李海虹，楊志永

(1. 天津大學(xué)機械工程學(xué)院，天津 300072；2. 太原科技大學(xué)機械電子工程學(xué)院，太原 030024)

天津大學(xué)擁有獨立知識產(chǎn)權(quán)的二自由度并聯(lián)機構(gòu) Diamond機器人目前已規(guī)?；瘧?yīng)用在電子、醫(yī)藥、食品等工業(yè)領(lǐng)域中，為包裝、移載等物流環(huán)節(jié)提供了高效、高質(zhì)的保障[1]．為了滿足不斷提高的生產(chǎn)效率，需要進一步對機器人進行輕量化設(shè)計，從而減輕慣性負(fù)載，提高作業(yè)速度．隨著質(zhì)量的降低，構(gòu)件的柔度增大，特別是類如 Diamond 機器人這種主要部件為柔性連桿的機構(gòu)，盡管采用了輕質(zhì)高強碳纖維材料，但是由于作業(yè)速度高，慣性負(fù)載大，很容易產(chǎn)生變形和振動，影響作業(yè)精度和疲勞壽命，必須進行機構(gòu)的彈性動力學(xué)特性的研究，針對機器人的運動狀態(tài)和受力狀態(tài)，探索抑制彈性動力響應(yīng)的措施．

隨著有限元方法的完善和軟件的普及，目前國內(nèi)外大多彈性動力學(xué)研究都集中在理論建模的基礎(chǔ)上，借助計算機仿真完成動力學(xué)分析和優(yōu)化設(shè)計[2]．然而在初始建立有限元模型時，一般無法完全獲悉物理模型的結(jié)構(gòu)參數(shù)，只能利用試驗?zāi)B(tài)分析完成模態(tài)參數(shù)的辨識．經(jīng)過半個多世紀(jì)的發(fā)展，模態(tài)分析技術(shù)已經(jīng)比較完善，成功地應(yīng)用在結(jié)構(gòu)性能評價、結(jié)構(gòu)動態(tài)修改和動態(tài)優(yōu)化設(shè)計等研究中[3-6]．但是高速機器人在運行時具有較為明顯的時變模態(tài)特性，時變模態(tài)是復(fù)雜時變機械系統(tǒng)的研究難題，目前多集中在理論研究領(lǐng)域[7]．對于機器人方面的研究，文獻[8]分析了一類平面并聯(lián)機器人整機低階固有頻率分布與位姿變換的關(guān)系，而未報道適用于并聯(lián)機器人時變特性研究的模態(tài)試驗方法. 為此，筆者以Diamond并聯(lián)機器人的時變模態(tài)研究為例，針對并聯(lián)機器人機構(gòu)特征，提出適用于時變模態(tài)研究的試驗方法．

1 試驗系統(tǒng)分析及試驗方案制訂

由于Diamond機構(gòu)(如圖1所示)在工作過程中是一個時變機構(gòu)，而利用試驗方法進行時變機構(gòu)的模態(tài)分析的文章少有發(fā)表，所以本次研究將需要首先制訂適用于時變機構(gòu)的特定試驗方案，并根據(jù)該方案搭建試驗系統(tǒng)．

圖1 Diamond機器人Fig.1 Diamond robot

根據(jù) Diamond結(jié)構(gòu)特征，不易選擇柔性桿作為激勵對象，只能對動平臺進行激勵，在柔性桿多測點處完成拾振．圖 2為測點布置示意，圖中矩形標(biāo)記點即拾振點．鑒于傳感器質(zhì)量對柔性輕質(zhì)桿件模態(tài)的影響，每次拾振只能安裝一個傳感器，即只能拾取一個方向的振動信號．

圖2 模態(tài)試驗所需測點布置示意Fig.2 Geometry with the nodes for modal test

圖3顯示了Diamond工作空間和典型門字型工作軌跡．為了研究該機構(gòu)沿著該軌跡工作時動態(tài)特性的變化規(guī)律，需要選取 N個位姿點進行模態(tài)試驗．位姿點越多越可以提高時變模態(tài)規(guī)律的準(zhǔn)確性，但卻顯著增加了模態(tài)分析的工作量．其實，該機構(gòu)的動態(tài)精度主要體現(xiàn)在動平臺上，所以以動平臺為觀測對象時，該機構(gòu)的模態(tài)可以劃分為以影響動平臺動態(tài)精度的模態(tài)和其他模態(tài)．即將動平臺看作剛體，在xOy平面內(nèi)，該剛體將體現(xiàn)為3個自由度的模態(tài)．如果只需完成三自由度簡化模型的模態(tài)試驗，不僅不會遺漏影響動平臺精度的主要模態(tài)，還可以提高試驗效率．

圖3 Diamond機器人工作空間及軌跡示意Fig.3 Working space and moving platform trajectory of the Diamond robot

簡化后的模型如圖4所示．根據(jù)軌跡及機構(gòu)的對稱性，測得8個位姿的模態(tài)數(shù)據(jù)就可以得到整個軌跡中15個位姿點的模態(tài)參數(shù)，各位姿間距60,mm，為工作行程距離的14.3%，基本可以滿足變化趨勢分析的精度．

圖4 簡化模型及被測位姿示意Fig.4 Test configuration of the simplified model

由于簡化模型的模態(tài)是諸多結(jié)構(gòu)參數(shù)的綜合體現(xiàn)，所以無法確定影響模態(tài)變化規(guī)律的結(jié)構(gòu)因素，尚需要完成機構(gòu)在典型位姿處的整體模型的模態(tài)，通過對比分析得出影響動平臺動態(tài)精度的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)．對稱位姿是衡量此類機構(gòu)特性的主要位姿，同時起始點位姿是決定抓取機器人操作動態(tài)精度的關(guān)鍵位姿，所以本次試驗將對以上2個典型位姿進行完整模型的模態(tài)試驗．

根據(jù)以上分析，本次試驗方案可以描述如下：分別進行工作軌跡中 8個特定位姿處機構(gòu)的簡化模型的模態(tài)測試，根據(jù)模態(tài)分析結(jié)果，即模態(tài)頻率、模態(tài)振型、模態(tài)阻尼等模態(tài)參數(shù)，對樣機進行直接的動態(tài)性能評估，確定該時變機構(gòu)的模態(tài)參數(shù)變換規(guī)律，驗證理論分析結(jié)果的正確性．其次，分析該機構(gòu)在 2個典型位姿處的整體模型的模態(tài)．通過對比，尋找一階或若干階影響動平臺精度的關(guān)鍵模態(tài)，確認(rèn)決定性能缺陷的主要因素，為理論模型修正提供修正基準(zhǔn)以及為進一步優(yōu)化設(shè)計提供需要改進的結(jié)構(gòu)性能參數(shù)．

2 搭建試驗系統(tǒng)

目前模態(tài)分析技術(shù)在結(jié)構(gòu)性能評價、結(jié)構(gòu)動態(tài)修改和優(yōu)化設(shè)計等研究中的重要性日益顯現(xiàn)，國內(nèi)外都研發(fā)了很多硬件及軟件系統(tǒng)，此次研究采用 B&K傳感器及LMS-Lab系統(tǒng)試驗平臺完成模態(tài)試驗．

由于該機構(gòu)動平臺設(shè)計時為手抓安裝留有安裝孔，無法實現(xiàn)準(zhǔn)確點的激勵，所以特別設(shè)計了安裝試驗傳感器的夾具，如圖 5(a)所示．該夾具不僅可以實現(xiàn)準(zhǔn)確點的鉛垂激勵及水平激勵，同時可以實現(xiàn)3個自由度的模態(tài)識別，即通過 1號傳感器識別水平模態(tài)、1號及 2號傳感器的信號異步識別轉(zhuǎn)角模態(tài)，以及通過 3號傳感器識別鉛垂方向的模態(tài)，如圖 5(b)所示．各傳感器及試驗用力錘參數(shù)如表1所示．根據(jù)試驗方案搭建測試系統(tǒng)如圖6所示．

圖5 試驗夾具及傳感器安裝示意Fig.5 Clamp and installation of the sensors

表1 模態(tài)試驗用儀器參數(shù)Tab.1 Parameters of the instruments in the modal test

圖6 試驗系統(tǒng)Fig.6 Test system

3 模態(tài)試驗

根據(jù)試驗方案，進行時變模態(tài)變化規(guī)律的研究和典型位姿下的模態(tài)分析．

3.1 模態(tài)參數(shù)沿軌跡變化趨勢的試驗研究

機構(gòu)在如圖4所示8個位姿處，分別通過水平及鉛垂激勵動平臺，三通道同時拾振完成模態(tài)測試．圖7和圖 8分別是鉛垂方向以及水平方向本點激勵本點響應(yīng)的8個實時傳遞函數(shù)．其中水平方向由S-1傳感器進行拾振．

匯總各路頻響函數(shù)的頻率峰值如表2所列，值得說明的是，水平激勵時，20,Hz左右出現(xiàn)峰值，經(jīng)模態(tài)試驗初測，動平臺沿鉛垂軸扭轉(zhuǎn)模態(tài)為 20,Hz左右，其產(chǎn)生原因是由于水平激勵時，力錘未能準(zhǔn)確敲擊在鉛垂軸線上，從而造成動平臺扭轉(zhuǎn)．由于扭轉(zhuǎn)模態(tài)影響動平臺動態(tài)精度程度有限，所以該頻段處的扭轉(zhuǎn)模態(tài)不予考慮．

利用MATLAB中CFTOOL中的擬合工具，選用樣條曲線做數(shù)據(jù)擬合得到鉛垂模態(tài)及水平模態(tài)沿位姿變換規(guī)律，如圖 9所示．由于 S-1傳感器和 S-2傳感器測定的頻率峰值接近，所以只將 S-1傳感器數(shù)據(jù)進行擬合分析．

圖7 動平臺鉛垂方向本點激勵本點響應(yīng)測得頻響函數(shù)Fig.7 FRFs of the moving platform along the vertical direction while the response point is the excitation point

表2 8個位姿處測得的頻響函數(shù)頻率峰值Tab.2 Peaks of the FRFs tested in 8 configurations Hz

通過動平臺鉛垂模態(tài)及水平模態(tài)的軌跡變化規(guī)律，可以認(rèn)為該機構(gòu)在水平方向的固有頻率比鉛垂方向的固有頻率普遍低些，而兩個方向模態(tài)沿位姿變化基本浮動在幾赫茲內(nèi)，無明顯奇變．

圖8 動平臺水平方向本點激勵本點響應(yīng)測得頻響函數(shù)Fig.8 FRFs of the moving platform along the horizontal direction while the response point is the excitation point

利用 LMS模態(tài)參數(shù)識別模塊，可以識別出 8個位姿的模態(tài)，限于篇幅，只列出用于對比的 2個典型位姿的簡化模態(tài)的分析結(jié)果．圖 10(a)為中間位姿處的動平臺模態(tài)，分別對應(yīng) 36.372,Hz(阻尼率 3.05%)、45.129,Hz(阻尼率 4.23%)和 78.850,Hz(阻尼率8.74%)．圖 10(b)為起始點位姿處的動平臺模態(tài)，分別對應(yīng)26.932,Hz(阻尼率7.74%)、40.123,Hz(阻尼率2.03%)、49.716,Hz(阻尼率 2.21%)和 81.525,Hz(阻尼率 8.46%)，可見機構(gòu)的水平平動模態(tài)的固有頻率比轉(zhuǎn)角模態(tài)的固有頻率低．

值得注意的是，起始點位姿處，動平臺模態(tài)分析結(jié)果顯示在 49,Hz左右，轉(zhuǎn)角模態(tài)已經(jīng)出現(xiàn)，實際從8個位姿的簡化模型可見，該現(xiàn)象只出現(xiàn)在距離對稱位姿水平距離 300,mm處的兩個位姿，即最早出現(xiàn)50,Hz左右的轉(zhuǎn)角模態(tài)位于距離對稱點偏移 240～300,mm 之間，這一變化的具體原因需要通過完整模 型的模態(tài)分析才能得到解釋．

圖9 模態(tài)頻率變換規(guī)律曲線Fig.9 Curve of the change of modal frequency

圖10 簡化模型的模態(tài)Fig.10 Mode shapes of the simplified model

3.2 典型位姿下模態(tài)試驗分析

為了確定機構(gòu)中影響動平臺主導(dǎo)模態(tài)的因素，分別對對稱位姿和起始點位姿做完整模型的模態(tài)試驗，得到模態(tài)分別如圖11所示．

圖 11(a)中前 4階模態(tài)分別對應(yīng)固有頻率為35.830,Hz(阻尼率 4.24%)、43.560,Hz(阻尼率5.15%)、52.130,Hz(阻尼率 3.56%)和 81.256,Hz(阻尼率 9.49%)．圖 11(b)中前 5階模態(tài)分別對應(yīng)固有頻率為 26.750,Hz(阻尼率 13.43%)、36.639,Hz(阻尼率 4.94%)、41.898,Hz(阻尼率 9.97%)、51.018,Hz(阻尼率9.32%)和80.991,Hz(阻尼率5.67%)．

圖11 完整模型的模態(tài)Fig.11 Mode shapes of the full model

3.3 對比分析

通過對比對稱位姿處兩類模型的模態(tài)分析，可以看出：第一階固有頻率大概位于 35,Hz處，該階模態(tài)主要表現(xiàn)在主動臂交錯上下，從而帶動整個機構(gòu)變形，動平臺則相應(yīng)表現(xiàn)為基本沿水平位移；第二階固有頻率大概位于43,Hz處，該階模態(tài)主要表現(xiàn)為主動臂的同步上下，從而帶動整個機構(gòu)基本保持鉛垂方向位移；第三階固有頻率大概位于 52,Hz處，主要表現(xiàn)為從動臂的變形，而動平臺基本不變，所以在簡化模型的模態(tài)試驗，未能識別出該模態(tài)，也可以認(rèn)為簡化模型的模態(tài)分析可以剔除與動平臺精度無關(guān)的模態(tài)，從而提高了模態(tài)分析效率；第四階固有頻率大概位于 81,Hz處，主要表現(xiàn)為完全由于從動臂擺動，造成動平臺在xOy面內(nèi)的扭轉(zhuǎn)．

根據(jù)以上分析，主動臂剛度是影響動平臺水平以及鉛垂位移精度的主要因素，而從動臂剛度則主要影響動平臺扭轉(zhuǎn)剛度．且只有當(dāng)從動臂同步變形時，才會造成動平臺的扭轉(zhuǎn)．

通過對比起始點位姿處兩類簡單模型的模態(tài)分析，可以看出，第一階固有頻率大概位于26,Hz處，該階模態(tài)主要表現(xiàn)在主動臂交錯上下，從而帶動整個機構(gòu)變形，動平臺則相應(yīng)表現(xiàn)為基本沿水平位移；第二階固有頻率大概位于 36,Hz處，主要表現(xiàn)為從動臂的變形，但對動平臺位移影響不大，所以在簡化模型中未能識別出該模態(tài)；第三階固有頻率大概位于 41,Hz處，該階模態(tài)主要表現(xiàn)為主動臂的同步上下，從而帶動整個機構(gòu)基本保持鉛垂方向位移；第四階固有頻率大概位于 51,Hz處，主要表現(xiàn)為從動臂的變形，此時與對稱位姿不同的是，由于機構(gòu)不對稱，近水平的從動臂振動使得動平臺產(chǎn)生了轉(zhuǎn)角位移，所以在簡化模型中識別出了轉(zhuǎn)角模態(tài)；第五階固有頻率大概位于81,Hz處，主要表現(xiàn)為完全由于兩邊從動臂擺動，造成動平臺轉(zhuǎn)動．

通過位姿對比結(jié)果得出主動臂的剛度影響動平臺水平及鉛垂剛度的結(jié)論與對稱位姿是一致的，所不同的是，由于受力情況的改變，即從動桿單元的約束條件變化，受從動桿剛度影響的動平臺的轉(zhuǎn)角模態(tài)變化比較大，尤其是處于遠(yuǎn)離對稱位姿的工況．但是考慮到實際機構(gòu)工作方式是通過吸盤或手抓完成抓取放置操作，同時衡量機構(gòu)動態(tài)精度的主要是動平臺的水平及鉛垂精度，雖然轉(zhuǎn)角動剛度隨位姿發(fā)生較大變化，但其對應(yīng)固有頻率比較高，所以在改善機構(gòu)動態(tài)特性的方案中將主要以提高水平動剛度和鉛垂動剛度為主要研究內(nèi)容．根據(jù)分析主動臂裝配體確定為改進的關(guān)鍵部件．

4 結(jié)果分析

通過第 3.3節(jié)的分析，影響機構(gòu)動剛度的薄弱環(huán)節(jié)確認(rèn)為主動臂，但是比較從動臂裝配體和主動臂裝配體可知，單一主動臂裝配體剛度要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于從動臂剛度，而且從模態(tài)圖中可以顯示，主動臂局部的模態(tài)變形在分析的頻域內(nèi)并未出現(xiàn)．通過觀察機構(gòu)與減速器及電機裝配體，可以判定，造成以上兩種判斷矛盾的真正原因是聯(lián)接軸，即造成動平臺動剛度下降的主要原因應(yīng)該是聯(lián)接主動臂和減速器的軸，軸的剛度才是最終影響機構(gòu)動平臺平動位移動剛度的主要因素，是真正影響機構(gòu)動剛度的薄弱環(huán)節(jié)和改進對象．

在理論計算模型和仿真模型中，均認(rèn)為軸的材料為鋼，且約束條件為固定聯(lián)接方式，所以模態(tài)分析結(jié)果與試驗出現(xiàn)不一致，圖 12(a)中是理論模型得出該實變機構(gòu)的模態(tài)頻率變化規(guī)律曲線，與圖9的試驗數(shù)據(jù)擬合曲線有較大差異，圖 12(b)是降低軸的彈性模量 50%后的頻率變化規(guī)律曲線，則與圖 9的試驗曲線更為相似．

綜上，減速器軸的彈性模量只是假定值，在今后的研究中，將圍繞軸單元的準(zhǔn)確修正量，借助動力修改判據(jù)進行確定，同時改進理論模型與仿真模型，修正后的理論模型才能夠用于優(yōu)化設(shè)計．

圖12 材料參數(shù)修正前后的仿真結(jié)果Fig.12 Simulation result calculated with the initial parameters and the modified parameters

5 結(jié) 語

針對并聯(lián)機器人的結(jié)構(gòu)特點和工作方式，提出了研究一類時變機構(gòu)模態(tài)變化規(guī)律的試驗方法，該方法通過同一機構(gòu)兩類模型的模態(tài)試驗及對比分析，以簡潔高效的方式研究了模態(tài)的時變規(guī)律，為理論模型提供了修正參照．該方法適用于在結(jié)構(gòu)及運行軌跡方面具有空間對稱性的時變機構(gòu)的動態(tài)特性試驗研究．

［1］Huang T，Wang P F，Mei J P，et al. Time minimum trajectory planning of a 2-dof translational parallel robot for pick-and-place operations[J].CIRP Annals—Manufacturing Technology，2007，56(1)：365-368.

［2］劉善增，余躍慶，劉慶波，等，3-RRS并聯(lián)機器人的動力學(xué)分析[J]. 中國機械工程，2008，19(15)：1778-1781.

Liu Shanzeng，Yu Yueqing，Liu Qingbo，et al. Dynamics analysis of a 3-RRS parallel manipulator[J]．China Mechanical Engineering，2008，19(15)：1778-1781(in Chinese)．

［3］Agneni1 A，Coppotelli G. Modal parameter prediction for structures with resistive loaded piezoelectric devices[J].Experimental Mechanics，2004，44(1)：97-100.

［4］Vivas A，Poignet P，Marquet F C，et al. Experimental dynamic identification of a fully parallel robot[C]∥Proceedings of the 2003 IEEE：Instructional Conference on Robotics and Automation.Taipei，China，2003：3278-3283.

［5］Conte J P，He X F，Moaveni B，et al，Dynamic testing of Alfred Zampa Memorial Bridge[J].Journal of Structural Engineering，2008，134(6)：109-113.

［6］Chen Changsong，Yan Donghuang. Dynamic analysis and modal test of long-span cable-stayed bridge based on ambient excitation[J].Journal of Central South University of Technology，2007，14(1)：135-139.

［7］續(xù)秀忠，張志誼，華宏星，等. 結(jié)構(gòu)時變模態(tài)參數(shù)辨識的時頻分析方法[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報，2003，37(1)：122-126.

Xu Xiuzhong，Zhang Zhiyi，Hua Hongxing，et al.Time-varying modal parameter identification with timefrequency analysis methods[J]．Journal of Shanghai Jiaotong University，2003，37(1)：122-126(in Chinese).

［8］Piras G，Cleghorn W L，Mills J K．Dynamic finiteelement analysis of a planar high-speed，high-precision parallel manipulator with flexible links[J].Mechanism and Machine Theory，2005，40(7)：849-862.