14 t摩擦焊機夾具的優(yōu)化設計研究

趙旭東，李衛(wèi)民

(遼寧工業(yè)大學 機械工程與自動化學院，錦州 121001)

現(xiàn)今，在汽車零部件設計過程中，為滿足其輕量化設計的需求，往往軸類零件多采用空心結構.在零件加工過程中，多數(shù)企業(yè)摒棄了原有的深孔鉆削以及埋弧焊接的加工方法，而改用更加經(jīng)濟、綠色、高效的摩擦焊接技術[1-2].相關產品以活塞桿、石油鉆桿、花鍵軸和汽車輪胎扳手等為代表，觀察上述產品外形可以得出，其外形特征主要表現(xiàn)為直徑多變、成品長度不一，但均為長軸類零件.因此，為實現(xiàn)以上產品的摩擦焊接加工，設計具有一定通用性的焊接夾具是極為必要的.文獻[3]中設計了一種焊接有色金屬的防夾傷移動夾具.文獻[4]中設計了一種用于焊接過程中手工上料時防夾傷移動夾具.文獻[5-6]中焊機移動端夾具主要采用成型V型塊或是與焊接件形狀相同的專用夾具.

本文綜合了國內外摩擦焊接移動端夾具的應用現(xiàn)狀，對移動端夾具進行了結構設計，并依據(jù)夾緊力大小運用有限元分析軟件對夾具體進行了剛度與強度的校核.而后依據(jù)其靜力學結果對夾具體進行了拓撲優(yōu)化分析，對冗余結構進行了去除，完成了夾具體的輕量化設計.

1 焊機移動端夾具的結構設計

在摩擦焊接工藝中，旋轉側零件通常采用液壓夾盤或彈簧夾頭夾持，而移動端零件多采用V型塊進行裝夾.當采用V型塊夾持較長的焊件時，夾具與焊件的接觸面積較小，在焊接過程中當摩擦扭矩及頂鍛壓力較大時，容易出現(xiàn)夾緊力不足的現(xiàn)象.同時，當焊接材料選用有色金屬時，極易使產品外圓表面出現(xiàn)較深的夾痕，從而影響產品質量.為保證長軸類零件焊接時對夾緊力的要求，并滿足夾具對系列化產品生產的通用性需求，將焊機的移動端夾具設計為裝配結構，主要由夾塊和支撐體兩大部分組成，夾塊與焊件的接觸面與焊件外形保持一致，這樣的構造可增大夾塊與焊件的接觸面積，有利于獲得較大的夾緊力并避免工件夾傷現(xiàn)象的出現(xiàn).此外，在夾緊裝置設計上，選擇在同一夾具支撐體上對稱布置2個夾緊塊，以保證夾具對中性的需求.當需要焊接不同直徑的系列化產品時，可保持在夾具支撐體外形不變的前提下，只將夾塊與焊件的接觸面半徑根據(jù)所加工產品的直徑做出替換即可，這種設計可提高夾具的利用率，實現(xiàn)“一具多用”的通用性需求.夾具的三維虛擬裝配如圖1所示.

圖1 夾具的三維虛擬裝配

圖2 夾緊裝置的三維虛擬裝配

目前，多數(shù)焊機移動端焊件在裝夾驅動方式上主要是采用液壓驅動，即采用1個動夾塊向1個定夾塊移動的方式來實現(xiàn)移動端焊件的裝夾.由于在實際的應用中，采用動夾塊向定夾塊移動的方式，會因為其移動距離相對較長，而造成夾緊速度較慢，加工效率較低的現(xiàn)象出現(xiàn).同時液壓驅動方式常伴有管路漏油的現(xiàn)象發(fā)生，致使環(huán)境受到嚴重污染.因此在本次設計中，選擇了將液壓驅動的方式改進為由伺服電機驅動的方式完成移動端焊件的裝夾，并且主要利用變頻電機驅動正反一體的滾珠絲杠螺母副結構帶動兩夾塊進行相向運動，來實現(xiàn)移動端焊件的裝夾.夾緊裝置的三維虛擬裝配如圖2所示.

在進行電機選型過程中，需要以電機所需要的最大扭矩以及扭矩的有效值為依據(jù)，在滾珠絲杠螺母副結構上配套使用伺服電機時，電機的旋轉扭矩經(jīng)由彈性聯(lián)軸器施加給絲杠，電機的旋轉運動經(jīng)由滾珠螺母轉換成直線運動.應當注意的是，在不同的運動狀態(tài)下，伺服電機所需要的驅動轉矩是存在差異的.因此，在選用電機時就需要同時滿足2個條件：①伺服電機的瞬時最大輸出轉矩必須大于電機所需的最大驅動扭矩；②伺服電機的額定輸出扭矩必須大于電機所需的驅動扭矩的有效值.在進行電機選型時應注意，不同的伺服電機制造商所生產伺服電機的轉動慣量會有一定區(qū)別，此外需要把計算出的負載折算成電機上的總轉動慣量，通常情況下經(jīng)折算后，必須保證電機的轉動慣量不低于折算到電機上的總轉動慣量的1/10.綜上，應綜合對比伺服電機瞬時最大輸出扭矩、伺服電機額定輸出扭矩以及伺服電機轉子轉動慣量3個技術參數(shù)來進行伺服電機的選型.

圖3 夾緊裝置封裝

在夾緊裝置設計過程中，因滾珠絲杠螺母副結構為高精密傳動件，所以為了防止加工廢料進入螺母副中，在夾緊裝置設計時對其進行了封裝處理(圖3).在整套移動夾緊裝置裝配上，交流伺服電機主要通過螺栓固定在夾緊機構支撐體右側并通過聯(lián)軸器與絲杠直連.焊機移動端夾具在整個焊接過程中既要避免焊件沿切向方向轉動，又需保證其在軸線方向不能發(fā)生移動，因此，在夾具設計中為了滿足軸向夾緊力的需求，同時也為避免整個夾緊機構體積過于龐大，在軸向上主要通過限位塊與夾具配合使用的方式來限制工件沿著軸線方向的移動.

2 夾具靜力學分析

2.1 夾緊力的計算

摩擦焊機噸位為14 t，即頂鍛壓力取整為140 kN，根據(jù)《焊接手冊》[7]中推薦的摩擦壓力取值方法可知，其數(shù)值大小通常為頂鍛壓力的1/2～1/3.這里取焊機摩擦壓力為70 kN.焊機加工時摩擦扭矩計算式為

T0=μ0F1Rμ

(1)

式中：T0為工件摩擦轉矩；μ0為工件摩擦系數(shù)；F1為摩擦壓力；Rμ為當量摩擦半徑，通常取工件半徑的2/3，本文中焊接最大直徑為35 mm.

經(jīng)計算得到焊接時摩擦扭矩大小為122.85 N·m.

為防止工件繞軸線轉動所需的夾緊力可由式(2)求得

(2)

式中：Wk1為限制焊件繞軸線轉動所需的夾緊力；K為安全系數(shù)；T為焊接時所產生的摩擦扭矩；α為夾塊夾角，夾塊為半圓柱面，取180°；D為焊件直徑；μ為夾具與工件摩擦系數(shù).

經(jīng)計算得到焊接時所需的切向夾緊力為21 060 N.

為防止工件在軸向力(摩擦壓力)Px作用下移動所需的夾緊力可由式(3)求得

(3)

式中：Wk2為限制焊件沿軸向移動所需的夾緊力；K為安全系數(shù)；Px為摩擦壓力；α為夾塊夾角；μ為夾具與工件摩擦系數(shù).

經(jīng)計算得到焊接時為防止焊件沿軸向移動所需的夾緊力為210 000 N.

通過上述相關計算可以發(fā)現(xiàn)，在摩擦階段為防止焊件在軸向力作用下發(fā)生移動所需的夾緊力(210 kN)是頂鍛壓力(140 kN)的1.5倍，然而在頂鍛階段，將頂鍛壓力帶入式(3)中，經(jīng)計算后可得出為防止工件在軸向力作用下移動所需的夾緊力為420 kN.如果按照頂鍛階段計算得到的夾緊力進行焊機夾具設計，必然會造成所選擇的電機功率過大，導致整個夾緊機構在運動和停止過程中所需的準備時間出現(xiàn)延長，因此，正如前面所提到的，在移動端焊件的夾緊裝置設計過程中，應選擇以防止工件繞軸線轉動時所需的夾緊力為夾緊機構的設計依據(jù)；為了防止焊件在摩擦階段和頂鍛階段沿著軸線方向移動，可通過在動力滑臺上配合安裝軸向限位裝置來解決這一問題，經(jīng)轉化后夾具為防止工件在軸向力(摩擦壓力)Px作用下移動所需的夾緊力大小為7020 N.

2.2 有限元模型的建立

表1 45鋼材料屬性

夾塊及夾塊支撐體材料均選用45鋼，材料的屬性及部分力學性能如表1所示.

為減少有限元分析過程中的計算量，在建立夾具有限元模型時做出了適當簡化，忽略了夾塊和夾塊支撐體上的倒圓、倒角等細小特征，并對兩者在裝配時所需的螺栓及螺栓孔特征予以簡化.待材料屬性設置完成后，定義夾塊與支撐體之間的配合面的接觸方式為綁定接觸，利用ANSYS Workbench中Mesh模塊下的網(wǎng)格工具對簡化后的夾具有限元模型進行網(wǎng)格劃分.進行網(wǎng)格劃分時選用高階四面體單元，同時設置網(wǎng)格相關中心為精細(Fine)；并將網(wǎng)格平滑度設置為高級(High)；為保證網(wǎng)格彼此間過渡的光滑性，將臨近單元過渡設置為光滑過渡(Slow)；定義網(wǎng)格尺寸為3 mm，待網(wǎng)格劃分完成后對其質量進行評估.在結構分析中，一般選擇基本網(wǎng)格質量(Element Quality)下的平均網(wǎng)格質量及扭曲度(Skewness)下的平均扭曲度2個準則對網(wǎng)格劃分質量進行評估.根據(jù)工程經(jīng)驗，當平均網(wǎng)格質量數(shù)值>0.75，平均扭曲度<0.5時，即認為網(wǎng)格劃分質量達到求解標準.經(jīng)檢驗平均網(wǎng)格質量為0.84，平均扭曲度為0.22，網(wǎng)格劃分質量較好地滿足了靜力學求解要求，經(jīng)網(wǎng)格劃分后得到的有限元模型如圖4所示.

圖4 夾具有限元模型

2.3 外載及邊界條件的確定

夾緊裝置在工作的過程中，夾緊力和摩擦扭矩主要是作用在夾塊與焊件相接觸的外表面上，所以在夾塊的內圓面上施加一個垂直于接觸面大小為21 060 N的面力，其方向指向夾具一側，用來模擬防止焊件繞軸線轉動時所產生的夾緊力.同樣地，沿軸線方向施加一個大小為7020 N的面力，用來模擬防止工件在軸向力(摩擦壓力)作用下移動所產生的夾緊力.由于在加工過程中接觸面受到摩擦扭矩的作用，所以在焊件與夾塊兩者之間的接觸面上施加大小為122.85 N·m的扭矩載荷，并考慮重力影響.由于夾塊固定在工作臺上，所以對夾具支撐體上的4個螺栓孔施加固定約束，同時對支撐體下表面施加位移約束.經(jīng)求解后的夾具變形云圖及等效應力分布云圖，如圖5所示.

圖5 夾具體靜力學分析結果

由圖5可知，夾具上出現(xiàn)最大變形位置在夾塊的外圓面的邊緣處，數(shù)值大小為3 μm，在靠近約束的加載位置附近基本無形變發(fā)生.夾具的最大等效應力為32.248 MPa，這一數(shù)值遠小于45鋼的屈服強度，因此在考慮應力集中現(xiàn)象發(fā)生的情況下，夾具的設計仍然是較為安全的.為了校驗計算結果的正確性，選擇對模型進行網(wǎng)格無關解檢驗，通過對圖5靜力學結果云圖進行觀察后，選擇對夾具結構上應力出現(xiàn)較大變化的位置進行單元細化(Refinement)操作，在原來網(wǎng)格劃分相關設置不變的情況下，選擇相應的面及邊進行網(wǎng)格細化操作，并設置細化等級數(shù)為1，刷新網(wǎng)格后再次進行求解，求解后得到的應力結果為32.254 MPa.前后2次求解應力變化幅度為(32.254/32.248-1)×100%=0.018%.可見2次求解結果差別很小，原網(wǎng)格劃分是合理的，同時求解結果也具有一定的可信度.通過圖5可知，夾具在結構設計上存在較大冗余量，為了合理利用夾具材料，并能夠有效提高夾具在工作過程中的響應速度，對夾具適當?shù)刈龀鲚p量化設計是具有一定積極意義的.

3 夾具輕量化設計

在產品的初始設計階段，僅憑借著設計人員的設計經(jīng)驗或是主觀想象來完成產品結構的開發(fā)是遠遠不夠的.在設計中根據(jù)產品的實際外載及約束條件進行結構校核與優(yōu)化，并結合相關設計經(jīng)驗才能得到滿足設計要求與加工工藝要求的產品.

結構拓撲優(yōu)化的本質就是在追求給定外載、約束條件和性能指標的前提下，得出給定區(qū)域內結構的材料具有最優(yōu)布局的一種數(shù)學方法.在拓撲優(yōu)化設計中設計變量、約束條件以及目標函數(shù)是求解過程中較為關鍵的3個要素，由這3個要素所組成的拓撲優(yōu)化的數(shù)學表達式為[8]

(4)

在對夾具進行拓撲優(yōu)化前需對優(yōu)化區(qū)域進行設置，如圖6所示.圖中紅色區(qū)域不參與優(yōu)化.優(yōu)化函數(shù)主要是基于上文中的靜力學求解結果進行拓撲優(yōu)化設計.定義結構的柔順度(Compliance)為優(yōu)化的目標函數(shù)，當優(yōu)化目標為最小值時意味著系統(tǒng)擁有最大化的結構剛度.定義優(yōu)化約束為：質量約束范圍為70%～85%；等效應力最大約束上限為100 MPa；施加制造約束為默認值；對稱優(yōu)化約束為沿Y軸對稱.在求解項中定義最大迭代次數(shù)為500次，收斂精度為0.1%.經(jīng)拓撲優(yōu)化求解后的夾具拓撲密度分布云圖如圖7所示.

圖7 夾具結構拓撲密度云圖

圖8 重構后的夾具結構

由圖7可知，夾具支撐體的兩筋板和兩筋板中間位置具有較大的冗余量，綜合考慮夾具拓撲優(yōu)化結果以及整個移動夾緊裝置對于封閉性的需求，設計得到夾具最終結構如圖8所示.夾具初始設計結構質量為7.1 kg，經(jīng)拓撲計算后重構的夾具總質量為5.38 kg，經(jīng)對比可得出，與最初結構相比，重構后的夾具減輕了1.72 kg，從而整套夾具減輕了3.66 kg.

對重構后的夾具再次進行相同條件下的靜力學校核，夾具經(jīng)網(wǎng)格獨立性檢驗后的變形云圖及等效應力云圖分別如圖9、圖10所示.由圖9、圖10可知夾具的最大變形位置仍發(fā)生在夾塊的外圓面邊緣處，數(shù)值大小為4.5 μm；雖然重構后的夾具的最大等效應力略有上升，但其數(shù)值仍然遠小于45鋼的屈服強度，因此經(jīng)輕量化設計后的夾具是仍能滿足使用要求的.

圖9 夾具變形云圖

圖10 夾具等效應力云圖

4 結論

1) 本文以連續(xù)驅動摩擦焊機移動端夾緊裝置為研究對象，將夾具設計為由夾塊及支撐體組成的裝配結構，并將夾具驅動方式由液壓驅動更改為電機驅動，有效改善了因液壓系統(tǒng)存在泄露現(xiàn)象造成的環(huán)境污染.

2) 根據(jù)實際工況對焊機夾具進行了靜力學校核，經(jīng)驗證夾具結構滿足使用要求，但依據(jù)靜力學結果可知夾具結構具有較大冗余量，還需進行輕量化設計.

3) 對夾具結構二次設計中，使整個夾緊裝置減輕3.66 kg，對重設計后的夾具結構進行了相同條件下的靜力學校核，經(jīng)計算發(fā)現(xiàn)輕量化后的夾具最大等效應力數(shù)值雖略有上升，但仍遠遠小于材料的屈服強度.

通過此次研究，驗證了焊機夾具結構設計的合理性，并能夠為我國摩擦焊接工裝的多樣化發(fā)展提供有利的參考.