楊海鵬， 李新榮， 呂鵬飛， 王振宇

(1. 天津工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 天津 300387； 2. 天津市現(xiàn)代機(jī)電裝備技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 天津 300387)

目前，高效能精梳機(jī)要求分離羅拉在每分鐘之內(nèi)完成600次以上的“倒轉(zhuǎn)-正轉(zhuǎn)-基本靜止”的周期性運(yùn)動(dòng)，其傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的性能將直接影響棉網(wǎng)搭接質(zhì)量以及車(chē)速的提高[1]。當(dāng)前，國(guó)內(nèi)市場(chǎng)上精梳機(jī)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)大都采用連桿機(jī)構(gòu)或凸輪機(jī)構(gòu)與差動(dòng)輪系相結(jié)合的組合機(jī)構(gòu)，其傳動(dòng)鏈復(fù)雜，在高速運(yùn)動(dòng)時(shí)會(huì)產(chǎn)生劇烈振動(dòng)，影響車(chē)速的進(jìn)一步提高及棉網(wǎng)的搭接質(zhì)量。同時(shí)要想改變分離羅拉的輸出運(yùn)動(dòng)特性，就需要改變傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)和尺寸參數(shù)。針對(duì)此問(wèn)題，對(duì)于傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的研究，任家智等[2-3]從動(dòng)力學(xué)角度出發(fā)，對(duì)傳動(dòng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行平衡優(yōu)化；國(guó)外企業(yè)則采用計(jì)算機(jī)輔助過(guò)程優(yōu)化設(shè)計(jì)(CAPD)技術(shù)對(duì)連桿結(jié)構(gòu)的尺寸及輪系齒數(shù)配比進(jìn)行優(yōu)化[4]。但隨著車(chē)速的提高，機(jī)構(gòu)的優(yōu)化效果已經(jīng)越來(lái)越不明顯，機(jī)構(gòu)的創(chuàng)新設(shè)計(jì)便成為關(guān)鍵。2003年，上海一紡機(jī)械有限公司提出了使用伺服電動(dòng)機(jī)直接驅(qū)動(dòng)分離羅拉的方案[5]，減少了中間環(huán)節(jié)，理論上可進(jìn)一步提高車(chē)速。但該方案要求電動(dòng)機(jī)在高速下快速完成正轉(zhuǎn)和反轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，對(duì)伺服電動(dòng)機(jī)負(fù)載能力要求高，伺服電動(dòng)機(jī)依賴(lài)于進(jìn)口，至今仍未得到推廣。

現(xiàn)代機(jī)構(gòu)學(xué)中“混合輸入機(jī)構(gòu)”的概念于20世紀(jì)90年代初由英國(guó)學(xué)者Tokuz等[6-7]首次提出，其混合驅(qū)動(dòng)思想近些年引起國(guó)內(nèi)外廣泛關(guān)注[8-9]?；旌向?qū)動(dòng)通過(guò)2個(gè)可控電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)二自由度合成機(jī)構(gòu)，即可將2個(gè)動(dòng)力輸入合成1個(gè)輸出，通過(guò)伺服控制器對(duì)電動(dòng)機(jī)的輸入規(guī)律進(jìn)行調(diào)節(jié)，能夠改善電動(dòng)機(jī)輸出的動(dòng)態(tài)性能[10]，為解決傳動(dòng)機(jī)構(gòu)輸出規(guī)律多樣性、柔性化與高速度、高承載力之間的矛盾提供了理論依據(jù)，為現(xiàn)代機(jī)構(gòu)的創(chuàng)新設(shè)計(jì)提供了新的理念[11]。本文提出基于混合驅(qū)動(dòng)的分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，根據(jù)精梳工藝要求，采用優(yōu)化擬合的方法求得理想的分離羅拉運(yùn)動(dòng)規(guī)律，將其合理地分配到2個(gè)動(dòng)力源，實(shí)現(xiàn)雙伺服電動(dòng)機(jī)單向轉(zhuǎn)動(dòng)驅(qū)動(dòng)分離羅拉。

1 分離羅拉運(yùn)動(dòng)過(guò)程分析

1.1 分離羅拉運(yùn)動(dòng)工藝分析

精梳機(jī)以錫林軸旋轉(zhuǎn)1周作為1個(gè)工作周期。在1個(gè)工作周期中，將錫林軸的運(yùn)動(dòng)分成40等分，每等分稱(chēng)為1個(gè)分度。在精梳過(guò)程中，分離羅拉與其他機(jī)件按照一定的分度關(guān)系進(jìn)行相應(yīng)的配合運(yùn)動(dòng)，分離羅拉在不同分度時(shí)的位移示意圖如圖1所示?？芍篎0分度時(shí)，分離羅拉開(kāi)始倒轉(zhuǎn)；Fd1分度時(shí)，錫林末排針隨錫林軸轉(zhuǎn)動(dòng)到達(dá)其與分離羅拉最緊隔距點(diǎn)，分離羅拉倒轉(zhuǎn)量為Sd1；Fd分度時(shí)，分離羅拉倒轉(zhuǎn)量達(dá)到最大，倒轉(zhuǎn)速度減為0，將開(kāi)始正轉(zhuǎn)，分離羅拉倒轉(zhuǎn)量為Sd；Ff分度時(shí)，分離羅拉正轉(zhuǎn)速度與鉗板擺動(dòng)速度達(dá)到分離牽伸要求，須叢開(kāi)始分離，分離羅拉正轉(zhuǎn)量為Sf1；24分度時(shí)，鉗板運(yùn)動(dòng)到最前位置，精梳須叢的分離工作完成，分離羅拉在精梳須叢分離階段正轉(zhuǎn)量為Sf；Fj分度時(shí)，分離羅拉正轉(zhuǎn)量為Sy，此時(shí)分離羅拉開(kāi)始靜止直到F0分度時(shí)進(jìn)入下一個(gè)工作周期。

圖1 分離羅拉運(yùn)動(dòng)位移示意圖Fig.1 Displacement diagram of detaching roller

通過(guò)分析精梳過(guò)程中分離羅拉與頂梳、鉗板、錫林等機(jī)件的運(yùn)動(dòng)配合關(guān)系，按照精梳機(jī)對(duì)分離羅拉運(yùn)動(dòng)的要求計(jì)算出關(guān)鍵點(diǎn)的分度值及對(duì)應(yīng)的位移量，并在某一機(jī)型上進(jìn)行實(shí)際的求解[12]，繪出分離羅拉運(yùn)動(dòng)過(guò)程中倒轉(zhuǎn)、正轉(zhuǎn)等關(guān)鍵點(diǎn)的分布情況，如圖2所示。

圖2 分離羅拉位移曲線關(guān)鍵點(diǎn)分布圖Fig.2 Distribution diagram of key points of detaching roller displacement curve

1.2 分離羅拉運(yùn)動(dòng)曲線擬合

分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)受限于機(jī)械結(jié)構(gòu)的束縛，由于機(jī)械機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)的分離羅拉運(yùn)動(dòng)曲線并不是最優(yōu)的，故可在滿(mǎn)足精梳工藝要求的條件下對(duì)傳統(tǒng)機(jī)械式傳動(dòng)的分離羅拉運(yùn)動(dòng)曲線進(jìn)行優(yōu)化。通過(guò)分離羅拉“倒轉(zhuǎn)-順轉(zhuǎn)-基本靜止”運(yùn)動(dòng)狀態(tài)過(guò)程中的位移關(guān)鍵點(diǎn)即可擬合出1條滿(mǎn)足分離羅拉運(yùn)動(dòng)規(guī)律的曲線。為方便研究，對(duì)圖2中7個(gè)點(diǎn)進(jìn)行單位轉(zhuǎn)換，得到關(guān)鍵點(diǎn)的坐標(biāo)值如表1所示。

表1 分離羅拉運(yùn)動(dòng)曲線關(guān)鍵點(diǎn)Tab.1 Key points of detaching roller motion curve (°)

MatLab優(yōu)化工具箱為曲線擬合提供了便利的求解算法，借助優(yōu)化工具箱中的非線性?xún)?yōu)化函數(shù)fmincon對(duì)表1中的關(guān)鍵點(diǎn)進(jìn)行優(yōu)化擬合。其調(diào)用格式為：x=fmincon(fun，x0，A，b，Aeq，beq，lb，ub，@nonlcon)。

1.2.1變量設(shè)計(jì)

通過(guò)對(duì)分離羅拉運(yùn)動(dòng)規(guī)律的研究，在對(duì)多組函數(shù)曲線形態(tài)研究的基礎(chǔ)上，選取一次函數(shù)與六階傅里葉函數(shù)相加的組合函數(shù)作為曲線的近似函數(shù)，即：

φ(θ)=kθ+a0+a1cos(ωθ)+b1sin(ωθ)+a2cos(2ωθ)+b2sin(2ωθ)+a3cos(3ωθ)+b3sin(3ωθ)+a4cos(4ωθ)+b4sin(4ωθ)+a5cos(5ωθ)+b5sin(5ωθ)+a6cos(6ωθ)+b6sin(6ωθ)

式中：θ為錫林軸分度盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)角位移，(°)；k、ω、ai(i=1～6)、bi(i=1～6)為式中的系數(shù)變量，即待擬合的設(shè)計(jì)變量。

1.2.2目標(biāo)函數(shù)

利用最小二乘法，使所擬合的函數(shù)與樣本點(diǎn)之間的誤差平方和最小，故可列出目標(biāo)函數(shù)：

minF(θ)=∑(Φθ-Si)2

式中：Φθ為分離羅拉角位移曲線函數(shù)，其中θ取值為0°、18°、72°、54°、144°、225°、360°；Si(i=A～G)為分離羅拉關(guān)鍵點(diǎn)角位移，(°)。

1.2.3約束條件

為滿(mǎn)足運(yùn)動(dòng)的周期性與連續(xù)性要求，在1個(gè)周期內(nèi)曲線的開(kāi)始與結(jié)束處添加約束。

1)在θ為0°和360°處擬合曲線的角速度相等：

φ′(0°)=φ′(360°)

2)在θ為0°和360°處擬合曲線的角加速度相等：

φ″(0°)=φ″(360°)

3)在θ為0°和360°擬合曲線的躍度相等：

φ?(0°)=φ?(360°)

1.2.4優(yōu)化計(jì)算及結(jié)果

經(jīng)過(guò)多次迭代計(jì)算，曲線與7個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)中誤差最大值為10.235°，完全滿(mǎn)足精梳工藝要求。擬合所得各系數(shù)變量值如表2所示。

表2 計(jì)算得到的各變量的值Tab.2 Value of variables obtained from calculation

根據(jù)以上結(jié)果即可得到分離羅拉角位移與錫林軸上分度盤(pán)角位移之間的關(guān)系，通過(guò)單位轉(zhuǎn)換得到分離羅拉角位移與時(shí)間之間的關(guān)系，然后對(duì)其求一階、二階和三階導(dǎo)數(shù)便可得到分離羅拉運(yùn)動(dòng)的角速度、角加速度及躍度。當(dāng)錫林轉(zhuǎn)速為600鉗次/min 時(shí)，在MatLab中繪制分離羅拉的運(yùn)動(dòng)規(guī)律圖如圖3所示。

圖3 分離羅拉的運(yùn)動(dòng)規(guī)律圖Fig.3 Movement law of detaching roller. (a) Fitting curve of angular displacement and angular velocity; (b) Fitting curve of angular acceleration and jerk

由圖3可知，擬合得到的角速度、角加速度及躍度曲線滿(mǎn)足運(yùn)動(dòng)的周期性、連續(xù)性要求，其中，躍度曲線的連續(xù)性表明在分離羅拉運(yùn)動(dòng)過(guò)程中角加速度不會(huì)存在突變，將保持相對(duì)穩(wěn)定的運(yùn)行狀態(tài)。同時(shí)，位移曲線表明其能夠保證纖維須叢的分離、接合，因此，通過(guò)優(yōu)化擬合所得到的分離羅拉運(yùn)動(dòng)工藝曲線是理想的。

1.3 分離羅拉運(yùn)動(dòng)動(dòng)力分配

混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)是可控機(jī)構(gòu)的一種[13]，其采用 2個(gè)可控電動(dòng)機(jī)作為驅(qū)動(dòng)元，將2個(gè)輸入運(yùn)動(dòng)通過(guò) 1個(gè)二自由度運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)合成所需運(yùn)動(dòng)規(guī)律的輸出運(yùn)動(dòng)[14]。新型高效能精梳機(jī)分離羅拉運(yùn)動(dòng)參數(shù)影響著分離接合效果及棉網(wǎng)的搭接質(zhì)量，通過(guò)適度調(diào)整可使得精梳輸出具有柔性[15]，故可采用混合輸入進(jìn)行可控驅(qū)動(dòng)。采用混合輸入驅(qū)動(dòng)最重要的就是合理的輸入2個(gè)動(dòng)力源，通過(guò)上文對(duì)輸出運(yùn)動(dòng)即分離羅拉運(yùn)動(dòng)規(guī)律的分析，根據(jù)混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的逆運(yùn)動(dòng)學(xué)分析即可將動(dòng)力合理地分配到驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)上，即角速度的進(jìn)一步分配，從而得到2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

1.3.1角速度分配

該混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)是將2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)的單向轉(zhuǎn)動(dòng)輸入合成為1個(gè)輸出運(yùn)動(dòng)，因此，可將求得的分離羅拉運(yùn)動(dòng)規(guī)律分配到2個(gè)輸入端，即把分離羅拉的角速度合理分配到2個(gè)輸入端，并保證2個(gè)輸入端角速度是單向的。根據(jù)分離羅拉角速度與時(shí)間之間的關(guān)系，可將分離羅拉的輸出角速度ωn(rad/s)看作2個(gè)電動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)角速度ω1(rad/s)、ω2(rad/s)的代數(shù)和，即ωn=ω1+ω2。再通過(guò)差動(dòng)輪系相關(guān)傳動(dòng)比即可得到2個(gè)電動(dòng)機(jī)實(shí)際所需要的轉(zhuǎn)速。

由圖3可求得分離羅拉角加速度曲線上絕對(duì)值最大值為494.9 rad/s2，故可將曲線上下平移495個(gè)單位長(zhǎng)度，再乘以各自的1/2，即可得到2條函數(shù)值分別大于零、小于零的曲線，作為2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)的角速度曲線，能夠保證2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)的單向傳動(dòng)的要求。這2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)的角速度曲線如圖4所示。

圖4 2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)速度曲線圖Fig.4 Speed curve of two servo motors

1.3.2差動(dòng)輪系理論分析

設(shè)行星齒輪傳動(dòng)機(jī)構(gòu)中差動(dòng)輪系的2個(gè)輸入構(gòu)件a、b和輸出構(gòu)件H的角速度分別為ωa(rad/s)、ωb(rad/s)和ωH(rad/s)，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖5所示。根據(jù)相對(duì)角速度之比得：

(1)

(2)

將式(1)、(2)相加得

(3)

由式(1)～(3)可得

(4)

圖5 差動(dòng)輪系結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.5 Schematic diagram of differential gear system

同理可得到ωb、ωH的表達(dá)式，則該差動(dòng)輪系的角速度關(guān)系式為

(5)

(6)

由運(yùn)動(dòng)學(xué)方程可看出，在差動(dòng)輪系中只要知道3個(gè)構(gòu)件中2個(gè)構(gòu)件的轉(zhuǎn)速，便可求出第3個(gè)構(gòu)件的轉(zhuǎn)速，從而也可求出任意2個(gè)構(gòu)件之間的傳動(dòng)比。

本文傳動(dòng)機(jī)構(gòu)中以齒輪Z1和中心輪Z3作為輸入，齒輪Z8作為輸出。驅(qū)動(dòng)示意圖如圖6所示。各齒輪齒數(shù)分別為Z1=80，Z2=95，Z3=32，Z4=22，Z5=29，Z6=25，Z7=87，Z8=28。

圖6 混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)圖Fig.6 Hybrid drive mechanism diagram

根據(jù)混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)各齒輪的齒數(shù)計(jì)算出差動(dòng)輪系傳動(dòng)比，結(jié)合式(6)推導(dǎo)出2個(gè)輸入轉(zhuǎn)速n1(rad/s)、n2(rad/s)與輸出轉(zhuǎn)速ωn(rad/s)之間的關(guān)系式：

ωn=-5.243 3n1-1.798 9n2

(7)

為方便起見(jiàn)，令ωn=ω1+ω2，即

(8)

則

(9)

根據(jù)前面角速度分配的2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)的角速度ω1、ω2，即可計(jì)算出2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)實(shí)際的驅(qū)動(dòng)角速度n1、n2。伺服電動(dòng)機(jī)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)規(guī)律曲線如圖7所示，并且2個(gè)電動(dòng)機(jī)單向變速。

圖7 伺服電動(dòng)機(jī)角速度及角加速度實(shí)際運(yùn)動(dòng)規(guī)律Fig.7 Actual angular velocity and acceleration motion rule of servo motor. (a)Actural angular velocity;(b)Actural angular acceleration

相較于伺服電動(dòng)機(jī)直接驅(qū)動(dòng)分離羅拉系統(tǒng)，混合驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)可使伺服電動(dòng)機(jī)在高速狀態(tài)下避免正反轉(zhuǎn)。在錫林轉(zhuǎn)速為600鉗次/min時(shí)，若采用伺服電動(dòng)機(jī)直接驅(qū)動(dòng)分離羅拉，由圖3可知，電動(dòng)機(jī)最大角加速度為87 020 rad/s2；而采用混合驅(qū)動(dòng)方案，由圖7 可知，2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)中角加速度最大值為24 320 rad/s2。經(jīng)計(jì)算，2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)中角加速度最大值比伺服電動(dòng)機(jī)直接驅(qū)動(dòng)分離羅拉方案中的伺服電動(dòng)機(jī)角加速度最大值減小了72.05%，故可有效減小伺服電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)過(guò)程中的峰值功率和扭矩，從而降低對(duì)伺服電動(dòng)機(jī)負(fù)載能力的要求。

2 仿真分析

Adams是以計(jì)算系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)為基礎(chǔ)，包含多個(gè)專(zhuān)業(yè)模塊和專(zhuān)業(yè)領(lǐng)域的虛擬樣機(jī)開(kāi)發(fā)系統(tǒng)軟件。采用虛擬樣機(jī)技術(shù)在產(chǎn)品的研發(fā)中可縮短研發(fā)周期，提高設(shè)計(jì)效率，在工業(yè)產(chǎn)品設(shè)計(jì)領(lǐng)域中得到了廣泛的應(yīng)用。

首先在Pro/E中建立差動(dòng)輪系三維模型，然后將其導(dǎo)入到Adams中，進(jìn)行各齒輪及驅(qū)動(dòng)的定義，將分配好的角速度分別輸入到2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)中進(jìn)行運(yùn)動(dòng)仿真，得到分離羅拉輸出角速度曲線及加速度曲線如圖8所示。

圖8 Adams中輸出的分離羅拉角速度及角加速度曲線Fig.8 Separation roller angular velocity and angular acceleration curve output from Adams

通過(guò)與MatLab所作角速度、角加速度圖像對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，二者完全相同，從而驗(yàn)證了傳動(dòng)機(jī)構(gòu)及動(dòng)力分配方案的正確性。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在對(duì)混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算機(jī)模擬驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，有必要對(duì)其效果進(jìn)行樣機(jī)驗(yàn)證。本文實(shí)驗(yàn)在多軸驅(qū)動(dòng)精梳機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行，該實(shí)驗(yàn)平臺(tái)包括機(jī)械系統(tǒng)和控制系統(tǒng)。機(jī)械系統(tǒng)中，在車(chē)頭處由伺服電動(dòng)機(jī)通過(guò)減速器來(lái)驅(qū)動(dòng)分離羅拉，車(chē)尾處由曲柄滑塊機(jī)構(gòu)來(lái)驅(qū)動(dòng)鉗板擺軸。其中，傳動(dòng)系統(tǒng)中行星差動(dòng)輪系機(jī)構(gòu)實(shí)物圖如圖9所示?？刂葡到y(tǒng)中，通過(guò)MAESTRO多軸運(yùn)動(dòng)控制器、伺服數(shù)字驅(qū)動(dòng)器、編寫(xiě)程序使得精梳機(jī)分離羅拉驅(qū)動(dòng)電動(dòng)機(jī)分別按照上述所分配的運(yùn)動(dòng)規(guī)律運(yùn)轉(zhuǎn)。按照精梳工藝要求開(kāi)車(chē)，即可進(jìn)行檢測(cè)車(chē)速為600鉗次/min時(shí)分離羅拉的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。

圖9 分離羅拉驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)實(shí)物圖Fig.9 Physical drawing of detaching roller drive mechanism

實(shí)驗(yàn)完畢后，通過(guò)整理1個(gè)工作周期內(nèi)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)角位移傳感器所測(cè)得的分離羅拉運(yùn)動(dòng)數(shù)據(jù)，進(jìn)行繪圖并與計(jì)算機(jī)仿真圖進(jìn)行對(duì)比如圖10所示?？芍瑢?shí)驗(yàn)所得到的角位移曲線與仿真所得的位移曲線結(jié)果非常接近，可滿(mǎn)足精梳機(jī)分離羅拉分離、接合的工藝要求，從而驗(yàn)證了混合驅(qū)動(dòng)方案的合理性。同時(shí)對(duì)比2條曲線可知，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論值最大誤差為14.06°。分析其原因是因?yàn)樵趯?shí)驗(yàn)過(guò)程中齒輪振動(dòng)對(duì)分離羅拉運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生了一定影響，特別是隨著速度的提高，齒輪在嚙合過(guò)程中產(chǎn)生的振動(dòng)會(huì)越來(lái)越大，其對(duì)分離羅拉的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的影響也隨之增大。故以后可深入研究差動(dòng)行星輪系，減小輪系振動(dòng)對(duì)分離羅拉運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的影響。

圖10 精梳機(jī)分離羅拉角位移曲線圖Fig.10 Displacement curve of detaching rollers of comber

4 結(jié) 論

本文通過(guò)分析分離羅拉的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，采用混合驅(qū)動(dòng)的方案，并進(jìn)行動(dòng)力的合理分配。然后使用虛擬樣機(jī)技術(shù)仿真分析該方案的可行性，并采用實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證其合理性。

1)基于最小二乘法思想，在MatLab中對(duì)分離羅拉運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的關(guān)鍵點(diǎn)進(jìn)行擬合得到1條優(yōu)化曲線，其誤差最大值是10.235°，完全滿(mǎn)足精梳工藝要求。

2)所設(shè)計(jì)的混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)中，2個(gè)伺服電動(dòng)機(jī)中角加速度最大值比伺服電動(dòng)機(jī)直接驅(qū)動(dòng)分離羅拉方案中的伺服電動(dòng)機(jī)角加速度最大值減小了72.05%。

3)該混合驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)不但簡(jiǎn)化了中間復(fù)雜的傳動(dòng)鏈，消除了高速狀態(tài)下由于慣性力引起的劇烈振動(dòng)，可提高棉網(wǎng)搭接質(zhì)量，而且使得整個(gè)驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)輸出具有柔性，可根據(jù)不同纖維長(zhǎng)度及梳理棉花種類(lèi)對(duì)伺服電動(dòng)機(jī)輸入規(guī)律進(jìn)行調(diào)節(jié)，具備一機(jī)多用的功能。

4)在進(jìn)行曲線擬合以及動(dòng)力源分配時(shí)，本文所采用的擬合和分配方法只是眾多方法中的一種，更加適合的擬合方法以及更加合理的分配方案還需進(jìn)一步研究。本文提出的基于混合驅(qū)動(dòng)思想設(shè)計(jì)的分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，不但為設(shè)計(jì)高速精梳機(jī)打開(kāi)了新思路，且為具有此類(lèi)運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)的場(chǎng)合提供了借鑒。