劉 凱 宋佳妮

吉林電子信息職業(yè)技術(shù)學(xué)院 吉林 132021

0 引言

隨著汽車工業(yè)繁榮發(fā)展，推進了汽車產(chǎn)業(yè)的進步，隨著汽車產(chǎn)量的提高，汽車流水線上的工作也變得日益繁重起來[1，2]。制造流水線上的汽車吊具的強度、剛度更是需要重點關(guān)注，吊具的承載能力、使用壽命、安全性也成為當(dāng)今汽車生產(chǎn)線上起重運輸?shù)难芯繜狳c，無論是生產(chǎn)線建設(shè)還是汽車流水線的生產(chǎn)運營，吊具都起到了無可替代的作用[3]。

作為生產(chǎn)線運輸?shù)闹饕芰Y(jié)構(gòu)，汽車吊具的失效趨勢預(yù)測對實際生產(chǎn)有著重要的指導(dǎo)作用，能有效地預(yù)防事故發(fā)生。隨著市場對汽車需求的增加，對吊具的制作要求也越為嚴(yán)格?？s短吊具安裝調(diào)試周期，對于車型研發(fā)生產(chǎn)效率的提升也是有促進作用的[4，5]。李偉[6]利用汽車自重成功取消了摘鉤工序，改良了廢棄車吊具；岳彬彬等[7]利用Catia 軟件進行應(yīng)力分析，獲得結(jié)構(gòu)危險點并進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計；劉海江等[8]結(jié)合實際生產(chǎn)需要，設(shè)計了汽車蓋頂氣動助力吊具，其中增設(shè)二次保護臂，提升安全系數(shù)的同時，滿足整體柔性化制造，改善了汽車吊具安全性差、通用性低等缺點；戎艇等[9]設(shè)計出一種缸蓋缸體合裝吊具，有效避免在運輸裝配過程中缸體于缸蓋的相互碰撞；楊偉明[10]利用有限元方法對盤條專用吊具進行分析，對其易發(fā)生變形位置進行強度改善，提升了吊具的力學(xué)性能；劇旭等[11]設(shè)計出一種結(jié)構(gòu)新穎的吊具，不僅解決了吊具結(jié)構(gòu)笨重的問題，而且通過吊具前后吊腳表面焊接的梯形槽提升了一條生產(chǎn)線對不同車型的生產(chǎn)能力；Sun S Y[12]設(shè)計了一種可連接到汽車座椅頭枕柱上的吊具，整體結(jié)構(gòu)由吊架，支撐構(gòu)件，連接構(gòu)建以及連接架組成，使用方便輕巧，便于裝夾運輸。對于吊具可靠性的考察學(xué)者們也提出諸多方法取得較大進展，Meng Z 等[13]提出了方向穩(wěn)定性變換方法，通過控制混沌并減少功能函數(shù)評估的次數(shù)來提高STM 的效率；在此基礎(chǔ)上，Keshtegar B 等[14]利用Armijo 準(zhǔn)則和下降條件來規(guī)定有限步長的大小，提出了基于Armijo 搜索方向的有限步長法，結(jié)果表明FAT 可以成功地應(yīng)用于結(jié)構(gòu)可靠性分析中，Kriging 方法和支持向量機方法近些年應(yīng)用廣泛；Echard B 等[15]提出的基于蒙特卡洛模擬和Kriging 元模型的迭代方法可以更有效地評估可靠性。

為真正地改善汽車流水線上吊具的穩(wěn)定應(yīng)與安全性，提高其起重運輸部件的使用壽命，本文對吊裝運載下部總成鈑金件的方案進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并利用有限元方法進行了對比分析，優(yōu)化后梁的承載能力得到大幅度提高，雖其承受最大應(yīng)力能力有所下降，但對應(yīng)起重能力不產(chǎn)生影響，優(yōu)化結(jié)果符合要求。

2 汽車吊具的結(jié)構(gòu)設(shè)計

吊具整體主要由吊具架、吊耳和吊鉤結(jié)構(gòu)3 部分組成。其中吊具架作為吊具的主體在豎直方向上承受其他零件及吊取工件的全部重力作用，采用焊接性能良好的Q235A 鋼作為制作材料，并配有諸多輔助工件及安全保護裝置。吊耳是吊具使用中用于起吊的受力連接部件。吊鉤結(jié)構(gòu)并非傳統(tǒng)意義上的鉤爪，而是整個吊具前端連接產(chǎn)品與各部件的機械裝置，對于不同物料采用不同的吊具結(jié)構(gòu)。吊具結(jié)構(gòu)應(yīng)具有良好的結(jié)構(gòu)強度，為系統(tǒng)提供足夠的支撐力。

圖1 為下部總成鈑金件三維示意圖，作為被吊取件其長約為1 700 mm，寬1 200 mm，前端向下彎曲與水平面高度差為240 mm。開出平均寬度約350 mm 的凹槽，在凹槽中間開出方形孔。由于凹槽前、后端存在高度差，故需考慮設(shè)計相應(yīng)的輔助吊具。鈑金件被分散放置在生產(chǎn)線的不同工位，由吊具依次進行吊取到達合適工位。根據(jù)鈑金件參數(shù)，設(shè)計吊具架整體框架由材料為Q235A、80 mm×80 mm（長×高）、壁厚10 mm 的方管焊接而成，吊具架總長2 110 mm，寬為780 mm。結(jié)合鈑金件前后兩端高度厚度差異，將吊具架分為2 部分，一部分設(shè)置多個吊手進行車身前端吊取，另一部分負責(zé)車身尾端的吊取提升，吊具架三維圖如圖2 所示。其框架采用焊接同材料支撐件，能防止吊具架受較大的力牽扯而發(fā)生變形。在支撐件合適位置安裝1 個鉤形吊手，用來穿過凹槽處的方形孔保證車身被穩(wěn)定吊取。根據(jù)車身參數(shù)，在支撐件上預(yù)留出合適的螺紋孔，安裝專用輔助結(jié)構(gòu)。吊具架4 個角各安裝1 個鈑金件定位裝置，裝置前端設(shè)置4 個輔助定位塊，整體的長度為325 mm，前端長度270 mm 與吊臂偏心設(shè)置。定位裝置可以在吊具從一個工位出發(fā)到另一個工位，且未與鈑金件接觸時通過前端設(shè)置的4 個定位塊可將車身整體定位在吊具架范圍之內(nèi)。

圖1 鈑金件三維模型圖

圖2 吊具架三維模型圖

鈑金件結(jié)構(gòu)重心偏向前端，對于前端的吊取方案采用多吊手共同起吊，設(shè)置前后對稱的4 組吊手及2 個不同的吊手進行鈑金件前端的吊取。而結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜的鈑金件尾端需設(shè)計輔助吊具進行吊取工作，如圖3 所示。結(jié)構(gòu)由2 組對稱的Q235A 制方型材構(gòu)成，中間設(shè)置圓柱形金屬實心管連接而成，設(shè)計偏心手柄與金屬實心管連接，通過螺紋連接固定在吊具架上，在2 組裝置的吊臂上設(shè)置連接件來約束吊手的自由度，同時也可保證夾鉗過程中吊手的穩(wěn)定性不至于出現(xiàn)晃動變形。

圖3 鈑金件前后安全輔助鉤爪模型圖

全部重要部件設(shè)計完成后，進行吊具的總體裝配，車身吊具的整體三維模型如圖4 所示。至此完成前地板吊具的結(jié)構(gòu)設(shè)計，接下來將進行吊具結(jié)構(gòu)的可靠性分析，根據(jù)分析結(jié)果研究進行合理的方案優(yōu)化。

圖4 前地板吊具整體三維模型圖

3 結(jié)構(gòu)可靠性分析

吊具作為運載裝夾工作中最重要的輔助工具，機械設(shè)計方面故障模式主要為承載結(jié)構(gòu)變形損壞。根據(jù)對吊裝工作提供助力不同，可分為吊具架、吊鉤結(jié)構(gòu)及輔助運載結(jié)構(gòu)3 部分。其中，吊具架承受的載荷為下部總成鈑金件的自重及除吊具架外其他部件的自重之和，其2 根梁及中間支撐件承受垂直向下的載荷，是吊具架中最易發(fā)生失效的部位。吊鉤承受的載荷由下部總成鈑金件的自重提供，主要受力的部位位于底端彎鉤處，是其最易發(fā)生失效的部位。輔助運載結(jié)構(gòu)主要承受下部總成鈑金件自重產(chǎn)生的力，最易發(fā)生失效的部位為前后安全插銷。

吊具架結(jié)構(gòu)由Q235A 組成，連接部件為Q345B，其中Q235A 材料的泊松比為0.288，彈性模量為2.06×105MPa，密度為7.86 g/cm3，屈服強度為235 MPa。Q345B 材料的泊松比為0.310，彈性模量為2.12×105MPa，材料密度為7.87 g/cm3。根據(jù)GB/T 3811—2008《起重機設(shè)計規(guī)范》，長梁的許用應(yīng)力為

式中：σs為材料的屈服強度；σb為材料的抗拉極限；n為安全系數(shù)，在此取1.2。

由此，可以獲得吊具架的許用應(yīng)力為

吊鉤結(jié)構(gòu)前后對稱，根據(jù)材料計算吊鉤結(jié)構(gòu)質(zhì)量為4.559 kg。并計算出其他吊鉤結(jié)構(gòu)質(zhì)量及下部總成鈑金件質(zhì)量，具體數(shù)據(jù)如表1 所示。可以獲得吊具架承受的整體載荷質(zhì)量，其中吊鉤結(jié)構(gòu)P04 ～P07 為左右對稱結(jié)構(gòu)，P03 與P09 為形狀質(zhì)量不同的吊鉤結(jié)構(gòu)，需要單獨進行相加計算。經(jīng)計算總質(zhì)量為78.946 kg，其承受的力為F=773.670 8 N。

表1 吊鉤結(jié)構(gòu)及鈑金件質(zhì)量 kg

根據(jù)設(shè)計參數(shù)，吊具架的長梁總長為2 120 mm，寬和高都為80 mm。每個吊鉤結(jié)構(gòu)寬20 mm，自吊具架前端從左往右算起，依次順序為P03 ～P07。P03 作為第1 個吊鉤結(jié)構(gòu)，距吊具架前端670 mm，P04 距P03為360 mm，P05 距P04 為263 mm，P06 距P05 為197 mm，P07 距P06 為290 mm。由此可知，自吊鉤結(jié)構(gòu)P03 ～P07 之間全長為1 170 mm，且吊具架長梁段為主要承載部位，其承受的載荷可近似看成均勻分布如圖5所示。

圖5 吊具架長梁受力圖

在這種情況下承受的最大應(yīng)力為

在式中，L=117，b=8，h=8，q=1.21，f=235。

梁的屈服應(yīng)力大于屈服強度時發(fā)生失效，故可獲得極限狀態(tài)函數(shù)為

在對隨機變量的初值賦予完成后，根據(jù)初值數(shù)據(jù)計算極限狀態(tài)函數(shù)在各隨機變量當(dāng)前取值點的偏導(dǎo)數(shù)可得

然后，對靈敏度系數(shù)進行計算。靈敏度系數(shù)能反映出各隨機變量對可靠度的影響程度，其公式為

通過求解式（6）獲得對應(yīng)的靈敏度系數(shù)為

計算當(dāng)前取值點的可靠性系數(shù)，計算公式為

經(jīng)過計算后求得到β=1.303 7，利用可靠性系數(shù)可以得到各隨機變量的新值xi*為

重復(fù)計算新值的偏導(dǎo)數(shù)、靈敏度系數(shù)、可靠性系數(shù)等，共進行4 次迭代計算，函數(shù)完成收斂，計算得出該點的可靠度系數(shù)為β＝1.289 7，查標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)分布表可知在此時的可靠度系數(shù)為R＝0.899 73。

4 吊具架優(yōu)化

原模型的長梁為80 mm×80 mm 方管焊接而成，而作為承重的梁，在符合使用要求的情況下截面設(shè)計成矩形能提高吊具架長梁的載荷能力，降低吊具架的質(zhì)量。通常情況下使用剛性固定法對結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，根據(jù)計算得知對于吊具架結(jié)構(gòu)進行相應(yīng)變化。對于吊具架的優(yōu)化為：原梁的長度為2 110 mm 保持不變，將梁的橫截面寬度改為64 mm，高度增加至92 mm，壁厚由原來的10 mm 減少為9 mm，整體厚度降低1 mm，如圖6為吊具架橫梁修改前后截面對比。

圖6 修改前后界面對比

對于吊具架長梁的修改，雖增加了吊具架長梁界面厚度，但降低了界面寬度，經(jīng)計算可得修改截面面積小于修改前截面面積，同時降低了長梁的壁厚，可將修改后的參數(shù)應(yīng)用于吊具架外框的4 條邊上，降低了吊具架的表面積及使用材料的體積，對吊具架進行了輕量化設(shè)計。為驗證優(yōu)化方案的可行性，對吊具架長梁結(jié)構(gòu)進行有限元分析，根據(jù)對比分析修改前后吊具架長梁的變形程度以及應(yīng)力分布情況，結(jié)合仿真數(shù)據(jù)，考察優(yōu)化方案的可行性。

將吊具三維圖導(dǎo)入Ansys Workbench 進行網(wǎng)格的劃分。根據(jù)梁的結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)選用自動網(wǎng)格劃分法，調(diào)整網(wǎng)格分辨率至7，將零件整體進行框選平均表面積為9.768 9×10-23m2，得到節(jié)點120 581 個，單元20 458 個，網(wǎng)格劃分完成后梁的模型如圖7 所示。

圖7 網(wǎng)格劃分后梁的模型圖

在完成網(wǎng)格的劃分后，對結(jié)構(gòu)的材料屬性進行賦予，將材料Q235A 密度、彈性模量、泊松比等性能屬性根據(jù)材料性質(zhì)進行編入。將材料賦予在零件上，并對結(jié)構(gòu)進行約束和載荷的施加。在靜態(tài)結(jié)構(gòu)中選擇固定，將長梁的兩端短梁進行固定，在長梁上施加400 N 垂直向下的力以模擬結(jié)構(gòu)在實際使用中的受力情況。進行變形及應(yīng)力分析，可以得到長梁的應(yīng)力云圖及變形云圖如圖8 所示，在對長梁施加縱向400 N 的載荷時，吊具架整體的最大變形量為13.232 m，從梁的重心處向外擴散開，呈輻射狀分布，重心處為梁的最大變形位置，梁的兩端所受變形影響最小，最小值為0 m，平均變形量為5.900 1 m。吊具架的彎曲變形主要發(fā)生在重心位置，隨向兩端擴展變形逐漸減小，兩端處不發(fā)生變形。

圖8 優(yōu)化前的變形云圖

圖9 為長梁優(yōu)化前的應(yīng)力云，梁承受的最大應(yīng)力值為2.647 1 MPa，應(yīng)力最大值為吊具架連桿結(jié)構(gòu)處，梁承受的最小應(yīng)力值為0.118 66 Pa，應(yīng)力最小值位置為吊具架兩端短梁處，梁承受的平均應(yīng)力值為0.146 61 MPa。梁的重心所在位置中段應(yīng)力值很小，到變形起始段位置為應(yīng)力最大。

圖9 優(yōu)化前的應(yīng)力云圖

將原截面尺寸80 mm×80 mm 的位置結(jié)構(gòu)尺寸全部改為2 110 mm 長，92 mm 厚、64 mm 寬，全部梁壁厚改為9 mm。根據(jù)尺寸變形，同比縮小60 mm×60 mm的支撐件結(jié)構(gòu)，同時改變其他板結(jié)構(gòu)，優(yōu)化后吊具架如圖10 所示。

圖10 吊具架優(yōu)化后三維圖

將優(yōu)化后的吊具三維圖導(dǎo)入，可得長梁優(yōu)化后的變形云圖，如圖11 所示。由圖可知，在對長梁施加縱向400 N 的載荷時，梁的最大變形量為7.060 2 m，從梁的重心處向外擴散開，重心處為梁的最大變形位置，梁的兩端所受變形影響最小，最小值為0 m，平均變形量為3.269 m。梁的彎曲變形主要發(fā)生在重心位置，隨向兩端擴展變形逐漸減小。

圖11 優(yōu)化后的變形云圖

圖12 為優(yōu)化后長梁的應(yīng)力云圖，由圖可知，梁承受的最大應(yīng)力值為1.121 MPa，應(yīng)力最大值為右端支撐件處，梁承受的最小應(yīng)力值為0.524 96 Pa，應(yīng)力最小值位置為吊具架兩端短梁處，梁承受的平均應(yīng)力值為0.088 309 MPa。梁的重心所在位置中段應(yīng)力值適中，到變形起始段位置為應(yīng)力逐漸變小。

圖12 優(yōu)化后的應(yīng)力云圖

對比優(yōu)化前后分析的結(jié)果可知，優(yōu)化后最大變形量比優(yōu)化前減少了6.171 8 m，同比減少了46.64%。優(yōu)化后平均變形量比優(yōu)化前減少了2.631 1m，同比減少了44.59%，說明優(yōu)化后的梁在承受相同載荷情況下變形能力得到了大幅改善。優(yōu)化后的梁承受的最大應(yīng)力比優(yōu)化前承受的應(yīng)力降低了1.526 1 MPa，同比降低了57.65%，承受的最小應(yīng)力增加0.406 3 Pa，但增幅量不足1 Pa，可忽略不計。承受的平均應(yīng)力降低了0.058 301 MPa，同比降低了39.77%，故可認(rèn)為優(yōu)化后結(jié)構(gòu)承受應(yīng)力的能力得到大幅提高。

5 結(jié)論

為研究轎車自動化生產(chǎn)線中吊具的可靠性，本文基于目前使用的吊具參數(shù)，利用Catia 軟件對進行三維模型的建立，分析吊具結(jié)構(gòu)易發(fā)生的失效及原因，確定吊具的主要失效部位，對吊具的失效部位進行分析其可靠性。運用相關(guān)理論知識分析其使用中是否可靠，得出相應(yīng)結(jié)果并進行設(shè)計優(yōu)化，通過Ansys 有限元分析確定方案的可行性，從而實現(xiàn)吊具結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計。

1）以轎車自動化生產(chǎn)線中前地板吊具為研究目標(biāo)，結(jié)合已有的吊具結(jié)構(gòu)進行吊具三維模型的建立。并以吊具在使用過程中易發(fā)生的失效模式，對吊具架、吊鉤結(jié)構(gòu)、輔助運載結(jié)構(gòu)進行力學(xué)分析，得出吊具架為最易發(fā)生失效破壞的結(jié)構(gòu)。

2）根據(jù)吊具架的模型參數(shù)，確定吊具架長梁的受力范圍，建立吊具架的極限狀態(tài)函數(shù)，運用一次二階矩法對吊具架的可靠度進行求解，計算得出R=0.899 73。

3）對吊具架進行合理的優(yōu)化設(shè)計，改變吊具架的結(jié)構(gòu)尺寸，優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)尺寸為2 110 mm 長，92 mm 高、64 mm 寬，整體壁厚為9 mm。運用Ansys Workbench對優(yōu)化前后的吊具架長梁進行有限元分析。當(dāng)長梁豎直方向負載400 N 載荷情況下，優(yōu)化后的梁變形結(jié)果及應(yīng)力承載能力都有大幅上升。