董九志， 梅宝龙， 蒋秀明， 杨景朝

(1. 天津工业大学 机械工程学院， 天津 300387；2. 天津工业大学 天津市现代机电装备技术重点实验室， 天津 300387)

整体穿刺是织造立体织物的一种工艺技术，整体穿刺立体织物是一种结构特殊的碳纤维立体织物[1]，可由整体穿刺技术织造而成，具有良好的整体结构和较高的纤维体积分数，可作为高性能防热隔热碳/碳复合材料的优良基材[2]。我国的整体穿刺技术最先由南京玻璃纤维研究院实现重大技术突破[3]，该院生产的整体穿刺立体织物经碳复合制成的碳/碳复合材料已成功用作高性能防热材料，使我国在该领域跻身于世界先进水平[4]。

为配合整体穿刺立体织物的生产，南京玻璃纤维研究院研制的高精度液压整体穿刺机用于实施叠层机织碳布与Z向钢针阵列整体刺布、移布、加压密实等操作，提高了立体织物生产的自动化程度及效率[5]，但由于设备老化或控制精度低，已不能满足细编穿刺织物生产的需求。2013年，在江苏省机械设计研究院的参与下对其进行了技术改进[6]。2015年，天津工业大学研制了由电动机驱动的整体穿刺机，该穿刺机对穿刺与压实机构、传动机构及工作台进行设计，具有较高重复定位精度，可实现对叠层机织碳布进行整体穿刺与加压密实功能[7]。

整体织物穿刺编织过程中，对从穿刺机上移下的含有Z向钢针的织物拆除定位模板，然后安装于专用的工作台上，使织物平卧。从Z向钢针的一端一一置换出钢针，从另一端对应位置将碳纤维引入到织物内部，采用单根连续纤维缝合方式[8]，由碳纤维置换所有钢针后，便完成了机织碳布整体穿刺织物的编织全过程。

穿刺机上的钢针在穿刺模板的约束下等距密排，导致钢针间距小，传统的夹持器不能满足换针过程中对钢针的夹持。虽然传统夹持器能夹持直径小于等于1.2 mm的钢针，但由于其端部直径远大于钢针针间距，在夹持钢针过程中可与周围的钢针发生干涉；同时在钢针置换过程中，夹持器需要频繁地夹紧与松弛，传统的夹持器在螺纹副的作用下夹紧，结构复杂，不能快速地实现夹紧与松弛，效率低。针对单根连续碳纤维逐根置换钢针的需求，本文设计了专用钢针夹持器，并对其工作过程进行受力分析和仿真，同时验证了工作原理的可行性。

1 钢针夹持器结构与工作过程分析

钢针置换工艺流程如图1所示。图1(a)为含Z向钢针阵列的机织碳布整体穿刺织物，图1(b)为碳纤维置换钢针并进行锁扣，图1(c)为机织碳布整体穿刺织物。钢针置换机构是钢针置换及纤维锁扣装置的重要组成部分，用于完成取针置换工作，其结构如图2所示。该机构由钢针夹持器、气缸、直线滑轨滑块组件、专用夹紧装置等组成。钢针夹持器所含部件为薄壁弹性夹持器与楔形滑块，薄壁弹性夹持器由专用夹紧装置夹紧，楔形滑块固定于直线滑轨滑块上，由气缸驱动其往复直线运动，完成对钢针的夹紧与松弛。

图1 含Z向钢针立体织物钢针置换工艺流程Fig.1 Technological process of replacing Z direction steel needle 3-D fabric. (a) 3-D fabric with Z direction steel needle;(b) Steel needle replacement and fiber locking;(c) Piercing 3-D fabric

图2 钢针置换机构Fig.2 Replacement mechanism of steel needle.(a) Whole assembly drawing; (b) Steel needle gripper

薄壁弹性夹持器孔直径略大于钢针直径，壁厚较薄，其端面上有3个均匀分布的开口，薄壁弹性夹持器端面如图3所示。选用经调质处理的弹簧钢(65 Mn)作为薄壁弹性夹持器的材料，由于该材料在受力后发生弹性形变，孔内壁对钢针产生压力以夹紧钢针，当外力消除后能快速恢复至初始状态，实现对钢针快速地夹紧与松弛。

图3 薄壁弹性夹持器端面Fig.3 End face of thin walled elastic gripper

楔形滑块与薄壁弹性夹持器的锥度一致，接触面光滑，以保证钢针夹持器往复工作的摩擦力较小，其模型如图4所示。钢针夹持器楔形滑块的驱动力由气缸提供，合外力转化为施加在薄壁钢针夹持器上的均布载荷，使薄壁弹性夹持器发生弹性形变对钢针夹紧。初始状态为楔形滑块与薄壁弹性夹持器同轴且间隙均匀。置换时，钢针夹持器逐渐接近钢针并保证钢针进入钢针夹持器，当满足夹持深度时，楔形滑块在气缸的作用下向后运动，其与薄壁钢针夹持器的间隙逐渐减小，对薄壁弹性夹持器的压力增加，使薄壁弹性夹持器产生弹性形变，钢针夹持器内壁对钢针产生夹紧力，其力的大小满足取针的受力要求。

图4 钢针夹持器夹紧钢针模型Fig.4 Clamping steel needle model of steel needle gripper

夹紧钢针后，薄壁弹性夹持器与楔形滑块同步运动，保持钢针被夹紧的状态。待钢针从立体织物中完全取出，楔形滑块在气缸的作用下向前运动，薄壁弹性夹持器受力逐渐减小，其内壁对钢针的夹紧力也逐渐减小，待恢复到初始位置，完成一次夹针过程。在逐根钢针置换的过程中，重复上述工作过程。

2 钢针夹持器力学分析与计算

2.1 钢针受力分析

含Z向钢针的立体织物碳布经纬叠层均匀分布，钢针针距等距排列，处于钢针附近的碳纤维受到钢针圆形截面的挤占向钢针外滑移绕过钢针，此为碳纤维绕针弯曲。绕针弯曲的原因是钢针挤占平直的碳纤维，碳纤维绕针弯曲在钢针附近，碳布中的纤维产生绕针弯曲将呈现一定均匀分布的特性。穿刺过程中碳布经钢针针尖进入钢针椎体段，碳纤维绕针弯曲伸长由小到大，作用在钢针的作用力也由小到大，所以在钢针直径处碳纤维对钢针的作用力达到最大，但Z向钢针受到绕针弯曲的碳纤维的作用力具有随机性，会由于碳布结构设计的不合理，经纬纱线密度不均，钢针排列不够垂直等增大钢针受到的作用力。理论上碳布经钢针椎体段进入钢针直径处，钢针受到经纬纱线的作用力最大，设最大作用力为Pwmax，如图5所示。

图5 钢针处于碳纤维绕针弯曲受力示意图Fig.5 Sketch of steel needle in bending of carbon fiber around needle

钢针在单层碳布受到的最大静摩擦力为

fmax=μPwmax

(1)

式中，μ为钢针与纤维的摩擦因数。

含Z向钢针立体织物由n层正交叠层碳布加压密实而成，所以Z向钢针受到的最大作用力为F=nfmax，即为最大静摩擦力。钢针置换过程中，钢针逐渐被碳纤维取代，钢针受到碳布的作用力逐渐减小，其受力示意图如图6所示。

图6 置换钢针受力示意图Fig.6 Sketch of displacement steel needle under force

钢针受摩擦力变化为

F=L-lNfmax

(2)

式中：L为Z向钢针立体织物的总体厚度，mm；l为被置换钢针移动的距离，mm；N为每层碳布的厚度，mm。

综上可知，钢针夹持器夹持钢针的力大于Z向钢针受到的最大作用力F，即可保证钢针能顺利从立体织物中置换出。

2.2 钢针夹持器受力分析

由钢针夹持器工作过程可知，楔形滑块对薄壁弹性夹持器的轴向力使薄壁弹性夹持器发生弹性形变，该形变使夹持器内孔变小，孔内壁对钢针产生压力夹紧钢针[9]。

2.2.1楔形滑块对薄壁弹性夹持器的受力分析

钢针夹持器外壁与中心线的夹角为α，内壁与中心线的夹角为ε。受力后，假定圆锥面上所有点的位移均沿轴向方向且彼此相等。薄壁弹性夹持器受力前后的变形和位移情况如图7所示。取半径为r(mm)处的单元体，轴向宽度为u(mm)，厚度为b(mm)。取半径为r+r′处的圆锥形截面，两截面相距r′，轴向形变为du，r′与x轴的夹角为θ(°)。可得该单元体上的径向正应变为

εr=Δ(r′)r′=(u+du)cosθ-ucosθr′=

dur′cosθ=ε0cosθ

(3)

式中，ε0=dur′。

假定单元体只处于单向受力状态，即只受σr作用，根据胡克定律得到该单元体径向正应力为σr=Eεr=Eε0cosθ=σ0cosθ，其中σ0=Eε0。σ0代表圆锥面r处轴线上的正应力，其值可由平衡方程∑Fx=0确定。

F=σrs=σr2∫αβbr′cosθdθ=

12br′σ0(sin2α-sin2β)+br′σ0(α-β)

(4)

由以上平衡方程可知圆锥面上的应力为

σ0=2Fbr′[(sin2α-sin2β)+2(α-β)]

(5)

可得正应力的计算公式为

σr=2Fcosθbr′[(sin2α-sin2β)+2(α-β)]

(6)

1—受力前的状态； 2—受力后的状态。图7 楔形滑块对薄壁弹性夹持器的受力分析Fig.7 Force analysis of wedge block to thin walled elastic gripper. (a) Deformation and displacement of thin walled elastic gripper; (b) Deformation and displacement of unit body

式中：σr为单元体径向正应力，Pa；S为圆锥面接触面积，mm2；E为材料的弹性模量，Pa；β和α分别为薄壁弹性夹持器锥面的始末角，(°)。

2.2.2薄壁弹性夹持器对钢针的受力分析

薄壁弹性夹持器对钢针夹持过程的3个阶段如图8所示。由图8(a)可知，薄壁弹性夹持器未受力时，钢针夹持器内壁与钢针外圆之间的间隙D。

图8 薄壁钢针夹持器对钢针的受力分析Fig.8 Force analysis of thin walled steel needle gripper to steel needle. (a) Non forced state of thin walledelastic gripper; (b) Contact state between inner wall and steel needle; (c) State of clamping steel needle

假设楔形滑块对单个夹持器端面的压力相等，即单个端面受合外力Fa。图8(b)是当夹持器承受合外压力达到F1时，力的方向指向圆心。内壁与钢针外圆接触，间隙消除，但孔壁没有压力。根据力的平衡条件，薄壁弹性夹持器承受压力计算公式为：

Fa=σrA

(7)

F1=2Facosφ-Fa

(8)

由以上平衡方程可知

F1=σrA(2cosφ-1)

(9)

当压力再增大时，钢针外圆与钢针夹持器内壁之间产生了压力，压力达到P时，夹持器端面压力由Fa增加到F′a，即承受合外压力F2，方向指向圆心，在该力的作用下钢针夹持器产生径向扩张量D1，如图8(c)所示。根据力平衡条件，F2=P-F1，可得

F2=P-σrA(2cosφ-1)

(10)

式中：A为楔形滑块与钢针夹持器接触面积，mm2；φ为Fa与垂直方向的夹角，(°)。

3 钢针夹持器仿真分析

为验证上述理论计算的正确性，利用Ansys软件分析计算出钢针夹持器对钢针的夹紧力和使用寿命。

薄壁弹性夹持器材料选定65Mn钢，输入材料参数泊松比为0.237 5，弹性模量为1.98×1011Pa，材料密度为7.85 kg/m3，拉伸屈服强度为9.8×108Pa。输入钢针夹持器模型，建立楔形滑块内圆锥面与薄壁弹性夹持器外圆锥面、薄壁弹性夹持器内圆柱面与钢针接触，类型选择摩擦接触，摩擦因数为0.2。对其进行网格划分，单元类型选择Mesh200，固定约束选定薄壁弹性夹持器圆柱面，运动设置选定楔形滑块内圆锥面，对钢针施加x正方向的力，即钢针所受的最大静摩擦力，由实际测得为3.3 N；对楔形滑块施加x负方向的力F。钢针夹持器的受力F来自气立可NU-10-10型气缸，实际工作时为6个大气压，F取理论结果的70%得轴向力F为

F=1.01×105×6×π×52×10-6×70%N=33.3 N

施加轴向力由0 N增加至33.3 N，通过Ansys软件计算钢针受到最大压力(如图9所示)，得到钢针受到压力随施加载荷变化的曲线。

图9 钢针受压随轴向力的变化曲线Fig.9 Change curve of pressure of steel needle with axial force

由图9可知，当加载的力小于7.5 N时，钢针夹持器孔壁未接触到钢针，钢针不受压力，随着加载的力逐渐增大，钢针的受力逐渐增加，当加载的力等于33.3 N时，钢针夹持器产生向内的径向扩张，钢针受力最大为20.7 N，大于钢针所受最大静摩擦力，可保证将钢针置换。

在满足钢针夹持器夹持钢针力的同时，设计中还要考虑其疲劳寿命。仿真计算出钢针夹持器在反复夹持工作时的寿命为1×106h，可靠性好，满足设计要求。

4 实验验证

实验采用艾普SF-300 N型数显高精度拉力推力计，该设备具有工作跟踪模式和峰值保持模式，其精度为±0.5%，满足实验过程中钢针夹持器的受力变化和精度要求。选用碳布厚度为0.25 mm，碳布正交叠层经穿刺机穿刺、加压密实，层间距为 0.68 mm，含Z向钢针立体织物的厚度为32 mm。

测力计测出含Z向钢针立体织物钢针所受的最大静摩擦力为3.3 N。在钢针夹持器夹持钢针的过程中，随着轴向力的逐渐增大，薄壁弹性夹持器发生弹性形变，当轴向力为8.7 N时，内壁与钢针接触，但钢针不受力。当轴向力为19.4 N时，钢针夹持器夹紧钢针，大于钢针所受的最大静摩擦力，完成钢针置换工作，实验测试过程如图10所示。

图10 实验测试过程Fig.10 Experimental testing process

为验证钢针夹持器工作的可靠性与稳定性，进行了10次钢针夹持实验，结果见表1。

表1 实验结果统计表Tab.1 Statistical table of experiment results N

钢针夹持置换实验中，10次钢针夹持实验均顺利地将钢针置换，成功率为100%；当夹紧力为19.4 N时，钢针被顺利置换。表明钢针夹持器工作原理正确，工作稳定可靠，满足钢针置换要求。

5 结 论

针对含Z向钢针的立体织物人工逐根置换钢针的不足及传统夹持器不能满足实际需求的现状，设计了适用于钢针置换的专用钢针夹持器。该专用钢针夹持器自动化程度高，定位精准，能快速实现夹紧与松弛。对钢针夹持器工作过程进行受力分析与仿真发现，钢针置换工作可靠，能持续进行。为验证工作原理的可行性，进行了夹持置换钢针的实验，结果表明钢针夹持器原理可行，工作可靠。

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