液壓重載機械手的結構設計與分析

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計研究院有限責任公司 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任公司 河南洛陽 471039

隨 著現(xiàn)代工業(yè)經濟的快速發(fā)展，重型裝備越來越趨于大型化，大型設備的維護保養(yǎng)及輔助生產對工作環(huán)境、安全及效率提出了更高的要求[1-2]。針對礦山領域的重載機器人，國內學者已經進行了多方面的技術研究。根據(jù)不同的磨機襯板安裝需求、工作狀態(tài)、結構特征及其襯板形式，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型的思路[3]；楚旭等人針對機械臂多關節(jié)聯(lián)動過程中定位精度差及平穩(wěn)性低的問題，提出機械臂多關節(jié)聯(lián)動控制策略，提高了執(zhí)行元件的運動路徑與設計規(guī)劃路徑的一致性[4]；楊柳松等人對機械臂轉臺支座結構尺寸進行了優(yōu)化設計與分析，可為相似復雜機械臂關鍵部件的結構尺寸優(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)更加關注磨機作業(yè)系統(tǒng)在全生產周期的綜合效能。為解決作業(yè)效率、生產安全等問題，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，工程應用需要其具有重載、高可靠性，因此，對機械手結構進行設計與優(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計了 2種結構，通過多體動力學方法將機械手整機剛體和剛-柔耦合體分別進行了分析研究，并對伸縮臂 2 種結構分別進行了有限元分析研究，提高了機械手結構的可靠性，可為類似復雜機械手結構設計與優(yōu)化提供參考。

1 機械手結構

磨機更換襯板機械手結構如圖 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、轉臺、伸縮內臂、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，最大夾持襯板負載為 2.5 t，最大運動速度為 0.2 m/s，設備總質量為 4.8 t。

圖1 磨機更換襯板機械手結構Fig.1 Structure of manipulator of replacing mill liner

2 伸縮臂結構設計

針對伸縮外臂與伸縮內臂間的連接方式提出了 2種設計方案：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，伸縮內臂通過輥輪支撐進行滾動伸縮，而滑軌式則通過滑塊支撐進行滑動伸縮。

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，需對機械手整機進行多體動力學分析。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鍵位置液壓缸鉸接處作用力、電動機轉矩大小的影響也未知，從而對設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-柔耦合體分別進行了多體動力學分析。

剛體條件下多體動力學分析曲線如圖 3 所示。提取與伸縮內臂連接缸的鉸接點 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)運行過程中的轉矩曲線如圖 3(b) 所示，電動機 1 的最大輸出轉矩為 27 638 N·m，電動機 2 的最大輸出轉矩為 28 675 N·m，電動機 3 的最大輸出轉矩為 39 527 N·m；伸縮內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分析曲線Fig.3 Multi-body dynamic analysis curve inrigid body condition

剛-柔耦合多體動力學求解過程示意如圖 4 所示。求解前，需在 ADAMS 中將伸縮外臂進行柔性化處理。此時，與伸縮內臂連接缸的鉸接點 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)運行過程中的轉矩曲線如圖 4(c) 所示，電動機 1 的最大輸出轉矩為 29 645 N·m，電動機 2 的最大輸出轉矩為 28 917 N·m，電動機 3 的最大輸出轉矩為 45 287 N·m；伸縮內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，更符合實際設備運行情況。剛體模型與剛-柔耦合模型仿真計算結果對比如表 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果大，其中，只有滾擺動電動機 2 的轉矩值較為接近。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 伸縮內臂有限元分析

在支撐輥式和滑軌式 2 種伸縮內臂模型中，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。

支撐輥式伸縮內臂部件的網格均采用四面體單元劃分，網格分布如圖 5 所示。

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

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

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

支撐輥式伸縮臂等效應力分布云圖如圖 7 所示。由圖 7 可知，伸縮內臂與支撐輥接觸位置的應力為 1 200 MPa，應力值遠大于材料屈服強度 690 MPa。因此，該結構不能滿足正常使用要求。

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

滑軌式伸縮內臂部件的網格采用四面體單元劃分，網格分布如圖 8 所示。

圖8 滑軌式伸縮內臂網格分布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。在伸縮內臂左側端面上分別施加力 F 和彎矩 T，根據(jù)多體動力學剛-柔耦合計算 F=73 189 N，T＝99 319 N·m。將大臂與轉臺鉸接的孔及大臂與俯仰直線缸鉸接孔施加固定約束，伸縮內臂和滑塊之間設置接觸關系，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力分布云圖如圖 10 所示。由圖 10 可知，內臂支撐滑塊處最大等效應力為 410 MPa，小于材料屈服強度 690 MPa；最小安全系數(shù)為1.68，大于設計最小安全系數(shù)標準值 1.5，滿足設計要求。

圖10 滑軌式伸縮臂等效應力分布云圖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臂進行有限元分析可知，滑軌式結構較支撐輥式能大幅降低集中應力值，是一種較為合理的設計方案。

5 結語

針對液壓重載機械手伸縮臂的 2 種結構，通過多體動力學方法對機械手整機剛體和剛-柔耦合體分別進行有限元分析，得到如下結論。

(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，更符合實際設備運行情況。

(2) 剛-柔耦合模型均較剛性體模型的計算結果大，其中，只有滾擺動電動機 2 的轉矩值較為接近。說明伸縮外臂的彈性位移對機械手各關鍵液壓缸、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一步設計液壓缸、電動機提供參考。

(3) 滑軌式結構較支撐輥式結構能大幅降低集中應力值，是一種較為合理的設計方案。