夹具优化设计范文

夹具优化设计范文（精选7篇）

夹具优化设计 第1篇

近年来我国汽车市场需求保持了连续高增长态势, 需求总量屡创新高, 给汽车配件公司提出了质量和效率的难题, 因而公司在工厂自动化方面往往通过投入机器人和自动化输送线, 来加强管理同时提高生产效率。目前机器人广泛应用于各行各业, 但是必须要设计一套符合于各专业领域的机械手和配套的夹具。为了提高机器人的效率和使用寿命, 在满足作业要求的前提下, 减轻机械手的重量, 提高机械手的性能是目前研究机器人应用的关键问题。随着计算机技术的不断发展, 有限元法在机械手的设计优化方面得到了越来越多的应用。

基于现场考查和综合各方面的要求, 先是以经验法设计了一套符合该公司生产的机械手和装卸工件的快速夹具用来投入工厂生产输送线, 然后利用有限元对设计中的重要部件进行了应力分析, 校核了强度和刚度, 同时减轻了机器人的负载。

1 机械手的作业要求和结构

1.1 机械手的作业要求

根据现场工艺, 机械手需要抓取一个卡盘, 卡盘上装夹8个工件, 然后通过设定机器人的运动来进行作业, 工件的快速装夹和拆卸通过快速夹钳连接一个卡块, 利用快速夹钳死点位置卡住工件上端的槽来固定工件的位置, 卡盘是放在如图1所示的自动输送线的小车上, 在规定的自动生产线区域快速装夹和拆卸工件, 卡盘在小车上的定位通过小车底盘的定位销和卡盘的定位孔配合。当小车到达机器人的作业位置, 通过视觉检测模块反馈信号给机器人, 使其末端机械手调整到正确的位姿, 然后通过机械手的气缸实现夹紧或松开夹具。

1.2 机械手的整体结构

ABB提供的IRB6640型机器人如图2所示, 其敏捷的动作能够在重载下实现高节拍的生产要求, 其末端力学性能如图3所示。

在满足高性能要求的同时, 其紧凑型, 轻量化的设计大大减少了安装难度和占地面积, 基于此机器人的末端设计了执行抓取图1所示夹具的机械手, 机械手结构如图4所示。

2 机械手的设计校核和有限元分析

2.1 机械手的设计和受力分析

根据机械手和夹具的整体装配图, 把机器人第六轴末端的承载分成三部分, 如图5所示, 第一部分是末端到机械手底面的高度H1=167mm, 总半宽L1=183mm, 承载机械手的重量30kg, 第二部分是末端到卡盘底面的高度H2=292mm, 总半宽L2=500mm, 承载卡盘的重量27kg, 第三部分是机器人末端到工件末端高度H3=684mm, 总半宽为L3=327mm, 承载8个工件的的总重量85kg=40kg, 根据图3机器人末端的力学性能, 得出完全符合机器人末端力学要求。机械手的结构受力分析简图如图6所示。

机械手在夹紧卡盘后, 会受到卡盘的夹紧反力F3, F4, 汽缸为带有双直线轴承, 其缸径为63mm, 在使用压力0.6MPa条件下, 夹紧力为1 6 8 2 N , 推力为1 8 7 0 N , 为了减少气缸由于F1, F2, F3, F4引起的弯矩, 在气缸与手爪之间安装了直线轴承, 减小机械手手爪的变形。为了增加夹紧力, 减小机械手承受卡盘和工件的重力, 在手爪的侧面安装了弹性橡胶来增大摩擦力。卡盘和工件的重量大约为67kg, 夹取卡盘需要的摩擦力均分到两边的手爪, 一边手爪f335N , 摩擦系数取u=0.3, 卡盘承受正压力Nf /u1117N, 虽然机械手会旋转, 但是其由于向心加速度引起的离心力消耗在机械手的定位销上以及切向加速度引起的惯性力消耗在4个轴承上, 因此, 作为机械手的关键部位手爪在自转时可以在静态下进行受力分析, 机械手手爪承受的夹紧反力以1682N来计算, 当夹紧力不足1117N时, 卡盘有所下滑, 手爪底部承受部分重力F1和F2, 手爪以最大受力335N来计算, 此时气缸没有到达预设位置, 传感器没有感应到相应的磁环, 因此气缸可能泄漏或气压不足, 会报警显示。

2.2 机械手手爪的有限元分析

因Soild Works软件有其强大的建模功能, 而ANSYS软件有其强大的分析功能, 且两种软件有很好的兼容性, 在Soild Works软件中把模型转化为x_t的格式导入ANSYS软件中进行网格划分, 采用soild187实体单元, 机械手爪材料为Q235钢, 弹性模量E=206GPa, 泊松比u =0.25-0.3, 碳钢, 铜, 铝的塑形材料通常以屈服形式失效, 宜采用第三第四强度理论校核, 而第三和第四相比, 第三强度理论偏于保守, 本文采用的第三强度理论。 根据ANSYS软件分析, 如图7所示, 从输出的应力图可以看出应力最大为247MPa, 超过了材料的屈服极限235MPa, 最大位移为0.423mm, 在钢材的弹性形变范围内, 因此不做结构改进不能满足应力要求。

3 机械手手爪的结构优化

机械手爪的最大应力主要分布在中间的2个孔, 会导致应力集中, 该孔需要连接直线轴, 因此不能去除, 为了保持手爪的直线运动, 减小因变形导致直线轴承的受力增大, 最后导致轴承失效, 故在手爪上加了4条筋, 应力和变形图如图8所示, 最大应力为195MPa, 最大变形为0.172mm, 虽然最大应力和变形都减小了, 但是最大的应力仍然集中在孔的下部, 因此在孔的下部又增加了筋, 增加了应力集中部位的强度, 然后通过ANSYS分析, 得到如图9所示的结果, 最大应力为131MPa, 最大变形为0.0693mm, 通过优化大大减小了应力和变形。

4 结束语

在机械手的设计中, 要根据现场的不同要求去改变机械手的结构, 机械手在自转时要考虑动态载荷, 尽量在设计时减少或避免动态载荷, 动态中的机械手受力往往是变化的, 有时会对关键部件造成破坏, 因此本文通过设计机械手的中间销用来承载动态载荷, 使手爪在作业中尽量发挥最大的夹紧力, 使得机械手夹紧可靠, 通过加强筋对机械手手爪结构进行优化, 减小应力和变形, 提高了机械手的工作效率, 在减小手爪变形的同时, 延长了轴承的使用寿命, 从而对以后的机械手设计起到了指引作用。

参考文献

[1]芮执元, 马占义, 铝锭码垛机械手框架的应力分析与优化[J].机械设计与制造, 2010.

[2]刘俊.高乐.范永威.搬砖机械手的动力分析和结构优化[J].制造业自动化, 2011.

[3]张洪信.有限元基础理论与ANSYS11.0应用[M].北京:机械工业出版社, 2009.

[4]李成伟, 贫超.码垛机器人机构设计与运动学研究[J].机械设计与制造, 2009.

夹具优化设计 第2篇

我们通过对某零件的应用环节的深化, 进行相关问题的分析解决, 该零件的主体是环形件, 其具备两排排喷杆, 无论是长喷杆环节还是短喷杆环节都满足了实际生产的需要, 我们要进行其被加工零件环节的分析, 以满足其夹具环节的应用的需要, 促进该环节的稳定发展, 从而满足实际车间日常生产工作的需要, 满足现实难题的解决的需要。

我们通过对该夹具的应用特点的分析, 以促进实际工作的开展, 实现对其主体零件的有效应用, 确保其精确定位环节的实现, 确保其相关数量的零组件的定位焊接模式的深化, 确保其分组焊接模式的深化, 确保其检验功能的提升, 满足实际工作的需要, 促进其下序环节的稳定发展。

为了满足实际工作的需要, 我们也要进行夹具的结构设计环节的优化, 实现对其管路组合件环节的有效应用, 确保其定位焊接模式的深化发展, 促进相关组件的焊接模式的深化, 确保其定位环节的稳定开展, 确保其主体定位环节的完善, 促进其组件的定位系统的健全, 通过对其夹具的应用目的的应用。确保其各个零件的准确定位的实现, 通过对其外圆直径的有效控制, 确保其尺寸环节及其相关环节的优化, 确保其整圆定位环节的完善, 确保其外圆定位环节的稳定发展, 以保证其后续环节的不断优化, 以满足实际工作的需要。

2 关于定位环节及其定位焊接环节的分析

该零件的上表面呈现圆环的形状, 我们通过对其环节的应用, 确保其上环面的有效应用, 确保其外圆定位支座的有效应用, 确保该环节的稳定发展。为了促进其空间位置的深化应用, 促进其结构环节的优化, 我们要进行其相关位置的小压板的应用, 确保其该环节的稳定运行。在此过程中, 我们也要进行地面的顶靠环节的优化, 促进其可调式压紧结构的有效应用, 通过对其手工操作的优化, 确保其均匀的贴靠, 促进其整体运作模式的深化。在此过程中, 我们也要进行其角向定位模式的深化, 确保其压紧准备工作的健全, 促进其压紧环节的有效发展, 通过对其插销定位环节的深化应用, 确保其下序环节的稳定开展。在此过程中, 我们也要进行安装座定位环节及其内喷杆定位环节的优化, 确保其定位焊接环节的深化发展, 促进其内部位置的有效控制, 确保其定位系统的健全, 满足实际工作的需要。为了方便操作, 中间设置一个分度式转盘, 由于16处比较密集, 再加上还是上下两排喷杆, 因此合理的排布转盘上的定位支座即能简化操作又能节省空间。

为了满足实际工作的需要, 我们要进行其外侧小喷杆环节的有效应用, 确保其定位支座的定位环节的有效应用, 实现与底盘的有效固定连接, 促进其主体的四周的小喷杆的有效设置, 确保其整体运作环节的优化, 保证其喷杆运作系统的健全, 促进其相关定位支座的安装环节的优化, 促进其有效固定。对于没有进行定位支座安装的位置, 我们要进行定位环的有效应用, 在此过程中, 我们要注重其可拆卸性, 以满足实际工作的需要。这样即可以满足定位要求又可以不与其它的定位座干涉。在这个定位环底面焊四个支脚, 其中对角两个支脚与底板之间用1个圆型销、1个菱形销定位, 并用螺柱、螺母连接, 焊完后将定位环拆卸下来, 其它的组件按普通的定位方式即可, 这个环节的稳定开展, 离不开相关人员的有效操作, 离不开其自身工作行为的强化应用。

为了满足实际工作的需要, 我们也要进行定位焊接模式的深化, 粗及其管路主体环形件的外径应用模式的深化, 确保其相关定位座的有效应用, 确保其插销环节的角向定位环节的优化, 确保其相关位置的有效固定, 促进其压板安装环节及其定位座运作环节的完善, 促进其相关可调式压紧结构的有效应用, 确保其零件有效贴靠, 确保其49号零件的有效应用。在此过程中, 为了满足工程的运行需要, 我们也要进行其定位座焊接环节及其内喷杆环节的应用, 确保其相关型号的定位销的有效安装, 促进其相关支座运作模式的深化, 确保其转动座环节及其安装座环节的稳定发展, 满足实际工作的需要。

结语

为了满足实际工作的需要, 我们要进行其管路多功能装配定位焊接夹具设计方案的深化应用, 确保该系统的健全, 促进其内部运作模式的深化, 确保其内部各个环节的协调发展, 促进其整体运行质量效率的提升, 以满足实际工作的需要, 该模式方案的深化, 离不开其内部人员的自身操作意识的提升, 离不开其自身操作行为的规范, 这需要引起相关人员的重视, 针对实际车间工作过程中的问题, 展开分析, 通过相关方法的应用, 解决现实难题, 满足车间日常生产工作的需要, 促进该环节的综合效益的提升。

参考文献

[1]机械工程手册编辑委员会.机械工程手册[M].北京:机械工业出版社, 1982.

[2]韩荣第, 王扬, 张文生.现代机械加工新技术[J].现代机械加工新技术, 2003.

夹具优化设计 第3篇

关键词：工业机器人,吸盘类夹具,模拟量控制,真空度,压缩空气

0引言

近年来, 由于国内人口红利逐渐消失, 人工成本不断攀升, 国内知名加工企业纷纷提出“机器人换人”计划, 富士康公司的“百万机器人计划”显得尤为突出。国内工业机器人产业的发展如火如荼, 但我们不能仅仅满足于替换后的机器人比人效率高, 为了促进工业机器人产业的持续稳定发展, 在工业机器人本体不断发展进步的同时机器人夹具设计人员必须通过合理的夹具设计以尽量小的成本得到尽量高的的效率, 这就要求我们不断提高机器人夹具的工作效率并且不断降低机器人夹具的耗能。

常规的机器人吸盘类夹具吸盘的负载往往是通过一个固定真空度的开关量进行控制的, 当负载变小时, 真空发生器所消耗的压缩空气与最大负载时消耗的压缩空气是相同的, 这就不可避免的造成了压缩空气的浪费。本文正是通过真空度开关量转模拟量控制的方法来针对不同负载控制吸盘的真空度, 从而降低机器人多负载吸盘类夹具的耗能并提高其工作效率。

1 夹具设计条件

本文所介绍的纸箱下线机器人吸盘类夹具需要有效的实现5种纸箱包装产品的下线功能, 5种纸箱包装产品的外形尺寸和质量如表1所示。

机器人选用进口六轴安川ES165 , 负载165KG, 要求纸箱包装产品加上夹具的重量小于所选的机器人负载。ES165机器人的垂直工作高度达到3372mm, 水平工作距离达到2651mm, 搬运的底盘最长为2760mm, 机器人工作范围如图1所示。

吸盘夹具的机械结构设计较为简单, 由于5种纸箱包装产品的上表面 (及与吸盘接触的平面) 大小接近, 只是高度区别较大, 因此我们可以采用1种固定大小的吸盘夹具完成5种产品的吸取。结构由如图2所示的铝型材承重框架、机器人连接板、吸盘安装支座和真空吸盘这4个部分构成。

1.铝型材承重框架;2.机器人连接板;3.吸盘安装底座;4.真空吸盘

在机械结构满足强度要求的情况下, 吸盘夹具的性能主要包括压缩空气消耗量的高低和完成吸附动作时间的长短, 影响这两项性能的关键是真空气动回路的设计与控制。常规的工业机器人吸盘类夹具吸盘的负载往往是通过一个固定真空度的开关量进行控制的, 本文提出了该类吸盘夹具的优化设计, 并对两种设计进行了详细的吸盘夹具性能对比。

2 常规吸盘夹具设计

吸盘夹具的基本机械结构已经确定, 接下来需要确认的是真空吸盘的大小和个数, 依据吸盘底座的尺寸和铝型材承重框架的大小可以确定真空吸盘的个数为24个。真空吸盘的大小选型要求24个吸盘的总安全负载必须大于最重的纸箱包装产品 (质量为140) 的重量, 取吸盘类夹具采用的真空度信号 (即达到设定真空压力输出电信号) 为-85, 再根据公式 (1) 和表2可以计算出吸盘的有效面积必须大于27.7, 因此选取的吸盘口径为Φ60。

W为吸盘安全负载 (N) ;

t为安全系数 (水平吊取4) ;

S为吸盘有效截面积 (cm2)

P为真空压力 (KPa) 。

(单位:N)

吸盘夹具的真空回路设计和真空压力开关实物如图3所示, 真空压力开关在使用前手动设置好开关触发真空度数值, 当电磁阀通电时, 压缩空气通过真空发生器, 由于气流的高速运动产生真空, 吸盘将纸箱包装产品吸起, 当吸盘至真空发生器气路中的真空压力达到真空压力开关设置的真空度触发值-85时, 真空压力开关发出信号给PLC控制机器人本体动作。当电磁阀断电时, 真空发生器停止工作, 真空消失, 纸箱包装产品依靠自重脱离吸盘完成下线动作。

1.气源;2.过滤器1;3.减压阀;4.电磁阀;5.真空发生器;6.真空压力开关;7.过滤器2;8.真空吸盘

3 吸盘夹具真空回路优化设计

由于5种纸箱包装产品是单线混产并且使用同一夹具, 因此当负载为2~5号产品时, 它们的质量都小于真空回路的设计负载, 但这时机器人本体还是只能在真空开关检测到140Kg对应的真空度-85KPa时才会接收到真空开关发出的动作信号, 这就不可避免的造成了真空发生器的无效工作, 不仅浪费了时间而且耗费了多余的压缩空气。

要想解决这个问题就需要吸盘夹具识别5种产品, 并根据它们的不同质量, 及时发出机器人本体的开始动作信号, 这就又要求真空开关能够针对不同产品编号识别多个真空度并都发出信号, 依据公式 (1) 可以计算出5种产品对应的真空度数值, 如表3所示。

首先PLC可以通过产品识别系统发出的5个行程开关信号组合来选择每个纸箱包装产品的对应编号的子程序, 这样就可以解决吸盘夹具识别产品编号的问题了, 如图4所示。

使用能够输出连续模拟量信号的真空压力表 (如图5所示) 又正好可以解决真空度识别这个问题, 当PLC接收到真空压力表输出的模拟量连续电压信号时, 不同的子程序对应的触发电压值又不同, PLC的模拟量处理模块可以根据存储程序设置的不同编号产品所对应的电压 (对应方法如表4所示) 发出机器人本体开始动作的信号, 从而减少真空发生器的无效工作时间。

4 吸盘夹具性能对比

本夹具使用的真空发生器为日本妙德株式会社CV-20HS型型真空发生器, 每个真空发生器为6个吸盘提供真空, 每个真空发生器的压缩空气消耗速度为180L/min, 该型真空发生器真空产生性能参数如表5所示。

已知6个吸盘加配管的容积即真空系统容积约为0.6L, 由公式 (1) 和表5数据可以计算出每个真空度对应的真空达到时间, T-86KPa=0.96s, T-80KPa=0.71s, T-66KPa=0.44s, T-53KPa=0.28s, T-40KPa=0.18s。

T为真空达到所需时间 (S) ;

V为真空系统容积 (L) ;

C为由真空度和真空发生器决定的常数;

α为真空发生器的型式指数。

由于常规吸盘夹具吸取每个编号的产品真空度都为-85KPa, 因此常规吸盘夹具完成5个不同编号产品吸附动作所需的时间是5T-86KPa=4.8s, 优化后的吸盘夹具所需时间为T-86KPa+T-80KPa+T-66KPa+T-53KPa+T-40KPa=2.57s, 时间节省了46.5%, 这也意味着吸附过程中同样节省了46.5%的压缩空气。

5 应用概况

产品线体每天24h生产每种编号的产品300台, 优化后的吸盘夹具不仅缩短了产品下线工序时间近12分钟, 理论上还可以每天节省压缩空气8640L。缩短后的产品下线时间更好的配合了线体的生产节拍, 优化后的吸盘夹具缩短了真空发生器无效工作时间, 减少了吸盘高真空度工作时间, 减轻了线体的供气压力, 有效增长了线体设备的使用寿命。

参考文献

[1]韩建海, 章琛.真空吸盘的设计及应用[J].机床与液压, 1992 (3) .

[2]吴瑞详.机器人技术与应用[M].北京:北京航空航天大学出版社, 1994.

[3]张君艳.P L C技术在工件提取系统中的应用[J].机电工程技术, 2008 (2) .

夹具优化设计 第4篇

我国每年产生4107t以上的稻壳。随着我国模压成型技术的发展,以稻壳为原料,模压出各种工业产品如餐盘、花盆、筷子等将大大提高稻壳的利用率[1,2]。然而在模压过程中,用来将模具定位夹紧于模压机机体上的夹具在使用过程中往往由于强度破坏或者变形失效而造成模压产品的质量下降。采用有限元方法对夹具进行结构分析有助于夹具的优化设计,但有限元分析试验受限于问题的复杂程度并且试验次数往往较多,正交试验法能以较少的试验次数得到理想的试验结果[3,4,5,6]。为此,拟采用正交试验法结合有限元分析技术对稻壳模压夹具中的夹板模型进行结构优化设计。

1 有限元模型的建立

以河北农业大学木材科学与工程研究所木质工程材料实验室人造板模压机为研究对象,所用模具分两部分,即上模和下模。上、下模分别利用夹具定位夹紧在模压机的固定式的上工作台和可移动式的下工作台上。夹具包括夹板、螺杆、螺母和垫块。上模具、上工作台和夹具的装配如图1所示。

1.上工作台 2.螺杆 3.垫块 4.夹板 5.螺母 6.上模具 7.电加热管

夹板在中间部位因螺母的固定,左右两端分别受上模具和垫板的作用力。在安装模具的过程中存在螺母固定位置不在夹板的几何中心,而上模具和垫板的作用力也不作用在左右两端点的情况。夹板的厚度和宽度尺寸同样影响着其应力分布和变形。对夹板进行优化分析的目的是为了在满足强度要求和变形量的情况下,使夹板的质量最小,也即是用料最省。

夹板采用碳钢板,其材料属性如下:

弹性模量/Pa:2.051011

泊松比:0.29

抗剪模量/Nm-2:80 000

质量密度/kgm-3:7.86103

夹板有限元分析模型如图2所示。上部箭头表示均布载荷,下部箭头表示夹板受螺母的约束。

2 正交试验设计

2.1 试验方案设计

为了考虑夹板的最大受力情况,试验规定上模具和垫板对夹板作用力的中心到夹板下端螺母固定约束的中心距离相等,这样两均布作用力的大小相等。将上模具和电加热管的重力折算到两均布载荷,得大小为P=85 000N/m2。

选择如下4个设计变量:

A为上模具作用力中心线距夹板几何中心的距离(mm),其范围取为[40 80];B为垫板作用力中心线距夹板几何中心的距离(mm),其范围取为[40 70];C为夹板厚度(mm),其范围取为[10 30];D为夹板宽度(mm),其范围取为[30 60]。

试验指标:

Y1为夹板最大应力(MPa);Y2为夹板最大变形量(μm);Y3为夹板的质量(g)。

试验采用L16(45)正交表,每一个试验点在方案确定后都调用SolidWorks/simulation进行有限元分析[9]。试验方案和结果如表1所示。

2.2 试验结果直观分析

各因素直观分析汇总,如表2所示。

由表2分析可以得到表3所示结论。

由于在模压过程中变形是夹板最主要的失效形式,因此本试验重点考虑3个指标中的最大变形量并兼顾最大应力和质量。通过直观分析,可以得出如下结论:

1)影响夹板有限元分析结论的因素主次为CBAD,即夹板厚度垫板作用力中心线距夹板几何中心的距离上模具重力作用中心线距夹板几何中心的距离夹板宽度。

2)在设计参数所选范围内,较优工艺参数为A2B4C1D1。

3 有限元验证分析

根据正交试验和直观分析可以得出,较优的设计变量参数取值应为(单位mm):

A=55(上模具重力作用中心线距夹板几何中心的距离);B=70(垫板作用力中心线距夹板几何中心的距离);C=10(夹板厚度);D=30(夹板宽度)。

将上述参数带入到SolidWorks-simulation中进行有限元分析,质量分析得夹板此时的质量为354.33g,所得到的夹板应力变化如图3所示,变形如图4所示。分析表明优化后的夹板最大应力为128.52MPa,最大变形为76.89μm。优化分析在满足强度要求的前提下使用料最省。

4 结论

1)采用正交试验法和有限元分析技术对稻壳模压夹具中的夹板进行了结构优化设计,通过对试验数据的极差分析和有限元验证分析得出了影响夹板结构优化的的因素主次顺序。

2)将正交试验设计和有限元分析相结合,能够减少模型分析数量,缩短分析时间,满足分析要求,为类似的有限元仿真问题提供思路。

摘要：应用正交试验法对稻壳模压夹具中的夹板模型进行了有限元分析,通过极差分析获得了影响夹板结构性能因素的主次顺序,即夹板厚度→垫板作用力中心线距夹板几何中心的距离→上模具重力作用中心线距夹板几何中心的距离→夹板宽度,并且结合有限元模型的验证分析确定了夹板结构的合理方案。

关键词：稻壳,正交试验,有限元,夹具

参考文献

[1]蔡碧琼.稻壳的综合利用及研究进展[J].农产品加工,2010(4):55-59.

[2]刘博,李跃东.浅谈稻壳的综合利用与开发[J].农产品加工,2010(5):64-66.

[3]史国权,倪坤,宋林森,等.基于有限元与正交试验法的机械刻划光栅研究[J].机械设计与研究,2011,27(1):80-82.

[4]吴瑞麟,彭前程,简晓波.基于正交试验思想有限元分析的水泥砼路面板角脱空判定方法研究[J].工程力学,2008,25(增I):189-192,197.

[5]陈从升,张正彬.基于正交试验及有限元法的锚具结构优化设计研究[J].机械制造,2008,46(10):23-25.

[6]蔡智华,娄燕,黄昌,等.基于正交试验的AZ31槽型件挤压有限元分析[J].测控自动化,2010,26(16):228-230.

[7]李云雁.试验设计与数据处理[M].北京:化学工业出版社,2005.

夹具优化设计 第5篇

工厂里常用的Y3150E、YM3150E、Y3180H等型号的滚齿机一般未配置液压夹紧装置(夹紧油缸、拉杆等),加工盘套类齿轮的滚齿夹具广泛采用螺旋夹紧机构,如图1所示。

这种夹具结构简单,夹紧牢靠,但在使用过程中费时费力,且在锁紧工件时心轴容易产生弹性变形,加工的齿轮齿圈径向跳动精度不高(普遍在7级以下)。下面以一个实例来说明。

某厂要加工一种摩托车驱动副齿轮,该齿轮如图2所示。

该齿轮含有渐开线内花键,齿圈径向跳动公差为0.036mm。该厂原来设计的滚齿夹具就是采用图1所示的形式,用花键心轴大径定位。由于齿圈径向跳动精度要求高,该厂还采取了如下措施:

(1)工件拉花键后用小锥度花键心轴定位精车两端面,使工件端面跳动误差在0.01mm以内。

(2)用精密滚齿机YM3150E加工。

(3)为了减小滚齿夹具心轴的花键大径与工件内花键大径之间的间隙,将工件按内花键大径尺寸的大小分成三组,设计了与各组尺寸对应的夹具心轴,装夹时分组使用,控制两者配合间隙在0.005～0.010mm之间。

(4)滚齿加工每次只装夹一个工件,以免工件层叠后误差累积而使工件端面对工作台回转中心线的垂直度误差增大。

但是,采取了这些措施之后,加工的齿轮齿圈径向跳动误差仍然达不到0.036mm以内,而是在0.040～0.055mm之间。

2 原因分析

影响滚齿齿圈径向跳动精度的原因主要有三个:

(1)机床上顶尖中心线与工作台回转中心线的同轴度误差过大。

(2)机床分度蜗轮制造或安装误差造成的运动偏心量过大。

(3)齿坯的几何偏心量或安装偏心量过大。

经过现场检查,排除了第一、二个原因,确认是第三个原因。而第三个原因又受如下几个因素的影响:

(1)工件定位端面对其内孔的垂直度误差过大。

(2)工件内孔与夹具心轴定位外圆的间隙过大。

(3)夹具心轴定位外圆跳动误差过大。

(4)夹具底座上端面对工作台回转中心线的垂直度误差过大。

(5)过定位引起夹具心轴弯曲。

再经过检查分析,排除了前四个因素,确认是第五个因素。

在图1所示的夹具中,用长心轴外圆和平面定位,长心轴外圆相当于四个支承点,限制了四个自由度(两个移动自由度、两个转动自由度);平面限制了三个自由度(一个移动自由度、两个转动自由度),属于过定位。由于螺母下端面对螺纹中径的垂直度误差、夹具底座上端面对夹具心轴外螺纹中径的垂直度误差、螺母与夹具心轴外螺纹的配合误差等因素,在螺母与夹具心轴外螺纹旋合后,螺母下端面对工作台回转中心线的实际垂直度误差增大。在螺母下端面(通过垫圈)压紧工件时,这个垂直度误差迫使夹具心轴产生弹性弯曲,造成齿坯偏心量增大,从而使工件滚齿后齿圈径向跳动误差过大,如图3所示。

3 解决方案

上述夹具元件的精度(螺母下端面对螺纹中径的垂直度、夹具底座上端面对夹具心轴外螺纹中径的垂直度、螺母与夹具心轴外螺纹的配合精度等)很难进一步提高,需要改变装夹方式才能根本解决问题。这类机床未配置专门的夹紧油缸、拉杆等夹紧装置;机床上顶尖只给夹具心轴定位,不夹紧工件。但因上顶尖是液压控制的,根据上述工件的结构特点,设计夹具可考虑借力夹紧。此类工件本身含有内花键,在滚齿过程中可用夹具心轴的花键齿侧面推动工件的内花键齿侧面使工件回转。滚齿时夹具心轴在机床工作台的带动下单向回转,工件受到夹具心轴花键齿侧面的推力之后,夹具心轴花键与工件内花键齿侧单向无间隙,另一侧才有间隙,故夹具心轴花键与工件内花键的齿侧间隙并不影响工件与工作台的同步运动(齿侧间隙可取0.05～0.08mm)。所以不需要在工件圆周方向施加另外的夹紧力,只需要借助机床上顶尖的液压力轴向压紧工件。为此,笔者提出解决方案并设计了一套新的滚齿夹具,如图4所示。

这套夹具取消了螺旋夹紧机构,机床上顶尖不接触夹具心轴,而专门设计了一个同时起定位和夹紧作用的轴套。轴套上面有B4中心孔,工作时机床上顶尖顶紧该中心孔,不仅起到定位作用,而且把液压力传递给轴套,通过轴套端面压紧工件。制作夹具时,要求轴套内孔与B4中心孔的同轴度公差0.005mm,轴套端面对其内孔的垂直度公差0.005mm。夹具心轴上部外圆与轴套内孔配制,间隙在0.005～0.010mm之间。所以轴套端面压紧工件后对工作台回转中心线的垂直度误差很小,夹具心轴的弹性弯曲也很小。工件内花键大径准15H7以夹具心轴花键大径定位,定位尺寸设计为准15-0.003-0.008mm。而且,笔者把夹具心轴的花键定位部位沿轴向大部分修成凹形,让心轴花键大径对工件内花键大径的定位长度由原来的全长(12mm)变成工件中间很短的长度(5mm),大大减小了心轴与工件的接触面积,使心轴由原来限制4个自由度变为只限制2个自由度。这样,解决了过定位问题,彻底消除了夹具心轴弹性弯曲对工件齿圈径向跳动精度的影响,提高了定位精度。

4 实践验证

该厂在摩托车驱动副齿轮的成批生产中使用了笔者设计的这套夹具,工件不需要按内花键大径尺寸分组,都用同一规格的夹具心轴定位;不需要单件装夹,一次加工装夹两个工件。在这种情况下,加工的摩托车驱动副齿轮的齿圈径向跳动误差仍然稳定在0.036mm以内。这种滚齿夹具不仅适用于含内花键的齿轮,也适用于含单键槽或凸爪的齿轮、局部含扁方的齿轮、双联齿轮等。只要工件含有可供夹具元件推动回转的结构,都可采用上述形式的夹具,借力夹紧,取消螺旋夹紧机构。这种夹具在其它零件的滚齿加工中推广应用,齿圈径向跳动精度均能达到5～6级。

5 结论

(1)根据工件特点借力夹紧,取消了螺旋夹紧机构,解决了锁、开螺母的费时费力弊端,装夹快捷方便。

(2)解决了过定位问题,消除了夹具弹性变形现象,保证了比较高的定位精度。

(3)提高了生产效率和经济效益。

摘要：螺旋夹紧机构在夹具中广泛使用。这种机构结构简单、夹紧牢靠,但使用时费时费力,且容易引起变形,影响加工精度,因此设计夹具时必须认真考虑其利弊。文中介绍了一种滚齿夹具螺旋夹紧机构的优化替代方案。

夹具优化设计 第6篇

5000 KN大型电解铝预焙阳极导电装置专用摩擦焊机攻关了大截面、大吨位、大转矩的铝-钢异种金属之间摩擦焊接工艺及整机的机、电、液集成功能实现问题, 钢爪体作为旋转夹具的夹具体随主轴一起以200 r/min的转速转动, 钢爪体质量过大或者由于工艺性问题导致钢爪质量偏心, 在转动时引起的周期性载荷会使得摩擦焊机主轴传动部分传动不稳定从而引起疲劳振动和焊接性能下降。另外, 钢爪体也会受到5 000 KN的峰值顶锻力和通过钢爪传递的20 000 N·m的摩擦转矩引起的变形和应力集中, 都会对焊接质量产生一定的影响。因此, 对钢爪体做优化很有必要。

1 拓扑优化

1.1 基于solidworks三维建模

Solidworks的功能强大、易学易用和技术创新三大特点, 使得Solid Works成为领先的、主流的三维CAD解决方案[1,2]。基于Solidworks 2012 对5000 KN专用摩擦焊机旋转夹具钢爪体建模。旋转夹具在摩擦焊接过程中需要实现旋转摩擦以及夹紧工件的功能, 因此, 将旋转夹具初步设计的如图1 所示。

1.2 拓扑优化

初步设计的摩擦焊机旋转夹具结构、尺寸都存在明显的不合理性, 考虑到经济性和合理性, 可用ANSYS Workbench进行拓扑优化[3,4], 整体上分析旋转夹具在实现所需功能情况下可去除的材料, 分析结果如图2 ( 图中深色部分区域是多余可去除的) 。并预设旋转夹具的尺寸, 优化改进后的夹具如图3 所示。

2 静力学分析

2.1 网格划分和有限元模型

将拓扑优化后的模型做静力学分析, 以更精确地确定合理的尺寸。定义材料[5]为: 钢爪体采用45 钢, 密度为7.85 g / cm2, 杨氏模量212 000 MPa, 泊松比0.31。该软件网格的划分平台有自动划分、四面体划分、六面体划分、扫掠划分、和多区划分5 种方法, 网格划分在分析结果影响不大的前提下, 优先考虑效率。本次优化, 网格划分时采取网格控制中的sizing型, 将Element Size设定为25 mm, 钢爪体的有限元模型如图4 所示, 其节点总数为133 294, 单元总数为86 243。钢爪体承受顶端油缸5 000 k N沿主轴方向的力以及20 000 N·m的摩擦力矩, 假定顶端力均分为4 部分加在销轴孔平面的负x轴方向, 摩擦力矩施加在钢爪体上表面, 其边界条件如图5 所示。

2.2 静力学分析结果

由静力学分析, 钢爪体的质量m = 1 156.1 kg, 借助于总变形云图 ( 图6) 和应力云图 ( 图7) 可以看到, 钢爪体在受到最大5 000 k N的顶端力和20 000 N·m的摩擦力矩时, 最大等效应力主要发生在钢爪体上表面的圆倒角处, 最大应力为75.436 MPa, 小于16Mn的屈服极限345 MPa, 所以应力集中区不足以产生裂纹, 销轴座下部的支撑块所受应力在25.148 MPa~50.292 MPa不等, 所以承载量也相对富裕。另外, 由应变云图可以看到销轴座z轴方向产生应变最大, 最大为0.208 37 mm, 而其他部分没有变形或者变形很小。当 ε ( X) ≤0.3 mm且 δ ( X) ≤120 MPa时, 钢爪体均可正常工作, 所以在限定约束下, 调整参数, 以达到轻量化[6,7]的目的。

3 目标驱动优化

3.1 参数设置以及样本点的划分

模型有6 个设计变量, 即X= ( A、X1、X2、X3、X4、R) , 各变量表示部分如图8 所示。考虑到加工方便等因素, 在设计变量的时候需注意将A, R设置为离散变量, 而Xi设置为连续变量, 并将等效应力 σ ( MPa) 、总变形 δ ( mm) 、质量m ( kg) 设为输出优化参数。设计变量的连续区间的大小和离散变量个数的多少直接关系到样本点划分的组数以及计算效率, 本次优化共划分为100 个样本, 部分样本参数如表1 所示。

3.2 目标驱动优化的数学模型

优化参数是优化设计中的基本变量, 包括设计变量 ( DV) 、状态变量 ( SV) 、和目标函数。一个合理的优化设计方案须满足所有的给定约束 ( 设计变量和状态变量的约束) , 当出现多组满足给定约束的样本点时需采用去他条件加以剔除。案例对摩擦焊机钢爪体尺寸进行优化设计[8], 以质量最小为目标函数, 等效应力和总变形为状态变量, 参数X为设计变量。ANSYS workbench的目标驱动优化模块解决钢爪体轻量化问题的数学模型[9,10]如下所示:

式中:

4 优化结果分析

从样本点的计算结果可以看出, X1、X2越小, 质量越小、等效应力和总变形越大, 这符合图6 所反映的信息。一般满足给定约束的样本点组合不止一组, 剔除的时候在追求目标函数的同时需考虑工艺加工综合评价, 满足给定的状态约束条件下, 可筛选出有14 组样本点的组合。其中, 第28、48、50、78、96、98、100 组由于质量减小量不显著 ( 分布在3.50% ~ 4.73%之间) 而剔除。剩余的7 组, 考虑到设计尺寸在应用实际中需加工方便, 尺寸之间协调性, 可选择第84 组为优化后的设计参数。优化后的参数组合与原设计参数组合对比如表2 所示。

5 结语

基于ANSYS workbench对摩擦焊机钢爪体做了静力学分析和目标驱动优化, 优化过程中选用连续性和离散性2 种参数, 并建立了优化的数学模型, 筛选样本组合参数点时考虑了实际加工要求和尺寸的协调性, 找到合适的样本组合点X =[30, 60, 60, 60, 65, 115], 满足状态约束条件, 并将质量减轻10.54%, 达到优化目的。

摘要：基于ANSYS13.0 workbench的APDL参数化语言, 以5 000 k N摩擦焊机的旋转夹具为研究对象, 建立有限元模型, 对旋转夹具进行拓扑优化分析和静力学分析, 得到钢爪体的等效应力和位移云图, 并以质量最小、最大等效位移、最大应力为约束条件, 设计优化参数, 求解最优参数组合, 以达到既满足强度要求又用料最省。

关键词：摩擦焊,旋转夹具,拓扑优化

参考文献

[1]陈永当, 鲍志强, 任慧娟, 等.基于Solid Works Simulation的产品设计有限元分析[J].计算机技术与发展, 2012 (09) :177-180.

[2]王东, 蒲小琼.基于Solid Works的机械零件参数化设计[J].机械制造与自动化, 2004 (05) :15-17.

[3]夏天翔, 姚卫星.连续体结构拓扑优化方法评述[J].航空工程进展, 2011 (01) :1-11, 55.

[4]郭中泽, 张卫红, 陈裕泽.结构拓扑优化设计综述[J].机械设计制造, 2007 (8) :1-5.

[5]徐浩, 芮执元, 王富强.基于有限元的大型摩擦焊机主轴箱优化设计[J].机械设计与制造, 2013 (03) :114-116.

[6]廖鸿胡, 徐龙, 成艾国, 等.基于刚度及模态分析的某微型车车身轻量化设计[J].汽车技术, 2011 (03) :15-20.

[7]谢峰, 雷小宝, 沈维蕾, 等.基于ANSYS分析与正交试验法的压力机机身轻量化设计[J].系统仿真学报, 2008 (22) :6054-6057.

[8]侯运丰, 陈刚, 李隆.基于ANSYSworkbench的双进给珩磨头的刚度优化[J].组合机床与自动化加工技术, 2012 (12) :53-54, 59.

[9]陈开银, 买买提明·艾尼.旋转对称支承板机座参数化设计与结构优化[J].汽轮机技术, 2011 (06) :419-421, 424.

车床夹具设计分析 第7篇

1 车床夹具的主要类型

1.1 安装在车床主轴上的车床夹具

安装在车床主轴上的夹具除三爪卡盘、四爪卡盘、花盘、前后顶针以及拨盘与鸡心夹的组合通用车床夹具外 (这些夹具现已标准化并作为机床附件, 需用时可购买不必重新设计) , 通常还需设计专用车床夹具。常见的专用车床夹具有以下几种类型。

1.1.1 花盘式车床夹具

这道工序若要在通用花盘上找正安装是难以保证工件精度要求的, 所以需要设计专用车床夹具。设计该工序的车床夹具, 首先选定工件Φ5.5h6外圆柱面与端面B、半精车的Φ22.5圆弧面 (精车第二个圆弧面时则用已经车好的Φ230+0.023圆弧面) 为定位基准面、限制了6个自由度, 符合基准重合原则。

该夹具保证工件加工精度的措施有:

(1) Φ230+0.023靠工件相对于刀具的加工位置保证。

(2) 尺寸18±0.02、对称度0.02。依靠定位套孔与工件Φ5.5h6的配合精度与定位的位置尺寸精度来保证。且工艺规程要求同一工件的4个圆弧面必须在同一定位销上进行加工。

(3) 夹具的所有衬套孔的轴线与夹具体的端面A垂直度公差为0.005 mm。因为A面是夹具与车床过渡盘安装时的装配基准。

(4) 夹具体上Φ20H7孔为与过渡盘上Φ20销的对定基准, 设计要求每批零件加工时都要在过渡盘上装销配作成较紧的配合, 且就地加工过渡盘端面以减小夹具的对定误差。

1.1.2 角铁式夹具

若加工Φ2.50+0.01和的工艺为钻、镗、铰的工艺方案。在镗孔时需精车端面A和端面B (Φ12范围内) 、且A、B两面与孔Φ10轴线的端面跳动量不超过0.02 mm。此外, 加工Φ2.5孔时, 还应保证其轴线与轴线的同铀度允差为Φ0.01 mm;Φ10的位置尺寸为15.5±0.1和8±0.1mm;Φ2.5和Φ10的轴线与Φ17.5的轴线位移度公差不得大于0.02 mm。

根据以上对零件工序尺寸的分析, 选工件上的Φ17.5孔表面和M、N两个平面为定位基准。

1.1.3 安装在车床拖板上的夹具

在工厂设备有限时, 类似箱体形状的零件, 其尺寸较小, 不便于设计成安装在车床主抽上的夹具, 可以将拖板上的刀架拆除, 夹具和工件安装在拖板上。加工时, 装在车床主铀上的刀具作主运动, 工件作进给运动, 这样可以扩大车床的应用范围。

2 车床夹具设计要点

2.1 定位装置的设计要点

车床夹具在设计定位装置时, 除考虑应限制的自由度外, 最重要的是要使工件加工表面的轴线与机床主轴回转轴线重合。这一点在前面介绍两套车床夹具时已特别强调了。除此之外, 定位装置的元件在夹具体上的位置精度与工件加工表面的位置尺寸精度有直接的关系, 所以夹具总图上, 一定要标注定位元件的位置尺寸和公差, 作为夹具的验收条件之一。

2.2 夹具配重的设计要求

在车床上进行加工时、工件随夹具一起转动, 将受到很大的离心力的作用, 且离心力随转速的增高而急剧增大。这对零件的加工精度、加工过程中的振动以及零件的表面质量都会有影响。所以, 车床夹具要注意备装置之间的布局, 必要时设计配重块加以平衡。

2.3 夹紧装置的设计要求

车床夹具在工作过程中要受到离心力和切削力的作用, 其合力的大小与方向相对于工件的定位基准又是变化的。所以夹紧装置要有足够的夹紧力和良好的自锁性。以保证夹紧安全可靠。但夹紧力不能过大、且要求受力布局合理, 不至于破坏定位装置的位置精度。

2.4 车床夹具与机床主轴的连接设计要求

车床夹具与主轴的连接精度直接影响到夹具的回转精度, 从而造成工件的误差。因此, 要求夹具的回转轴线与车床主轴回转轴线具有较高的同轴度。

车床夹具与机床主轴相连接的结构形式, 取决于机床主轴前端的结构形式。当车床型号确定后, 可由机床使用说明书或有关手册查知。车床主轴前端一般都车有锥孔和外锥, 或轴颈与凸缘端面等结构提供给夹具的连接基准。但要注意, 查手册时要谨慎使用, 因机床生产厂家很多, 同类机床的尺寸可能有差异。最可靠的确定方法, 还是去现场测量, 以免造成错误或损失。

确定夹具与机床主轴连接结构, 一般是根据夹具径向尺寸的大小而定:径向尺寸D小于140 mm, 或D< (23) d的小型车床夹具。

2.5 对夹具总体结构的要求

车床夹具一般都是在悬臂状态下工作的, 为保证加工过程的稳定性, 夹具结构应力求简单紧凑, 轻便且安全, 悬伸长度要尽量小, 重心靠近主轴前支承。夹具悬伸长度L与外廓直径D之比可参考以下的数值选用:

直径D在150 mm以内的夹具, ;

直径D在150～300 mm间的夹具, ;

直径D大于300 mm的夹具, 。

为保证安全, 装在夹具体上的各个元件不允许伸出夹具体直径之外, 此外还应考虑切削的缠绕与冷却液的飞溅等影响安全操作的问题。

参考文献

[1]陈国甫.车床夹具[J].机械工人.冷加工, 2000 (12)

[2]董玉明.杨洪玉.夹具设计中常见的问题[J].机械工人.冷加工, 2005 (1)