鄭永平，崔 雨

直連傳動(dòng)機(jī)構(gòu)由馬達(dá)，減速機(jī)及絲杠等組成。根據(jù)某些特殊行業(yè)或設(shè)備單一故障要求，需要在抱閘電機(jī)之外配置第二剎車組件（見圖1）。電機(jī)扭矩與絲杠驅(qū)動(dòng)力關(guān)系為

圖1 通用型直連傳動(dòng)系統(tǒng)

式中：Tmotor—電機(jī)扭矩（N.m）；Fa—絲杠產(chǎn)生的驅(qū)動(dòng)力（N）；Ph—絲杠導(dǎo)程（mm）。

直連傳動(dòng)機(jī)構(gòu)在垂直運(yùn)動(dòng)過(guò)程中受力恒定，而用作剪刀臂升降機(jī)構(gòu)中的水平絲杠時(shí)力隨升降角度不斷變化（見圖2）。由虛功原理推導(dǎo)Q×dy-Fdx=0，得到其受力F=Qcos（）θ 為非線性關(guān)系，隨角度減小受力急劇加大，當(dāng)θ=10°時(shí)，cot（）θ ≈5.7，F(xiàn)≈5.7×Q 具有放大作用。

圖2 剪刀臂升降受力簡(jiǎn)圖

假設(shè)負(fù)載為307 kg，考慮機(jī)構(gòu)重量，計(jì)算出F 的受力曲線（見圖3），可知當(dāng)θ≈8.9°時(shí)F≈43kN。

圖3 負(fù)載與軸向受力關(guān)系

1 軸向竄動(dòng)分析

（1） 有限元分析

首先，對(duì)支撐底座單獨(dú)進(jìn)行受力分析。該支撐底座通過(guò)6 個(gè)地腳螺栓固定于地面（見圖4），筆者提取對(duì)軸向傳動(dòng)有影響的軸承座位置進(jìn)行分析，可以看出，支撐底座（提取線1～2 位置） 在軸向力的拉升下發(fā)生上翹變形，最大值為0.4 mm（見圖5）。

圖4 優(yōu)化地腳約束條件

圖5 支撐底座變形

加入傳動(dòng)系統(tǒng)后再進(jìn)行分析，為提高分析效率對(duì)導(dǎo)軌及軸承進(jìn)行剛性簡(jiǎn)化（見圖6～圖7）。提取絲杠沿軸線的伸長(zhǎng)量，結(jié)果顯示最大伸長(zhǎng)0.395 mm（見圖8）。

圖6 導(dǎo)軌剛性簡(jiǎn)化

圖7 軸承剛性簡(jiǎn)化

圖8 絲杠變形提取

通過(guò)以上分析，發(fā)現(xiàn)支撐底座的上翹變形對(duì)絲杠的軸向伸長(zhǎng)有較大貢獻(xiàn)。由此可知傳動(dòng)系統(tǒng)軸向?qū)嶋H竄動(dòng)方式（見圖9）。

圖9 系統(tǒng)真實(shí)變形

（2） 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)

筆者采用端面打表方法測(cè)量對(duì)應(yīng)端面的軸向?qū)嶋H竄動(dòng)量，考察剪刀臂從高端運(yùn)動(dòng)到最底端過(guò)程中隨受力逐步增大而引起的軸向竄動(dòng)（見圖10）。

圖10 測(cè)量位置示意圖

對(duì)比分析數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)軸承座端面竄動(dòng)對(duì)絲杠軸向竄動(dòng)的貢獻(xiàn)率達(dá)63% （取平均值估測(cè)） （見表1）。

2 改進(jìn)方案

檢測(cè)位置 設(shè)備A 設(shè)備B 設(shè)備C 平均值（mm）軸承座中間 0.34 0.4 0.5 0.41絲杠軸肩 0.47 0.45 0.65 0.52絲杠右端 0.65 0.55 0.75 0.65

由以上分析可知，減少絲杠軸向竄動(dòng)最主要的是防止軸承座發(fā)生翻轉(zhuǎn)變形，而軸承座翻轉(zhuǎn)變形源于支撐底座發(fā)生變形。因此，筆者決定將地腳螺栓數(shù)量增加到8 個(gè)（見圖11），再次分析顯示軸承座的翻轉(zhuǎn)變形減小到0.038 mm。改進(jìn)前軸承座的變形量是改進(jìn)后的10.5 倍，可見軸承座變形大大降低（見圖12），如此必將大大減少絲杠的軸向變形量。

圖11 優(yōu)化地腳約束條件

圖12 提取軸承座對(duì)應(yīng)位置變形

3 結(jié) 語(yǔ)

本文通過(guò)分析剪刀臂直連傳動(dòng)系統(tǒng)受軸向力作用時(shí)引起軸向竄動(dòng)的原因，找到水平傳動(dòng)絲杠軸向伸長(zhǎng)主要源自軸承座和底座受載后發(fā)生變形，通過(guò)采取增加軸承座和底座剛性的方法，最終使軸承座變形大大降低，有效減少水平絲杠的軸向伸長(zhǎng)量。