郝 兵，張 將，楊柳松，符惜煒，王富勇，胡同海

1中信重工機械股份有限公司 河南洛陽 471039

2洛陽礦山機械工程設(shè)計研究院有限責(zé)任公司 河南洛陽 471039

3礦山重型裝備國家重點實驗室 河南洛陽 471039

4洛陽中重自動化工程有限責(zé)任公司 河南洛陽 471039

隨 著現(xiàn)代工業(yè)經(jīng)濟的快速發(fā)展，重型裝備越來越趨于大型化，大型設(shè)備的維護(hù)保養(yǎng)及輔助生產(chǎn)對工作環(huán)境、安全及效率提出了更高的要求[1-2]。針對礦山領(lǐng)域的重載機器人，國內(nèi)學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了多方面的技術(shù)研究。根據(jù)不同的磨機襯板安裝需求、工作狀態(tài)、結(jié)構(gòu)特征及其襯板形式，胡同海等人研究確定了換襯板機械臂的工作空間位置、范圍及需要的自由度，提供了匹配機械臂自由度和構(gòu)型的思路[3]；楚旭等人針對機械臂多關(guān)節(jié)聯(lián)動過程中定位精度差及平穩(wěn)性低的問題，提出機械臂多關(guān)節(jié)聯(lián)動控制策略，提高了執(zhí)行元件的運動路徑與設(shè)計規(guī)劃路徑的一致性[4]；楊柳松等人對機械臂轉(zhuǎn)臺支座結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計與分析，可為相似復(fù)雜機械臂關(guān)鍵部件的結(jié)構(gòu)尺寸優(yōu)化計算提供參考[5]；高海勇等人針對多工況下的液壓重載機械臂進(jìn)行了模態(tài)試驗測試，提出了可信度高的建模和操作方法[6]。

近年來，越來越多的企業(yè)更加關(guān)注磨機作業(yè)系統(tǒng)在全生產(chǎn)周期的綜合效能。為解決作業(yè)效率、生產(chǎn)安全等問題，中信重工機械股份有限公司開發(fā)了一批磨機更換襯板機械手，工程應(yīng)用需要其具有重載、高可靠性，因此，對機械手結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計與優(yōu)化研究顯得十分必要。筆者針對液壓重載機械手伸縮臂設(shè)計了 2種結(jié)構(gòu)，通過多體動力學(xué)方法將機械手整機剛體和剛-柔耦合體分別進(jìn)行了分析研究，并對伸縮臂 2 種結(jié)構(gòu)分別進(jìn)行了有限元分析研究，提高了機械手結(jié)構(gòu)的可靠性，可為類似復(fù)雜機械手結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化提供參考。

1 機械手結(jié)構(gòu)

磨機更換襯板機械手結(jié)構(gòu)如圖 1 所示，主要由襯板夾具、俯仰擺動電動機、小伸縮臂、伸縮外臂、轉(zhuǎn)臺、伸縮內(nèi)臂、平擺動電動機、滾擺動電動機組成。磨機更換襯板機械手具有 7 個自由度，最大有效工作半徑為 2.5 m，最大夾持襯板負(fù)載為 2.5 t，最大運動速度為 0.2 m/s，設(shè)備總質(zhì)量為 4.8 t。

圖1 磨機更換襯板機械手結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of manipulator of replacing mill liner

2 伸縮臂結(jié)構(gòu)設(shè)計

針對伸縮外臂與伸縮內(nèi)臂間的連接方式提出了 2種設(shè)計方案：支撐輥式和滑軌式。伸縮臂簡化模型如圖 2 所示。支撐輥式的輥輪安裝于伸縮外臂上，伸縮內(nèi)臂通過輥輪支撐進(jìn)行滾動伸縮，而滑軌式則通過滑塊支撐進(jìn)行滑動伸縮。

圖2 伸縮臂簡化模型Fig.2 Simplified model of telescopic arm

3 機械手多體動力學(xué)分析

為了能夠較為精確地獲取伸縮臂與平擺動電動機連接法蘭面的作用力及彎矩，需對機械手整機進(jìn)行多體動力學(xué)分析。在機械手運行過程中，伸縮外臂的彈性位移對提取作用力、彎矩大小的影響未知，同時，伸縮外臂的彈性位移對關(guān)鍵位置液壓缸鉸接處作用力、電動機轉(zhuǎn)矩大小的影響也未知，從而對設(shè)計液壓缸和電動機的性能造成了偏差。因此，筆者利用ADAMS 軟件，將機械手整機剛體和剛-柔耦合體分別進(jìn)行了多體動力學(xué)分析。

剛體條件下多體動力學(xué)分析曲線如圖 3 所示。提取與伸縮內(nèi)臂連接缸的鉸接點 1 和連接小伸縮臂液壓缸的鉸接點 2，其在連續(xù)運行過程中的受力曲線如圖3(a) 所示，鉸接點 1 的最大作用力為 34 859 N，鉸接點 2 的最大作用力為 27 676 N；俯仰擺動電動機 1、滾擺動電動機 2、平擺動電動機 3 在連續(xù)運行過程中的轉(zhuǎn)矩曲線如圖 3(b) 所示，電動機 1 的最大輸出轉(zhuǎn)矩為 27 638 N·m，電動機 2 的最大輸出轉(zhuǎn)矩為 28 675 N·m，電動機 3 的最大輸出轉(zhuǎn)矩為 39 527 N·m；伸縮內(nèi)臂端部豎直方向作用力曲線如圖 3(c) 所示，此處的最大作用力為 48 912 N；伸縮內(nèi)臂端部彎矩曲線如圖 3(d) 所示，最大彎矩為 58 176 N·m。

圖3 剛體條件下多體動力學(xué)分析曲線Fig.3 Multi-body dynamic analysis curve inrigid body condition

剛-柔耦合多體動力學(xué)求解過程示意如圖 4 所示。求解前，需在 ADAMS 中將伸縮外臂進(jìn)行柔性化處理。此時，與伸縮內(nèi)臂連接缸的鉸接點 1 和連接小伸縮臂液壓缸的鉸接點 2 在連續(xù)運行過程中的受力曲線如圖 4(b) 所示，鉸接點 1 的最大作用力為 48 876 N，絞接點 2 的最大作用力為 30 487 N；俯仰擺動電動機1、滾擺動電動機 2、平擺動電動機 3 在連續(xù)運行過程中的轉(zhuǎn)矩曲線如圖 4(c) 所示，電動機 1 的最大輸出轉(zhuǎn)矩為 29 645 N·m，電動機 2 的最大輸出轉(zhuǎn)矩為 28 917 N·m，電動機 3 的最大輸出轉(zhuǎn)矩為 45 287 N·m；伸縮內(nèi)臂端部豎直方向作用力曲線如圖 4(d) 所示，此處的最大作用力為 73 189 N；伸縮內(nèi)臂端部彎矩曲線如圖4(e) 所示，最大彎矩為 99 319 N·m。

圖4 剛-柔耦合條件下多體動力學(xué)求解及分析曲線Fig.4 Multi-body dynamic solution and analysis curve in rigid-flexible coupling condition

剛體模型與剛-柔耦合模型仿真計算過程中，鉸接點力及各電動機轉(zhuǎn)矩的變化趨勢基本一致，但后者數(shù)值變化具有波動，更符合實際設(shè)備運行情況。剛體模型與剛-柔耦合模型仿真計算結(jié)果對比如表 1 所列。由表 1 可知，剛-柔耦合模型均較剛性體模型的計算結(jié)果大，其中，只有滾擺動電動機 2 的轉(zhuǎn)矩值較為接近。由此可以說明伸縮外臂的彈性變形對機械手各關(guān)鍵液壓缸、電動機的受載影響不可忽視。

表1 剛體模型與剛-柔耦合模型仿真計算結(jié)果對比Tab.1 Comparison of rigid body model and rigid-flexible coupling model in simulation and calc ulation results

4 伸縮內(nèi)臂有限元分析

在支撐輥式和滑軌式 2 種伸縮內(nèi)臂模型中，各部件的材料屬性：彈性模量為 210 GPa，泊松比為 0.3，屈服強度為 690 MPa。為了提高計算效率，忽略了由于伸縮內(nèi)臂與伸縮外臂連接方式不同造成剛-柔耦合計算時作用力 F 和彎矩 T 的誤差。

支撐輥式伸縮內(nèi)臂部件的網(wǎng)格均采用四面體單元劃分，網(wǎng)格分布如圖 5 所示。

圖5 支撐輥式伸縮臂網(wǎng)格分布Fig.5 Grid distribution of supporting-roller typed telescopic arm

支撐輥式伸縮內(nèi)臂載荷及約束如圖 6 所示。在伸縮內(nèi)臂左側(cè)端面上分別施加力 F 和彎矩 T，根據(jù)多體動力學(xué)剛-柔耦合計算分析可得 F＝73 189 N，T＝99 319 N·m。對支撐輥內(nèi)圓施加固定約束，伸縮內(nèi)臂右側(cè)孔約束除孔軸旋轉(zhuǎn)以外的自由度。支撐輥和臂之間設(shè)置接觸關(guān)系，摩擦因數(shù)取 0.15。

圖6 支撐輥式伸縮內(nèi)臂載荷及約束Fig.6 Loads and restraints of supporting-roller typed telescopic inner arm

支撐輥式伸縮臂等效應(yīng)力分布云圖如圖 7 所示。由圖 7 可知，伸縮內(nèi)臂與支撐輥接觸位置的應(yīng)力為 1 200 MPa，應(yīng)力值遠(yuǎn)大于材料屈服強度 690 MPa。因此，該結(jié)構(gòu)不能滿足正常使用要求。

圖7 支撐輥式伸縮臂等效應(yīng)力分布云圖Fig.7 Equivalent stress distribution contours of supporting-roller typed telescopic arm

滑軌式伸縮內(nèi)臂部件的網(wǎng)格采用四面體單元劃分，網(wǎng)格分布如圖 8 所示。

圖8 滑軌式伸縮內(nèi)臂網(wǎng)格分布Fig.8 Grid distribution of sliding-rail typed telescopic inner arm

滑軌式伸縮臂載荷及約束如圖 9 所示。在伸縮內(nèi)臂左側(cè)端面上分別施加力 F 和彎矩 T，根據(jù)多體動力學(xué)剛-柔耦合計算 F=73 189 N，T＝99 319 N·m。將大臂與轉(zhuǎn)臺鉸接的孔及大臂與俯仰直線缸鉸接孔施加固定約束，伸縮內(nèi)臂和滑塊之間設(shè)置接觸關(guān)系，摩擦因數(shù)取 0.15。

圖9 滑軌式伸縮臂載荷及約束Fig.9 Loads and restraints of sliding-rail typed telescopic arm

滑軌式伸縮臂等效應(yīng)力分布云圖如圖 10 所示。由圖 10 可知，內(nèi)臂支撐滑塊處最大等效應(yīng)力為 410 MPa，小于材料屈服強度 690 MPa；最小安全系數(shù)為1.68，大于設(shè)計最小安全系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)值 1.5，滿足設(shè)計要求。

圖10 滑軌式伸縮臂等效應(yīng)力分布云圖Fig.10 Equivalent stress distribution contours of sliding-rail typed telescopic arm

通過對支撐輥式和滑軌式伸縮內(nèi)臂進(jìn)行有限元分析可知，滑軌式結(jié)構(gòu)較支撐輥式能大幅降低集中應(yīng)力值，是一種較為合理的設(shè)計方案。

5 結(jié)語

針對液壓重載機械手伸縮臂的 2 種結(jié)構(gòu)，通過多體動力學(xué)方法對機械手整機剛體和剛-柔耦合體分別進(jìn)行有限元分析，得到如下結(jié)論。

(1) 剛體模型與剛-柔耦合模型仿真計算過程中，鉸接點力及各電動機轉(zhuǎn)矩的變化趨勢基本一致，但后者數(shù)值變化具有波動，更符合實際設(shè)備運行情況。

(2) 剛-柔耦合模型均較剛性體模型的計算結(jié)果大，其中，只有滾擺動電動機 2 的轉(zhuǎn)矩值較為接近。說明伸縮外臂的彈性位移對機械手各關(guān)鍵液壓缸、電動機的受載影響不可忽視，剛-柔耦合模型仿真分析可為進(jìn)一步設(shè)計液壓缸、電動機提供參考。

(3) 滑軌式結(jié)構(gòu)較支撐輥式結(jié)構(gòu)能大幅降低集中應(yīng)力值，是一種較為合理的設(shè)計方案。