基于ANSYS Workbench的100 t折弯机机械补偿装置的优化

占少伟, 龚俊杰, 韦源源

(扬州大学机械工程学院, 江苏 扬州 225127)

随着折弯成型技术的快速发展, 对折弯件的成型精度要求也越来越来高．目前, 使用较多的钣金成型设备为数控折弯机, 其具有高通用性和高灵活性等特点, 被广泛应用于汽车、家电、航空等领域[1-2]．由于折弯机的自身结构特点, 工作时滑块和工作台会分别出现上凸和下凹的挠曲变形, 导致工件中间的折弯角度大于两端, 严重影响折弯机加工精度．通过加装液压补偿或机械补偿装置, 可有效补偿长度方向的挠度变形[3-5]． 多组斜楔块组成的机械补偿一般具有较多补偿点, 所折工件精度更高．由于不同折弯机的结构参数不同, 故其工作时滑块和工作台的挠度变形程度也存在差异．本文以某100 t折弯机为例, 拟采用ANSYS Workbench有限元软件对折弯机配套机械补偿装置进行优化设计, 以期实现折弯机全长挠度匹配, 提高加工精度．

1 机械补偿原理

折弯机机械补偿装置主要由凹槽基座、上楔块、下楔块和补偿底板等构成, 其结构如图1所示. 装置中上楔块和下楔块安装在凹槽基座内, 通过螺栓及盘形弹簧将凹槽基座和补偿底板连接形成整体．图2为两组上下楔块的机械补偿原理图．由图2可知, 补偿前, 上下楔块完全贴合在一起; 补偿后, 驱动电机带动下楔块向左位移, 使得上下楔块左端贴合, 右端分离．由于每组楔块的斜面角度不同, 上楔块向上的位移也不同, 进而实现机械补偿装置的“预凸起”．通过合理设置每组楔块的斜面角度, 可直接有效补偿滑块与工作台产生的挠曲变形, 避免二次手动调整, 使得折弯时上下刀具间隙一致, 提高折弯工件精度[6]．为确定机械补偿装置所需的补偿量, 须先对折弯机进行有限元分析, 获取滑块与工作台产生的挠曲变形．

图1 机械补偿装置示意图Fig.1 Schematic diagram of mechanical compensation device

图2 楔块组机械补偿示意图Fig.2 Schematic diagram of mechanical compensation of the wedge group

2 折弯机机身有限元分析

2.1 有限元模型

折弯机主要是由油缸、左右侧板、滑块、工作台、加强肋和油箱等构成．由于折弯机结构复杂, 故为方便有限元分析[7-8], 对原折弯机模型作以下简化: 1) 忽略折弯机中不受力零件, 如油箱内部零件等; 2) 填充折弯机机身表面的一些细小孔, 以便网格划分; 3) 忽略折弯机机身中的一些倒角和倒圆角．简化后的折弯机三维模型如图3所示．

图3 折弯机三维模型Fig.3 Three dimensional model of bending machine

2.2 材料属性及网格划分

折弯机机身材料为碳钢Q235, 弹性模量为206 GPa, 泊松比为0.3, 密度为7 800 kg·m-3．图4为折弯机有限元网格模型．折弯机整体采用实体单元划分网格, 划分后模型总单元数为172 966个, 总节点数为367 213个．

图4 折弯机网格模型Fig.4 Mesh model of bending machine

2.3 边界条件和载荷施加

以某100 t折弯机为研究对象, 该折弯机最大折弯力为980 kN, 机身长度为3 100 mm．图5显示了折弯机的边界条件和载荷施加情况．通过螺栓固定折弯机两侧板位置处的4个调整垫块, 同时限制调整垫块底面6个自由度以施加固定约束．当油缸推力为最大折弯力时, 滑块和工作台的挠度变形最大．为研究滑块和工作台的最大挠度变形, 在油缸杆与滑块连接的两个表面施加980 kN竖直向下的载荷C, 油缸表面施加大小相等、方向相反的载荷A, 工作台上表面施加980 kN竖直向下的载荷D, 滑块下表面施加980 kN竖直向上的载荷B．同时开启弱弹簧, 避免因网格划分导致受力不平衡．

图5 折弯机边界条件与载荷Fig.5 Boundary conditions and loads of bending machine

2.4 仿真结果分析

采用ANSYS Workbench静力学分析得到折弯机机身的位移云图, 如图6所示．由图6可知, 油缸和滑块上方的总位移较大, 最大位移为1.647 mm．图7为滑块和工作台y方向位移云图．由图7可知, 滑块y方向最大位移为0.963 mm, 工作台y方向最大位移为0.442 mm．滑块连接在侧板上, 由于侧板向上位移,导致滑块整体向上位移．

图6 折弯机位移云图Fig.6 Displacement cloud diagram of bending machine

忽略滑块和工作台的刚体位移, 得到滑块下表面和工作台上表面的y方向相对挠度变形曲线, 如图8所示．由图8可知, 滑块下表面1 550 mm处变形最大, 变形绝对值为0.344 mm; 工作台1 550 mm处变形最大, 变形绝对值为0.384 mm．根据滑块挠度变形与工作台挠度变形的差值确定折弯机总挠度变形[9-10], 结果如图9所示．由图9可知, 100 t折弯机满载工作时, 所需最大补偿量为0.728 mm．当机械补偿装置的补偿曲线与折弯机总挠度变形曲线一致时, 可获得长度、方向及角度一致的理想折弯工件．

图8 滑块和工作台的挠度变形曲线Fig.8 Deflection deformation curve of slider and table

图9 折弯机总挠度变形曲线Fig.9 Total deflection deformation curve of bending machine

3 机械补偿装置有限元分析

3.1 有限元模型建立

向折弯机机械补偿装置的凹槽基座中部安装15组楔块, 每组楔块长200 mm, 宽31 mm, 厚60 mm, 由上、下两个斜面角度相同的楔块构成, 其中楔块组8两侧的楔块组1～7与楔块组9～15的斜面角度相同．根据图10所示的补偿前后楔块变化情况及表1给出的楔块组斜面角度, 计算理论补偿值Δy=Δx·tanα, 其中Δx为下楔块水平方向位移,α为楔块斜面角度．已知折弯机的最大挠度变形为0.728 mm, 楔块最大斜面角为3.55°, 计算得出驱动电机应推动下楔块向左位移11.735 mm．确定Δx=11.735 mm, 结合每组楔块的斜面角度计算各楔块的理论补偿值, 结果如表1所示．运用Solidworks软件装配补偿后的机械补偿装置, 再将其导入ANSYS Workbench, 对折弯机机械补偿装置进行有限元分析．

表1 楔块组的斜面角度及其理论补偿值

图10 补偿前后楔块变化示意图Fig.10 Schematic diagram of wedge changes before and after compensation

3.2 边界条件和载荷施加

机械补偿装置的边界条件和载荷施加如图11所示．折弯过程中将补偿底板固定于工作台,折弯力通过下模传递到凹槽基座上表面,故在凹槽基座上表面施加980 kN的分布力E．由于机械补偿装置各组件之间的接触作用,上楔块侧面约束x方向的位移．有限元分析时不考虑补偿底板, 假设下楔块底面为理想刚性约束, 因此在下楔块底面施加固定约束．

图11 机械补偿装置的边界条件和载荷Fig.11 Boundary conditions and loads of the mechanical compensation device

3.3 仿真结果分析

采用ANSYS Workbench静力学求解得到楔块组和凹槽基座的y方向位移云图, 如图12～13所示．由图12～13可知, 楔块组y方向位移较小, 最大位移为0.024 mm; 凹槽基座两侧y方向位移基本对称,最大位移为0.792 mm．提取凹槽基座上表面的挠度变形曲线(取50～3 050 mm有楔块组处)作为机械挠度补偿曲线, 与理论机械挠度补偿曲线及折弯机总挠度变形曲线对比,结果如图14所示．由图14可知, 机械挠度补偿曲线和理论机械挠度补偿曲线整体相近, 但仍有一定误差, 其中1 550 mm处3条曲线的变形值均为0.728 mm, 其他区域机械挠度补偿量和理论机械补偿量均明显小于折弯机总挠度变形量．故楔块斜面角度设计不合理, 应进一步增大楔块斜面角度, 增加机械挠度补偿量, 以实现机械挠度补偿曲线与总挠度变形曲线的全长匹配．

图12 楔块组y方向位移云图Fig.12 The y-direction displacement cloud diagram of the wedge set

图13 凹槽基座y方向位移云图Fig.13 The y-direction displacement cloud diagram of groove base

图14 优化前机械挠度补偿曲线Fig.14 Mechanical deflection compensation curve before optimization

4 楔块斜度优化设计

表2 测点误差值及其真实挠度补偿

表3 优化后的楔块组斜面角度

图15 机械补偿装置测点分布(mm)Fig.15 Distribution of measuring points for mechanical compensation devices

将优化后的楔块在Solidworks中完成装配后, 导入ANSYS Workbench中进行有限元分析．图16为优化后凹槽基座y方向位移云图．由图16可知, 凹槽基座两侧y方向位移基本对称, 最大位移为0.746 mm．对比优化后机械挠度补偿曲线与折弯机总挠度变形曲线, 如图17所示．由图17可知, 楔块斜度的优化实现了机械挠度补偿曲线与折弯机总挠度变形曲线的全长匹配．

图16 优化后凹槽基座y方向位移云图Fig.16 The y-direction displacement cloud diagram of the optimized groove base

图17 优化后机械挠度补偿曲线Fig.17 Optimized mechanical deflection compensation curve

5 折弯精度测试

将优化前后的机械补偿装置分别安装于两台同型号的数控折弯机上进行折弯测试．测试过程中采用10件由Q235A冷轧钢板制成的工件,厚度为2 mm, 长度为3 000 mm, 宽度为200 mm, 折弯角度为90°, 分别在每台折弯机上进行5次折弯实验．测试现场如图18所示．

图18 测试现场图Fig.18 Test site diagram

为评估试件折弯精度,采用万能角度尺和塞尺检验平尺分别测量试件的折弯角度误差和直线度误差[11], 并计算角度平均误差和直线度平均误差,得到优化前后的折弯精度及平均误差,结果如表4～5所示．由表5可知, 机械补偿装置优化后的试件折弯角度平均误差减少了30′, 直线度平均误差减少了0.27 mm, 折弯机加工精度明显提高, 工件折弯精度优于国家Ⅰ级精度标准[12]．

表5 优化前后的折弯精度平均误差

6 结论

本文利用ANSYS Workbench有限元软件对100 t折弯机满载工况下的总挠度变形进行仿真分析, 并根据总挠度变形曲线优化机械补偿装置, 实现了全长挠度匹配．实际折弯精度测试表明,采用优化后的机械补偿装置可明显提高折弯机加工精度, 工件折弯精度优于国家Ⅰ级精度标准．