陳俞鵬 王海波 薛朝軍 鄒懷靜 高依民

1.西南交通大學(xué)機(jī)械學(xué)院，成都，6100312.軌道交通運(yùn)維技術(shù)與裝備四川重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都，610031

0 引言

制造業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)浪潮下，自動(dòng)化設(shè)備不斷涌現(xiàn)并逐步取代人工操作，但手持式工具學(xué)習(xí)成本低、可靠性高、靈活性高等特點(diǎn)使其在航空、建筑、林業(yè)等領(lǐng)域的應(yīng)用比例仍居高不下[1]。飛機(jī)裝配過(guò)程涉及大量的手工鉚接操作，據(jù)統(tǒng)計(jì)，一架支線飛機(jī)上有幾十萬(wàn)顆鉚釘，而一架大型干線飛機(jī)上有幾百萬(wàn)顆鉚釘[2]。鉚槍、沖擊鉆等手持式工具作業(yè)時(shí)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的振動(dòng)[3]，長(zhǎng)期從事手傳振動(dòng)作業(yè)容易導(dǎo)致手臂系統(tǒng)血管、神經(jīng)的病變和肌肉骨骼疾病即手臂振動(dòng)綜合征(hand-arm vibration syndrome，HAVS)[4]。振動(dòng)性白指是HAVS常見的發(fā)病表現(xiàn)[5]，其患指癥狀為受冷時(shí)出現(xiàn)麻木、刺痛等感覺(jué)[6]，嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致握力下降。某飛機(jī)裝配廠調(diào)查發(fā)現(xiàn)工人自述的肌肉骨骼患病率達(dá)到90.2%[7]。就工人而言，手傳振動(dòng)危害身體健康，影響生活質(zhì)量；從企業(yè)、國(guó)家角度看，手傳振動(dòng)造成巨大經(jīng)濟(jì)損失。

針對(duì)手傳振動(dòng)的防控措施包括振源消除、工具改進(jìn)、行政管控、穿戴個(gè)體防護(hù)裝備，目前學(xué)者多從改進(jìn)現(xiàn)有工具及開發(fā)個(gè)體防護(hù)裝備的角度進(jìn)行研究。JING等[8]在人與工具之間引入X形非線性減振結(jié)構(gòu)來(lái)解決手持式拆除工具的減振問(wèn)題。LINDELL等[9]在搗固機(jī)、破碎機(jī)等手持式?jīng)_擊工具的殼體與執(zhí)行機(jī)構(gòu)之間引入輔助質(zhì)量塊來(lái)實(shí)現(xiàn)非線性減振，優(yōu)化后的工具可在較寬的工作頻帶內(nèi)減小操作人員的振動(dòng)。JAIN等[10]通過(guò)考慮手的解剖形狀，開發(fā)出符合人體工程學(xué)的工具手柄，與圓形手柄相比，人體工程學(xué)手柄的振動(dòng)減小量為7.27%～14.59%。RENS等[11]指出防振手套這類個(gè)體防護(hù)的裝配減振效果與頻率相關(guān)，僅能減少較高頻率(超過(guò)500Hz)的振動(dòng)分量。

改進(jìn)振動(dòng)工具的成本高、普及周期長(zhǎng)，防振手套的減振效果有限，現(xiàn)有抗振措施難以滿足裝配業(yè)抗振及作業(yè)效率提升的需求。筆者針對(duì)航空裝配的鉚接工作，設(shè)計(jì)出一套具有減振與工具支撐功能的上肢穿戴抗振外骨骼，以減小振動(dòng)傷害、提高可持續(xù)作業(yè)能力。利用ADAMS參數(shù)化動(dòng)力學(xué)仿真模型與交互正交試驗(yàn)，優(yōu)化外骨骼剪式減振單元結(jié)構(gòu)參數(shù)。物理樣機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證了外骨骼的抗振效果，并能客觀評(píng)估外骨骼的減振及輔助性能。

1 抗振外骨骼的結(jié)構(gòu)

上肢抗振外骨骼應(yīng)具備減振、工具支撐、多人適配等功能，以適應(yīng)振動(dòng)工具復(fù)雜的使用工況。筆者根據(jù)成年人人體尺寸及人體百分位數(shù)應(yīng)用通則，基于人機(jī)工程學(xué)設(shè)計(jì)方法，采用雙百分位數(shù)限值設(shè)計(jì)外骨骼。

如圖1所示，抗振外骨骼結(jié)構(gòu)由前臂減振系統(tǒng)(對(duì)稱剪式減振單元、夾持裝置)、上臂支撐系統(tǒng)(肩關(guān)節(jié)、活塞式阻尼器、旋轉(zhuǎn)式阻尼器、肘關(guān)節(jié))、上肢穿戴系統(tǒng)(背帶、背部支撐板)組成，通過(guò)上肢穿戴系統(tǒng)的可調(diào)背帶和背部支撐板實(shí)現(xiàn)人體與外骨骼的綁定。上肢支撐系統(tǒng)的肩關(guān)節(jié)和肘關(guān)節(jié)處裝有阻尼器(提供阻尼力矩)。支撐外骨骼前臂減振系統(tǒng)可實(shí)現(xiàn)工具支撐。前臂減振系統(tǒng)設(shè)有對(duì)稱布置的剪式減振單元；剪式減振單元上下鉸接彈簧阻尼減振器，作業(yè)時(shí)，工具產(chǎn)生的振動(dòng)沖擊由夾持裝置、可調(diào)連桿依次傳遞至減振單元；減振單元內(nèi)置的彈簧阻尼減振器可減小沖擊，減少人體的振動(dòng)暴露傷害。

圖1 上肢抗振外骨骼結(jié)構(gòu)Fig.1 Upper limb anti-vibration exoskeleton structure

2 動(dòng)力學(xué)理論分析

為準(zhǔn)確分析影響外骨骼減振性能的主要參數(shù)，結(jié)合抗振外骨骼的穿戴方式，假設(shè)人體手握振動(dòng)工具，以完成姿勢(shì)準(zhǔn)備后的狀態(tài)為初始系統(tǒng)平衡位置，建立人機(jī)耦合系統(tǒng)力學(xué)模型。圖2中，U、V、W分別代表外骨骼的肩關(guān)節(jié)、肘關(guān)節(jié)、腕關(guān)節(jié)；l1～l5分別為連桿AW、AB、BD、GV、UV的長(zhǎng)度；θ1～θ3分別為外骨骼肩關(guān)節(jié)、肘關(guān)節(jié)及剪式結(jié)構(gòu)的夾角；k1、k2為剪式減振單元前后減振器的剛度；c1、c2、cU、cV分別為減振單元前后兩個(gè)減振器、外骨骼肩關(guān)節(jié)、肘關(guān)節(jié)的阻尼系數(shù)；k3、k4分別為人體上肢水平及豎直方向的等效剛度；c3、c4分別為人體上肢水平及豎直方向的阻尼系數(shù)；m1、m2分別為工具以及夾持裝置的質(zhì)量；FI、Farm分別為周期激振力和手臂初始作用力；x、y分別為工具水平、豎直方向的位移。

圖2 人機(jī)耦合力學(xué)模型Fig.2 Human-machine coupling mechanical model

以W點(diǎn)為廣義坐標(biāo)原點(diǎn)，建立固于地面的坐標(biāo)系，利用直角坐標(biāo)法分析機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)。由系統(tǒng)初始條件得到的參數(shù)有V點(diǎn)初始坐標(biāo)(xV0，yV0)，U點(diǎn)坐標(biāo)(xU，yU)，點(diǎn)V、W的初始距離lVW0，點(diǎn)A、D的初始距離lAD0，減振單元前后端彈簧初始長(zhǎng)度lBC0、lEF0，關(guān)節(jié)夾角θ1～θ3。根據(jù)幾何關(guān)系可得

(1)

由式(1)可知該系統(tǒng)為多自由度有阻尼強(qiáng)迫振動(dòng)系統(tǒng)。根據(jù)圖2，以x、y及任意時(shí)刻肩關(guān)節(jié)夾角θ為廣義坐標(biāo)，可設(shè)任意系統(tǒng)狀態(tài)下W點(diǎn)的坐標(biāo)為(x，y)，V點(diǎn)的坐標(biāo)為(xV，yV)，其中，xV=xU+l5sinθ，yV=yU-l5cosθ。圖3所示為剪式單元關(guān)于VW對(duì)稱的連桿機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)規(guī)律，接振時(shí)，連桿AB、BD發(fā)生偏轉(zhuǎn)，點(diǎn)A、D共線且存在滑動(dòng)副。

(a)實(shí)際軌跡 (b)假設(shè)軌跡圖3 減振單元連桿運(yùn)動(dòng)規(guī)律Fig.3 Movement law of vibration damping unit connecting rod

由W、V點(diǎn)坐標(biāo)及l(fā)VW0可得前臂長(zhǎng)度

(2)

以及長(zhǎng)度變化量ΔlVW。如圖3b所示，假設(shè)D點(diǎn)固定，則點(diǎn)A、A′的距離ΔlVW/2=(lVW0-lVW)/2。設(shè)連桿BD的偏轉(zhuǎn)角為α，則任意時(shí)刻連桿BD與點(diǎn)A、D所在直線夾角為θ3+α，任意時(shí)刻剪式單元前端彈簧長(zhǎng)度為

lBC=2l3sin(θ3+α)

(3)

根據(jù)圖3b，對(duì)于△A′B′D，由余弦定理可得

(4)

任意時(shí)刻彈簧長(zhǎng)度lBC與初始彈簧長(zhǎng)度lBC0的差值為剪式單元前后彈簧變形量s，即

s=lBC-lBC0

(5)

設(shè)外骨骼肩關(guān)節(jié)旋轉(zhuǎn)角度為Δφ1、肘關(guān)節(jié)旋轉(zhuǎn)角度為Δφ2，則有

(6)

根據(jù)拉格朗日原理建立人機(jī)耦合系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)微分方程：

(7)

L=Ek-Ep

式中，Ek為系統(tǒng)的動(dòng)能；Ep為系統(tǒng)勢(shì)能；ED為系統(tǒng)耗散能。

前臂減振系統(tǒng)兩側(cè)的減振單元有4個(gè)彈簧阻尼減振器，因此系統(tǒng)勢(shì)能為

Ep=(k1+k2)s2+(k3x2+k4y2)/2

(8)

系統(tǒng)動(dòng)能為

(9)

系統(tǒng)耗散能為

(10)

由系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析可知，外骨骼減振系統(tǒng)為非線性系統(tǒng)，其中，減振器彈簧剛度k1、k2影響系統(tǒng)勢(shì)能；減振器阻尼系數(shù)c1、c2，外骨骼肩關(guān)節(jié)、肘關(guān)節(jié)的等效阻尼系數(shù)cU、cV影響系統(tǒng)耗散能。結(jié)構(gòu)參數(shù)l1～l5通過(guò)影響減振器的變形量s及旋轉(zhuǎn)角度Δφ1、Δφ2來(lái)影響系統(tǒng)的勢(shì)能和耗散能。減振單元是影響系統(tǒng)減振性能的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，故對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行分析與優(yōu)化。l1、l4、l5與人體手臂尺寸有關(guān)且穿戴時(shí)可調(diào)，cU、cV應(yīng)根據(jù)支撐力矩以及操作舒適性選取，均為非減振單元參數(shù)，本文暫不展開。l2、l3的變化影響減振器在剪式結(jié)構(gòu)中的安裝位置，因此在保持減振器初始長(zhǎng)度不變的條件用連桿長(zhǎng)度比值l3/l2來(lái)描述減振器安裝位置。由此可得l3/l2、k1、k2、c1、c2是影響外骨骼性能的減振單元關(guān)鍵參數(shù)。

3 減振單元優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 ADAMS參數(shù)化建模

根據(jù)工人作業(yè)時(shí)的手臂姿勢(shì)及人機(jī)耦合力學(xué)模型，在ADAMS中建立圖4所示的人機(jī)耦合仿真模型，按照設(shè)計(jì)參數(shù)設(shè)定抗振外骨骼的材料和質(zhì)量，人體模型及關(guān)節(jié)阻抗參數(shù)按文獻(xiàn)[12]設(shè)置。

圖4 ADAMS仿真模型Fig.4 ADAMS simulation model

為分析參數(shù)值變化對(duì)減振性能的影響，降低ADAMS建模成本，對(duì)減振單元的局部進(jìn)行參數(shù)化建模，其中，減振器彈簧的阻尼系數(shù)可通過(guò)定義設(shè)計(jì)變量實(shí)現(xiàn)參數(shù)化。

l3/l2需單獨(dú)定義設(shè)計(jì)變量、參數(shù)坐標(biāo)點(diǎn)、參數(shù)表達(dá)式實(shí)現(xiàn)參數(shù)化。根據(jù)圖3所示的連桿結(jié)構(gòu)間關(guān)系及圖5所示的減振器安裝位置Δx與l3/l2變化關(guān)系，并按下式在ADAMS中定義相應(yīng)參數(shù)，實(shí)現(xiàn)模型參數(shù)化：

(11)

圖5中，虛線代表某一l3/l2的減振器安裝位置，最終的參數(shù)化建模結(jié)果如圖6所示。

圖5 連桿比值與減振器安裝位置關(guān)系Fig.5 Ratio and shock absorber position relationship

圖6 局部參數(shù)化模型Fig.6 Local parameterized model

3.2 單因素振動(dòng)響應(yīng)分析

仿真的目的是研究減振單元各參數(shù)的變化對(duì)系統(tǒng)響應(yīng)的影響，分析各參數(shù)較優(yōu)的取值區(qū)間。不同型號(hào)鉚槍的工作氣壓和沖擊力大小不同，因此分別以50，100，150，200 N作為激勵(lì)幅值F0，鉚槍工作頻率為25 Hz，設(shè)置周期激振輸入為F0cos(50πt)，采用控制變量法，按表1所示方案進(jìn)行單因素振動(dòng)響應(yīng)仿真。

表1 單因素試驗(yàn)方案

作業(yè)過(guò)程中，振源與人手直接接觸，因此選擇腕關(guān)節(jié)受力F為測(cè)量指標(biāo)。輸入為周期信號(hào)，因此在ADAMS中定義測(cè)量函數(shù)截取穩(wěn)態(tài)響應(yīng)輸出，取響應(yīng)絕對(duì)值的最大值為幅值，以水平受力Fx和豎直受力Fy的合力幅值作為手部受力F。定義力傳遞率

TF=F/F0

(12)

單因素分析仿真結(jié)果如圖7所示。

(a)k1，k2與力傳遞率關(guān)系

(b)c1，c2與力傳遞率關(guān)系

(c)l3/l2與力傳遞率關(guān)系圖7 單因素分析結(jié)果Fig.7 Single factor analysis results

由圖7a可知，隨著彈簧剛度的增大，力傳遞率先減小后增大，但整體呈增大趨勢(shì)。激勵(lì)幅值分別為100，150，200 N時(shí)，最小傳遞率對(duì)應(yīng)的彈簧剛度分別為0.3，0.5，0.7 N/mm，這說(shuō)明激勵(lì)幅值增大時(shí)可適當(dāng)調(diào)大彈簧剛度。綜上，為滿足剪式單元功能的要求，彈簧剛度取值應(yīng)在設(shè)計(jì)值附近。由圖7b可知，阻尼取值在[0，1](N·s/mm)時(shí)，力傳遞率顯著下降，在[1，10](N·s/mm)內(nèi)緩慢下降直至基本不變，對(duì)比其他結(jié)構(gòu)參數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，阻尼對(duì)系統(tǒng)減振性能影響較大。激勵(lì)幅值為150 N時(shí)，阻尼在在[0，1](N·s/mm)內(nèi)的力傳遞率減小38.9%，在[0，10](N·s/mm)內(nèi)的力傳遞率減小48.3%，因此，阻尼系數(shù)取1 N·s/mm可獲得最優(yōu)的減振器結(jié)構(gòu)尺寸及力傳遞率。由圖7c可知，l3/l2≈1時(shí)，各激振幅值下的力傳遞率較小，即阻尼器安裝在中間位置的減振效果最好。

3.3 交互正交試驗(yàn)優(yōu)化設(shè)計(jì)

由單因素分析可得各關(guān)鍵參數(shù)的推薦取值范圍，但無(wú)法得出多個(gè)參數(shù)變化時(shí)系統(tǒng)的振動(dòng)特性及參數(shù)的最優(yōu)組合。因此本節(jié)利用ADAMS參數(shù)化模型，以M0501型鉚槍的激勵(lì)150 N為輸入，采用正交試驗(yàn)法優(yōu)化減振單元結(jié)構(gòu)，選取最優(yōu)的參數(shù)組合。剪式結(jié)構(gòu)前后交叉，設(shè)計(jì)試驗(yàn)時(shí)有必要考慮因素的交互作用的影響[13]。由于交互項(xiàng)較多，因此根據(jù)L16(25)正交試驗(yàn)表，利用Minitab設(shè)計(jì)五因素兩水平且考慮全交互作用的正交試驗(yàn)。本次仿真僅作交互分析，最佳水平組合方案通過(guò)去除不必要交互項(xiàng)，以腕關(guān)節(jié)受力為優(yōu)化目標(biāo)，以剪式單元結(jié)構(gòu)參數(shù)為約束條件，五因素三水平正交試驗(yàn)獲得的交互分析結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，交互項(xiàng)k1×k2、l3/l2×c1、l3/l2×c2的曲線存在交叉。各交互項(xiàng)與主因素的影響顯著性可通過(guò)方差分析獲得。

圖8 交互作用二元圖Fig.8 Binary diagrams of interaction

由表2可知，交互項(xiàng)c1×c2的P值小于0.05，可判定為交互作用顯著。綜合各因素的F值可知，各主因素及其交互項(xiàng)對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響顯著性排序(由大到小)為：c2，c1，l3/l2，l3/l2×c2，l3/l2×c1，k1×k2，k2，k1，c1×c2。c1×c2，l3/l2×c1，l3/l2×c2的顯著性較高，但其F值均小于l3/l2，c1，c2的F值，即交互項(xiàng)c1×c2，l3/l2×c1，l3/l2×c2對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響作用低于主因素的影響作用，對(duì)最佳水平搭配無(wú)修正作用，而k1×k2的F值大于k1、k2的F值，因此設(shè)計(jì)試驗(yàn)時(shí)僅需考慮k1、k2之間的交互作用。根據(jù)單因素分析結(jié)果及試驗(yàn)表列數(shù)限制，最終設(shè)計(jì)五因素三水平一交互的正交試驗(yàn)，各因素水平值如表3所示。

表2 方差分析

表3 因素水平表

使用Minitab選取L27(313)標(biāo)準(zhǔn)正交表并設(shè)置交互項(xiàng)，生成試驗(yàn)方案，利用ADAMS/insight模塊按方案依次仿真，部分試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示，試驗(yàn)水平方案及結(jié)果如表4所示。

圖9 交互正交試驗(yàn)仿真結(jié)果Fig.9 Interactive orthogonal test simulation results

相同激勵(lì)輸入下，未穿戴外骨骼時(shí)手部受力為148.11 N，對(duì)比表4可知穿戴外骨骼能有效減小手部受力。試驗(yàn)數(shù)據(jù)極差分析結(jié)果如表5所示，可知各因素對(duì)手部受力的影響顯著性排序(從大到小)為：c2，c1，l3/l2，k2，k1，最佳因素水平組合為l3/l2(2)k1(1)c1(3)k2(1)c2(3)，考慮到k1×k2的交互效應(yīng)，還需繪制交互作用二元圖(圖10)，修正極差分析結(jié)果。

表4 試驗(yàn)方案及結(jié)果

表5 極差分析

圖10 k1×k2交互作用Fig.10 k1×k2 interaction

由圖10可知，k1、k2差異取值時(shí)的受力均值小于k1、k2取值相同時(shí)的受力均值，k1取3 N/mm、k2取2 N/mm時(shí)的受力均值最小，根據(jù)交互作用分析結(jié)果修正極差分析結(jié)論，最終確定最佳因素水平組合為l3/l2(2)k1(2)c1(3)k2(1)c2(3)。對(duì)該水平組合進(jìn)行仿真可得最佳水平組合：水平方向受力Fx=48.79 N，豎直方向受力Fy=26.23 N，合力F=55.40 N。該結(jié)果為正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)的最優(yōu)結(jié)果，但該組合不在試驗(yàn)方案中。與相同條件下未穿戴外骨骼仿真結(jié)果相比，最佳水平組合參數(shù)的腕關(guān)節(jié)合力減小了62.6%，而初始參數(shù)的腕關(guān)節(jié)合力減小了51.2%，如表6所示。

表6 優(yōu)化結(jié)果對(duì)比

分析結(jié)果表明，c1、c2、l3/l2是影響上肢抗振外骨骼減振性能的主要因素，在減振單元參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)首先考慮c1、c2。本文所選c1、c2為試驗(yàn)范圍內(nèi)的最大值，從全局取值角度分析，其最優(yōu)值為結(jié)構(gòu)限制條件內(nèi)的最大值。剪式減振結(jié)構(gòu)的前后剛度k1、k2取不同值的減振效果最佳，而阻尼c1、c2的單獨(dú)變化對(duì)整體影響幾乎相同，因此前后阻尼系數(shù)取值可相等。

4 抗振性能試驗(yàn)研究

4.1 試驗(yàn)方法與設(shè)備

為評(píng)估外骨骼的實(shí)際應(yīng)用效果，進(jìn)行上肢抗振外骨骼的樣機(jī)鉚接試驗(yàn)，結(jié)合測(cè)量結(jié)果和主觀反饋來(lái)改進(jìn)樣機(jī)。為還原真實(shí)鉚接工況，試驗(yàn)人員需在穿戴、未穿戴外骨骼兩種狀態(tài)下依次以5種典型作業(yè)姿勢(shì)進(jìn)行鉚接，在各姿勢(shì)下鉚接4顆鉚釘，對(duì)比不同姿勢(shì)下的指標(biāo)，分析外骨骼抗振性能。各姿勢(shì)及其權(quán)重(某裝配廠實(shí)際工況統(tǒng)計(jì)結(jié)果)如圖11所示。

圖11 作業(yè)姿勢(shì)及權(quán)重Fig.11 Work posture and weight

工人操作經(jīng)驗(yàn)不同，為分析外骨骼對(duì)不同人群的抗振效果，試驗(yàn)邀請(qǐng)兩名不同工作年限的男性工人參與試驗(yàn)，他們的基本信息如表7所示。

表7 試驗(yàn)人員信息

鉚接作業(yè)時(shí)，操作者手部與振源直接連接，手部承受的沖擊力大小直接關(guān)系到手傳振動(dòng)生物學(xué)效應(yīng)嚴(yán)重程度和人體舒適度。ISO 5349《人體暴露于手傳振動(dòng)的測(cè)量與評(píng)價(jià)》中定義加速度均方根為描述工具振動(dòng)強(qiáng)度的基本量，因此，本次試驗(yàn)通過(guò)工具振動(dòng)強(qiáng)度和人體掌心接觸壓力綜合評(píng)估樣機(jī)抗振性能。

試驗(yàn)選用M0501型鉚槍(沖擊頻率25 Hz)鉚接6 mm厚航空鋁薄板，使用三軸壓電式加速度傳感器測(cè)量鉚槍振動(dòng)強(qiáng)度。加速度采集設(shè)備如圖12所示。傳感器通過(guò)鋼箍固定在鉚槍尾部，安裝方式及傳感器加速度方向如圖13所示。

(a)恒流源 (b)加速度傳感器 (c)TMC數(shù)據(jù)采集器圖12 加速度采集系統(tǒng)Fig.12 Acceleration acquisition system

圖13 傳感器安裝Fig.13 Sensor mounting position

使用宇博603系列薄膜壓力傳感器測(cè)量掌心的接觸壓力，傳感器測(cè)量區(qū)域?yàn)橹睆?2 mm的圓形，采用RFP多通道壓力測(cè)試系統(tǒng)低頻采集壓力信號(hào)并上傳至上位機(jī)，間隔200 ms計(jì)算傳感器壓力均值。壓力采集系統(tǒng)如圖14所示。

圖14 壓力采集系統(tǒng)Fig.14 Pressure acquisition system

4.2 數(shù)據(jù)處理

4.2.1加速度數(shù)據(jù)處理

帶限濾波器傳遞函數(shù)Hb(s)、頻率計(jì)權(quán)濾波器傳遞函數(shù)Hw(s)分別為

Hb(s)=

(13)

(14)

人體對(duì)不同頻率的振動(dòng)傷害敏感程度不同，按照式(13)、式(14)對(duì)加速度ah(t)進(jìn)行計(jì)權(quán)濾波，得到計(jì)權(quán)加速度ahw(t)。計(jì)權(quán)濾波后的加速度如圖15所示。

圖15 計(jì)權(quán)濾波后加速度Fig.15 Acceleration after weighted filtering

由圖15可知，鉚槍振動(dòng)為重復(fù)性短周期振動(dòng)，鉚接期和間歇期分界明顯且時(shí)長(zhǎng)不一，計(jì)算總時(shí)間歷程的均方根所得結(jié)果與實(shí)際鉚接期結(jié)果會(huì)有較大的偏差。定義穿戴外骨骼時(shí)i(i=1，2，…，5)姿勢(shì)在j(j=x，y，z)方向的計(jì)權(quán)振動(dòng)強(qiáng)度為

(15)

未穿戴時(shí)計(jì)權(quán)振動(dòng)強(qiáng)度為

計(jì)算鉚接期計(jì)權(quán)加速度均方根的平均值，并將其視為該姿勢(shì)下各方向的計(jì)權(quán)振動(dòng)強(qiáng)度。

穿戴外骨骼時(shí)及未穿戴外骨骼時(shí)，i姿勢(shì)下的振動(dòng)總值分別為

(16)

穿戴外骨骼前后j方向的減振性能可表示為

外骨骼整體姿勢(shì)計(jì)權(quán)減振性能可表示為

(17)

式中，λi為姿勢(shì)i的權(quán)重。

4.2.2接觸壓力數(shù)據(jù)處理

采集的接觸壓力數(shù)據(jù)如圖16所示，與加速度相似，鉚接期和間歇期分界明顯。如圖17所示，鉚接期所測(cè)數(shù)據(jù)為垂直作用于傳感器表面的手部握力Fgr、手部推力Fpu和鉚槍沖擊力Fa的合力(大小反映外骨骼減振性能和助力性能)，間歇期僅需手持鉚槍，無(wú)需作業(yè)，因此所測(cè)壓力僅為手部握力(大小反映外骨骼工具支撐性能)。采用計(jì)權(quán)平均法分別對(duì)比鉚接期和間歇期穿戴外骨骼前后的接觸壓力均值大小，評(píng)價(jià)外骨骼性能。

圖16 接觸壓力Fig.16 Contact pressure

圖17 鉚接期手部受力Fig.17 Hand stress during riveting

接觸壓力均值為

(18)

穿戴后，鉚接期、間歇期的整體姿勢(shì)計(jì)權(quán)減振性能指標(biāo)為

(19)

4.3 試驗(yàn)結(jié)果

4.3.1加速度結(jié)果

兩名試驗(yàn)人員穿戴外骨骼前后各方向計(jì)權(quán)振動(dòng)強(qiáng)度如圖18所示。穿戴外骨骼后，X、Y方向振動(dòng)強(qiáng)度均有降低。為保證鉚接方向可控，夾持裝置未限制繞Y軸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，因此Z方向振動(dòng)強(qiáng)度變化較小。根據(jù)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)計(jì)算振動(dòng)總值及減振率，結(jié)果如表8所示。

(a)X方向

(b)Y方向

(c)Z方向圖18 XYZ方向加速度結(jié)果Fig.18 XYZ Direction acceleration result

表8 振動(dòng)總值及減振率

4.3.2接觸壓力結(jié)果

接觸壓力結(jié)果如圖19示，各階段壓力降幅如表9所示。鉚接期內(nèi)，試驗(yàn)人員1所有姿勢(shì)的接觸壓力均得到良好控制，站立向下的壓力降幅最大，為58.3%；試驗(yàn)人員2穿戴外骨骼后，僅跪姿斜上的接觸壓力增大，與X方向加速度變化趨勢(shì)相同。間歇期內(nèi)，兩人接觸壓力均減小，由于個(gè)體間抓握習(xí)慣不同，接觸壓力的降幅為7.8%～80.4%。

(a)鉚接期接觸壓力

(b)間歇期期接觸壓力圖19 鉚接期、間歇期接觸壓力結(jié)果Fig.19 Contact pressure results in riveting period and intermittent period

表9 接觸壓力降低幅度

根據(jù)表9分別計(jì)算兩名試驗(yàn)人員的計(jì)權(quán)減振性能指標(biāo)并取均值得Rfa=39.9%，Rfb=49.4%，可見外骨骼能有效減小鉚接期的沖擊力并在間歇期提供一定的工具支撐力，減少工人因長(zhǎng)期高舉工具和作業(yè)帶來(lái)的疲勞。

4.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

對(duì)比未穿外骨骼時(shí)的振動(dòng)總值發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)人員2在大部分姿勢(shì)下的振動(dòng)總值大于試驗(yàn)人員1。計(jì)算穿戴外骨骼的兩人在相同姿勢(shì)的振動(dòng)總值之差，以弓步向前姿勢(shì)為例，試驗(yàn)人員1穿戴前后振動(dòng)總值為11.732 m/s2、10.319 m/s2，試驗(yàn)人員2穿戴前后振動(dòng)總值為13.905 m/s2、11.571 m/s2，弓步向前的最大差值分別為2.173 m/s2、1.252 m/s2。這表明鉚槍振動(dòng)強(qiáng)度與鉚接經(jīng)驗(yàn)有關(guān)，經(jīng)驗(yàn)越豐富，操控能力越強(qiáng)，振動(dòng)強(qiáng)度越低。穿戴外骨骼后，兩人整體數(shù)據(jù)差異變小，說(shuō)明外骨骼能輔助工人控制鉚槍振動(dòng)，減小個(gè)體差距。由間歇期接觸壓力發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)人員1大部分姿勢(shì)的接觸壓力大于試驗(yàn)人員2，證明其對(duì)鉚槍的握力較大、操控能力更強(qiáng)。

某飛機(jī)裝配廠的調(diào)研結(jié)果顯示，工人每日鉚接約1000顆鉚釘，單次鉚接時(shí)長(zhǎng)約3s，根據(jù)姿勢(shì)權(quán)重計(jì)算Ti，跪姿向前的時(shí)長(zhǎng)T1=1000×0.15×3=450 s。兩名試驗(yàn)人員未穿戴外骨骼時(shí)，日接振動(dòng)暴露量均值3.78 m/s2超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)衛(wèi)生限值3.50 m/s2；穿戴外骨骼后，日接振動(dòng)暴露量均值降為3.21 m/s2，減小了15.1%且低于限值。穿戴外骨骼可減少工人因肌肉疼痛造成的鉚接中斷，提高單日鉚接數(shù)量。以標(biāo)準(zhǔn)限值為界限，假設(shè)工人穿戴外骨骼進(jìn)行鉚接，單日鉚接1180顆鉚釘時(shí)的Aw(8)=3.49 m/s2接近衛(wèi)生限值，則穿戴外骨骼后，單日最多鉚接1180顆鉚釘，該結(jié)果為理想狀態(tài)下的結(jié)果，實(shí)際效果還需進(jìn)一步研究。

試驗(yàn)結(jié)果證明外骨骼能減小鉚槍振動(dòng)強(qiáng)度、提高單日鉚接的工作效率，但現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)人員反饋，雖然主觀上能覺(jué)察手部沖擊力減小及工具支撐作用，但穿戴后肩部有一定壓迫感，其自重需要進(jìn)一步優(yōu)化。

5 結(jié)論

(1)根據(jù)交互作用分析結(jié)果，以手部受力為指標(biāo)時(shí)，各主因素及強(qiáng)交互作用項(xiàng)顯著性排序(由大到小)為：c2，c1，l3/l2，l3/l2×c2，l3/l2×c1，k1×k2，k2，k1，c1×c2。考慮交互作用的情況下，最佳水平組合為l3/l2(2)k1(2)c1(3)k2(1)c2(3)，最佳水平組合下水平方向受力Fx=48.79 N，豎直方向受力Fy=26.23 N，合力F=55.40 N，優(yōu)化后的外骨骼使腕關(guān)節(jié)所受合力減小62.6%。對(duì)于剪式彈簧阻尼減振結(jié)構(gòu)，k1、k2差異取值時(shí)的減振效果更佳，c1、c2及l(fā)3/l2是影響外骨骼減振性能的主要因素。

(2)穿戴外骨骼后，日接振動(dòng)暴露量均值減小15.1%，單日鉚接效率最大可提高18%，接觸壓力在鉚接期減小約39.9%，在間歇期減小49.4%，外骨骼能減小手部受力，并提供一定的支撐作用。