數控轉塔沖床橫梁結構的分析與優(yōu)化設計

1、數控轉塔沖床橫梁結構的分析與優(yōu)化設計于衛(wèi)紅(南京師范大學 電氣與自動化工程學院 ,江蘇 南京 210042 )摘要 針對數控轉塔沖床進給系統(tǒng)的發(fā)展現狀以及存在問題 ,對數控轉塔沖床進給系統(tǒng)中的橫梁結構進行分析 ,明確了這類高速運動部件在受到運動加速載荷的工況下的結構位移 ,確定了以橫梁動載荷為主要受力狀態(tài)的分析條件 ,通過對分析對象 的合理結構簡化 ,制定了橫梁在分析中的邊界條件 ,并采用 A PDL 語言將有限元模型參數化 ,分析結果為高速數控轉塔沖床的 進給機構的設計提供了科學計算的依據 ,改變了依靠類比設計的傳統(tǒng)方法. 計算表明 ,在橫梁板厚減薄的情況下 ,這一關鍵部件 同樣可以滿足機床

2、的加工精度和運動要求. 由此減輕了機床結構件的重量 ,降低了成本.關鍵詞 數控轉塔沖床 ,進給機構 ,有限元分析 ,優(yōu)化設計中圖分類號 TH164 文獻標識碼 A文章編號 1672 21292 ( 2010) 0220021 206Ana ly s is an d O p t im iza t ion for the Servo2Beamof A C NC Turre t Pun ch Pre ssYu W e iho ng( Schoo l of E lec trica l and A u tom a tion Enginee ring, N an jing No rm a l U n iv

3、e rsity, N an jing 210042 , Ch ina)A b stra c t: B a sed on the study of the feed ing system of CNC tu rre t p unch p re ss, the beam struc tu re of a CNC tu rre tp unch p re ss is taken a s the re sea rch ob jec t. The d isp lacem en t of th is k ind of h igh sp eed moving p a rts ha s been ob ta i

4、ned unde r dynam ic load w ith its comp u ta tion cond ition. B y the simp lifica tion of the beam , the defin ition of its bounda ry con2 d ition, and A PDL language app lica tion, the p a ram e tric mode l a re ana lyzed. Th rough the ana lysis of p unch a llowance, the de sign da ta fo r the se r

5、vo2beam ha s been ach ieved w ith sc ien tific m e thod, wh ich is to ta lly d iffe ren t from the trad itiona l ana logy m e thod in th is indu stry. The re sea rch show s tha t the th in wa ll struc tu re ha s a lmo st no affec t on the m ach ine ac2 cu racy becau se the beam ha s enough rigid ity

6、 in bo th X and Y and the we igh t of the m ach ine too l can be fu rthe r ligh tened to cu t the p roduc t co st.Key word s: CNC tu rre t p unch p re ss, feed ing system , FEM , op tim iza tion de sign數控轉塔沖床是一種加工多孔薄板的自動化設備. 由于機床公稱力大 ,進給速度高 ,且沖壓頻率高 ,在工作過程中 ,往往會引起運動部件的抖動 ,甚至造成進給機構的橫梁變形 ,引起沖孔位置精度下降 ,模

7、具壽 命縮短 ,因此數控轉塔沖床橫梁結構設計的優(yōu)劣將直接影響設備的加工速度 、加工精度 、工作穩(wěn)定性和可 靠性 1 . 本文以大型通用有限元分析軟件 AN SYS為分析工具 ,對進給系統(tǒng)中的關鍵部件橫梁進行有限元建模及靜態(tài)特性分析 ,并在分析的基礎上 ,根據輕量化設計的思想 2 ,對橫梁結構進行了優(yōu)化設計 .1 橫梁結構靜態(tài)特性分析1. 1 橫梁有限元模型的建立在 CAD 軟件中建立的分析對象幾何模型可以通過 AN SYS與 CAD 軟件的接口直接導入 AN SYS環(huán)境 中 . 在建模過程中 ,需要對模型進行簡化使模型易于建立和分析 ,并確保原始分析對象的主要結構力學性 能不發(fā)生變化 . 考慮

8、下列假設和簡化 :( 1 ) 忽略橫梁上明顯不會影響其整體強度和剛度的部分細節(jié) ,如彎角 、筋板等 ;收稿日期 : 2010 203 215.通訊聯系人 : 于衛(wèi)紅 ,講師 ,研究方向 :機械制造及自動化. E2m ail: 63032 n jnu. edu. cn 21 南京師范大學學報 (工程技術版 )第 10卷第 2期 ( 2010年 )( 2 ) 各折彎部件之間的焊接假設為等強焊接 , 其強度等于折彎件本身的強度 .橫梁有限元模型圖如圖 1所示 .1. 2 載荷與邊界約束條件在數控轉塔沖床實際工作中 ,橫梁上的夾鉗將夾緊板 材 ,并以 10 m / s2 的加速度在導軌上高速運動 ,到

9、達給定位 置進行沖壓加工. 由于橫梁采用的是鋼板焊接薄壁結構 ,本身重量和受到的載荷有限 ,因此分析中主要考慮橫梁高速 運動下 ,結構質量或慣性載荷的作用 3 .考慮橫梁的結構所含的質量分布以及橫梁的加速度相 關 ,采用分布載荷 4 ,表達式 4 如下 :F =M a.假設橫梁的高速運動加速度數值為 10 m / s2 ,方向為 x軸正向. 忽略橫梁底部絲桿座 ,認為橫梁承受自 重外 ,主要承受加速度引起的慣性力.1. 3 計算結果分析與研究由于影響數控轉塔沖床沖孔精度的主要因素是橫梁產生的位移 ,將造成夾鉗夾持板材出現偏差 ,所以 本文把橫梁的位移作為研究重點 . 確定了上面的條件 ,經過計

10、算機運算 ,得出了橫梁結構位移分布 ,應力分布 ,如圖 2 和圖 3所示.強度特征 :從橫梁的應力分布圖來看 ,結構的最大應力出現在縱向進給的支持面處 ,應力值遠遠小于材料的許用應力. 由于承受慣性力的影響 ,且處于結構兩支撐面中間 ,因此 ,其應力分布相對均勻 ,應力范 圍出現在兩支撐面之間 ,在支撐面附近加大 .剛度特征 :從橫梁位移圖來看 ,結構的位移變化發(fā)生在結構的兩端 ,而最大位移發(fā)生在結構的最右端.主要原因是結構的最右端剛度相對薄弱 ,因為結構設計過程中需要考慮安裝橫向進給的驅動電機 .通過結構的靜態(tài)分析 ,在結構承受靜態(tài)載荷作用下 ,進給機構的應力值和位移值都比較小. 結構發(fā)生

11、的最大應力為 101141 M Pa,遠小于材料的許用應力 ,強度上滿足使用要求 ,同時結構的最大變形為 01229mm ,剛度也滿足要求 6 . 由此可見 ,結構在整體強度和剛度方面都有比較大的裕量 ,可以優(yōu)化進給機構橫 梁鋼板的厚度以減輕進給機構的質量 ,降低成本.2 橫梁結構的優(yōu)化設計2. 1 橫梁焊接板的厚度對橫梁結構應力和變形的影響從橫梁的組成來看 ,其結構基本都是通過板的焊接構成的 1 ,一共有 3 種厚度的板 ,其中大部分都是8 mm 鋼板的焊接結構 ,定義為 T1; 加強肋部分定義為 T2 ,為 12 mm; 橫向進給電機座后擋板厚度定義為 22 于衛(wèi)紅 :數控轉塔沖床橫梁結構

12、的分析與優(yōu)化設計T3 ,為 20 mm. 下面通過對這些板的厚度的分析 ,找出板的厚度與結構應力和變形的對應關系 ,從而對這些板進行優(yōu)化 .2. 2T1的變化對結構應力和變形的影響T1的變化范圍是 412 mm ,引起的結構應力和變形變化如圖 4和圖 5所示.從結構應力變化圖中可以看出 ,由于鋼板厚度的增加 ,結構強度和剛度得到提高 ,應力先是隨著 T1鋼板厚度的增加而減小 ; 但鋼板厚度繼續(xù)增大時 ,由于結構重量的增加 ,慣性力增大 ,反而引起了應力值的 上升. 而在結構變形變化圖中 ,可以看出結構的變形是隨著鋼板 T1 厚度的增加而逐漸減小的 ,與實際情況相符合.2. 3T2、T3的變化對

13、結構應力和變形的影響盡管由于板 T2 和 T3在整個機構中所占的比重相對T1來講很少 , T2和 T3板厚變化對整個結構最大應力和變形產生的影響不大 ,但是 T2、T3 的影響卻不能忽略 . 這一點從圖上數值也可以得到驗證 . T1 的圖 23 南京師范大學學報 (工程技術版 )第 10卷第 2期 ( 2010年 )中對最大應力的影響從 912 1211 M Pa (反映在縱坐標上 ) ,區(qū)間長度 219 M Pa, T2、T3 對最大應力的影響分別是 9120 9129 M Pa和 9104 9127 M Pa,區(qū)間長度為 0109 M Pa和 0123 M Pa,分別是 T1 引起的應力變

14、 化的 311 %和 719 % ; 結構的變形方面 ,在 T1變化的過程中 ,變形值變化區(qū)間 0120 0127 mm , 區(qū)間長度為 0107 mm , T2 變化引起變形值的改變?yōu)?01002 7 mm ( 01210 401207 7 mm ) , T3變化引起變形值的改變?yōu)?01009 mm ( 0121301204 mm ) ,分別為 T1 引起形變的 319 %和 1219 %. 同時 ,在后面的分析中還可以看 到 , T2、T3對整體動態(tài)的特性也有舉足輕重的影響 ,因此需要同時對這 3種不同的板厚進行綜合優(yōu)化 .3 橫梁結構的優(yōu)化為了保證進給機構能正常工作 ,對結構的最大應力和

15、最大變形等做了一定的限制 ,形成優(yōu)化分析中的 狀態(tài)變量 ,構成了優(yōu)化設計的另一種約束 ,即行為約束或稱作性能約束. 而結構上的焊接板的厚度則構成 了優(yōu)化過程中的設計變量 . 同時為了減輕重量和降低成本 ,我們定義結構的體積是優(yōu)化目標函數 7 .在此我們根據廠家提供的產品技術規(guī)格即最大變形應小于等于 01300 mm ,查機械設計手冊 結構最大的等效應力 (馮氏應力 )應小于等于 130 M Pa的數據 ,作為優(yōu)化設計的性能約束 7 . 假設最大變形不超過 013 mm , 許用應力 130 M Pa; T1 = 216 mm; T2 = 224 mm; T3 = 240 mm. 對于上述問題采

16、用零階方法進行優(yōu)化計算 8 . 通過 11次優(yōu)化迭代 ,得到優(yōu)化分析結果如下 :SET 11( FEA S IBL E)DMAX ( SV ) 01290 96 mmSMAX I ( SV ) 121893 M PaT1 (DV )T2 (DV ) T3 (DV )VOLUM E41820 1 mm81530 4 mm1112961 mm(OBJ ) 0137426 E + 08 mm3目標函數 VOLOM E的收斂情況如下圖所示 :狀態(tài)變量 T1、T2、T3的變化情況如表 1所示 :表 1 優(yōu)化結果對比Ta b le 1 The op t im iza t ion re su lts con

17、 tra st參數原設計參數優(yōu)化結果效果對比最大變形 DMAX最大應力 SMAX I T1 厚度T2 厚度 T3 厚度 體積01229 mm101141M Pa8 mm12 mm20 mm01556943 E + 08 mm301291 mm121893 M Pa41820 mm81530 mm111296 mm0137426 E + 08 mm3在允許的剛度范圍內在允許的強度范圍內 減少 40 %減少 30 % 減少 40 % 減少 33 % 24 于衛(wèi)紅 :數控轉塔沖床橫梁結構的分析與優(yōu)化設計即當 T1 = 41820 mm、T2 = 81530 mm、T3 = 111296 mm 時得到

18、最優(yōu)解 , 這時 進給 結 構的 最大 變 形為01291 mm ,最大應力值為 121893 M Pa,符合約束條件和橫梁的工作要求 . 優(yōu)化后整個結構的體積僅約為原 來的 67 %左右 ,大大減輕了重量 ,材料的潛力得到了充分的挖掘. 由此證明優(yōu)化的結果是令人滿意的 . 實 際修改中 ,可以將參數分別取整為 : T1 = 5 mm; T2 = 9 mm; T3 = 12 mm.4 橫梁優(yōu)化效果評估應用上述優(yōu)化方法對高速數控轉塔沖床的橫梁進行了結構優(yōu)化設計 ,改進其原設計方案 ,使機床的靜 態(tài)特性得到較大的改善 ,動力分析如表 2. 數據表明 ,優(yōu)化后結構的動力特性完全滿足要求.表 2 優(yōu)化

19、后橫梁的模態(tài)頻率Ta b le 2 The op t im iza t ion of beam m oda l frequen cy階數1 階2 階3 階4 階5 階6 階341528721339781248109166140140150114頻率 /H z從結構的振動結果也可以看出 :( 1 ) 結構的振型基本都是以結構上的焊接板的彎曲和扭轉為主 ,同時對結構整體中出現了扭轉變形.( 2 ) 對于優(yōu)化后的結構 ,由于板的厚度使用了優(yōu)化后的數值 (數值上變小了 ) ,因此結構的頻率比原 始結構的頻率有所下降 .( 3 ) 進給結構中的橫向進給電機的型號是 YD132M 6 /4 ,轉速 1 0

20、00 1 500 r /m in,工作的固有頻率 為 161725 H z,而本結構的基頻頻率為 341589 H z,電機的工作頻率和結構的基頻不在同一個頻段內 ,因 此結構工作過程中不會發(fā)生共振或者發(fā)生激烈的振動. 優(yōu)化后的模型的動力特性符合要求 .( 4 ) 這類結構件由于其在 X 和 Y 方向上具有較表 3 優(yōu)化后機床的測試數據 Ta b le 3 The m a ch in e te st da ta a f ter op t im iza t ion 寬的結構 ,故在前幾階振型上對數控轉塔沖床的加工精度影響不大 .另外 ,對優(yōu)化設計方案的機床和原設計機床也進 行了現場測試 ,其主要

21、測試數據見表 3. 從表 3 可以看出 ,機床的動態(tài)特性也得到了明顯改善 .參數原設計機組優(yōu)化設計機組01061900103882振動位移 /mm廠房內噪聲值 / dB5 結論本文以有限元軟件 AN SYS為工具平臺 ,根據輕量化設計的思想 ,對橫梁結構進行了有限元分析和優(yōu) 化設計 ,優(yōu)化后整個結構的體積僅為原來的 67 %左右 ,大大減輕了重量 ,降低了沖床的制造成本 ,機床的 靜態(tài) 、動態(tài)特性得到明顯改善 . 整個設計過程全部在計算機環(huán)境中完成 ,大大地縮短了設計周期 ,降低了設 計成本 ,提高了設計水平 ,產品性能更加優(yōu)越 ,產生的經濟效益更高 ,為高速數控轉塔沖床的進給機構的設 計提供

22、了科學計算的依據 ,從而改變了這類加工裝備依靠類比設計的傳統(tǒng)方法 . 25 南京師范大學學報 (工程技術版 )第 10卷第 2期 ( 2010年 )參考文獻 ( R efe rence s) 1 劉振堂 . 數控轉塔沖床發(fā)展新進展 J . 鍛壓裝備與制造技術 , 2003 ( 3 ) : 23225.L iu Zhengtang. N ew deve lopm en t of CNC tu rre t p unch p re ss J . Fo rging Equ ipm en t and M anufac tu re, 2003 ( 3 ) : 23225. ( in Ch ine se)

23、2 許超 . 機床大件幾何優(yōu)化 J . 江蘇機械制造及自動化 , 1995 ( 2) : 15 218.Xu Chao. Op tim iza tion of grea t sp a re p a rts of m ach ine too ls J . J iangsu M ach ine ry M anufac tu re and A u tom a tion, 1995 ( 2 ) :15218. ( in Ch ine se) 3 許超 , 湯文成 , 金樂軍 , 等 . 基于知識的機床大件結構智能設計系統(tǒng)研究 J . 制造技術與機床 , 1995 ( 3 ) : 27231.Xu Ch

24、ao, Tang W engcheng, J in L e jun, e t a l. In te llec t de sign m e thod re sea rch of grea t sp a re p a rts of m ach ine too ls J . M an2ufac tu re Techno logy and M ach ine Too ls, 1995 ( 3) : 27 231. ( in Ch ine se) 4 M a tsumo to M , Sh iom i M , O sakada K, e t a l. F in ite e lem en t ana ly

25、sis of single laye r fo rm ing on m e ta llic powe r bed rap id p ro to2typ ing by se lec tive la se r p roce ssing J . In te rna tiona l Jou rna l M ach ine Too ls and M anufac tu re, 2002, 42: 61267. 5 H u Z, Kovacevic R , L abudovic M. Exp e rim en ta l and num e rica l mode ling of buck ling in stab ility of la se