΔyTm偏移值,依靠8條腿同步調整 z向來調整ΔzTm偏移值,從而實現調姿后刀具點不變.

      3.2 機構尺寸設計

      在飛機裝配筒段蒙皮對接中,一般曲率半徑約為3 m,實際應用中,機構環向爬行工作,調姿時擺角A在±2°,B在±5°之內即可滿足工藝需求.考慮到末端執行器的尺寸與工作行程,本文設計的自主移動制孔機構總體尺寸為870 mm×462 mm×500 mm.實際工況中,各足球鉸在定坐標系中的坐標值如表1中的xSib,ySib,zSib各列所示,因蒙皮曲率的原因,外足在定坐標系中的坐標值會低于內足.

      根據3.1節給出的運動學求解式(11)和式(12),計算了自主移動制孔機構由初始狀態調姿到(+2°,+5°),即由法矢(0,0,1)T 到法矢(0.087156,- 0.03477,0.995588)T 時,各足偏移量 Δxpim,Δypim和各足驅動量 Δli如表1所示.由算例可知,調姿時外足相對于內足調整量較大,故設計了外足升降±110 mm,內足升降±80 mm.

      表1 位置反解算例
      Table1 Inverse kinematics example

      根據表1的機構實際尺寸、初始坐標,運用Matlab求解繪出了 A 角在(-2°,2°),B 角在(-5°,5°)范圍內調姿時,機構各足偏移量 Δxpim,Δypim的落點分布圖,并找出最遠邊際點,求出其偏移距離rmax.對各足進行求解,得出各足中偏移距離rmax最大的是足4,圖6為足4的偏移落點分布圖,其最大偏移距離rmax=5.3871 mm.

      圖6 足4Δxpim,Δypim偏移量
      Fig.6 Δxpim,Δypimoffset of foot 4

      第1節中得出雙偏心變胞源機構自由調整區域是半徑為2r的圓形區域,根據圖6的Matlab分析,雙偏心變胞源機構的偏心量r值定為5 mm時,可滿足本機構的應用需求.

      3.3 仿真分析

      為驗證本文中的基于各足驅動的調姿運動算法,將機構模型導入ADAMS中,參見圖5添加運動副及約束關系,根據表1算例確定各足初始位置,定義八足升降副為驅動副.運用驅動平穩且具特定頻響特性的 STEP(0,0,1,Δli)函數作為各足驅動函數(表示0~1 s,驅動了Δli,其值為表1算例中各足驅動量),進行虛擬樣機[22]仿真,如圖7所示.

      仿真中機構位姿擺角隨時間變化如圖8所示,測得框身A角擺動2°,B 角擺動4.999°,與算例相符.雙偏心機構在仿真中運行平穩,各足x,y方向偏移量仿真結果如表2所示,與表1理論值進行了誤差對比,結果與算例相符.

      圖7 自主移動制孔機構虛擬樣機
      Fig.7 Virtual prototype of autonomous mobile drilling mechanism

      圖8 機構擺角仿真結果
      Fig.8 The simulation result of mechanism pose angle

      表2 各足偏移量仿真結果
      Table2 All legs compensation value in simulation mm

      根據虛擬樣機仿真結果,驗證了本文提出的運動學算法適用于本機構調姿運動,且雙偏心變胞源機構在a1狀態能很好地適應調姿中各足x,y方向的偏移量,平臺調姿運行平穩.

      3.4 樣機實現

      由本文設計方案研制的具有變胞功能的自主移動制孔機構,共有12個電機(不包括制孔主軸)實現機構的行走、調姿制孔功能,如圖9所示.樣機選用絲桿導程均為5 mm,電機額定轉速均為3000r/min,鉆孔進給速率4mm/s,機構完成行走-調姿制孔各階段的動作流程與行程和耗時如表3所示.由于每行走一次后,機構將鉆一個區域的孔(一般20個以上),并且一般制孔厚度在4~8 mm以內,經計算與實驗,機構每分鐘至少可鉆孔6個,行走效率上滿足工程上每分鐘鉆6~7個孔的要求.

      圖9 自主移動制孔機構實物樣機
      Fig.9 Physical prototype of autonomous mobile drilling mechanism

      表3 機構行走效率分析
      Table3 The analysis of the mechanism mobility efficiency

      按照GB/T1958—2004產品幾何量技術規范(GPS)形狀和位置公差檢測規定,采用激光跟蹤儀檢測機構運動精度,測試結果如下:機構調姿精度小于 0.2°,滿足工程上不大于 0.5°的要求.

      4 結論

      本文提出了一種雙偏心變胞源機構,并基于此設計了一種具有變胞功能的真空吸附式自主移動制孔機構,能實現飛機蒙皮表面行走和法向調姿制孔.在完成運動學求解的基礎上,給出了用于調姿控制實現的各足輸入驅動量和刀具點補償量的計算公式,以便控制系統對法向制孔進行精確調整.

      根據實際裝配制孔需求,設計了一套制孔原型系統,按照機構的尺寸和各足的偏移量,確定了雙偏心變胞源機構的偏心量r=5 mm,從而完成了實際樣機的設計,并用虛擬樣機仿真驗證了運動學算法與雙偏心變胞源機構.該機構滿足裝配制孔調姿時擺角A在±2°,B在±5°的工程要求.

      通過完成的實物樣機試驗表明,本文設計的自主移動制孔機構的精度誤差小于0.2°,滿足飛機裝配自動化制孔工程上不大于0.5°的要求和每分鐘6~7個孔的制孔效率要求.

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