陳 磊，孟新宇

(沈陽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110000)

0 引言

擺臂是分揀機(jī)中核心機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵功能部件之一，工作時(shí)擺臂帶動(dòng)吸嘴來完成芯片的分揀。由于分揀機(jī)的運(yùn)行速度很高，所以要求擺臂的靜動(dòng)態(tài)特性必須足夠才能實(shí)現(xiàn)芯片的分揀精度和分揀效率[1]，因此，要求擺臂具有足夠的剛度和強(qiáng)度。根據(jù)實(shí)際工程背景，某芯片分揀機(jī)擺臂采用L型擺臂，目前很少有文獻(xiàn)對(duì)類似于L型懸臂梁的擺臂進(jìn)行研究。為了提高芯片分揀機(jī)的分揀精度，本文使用ANSYS Workbench軟件對(duì)L型擺臂進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析以及分選位置的靜動(dòng)態(tài)特性分析，并根據(jù)靜動(dòng)態(tài)特性分析結(jié)果，以減輕擺臂質(zhì)量并提高擺臂的靜剛度為目標(biāo)，對(duì)擺臂進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究。

1 分揀機(jī)構(gòu)擺臂有限元分析

1.1 分揀機(jī)擺臂有限元模型的建立

L型擺臂材料為7075鋁合金[2]，其密度為2 810 kg/m3、彈性模量為72 GPa、泊松比為0.33，經(jīng)計(jì)算擺臂的質(zhì)量為80 g。將L型擺臂模型導(dǎo)入到有限元分析軟件ANSYS Workbench中[3]，為模擬真實(shí)的工作情況，在安裝吸嘴孔下沿建立質(zhì)量點(diǎn)來模擬吸嘴重量，大小為10 g。在ANSYS Workbench中，選擇使用計(jì)算速度快且能保證精度的四面體網(wǎng)格對(duì)擺臂進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示。得到的網(wǎng)格單元數(shù)為117 738、節(jié)點(diǎn)數(shù)為176 573。

1.2 擺臂瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

擺臂通過4個(gè)螺栓連接在直線電機(jī)帶動(dòng)的滑塊上，假設(shè)擺臂擺動(dòng)和滑塊滑動(dòng)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律保持一致[4]。直線電機(jī)的驅(qū)動(dòng)力為283 N，假設(shè)電機(jī)先以恒定的驅(qū)動(dòng)力加速，然后瞬間制動(dòng)，其速度-時(shí)間關(guān)系如圖2所示。圖2中，t0為電機(jī)勻加速時(shí)間，t0=0.1 s；vmax為最大速度，約為7 m/s；t1為勻減速時(shí)間，t1=0.02 s。

圖1 擺臂有限元模型網(wǎng)格劃分 圖2 電機(jī)的速度-時(shí)間關(guān)系

在ANSYS中約束擺臂的4個(gè)螺栓孔，施加上述載荷，得到吸嘴處(擺臂末端)的位移響應(yīng)曲線，如圖3所示。

圖3 擺臂末端的位移響應(yīng)曲線

由圖3可以看出：擺臂在加載過程中的最大位移為2.3 μm左右，加載結(jié)束后擺臂的末端仍在振動(dòng)，且最大振幅為1.3 μm左右，說明擺臂的剛度不足，需要對(duì)其優(yōu)化，使其吸嘴處的振幅滿足工作要求的振幅低于0.8 μm。

1.3 擺臂靜力學(xué)分析

在ANSYS Workbench中約束擺臂的4個(gè)螺栓孔，將直線電機(jī)制動(dòng)后的加速度(即瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析得到的加速度，約為4 m/s2)施加到擺臂質(zhì)心，得到擺臂的總體變形云圖和等效應(yīng)力云圖，如圖4和圖5所示。

圖5 擺臂等效應(yīng)力云圖

由圖4可知：分揀機(jī)擺臂的最大變形為0.152 49 μm，發(fā)生在擺臂的頭部，且安裝吸嘴處的變形最大。由圖5可知：擺臂的最大等效應(yīng)力為0.045 979 MPa，且擺臂大部分區(qū)域的等效應(yīng)力都比較小，說明擺臂有很大的優(yōu)化空間。

1.4 擺臂模態(tài)分析

模態(tài)分析不受載荷的影響，故只需約束4個(gè)螺栓孔，得到的擺臂前4階模態(tài)振型結(jié)果如表1所示。

表1 擺臂前4階模態(tài)振型結(jié)果

由模態(tài)分析結(jié)果可知，擺臂的前3階振型主要表現(xiàn)為擺臂橫梁部分的擺動(dòng)，變形最大處發(fā)生在擺臂安裝吸嘴的位置，而擺臂的第2階擺動(dòng)方向和擺臂工作時(shí)的移動(dòng)方向一致，所以要特別關(guān)注擺臂的2階固有頻率和振型。分揀機(jī)實(shí)際工作時(shí)，工作頻率大致為10 Hz～20 Hz，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于擺臂的1階固有頻率，說明擺臂的動(dòng)態(tài)特性很好，有很大的優(yōu)化空間。

2 分揀機(jī)擺臂的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及優(yōu)化結(jié)果

2.1 擺臂的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為提高擺臂的剛度，采用ANSYS Workbench中的拓?fù)鋬?yōu)化模塊對(duì)擺臂的形狀進(jìn)行優(yōu)化。以擺臂剛度最大化為優(yōu)化目標(biāo)，保留質(zhì)量為50%作為約束條件對(duì)擺臂進(jìn)行優(yōu)化。將靜態(tài)特性分析的求解數(shù)據(jù)共享到拓?fù)鋬?yōu)化模塊中，設(shè)置優(yōu)化目標(biāo)和約束條件后進(jìn)行求解，結(jié)果如圖6所示。

圖6 以剛度最大化為目標(biāo)的拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果

拓?fù)鋬?yōu)化后的形狀很不規(guī)則，考慮到吸嘴和各種傳感器的安裝，先大概建立擺臂的模型，接下來對(duì)擺臂進(jìn)行尺寸優(yōu)化，以確定合理的尺寸，通過靈敏度分析確定對(duì)擺臂靜剛度和固有頻率影響較大的尺寸，如圖7所示。

圖7 擺臂結(jié)構(gòu)及設(shè)計(jì)參數(shù)

2.2 擺臂優(yōu)化結(jié)果

使用優(yōu)化設(shè)計(jì)模塊對(duì)拓?fù)鋬?yōu)化后的擺臂進(jìn)行靜剛度優(yōu)化，以靜力學(xué)分析和模態(tài)分析為基礎(chǔ)，將靜力學(xué)分析結(jié)果中的最大變形、最大應(yīng)力和模態(tài)分析結(jié)果中的1階固有頻率設(shè)置為參數(shù)并進(jìn)行約束。具體約束條件如下：①使擺臂的最大應(yīng)力值小于鋁合金的材料許用應(yīng)力；②優(yōu)化后擺臂最大變形量小于工作允許的最大變形量；③把通過靈敏度分析得到的對(duì)擺臂參數(shù)影響較大的尺寸限制在合理范圍內(nèi)。

在ANSYS中設(shè)置完畢求解得到三組候選點(diǎn)，對(duì)比三組候選點(diǎn)，選擇較優(yōu)的一組候選點(diǎn)作為結(jié)果。為便于加工，將所得數(shù)據(jù)圓整后重新建模進(jìn)行分析，靜態(tài)分析得到的擺臂結(jié)構(gòu)優(yōu)化前、后的結(jié)果如表2所示，瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析得到的擺臂末端位移響應(yīng)如圖8所示。

由表2可知：優(yōu)化后的擺臂1階固有頻率較優(yōu)化前增加了65.62 Hz，質(zhì)量減少了26%，擺臂吸嘴處的最大變形減少了38.9%，應(yīng)力減少了39%，靜剛度得到了提高。

對(duì)比圖3與圖8可知：擺臂在加載過程中吸嘴處的最大變形降低了39%左右，振動(dòng)幅值降低了51%左右，而且在等待時(shí)間內(nèi)，末端吸嘴處的振動(dòng)在規(guī)定時(shí)間基本降為0，擺臂末端的振動(dòng)不可避免，但達(dá)到了工作允許的振動(dòng)范圍內(nèi)，這種優(yōu)化結(jié)果可以接受。

表2 靜態(tài)分析得到的擺臂結(jié)構(gòu)優(yōu)化前、后的結(jié)果

3 結(jié)論

在典型工況下，對(duì)某型號(hào)的芯片分揀機(jī)擺臂進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析和靜動(dòng)態(tài)特性分析，得到了擺臂末端的位移響應(yīng)以及靜動(dòng)態(tài)特性，為擺臂優(yōu)化提供依據(jù)。采用ANSYS Workbench中的優(yōu)化模塊對(duì)L型擺臂進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并結(jié)合實(shí)際的工作情況對(duì)擺臂進(jìn)行改進(jìn)。改進(jìn)后擺臂的質(zhì)量減少26%，而擺臂的靜剛度增加了38.9%，應(yīng)力減少了39%，達(dá)到了優(yōu)化設(shè)計(jì)的目的，可以為其他L型擺臂的優(yōu)化分析提供參考。

圖8 優(yōu)化后擺臂末端的位移響應(yīng)曲線