梁 灼， 賈國(guó)欣， 任家智， 李金鍵

(1. 中原工學(xué)院， 河南 鄭州 450007； 2. 河南工程學(xué)院， 河南 鄭州 450007)

精梳紗線及面料的優(yōu)良品質(zhì)和獨(dú)特風(fēng)格是由精梳機(jī)獨(dú)特的梳理方式實(shí)現(xiàn)的。精梳機(jī)的梳理主要表現(xiàn)在鉗板握持棉叢的一端，錫林針齒梳理棉叢的另一端，棉叢中的短纖維、棉結(jié)及雜質(zhì)被排除，并在梳理過(guò)程中提高了纖維的分離度、伸直度與平行度，從而改善紗線的內(nèi)在品質(zhì)及外觀質(zhì)量。如果在錫林梳理過(guò)程中鉗板發(fā)生變形，鉗板鉗口對(duì)纖維層的橫向握持力將產(chǎn)生較大差異；鉗板變形大的位置，握持力較弱，錫林梳理時(shí)易將可紡纖維抓走而造成纖維損失[1]，增加紡紗成本，同時(shí)也會(huì)產(chǎn)生輸出棉網(wǎng)破洞或斷裂而影響精梳質(zhì)量及精梳生產(chǎn)，因此，研究高速棉紡精梳機(jī)在錫林梳理過(guò)程中鉗板的變形及應(yīng)力大小，對(duì)于合理選擇鉗板的材質(zhì)、加壓彈簧的壓力及精梳機(jī)鉗板截面尺寸具有重要意義。

目前對(duì)棉紡精梳機(jī)鉗板機(jī)構(gòu)的研究主要集中在以下2個(gè)方面：第一，對(duì)鉗板機(jī)構(gòu)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)分析，建立鉗板的運(yùn)動(dòng)與分離羅拉、錫林的運(yùn)動(dòng)關(guān)系，確定最優(yōu)的搭接刻度、鉗板開閉合定時(shí)、梳理開始與結(jié)束定時(shí)、分離羅拉順轉(zhuǎn)定時(shí)等精梳工藝參數(shù)[2-3]；第二，對(duì)鉗板機(jī)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)研究，運(yùn)用ADAMS仿真軟件得出一個(gè)工作周期內(nèi)各部件慣性力的變化規(guī)律，并對(duì)鉗板機(jī)構(gòu)進(jìn)行以減振、節(jié)能及高速為目標(biāo)的平衡優(yōu)化設(shè)計(jì)[4-5]。本文對(duì)棉紡精梳機(jī)鉗板機(jī)構(gòu)的加壓系統(tǒng)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，建立數(shù)學(xué)模型；運(yùn)用SolidWorks、ADAMS軟件對(duì)鉗板加壓機(jī)構(gòu)進(jìn)行三維建模及動(dòng)力學(xué)分析，利用Ansys軟件對(duì)3種不同材質(zhì)的下鉗板的應(yīng)力與變形進(jìn)行有限元分析，以期減少可紡纖維損失，提高梳理質(zhì)量。

1 精梳機(jī)鉗板加壓過(guò)程分析

精梳機(jī)鉗板機(jī)構(gòu)如圖1所示。由后擺臂、下鉗板結(jié)合件及前擺臂組成的四連桿機(jī)構(gòu)在鉗板擺軸的驅(qū)動(dòng)下前、后擺動(dòng)；而鉗板擺軸的驅(qū)動(dòng)是由電動(dòng)機(jī)通過(guò)曲柄滑塊機(jī)構(gòu)完成的[6]。上鉗板結(jié)合件、牽吊桿(包括彈簧)通過(guò)偏心輪與偏心軸連接；偏心輪固裝在偏心軸上，并由偏心軸驅(qū)動(dòng)；而偏心軸是由鉗板擺軸通過(guò)齒輪傳動(dòng)的。當(dāng)鉗板機(jī)構(gòu)向前擺至一定位置時(shí)，上鉗板結(jié)合件在后擺臂驅(qū)動(dòng)的四連桿機(jī)構(gòu)及牽吊機(jī)構(gòu)的協(xié)同作用下逐漸開啟；鉗板擺至最前位置時(shí)，上鉗板的開口量最大。鉗板機(jī)構(gòu)由最前位置后擺時(shí)，上鉗板鉗口逐漸閉合；當(dāng)鉗板后擺至一定位置時(shí)，鉗板鉗口完全閉合，在鉗板后擺及偏心軸的協(xié)同作用下，牽吊桿長(zhǎng)度縮短，彈簧受到壓縮，從而產(chǎn)生對(duì)上鉗板結(jié)合件的壓力，使上下鉗板鉗口產(chǎn)生對(duì)纖維層的握持力。

圖1 鉗板機(jī)構(gòu)Fig.1 Nipper mechanism

在JSFA588型精梳機(jī)上，10分度時(shí)下鉗板由完全閉合狀態(tài)開始開啟，24分度時(shí)鉗板擺至最前位置，此時(shí)的開口量最大(為24 mm)；當(dāng)鉗板由最前位置(24分度)開始向后擺時(shí)，上鉗板鉗口逐漸閉合，34分度時(shí)上下鉗板處于完全閉合狀態(tài)[7]。

2 鉗板鉗持力矩及有效壓力

為便于分析，鉗板機(jī)構(gòu)可簡(jiǎn)化為一個(gè)具有復(fù)雜運(yùn)動(dòng)的七連桿平面結(jié)構(gòu)，如圖2所示。O1、O2和O3分別是鉗板機(jī)構(gòu)的鉗板擺軸、錫林軸和張力軸的軸中心，連桿AO3為偏心輪，AB為牽吊桿在鉗板閉合前的長(zhǎng)度，偏心輪驅(qū)動(dòng)牽吊桿繞B點(diǎn)運(yùn)動(dòng)。上鉗板和鉗板托架BCJ′固定在一起，可視為一個(gè)整體結(jié)合件，B點(diǎn)為牽吊桿和上鉗板托架的鉸接點(diǎn)，C點(diǎn)為鉗板底座和上鉗板托架的鉸接處，鉗板托架BCJ′在牽吊桿和鉗板底座的共同作用下作開啟閉合運(yùn)動(dòng)，上鉗板固定在鉗板托架上，隨上鉗板托架一起繞C點(diǎn)作定軸轉(zhuǎn)動(dòng)。連桿O1D由鉗板擺軸O1驅(qū)動(dòng), 連桿O2N以錫林軸心O2為支點(diǎn)擺動(dòng),下鉗板固裝在連桿DN上并隨之一起運(yùn)動(dòng)。J′、J分別為上、下鉗板的嚙合點(diǎn)，在上、下鉗板閉合之前，牽吊桿A點(diǎn)至B點(diǎn)的距離為定值，彈簧壓縮量為定值。當(dāng)上、下鉗板鉗口閉合后，導(dǎo)桿A點(diǎn)至B點(diǎn)的距離縮短，彈簧受到壓縮，上鉗板鉗唇J′點(diǎn)對(duì)下鉗板鉗唇J點(diǎn)產(chǎn)生壓力。

圖2 鉗板機(jī)構(gòu)平面結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Plane structure diagram of nipper pressure mechanism

2.1 彈簧對(duì)上鉗板施加的壓力

由圖2可知，在鉗板閉合過(guò)程中，由于A點(diǎn)至B點(diǎn)的距離變小，引起彈簧壓縮長(zhǎng)度變化，鉗板鉗口的壓力也隨之變化，因此，在錫林梳理過(guò)程中，鉗板鉗口閉合，求得A點(diǎn)至B點(diǎn)的距離的大小即可求得鉗板鉗口的壓力。

設(shè)k為精梳機(jī)牽吊桿中彈簧的彈性系數(shù)(N/mm)，L4為彈簧預(yù)壓縮長(zhǎng)度(mm)，L3為第n分度時(shí)A點(diǎn)至B點(diǎn)的距離，因鉗板兩側(cè)各有1個(gè)彈簧，所以彈簧施加在鉗口兩邊的初始?jí)毫C為

FC=2kL4

設(shè)鉗板閉合前導(dǎo)桿的原始長(zhǎng)度為L(zhǎng)5，當(dāng)鉗板閉合時(shí)，彈簧壓縮量為導(dǎo)桿原長(zhǎng)L5與L3值之差，因此，第n分度鉗板鉗口壓力Fk的數(shù)學(xué)表達(dá)式[8]為

Fk=2k(L5-L3)

由此可知，彈簧彈性系數(shù)k不變的情況下，鉗板閉合時(shí)鉗口壓力與彈簧的壓縮量成正比。

2.2 鉗板的有效壓力

上鉗板完全閉合、鉗板鉗口處于鉗持狀態(tài)時(shí)彈簧的壓力分解如圖3所示。由于彈簧對(duì)上鉗板的壓力Fk是沿牽吊桿AB方向施加在鉗板結(jié)合體上的，而上鉗板對(duì)下鉗板的壓力是通過(guò)上鉗唇J′壓向下鉗唇J，下鉗唇J點(diǎn)受到上鉗唇J′的實(shí)際壓力稱為有效壓力(用F表示)，有效壓力對(duì)支點(diǎn)C產(chǎn)生的力矩稱為有效鉗持力矩(用M表示)。根據(jù)力的平行四邊形法則，可求得有效鉗持力矩M。

圖3 鉗板鉗口閉合時(shí)彈簧壓力Fig.3 Spring pressure at closed jaws of nipper

如圖3所示，θA為牽吊桿AB與X軸的夾角，可由A、B2點(diǎn)的坐標(biāo)求得，θk為力Fk與上鉗板托架BC的夾角，可利用圖3中的幾何關(guān)系求得，則鉗板有效鉗持力矩M計(jì)算公式為

M=LBCFksinθk

因上鉗板對(duì)下鉗板的有效壓力F對(duì)支點(diǎn)C產(chǎn)生的力矩等于有效鉗持力矩M，因此，下鉗板所受到的有效壓力F為

已知LBC、LBJ及LCJ分別為72、75、77 mm，導(dǎo)桿AB長(zhǎng)度為113 mm，落棉隔距為8 mm；在彈簧彈性系數(shù)為6.47 N/mm，彈簧預(yù)壓縮長(zhǎng)度為35.5 mm， 偏心軸位置角為17.3°[9]，利用ADAMS軟件對(duì)鉗板機(jī)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，得到在梳理過(guò)程中彈簧壓縮量(L5-L3)、θk、鉗板鉗口壓力Fk和有效壓力F的變化規(guī)律，如表1所示。

表1 加壓機(jī)構(gòu)各項(xiàng)參數(shù)結(jié)果Tab.1 Results of various parameters of pressurizing mechanism

由此可知，在梳理過(guò)程(即從34分度到10分度)中，鉗板鉗口壓力和有效壓力先增大，到達(dá)最大值后減小，在40分度時(shí)鉗口壓力Fk到達(dá)最大值，為539.68 N；鉗板鉗口的有效壓力在2分度時(shí)到達(dá)最大值，為457.11 N。

3 下鉗板的變形及應(yīng)力

由圖3可看出，上鉗板固裝在上鉗板結(jié)合件BJ上，鉗板鉗口完全閉合時(shí)受到彈簧壓力，并傳遞至下鉗板，使之產(chǎn)生變形與應(yīng)力。與下鉗板相比，上鉗板變形較小，因此，本文只對(duì)下鉗板的變形及應(yīng)力進(jìn)行分析。

3.1 下鉗板的變形

鉗板握持機(jī)構(gòu)的三維結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖4所示。下鉗板利用螺栓固定在鉗板座上，鉗板座兩端與前擺臂鉸接，前擺臂活套在錫林軸上。上、下鉗板閉合時(shí)，下鉗板鉗口處受到上鉗板壓力F的作用，使下鉗板產(chǎn)生變形與應(yīng)力。建立如圖4所示的坐標(biāo)系，在xoy平面內(nèi)，下鉗板可看作以螺栓連接點(diǎn)為固定支點(diǎn)，鉗口處受橫向外力F作用的懸臂梁；在yoz平面內(nèi)，下鉗板鉗口處可看作兩端被前擺臂支撐，中間受上鉗板均布?jí)毫ψ饔玫暮?jiǎn)支梁。

圖4 下鉗板三維結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.4 Three-dimensional structure diagram of lower nipper

3.1.1 下鉗板在xoy平面的變形

在xoy平面內(nèi)，下鉗板的懸臂梁模型如圖5所示。可知，下鉗板的變形分為等截面PG段和變截面GJ段2段。據(jù)材料力學(xué)知識(shí)[10]，下鉗板PG段的撓曲線方程(變形方程)為

圖5 下鉗板懸臂梁模型Fig.5 Lower nipper cantilever model

式中：x1為PG段上任一橫截面到固定支點(diǎn)P的距離(0≤x1≤L6)；W1(x1)為橫截面x1的撓度,mm；F為下鉗板受到的有效壓力,N；E為彈性模量,MPa；IZ為橫截面對(duì)于z軸慣性矩，mm4。矩形截面的慣性矩只與截面的尺寸有關(guān)，等截面PG段的尺寸為常數(shù)，則IZ為定值。

下鉗板的有效壓力F及PG段長(zhǎng)度L6均為已知。越靠近G點(diǎn)的截面，x1數(shù)值越大，截面的變形越大，PG段的最大變形發(fā)生在G點(diǎn)。

GJ段為變截面段，據(jù)文獻(xiàn)[11-12]可知，懸臂梁的最大變形發(fā)生在梁的端部J點(diǎn)，根據(jù)小變形疊加原理，可求得J點(diǎn)的撓度，進(jìn)一步求得下鉗板在xoy平面內(nèi)的最大變形。

3.1.2 下鉗板在yoz平面的變形

在yoz平面內(nèi)，下鉗板的簡(jiǎn)支梁模型如圖6所示。下鉗板鉗口兩端受到前擺臂向上的支撐力，上鉗板對(duì)下鉗板的有效壓力F轉(zhuǎn)化為對(duì)下鉗板的連續(xù)載荷，假設(shè)載荷均勻分布，在yoz平面內(nèi)，下鉗板鉗口產(chǎn)生如圖所示的彎曲變形，據(jù)材料力學(xué)知識(shí)，可求得鉗板鉗口任一橫截面的撓度。

圖6 下鉗板簡(jiǎn)支梁模型Fig.6 Lower clamp simply supported beam model

在正常加壓狀態(tài)時(shí)，下鉗板的變形是由鉗板鉗口在xoy平面與yoz平面的變形疊加而成；下鉗板的最大變形發(fā)生在鉗口邊緣中點(diǎn)，造成上下鉗板鉗口中點(diǎn)對(duì)棉叢的握持力不足，錫林梳理過(guò)程中易將纖維抓走；下鉗板受到的有效壓力F越大，下鉗板鉗口中部的變形越大；當(dāng)下鉗板材料的彈性模量越大時(shí)，下鉗板鉗口中部的變形越小，因此，選擇彈性模量較大下鉗板材質(zhì)對(duì)減小鉗板變形具有重要作用。

3.2 下鉗板的應(yīng)力

上、下鉗板閉合時(shí)，下鉗板在2個(gè)平面內(nèi)發(fā)生橫向彎曲變形，產(chǎn)生剪力和彎矩2種內(nèi)力，剪力和彎矩分別產(chǎn)生切應(yīng)力和正應(yīng)力。但構(gòu)件的長(zhǎng)度與截面高度之比大于5時(shí)，剪力產(chǎn)生的切應(yīng)力相比于彎矩產(chǎn)生的正應(yīng)力可忽略不計(jì)[13]，鉗板在2個(gè)變形平面內(nèi)的長(zhǎng)高之比均大于5，因此，下鉗板的彎曲可認(rèn)為是純彎曲，即橫截面上只有正應(yīng)力。

在正常加壓狀態(tài)時(shí)，下鉗板的應(yīng)力是由鉗板鉗口在xoy平面與yoz平面的應(yīng)力疊加而成。xoy平面內(nèi)，下鉗板的最大應(yīng)力發(fā)生在其與下鉗板座的鉸接點(diǎn)，即后排螺孔中心線。yoz面內(nèi)，下鉗板鉗口邊緣的中點(diǎn)的應(yīng)力較大。當(dāng)鉗板鉗口加壓增大時(shí)，下鉗板危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力變大，為使其強(qiáng)度滿足安全要求，其計(jì)算應(yīng)力值應(yīng)小于許用應(yīng)力。

4 下鉗板有限元分析

4.1 鉗板機(jī)構(gòu)三維建模及下鉗板材料屬性

根據(jù)JSFA588型精梳機(jī)鉗板機(jī)構(gòu)及其驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)各部件的實(shí)際尺寸，利用Solidworks三維建模軟件進(jìn)行組裝與建模，再將模型分別導(dǎo)入Ansys有限元分析軟件，對(duì)鉗板機(jī)構(gòu)進(jìn)行有限元分析。在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，由于鉗板機(jī)構(gòu)零件尺寸的差異較大，鉗板擺軸采用四面體網(wǎng)格劃分，基礎(chǔ)尺寸為8 mm；其他零部件為三角形網(wǎng)格劃分，基礎(chǔ)尺寸為10 mm；最終得到劃分單元個(gè)數(shù)為69 577，節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)為138 991，如圖7所示。棉紡精梳機(jī)下鉗板材料有鉻合金、鋁合金及鈦合金3種，其性能參數(shù)如表2所示。

圖7 鉗板機(jī)構(gòu)有限元模型Fig.7 Finite element model of nipper mechanism

表2 鉗板材料屬性Tab.2 Nipper material properties

4.2 下鉗板有限元應(yīng)力變形及分析

4.2.1 下鉗板的應(yīng)力分析

運(yùn)用Ansys有限元分析軟件分別對(duì)鉻合金、鋁合金及鈦合金材料下鉗板進(jìn)行應(yīng)力模擬，得到3種不同合金材料的下鉗板應(yīng)力云圖，如圖8所示。可知，3種合金材料的最大應(yīng)力均發(fā)生在下鉗板左、右兩側(cè)邊緣，且靠近固定螺孔周圍。3種合金材料的下鉗板最大應(yīng)力：鉻合金為22.095 MPa，鋁合金為15.862 MPa，鈦合金為10.325 MPa，均遠(yuǎn)小于表2 中的許用應(yīng)力；在精梳機(jī)1個(gè)工作周期中，下鉗板應(yīng)力最大值出現(xiàn)的時(shí)間與鉗板有效壓力F出現(xiàn)時(shí)間相同，即為2分度時(shí)。

圖8 不同材質(zhì)鉗板應(yīng)力云圖Fig.8 Stress cloud diagram of lower nippe made by different materials. (a) Chromium alloy；(b) Aluminum alloy；(c) Titanium alloy

4.2.2 下鉗板的變形分析

運(yùn)用Ansys有限元分析軟件分別對(duì)鉻合金、鋁合金及鈦合金下鉗板進(jìn)行變形模擬，結(jié)果如圖9所示?？芍?，在工作狀態(tài)時(shí)，3種合金材料的下鉗板的變形規(guī)律相同，其變形大小分布為：下鉗板前緣中部變形最大，并以弓形向后及兩側(cè)擴(kuò)散；3種合金下鉗板材料中，鉻合金材料最大變形量(0.019 3 mm)最大，鋁合金材料最大變形量(0.010 3 mm)次之，鈦合金材料最大變形量(0.008 mm)最小；在1個(gè)工作周期中，下鉗板變形最大值出現(xiàn)時(shí)間與鉗板有效壓力最大值及下鉗板最大應(yīng)力出現(xiàn)時(shí)間相同，即為2分度時(shí)。

圖9 不同材質(zhì)鉗板變形云圖Fig.9 Deformation cloud map of lower nipper made by different materials. (a)Chromium alloy； (b) Aluminum alloy； (c) Titanium alloy

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)棉紡精梳鉗板鉗口的有效壓力分析及下鉗板的有限元分析，得到以下主要結(jié)論：

1)在正常加壓狀態(tài)時(shí)，下鉗板的變形與應(yīng)力是由鉗板鉗口在xoy及yoz平面的變形及應(yīng)力疊加而成的。

2)下鉗板材料分別為鉻合金、鋁合金及鈦合金時(shí)，其工作狀態(tài)下的最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于其許用應(yīng)力，因此，高速精梳機(jī)的下鉗板因應(yīng)力集中而產(chǎn)生破壞的機(jī)率較小。

3)下鉗板所采用材料的性能，對(duì)其最大變形的影響較大，鉻合金下鉗板變形量最大，鋁合金下鉗變形量次之，鈦合金下鉗板變形量最小。采用鈦合金下鉗板，有利于改善鉗板對(duì)纖維層橫向握持的均勻性，減少可紡纖維損失，提高梳理質(zhì)量。

4)采用鉻合金、鋁合金及鈦合金材料的下鉗板，其工作狀態(tài)下的最大應(yīng)力均發(fā)生在鉗板兩側(cè)邊緣處，且靠近后排螺孔中心線附近；下鉗板的最大變形發(fā)生在下鉗板前緣中點(diǎn)處。在1個(gè)工作周期中，下鉗板的最大應(yīng)力及最大變形發(fā)生的時(shí)間相同，均為2分度時(shí)。